Ректификационная колонна тарельчатого типа

Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

Введение

1. Физико-химические основы процесса

2. Физические свойства веществ, участвующие в процессе

3. Технологический расчёт

4. Материальный баланс

4.1 Условные обозначения

4.2 Расчётная часть

5. Тепловой баланс

5.1 Условные обозначения

5.2 Расчётная часть

6. Конструктивный расчёт

6.1 Условные обозначения

6.2 Расчётная часть

7. Подбор стандартных конструктивных элементов. Расчёт штуцеров

Заключение

Список использованной литературы

Введение

Перегонка и ректификация относятся к числу ведущих процессов химической технологии и составляют основу многих технологических процессов нефтегазопереработки. При этом нельзя не отметить, что из всех процессов ректификации, применяемых в химической технологии, более 80% приходится на нефтегазопереработку.

Перегонка и ректификация основаны на различных температурах кипения фракций, составляющих жидкость. Существуют два принципиально отличных вида перегонки: простая (однократная) перегонка и ректификация.

Простая перегонка - это однократный процесс частичного испарения низкокипящей фракции с последующей конденсацией образовавшихся паров, а ректификация - это процесс многократного (или непрерывного) испарения и конденсации паров исходной смеси. В результате ректификации получают более чистые конечные продукты. Жидкость, полученная в результате этого, называют дистиллятом, или ректификатом. Процессы перегонки и ректификации находят широкое применение в химической и спиртовой промышленности, в производстве лекарственных препаратов, в нефтеперерабатывающей промышленности и т.д.

Принципиальная схема ректификационной колонны выглядит следующим образом:



Рисунок 1 - ректификационная колонна.

Ректификационная колонна ? противоточный колонный аппарат, в котором по всей его высоте осуществляется процесс тепломассообмена между стекающей вниз жидкостью (флегмой) и поднимающимся вверх паром. Процесс тепломассообмена заключается в непрерывном "обмене" теплом и отдельными компонентами между жидкой и паровой фазами. Жидкая фаза обогащается более высоко кипящим компонентом, а паровая фаза - более низко кипящим.

Рассмотрим схему ректификационной установки непрерывного действия на рисунке 1. Внутри ректификационной колонны 1 расположены контактные устройства в виде тарелок или насадки. Снизу вверх по колонне движется пар, поступающий из выносного куба-испарителя 2 (куб-испаритель может располагаться непосредственно под колонной). На каждой тарелке происходит частичная конденсация пара труднолетучего компонента и за счёт конденсации - частичное испарение легколетучего компонента. Таким образом, пар, выходящий из куба-испарителя и представляющий собой почти чистый труднолетучий компонент, по мере движения вверх обогащается легколетучим компонентом и покидает колонну в виде почти чистого пара легколетучего компонента. Пар конденсируется в дефлегматоре 3, охлаждаемом водой. Полученный конденсат разделяется на дистиллят (верхний продукт) и флегму, которая направляется на верхнюю тарелку колонны. Флегма, стекая по колонне и взаимодействуя с паром, обогащается труднолетучим компонентом.

Исходную смесь подогревают до температуры кипения в теплообменнике 4 и подают в колонну на ту тарелку, где кипит смесь того же состава, т.е. на верхнюю тарелку нижней исчерпывающей части колонны. Верхняя часть колонны называется укрепляющей по легколетучему компоненту.

Из куба-испарителя отводят нижний продукт или кубовый остаток.

Этот процесс имеет большое значение в химической технике. Достаточно указать на разделение природных углеводородов нефти и синтетических углеводородов с целью получения моторных топлив, на выделение индивидуальных газов из их смесей путём предварительного ожижения и последующей ректификации жилкой смеси.

Поток пара создается за счет подвода тепла в нижнюю часть колонны и испарения находящейся там жидкой смеси. Поток жидкости (орошения, флегмы) организуется за счет отвода тепла из верхней части колонны и конденсации поступающего туда пара. Взаимодействие потоков осуществляется в специальных контактных устройствах, размещенных по высоте колонны.

