Гидравлический расчет тарелок в верхней части колонны

Размещено на http://www.allbest.ru/

Оглавление

Введение

1. Технологическая схема и ее описание

2. Выбор конструкционного материала аппарата

3. Задание на расчет ректификационной установки

4. Технологический расчет аппарата

4.1 Материальный баланс

4.2 Определение рабочего флегмового числа

4.3 Средние массовые расходы по жидкости и пару

4.4 Диаметр колонны и скорость пара

4.5 Выбор тарелки и определение скорости пара в рабочем сечении

5. Гидравлический расчет

5.1 Гидравлический расчет тарелок в верхней части колонны

5.2 Гидравлический расчет тарелок в нижней части колонны

5.3 Минимальное расстояние между тарелками

5.4 Высота колонны

5.5 Определение гидравлического сопротивления колонны

6. Конструктивный расчет

7. Механический расчет

8. Тепловой расчет

Список литературы



Введение

Ректификация -- массообменный процесс, который осуществляется в большинстве случаев в противоточных колонных аппаратах с контактными элементами (насадки, тарелки), аналогичными используемым в процессе абсорбции. Поэтому методы подхода к расчету и проектированию ректификационных и абсорбционных установок имеют много общего. Тем не менее ряд особенностей процесса ректификации (различное соотношение нагрузок по жидкости и пару в нижней и верхней частях колонны, переменные по высоте колонны физические свойства фаз и коэффициент распределения, совместное протекание процессов массо- и теплопереноса) осложняет его расчет.

Одна из сложностей заключается в отсутствии обобщенных закономерностей для расчета кинетических коэффициентов процесса ректификации. В наибольшей степени это относится к колоннам диаметром более 800 мм с насадками и тарелками, широко применяемым в химических производствах. Большинство рекомендаций сводится к использованию для расчета ректификационных колонн кинетических зависимостей, полученных при исследовании абсорбционных.

Процессы перегонки и ректификации основаны на различной летучести компонентов смеси при одной и той же температуре. Компонент смеси, обладающий большей летучестью, называется легколетучим, а компонент, обладающий меньшей летучестью, труднолетучим. Соответственно легколетучий компонент кипит при более низкой температуре, чем труднолетучий. Поэтому их называют также низкокипящим и высококипящим компонентами.

В результате перегонки или ректификации исходная смесь разделяется на дистиллят, обогащенный легколетучим компонентом и кубовый остаток, обогащенный труднолетучим компонентом. Дистиллят получают в результате конденсации паров в конденсаторе-дефлегматоре. Кубовый остаток получают в кубе установки.

Задачей данного проекта является создание оптимальной конструкции аппарата и проведение расчетов, обеспечивающих работоспособность данного аппарата.



1. Технологическая схема и ее описание

Рис. 1 - Принципиальная схема ректификационной установки

1 - емкость для исходной смеси; 2 - подогреватель; 3 - колонна;

4 - кипятильник; 5 - дефлегматор; 6 - делитель флегмы; 7 - холодильник; 8 - сборник дистиллята; 9 - сборник кубового остатка.

Исходную смесь из емкости 1 центробежным насосом подают в теплообменник 2, где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификационную колонну 3, где состав жидкости равен составу исходной смеси x_F. Стекая вниз по колонне, жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятильнике 4. В результате массообмена с жидкостью пар обогащается легколетучим компонентом. Для более полного обогащения верхнюю часть колонны орошают в соответствии с заданным флегмовым числом жидкостью (флегмой) состава х_Р, получаемой в дефлегматоре 5 путем конденсации пара, выходящего из колонны. Часть конденсата выводится из дефлегматора в виде готового продукта разделения - дистиллята, который охлаждается в теплообменнике 7 и направляется в емкость 8. Из кубовой части колонны насосом непрерывно выводится кубовая жидкость - продукт, обогащенный труднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике 7 и направляется в емкость 9.

Таким образом, в ректификационной колонне осуществляется непрерывный неравновесный процесс разделения исходной бинарной смеси на дистиллят (с высоким содержанием легколетучего компонента) и кубовый остаток (обогащенный труднолетучим компонентом).



2. Выбор конструкционного материала аппарата

При конструировании химической аппаратуры следует применять стойкие металлические и неметаллические конструкционные материалы в заданных агрессивных средах. Важно учитывать все виды возможного коррозийного разрушения материалов в агрессивной среде при ее заданных рабочих параметрах. При выполнении прочностных расчетов в первую очередь сталкиваются с необходимостью оценки общей поверхностной коррозии выбираемого конструкционного материала, характеризующегося проницаемостью П_М мм/год.

В расчетах аппаратуры на прочность потеря по толщине материала на коррозию учитывается соответствующей прибавкой С, определяемой амортизационным сроком службы аппарата и проницаемость по формуле:

С=П_М·t_а,

где П_М ? 0,1 мм/ год

t_а - амортизационный срок, примем t_а=20 лет.

