Расчет разделения смеси диоксан-толуол в насадочной ректификационной колонне

(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/кмоль смеси.

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

Для ректификационных колонн, работающих в пленочном режиме при

атмосферном давлении, рабочую скорость можно принять на 20—30 % ниже

скорости захлебывания [5].

Предельную фиктивную скорость пара wп, при которой происходит

захлебывание насадочных колонн, определяют по уравнению [6]:

[pic], (3.11)

где ?x, ?y — средние плотности жидкости и пара, кг/м3; ?x — в мПа-с.

Поскольку отношения L/G и физические свойства фаз в верхней и нижней

частях колонны различны, определим скорости захлебывания для каждой

части отдельно.

Найдем плотности жидкости ?х в, ?x н и пара ?y в, ?y н в верхней и

нижней частях колонны при средних температурах в них tв и tн. Средние

температуры паров определим по диаграмме t—х, у (см. рис. 3.2) по средним

составам фаз: tВ= 94°С; tн=102 °С. Тогда

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

(3.12)

Отсюда получим:

?y в= 89,19 ? 273/(22,4 ? (273+94))=2,95 кг/м3;

?y н= 90,94 ? 273/(22,4 ? (273+102))=2,96 кг/м3

Плотность физических смесей жидкостей подчиняется закону аддитивности:

?см = ?1xоб + ?2(1- xоб),

где xоб — объемная доля компонента в смеси.

В рассматриваемом задаче плотности жидких диоксана и толуола близки

[7], поэтому можно принять ?x в = ?х н = ?х = 790 кг/м3.

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

lg ?x=xср lg ?x д + (1-xср) lg ?x т,

(3.13)

где ?x д и ?x т — вязкости жидких диоксана и толуола при температуре смеси

[7].

Тогда вязкость жидкости в верхней и нижней частях колонны

соответственно равна:

lg ?x в=0,675 lg 0,22 + (1-0,675) lg 0,30,

lg ?x н=0,235 lg 0,21 + (1-0,235) lg 0,27,

откуда ?x в = 0,243 мПа?с; ?x н = 0,254 мПа?с.

Предельная скорость паров в верхней части колонны:

[pic];

откуда wпв=1,241 м/с.

Предельная скорость паров в нижней части колонны:

[pic];

откуда wпн =1,172 м/с.

Примем рабочую скорость но 30% ниже предельной:

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

Диаметр ректификационной колонны определим из уравнения расхода:

[pic]

(3.14)

Отсюда диаметры верхней и нижней части колонны равны

соответственно:

[pic] м; [pic] м.

Рационально принять стандартный диаметр обечайки d = l,2 м одинаковым

для обеих частей колонны. При этом действительные рабочие скорости паров в

колонне равны:

w 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 предельных скоростей.

3.4 Высота слоя насадки и колонны

Высота ректификационной колонны 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

распределители жидкости, м: Zв= 1,2 м и Zн = 2 м – соответственно высота

сепарационного пространства над насадкой и расстояние между днищем колонны

и насадкой, Нк - высота крышки, Нд – высота днища.

n=(Hв + Hн)/Z,

(3.16)

Hн =hэ н?nт н Hв= hэ в?nт в

(3.17)

где Hв и Hн – высота слоя насадки в верхней и нижней частях колонны; hэ в и

hэ н – эквивалентная высота насадки [8].

[pic] ; (3.18)

где [pic] - критерий Рейнольдса [8]:

[pic].

(3.19)

Отношение L/G в верхней 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 и нижней частей колонны:

?y в = M’в/(yв МД / ?у Д + (1 - yв) МТ / ?у Т);

?y н = M’н/(yн МД / ?у Д + (1 – yн) МТ / ?у 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)

?y в = 89,18/(0,705?88 / 0,009 + (1 – 0,705) 92 / 0,0089)=0,009 мП?с;

?y н = 90,94/(0,265?88 / 0,009 + (1 – 0,265) 92 / 0,0089)=0,0089 мП?с.

Тогда:

[pic];

[pic].

Для определения m – тангенса угла наклона равновесной линии для

верхней и нижней частей колонны добавим линию тренда:

[pic]

Рис. 3.3. Касательные к линии равновесия

Тогда для верхней и нижней частей колонны m соответственно равно 0,83

и 1,18. Следовательно:

[pic] м;

[pic] м.

Высота слоя насадки для верхней и нижней частей колонны равны:

Нв=20?0,73=14,6 м и Нн=15?0,65=9,75 м.

Н=14,6+9,75=24,35 м.

Примем Н=25 м, то n=25/5=5 секций, 3 в верхней части колонны и 2 в

нижней. Конечная высота ректификационной колонны равна:

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

примем HК=40 м.

