Расчет разделения смеси диоксан-толуол в насадочной ректификационной колонне

Найдем плотности жидкости ρх в, ρx н и пара ρy в, ρy 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

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

Отсюда получим:

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

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

Плотность физических смесей жидкостей подчиняется закону аддитивности:

ρсм = ρ1xоб + ρ2(1- xоб),

где xоб — объемная доля компонента в смеси.

В рассматриваемом задаче плотности жидких диоксана и толуола близки [7], поэтому можно принять ρx в = ρх н = ρх = 790 кг/м3.

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

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

где μx д и μx т  — вязкости жидких диоксана и толуола при температуре смеси [7].

Тогда вязкость жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равна:

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

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

откуда  μx в = 0,243 мПа∙с; μx н = 0,254 мПа∙с.

Предельная скорость паров в верхней части колонны:

;

откуда wпв=1,241 м/с.

Предельная скорость паров в нижней части колонны:

;

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:

                                                                             (3.14)

Отсюда   диаметры   верхней   и   нижней   части   колонны   равны   соответственно:

  м;  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].

 ;                                                  (3.18)

где  - критерий Рейнольдса [8]:

.                                                                                          (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:

μy в = M’в/(yв МД / μу Д + (1 - yв) МТ / μу Т);

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

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

Тогда:

;

.

Для определения m – тангенса угла наклона равновесной линии для верхней и нижней частей колонны добавим линию тренда:

Рис. 3.3.  Касательные к линии равновесия

Тогда для верхней и нижней частей колонны m соответственно равно 0,83 и 1,18. Следовательно:

 м;

 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 ΔР находят по уравнению

ΔР=10169 ∙ UΔРс.                                                                                        (3.23)

Гидравлическое сопротивление сухой неорошаемой насадки ΔРС рассчитывают по уравнению [1]:

,                                                                                        (3.24)

где λ—коэффициент сопротивления сухой насадки, зависящий от режима движения газа в насадке.

Критерий Рейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны соответственно равен:

;

.                                                      (3.25)

Следовательно, режим движения турбулентный.

Для турбулентного режима коэффициент сопротивления сухой насадки в виде беспорядочно засыпанных колец Рашига находят по уравнению

λ= 16/2.                                                                                                    (3.26)

Для верхней и нижней частей колонны соответственно получим:

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

Гидравлическое сопротивление сухой насадки в верхней и нижней частях колонны равно:

 Па;

 Па.

Плотность орошения в верхней и нижней частях колонны определим по формулам:

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

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

Общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:

ΔР = ΔРв + ΔРн = 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) ∙ ρв),                                                                        (3.35)

где Св=4190 Дж/(кг ∙ К) - удельная теплота конденсации воды; ρв- 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:

,                                                                          (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 σ*=152 МПа [11],

С – прибавка к расчётным толщинам.

С = П ∙ τ,                                                                                                     (4.2)

где П – скорость коррозии или эрозии, П = 0,1мм/год, τ – срок службы аппарата, принимаем τ = 20 лет.

С = 0,1 ∙ 20 = 2 мм.

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

[σ]=ησ*,                                                                                                      (4.3)

где η = 1 – поправочный коэффициент, учитывающий вид заготовки (листовой прокат).

[σ]= 1 ∙ 160=160 МПа.

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]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:

.                                                                            (4.6)

Допускаемое давление из условия прочности находят по уравнению:

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

Допускаемое давление из условия устойчивости в пределах упругости определяют по уравнению:

,                                               (4.8)

где В1 – меньшее из двух, вычисленных по формулам:

В1=1; В1=,                                                                       (4.9)

ny – запас устойчивости, равный 2,4.

Допускаемый момент находят по выражению:

                                                                              (4.10)

Допускаемый изгибающий момент из условия прочности:

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

Допускаемый изгибающий момент из условия устойчивости:

                                             (4.12)

Определим изгибающий момент.

Вес слоя насадки равен: G=9,8 ∙ Vн ∙ ρ= (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

При S=16 мм условие устойчивости выполняется.

Примем S=16 мм.

4.2 Расчет толщина крышки и днища

Толщину стенки эллиптического днища определяют по формуле:

,                                           (4.9)

мм.

Принимаем толщину крышки и днища равной толщине стенки = 16 мм.

4.3 Расчёт изоляции колонны

Определить необходимую толщину слоя изоляции аппарата, внутри  которого температура 102 С. Изоляционный материал - совелит.  Температура наружной поверхности изоляции не должна быть выше  35  С.  Примем температуру окружающего воздуха tо =  20 °C  и  определим  суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую среду лучеиспусканием 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, что все термическое сопротивление сосредоточено в слое изоляции, можно написать:

q = K(tвн-to) = la/б ∙ (tвн-to),

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

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

Так как наиболее горячая часть колонны это  куб,  то  для  всей  остальной колонны можно принять ту же толщину слоя изоляции.

4.4 Расчёт штуцеров.

Расчёт штуцеров 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.

По ОН26-01-34-66 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)

где R = 6,6 – флегмовое число

VD = 0,278  ∙ 6,6 = 1,835 кг/с.

 0,044 м  = 44 мм.

По ОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 64 мм, с условным проходом Dу=50 мм.

4.4.3 Штуцер для отвода кубового остатка

VW = GW ∙ R,                                                                                      (4.14)

где R – отношение количества кубового остатка и парожидкостной смеси, принимаем её равной 2.

VW = 0,302 ∙ 2 = 0,604 кг/с.

 0,025 м  = 25 мм.

По ОН26-01-34-66 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.

По ОН26-01-34-66 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.

По ОН26-01-34-66 примем штуцер с наружным диаметром 278 мм, с условным проходом Dу=250 мм.

4.5 Емкости

Ёмкости рассчитываются  на непрерывную работу в течении 2 - 8 часов. Предельные объемы емкостей 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.

В данном случае нет необходимости в точном расчете плотности и, так как для всех жидкостей 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.

Примем цилиндрические ёмкости с элептическими днищами,  изготовленные  из  стали 12Х18H10Т:

Таблица 4.2. Ёмкости

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

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.

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 ε=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