С=20·0,1=2 мм

Для корпуса аппарата выбираем по рекомендациям [1] листовую сталь марки 12Х18Н10Т по ГОСТ 10885-75, для которой технические требования по ГОСТ 10885-75; рабочие условия: t_R = -30 т- 200°С; р, МПа - не ограничено. Виды испытаний и требования по ГОСТ 10885-75 (испытания проводятся на заводе-поставщике металла по требованию заказчика).

При выборе материала было учтено следующее:

коррозионные свойства среды. При заданных рабочих параметрах скорость коррозии составляет менее 0,1 мм/год.

технологические свойства используемого материала: свариваемость, пластичность и другие.

влияние конструкционного материала на качество исходной смеси и продуктов разделения

технико-экономические соображения: нержавеющая сталь широко применяется в химическом машиностроении и других отраслях промышленности

Сварка автоматическая.

Тип электрода по ГОСТ 10052-75 - Э-04Х20Н9.

Опоры цилиндрические. Материал деталей опор должен выбираться из условий эксплуатации и в соответствии с техническими требованиями ОСТ 26-291-94. Предел текучести материала должен быть не менее 210 МПа при t = 20°С. Назначаем материал опор сталь 09Г2С-3 по ГОСТ 5520-79, технические требования по ГОСТ 5520-79.

Материал фланцев - сталь 12Х18Н10Т. Сварочные материалы по ГОСТ 10052-75 - Э-04Х20Н9.

Назначаем материал крепежных деталей: не контактирующих с агрессивной средой - сталь 35 по ГОСТ 1050-74; для деталей, контактирующих с агрессивной средой - сталь 08X13 по ГОСТ 5632-72.

По рекомендациям [7] назначаем материал прокладок - резина по ГОСТ 481-71. Внутренние элементы аппарата выполняются из стали 12Х18Н10Т по ГОСТ 5632-72.



3. Задание на расчет ректификационной установки.

Рассчитать тарельчатую ректификационную колонну непрерывного действия для разделения бинарной смеси и нарисовать чертеж выбранного типового аппарата.

Обозначения и размерности

Производительность по исходной смеси F, т/ч.

Содержание летучего компонента, (н.к).

В исходной смеси X f,

В дистилляте Xd,

В кубовом остатке Хw

Давление в паровом пространстве дефлегматора Р=0,3Мпа.

Исходные данные

Смесь	F,	Xf, %	Xd, %	Xw, %	вариант
Метанол-вода СН3ОН-Н2О	18	33	96	2	3



4. Технологический расчет аппарата

4.1 Материальный баланс

Производительность колонны по дистилляту P и кубовому остатку W определяем из уравнения материального баланса колонны.

Уравнение материального баланса:

F = D + W(1)

F· =D· + W· (2)

гдеD - расход дистиллята, кг/с;

W - расход кубового остатка, кг/с;

Отсюда находим производительность колонны по дистилляту D и кубовому остатку W:

F=18 т/ч=5 кг/с

(3)

D == F - W = 5 - 3,351 = 1,649 кг/с

Нагрузки ректификационной колонны по пару и жидкости определяются значением рабочего флегмового числа R. Ввиду отсутствия надёжной методики оценки R_опт используют приближённые вычисления, основанные на определении коэффициента избытка флегмы (орошения) в, равного отношению R/R_min, где R_min - минимальное флегмовое число.



,(4)

где x_F, x_D -мольные доли легколетучего компонента соответственно в исходной смеси и дистилляте, кмоль/кмоль смеси;

y_F^*-концентрация легколетучего компонента в паре, находящегося в равновесии с исходной смесью, кмоль/кмоль смеси.

Пересчитываем составы фаз из массовых в мольные доли по соотношению:

,(5)

где M_M, M_H2O - молекулярные массы метанола и воды;

M_А = 32, M_В = 18 кг/кмоль

Аналогично находим x_D и x_W:



Таблица 1. Равновесные составы жидкости (x) и пара (y) в мольных % и температура кипения (t) в °C двойных смесей при 760 мм. рт. ст. [2, стр. 255]

t	P	х	у
100	760	0	0
92,84	760	0,05	0,269
88,1	760	0,1	0,422
82,12	760	0,2	0,581
78,28	760	0,3	0,662
75,57	760	0,4	0,733
73,45	760	0,5	0,787
71,52	760	0,6	0,831
69,7	760	0,7	0,876
67,97	760	0,8	0,92
66,27	760	0,9	0,962
65,4	760	0,95	0,982
64,59	760	1	1

По данным, приведённым в таблице, строим диаграмму равновесия пар - жидкость (диаграмма y - x).