3.5 Гидравлическое сопротивление насадки

Гидравлическое сопротивление насадки ?Р находят по уравнению

?Р=10169 ? U?Рс.

(3.23)

Гидравлическое сопротивление сухой неорошаемой насадки ?РС

рассчитывают по уравнению [1]:

[pic],

(3.24)

где ?—коэффициент сопротивления сухой насадки, зависящий от режима

движения газа в насадке.

Критерий Рейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны

соответственно равен:

[pic];

[pic]. (3.25)

Следовательно, режим движения турбулентный.

Для турбулентного режима коэффициент сопротивления сухой насадки в

виде беспорядочно засыпанных колец Рашига находят по уравнению

?= 16/[pic]2.

(3.26)

Для верхней и нижней частей колонны соответственно получим:

[pic]=16/49680,2 = 2,92; [pic] = 16/51200,2 = 2,90.

Гидравлическое сопротивление сухой насадки в верхней и нижней частях

колонны равно:

[pic] Па;

[pic] Па.

Плотность орошения в верхней и нижней частях колонны определим по

формулам:

Uв=Lв/(?х0,785d2), Uн=Lв/(?х0,785d2).

(3.27)

Подставив численные значения, получим:

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

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

Гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в верхней и нижней

частях колонны:

?Р=10169? 0,0021?2545 = 5762 Па; ?Р=10169? 0,0028?1744 =

5185 Па.

Общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:

?Р = ?Рв + ?Рн = 5762 + 5185 = 10947? 11 000 Па.

3.6 Тепловой расчет установки.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей 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 диоксана и толуола при 94°С [8].

rд = 360 кДж/кг;

rт = 321 кДж/кг;

rD = 0,896 ? 360+(1 – 0,896) ? 321 = 356 кДж/кг;

Qд = 0,278 ? (1+6,6) ? 356 = 752 кВт.

Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителе от греющего пара,

находим по уравнению:

Qк= Qд+ GD ? СD ? tD+ GW ? СW ? tW – GF ? СF ? tF+Qпот,

(3.30)

где Qпот приняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты; удельные

теплоёмкости взяты соответственно при tD=94°С, tW=102°С, tF=96°С,

температура кипения исходной смеси tF определена по t-x-y по диаграмме

(рис.3.2).

СW = (0,54 ? 0,019 + 0,45 ? (1 - 0,019)) ? 4190 = 1893 Дж/(кг ? К);

СF = (0,53 ? 0,439 + 0,44 ? (1 - 0,439)) ? 4190 = 2009 Дж/(кг ? К);

CD = (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= = 760937 Вт ? 761кВт.

Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси:

Q=1,05 ? GF ? СF ? (tF–tнач),

(3.31)

где тепловые потери приняты в размере 5%, удельная теплоёмкость исходной

смеси СF = (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) = 90586 Вт.

Расход греющего пара, имеющего давление рабс=4 кгс/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 200С в дефлегматоре:

Vв=Qд/(Св ? (tкон-tнач) ? ?в),

(3.35)

где Св=4190 Дж/(кг ? К) - удельная теплота конденсации воды; ?в- плотность

воды.

Vв=75200/(4190 ? 20 ? 1000)=0,009 м3/с или 32,4 м3/ч.

4 Механический расчет установки

4.1 Расчет толщины обечаек

Исполнительную толщину тонкостенной гладкой цилиндрической обечайки,

нагруженной внешним давлением, рассчитываем по формуле:

[pic],

(4.1)

где pн – наружное давление, 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 ?*=152 МПа [11],

С – прибавка к расчётным толщинам.

С = П ? ?,

(4.2)

где П – скорость коррозии или эрозии, П = 0,1мм/год, ? – срок службы

аппарата, принимаем ? = 20 лет.

С = 0,1 ? 20 = 2 мм.

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

[?]=??*,

(4.3)

где ? = 1 – поправочный коэффициент, учитывающий вид заготовки

(листовой прокат).

[?]= 1 ? 160=160 МПа.

[pic]мм

Примем S = 8 мм.

Для обечаек с диаметром больше 200мм должно соблюдаться условие:

(S-C)/D ( 0,1

(4.4)

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

Проверим конструкцию на устойчивость по формуле:

Рн/[pн]+F/[F]+M/[M][pic]1.

(4.5)

Т. к. аппарат имеет большую высоту, то М будет на порядок больше F.

Тогда выражением F/[F] пренебрегаем.

Допускаемое наружное давление находят по формуле:

[pic].

