Реферат: Расчет разделения смеси диоксан-толуол в насадочной ректификационной колонне

Министерство общего и профессиональногообразования РФ

Алтайский государственный технический университет

им. И. И. Ползунова

Кафедра химической техники и инженерной экологии

Курсовойпроект защищён

соценкой ______________

Руководительканд. техн.

наук,доцент Андреева Н. Г.

Насадочная ректификационнаяколонна

для разделения бинарной смесидиоксан – толуола

Пояснительная записка курсового проекта по дисциплине

«Процессы и аппараты химической технологии»

КП 68.170500.29.000.ПЗ

Проект выполнил студент

гр. МАХП-01                                                                                             

Нормоконтролёр

канд. техн. наук,доцент                                                                     Андреева Н. Г.

Барнаул 2004
Содержание

Введение. 3

1Физико – химические основы… 4

2Технологическая схема ректификационной установки. 6

3Расчётная часть. 8

3.1Задание и исходные данные. 8

3.2Материальный баланс и рабочее флегмовое число. 9

3.3Скорость пара и диаметр колонны… 12

3.4Высота слоя насадки и колонны… 13

3.5Гидравлическое сопротивление насадки. 15

3.6Тепловой расчет установки. 15

4Механический расчет установки. 17

4.1Расчет толщины обечаек. 17

4.2Расчет толщина крышки и днища. 18

4.3Расчёт изоляции колонны… 18

4.4Расчёт штуцеров. 19

4.4.1Штуцер для ввода исходной смеси. 19

4.4.2Штуцер для ввода флегмы… 19

4.4.3Штуцер для отвода кубового остатка. 19

4.4.4Штуцер для вывода паров дистиллята. 19

4.4.5Штуцер для ввода паров кубовой смеси. 20

4.5Емкости. 20

4.6Насосы… 21

Заключение. 23

Списокиспользованной литературы… 24

Приложение А

Приложение Б

Приложение В

Приложение Г

Приложение Д

Введение

Ректификация – процессразделения гомогенных смесей летучих жидкостей путём двустороннего массообменаи теплообмена между неравновесными жидкой и паровой фазами, имеющими различнуютемпературу и движущимися противоположно друг другу.

Разделение осуществляетсяобычно в колонных аппаратах при многократном или непрерывном контакте фаз. Прикаждом контакте из  жидкости испаряется преимущественно низкокипящий компонент, которым обогащаются пары, а из паровой конденсируетсяпреимущественно высококипящий  компонент переходящий в жидкость. В результате обменакомпонентами между фазами в конечном счете пары представляют собой почти чистыйнизкокипящий компонент. Эти пары выходящие из верхней части колоны после ихконденсации в отдельном аппарате дают дистиллят (верхний продукт) и флегму — жидкость,возвращающую для орошения колоны и взаимодействия с поднимающимися в колонепарами. Снизу удаляется жидкость представляющая собой почти чистый высококипящийкомпонент — кубовый остаток (нижний продукт). Часть остатка испаряют в нижнейчасти колоны для получения восходящего потока пара.

Ректификация известна сначала девятнадцатого века, как один из важнейших технологических процессовглавным образом спиртовой и нефтяной промышленности. В настоящее времяректификацию всё шире применяют в самых различных областях химическойтехнологии, где выделение компонентов в чистом виде имеет весьма важное значение(в производных органического синтеза, изотопов, полупроводников и различныхдругих веществ высокой чистоты).

1 Физико – химические основы

         Достаточно высокая степень разделенияоднородных жидких смесей на компоненты может быть до­стигнута путемректификации. Сущность процессов, из которых складывается ректификация, иполучаемые при этом результаты можно проследить с помощью t – х – у  – диаграммы.

         Нагрев исходную смесь состава x1до температуры кипения получим находящийся в равновесии с жидкостью пар (точкаb). Отбор и конден­сация этого пара дают жидкость состава х2обогащенную НК (х2>х1).Нагрев эту жидкость дотемпературы кипения t2, получим пар (точка d),  конденсация которогодает жидкость с еще большим содержанием НК, имеющую состав x3, и т. д.  Проводятаким образом последовательно ряд процессов испарения жидкости и конденсациипаров, можно получить в итоге жидкость (дистиллят), представляющую собой практическичистый НК.

           Аналогично, исходя из паровой фазы,соответствующей составу жидкости x4, путем проведения рядапоследовательных процессов конденсации и испарения можно получить жидкость(остаток), состоящую почти целиком из ВК.

          В простейшем виде процесс многократногоиспарения можно осуществить в многоступенчатой установке, в первой ступеникоторой испаряется исходная смесь. На вторую ступень поступает на испарениежидкость, оставшаяся после отделения паров в первой ступени, в третьей ступенииспаряется жидкость, поступившая из второй ступени (после отбора из последнейпаров) и т. д. Аналогично может быть организован процесс многократнойконденсации, при котором на каждую следующую ступень поступают для конденсациипары, остав­шиеся после отделения от них жидкости (конденсата) в предыдущейступени.

           При достаточно большом числе ступеней такимпутем можно получить жидкую или паровую фазу с достаточно высокой концентрациейкомпонента, которым она обогаща­ется. Однако выход этой фазы будет мал поотношению к ее количеству в исходной смеси. Кроме того, описанные установки отличают­сягромоздкостью и большими потерями теп­ла в окружающую среду.

           Значительно более экономичное, полное ичеткое разделение смесей на компоненты достигается в процессах ректификации,про­водимых обычно в более компактных ап­паратах -  ректификационных колоннах.