Суть процесса ректификации заключается в многократном повторяющемся по высоте колонны цикле испарения жидкости и конденсации ее паров (достижение равновесных состояний).

Для проведения процесса ректификации в основном используют два типа колонн:

· тарельчатые, в которых контактные устройства выполнены в виде тарелок, расположенных на определенном расстоянии друг от друга;

· насадочные, в которых контактные устройства заполняют практически весь объем колонны.

Для разделения простых бинарных смесей обычно используется одна простая колонна с небольшим числом тарелок устройств (обычно не более десяти), для разделения многокомпонентных и непрерывных смесей (нефть, широкие бензиновые фракции) требуется система колонн, каждая из которых разделяет поступающую в нее смесь на соответствующие компоненты (фракции). Число тарелок в каждой из таких колонн может достигать нескольких десятков.

Основными рабочими параметрами процесса ректификации являются давление и температура в системе, соотношение потоков жидкости и пара (флегмовое число), число контактных ступеней.

В качестве контактных элементов в больших ректификационных колоннах обычно используются тарелки. Каждая такая тарелка, расположенная в колонне, называется физической тарелкой. Назначение такой тарелки, как и любого другого контактного устройства, - обеспечить наиболее тесное соприкосновение жидкой и паровой фаз для максимального достижения состояния равновесия между ними.

Тарелки работают следующим образом. Пар в виде пузырьков с развитой поверхностью проходит через слой флегмы, находящейся на тарелке. В результате такого «пробулькивания», тепломассообмен между жидкой и паровой фазами интенсифицируется.

Конструкции тарелок разнообразны, часть из них стандартизирована. Выбор типа тарелки определяется видом смеси, производительностью колонны, требованиями по степени ректификации, качеству разделяемых компонентов (фракций) и т. п. Тарельчатые колонны используются, как правило, в крупнотоннажных производствах.

Для успешного взаимодействия флегмы, стекающей вниз по колонне, и пара, движущегося вверх, можно использовать любые другие контактные элементы, увеличивающие площадь и эффективность этого взаимодействия.

Для ректификационных колонн сверхмалого диаметра (10-70мм) более эффективным, по сравнению с тарелкой, контактным элементом является насадка. Насадка заполняет собой весь внутренний объем ректификационной части колонны. Существует множество различных типов насадок, например, регулярные насадки -- Спрейпак, Зульцер, Стедман; хаотичные (насыпные) -- керамические кольца Лессинга, Паля, Берля, наиболее распространенная - проволочная спирально-призматическая насадка.

Насадочные колонны приобретают все более широкое распространение в последние годы. Используемые в них насадки также весьма разнообразны по конструкции и применяемому материалу. Насадочные контактные устройства имеют высокую эффективность, хорошие массовые характеристики, однако, как правило, с ростом диаметра колонны их эффективность резко падает, а некоторые типы насадок, например, спирально- призматические, теряют работоспособность уже при диаметре колонны 100 мм. Кроме того, они, как правило, дороже тарельчатых.

Поэтому насадочные колонны обычно используются в малотоннажном производстве (исключение составляют насадки Зульцера, Спрейпак, складчатые сетчатые кубики, сохраняющие конкурентоспособность с тарелками и при больших диаметрах колонн).

В насадочных контактных устройствах, в отличие от тарельчатых контактных устройств, процесс тепломассообмена осуществляется не за счет организации интенсивного перемешивания взаимодействующих фаз, а за счет увеличения поверхности границы раздела фаз. Для этого используются пористые, сетчатые и тому подобные материалы с большой удельной поверхностью. [1, с.226]

1. Физико-химические основы процесса

В рассмотренных процессах разделения бинарных жидких смесей обогащение достигается ректификацией восходящего потока паровой смеси, а накопление высококипящего компонента (исчерпывание низкокипящего) в кубовой жидкости - простой дистилляцией. Процесс разделения можно осуществить непрерывно, если производить обе операции ректификацией, использовав для этой цели две последовательно соединённые колонны: укрепляющую и исчерпывающую. В первом из этих колонн будет происходить обогащение паров, образующихся при частичном испарении жидкости смеси, низкокипящим компонентом (ректификация паров), а во второй - извлечение (отгонка, исчерпывание) этого компонента из стекающей вниз жидкой фазы (ректификация жидкости). Обе колонны располагаются чаще всего друг над другом, имея общий корпус, но могут также устанавливаться отдельно.