Рис. 2 - Диаграмма равновесия между паром (у) и жидкостью (х) при постоянном давлении



Из рисунка 1: y_F^*=0,61

Минимальное флегмовое число

R_min=(x_D - y_F) / (y_F - x_F)=(0,931-0,61)/(0,61-0,217)=0,8402

4.2 Определение рабочего флегмового числа R

,

где в - коэффициент избытка флегмы (берем произвольно)

Равновесные данные для различных систем приведены в справочнике [2].

Результаты расчетов рабочего флегмового числа приведены в таблице.

Таблица 2.

в	1,15	1,35	1,5	1,6
R	0,9662	1,1342	1,2603	1,3443
N	12	10	9	9
N(R+1)	23,59448	21,3424	20,3424	21,0986

Минимальное произведение N(R+1) соответствуют флегмовому числу R_опт=1,2603 (в=1,5).

Рис. 3 Нахождение оптимального флегмового числа

Получаем уравнения рабочей прямой верхней и нижней частей колонны:

Где f - относительный мольный расход, f=(X_D - X_W)/(X_F - X_W)=4,473

Рис. 4 Диаграмма равновесия между паром (х) и жидкостью (у) при оптимальном флегмовом числе R_опт=1,25

4.3 Средние массовые расходы по жидкости и пару

Средний мольный состав жидкости в верхней и нижней частях колонны

кмоль/кмоль смеси;

кмоль/кмоль смеси;

Средние мольный массы жидкости в верхней и нижней частях колонны

кг/кмоль;

кг/кмоль;

Мольная масса исходной смеси и дистиллята:

кг/кмоль;

кг/кмоль;

Средние массовые расходы по жидкости для верхней и нижней частей колонны

; ;

кг/с

кг/с;

Средний мольный состав пара в верхней и нижней частях колонны

По равновесной линии находим

yF	0,61
yD	0,97
yW	0,065

кмоль/кмоль смеси;

кмоль/кмоль смеси;

Средние мольный массы пара в верхней и нижней частях колонны

кг/кмоль;

кг/кмоль;

Средние массовые расходы пара в верхней и нижней частях колонны

кг/с;

кг/с;

4.4 Диаметр колонны и скорость пара

Средняя температура верха и низа колонны

Построим диаграмму зависимости концентраций в паровой и жидкой фазе от температуры :

Рис. 5 Диаграмма зависимости концентраций в паровой и жидкой фазе от температуры

Из рис. 8 температура в средней части колонны равна t_F=81,2?C, в верхней части температура t_D=65,8?C и в нижней части температура t_W=98,5?C. Тогда средние температуры равны:

Средние плотности жидкой и паровой фазы

Плотность жидкой фазы в верхней части колонны

При средней температуре верхней части 73,5°С, плотности жидких метанола и воды равны соответственно: с_x,Mв=740 кг/м³ и с_х,Н2Ов = 975,28 кг/моль [5, с. 512, табл. IV]

По закону аддитивности:

с_х,в = 740·0,574+975,28·(1 - 0,574) = 840,232 кг/м³

Плотность жидкой фазы в нижней части колонны

При средней температуре нижней части 89,85°С, плотности жидких метанола и воды равны соответственно: с_x,Mн = 752 кг/м³ и с_х,Н2Он = 965,06 кг/м³ [5, с. 512, табл. IV]

По закону аддитивности:

с_{х, н} =725·0,114+965,06·(1- 0,114) = 937,658 кг/м³

Принимаем среднюю плотность жидкости в колонне:

Плотность паровой фазы в верхней и нижней части колонны

Средняя плотность пара в колонне:

Расчет скорости пара и диаметра колонны

Допустимая скорость в верхней и нижней частях колонны соответственно равна:

м/с

м/с

В расчете используем среднюю скорость

Принимаем средний массовый поток пара G равным полусумме G_в и G_н:

Ориентировочный диаметр колонны определяют из уравнения расхода:

;

4.5 Выбор тарелки и определение скорости пара в рабочем сечении

Выберем ситчатую однопоточную тарелку типа ТС-Р по ОСТ 26-808-73 для колонны диаметром d=1800мм с конструктивными размерами [6]

Таблица 3

Свободное сечение колоны Fc	м2	2,54
Рабочее сечение тарелки Sт	м2	2,294
Относительное свободное сечение тарелки	%	18,8
Диаметр отверстия dо	мм	8
Шаг между отверстиями t	мм	15
Сечение перелива Sп	м2	0,123
Относительная площадь перелива	%	4,85
Периметр слива Lсл	м	1,05
Масса	кг	115
Высота переливного порога hп	мм	30
Ширина переливного порога b	мм	1050

Действительная рабочая скорость пара:

Скорость пара в рабочем сечении тарелки:



5. Гидравлический расчет

Общее гидравлическое сопротивление тарелки определяется по формуле:

где: P_сух - сопротивление сухой тарелки, Па;

Р - сопротивление, вызванное силами поверхностного натяжения, Па;

Р_пж - статическое сопротивление слоя жидкости на тарелке, Па;

5.1 Гидравлический расчет тарелок в верхней части колонны

Гидравлическое сопротивление сухой тарелки:

Па;

где: - коэффициент сопротивления, для ситчатой тарелки принимаем равным 1,85

_у - средняя плотность пара в верхней части колонны;

щ_т - скорость пара в колонне;

Гидравлическое сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения:

Па;



поверхностное натяжение =Н/м при средней температуре 73,8?С.