         При взаимодействии фаз между ними происходитмассо- и теплообмен обусловленные стремлением системы к состоянию равновесия.

          В результате каждого контакта компонентыперераспределяются между фазами: пар несколько обогащается ПК, а жидкость — ВК.

Многократное контак­тированиеприводит к практически полному разделению исходной смеси.

Таким образом, отсутствиеравновесия (и соответственно наличие раз­ности температур фаз) при движении фазс определенной относительной скоростью и многократном их контактированииявляются необходимыми условиями проведения ректификации.

/>

Рис1.1  Изображение процесса разделения бинар­ной смеси путем ректифика­ции на диаграммеt—х—у

Процессы ректификацииосуществляются периодически или непрерывно при различных давлениях: приатмосферном давлении, под ваку­умом (для разделения смесей высококипящихвеществ), а также под дав­лением больше атмосферного (для разделения смесей,являющихся газо­образными при нормальных температурах).

2 Технологическая схема ректификационной установки

Принципиальная схемаректификационной установки приведена на  рисунке 2.1:

/>

Рис.2.1: Принципиальная схемаректификационной установки:

1- теплообменник-подогреватель; 2,6 — насосы; 3 — емкость для исходной смеси; 4- кипятильник; 5 — ректификационная колона; 7 — дефлегматор; 8 — холодильникдистиллята; 9 — холодильник кубовой жидкости; 10 — емкость для кубовой жидкости;11 — емкость для сбора дистиллята

Исходную смесь изпромежуточной емкости 1 центробежным насосом 2 подают втеплообменник 3, где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесьпоступает на разделение в ректификацион­ную колонну 5, где состав жидкостиравен составу исходной смеси xF.

Стекая вниз по колонне,жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, обра­зующимся при кипениикубовой жидкости в кипятильнике 4. Начальный состав пара примерно равенсоставу кубового остатка ХW, т. е. обеднен легколетучим компонентом. В результатемассообмена с жидкостью пар обогащается легколетучим компонентом. Для болееполного обогащения верхнюю часть колонны орошают в соответствии с заданнымфлегмовым числом жидкостью (флегмой) состава хР, получаемой вдефлегматоре 6 путем конденсации пара, выходящего из колонны. Частьконденсата выводится из дефлегматора в виде готового продукта разделения —дистиллята, который охлаждается в теплообменнике 7 и направляется впромежуточную емкость 8.

Из кубовой части колоннынасосом 9 непрерывно выводится кубовая жидкость — продукт, обогащенныйтруднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике 10инаправ­ляется в емкость 11.

Таким образом, вректификационной колонне осуществляется непрерывный неравновесный процессразделения исходной бинарной смеси на дистиллят (с высоким содержанием легко­летучегокомпонента) и кубовый остаток (обогащенный труднолетучим компонентом).

3 Расчётная часть3.1 Задание и исходные данные

Необходиморассчитать насадочную ректификационную колонну для разделения бинарной смесидиоксан – толуол. GD=1000 кг/ч, xF=45% (мол.), xD=90% (мол.), xW=2% (мол.). Давление в колонне составляет 600 мм рт.ст., смесь поступает при температуре кипения. Равновесные даны о паре и t-x,yдиаграмма представлены ниже.

Таблица 3.1. Данные о

равновесном составе пара

x%, мол.

y*%, мол.

t р

/>

Рис. 3.1. Диаграмма равновесия между паром и жидкостью при постоянном давлении в координатах t-x,y

8,7 12,9 100,72 600 15,2 20 99,58 23,2 31,8 98,38 31 40,6 97,38 41,8 51 96,16 44,9 53,5 96,08 51,4 59,7 95,38 62,2 68,9 94,55 70,5 74,9 94,31 80,6 83,1 93,93 90,8 92 93,65

Расчетректификационной колонны сводится к определению ее основных геометрическихразмеров — диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяютсягидродинамическим режимом работы колонны, который, в свою очередь, зависит, отскоростей и физических свойств фаз, а также от типа и размеров насадок.

Припроведении процессов вакуумной ректификации с целью снижения гид­равлическогосопротивления выбирают специальные виды насадок, обладающих боль­шим свободнымобъемом. Наиболее правильно выбор оптимального типа и размера насадки можетбыть осуществлен на основе технико-экономического анализа общих затрат наразделение в конкретном технологическом процессе.

Ориентировочныйвыбор размера насадочных тел можно осуществить исходя из следующих соображений.Чем больше размер элемента насадки, тем больше ее сво­бодный объем (живоесечение) и, следовательно, выше производительность. Однако вследствие меньшейудельной поверхности эффективность крупных насадок несколько ниже. Поэтомунасадку большого размера применяют, когда требуются высокая произ­водительность  и   сравнительно   невысокая   степень   чистоты   продуктов   разделения.

Вректификационных колоннах для разделения агрессивных жидкостей, а также в техслучаях, когда не требуется частая чистка аппарата, обычно применяюткерамические кольца Рашига. Но вследствие малой удельной поверхности такихколец и плохой разделяемости данной жидкости для данного случая примем насадкуиз керамических колец Палля размером35х35х4. Удельная поверхность такой насадки а=165 м2/м3,свободный объём ε=0,76 м3/м3, насыпная плотность 540кг/ м3, dэ=0,018, число штук в м3 18500.

Насадочныеколонны могут работать в различных гидродинамических режимах: пленочном,подвисания и эмульгирования. В колоннах большой производительности с крупнойнасадкой осуществление процесса в режиме эмульгирования приводит к резкомууменьшению эффективности разделения, что объясняется существенным воз­растаниемобратного перемешивания жидкости и значительной неравномерностью скорости паровпо сечению аппарата. Ведение процесса в режиме подвисания затруднено вследствиеузкого интервала изменения скоростей пара, в котором этот режим существует.Поэтому выберем плёночный режим работы колонны.