(4.6)

Допускаемое давление из условия прочности находят по уравнению:

[pн]?= 2 ? [?] ? (S – C)/(D + S – C)

(4.7)

Допускаемое давление из условия устойчивости в пределах упругости

определяют по уравнению:

[pic], (4.8)

где В1 – меньшее из двух, вычисленных по формулам:

В1=1; В1=[pic],

(4.9)

ny – запас устойчивости, равный 2,4.

Допускаемый момент находят по выражению:

[pic]

(4.10)

Допускаемый изгибающий момент из условия прочности:

[М]?= 0,25 ? ? ? D ? [?] ? (S – C) ? (D + S – C)

(4.11)

Допускаемый изгибающий момент из условия устойчивости:

[pic] (4.12)

Определим изгибающий момент.

Вес слоя насадки равен: G=9,8 ? Vн ? ?= (3 ? 9 ? 3,14 ? 0,62) ?

540=161514 Н.

Учитывая вес обечаек (при S=16 мм это около 80 кН), днища, крышки,

распределительных тарелок, фланцев и т. д., округлим до 0,3 МН. Тогда

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

Расчёты сведём в таблицу:

Таблица 4.1. Влияние внешнего давления и момента на устойчивость

|исходной смеси |4,5 |2,4 |20,5 |3 |

|дистиллята и |3,5 |2 |9 |3 |

|кубового остатка | | | | |

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

Все емкости с целью облегчения технического обслуживания и промывки

связаны с магистралями оборотной воды и пара.

4.6 Насосы

Для перекачки кубового остатка и исходной смеси исходя из расходы и

высоты, на которую подаётся жидкость, выберем насосы из таблицы

соответственно под номером 1 и 2:

Таблица 4.3 Герметичные насосы типа ЦГ

|№ |Наименование |Р, КВт|Подача/напор |Т жидкости, °С|Масса, кг.|

|1. |ЦГ |1,1 |6,3 / 20 |- 50… + 100 |70 |

| |6,3/20К-1,1-2 | | | | |

|2. |ЦГ |2,2 |6,3 / 32 |- 50… + 100 |79 |

| |6,3/32К-2,2-2 | | | | |

Насосы ЦГ применяются в химической, газовой, топливно-энергетической,

фармацевтической, нефтехимической, нефтяной, пищевой, мясо-молочной,

холодильной и перерабатывающей промышленности и других производствах.

Эксплуатация насосов без утечек и отсутствия обслуживающего персонала

позволяет использовать их при работе с высокотоксичными, ядовитыми,

химически активными жидкостями и сжиженными газами. Смазка и охлаждение

насосов осуществляется перекачиваемой жидкостью. Уровень защиты -

взрывобезопасный.

Предназначены для перекачивания в стационарных условиях жидкостей и

сжиженных газов, пары которых могут образовывать с воздухом взрывоопасные

смеси. Указанные жидкости могут быть нейтральными, агрессивными и

вредными всех классов с кинематической вязкостью до 40 сСт и плотностью не

более 1800 кг/м3. Допускается наличие твердых неабразивных включений с

массовой долей до 0,2% и размером частиц не более 0,2 мм.

[pic]

Рис. 4.1 Герметичный насос типа ЦГ

Материал проточной части: 12Х18Н10Т (исп. К) или 10Х17Н13М2Т (исп. Е)

или ст. 3-10 (исп. А)

Изготавливаются на одно из напряжений 380 / 660 В.

В комплект поставки насосов входят: паспорт, ЗИП и принадлежности.

Условное обозначение 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

перекачиваемой жидкости;

У - климатическое исполнение;

2 - категория размещения;

При выполнении с одним из вариантов наружного диаметра рабочего

колеса, после величины напора добавляется "а" или "б".

Заключение

В процессе проделанной работы была рассчитана ректификационная

установка для разделения смеси диоксан-толуол.

Были получены следующие данные:

диаметр колонны - 1200 мм;

высота колонны – 34 м;

толщина цилиндрической обечайки, элептического днища и крышки 16 мм.

Колонна состоит 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 принята тарелка ТСН-II. Жидкости подаются на

тарелки ТСН-III.

Колонна насадочного типа работает в плёночном режиме.

Были выбраны в качестве насадки керамические кольца Палля размером

35х35х4, с удельной поверхностью а=165 м2/м3, свободным объём ?=0,76 м3/м3,

насыпной плотность 540 кг/ м3 , dэ=0,018, числом штук в м3 18500.

Рассчитали тепловой и механический баланс установки, построили графики

и таблицы.

Список использованной 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

химической аппаратуры. Л.: Машиностроение, 1970. 752 с.

7. Стабников В. Н. Расчет и конструирование контактных устройств

ректификационных и абсорбционных аппаратов. Киев: Техника, 1970. 208 с.

8. Павлов К. Ф., Романков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по

курсу процессов 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 химической технологии. 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.

Страницы: 1, 2