Гидравлическое сопротивление парожидкостного слоя на тарелке:

;

Высота парожидкостного слоя h_пж по рисунку 6

Рис. 6

м;

Величину Дh - высота слоя над сливной перегородки рассчитываем по формуле:

м;

V_x - Объемный расход жидкости в верхней части колонны, k =с_пж/с_х - отношение плотности парожидкостного слоя (пены) к плотности жидкости, принимаемое приближено равным 0,5; П - периметр сливной перегородки.

м³/с;

Следовательно, гидравлическое сопротивление парожидкостного слоя на тарелке:

Па;

Следовательно, общее гидравлическое сопротивление тарелки:Па;

5.2 Гидравлический расчет тарелок в нижней части колонны

Гидравлическое сопротивление сухой тарелки:

Па;

где: - коэффициент сопротивления, для ситчатой тарелки принимаем равным 1.85

_у - средняя плотность пара в нижней части колонны;

щ_т - скорость пара в колонне;

Гидравлическое сопротивление обусловленное силами поверхностного натяжения:

Па;

где поверхностное натяжение = Н/м при средней температуре 90,05?С.

Гидравлическое сопротивление парожидкостного слоя на тарелке:



;

Высота парожидкостного слоя h_пж по рисунку 6

м;

Величину Дh - высота слоя над сливной перегородки рассчитываем по формуле:

м;

V_x - Объемный расход жидкости, k =с_пж/с_х - отношение плотности парожидкостного слоя (пены) к плотности жидкости, принимаемое приближено равным 0,5; П - периметр сливной перегородки.

м³/с;

Следовательно, гидравлическое сопротивление парожидкостного слоя на тарелке:

Па;

Следовательно, общее гидравлическое сопротивление тарелки:

Па

среднее гидравлическое сопротивление тарелки будет:



Па;

5.3 Минимальное расстояние между тарелками

Проверяем выбранное расстояние между тарелками: минимальное расстояние между ними должно быть равным:

м;

Выбранное ранее расстояние между тарелками H_мин = 500 мм подходит.

5.4 Высота колонны

Молярный расход пара по колонне:

кг^.моль/с;

Рабочая площадь тарелки:

м²;

Фактор скорости для ситчатых тарелок:

;

Определение вязкости пара в укрепляющей и исчерпывающей части колонны

Определим коэффициент динамической вязкости для пара в укрепляющей части колонны:

мПа^.с;

где коэффициент динамической вязкости метилового спирта мПа^.с, коэффициент динамической вязкости воды мПа^.с при средних температурах в укрепляющей части колонны (73,5?C).

Определим коэффициент динамической вязкости для пара в исчерпывающей части колонны:

мПа^.с;

где коэффициент динамической вязкости метилового спиртамПа^.с, коэффициент динамической вязкости воды мПа^.с при средних температурах в исчерпывающей части колонны (89,85?С).

Коэффициент диффузии жидкости и пара при средней температуре

Для того чтобы определить коэффициент диффузии при средней температуре, необходимо рассчитать коэффициент диффузии D_x20 при 20^оС:

м²/с;



,- диффузные мольные объемы компонентов в жидкой фазе при температурах кипения см³/моль, м_х = 0,597 мПа^.с - средний коэффициент динамической вязкости при 20⁰С, А=1,19, В=4,70;

Температурный коэффициент b:

м²/с;

Коэффициент диффузии при средней температуре:

м²/с;

м²/с;

Коэффициент диффузии пара при средней температуре;

м²/с, где

Т - средняя температура, Р - абсолютное давление в колонне, Па,

Р=0,3МПа.

D_yв=2,4519·10^-5м²/с;

D_ун=2,6262·10^-5м²/с.

Коэффициент массоотдачи и массопередачи

Рассчитав коэффициенты молекулярной диффузии в жидкой D_x и паровой D_y фазах, вычисляем коэффициенты массоотдачи, отнесённые к единице рабочей поверхности тарелки для жидкой и паровой фаз:



;

Паросодержание барботажного слоя е находим по формуле

; [4,с.132]

Для верхней части колонны

; =;

Для нижней части колонны

; =;

Пересчитаем коэффициенты массоотдачи на кмоль/(м²·с):

Общий коэффициент массопередачи K_yf:

; ,

где m - тангенс угла наклона линии равновесия;

Так как величина m является переменной по высоте колонны, находим ее значения для различных концентраций, используя диаграмму y - x. Предварительно на диаграмму наложим кривую равновесия и линии рабочих концентраций при рабочем значении флегмового числа R = 1.25 (рис.7). В пределах от x_W до x_D выбираем ряд значений x. Для каждого значения x определяем по диаграмме величины (y* - y) и (x - x*) как разность между равновесной и рабочей линиями, а затем по этим значениям находим m (Таблица 4).