3.2 Материальный баланс и рабочее флегмовое число

Обозначим массовый расходдистиллята через GD кг/с, кубового остатка GW<sub/> кг/с, исходной GF кг/с.

Из уравнений материальногобаланса ректификационной колонны непрерывного действия:

GF = GD<sub/>+<sub/>GW;                                                                                        (3.1)  

GFXF = GDXD+<sub/>GWXW,                                                                         (3.2)

где GF, GD<sub/>,GW – массовые  расходы питания, дистиллята и кубового остатка; XF, XD, XW – содержание легколетучего компонента в питании,дистилляте и кубовом остатке, массовые доли.  

          Для расчетов выразим концентрации питания,дистиллята и кубового остатка в массовых долях, X.

X = x∙MД/(x∙MД<sub/>+ (1 – x)∙MТ),                                                                      (3.3)

где MД=88, MТ=92<sub/>– мольные массы диоксана и толуола.

XF<sub/>= (88∙0,45)/(88∙0,45+ (1 – 0,45)∙92) = 0,439 кг/кг смеси.

XD<sub/>= (88∙0,9)/(88∙0,9+ (1 – 0,9)∙92) = 0,896 кг/кг смеси.

XW = (88∙0,02)/(88∙0,02 + (1 – 0,02)∙92) = 0,019 кг/кгсмеси.

          Из уравнений материального баланса

GF<sub/>=  GW<sub/>+1000   

GF∙0,439 = GW∙0,019 +1000∙0,896

GF=2088 кг/ч = 0,580 кг/с; GW<sub/>=1088 кг/ч = 0,302 кг/с; GD=0,278 кг/с.

Определяем минимальное числофлегмы по уравнению:

RMIN =(XD-Y*F)/(Y*F–XF);                                                                      (3.4)

где Y*F<sub/>= 0,54-мольная доля диоксана в паре (из приложения Д).

RMIN<sub/>=(0,9 – 0,54)/(0,54 – 0,45) = 4.

          Задавшись различными значениямикоэффициентов избытка флегмы β, определим соответствующие флегмовые числа.Графическим построением ступеней изменения концентраций между равновесной ирабочей линиям на диаграмме состав параY – составжидкости X находим N [1]. Определение N приведены в приложениях А, Б, В, Г, а результаты втаблице 3.2:     

Таблица 3.2

β 1,05 1,35 1,75 2,35 R 4,2 5,4 7 9,4 N 58 42 32 29 N(R+1) 301,6 268,8 256 301,6

Используя данные из таблицы,построим зависимостьN(R+1)=f(R):

/>

Рисунок3.2 Зависимость N(R+1) от R     

  

Минимальное произведение N(R+1)соответствует флегмовому числу R=6,6 (из рис.3.2).

Уравнения рабочих линий:

а) верхней(укрепляющей) части колонны:

          y = ((R/(R+1))∙x)+(xD/(R+1));                                                              (3.5)                                                                    

          y= 0,868∙x+0,118;

б) нижней (исчерпывающей) части колонны:

          y = (R+F)/(R+1)∙x — (F-1)/(R+1)∙xW,

где F -  относительный мольный расход питания.

F =  (xD — xW)/(xF-xW); F = (0,9-0,02)/(0,45-0,02)=2,047;

y= 1,138∙x– 0,003.

Из приложения Д nт=35 – число теоретических тарелок, nтв  = 20 – число теоретическихтарелок  в верхней части колонны, nт н = 15 – в нижней.

Средние массовые расходы(нагрузки) по жидкости для верхней и нижней частей колонны определяют изсоотношений:

LВ=GDRMВ /MD;                                                                                    (3.6)

LН=GDRMН/MP+GFMН/MF,                                                                 (3.7)

где МDи МF— мольныемассы дистиллята и исходной смеси; МВи МН—средние моль­ные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны. Средниемольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равны:

МВ= МД x ср. в + М Т(1 — x ср. в );

МН= МД x ср. н + М Т(1 — x ср. н );                                                           (3.8)

где МДи МТ— мольные массы диоксанаи толуола; хср.ви хср.н— средний мольныйсостав жидкости соответственно в верхней и нижней частях колонны:

xcр. в=(xD+xF)/2 =(0,9 + 0,45)/2 = 0,675 кмоль/кмоль смеси;

xcр. н= (xF+xW)/2= (0,45 + 0,02)/2 = 0,235 кмоль/кмольсмеси.

Тогда:

МВ= 88 ∙ 0,675 + 92(1 — 0,675) = 89,30 кг/кмоль;

МН = 88 ∙ 0,235 + 92 (1 — 0,235) = 91,06 кг/кмоль.

Мольная масса исходной смеси и дистиллята:

MF<sub/>= 88 ∙ 0,45 +92(1 — 0,45) = 90,2 кг/кмоль,

MD<sub/>= 88 ∙ 0,9 +92(1 — 0,9) = 88,4 кг/кмоль.

Подставим рассчитанные величины вуравнения (3.6) и (3.7), получим:

LВ=0,278 ∙ 6,6 ∙89,3 / 88,4 = 1,853 кг / с;

LН= 0,278 ∙ 6,6 ∙ 91,06 / 88,4 + 0,58 ∙91,06 / 90,2 = 2,476 кг / с.