В ректификационной установке непрерывного действия исходная жидкая смесь состава X1 подаётся на нижнюю тарелку укрепляющей колонны, являющуюся одновременно верхней тарелкой исчерпывающей колонны; эта тарелка называется тарелкой питания. Укрепляющая колонна снабжена конденсатором и орошается потоком флегмы, обеспечивающим получение дистиллята требуемого постоянного состава.

С тарелки питания, где флегмы объединяются с исходной смесью, поток жидкости стекает в исчерпывающую колонну навстречу паровому потоку, образующемуся в дистилляционном кубе. Благодаря контакту с паром, обогащённым высококипящим компонентом, жидкость обедняется низкокипящим компонентом и стекает в дистилляционный куб, где часть её испаряется, а остальное количество непрерывно отводится в качестве кубового остатка. При подаче исходной смеси с температурой кипения и отсутствии потерь тепла в окружающую среду поток пара по высоте обеих колонн остаётся практически постоянным (D=const). Потоки жидкости в обеих колоннах различны: в укрепляющей колонне он равен количеству поступающей флегмы (W=const), а исчерпывающей он слагается из W и количества притекающей исходной смеси W1, поэтому W=W+W1.

Мы предполагали до сих пор, что разделяемая смесь поступает на тарелку питания ректификационной колонны при температуре кипения. В практике, однако, встречаются отклонения от этого режима; разделяемая смесь может иметь начальную температуру ниже точки кипения или находиться в парожидкостном и даже в парообразном состояниях. [1, с.227], [2, с.258-273]

2. Физические свойства веществ, участвующих в процессе

Исходные данные к расчёту.

Рассчитать ректификационную установку непрерывного действия для разделения F (кг/с) бинарной смеси с содержанием легко летучего компонента XF (% мольных), содержание низкокипящего компонента в дистилляте XP (% мольных), в кубовом остатке XW (% мольных). Продолжительность операции ф часов, давление в аппарате атмосферное, температурами охлаждающей воды в дефлегматоре и греющего пара обосновано задаться.

Выпишем необходимые справочные данные для веществ, участвующих в процессе:

Таблица 1 - Задание на курсовой проект.

№ варианта	Аппарат	Смесь	ф, час	F, кг/ч	XF	XP	XW
8	Колонна тарельчатая	Ацетон Сероуглерод	4	20900	40	90	5

Таблица 2 - Физические свойства веществ, участвующих в процессе.

	Сероуглерод	Ацетон
1. Молекулярная масса веществ, моль	80	58
2. Температура кипения, °С	46	56.5
3. Теплота испарения,	334750	516000
4. Плотность жидкости, кг/м3	1263	792
5. Плотность пара, кг/м3	2.7	2.2
6. Удельная теплоёмкость, Дж/кг*К	946.625	2300
7. Динамический коофициент вязкости, Па*сек.	11.6*10-6	8.6*10-6

3. Технологический расчёт

Таблица 3 - Равновесные составы жидкости (x) и пара (y) в мольных %, температуры кипения (t) в ^°С двойных смесей при 760 мм. рт.ст.

Смесь	x	0	5	10	20	30	40	50	60	70	80	90	100
(CH3)2CO	y	0	19	29	46	53.3	57.5	60.5	61	68	72.2	78	61
CS2	t	56.2	51.2	48.3	43.5	41.3	40.3	39.6	39.3	39.3	39.6	40.9	39.3

По данным о равновесных составах двойных смесей составим графики:

t - x - y диаграмму и x - y диаграмму.

Построение рабочей линии процесса.

