Отделение получения сульфанилата натрия с разработкой реакторного узла

дипломная работа

3.3 Расчет химико - технологических процессов и оборудования

Математическая модель реакций синтеза сульфанилата натрия

Исследование кинетики реакций образования сульфанилата натрия проведено с целью определения констант реакций и оптимального времени синтеза.

Получение сульфанилата натрия является гомогенной (без участия твердой фазы) последовательной реакцией и включает в себя 3 стадии:

1. Получение бисульфата анилина при взаимодействии анилина с серной кислотой:

(3.1)

2. Получение сульфаниловой кислоты в ходе разложения бисульфата анилина:

(3.2)

3. Получение сульфанилата натрия при взаимодействии сульфаниловой кислоты с едким натром:

(3.3)

Кинетический механизм получения сульфанилата натрия можно представить следующим образом:

A + B > C > D + E > F

Для математического описания процесса получения сульфанилата натрия необходимо совместное рассмотрение кинетики исчерпывания исходных продуктов (A - анилина, B - серной кислоты и E - едкого натра), образования полупродуктов (C - бисульфата анилина и D - сульфаниловой кислоты) и готового продукта (F - сульфанилата натрия). Реакция взаимодействия анилина с серной кислотой (3.1) является бимолекулярной реакцией и описывается уравнением:

(3.4)

(3.5)

(3.6)

Реакция разложения бисульфата анилина с образование сульфаниловой кислоты (3.2) является мономолекулярной реакцией:

(3.7)

(3.8)

Реакция сульфаниловой кислоты с едким натром с образованием сульфанилата натрия (3.3) -бимолекулярная реакция:

(3.9)

(3.10)

(3.11)

где СА, СВ, СС, СD, СE, СF - концентрации анилина, серной кислоты, бисульфата анилина, сульфаниловой кислоты, едкого натра и сульфанилата натрия, соответственно, масс. доли; К1, К2 и К3 - константы реакций образования бисульфата анилина, исчерпывания анилина и серной кислоты, соответственно; К4 и К5 - константа реакции образования сульфаниловой кислоты и разложения бисульфата анилина; К6, К7 и К8 - константы образования сульфанилата натрия и реагирования сульфаниловой кислоты и едкого натра, соответственно.

Уравнения (3.4 ч 3.11) представляют собой кинетическое описание реакций образования бисульфата натрия, сульфаниловой кислоты и сульфанилата натрия.

На рис. 3.2 - 3.4 приведены экспериментальные зависимости образования полупродуктов и сульфанилата натрия при температуре 170 0С.

Математическая обработка кинетических зависимостей с применением программы «Mathcad» позволила получить следующие зависимости:

(3.12)

Начальные условия

СА| ф = 0 = СА0

СВ| ф = 0 = СВ0

СС| ф = 0 = 0

Пределы применения

СА = 0,4 ч 16,8 масс.%

СВ = 0,2 ч 17,4 масс.%

СС = 0 ч 33,6 масс.%

(3.13)

Начальные условия

СС| ф = ф1 = ССК

СD| ф = ф1 = 0

Пределы применения

СС = 33,6 0ч0,8масс.%

СD = 0 ч 29,2 масс.%

(3.14)

Начальные условия

СD| ф = ф2 = СD0

СE| ф = ф2 = СE0

СF| ф = ф2 = 0

Пределы применения

СD = 29,2 ч 0 масс.%

СE = 0 ч 7,32 масс.%

СF = 0 ч 30,7 масс.%.

Рис. 3.2. Кинетика образования бисульфата анилина, исчерпывания анилина и серной кислоты.

Рис. 3.3. Кинетика образования сульфаниловой кислоты и разложения бисульфата анилина.

Рис. 3.4. Кинетика образования сульфанилата натрия и исчерпывания сульфаниловой кислоты и едкого натра.

Зависимости (3.12 ч 3.14) исследованы в следующем диапазоне изменения концентраций: СА = 0,4 ч 16,8 масс.%; СВ = 0,2 ч 17,4 масс.%; СС = 0 ч 33,6 масс.%; СD = = 0 ч 29,2 масс.%; СE = 0 ч 7,32 масс.%; СF = = 0 ч 30,7 масс.%. Полученные выражения позволили перейти к определению констант реакций образования полупродуктов и сульфанилата натрия. Константы кинетики химических превращений определялись методом наименьших квадратов, сущность которого заключалась в том, чтобы подобрать такие численные значения коэффициентов К1, К4 и К6 в уравнениях (3.4 ч 3.11), при которых сумма квадратов отклонений опытных и расчетных концентраций продуктов была минимальной. Расчетные кривые изменения концентрации реагентов во времени представлены на рис.3.2. - 3.4.