Средние массовые потоки пара в верхней GВ и нижней GH частях колоннысоот­ветственно равны:

GВ = GD(R+1)M’В / M D;              

GН = GD(R+1)M’Н / M D .                                                                  (3.9)

Здесь M’В и M’Н  — средние мольные массы паров в верхнейи нижней частях колонны:

М’В = МД y ср. в + М Т(1 — y ср. в );

М’Н = МД y ср. н + М Т(1 — y ср. н);                                                            (3.10)

где

ycр. в=(yD+yF)/2 =(0,9 + 0,51)/2 = 0,705 кмоль/кмоль смеси;

ycр. н= (yF+yW)/2= (0,51 + 0,02)/2 = 0,265 кмоль/кмольсмеси.

Тогда

М’В = 88 ∙ 0,705 + 92(1 — 0,705) = 89,18 кг/кмоль;

М’Н = 88 ∙ 0,265 + 92(1 – 0,265) = 90,94 кг/кмоль.

GH = 1,73(2,1 + 1) 87,8/78 = 6,04 кг/с.

Подставив численные значения в уравнение(3.9), получим:

GВ = 0,278 (6,6+1)89,18 / 88,4 = 2,131 кг/с;              

GН =0,278 (6,6+1) 90,94 / 88,4 = 2,174 кг/с.

3.3 Скорость пара и диаметр колонны

Дляректи­фикационных колонн, работающих в пленочном режиме при атмосферномдавлении, рабочую скорость можно принять на 20—30 % ниже скорости захлебывания[5].

Предельнуюфиктивную скорость пара wп, при которой происходит захлебываниенасадочных колонн, определяют по уравнению [6]:

/>,                                                     (3.11)

где ρx, ρy — средние плотности жидкости и пара, кг/м3;  μx — в мПа-с.

Посколькуотношения L/Gи физические свойства фаз в верхней и нижней частях колонныразличны,  определим  скорости захлебывания для  каждой  части  отдельно.

Найдем плотности жидкости ρхв, ρxн и пара ρyв, ρyнв верхней и нижней частях колонны при среднихтемпературах в них tви tн. Средниетемпературы паров определим по диаграмме t—х, у (см. рис. 3.2) по средним составам фаз: tВ= 94°С; tн=102 °С.Тогда

ρy в= М’В T0/(22,4(T0+t0));ρy н= М’Н T0/(22,4(T0+t0)).                              (3.12)

Отсюда получим:

ρy<sub/>в=89,19 ∙ 273/(22,4 ∙ (273+94))=2,95 кг/м3;

 ρy<sub/>н= 90,94 ∙ 273/(22,4 ∙ (273+102))=2,96 кг/м3

Плотность физических смесейжидкостей подчиняется закону аддитивности:

ρсм = ρ1xоб + ρ2(1- xоб),

где xоб —объемная доля компонента в смеси.

В рассматриваемом задачеплотности жидких диоксана итолуола близки [7], поэтому можно принять ρx<sub/>в = ρх н = ρх = 790кг/м3.

Вязкость жидких смесей ц∙находим по уравнению [8]:

lg μx=xср lg μx д + (1-xср)lg μx т,                                                              (3.13)

где μx<sub/>д и μx<sub/>т — вязкости жидких диоксана и толуола при температуресмеси [7].

Тогда вязкость жидкости вверхней и нижней частях колонны соответственно равна:

lg μxв=0,675 lg 0,22+ (1-0,675) lg 0,30,

lg μxн=0,235 lg 0,21+ (1-0,235) lg 0,27,

откуда  μxв = 0,243мПа∙с; μxн = 0,254мПа∙с.

Предельная скорость паров вверхней части колонны:

/>;

откуда wпв=1,241 м/с.

Предельная скорость паров внижней части колонны:

/>;

откуда wпн =1,172 м/с.

Примем рабочую скорость но30% ниже предельной:

wв=1,241∙0,7=0,87м/с; wн=1,172∙0,7=0,82м/с.

Диаметр ректификационнойколонны определим из уравнения расхода:

/>                                                                             (3.14)

Отсюда   диаметры  верхней   и   нижней   части   колонны   равны   соответственно:

/>  м; /> м.

Рационально принятьстандартный диаметр обечайки d = l,2 м одинаковым для обеих частей колонны. При этомдействительные рабочие скорости паров в колонне равны:

w<sub/>в = 0,87(1,03/1,2)2= 0,64 м/с;          wн = 0,82(1,07/1,2)2 = 0,65 м/с,

что составляет соответственно 52 и 55 % от предельныхскоростей.

3.4 Высота слоя насадки и колонны

Высота ректификационнойколонны насадочного типа находится из уравнения:

Нк=Ят+(т-1)рр+Яв+Ян+Нк+Нд                                                                 (3.15)

где Z=5 м – высота насадки в одной секции; n –число секций; hр=1,215 –высота промежутков между секциями насадки, в которых устанавливают распределителижидкости, м: Zв= 1,2 м иZн = 2 м –соответственно высота сепарационного пространства над насадкой и расстояниемежду днищем колонны и  насадкой, Нк  - высота крышки, Нд– высота днища.

n=(Hв + Hн)/Z,                                                                                     (3.16)

Hн =hэн∙nт н Hв= hэв∙nт в                                                                 (3.17)

где Hв и Hн – высота слоя насадки в верхней и нижней частяхколонны; hэ в и hэн – эквивалентная высота насадки[8].