XF=40 XP=90 XW=5

B= XP/R+1

R - рабочее флегмовое число. Для вычисления рабочего флегмового числа, минимальное флегмовое число умножают на коэффициент избытка флегмы, который находится в пределах 1.2ч 2.5.

R=Rmin( 1.2ч2.5).

Rmin - минимальное флегмовое число соответствует режиму работы колонны, когда весь получаемый конденсат идёт на орошение.

1.2ч2.5 - коэффициент избытка флегмы.

Основными параметрами, определяющими заданное разделение в процессе ректификации, являются флегмовое число (кратность орошения) и число ректификационных тарелок. Флегмовое число представляет собой отношение количества горячего орошения, вводимого в колонну, к количеству вещества. Увеличение флегмового числа позволяет уменьшить количество тарелок и наоборот. При минимальном флегмовом числе Rmin необходимое число тарелок будет бесконечным. Реальные условия работы колонны соответствуют оптимальному флегмовому числу и оптимальному числу тарелок.

Rmin =XP -YF/ YF -XF

XP - содержание низкокипящего компонента в дистилляте;

XF - содержание низкокипящего компонента в исходной смеси;

YF - содержание низкокипящего компонента в паровой фазе исходной смеси.

max t - min t/10 = 56.2-39.3/10=2

Rmin==2

R=2*2=4

B==18

Из графиков находим:

YF=57% tF=40 ^°С

YP=78% tP=39.7 ^°С

YW=19% tW=85 ^°С

4. Материальный баланс

4.1 Условные обозначения

F - выход сходной смеси;

P - продукционный выход дистиллята;

W - выход кубовой жидкости;

G - выход паров в верхней части колонны;

aF, aP, aW - массовые доли низкокипящего компонента в потоке;

XF, XP, XW - мольные доли низкокипящего компонента в потоке;

YF, YP, YW - содержание низкокипящего компонента в парах над жидкостью;

Ф - расход флегмы.

4.2 Расчётная часть

1. колонна ректификации, точка водоисходной смеси условно делится на две части: нижняя - исчерпывающая колонна, верхняя - укрепляющая колонна;

Переведём мольные доли низкокипящего компонента в жидкой фазе в массовые.

1) aF=Мн.к.* XF / Мн.к.* XF+Мв.к.(1- XF)

aF=80*0.4/80*0.4+58(1-0.4)=0.48

2) aP= Мн.к.* XP / Мн.к.* XP+Мв.к.(1- XP)

aP=80*0.9/80*0.9+58(1-0.9)=0.93

3) aW= Мн.к.* XW / Мн.к.* XW+Мв.к.(1- XW)

aW=80*0.05/80*0.05+58(1-0.05)=0.068

XF - содержание низкокипящего компонента в исходной смеси;

XP - содержание низкокипящего компонента в дистилляте;

XW - содержание низкокипящего компонента в кубовой жидкости.

Переведём массовый расход исходной флегмы в кг/с:

F` = (4.1)

F` = =1.45 кг/с

Выход продукта вычисляем по формуле:

P=F`(aF-aW)/ aP - aW (4.2)

P=1.45(0.48-0.068)/0.93-0.068=0.7 кг/с

Выход кубовой жидкости вычисляем по формуле:

W=F-P (4.3)

W=1.45-0.7=0.75 кг/с

Выход флегмы вычисляем по формуле:

Ф=P*R (4.4)

Ф=0.7*4=2.8 кг/с

Расход паров в верхней части колонны вычисляем по формуле:

G=P+Ф (4.5)

G=0.7+2.8=3.5 кг/с

5. Тепловой баланс

5.1 Условные обозначения

Q - количество тепла, отданное греющим паром;

D` - расход пара, поступающего в рубашку колонны;

r - теплота конденсации паров (определяется по температуре греющего пара, который на 15-20^°С выше температуры tW).