Проверка адекватности разработанного математического описания стадии получения сульфанилата натрия проводилась на основании экспериментальных данных, полученных в ЦЗЛ ОАО «Химпром» г. Новочебоксарска. На рис. 3.2. - 3.4 представлены расчетные (сплошные линии) и экспериментальные (точки) данные изменения концентраций исходных, промежуточных и конечного продукта в ходе реакций. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показывает, что среднее отклонение составляет 4,5 %, что вполне удовлетворяет точности описания процесса синтеза разработанной математической моделью.

Решение представленной модели позволяет проследить изменение концентрации во времени и определить оптимальное время каждой реакции и синтеза в целом для достижения максимального выхода стадии получения сульфанилата натрия. На основании полученных расчетов время реакции получения бисульфата анилина (1) ф1 = 1,15ч (4500с), образования сульфаниловой кислоты (2) ф2 = 14ч (50400с), получения сульфанилата натрия ф3 = 2ч (7200с).

Оценка оптимального варианта отделения синтеза сульфанилата натрия

Полное время стадии получения сульфанилата натрия:

Фобщ = фзагр + фн + ф1 + ф2 + ф3 + фвсп + фохл + фвыгр = 1200 · 2 +1200 + 4500 +50400 + 7200 + 1200 + 1800 + 1200 = 70 000с, (3.15)

где фзагр - время загрузки сырья для 1 и 3 реакций, фн - нагрева смеси, ф1, ф2, ф3 - стадий синтеза, фвсп - вспомогательных операций, фохл - охлаждения перед сливом из сульфуратора, фвыгр - выгрузки реакционной массы из реактора, соответственно, с.

Возможное количество синтезов в год на одной линии производства:

NВОЗМ = = 440 синтезов/год. (3.16)

Производительность по готовому продукту составляет 400 т/год, с одной операции получают 1150 кг 98%-ного сульфанилата натрия, необходимое количество синтезов:

NНЕОБХ = = 347 синтезов/год. (3.18)

Так как NНЕОБХ < NВОЗМ, то поведение 1 синтеза в сутки с учетом потерь времени на других стадиях обеспечивает данную производительность и не требует проектирования 2-ой линии синтеза.

Технологический расчет сульфуратора и привода мешалки

Секундный расход сульфанилата натрия:

G = = 0,013 кг/с. (3.19)

Масса раствора:

Мр = кг, (3.20)

где ХК - конечная концентрация сульфанилата натрия в растворе после синтеза, масс. доли.

Объем раствора:

VP = м3, (3.21)

где с - плотность раствора, кг/м3.

Учитывая, что аппарат заполняется на 70%, объем аппарата:

VАП = 2,55/0,7 = 3,7 м3. (3.22)

Возможные варианты подбора аппаратов для отделения синтеза сульфанилата натрия представлены в табл. 3.1.

Таблица 3.1.

Количество аппаратов, шт

Объем аппарата, м3

Стоимость аппарата, у.е.

Затраты на оборудование

6

0,63

2610

21660

4

1

2610

10440

3

1,6

2360

7080

2

2,5

2160

4320

1

4

2160

2160

Выбираем реактор объемом 1 м3 в количестве 4 шт. Диаметр аппарата и другие его геометрические размеры определяют по каталогу химического оборудования.

Основные данные стального эмалированного аппарата с перемешивающим устройством

Таблица 3.2.

VАП = 1м3

D = 1000 мм

D1 = 1100 мм

D2 = 700 мм

D3 = 1525 мм

H = 1140 мм

H1 = 1245 мм

H2 = 3040 мм

H3 = 600 мм

H4 = 290 мм

H5 = 345 мм

H6 = 700 мм

H7 = 405 мм

L = 1615 мм

L1 = 658 мм

L2 = 330 мм

L3 = 300 мм

S = 12 мм

S1 = 8 мм

mАП = 1400 кг

Схема емкостного аппарата с якорной мешалкой и рубашкой для подачи греющего агента представлена на рис. 3.5.

Нормализованный диаметр мешалки dМ, м:

(3.23)

где: Г- геометрический симплекс мешалки.