/> ;                                                  (3.18)

где /> -критерий Рейнольдса [8]:

/>.                                                                                          (3.19)

Отношение L/G вверхней и нижней частях соответственно равны:

G/L=(R+1)/R=(6,1+1)/6,6=1,15;

G/L=(R+1)/(R+F)=(6,6+1)/(6,6+2,047)=0,88.                                  (3.20)

Вязкость паров для верхней инижней частей колонны:

μy<sub/>в = M’в/(yв МД / μу Д + (1 — yв) МТ/ μу Т);

μy<sub/>н = M’н/(yн МД / μу Д + (1 – yн) МТ/ μу Т),                                                 (3.21)

где

yв =(yD + yF)/2=(0,9+0,51)/2=0,705 кмоль / кмоль смеси;

yн=(yw + yF)/2=(0,02+0,51)/2=0,265 кмоль / кмоль смеси.           (3.22)

μy<sub/>в = 89,18/(0,705∙88<sub/>/ 0,009 + (1 – 0,705) 92<sub/>/ 0,0089)=0,009 мП∙с;

μy<sub/>н = 90,94/(0,265∙88<sub/>/ 0,009 + (1 – 0,265) 92<sub/>/ 0,0089)=0,0089 мП∙с. 

Тогда:

/>;

/>.

Для определения m – тангенсаугла наклона равновесной линии для верхней и нижней частей колонны добавимлинию тренда:

/>

Рис. 3.3.  Касательные к линии равновесия

Тогда для верхней и нижнейчастей колонны m соответственноравно 0,83 и 1,18. Следовательно:

/> м;

/> м.

Высота слоя насадки дляверхней и нижней частей колонны равны:

Нв=20∙0,73=14,6м и Нн=15∙0,65=9,75 м.

Н=14,6+9,75=24,35 м.

Примем Н=25 м, то n=25/5=5секций, 3 в верхней части колонны и 2 в нижней. Конечная высотаректификационной колонны равна:

Нк=5∙5+(5-1)∙1,215+1,2+2+0,3+0,3=33,66м. Для дальнейших расчётов примем HК=40 м.

3.5 Гидравлическое сопротивление насадки

Гидравлическоесопротивление насадки ΔРнаходят по уравнению

ΔР=10169∙ UΔРс.                                                                                       (3.23)

Гидравлическоесопротивление сухой неорошаемой насадки ΔРСрассчитываютпо уравнению [1]:

/>,                                                                                       (3.24)

гдеλ—коэффициент сопротивления сухой насадки, зависящий от режимадвижения газа в насадке.

КритерийРейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны соответственно равен:

/>;

/>.                                                     (3.25)

Следовательно,режим движения турбулентный.

Длятурбулентного режима коэффициент сопротивления сухой насадки в виде беспорядочнозасыпанных колец Рашига находят по уравнению

λ=16//>2.                                                                                                    (3.26)

Дляверхней и нижней частей колонны соответственно получим:

/>=16/49680,2 = 2,92;          /> =16/51200,2 = 2,90.

Гидравлическоесопротивление сухой насадки в верхней и нижней частях колонны равно:

/> Па;

/> Па.

Плотностьорошения в верхней и нижней частях колонны определим по формулам:

         Uв=Lв/(ρх0,785d2), Uн=Lв/(ρх0,785d2).                                           (3.27)

Подставивчисленные значения, получим:

Uв=1,853/(790∙0,785∙1,22)=0,0021м3/(м2∙с),

Uн=2,476/(790∙0,785∙1,22)=0,0028 м3/(м2∙с).

Гидравлическоесопротивление орошаемой насадки в верхней и нижней частях колонны:

ΔР=10169∙0,0021∙2545 = 5762 Па;           ΔР=10169∙ 0,0028∙1744= 5185 Па.

Общеегидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:

ΔР= ΔРв + ΔРн = 5762 + 5185 = 10947≈ 11<sub/>000 Па.

3.6 Тепловой расчет установки.

Расход теплоты, отдаваемойохлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе, находим по уравнению:

Qд=GD ∙ (1+R) ∙ rD,                                                                                   (3.28)

где rD-удельная теплота конденсации паров в дефлегматоре, кДж/кг.

rD=XD ∙ rд+(1-XD) ∙ rт ,                                                                               (3.29)

где rд –и rт–удельные теплоты конденсации диоксанаи толуола при 94°С [8].

rд  = 360кДж/кг;

rт  =  321кДж/кг;

rD = 0,896 ∙ 360+(1 – 0,896) ∙ 321<sup/>=356 кДж/кг;

Qд = 0,278∙ (1+6,6) ∙ 356<sup/>= 752 кВт.

          Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителеот греющего пара, находим по уравнению:

Qк= Qд+ GD ∙ СD ∙ tD+ GW ∙ СW ∙ tW<sub/>– GF ∙ СF ∙ tF+Qпот,                           (3.30)

где Qпотприняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты; удельные теплоёмкостивзяты соответственно при   tD=94°С, tW=102°С, tF=96°С, температура кипения исходной смеси tF<sub/>определенапо t-x-y по диаграмме (рис.3.2).

СW<sub/>= (0,54∙ 0,019 + 0,45 ∙ (1 — 0,019)) ∙ 4190 = 1893 Дж/(кг ∙ К);

СF<sub/>= (0,53∙ 0,439 + 0,44 ∙ (1 — 0,439)) ∙ 4190 = 2009 Дж/(кг ∙ К);

CD<sub/>=(0,52 ∙ 0,896 + 0,44 ∙ (1 — 0,896)) ∙ 4190 = 2144 Дж/(кг∙ К).

CD, СW,СF-взяты из справочника [8].

Qк=(752000 + 0,278 ∙ 2144 ∙ 94 + 0,302∙ 1893 ∙ 102 – 0,58 ∙ 1893 ∙ 96) ∙ 1,03= = 760937Вт ≈ 761кВт.