D`` - расход тепла в подогревателе;

rP - теплота конденсации паров;

g - расход охлаждающей воды;

G - выход паров в верхней части колонны;

C - теплоёмкость пара низкокипящего компонента;

tr - температура пара;

t1 - температура флегмы;

CВ - теплоёмкость воды, 4200 Дж/кг*К;

CF - теплоёмкость исходной смеси;

5.2 Расчётная часть

Тепло, пришедшее с исходной смесью:

Q1=F`*CF*tF (5.1)

CF=Cн.к.*aF/ Cн.к.*aF+Cв.к.(1- aF)

CF=946.625*0.48+2300(1-0.48)=1650.38 Дж/кг*К

Q1=1.45*1650.38*40=95722.04 Вт

Количество тепла, поступившее с флегмы:

Q2=Ф*Cф*tф (5.2)

Cф=Cн.к.* aP+ Cв.к.(1- aP)

Cф=946.625*0.93+2300(1-0.93)=1041.36 Дж/кг

tф=tp-15=39.7-15=24.7 К

Q2=2.8*1041.36*24.7=72020.46 Вт

Количество тепла, ушедшее с парами в верхней части колонны:

Q3=G*JP (5.3)

JP= rp+CP*tP (5.4)

rp=rн.к.*aP+ rв.к.(1-aP)

rp=334750*0.93+516000(1-0.93)=67257.5 Дж/кг

JP=67257.5+1041.36*39.7=108599.5 Дж/кг

Q3=3.5*108599.5=380098.5 Вт

Количество тепла, ушедшее с кубовой жидкости:

Q4=W*CW*tW (5.5)

CW=Cн.к.*aW+Cв.к.(1- aW)

CW=946.625*0.068+2300(1-0.068)=67257.5 Дж/кг

Q4=0.75*2208*51.3=84952.8 Вт

Потеря тепла составляет 3% от тепла, отданного греющим паром.

Qпотерь=0.03*D`*r (5.6)

Qпотерь=0.03*0.13*2321000=9052 Вт

D`= (5.7)

D`==0.13 кг/с

Тепловой баланс дефлегматора.

Q₁=G*r_P=3.5*67257.5=235401.25 Вт (5.8)

Q₂=G*C_P(t_P-t_Ф)= 3.5*1041.36*(39.7-24.7)=54671.4 Вт (5.9)

Q= Q₁+ Q₂=235401.25+54671.4=290072.65 Вт

Q=g*C_воды(t₂-t₁), температурами охлаждающей воды обоснованно задаться: t2=32^°С и t₁=22^°С

g=Q/C_воды*10^°С =290072.65 /4200*10=7 кг/с (5.10)

Q= 7*4200*10=294000 Вт

Определение общего расхода греющего пара на ректификацию.

Так как исходная смесь поступает нагретой до температуры кипения, определим расход пара на подогрев исходной смеси:

Qподогрева=F`*C_F(t_F-t), где t- температура хранения исходной смеси.

t=20^°С

Qподогрева=1.45*1650.38(40-20)=47861.02 Вт

Q_{подогрева}=D``*r<sub>пара</sub>, отсюда D``= Q_под / r_пара (5.11)

D``=47861.02 /2273*10³=0.021 кг/c

Общий расход пара на реакцию определяется:

D=D`+ D``

D=0.13+0.021=0.151 кг/c

6. Конструктивный расчёт

6.1 Условные обозначения

ректификационный тарельчатый пар дистиллят

Д - диаметр колонны;

w - оптимально допустимая скорость паров в колонне;

с - коэффициент, учитывающий конструкцию тарелки;

с_P - плотность дистиллята в жидком состоянии;

V - объёмный расход паров;

R - постоянная Больцмана;

Р - давление;

Т - температура дистиллята;

М_ср. - средняя молекулярная масса.

6.2 Расчётная часть

Определение диаметра колонны:

1. Находим объёмный расход пара в верхней части колонны.