Г = 1,05ч1,3 для якорной мешалки принимаем Г = 1,05, из таблицы определяем стандартный диаметр мешалки dМ = 0,95м

Объем жидкости в реакторе VЖ, м3:

(3.24)

Высота жидкой фазы в аппарате НЖ, м:

(3.25)

Режим перемешивания Re:

(3.26)

где: с, µ - плотность и динамический коэффициент вязкости перемешиваемой жидкости, кг/м3 и Па·с, n - число оборотов мешалки, об/с;

5. Мощность, затрачиваемая на перемешивание жидкой фазы NЖ, Вт:

(3.27)

где: KN - коэффициент мощности, определяется по справочнику; КН - коэффициент, учитывающий степень заполнения аппарата

(3.28)

где: Кi - коэффициенты увеличения мощности: К1 = 1,1 для гильзы термопары, К2 = 1,2 для уровнемера.

КN = 0,35 при Re = 248812 из справочной литературы,

Пусковая мощность NП, Вт:

NП = 2·NЖ; (3.29)

NП = 2·114 = 228 Вт;

6. Мощность привода мешалки NПР, Вт

(3.30)

где: з - КПД привода; NС - мощность, затрачиваемая на преодоление сил трения в уплотнении вала мешалки, кВТ

(3.31)

где: n - скорость вращения вала, об/мин; SС =( 1,5ч2,5 ) - толщина слоя набивки, см; dВ - диаметр вала мешалки, см; Р - давление в аппарате, кГ/см2; К1 - коэффициент, зависящий от отношения толщины набивки к ее длине.

Таблица 3.3.

Отношение толщины набивки к ее длине

5

7

9

10

12

К1

0,65

1,02

1,58

1,73

2,34

NС = 0,025 · 60 · 5,1 · 6,5 ·1 · 0,65 = 32,32 Вт;

.

По потребляемой мощности для привода мешалки выбран электродвигатель серии АО2 мощностью 0,4 кВт, тип I, номер МН 5855-66.

Тепловой расчет сульфуратора

В аппарате периодического действия химический процесс протекает в несколько стадий:

1) Разогрев аппарата с раствором от начальной до заданной температуры (греющий агент - ВОТ);

2) Выдержка реакционной массы при заданной температуре;

3) Охлаждение раствора до конечной температуры.

Тепловые балансы каждой стадии составляют отдельно. Однако, т.к. все последовательные реакции синтеза протекают при фиксированной температуре, то стадия выдержки, т.е. время синтеза является основной. Из теплового баланса этой стадии определяется необходимый расход теплоносителя за время синтеза, определенного ранее из кинетического расчета реактора.

Количество подводимой теплоты определяют из уравнения теплового баланса:

Q1 = Q2 + QПОТ, (3.32)

где Q1 - количество подводимой теплоты, Q2 - необходимое количество теплоты для нагрева реакционной массы, QПОТ - потери теплоты, которые для аппаратов, снабженных тепловой изоляцией составляют 3 - 5% от Q1.

При нагревании реакционной массы жидкостью (ВОТ):

Q1 = D CВОТ (t 1Н - t 1K), (3.33)

Q2 = G2 C2 (t 2К - t 2Н) = 0,12 · 3,98 · (170 - 60) = 52,5 кВт (3.34)

QПОТ = (0,03 ч 0,05) Q1.

0,95 D CВОТ (t 1Н - t 1K) = G2 C2 (t 2К - t 2Н). (3.35)

Расход греющего агента:

D = кг/с. (3.36)

Средняя движущая сила (?tСР) определяется по уравнению:

?tСР = (?tБ - ?tМ)/ ?n(?tБ/?tМ) = (120 - 40)/ ?n(120/40) = 72,8 0С.(3.37)

Критерий Рейнольдса для раствора:

Re2 = . (3.38)

Для аппаратов с рубашкой при перемешивании среды механическими мешалками:

= =0,36(1532·103)0,67(22,43)0,33(1,1)0,14 = 41,98. (3.39)

Критерий Нуссельда для ВОТ, циркулирующего в рубашке аппарата:

Nu = 0,54 · Re0,25 · Pr0,33 · (м1/ мст1) = 0,54·(500)0,25 · (111,68)0,33 · (0,98)0,14 = =12,0. (3.40)

Средний коэффициент теплопередачи К для стадии нагревания жидкости в системе пар - жидкость рассчитывается по уравнению:

(3.41)

где: б1, б2 - коэффициенты теплоотдачи от высококипящего органического теплоносителя (греющего агента, ВОТ) к стенки аппарата и от стенки к нагреваемой жидкости, Вт/(м2·К); дСТ - толщина стенки, разделяющей два теплоносителя, м; лСТ - коэффициент теплопроводности материала стенки, Вт/(м·К); r2, r1 - термические сопротивления загрязнений со стороны раствора и греющего агента, м2·К/Вт.