          Расход теплоты в паровом подогревателеисходной смеси:

Q=1,05 ∙ GF∙ СF ∙ (tF–tнач),                                                                         (3.31)

где тепловые потери приняты в размере 5%, удельнаятеплоёмкость исходной смеси СF<sub/>= (0,5∙ 0,439+0,42 ∙ (1-0,439)) ∙ 4190= 1907 Дж/(кг ∙ К)

при t = (96+18)/2 =57 °С.

Q=1,05 ∙ 0,58 ∙ 1907 ∙ (96 – 18) = 90586Вт.

Расход греющего пара, имеющего давление рабс=4кгс/см2 и влажность 5%

а) в кубе испарителе:

Gгп=Q/(rгп ∙ X),                                                                                            (3.34)

где  rгп=2141∙ 103 Дж/кг – удельная теплота конденсации греющего пара.

 Gгп = 760937/(2141 ∙ 103 ∙ 0,95) =0,374 кг/с;

б) в подогревателе исходной смеси

Gгп = 90586/(2141∙ 103 ∙ 0,95) = 0,045 кг/с.

Всего: 0,374  + 0,045 = 0,419 кг/с  или 1,508 т/ч.

          Расход охлаждающей воды при нагреве её на 200Св дефлегматоре:

Vв=Qд/(Св ∙ (tкон-tнач)∙ ρв),                                                                        (3.35)

где Св=4190 Дж/(кг ∙ К) — удельнаятеплота конденсации воды; ρв — плотность воды.

Vв=75200/(4190 ∙ 20 ∙ 1000)=0,009 м3/сили 32,4 м3/ч.
4 Механический расчет установки

4.1 Расчет толщины обечаек

Исполнительную толщину тонкостеннойгладкой цилиндрической обечайки, нагруженной внешним давлением, рассчитываем поформуле:

/>,                                                                          (4.1)

гдеpн – наружноедавление, равное разности атмосферного и данного

760 — 600 = 160 мм. рт. ст. =0,1- 0,08=0,02 МПа.

Т.к. среда является агрессивной и токсичной, то принимаем сталь 12Х18H10Т,для которой σ*=152 МПа [11],

С– прибавка к расчётным толщинам.

С= П ∙ τ,                                                                                                     (4.2)

гдеП – скорость коррозии или эрозии, П = 0,1мм/год, τ<sub/>– срок службыаппарата, принимаем τ = 20 лет.

С= 0,1 ∙ 20 = 2 мм.

К2=0,35– коэффициент, определяемый по Рис. 13.1 [11].

[σ]=ησ*,                                                                                                      (4.3)

гдеη = 1 – поправочный коэффициент, учитывающий видзаготовки (листовой прокат).

[σ]=1 ∙ 160=160 МПа.

/>мм

ПримемS = 8 мм.

Дляобечаек с диаметром больше 200мм должно соблюдаться условие:

(S-C)/D< 0,1                                                                                              (4.4)

(8– 1)/1200 = 0,0058 < 0,1 — условие выполняется.

Проверимконструкцию на устойчивость по формуле:

Рн/[pн]+F/[F]+M/[M]/>1.                                                                            (4.5)

Т.к. аппарат имеет большую высоту, то М будет на порядок больше F. Тогдавыражением F/[F] пренебрегаем.

Допускаемоенаружное давление находят по формуле:

/>.                                                                           (4.6)

Допускаемоедавление из условия прочности находят по уравнению:

[pн]σ= 2 ∙ [σ] ∙ (S – C)/(D + S – C)                                                           (4.7)

Допускаемоедавление из условия устойчивости в пределах упругости определяют по уравнению:

/>,                                              (4.8)

где В1 – меньшееиз двух, вычисленных по формулам:

В1=1;В1=/>,                                                                      (4.9)        

ny – запасустойчивости, равный 2,4.

Допускаемыймомент находят по выражению:

/>                                                                             (4.10)

Допускаемыйизгибающий момент из условия прочности:

[М]σ= 0,25 ∙ π ∙ D∙ [σ] ∙ (S – C) ∙ (D + S – C)                                          (4.11)

Допускаемыйизгибающий момент из условия устойчивости:

/>                                             (4.12)

Определимизгибающий момент.

Весслоя насадки равен: G=9,8 ∙ Vн ∙ ρ= (3 ∙ 9 ∙ 3,14 ∙ 0,62)∙ 540=161514 Н.

Учитываявес обечаек (при S=16 мм это около 80 кН), днища, крышки, распределительныхтарелок, фланцев и т. д., округлим до 0,3 МН. Тогда

M=G∙ Hк ∙0,215 = 0,3 ∙ 34 ∙ 0,215=2,193 МН ∙ м.

Расчётысведём в таблицу:

Таблица4.1. Влияние внешнего давления и момента на устойчивость

S, м

[M]σ

[M]E

[M] M/[M]

В1

[p]E

[p]σ

[p]

Pн/[pн]

Pн/[pн]+ M/[M]

0,007 0,908 1,437 0,768 2,857 0,446 0,013 1,328 0,013 1,502 4,359 0,008 1,091 2,266 0,983 2,232 0,407 0,023 1,592 0,023 0,869 3,101 0,009 1,273 3,332 1,190 1,844 0,377 0,037 1,856 0,037 0,548 2,391 0,010 1,457 4,652 1,390 1,578 0,352 0,055 2,119 0,055 0,367 1,945 0,012 1,824 8,127 1,779 1,232 0,315 0,107 2,645 0,106 0,188 1,420 0,014 2,192 12,820 2,161 1,015 0,288 0,184 3,168 0,184 0,109 1,124 0,016 2,562 18,848 2,538 0,864 0,266 0,292 3,690 0,291 0,069 0,933

ПриS=16 мм условие устойчивости выполняется.