V=G*R*T/М_ср.*Р, где R=8314 Дж/моль*К, P=10⁵Па (6.1)

T=t_P+273^°С (6.2)

М_ср=М_н.к.*X_P+М_в.к.(1- X_P) (6.3)

T=39.7+273=312.7 К

М_ср=80*0.9+58(1-0.9)=80 моль

V=3.5*8314*312.7/80*10⁵=1.14 м³/c

2. Определим оптимальную допустимую скорость пара в колонне

w=cv с_P -с_пара / с_P (6.4)

По графику находим значение коофициента c, Выбираем колпачковые тарелки. Принимаем расстояние между тарелками HТ=300 мм, c=0.052 [Павлов, с. 323]

w=0.052v829.68-2.2/2.2=1.0088 м/с

3. Определим внутренний диаметр колонны

Д= (6.5)

Д==1.2 м

Принимаем стандартный диаметр колонны 1200 мм

Гидравлический напор.

Предварительно принимаем расстояние между тарелками HТ=0.3 м и коофициент вспениваемости ц=0.8 [3, с.225]

Скорость пара в рабочем сечении колонны равна:

w_P=ц*w_о (6.6)

w_P=0.8*1.0088=0.81 м/с

Объёмный расход пара в колонне равен:

VП=G/ с_P (6.7)

VП=3.5/2.7=1.3 м³/c

Рабочая площадь тарелки составит:

FP= VП/ w_P (6.8)

FP=1.3/0.81=1.6 м²

По данным таблицы выбираем тарелку типа ТСК-Р для колонны диаметром:

Д=1200мм; периметр слива П=0.818 м; площадь слива F_сл=0.099 м²; площадь прохода пара F_о=0.129 м²; длину пути жидкости по тарелке l_ж=0.856 м; зазор под сливным стаканом а=0.06 м; количество колпачков т=43; диаметр колпачка d_к=100 мм

В задачу дальнейших гидравлических расчётов основных параметров тарелки входит определение высоты сливного порога h_пор., подпора жидкости над сливным порогом h_сл., высоты прорезей колпачка h_пр. и, если это необходимо сопротивление тарелки ДP.

Из исходных данных имеем отношение ==1.25‹2. Следовательно, при определении величины h_сл. Можно было бы не учитывать относительный унос жидкости паром. Однако для большей наглядности рассмотрим расчёт h_сл. с учётом уноса жидкости.

Для того, чтобы найти величину У по уравнению (6.16), необходимо знать высоту пены на тарелке h_пн., которая рассчитывается по формуле (6.15), включающему, в свою очередь, величину h_сл. и высоту h_пор..

Величину h_сл рассчитываем предварительно без учёта уноса жидкости, тогда

h_сл.=0.68(V_ж./П)^0.67 (6.9)

V_ж =Ф/ с_P (6.10)

с_P =сН.К.* aP+сВ.К.(1-aP) (6.11)

с_P=1263*0.93+792(1-0.93)=1230.04 кг/ м³

V_ж =2.8/1230.04=0.0023 м³/c

h_сл.=0.68 ()^0.67 =0.014 м

Для определения высоты сливного порога рассчитаем по уравнению (6.12) высоту прорезей в колпачках.

Примем колпачок с прямоугольными прорезями шириной b=4 мм. Количество прорезей в одном колпачке zКН=26. Общее количество колпачков на тарелке m=43.

h_пр=0.46* (V_П/mzb)²*с_П/с_ж-с_П (6.12)

h_пр=0.46* =0.03 м

Принимаем по таблице высоту прорези h_пр=30 мм

В этом случае пар будет проходить через полностью открытые прорези и частично через нижнюю кромку колпачка. Для обеспечения этого примем высоту установки колпачка h_у=10мм. Глубина барботажа при абсолютном давлении Р=98100Па, согласно уравнению (6.13) составит:

h_г.б.=(0.7/с_ж)р^0.35

h_г.б.=( )*(98100) ^0.35 =0.028 м (6.13)

Найдём по уравнению (6.14) высоту сливного порога:

h_пор.= h_г.б -h_сл.+h_пр.+h_у (6.14)

h_пор.=0.028-0.014+0.03+0.01=0.054 м

Высота пены, образующейся на тарелке, в соответствии с формулой (6.15), составит:

h_пн=К₂/у^0.33(К₃*w_р²*с_П+К₄*h_сл+h_пор) (6.15)

