Читайте данную работу прямо на сайте или скачайте

Реактификационная становка непрерывного действия для разделения бинарной смеси изопропанол-изобутанол производительностью 10 тоннчас

КОМИТЕТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ПО

ВЫСШЕМУ И СРЕДНЕМУ СПЕЦИАЛЬНОМУ ОБРАЗОВАНИЮ

РОССИЙСКИЙ ОРДЕНА ЛЕНИНА И ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ

ХИМИКО - ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ НИВЕРСИТЕТ ИМ. Д.И. МЕНДЕЛЕЕВА

КАФЕДРА ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ

ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту по процессам и аппаратам на тему:

BРектификационная установка непрерывного действия

Bдля разделения бинарной смеси изопропанол-изобутанол

Bпроизводительностью 10 тонн/час

ПРОЕКТИРОВАЛ СТУДЕНТ МАКСИМОВ М.В. ГРУППА О-44

РУКОВОДИТЕЛЬ ПРОЕКТ КУРНОСОВ М.А.

ПРОЕКТ ЗАЩИЩЕН С ОЦЕНКОЙ

КОМИССИЯ:

B1 Оглавление

2 Введение ................................................2

3 Описание технологической схемы..........................3

4 Физико - химические свойства............................4

5 Технологический расчет..................................9

5.1 Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число..9

5.2 Скорость пара и диаметр колонны.......................11

5.3 Гидравлическое сопротивление тарелки..................13

5.4 Высот и гидравлическое сопротивление колонны.........13

5.5 Выбор материалов......................................15

6 Расчет и подбор вспомогательного оборудования...........15

6.1 Расчет кипятильника...................................15

6.2 Расчет дефлегматора...................................18

6.3 Расчет подогревателя исходной смеси...................20

6.4 Расчет холодильника дистиллята........................22

6.5 Расчет холодильника кубового остатка..................24

6.6 Расчет изоляции колонны...............................27

7 Расчет на прочность.....................................28

7.1 Основные обозначения..................................28

7.2 Расчет толщины обечаек................................28

7.3 Расчет толщины днища и крышки.........................28

7.4 Трубы, штуцера и фланцы...............................29

7.4.0 Питающая емкость - подогреватель исходной смеси.....29

7.4.1 Подогреватель исходной смеси - колонна..............30

7.4.2 Колонна - кипятильник...............................30

7.4.3 Колонна - холодильник кубового остатка..............31

7.4.4 Колонна - дефлегматор...............................31

7.4.5 Кипятильник - колонна...............................31

7.4.6 Распределитель - колонна............................31

7.4.7 Распределитель - холодильник дистиллата.............32

7.4.6 Холодильник дистиллата - емкость....................32

7.4.8 Холодильник кубового остатка - емкость..............32

7.4.8 Паровая магистраль - подогреватель исходной смеси...32

7.4.9 Паровая магистраль - кипятильник....................32

7.4.10 Подогреватель исходной смеси - водяная магистраль..33

7.4.11 Кипятильник - водяная магистраль...................33

7.4.12 Водяная магистраль-дефлегматор-водяная магистраль..33

7.4.13 Водяная магистраль-холодильник-водяная магистраль..34

7.4.14 Емкости продуктов - насосы.........................34

7.4.15 Насосы - склад.....................................34

7.5 Выбор насосов. ........................................35

7.5.1 Насос Н1 Питающая емкость - колонна.................35

7.5.2 Насос Н2 Колонна - холодильник кубового остатка.....36

7.6 Опоры аппаратов.......................................37

а7.7 Емкости ...............................................38

8 Заключение ..............................................39

Литература ................................................40

B2 Введение

Ректификация - массобменный процесс разделения жидкой смесиа на

компоненты путем противоточного взаимодействия потоков пар иа жид-

кости. Этот процесс включает переходы вещества из жидкой фазы ва па-

ровую и из паровой в жидкую и в большинстве случаев осуществляется в

противоточных колонных аппаратах с различными контактными элементами.

В настоящее время процесс ректификации широко распространена в

химической технологии и применяется для получения разнообразных про-

дуктов в чистом виде. Однако при разделении чувствительныха к повы-

шенной температуре веществ, приа извлечении ценныха продуктова или

вредных примесей из сильно разбавленных расстворов, разделении сме-

сей близкокипящих компонентов в ряде случаев можета оказаться более

целесообразным применение экстракции.

В нашем случае, разброс температур кипения разделяемыха компо-

нентов, их стойчивость при этих температурах, также отсутствие

необходимости в полном разделении позволяют использовать ректифика-

цию.

Большое разнообразие тарельчатых контактныха стройства затруд-

няет выбор оптимальной конструкции тарелки. При этом наряду са общи-

ми требованиями (высокая интенсивность единицы объема аппарата, низ-

кая стоимость аппарата и др.) ряд требований может определяться спе-

цификой производства: большим интервалом стойчивой работы при изме-

нении нагрузок по фазам, способностью тарелок работать в среде заг-

рязненных жидкостей, возможности защиты от коррозии и т.п. Часто эти

качества становятся определяющими при выборе конкретного тип кон-

струкции для использования в каждом конкретном процессе.

В нашем случае коррозия незначительна, загрязненийа почти нет,

жидкости однородны -а возможно использование колпачковыха тарелок.

Остается расчитать и подобрать нормализованные злы аппаратуры для

изготовления ректификационной колонны, нормализованные теплообменни-

ки, стандартную трубную арматуру, емкости и т.д.

B3 Описание технологической схемы.