ПримемS=16 мм.

4.2 Расчет толщина крышки и днища

Толщинустенки эллиптического днища определяют по формуле:

/>,                                           (4.9)

/>мм.

Принимаемтолщину крышки и днища равной толщине стенки = 16 мм.

4.3 Расчёт изоляции колонны

Определить необходимуютолщину слоя изоляции аппарата, внутри  которого температура 102 С.Изоляционный материал — совелит.  Температура наружной поверхности изоляции недолжна быть выше  35  С.  Примем температуру окружающего воздуха tо=  20 °C  и  определим  суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую средулучеиспусканием и конвекцией по уравнению 4.71 [8]:

α = 9,74+0,07 ∙Δt = 9,74+0,07 ∙ (35-20) = 10,79 Вт/(м2 ∙ К).

Удельный тепловой поток:

q = α ∙ (tст-to)= 10,79 ∙ (35-20) = 161,85 Вт/м2.

Принимая приближенно, чтовсе термическое сопротивление сосредоточено в слое изоляции, можно написать:

q = K(tвн-to)= la/б ∙ (tвн-to),

откуда толщина слоя изоляции (la = 0,098теплопроводность совелита)

б = la/q ∙ (tвн-to)= 0,098/161,85 ∙ (102-20) = 0.05 м.

Так как наиболее горячаячасть колонны это  куб,  то  для  всей  остальной колонны можно принять ту жетолщину слоя изоляции.

4.4 Расчёт штуцеров.

Расчётштуцеров сводится к определению диаметра штуцера по уравнению:

/>,                                                                                   (4.10)

где w — скорость, для жидкости принимаем 1,5м/с, для пара – 15 м/с.

4.4.1 Штуцер для ввода исходной смеси.

VF = GF/rF                                                                                         (4.11)

VF = 0,58/790 = 7,34 ∙ 10-4 м3/с.

/> 0,025 м = 25 мм.

ПоОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 37мм, с условным проходом Dу=25 мм.

 4.4.2 Штуцер для ввода флегмы

/>                                                                                 (4.12)

VD = GD ∙ R,                                                                                     (4.13)

гдеR = 6,6 – флегмовое число

VD =0,278  ∙ 6,6 = 1,835 кг/с.

/> 0,044 м  = 44 мм.

ПоОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 64 мм, с условным проходом Dу=50 мм.

4.4.3 Штуцер для отвода кубового остатка

VW<sub/>= GW ∙ R,                                                                                      (4.14)

гдеR – отношение количества кубового остатка ипарожидкостной смеси, принимаем её равной 2.

VW<sub/>= 0,302∙ 2 = 0,604 кг/с.

/> 0,025 м  = 25 мм.

ПоОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 37 мм, с условным проходом Dу=25 мм.

4.4.4 Штуцер для вывода паров дистиллята

V = G/rП                                                                                             (4.15)

rП = r’ = 2,95 кг/м3

G = GD ∙ (R + 1)                                                                                 (4.16)

G = 0,278  ∙(6,6 + 1) = 2,113 кг/с.

V = 2,113/2,95 =0,716 м3/с.

/> 0,245 м  = 245 мм.

ПоОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 278 мм, с условным проходом Dу=250 мм.

4.4.5 Штуцер для ввода паров кубовой смеси

V = G/rП                                                                                              (4.17)

rП = r” = 2,96 кг/м3

G = GW ∙ (R+1)                                                                                    (4.18)

G = 0,302∙ (6,6+1) = 2,295 кг/с.

V = 2,295/2,96 =0,775 м3/с.

/> 0,255 м  = 255 мм.

ПоОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 278 мм, с условным проходом Dу=250 мм.

4.5 Емкости

Ёмкостирассчитываются  на непрерывную работу в течении 2 — 8 часов. Предельные объемыемкостей находим из соотношения:

V(max) = G ∙ t(max)/p      t(max) = V(max)∙ p/G         

V(min) = G ∙ t(min)/p      t(min) = V(min)∙ p/G                                      (4.19)

G- массовый расход;

t- время работы;

р- плотность при 20 °С.

Вданном случае нет необходимости в точном расчете плотности и, так как для всехжидкостей они схожи, возьмем ρ = 790 кг/м3.

1.Е1 — емкость для исходной смеси.

V(max)= 2088 ∙ 8/790 = 21 м3,

V(min)= 2088 ∙ 2/790 =  5,3 м3.

2.Е2 — емкости для кубового остатка:

V(max)= 1088 ∙ 8/790 = 11 м3,

V(min)= 1088 ∙ 2/790 = 2,8 м3.

2.Е3 — емкости для дистиллята:

V(max)= 1000 ∙ 8/790 = 10,1 м3,

V(min)= 1000 ∙ 2/790 = 2,5 м3.

Примемцилиндрические ёмкости с элептическими днищами,  изготовленные  из  стали 12Х18H10Т:

Таблица4.2. Ёмкости

Ёмкость для Длина L, м Внутренний диаметр D, м

Объём V, м3

Толщина стенки S, мм исходной смеси 4,5 2,4 20,5 3

дистиллята и

кубового остатка

3,5 2 9 3

1.Е1 — емкость для исходной смеси:

t= 790 ∙ 20,5/2088 = 7,75 часов.