Таблица 4.

x	x - x*	y* - y	m
0,02	0,013	0,07	5,4231
0,05	0,034	0,162	4,0648
0,1	0,6	0,191	2,4819
0,15	0,075	0,16	1,5329
0,2	0,08	0,101	1,0129
0,217	0,065	0,085	0,9044
0,3	0,11	0,093	0,6656
0,4	0,15	0,106	0,6255
0,5	0,18	0,103	0,5577
0,6	0,19	0,09	0,4350
0,7	0,18	0,077	0,3675
0,8	0,155	0,064	0,4307
0,9	0,12	0,049	0,4945

Далее подставляем в уравнение общего коэффициента массопередачи полученные значения _xf, _yf и m для различных значений x. Результаты заносим в таблицу 5.

Таблица 5.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
Kyf	0,1216	0,1371	0,1611	0,1800	0,1923	0,1951	0,2016	0,2027	0,2046	0,2082	0,2102	0,2083	0,2065

Общее число единиц переноса на тарелку



Далее подставляем в уравнение общее число единиц переноса на тарелку и значение коэффициента массопередачи K_yf для различных значений x. Результаты заносим в таблицу 6.

Таблица 6.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
	3,8778	4,3734	5,1387	5,7410	6,1350	6,2242	6,4298	6,4656	6,5272	6,6416	6,7063	6,646	6,586

Локальная эффективность

Принимаем для паровой фазы модель идеального вытеснения.

Локальная эффективность для различных значений x. Результаты заносим в таблицу 7.

Таблица 7.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
	0,9793	0,9874	0,994	0,9968	0,9978	0,998	0,9984	0,9984	0,9985	0,9987	0,9988	0,9987	0,9986

Для определения эффективности по Мэрфи необходимо рассчитать фактор массопередачи, долю байпасирующей жидкости, число ячеек полого перемешивания и межтарельчатый унос.

Фактор массопередачи

;



Локальная эффективность для различных значений x. Результаты заносим в таблицу 8.

Таблица 8.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
л	9,7616	7,3167	4,4674	2,7592	1,8232	1,6279	1,1980	1,1260	1,0038	0,7831	0,6616	0,7753	0,8901

Долю байпасирующей жидкости и для различных конструкции можно определить в монограмме (5), при факторе скорости F=1.662, принимаем и=0.1.

Рис.7

Число ячеек полного перемешивания

Число ячеек полного перемешивания S. Для ситчатых тарелок в колоннах диаметром более D=0.6 м отсутствуют надежные данные при продольном перемешиванию жидкости, поэтому с достаточной степенью приближения можно считать, что одна ячейка перемешивания соответствует длине пути жидкости: l=300-400 мм.

Примем l=350 мм и определим число ячеек полного перемешивания S как отношение длины пути жидкости на тарелке l_т к l. Определим длину жидкости l_т как расстояние между переливными устройствами:

,

где D - диаметр колонны;

Тогда число ячеек полного перемешивания на тарелке

.

Относительный унос жидкости

Относительный унос жидкости e в тарельчатых колонах определяется в основном скоростью пара, высотой сепарационного пространства и физическими свойствами жидкости и пара. В настоящие время нет надежных зависимостей, учитывающих влияние физических свойств потоков на унос, особенно для процессов ректификации. Для этих процессов унос можно оценить с помощью графических данных (Дытнерский). По данным унос на ситчатых тарелках является функцией комплекса .

Рис.8

Коэффициент m, учитывающий влияние на унос физических свойств жидкости и пара:

у_х - поверхностное натяжение жидкости при средней температуре в колонне.

Высота сепарационного пространства.

В соответствии с каталогом [6] для колонны диаметром 1800мм расстояние Н=0,4м.

H_c=H-h_п= м;

Н_{с в}=0,4-0,00931=0,39069м

Н_{с н}=0,4-0,01149=0,38851м

Н - межтарельчатое расстояние, м; - высота барботажного слоя (пены), м.

h_{0 в}=0,787·0,2874·0,9808·0,0671·0,7006·0,8921=0,00931м

h_{0 н}=0,787·0,3601·0,9808·0,0671·0,7·0,8878=0,01149м

- вязкость жидких смесей, мПа·с

м_хв= 0,3168 мПа·с; м_хн=0,2992 мПа·с

- уд. расход жидкости на 1м ширины переливной перегородки, м²/с;

q_в=1,729/(840,232·1,05)=0,00196

q_н=5,959/(937,658·1,05)=0,00605

m=0.05-4.6h_пер=0,05-4,6·1,05= -4,78;

Высота сепарационного слоя в нижней части колонны меньше, чем в

верхней, поэтому расчет ведем для низа колонны.