Коэффициент теплоодачи от стенки к реакционной массе определяется следующим образом

Вт/(м2 К). (3,42)

Коэффициент теплоотдачи от потока ВОТ к стенке можно определить по уравнению:

Вт/(м2 К); (3.43)

где: л1, м2 - коэффициенты теплопроводности и вязкость ВОТ, определяемые при средней температуре теплоносителя, Вт/(м·К); Па·с.

Вт/(м2 К). (3.44)

Поверхность теплообмена определяют из уравнения теплопередачи:

Q = K ·?tСР·F (3.45)

F = Q /( K ·?tСР) = 52,5 · 103/(189 · 72,8) = 3,8 м2.

Поверхность наружной стенки аппарата, участвующая в теплообмене:

FАП = 0,7 · FЦИЛ + 1/2 FСФ = рDАПНАП + 1/2 · 3/4 · р ·RАП = 0,7 · 3,14 · 1 · ·1,14 + 1/2 · 3/4 · 3,14 · 0,5 = 4,0 м2. (3.46)

Т.к. FАП › F можно сделать вывод, что поверхности аппарата достаточно для передачи необходимого количества теплоты.

Время заполнения аппарата:

(3.47)

Время истечения раствора:

= 876 с = 14,6 мин =0,24 ч. (3.48)

Характеристика штуцеров

Таблица 3.4.

Обозначение

Наименование

Условный проход, мм

Технологический

100

Резервный

70

Для наполнения

70

Для гильзы термопары

70

Окно смотровое

70

Люк

300/400

Для трубы передавливания

70

Вход/выход теплоносителя

50/40

Слив раствора

70

Расчет выпарного аппарата

1. Материальный баланс

W = GH-GK, (3.49)

W = GHкг/с. (3.50)

2. Тепловой баланс

Q1 = Q2 + QПОТ, (3.51)

Q1 = DП · rП·1,05 = G2·с2·(tКИП-tН) + W·rСМ.ПОЛ., (3.52)

DП ,

DП = кг/с,

где: rП = 2171(кДж/кг); rСМ.ПОЛ.. = 2011,4(кДж/кг); сСМ.ПОЛ = 3,98(кДж/кг);

Q1 = DП·rП = 0,854·2171 = 1854,08(кДж/кг);

3. Температурные потери и полезная разность температур

?tПОЛ = tК-tКИП, (3.53)

где tКИП - температура кипения раствора, 0С.

Температурные потери:

, (3.54)

где: ?tТД, ?tГД, ?tГС - температурная, гидростатическая и гидравлическая депрессии.

Давление в среднем слое:

РСР = РВ.П. + 0,5·сР·g·HУР, (3.55)

РСР = 0,3·105 + 0,5·995,25·9,81·4 = 34885,79(Па),

где: НУР = 4м - высота уровня раствора;

РВ.П. = 0,3·105 - давление вторичного пара в аппарате.

Относительная геометрическая характеристика :

, (3.56)

где сР, сВ - плотности раствора и воды при температуре кипения, кг/м3.

Температура кипения воды при РСР = 34885,7(Па) составляет t = 72,050С , плотность воды при t = 72,05 0С составляет сВ = 977,5кг/м3.

.

Высота уровня раствора

НУР = . (3.57)

4. Коэффициент от греющего пара к раствору

. (3.58)

Коэффициент теплоотдачи

, (3.59)

где: q-удельный тепловой поток, А1 - коэффициент, учитывающий физико - химические свойства конденсата.

А1=2,6, (3.60)

где: величины коэффициентов теплопроводности, плотности, удельной теплоты испарения конденсата и вязкости конденсата.

При t = 132,9 0С

А1 = 26·0,686·9350,66·2171·(0,212·10-3)-0,33 = 335305;

А2 = 780, (3.61)

где: - теплопроводность, плотность, поверхностное натяжение, теплоемкость, динамическая вязкость (Па·с) при температуре кипения для раствора; сВ.П. и со- плотности вторичного пара при давлении в паровом пространстве и при атмосферном давлении; rВ.П.-теплота парообразования вторичного пара.