2.Е2 — емкости для дистиллята:

t= 790 ∙ 9/1000 = 7,11 часов

2.Е3 — емкости для кубового остатка:

t= 790 ∙ 9/1088 = 6,53 часов

Всеемкости с целью облегчения технического обслуживания и промывки связаны смагистралями оборотной воды и пара.

4.6 Насосы

Дляперекачки кубового остатка и исходной смеси исходя из расходы и высоты, накоторую подаётся жидкость, выберем насосы из таблицы соответственно под номером1 и 2:

Таблица4.3 Герметичные насосы типаЦГ

№ Наименование Р, КВт Подача/напор Т жидкости, °С Масса, кг. 1. ЦГ 6,3/20К-1,1-2 1,1 6,3 / 20 — 50… + 100 70 2. ЦГ 6,3/32К-2,2-2 2,2 6,3 / 32 — 50… + 100 79

Насосы ЦГ применяются вхимической, газовой, топливно-энергетической, фармацевтической,нефтехимической, нефтяной, пищевой, мясо-молочной, холодильной и перерабатывающейпромышленности и других производствах.  Эксплуатация насосов без утечек иотсутствия обслуживающего персонала позволяет использовать их при работе свысокотоксичными, ядовитыми, химически активными жидкостями и сжиженными газами. Смазка и охлаждение насосов осуществляется перекачиваемой жидкостью.  Уровень защиты- взрывобезопасный.

Предназначены дляперекачивания в стационарных условиях жидкостей и сжиженных газов, пары которыхмогут образовывать с воздухом взрывоопасные смеси.   Указанные жидкости могутбыть нейтральными, агрессивными и вредными всех классов с кинематическойвязкостью до 40 сСт и плотностью не более 1800 кг/м3.   Допускается наличиетвердых неабразивных включений с массовой долей до 0,2% и размером частиц неболее 0,2 мм.

/>

Рис. 4.1 Герметичныйнасос типа ЦГ

Материалпроточной части: 12Х18Н10Т (исп. К) или 10Х17Н13М2Т (исп. Е) или ст. 3-10 (исп.А)

Изготавливаютсяна одно из напряжений 380 / 660 В.

Вкомплект поставки насосов входят: паспорт, ЗИП и принадлежности.

Условноеобозначение электронасоса на примере 1ЦГ12,5/50К-4-2-У2:

1-  порядковый номер модернизации;

ЦГ-  центробежный герметичный;

12,5-  номинальная подача (м3/ч);

50-  номинальный напор (м.);

К-  условное обозначение по материалу («К» — 12Х18Н10Т, «Е»- 10Х17Н13М2Т, «А» — ст. 3-10);

4-  номинальная мощность встроенного электродвигателя (кВт);

2-  конструктивное исполнение в зависимости от температуры и давления перекачиваемойжидкости;

У-  климатическое исполнение;

2-  категория размещения;

Привыполнении с одним из вариантов наружного диаметра рабочего колеса, послевеличины напора добавляется «а» или «б».

Заключение

Впроцессе проделанной работы была рассчитана ректификационная установка дляразделения смеси диоксан-толуол.

Былиполучены следующие данные:

диаметрколонны — 1200 мм;

высотаколонны – 34 м;

толщинацилиндрической обечайки, элептического днища и крышки 16 мм.

Колоннасостоит из 5 секций (3 в верхней части колонны и 2 в нижней) по 5 метра каждая,с расстоянием между секциями 1,215 м. В качестве перераспределитель жидкости принятатарелка ТСН-II.  Жидкости подаются на тарелки ТСН-III.

Колоннанасадочного типа работает в плёночном режиме.

Быливыбраны в качестве насадки керамические кольца Палля размером 35х35х4, с удельной поверхностьюа=165 м2/м3, свободным объём ε=0,76 м3/м3,насыпной плотность 540 кг/ м3, dэ=0,018,числом штук в м3 18500.

Рассчиталитепловой и механический баланс установки, построили графики и таблицы.
Списокиспользованной литературы

1. Касаткин А. Г., Основные процессы и. аппараты химической технологии.Изд. 9-е. М.: Химия, 1973. 750 с.

2. Справочник коксохимика. Т. 3. М.: Металлургия, 1966. 391 с.

3. Рамм В. М. Абсорбция газов. М.: Химия, 1976. 655 с.

4. Коробчанский   И.   Е.,   Кузнецов  М.   Д.   Расчет  аппаратуры   для   улавливания   химических продуктов коксования. М.:Металлургия. 1972. 295 с.

5. Александров И. А. Ректификационные и абсорбционные аппараты. М.: Химия, 1978. 277 с.

6. Лащинский А. А., Толчинский А. Р. Основы конструирования и расчета химическойаппара­туры. Л.: Машиностроение, 1970. 752 с.

7. Стабников В. Н. Расчет и конструирование контактных устройств ректификационныхи абсорб­ционных аппаратов. Киев: Техника, 1970. 208 с.

8. Павлов К. Ф., Романков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по курсупроцессов и аппа­ратов. Л.: Химия, 1976, 552 с.

9. Бретшнайдер С. Свойства газов и жидкостей. М.— Л.: Химия,  1970. 535 с.

10. Хоблер Т. Массопередача и абсорбция. Л.: Химия, 1964. 479 с.

11.  Дытнерский Ю.А., Процессы и аппараты химическойтехнологии. 2-е изд., перераб. и дополн.- М.: Химия,1991-496с.

12. Колонные аппараты. Каталог. М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1978. 31 с.

13. Касаткин А. Г., Дытнерский Ю. И., Кочергин Н. В. Тепло-  и  массоперенос.Т.  4. Минск: Наука и техника. 1966. С. 12—17.