При таком значении комплекса унос для всей колоны е= 0,15 кг/кг;

К.П.Д. по Мэрфри

; ;

Эффективность по Мэрфри с учетом перемешивания на тарелке

;

Эффективность по Мэрфри с учетом байпасирующего потока жидкости

;

Далее подставляем в каждое уравнение полученные значения л, и, , S, e и m для различных значений x. Результаты заносим в таблицу 9.

Таблица 9.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
Kyf	0,1216	0,1371	0,1611	0,1800	0,1923	0,1951	0,2016	0,2027	0,2046	0,2082	0,2102	0,2083	0,2065
	0,9793	0,9874	0,9941	0,9968	0,9978	0,9980	0,9984	0,9984	0,9985	0,9987	0,9988	0,9987	0,9986
m	5,4231	4,0648	2,4819	1,5329	1,0129	0,9044	0,6656	0,6255	0,5577	0,4350	0,3675	0,4307	0,4945
	8,5998	6,5568	4,1218	2,6424	1,8279	1,6576	1,2827	1,2198	1,1132	0,9204	0,8143	0,9137	1,0139
	11,097	7,1556	3,8583	2,4914	1,9140	1,8075	1,5895	1,5551	1,4981	1,3993	1,3473	1,3960	1,4465
	0,9252	0,7853	0,6544	0,6173	0,6305	0,6390	0,6694	0,6765	0,6903	0,7218	0,7438	0,7231	0,7053
	0,6930	0,6008	0,5109	0,4847	0,4941	0,5001	0,5214	0,5263	0,5359	0,5577	0,5727	0,5586	0,5463

Построение кинематической линии

Зная эффективность по Мэрфри определим концентрацию легколетучего компонента в паре на выходе из тарелки y_к по соотношению:

;

где: y_вх - концентрацию легколетучего компонента в паре на входе в тарелку.

;

Результаты заносим в таблицу 10.



Таблица 10.

x	0,02	0,05	0,1	0,15	0,2	0,217	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9
y	0,0785	0,2043	0,3286	0,4326	0,5299	0,5575	0,6175	0,6828	0,7392	0,7912	0,8431	0,8917	0,9398

На диаграмме y - x (рис. 9) полученные точки соединяем плавной линией. Построенная кривая является кинетической кривой.

Рис. 9 Определение числа действительных тарелок

Число реальных тарелок, которое обеспечивает заданную четкость разделения, находим путем построения ступенчатой линии между рабочей и кинетической линиями. Построение ступенчатой линии проводим от концентраций x_f, x_d и от x_f, x_w.

Число ступеней в пределах концентраций x_f…x_d равно числу реальных тарелок в укрепляющей секции колонны. Число ступеней в пределах концентраций x_f…x_w равно числу реальных тарелок исчерпывающей секции колонны.

В результате построения получаем:

число реальных тарелок в укрепляющей секции колонны - 8;

число реальных тарелок в исчерпывающей секции колонны - 10;

общее число тарелок - 18.

Высоту тарельчатой ректификационной колонны определим:

м, z_в, z_н - расстояние соответственно между верхней тарелкой и крышкой колонны и между днищем колонны и нижней тарелкой.

5.5 Определение гидравлического сопротивления колонны

Суммарное гидравлическое сопротивление колонны:

,

где ДР_в и ДР_н - гидравлическое сопротивление одной тарелки соответственно верхней и нижней частей колонны, Па.



6. Конструктивный расчет

Расчет проходного диаметра штуцеров колонны и выбор фланцев

Основная расчетная формула

где G - объемный расход;

- рекомендуемая скорость перекачиваемой среды (жидкости или пара );

, принимаем ;

, принимаем .

Штуцер для входа исходной смеси

При t_F=81.2?C плотности метанола и воды равны: , [5, табл. IV]. Плотность смеси при температуре :

принимаем d_y=65мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Штуцер для выхода пара в дефлегматор

принимаем d_y=400мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Штуцер для входа флегмы в колонну

при [5, с. 512, табл. IV]

принимаем d_y=50мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Штуцер для выхода кубовой жидкости

при t_W=98.5?C [5, с. 512, табл. IV]

Так как жидкость вытекает самотеком, принимаем щ_ж=1м/с

принимаем d_y=65мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Штуцер для входа пара из кипятильника

принимаем d_y=400мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Штуцер для выхода жидкости из куба на циркуляцию



принимаем d_y=55мм [7, с. 659, табл. 27.1]

Изготовление штуцеров и выбор фланцев

Для упрощения конструктивных деталей колонны, будем изготовлять штуцера из отрезков труб соответствующих диаметров. Внешний вылет штуцеров составляет 1.5 от диаметра штуцера, внутренний - 0.3. Чтобы предупредить попадание жидкости во внутреннее пространство штуцера, подающего циркуляционный пар, труба, из которой он изготовлен, обрезается под углом книзу.