К₁=23.0*10^-5

К₂=0.23

К₃=4.4*10 ^-2

К₄=4.6

n₁=1.16

у=0.02

[3, с.223, т.8.3]

h_пн=0.23/0.02^0.33(4.4*10^-2*(0.81)²*2.7+4.6*0.014+0.054)=0.2 м

Величина относительного уноса жидкости согласно уравнению (6.16) составит:

У=К₁/у(w_P/H_Т -h_пн.)ⁿ¹ (6.16)

У=23*10^-5/0.02(0.81/0.3-0.2)^1.16 =0.010.1

Следовательно, расстояние между тарелками выбрано правильно.

Действительную нагрузку сливного устройства по жидкости рассчитываем по уравнению (6.17):

V_ж.д.=V_ж+G*У/с_ж (6.17)

V_ж.д.=0.0023+=0.00233 м³/c

Действительная величина подпора жидкости над сливным порогом

h_сл.=0.68( )^0.67=0.013 м

мало отличается от ранее рассчитанной h_сл.=0.014 м

Проверим работоспособность сливного устройства тарелки. Для этого рассчитаем скорость жидкости в сливном устройстве по формуле (6.18):

w_ж.сл.=V_ж.д./F_сл.<К₅Н_Тⁿ² (6.18)

В соответствии с формулой (6.18) и данным таблицы комплекс:

К₅=0.250

n₂=0.65

F_сл=0.099м²

w_ж.сл.==0.024 м/с

К₅Н_Тⁿ²=0.250(0.3)^0.65=0.115

Следовательно, условие формулы (6.18) соблюдается и захлёбывания сливного устройства не произойдёт.

Скорость жидкости в зазоре между основанием тарелки и нижней кромкой сливного стакана рассчитываем по формуле (6.19):

w_ж.з.=V_ж.д./(Па)<0.45 (6.19)

w_ж.з==0.0466 м/с <0.45

Из приведённых расчётов следует, что выбранная однопоточная тарелка обеспечит нормальную работу сливных устройств.

Сопротивление сухой тарелки определяем по формуле (6.20):

ДP_c=ж_c*с_П*w_о²/2 (6.20)

где скорость пара в паровых патрубках равна

w_о=V_П/F_о (6.21)

w_о==6.6 м/с

Коэффициент сопротивления для колпачка диаметром D_кл=100мм составит:

ж=1.73* D_кл^-0.25 (6.22)

ж=1.73*0.1 ^-0.25 =3.1

ДP_c=3.1*2.7*(6.6)²/2=182.3 Па

Величина перепада уровня жидкости на тарелке в соответствии с формулой (6.23) составит:

Дh=0.1*лЭ*(lж*V_ж²/П²(h_пор+ h_сл.)³g (6.23)

Дh=0.1*16*(0.856*(0.0023)²/(0.818)²*(0.054+0.014)³*9.81=0.0023 м

Сопротивление слоя жидкости на тарелке рассчитываем по формуле (6.24):

ДPж=( h_г.б+ h_пр+ Дh/2) с_ж*g (6.24)

ДPж=(0.028+)1230.04*9.81=532.8 Па

Общее сопротивление тарелки равно:

ДP= ДP_c+ДPж (6.25)

ДP=182.3+532.8=715.1 Па

Найдём общую высоту колонны:

H=(n-1)h+Hверх.+Hнижн. (6.26)

H=(9-1)0.3+1+2=5.4 м [3,с.222-233]

7. Подбор стандартных конструктивных элементов. Расчёт штуцеров

Диаметры штуцеров рассчитываются по формуле (7.1)

DY= (7.1)

1. Штуцер для ввода исходной смеси.

DY1=

VF=F/сF (7.2)

сF=сн.к.* aF+св.к.*(1- aF)

сF=1263*0.48+792*(1-0.48)=1018.08 кг/м³

VF==0.0014 м³/c

DY1==0.001 м

Примем стандартный диаметр DY1=100 мм

2. Штуцер для выхода паров.