2,41·10-2 Н/м, rСМ.ПОЛ. = 2011,4·103 Дж/кг, сСМ.ПОЛ. = 3980 Дж/кг;

А2 = .

Результаты расчета практического коэффициента КПР

Таблица 3.5.

Величины

А1=335305

А2=2,8

q, Вт/м2

10000

25000

50000

60000

б1=А1/(q·HТР)0,33

8884,9

6566,4

5223,8

4918,8

б2=4,7·q0,6

703

1218,7

1847,3

2060,9

КО=(б1·б2)/(б1+б2)

651,5

1027,9

1364,7

1452,4

КПР=0,75·КО

488,6

770,9

1023,5

1089,3

?tПОЛ=q/КПР

20,5

32,4

48,9

55,1

Используя табличные данные строим зависимость q = f(?tПОЛ), из которой, по определенному ранее значению полезной разности температур ?tПОЛ = 22,9 0С, находим величину рабочей тепловой нагрузки.

?tПОЛ = 22,9 0С.

Из графика определи, что q= 12000.

КПР = q /?tПОЛ =12000/22,9=524 Вт/м2·К, (3.62)

, (3.63)

.

Выбираем выпарную установку тип 1 исполнение 3:

? = 4000мм , D = 1200мм, F = 160м2.

Конструктивный расчет:

Приняли DКОЖ = 2400мм, =38 Ч 2, = 4000мм.

1. Число труб в трубной решетке:

, (3.64)

шт,

dСР = (0,038+0,034) · 0,5 = 0,036м,

принимаем n = 331 шт.

2. Шаг между трубами

t = в·dH=1,25· 0,038 = 0,0475м. (3.65)

Число труб на диаметре решетки:

, (3.66)

шт.

3. Диаметр корпуса обечайки греющей камеры

, (3.67)

ш = 0,7- 0,9 коэффициент использования трубной решетки, принимаем ш = 0,7, А = 0;

,

принимаем диаметр корпуса DK = 1200мм.

4. Расчет толщины стенки обечайки и днища

Принимаем материал аппарата сталь 15 Ч 5М с допускаемым напряжением равным

,

, (3.68)

,

где: , (3.69)

-коэффициент сварного шва, для автоматической двухсторонней сварки ,

СКОР = П , (3.70)

где: СКОР- прибавка на коррозию для материала за = 10 лет, П = 0,1 мм/год.

Толщина стенок днищ (крышек) принимаем равной толщине стенки обечайки =8мм.

5. Расчет трубной решетки

. (3.71)

Принимаем тип решетки 3 ; тогда К = 0,47 , D = DB = 1,2м, Р = РГП = 0,3МПа

Коэффициент ослабления решетки отверстиями:

, (3.72)

,

, (3.73)

.

Допускаемое напряжение на изгиб:

. (3.74)

Тогда,

.

6. Выбор днищ и крышек

Выбираем эллиптическое отбортованное стальное днище ГОСТ 6533 - 78.

7. Выбор фланцев

При D = 1200 мм, Р = 0,3 МПа

DФ = 1335мм, DБ = 1295мм, SMIN = 8мм, h = 32мм, dБ = М20

8. Определение основных размеров штуцеров

Задаемся скоростью

WЖИД = 1,0 ч 2 м/с - скорость раствора , WПАРА = 15 ч 25м/с - скорость пара

Диаметр штуцера для ввода греющего пара

, (3.75)

принимаем d1 = 150 мм.

Диаметр штуцера для выхода конденсата

, (3.76)

принимаем d2 = 32 мм.

Диаметр штуцера для выхода вторичного пара

, (3.77)

принимаем d3 = 300 мм.

Диаметр штуцеров для входа и выхода раствора

, (3.78)

принимаем d4 = 32 мм,

принимаем d4= 32 мм.

9. Расчет сепарационного пространства.

1) Скорость пара в паровом пространстве:

, (3.79)

.

При поверхности 160 м2 принимаем диаметр сепарационной части выпарного аппарата DC = 2400 мм = 2,4м.

2) Критерий Рейнольдса:

, (3.80)

,

где: dКАП = 0,2 ч 0,3 мм - диаметр капли, принимаем dКАП = 0,2·10-3м

при Р = 0,3·10-3 Па определили tВ.П. = 68,7 0С.

3) Коэффициент гидравлического сопротивления:

При 2 < Re < 500

, (3.81)

.