К выступающим отрезкам труб привариваются фланцы плоские стальные.



7. Механический расчет

Расчёт толщины обечайки

Главным составным элементом корпуса большинства химических аппаратов является обечайка. В химическом аппаратостроении наиболее

распространены цилиндрические обечайки, отличающиеся простотой изготовления, рациональным расходом материала и достаточной прочностью.

Для ректификационной колонны, диаметром 1800 мм, примем стандартную минимальную толщину стенки корпуса д = 10 мм и проверим, выполняется ли условие

,

где С_к - прибавка к номинальной толщине детали, учитывающая разрушающее действие среды на материал (см. раздел 2)

Проверяем выполнение условия

(10-1)/1800 ? 0,1

0,005 < 0,1

Поскольку условие выполняется, принимаем толщину обечайки д = 10 мм.

Расчёт толщины днища

Составными элементами корпусов химических аппаратов являются днища, которые обычно изготовляются из того же материала, что и обечайки, и привариваются к ней. Днище неразъёмное ограничивает корпус вертикального аппарата снизу и сверху. Форма днища может быть эллиптической, сферической, конической и плоской. Наиболее рациональной формой днищ для цилиндрических аппаратов является эллиптической. Эллиптические днища изготавливаются из листового проката штамповкой.

Толщину днища принимаем равной толщине обечайки и проверяем выполнение условие

0,005<0,125

Следовательно, условие выполняется.

Расчёт фланцевых соединений и крышки

Соединение состоит из двух фланцев, прокладки, которую размещают между уплотнительными поверхностями фланцев, болтов, гаек и шайб. Т.к. давление в аппарате P=0,3МПа<2,5 МПа, то выбирается фланец с гладкой поверхностью.

Прокладка - резина листовая техническая (ГОСТ 7338--65)

D_п =1890 мм; d_п = 1848 мм.

При конструировании аппаратов выполняют проверочный расчет болтов в соответствии с ГОСТ 26-373-82:

1. Нагрузка, действующая на фланцевое соединение от внутреннего давления

где средний диаметр прокладки

[9,с.17]

2. Реакция прокладки

[9,с.17]

где ширина прокладки

b₀-эффективная ширина прокладки: при

3. Болтовая нагрузка при сборке:

[9,с.18]

где q = 20 МПа;

[9,с.18]

где - допускаемое напряжение для материала болта при 20⁰С; ВСт3, - площадь поперечного сечения болта.

Наибольшее значение

4. Проверка прочности болтов при монтаже

[9,с.18]

5. Проверка прочности болтов в период эксплуатации

[9,с.18]

где - допускаемое напряжение для болта при рабочей температуре,

Выполняются оба условия, следовательно, нет необходимости увеличивать число болтов, z = 64 [4,с.68, таблица 4].



D мм	P, МПА	Размеры, мм	Число отверстий
1800	0,3	Dф	Dб	D1	h	S	d	dб	64
		1930	1890	1848	40	10	23	М24

Расчёт опор аппаратов

Выбор типа опоры зависит от ряда условий: места установки аппарата, соотношения высоты и диаметра аппарата, его массы и т.д. Аппараты вертикального типа с соотношением ?5, размещаемые на открытых площадках, оснащают так называемыми юбочными опорами, цилиндрическими или коническими. В нашем случае берем цилиндрические опоры. [7,с.672]

Вес аппарата при гидроиспытании:

G_max= g (M_об+M_ж)

M_об =

M_ж = 0,785 кг

G_max=9,81

с запасом 0,5 МН

Толщина стенки цилиндрической опоры S=10 мм. Напряжение сжатия в этой стенке с учетом наличия в ней отверстия для лаза d = 0,5 м при максимальной нагрузке от силы тяжести аппарата:



[7,с.691]

Отношение:

112,5 [7,с.692]

K_c=0,105; K_u=0,13; [7,с.418]

[7,с.692]

[7,с.692]

Допускаемое напряжение на сжатие в обечайке опоры:

МН/м² [7,с.692]

Допускаемое напряжение на изгиб в обечайке опоры:

МН/м² [7,с.692]

Условие выполняется.