DY2= (7.3)

Vпар=G/ сP

сP= сн.к.* aP+св.к.*(1- aP)

сP=2.7*0.93+2.2*(1-0.93)=2.665 кг/м³

Vпар==1.3 м³/c

DY2==0.3 м

Примем стандартный диаметр DY1=400 мм

3. Штуцер для входа флегмы.

DY3= (7.4)

VФ=Ф/ сP (7.5)

сP= сн.к.* aP+св.к.*(1- aP)

сP=1263*0.93+792*(1-0.93)=1230.04 кг/м³

VФ==0.0023 м³/c

DY3==0.045 м

Примем стандартный диаметр DY3=100 мм

4. Штуцер для выхода кубовой жидкости.

DY4= (7.6)

Vw=W/ сw (7.7)

сw= сн.к.* aw+св.к.*(1- aw)

сw=1263*0/068+792(1-0.068)=824.028 кг/м³

Vw==0.001 м³/c

DY4==0.063 м

Примем стандартный диаметр DY4=100 мм

5. Штуцер для подачи греющего пара в рубашку аппарата.

DY5=

V=D`/ сгр.п. (7.8)

сгр.п. берём в табличных данных при температуре на 20 ^°С выше, чем температура кубовой жидкости(tW=51.2 ^°С); то есть при температуре 71.2 ^°С.

сгр.п.=0.198 кг/м³

V==0.7 м³/c

DY5==0.2 м

Примем стандартный диаметр DY5=200 мм

6. Штуцер для выхода конденсата греющего пара

DY6=

V=D`/ сконд. (7.9)

сконд.. берём в табличных данных при температуре на 20 ^°С ниже, чем температура кубовой жидкости(tW=51.2 ^°С); то есть при температуре 31.2 ^°С.

сконд.=998 кг/м³

V==0.0001 м³/c

DY6==0.02 м

Примем стандартный диаметр DY6=50 мм



Общая масса аппарата:

M=mобеч.+mдн. +mкр. (7.10)

mобеч.=*Дк*S* сст*H (7.11)

Подбираем днище и крышку аппарата:

Дк=1200 мм

V=421*10 ^-3 м³

hВ=300 мм

h=40 мм

F=1.71 м²

S=10 мм

mдн.=mкр.=137 кг

Находим массу обечайки:

mобеч.=3.14*1.2*0.01*7850*5.4=1597.3 кг

По формуле (7.10) находим массу аппарата:

M=1597.3+137+137=1871.3 кг

Находим массу загрузки:

mзагр.=(Vкр.+Vдн.+Vк.) сср. (7.12)

сср.= сн.к+ св.к./2 (7.13)

сср.==1027.5 кг/м³

Vк=*Дк² /4*H (7.14)

Vк=*5.4=6.1 м³

По формуле (7.12) находим массу загрузки:

mзагр.=(0.421+0.421+6.1)1027.5=7133 кг

Масса нагрузки на опору с учётом запаса нагрузки 20 % :

P=(Mап.+ mзагр.)1.2*g/1000000 (7.15)

P==0.12 МН

Заключение

Целью расчёта является расчёт ректификационной колонны тарельчатого типа. В ходе расчёта определили выход продукционного дистиллята и кубовой жидкости, расход флегмы, расход греющего пара, расход охлаждающей воды в дефлегматоре, габариты проектируемого аппарата, диаметр штуцеров, массу аппарата, а также максимальную загрузку на опору.

Список использованной литературы

1. Дытнерский Ю.И. Основные процессы и аппараты химической технологии. Пособие по проектированию, М., Химия, 1991 год.

2. Плановский А.Н., Николаев П.И. Процессы и аппараты химической и нефте-химической технологии, М., Химия, 1987 год.

3. Соколов В.Н. Машины и аппараты химических производств, Л., 1970 год.

Размещено на Allbest.ru

...