4) Скорость витания в паровом пространстве:

, (3.82)

.

При условии WВИТ > WПП (1,18 > 0,9) установка дополнительного сепаратора не требуется.

5) Допустимая скорость пара:

В зависимости от абсолютного давления PВ.П. = 0,03 МПа

WG = 3,7 м/с WПП=0,9 WG >WПП

6) Объем парового пространства:

. (3.83)

Коэффициенты:

f1= 0,845 при Р= 0,3 МПа , f2= 1 HW = 0

RV= 1600 - 1700 принимаем RV = 1600

RV1= f1· f2· RV = 0,845· 1· 1600=1352 м3/м3· час

.

7) Диаметр сепаратора:

DC = 2,4м.

8) Высота сепаратора:

, (3.84)

.

Расчет теплообменного аппарата

Исходные данные:

GПОЛ = 0,77кг/с - расход полихлоридов бензола,

tH =110 0С - начальная температура полихлоридов бензола,

tK =20 0C - конечная температура полихлоридов бензола,

tH =18 0C - начальная температура охлаждающей воды,

tK = 500C - конечная температура охлаждающей воды,

?tБ = 60 0С, ?tМ = 2 0С

1. Средняя разность температур:

, (3.85)

.

Средняя температура полихлоридов бензола и воды:

,

.

Параметры воды при tСР = 34 0С:

, ,

,

2. Материальный баланс:

GПОЛ·[rСМ.ПОЛ.+ ССМ.ПОЛ. ( tКИП - tКОН )] = GН2О·СН2О·(tК - tН), (3.86)

0,77· [2011,4+ 3,98 (110 - 20)] = GН2О·4,19·( 50 - 18 ),

1825 = GН2О·134,1,

GН2О= 24,1 кг/с,

Q1= 1825 кВт.

3. Скорость полихлоридов бензола:

при DКОЖ = 800 мм, dН = 25 мм, n = 465;

, (3.87)

,

SМЕЖТР = 0,785 ( D2 - n·d2Н), (3.88)

SМЕЖТР = 0,785·( 0,82 - 465· 0,0252 )= 0,275 м2,

, (3.89)

,

, (3.90)

- переходный режим.

4. Сопротивление слоя загрязнения со стороны паров полихлоридов:

r ПОЛ = ( 5,8 gПОЛ + 2,9·gН2О ), (3.91)

r ПОЛ = 5,8·0,0082+ 2,9·0,992= 2,92·10-4 м2·К/Вт.

Сопротивление стенки:

, (3.92)

.

Сопротивление слоя загрязнения со стороны воды:

r Н2О= 5,8· 10-4 м2·К/Вт.

Сумма термических сопротивлений теплопередачи:

, (3.93)

.

Разбиваем ?tСР пропорционально термическим сопротивлениям на частные температурные напоры:

, (3.94)

,

, (3.95)

,

, (3.96)

,

, (3.97)

,

, (3.98)

,

, (3.99)

.

5. Коэффициент теплоотдачи от пара к стенке:

, (3.100)

.

6. Критерий Прандтля для воды:

, .

7. Критерий Нуссельта:

, (3.101)

.

8. Коэффициент теплоотдачи:

, (3.102)

.

9. Коэффициент теплопередачи для потерь тепла в окружающую среду:

, (3.103)

.

10. Необходимая поверхность теплообмена:

м2. (3.104)

Принимаем кожухотрубный теплообменный аппарат с поверхностью F=109 м2, длинной труб ? = 3м, диаметром кожуха Dкож = 800 мм, общим числом труб n = 465 шт, диаметром труб dТРУБ = 25 мм.

Расчет тепловой изоляции

В качестве изоляционного материала выбран совелит. Коэффициент теплопроводности совелита лИЗ = 0,098 Вт/(м К).

Тепловая изоляция сульфуратора:

, (3.105)

бВ = 8,4 + 0,06·?tВ = 8,4 + 0,06·(40-20) = 9,72 Вт/(м2 К), (3.106)

дИЗ = 0,086м = 86 мм.

Тепловая изоляция выпарного аппарата:

дИЗ = 0,05м = 50 мм.

Тепловая изоляция теплообменного аппарата:

дИЗ = 0,035м = 35 мм.

Тепловая изоляция используется для уменьшения теплового излучения нагретых поверхностей. Температура наружной стенки аппарата не должна превышать 40 0С.

Делись добром ;)