Максимальные напряжения на сжатие в сварном шве, соединяющем цилиндрическую опору с корпусом аппарата, при коэффициенте сварного шва = 0,7:

[7,с.692]



Внутренний диаметр опорного кольца:

D₂ = D -- 0,06 =1,8 -0,06=1,74 м [7,с.692]

Наружный диаметр опорного кольца:

D₁ = D + 2S+0,2 = 1,8 + 2 0,01 + 0,2 = 2,02 м [7,с.692]

Опорная площадь кольца:

[7,с.692]

Максимальное напряжение сжатия на опорной поверхности кольца:

[7,с.692]

Номинальная расчетная толщина опорного кольца при l= 0,1 м:

[7,с.692]

с учетом прибавки на коррозию принимаем, округляя размер S_к = 54 мм.

Расчетная нагрузка на один болт:

[7,с.692]



Расчетный внутренний диаметр резьбы болтов:

[7,с.692]

Принимаем болты М12?25. [7,с.538]



8. Тепловой расчет установки

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

,

где r_M=1100кДж/кг, r_H2O=1538.36кДж/кг - удельные теплоты конденсации метанола и воды при температуре t_D=65.3?C

Расход теплоты, получаемый в кубе-испарителе от греющего пара:

Q_пот=3% от полезно затрачиваемой теплоты, С - удельные теплоемкости смеси, взятые в зависимости от температуры.

Таблица 11. Теплоёмкости компонентов при различных температурах [10].

Низкокипящий компонент	Высококипящий компонент
Ср f,Дж/кг* К	Ср D,Дж/кг* К	Ср w,Дж/кг* К	Ср f,Дж/кг* К	Ср D,Дж/кг* К	Ср w,Дж/кг* К
2623.98	2579.78	2664.28	4198	4187	4213

,

где - массовые доли метанола (низкокипящий компонент), кг/кг;

Ср - теплоёмкости компонентов при различных температурах, Дж/кг^* К.

F: C _{p F см} = 2623,98·0,33+4198·(1-0,33) = 3678,5734 Дж/кг·К;

D: C _{p D см} = 2579,78·0,96+4187·(1-0,96) = 2644,0688 Дж/кг·К;

W: C _{p W см} = 2664,28·0,05+4213·(1-0,02) = 4182,0256 Дж/кг·К.

Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси:

, где

t_нач=20?С, удельная теплоемкость С_F=0,633·4190=2652,27Дж/кг·К взята при средней температуре (81,2+20)/2=50,6 ?С. [5, c.562]

Здесь тепловые потери приняты в размере 5%.

Расход теплоты отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике дистиллята:

, где

t_кон=25 ?С, удельная теплоемкость С_D=0,625·4190=2618,75 Дж/кг·К взята при средней температуре (65,3+25)/2=45,15 ?С

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике кубового остатка:

,где

удельная теплоемкость С_W=0,645·4190=2702,55 Дж/кг·К взята при средней температуре (98,5+25)/2=61,4 ?С

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

а) в кубе-испарителе:



,

где r_г.п.=2132,95·10³Дж/кг - удельная теплота конденсации греющего пара.

б) в подогревателе исходной смеси:

Всего: 2,752+0,428=3,18кг/с или 11,2т/ч

Расход охлаждающей воды при нагреве ее на 20?С

а) в дефлегматоре:

б) в водяном холодильнике дистиллята:

в) в водяном холодильнике кубового остатка:

Всего: 0,0595м³/с или 214,2м³/ч.

ректификационный установка флегмовый гидравлический



Библиографический список

1. Воробьёва Г. Я. Коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах химических производств. Изд. 2-е пер. и доп. М., «Химия», 1975. 816 с.

2. Коган В. Б., Фридман В. М., Кафаров В. В. Равновесие между жидкостью и паром. Т. 2. М.: «Наука», 1966.

3. Александров И. А. Ректификационные и абсорбционные аппараты. Изд. 3-е. М.: «Химия», 1978. - 280 с.

4. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию/Под ред. Дытнерского.- М.: Химия, 1983.

5. Павлов К. Ф., Романков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Учебное пособие для вузов.-Л.: Химия,1987.

6. Каталог «Ректификационные и абсорбционные колонны», ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1991г.

7. Лащинский А. А., Толчинский А. Р. Конструирование сварных химических аппаратов. Справочник. Л.: «Машиностроение», 1970. ? 752 с.

8. Белоусов В. П., Марачевский А. Г. Тепловые свойства растворов неэлектролитов. Л.: «Химия», 1981, 264 с.

9. Расчет и конструирование химических аппаратов с мешалками: учебное пособие/ Островская Э.Н., Полякова Т.В.- Казань: Изд-во КГТУ,2006.- 120с.

10. Гусев В.П., Гусева Ж.А.. Процессы и аппараты химической технологии. Физико-химические и термодинамические свойства веществ / Методическое пособие к выполнению курсового проекта по процессам и аппаратам химической технологии, в 2-х частях / Часть 2. - Т.: ТХТК, 1994. - 69 с.

Размещено на Allbest.ru