Исходная смесь из емкости Е1 насосом подается сначала ва подог-

реватель исходной смеси, где нагревается до температуры кипения, а

затем в колонну где происходит разделение. Кубовыйа остатока самоте-

ком поступает в испаритель, затем в виде пар поступаета снов в

колонну, под нижнюю тарелку. Нагрева ва подогревателе и испарителе

осуществляется насыщенным водяным паром, отводящимся затема ва виде

конденсата. На тарелках в колонне происходята непрерывные процессы

испарения и конденсации, в результате которых и происходита разделе-

ние.

Смесь с преимущественным содержаниема низкокипящего компонента

(дистиллят) в виде пара выходит сверху колонны, поступает ва дефлег-

матор, где и охлаждается до полной конденсации. Затем одна часть ее

в виде флегмы возвращается в колонну, другая часть ва колличестве

5 кг/ч поступает в холодильник дистиллята, где охлаждается до 25

сом Н4 перекачивается на склад.

Кубовый остаток в колличестве 5 кг/са насосома Н2а перекачи-

вается в холодильник кубового остатка, где охлаждается до 25

ле охлаждения кубовый остаток поступает в емкость Е2, откуд насо-

сом Н3 перекачивается на склад.

Емкости исходной смеси и конечных продуктова расчитаны на 2 - 8

часов непрерывной работы. Что составляет объем соответственно 25-100

3 для емкости Е1 и 12-50 м

3 для емкостей Е2 и Е3.

Охлождение во всех случаях ведется оборотной водой, поступающей

с магистрали в трубное пространоство холодильников, а затем ва кана-

лизацию.

B4 Основные физико-химические свойства перерабатываемыха веществ

Bи получаемых продуктов.

Таблица 1. Зависимость физико-химических свойств от температуры

┌────────────────────────┬─────────────────────────────────────────┐

│ │ Температура С │

│ ├─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┤

│Параметры │ 0 │ 20а │ 40а │ 60а │ 80а │ 100 │ 120 │

├────────────────────────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┤

│Изопропанол │

├────────────────────────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┤

│Плотность [кг/м3] 801 785 768 752 735 718 700│

├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤

│Вязкость [мПа*с]│ 4.60│ 2.39│ 1.33│ 3.26│ 0.80│ 0.38│ 0.29│

│Теплоемкость [Дж/кг*К]│ 2363│ 2661│ 2958│ 3256│ 3549│ 3842│ 4136│

│Теплопроводность[Вт/м*К]│0.153│0.151│0.147│0.144│0.141│0.137│0.134│

│Пов.Натяжение*1 [н/м]│ 24.5│ 22.6│ 20.9│ 19.3│ 17.6│ 15.7│ 14.0│

│Коэффициент объемного │ │ │ │ │ │ │ │

│расширения*1 [1/K]│ 1.01│ 1.05│ 1.08│ 1.12│ 1.16│ 1.20│ 1.27│

│dHисп [KДж/кг]│774.4│749.3│724.2│699.1│669.8│636.3│602.8│

│Давление пар [Па] 1.2 4.3│ 14.1│ 38.5│ 92.3│194.7│372.0│

│Изобутанол │

│Плотность [кг/м3] 817 803 788 774 759 742 728│

│Вязкость [мПа*с] 7.0 4.1│ 2.4 │ 1.48 1.0 0.7 0.5│

│Теплоемкость [Дж/кг*К]│ 2053│ 2346│ 2640│ 2933│ 3268│ 3561│ 3855│

│Теплопроводность[Вт/м*К]│0.144│0.142│0.138│0.135│0.131│0.128│0.125│

│Пов.Натяжение*1 [н/м]│ 26.2│ 24.6│ 22.9│ 21.2│ 19.5│ 17.8│ 16.0│

│Коэффициент объемного │ │ │ │ │ │ │ │

│расширения*1 [1/K]│ 0.85│ 0.88│ 0.91│ 0.95│ 0.99│ 1.05│ 1.12│

│dHисп [KДж/кг] 681 664 643 625 604 587 540│

│Давление пар [Па]│ 0.6 2.5 8.0│ 22.7│ 60.0│160.0│

└────────────────────────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┘

Данные в таблице из приложений в [2] и [3] и химической энциклопедии

Таблица 2 Cистема изопропанол - изобутанола [4]

┌─────────┬─────────┬──────────┬──────────┬──────────┐

│ Х │ Y │ t Гамма1а Гамма2а │

├─────────┼─────────┼──────────┼──────────┼──────────┤

0.00а 00.00а 108.1 │ │ │

4.65а 11.20а 106.2 1.02 1.00 │

11.55а 25.10а 103.4 1.01 1.01 │

21.85а 42.70а 99.9 1.02 а 1.00 │

23.05а 44.10а 99.4 1.02 1.01 │

34.55а 58.45а 95.8 1.02 1.02 │

38.70а 62.90а 94.9 1.01 1.00 │

44.10а 67.70а 93.7 1.00 1.00 │

54.55а 75.80а │ 90.9 1.01 1.03 │

63.80а 82.45а 88.7 1.02 1.04 │

74.50а 88.75а 86.9 1.00 1.01 │

82.75а 92.95а 85.4 1.00 1.00 │

94.85а 98.05а 83.2 1.01 1.02 │

│ 100.00а │ 100.00а 82.4 │ │ │

└─────────┴─────────┴──────────┴──────────┴──────────┘

B5 Технологический расчет ректификационной колонны непрерывного

Bдействия.

[1]5.1 Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число.

Производительность колонны по дистиллятуи кубовому остатку Wа оп-

ределяем из материального баланса колонны:

F = P + W

F*x'(f) = P*x'(p) + W*x'(w)

W = F*(x'(p)-x'(f))/(x'(p)-x'(w))

W = 1*(0.95-0.50)/(0.95-0.05) = 5 кг/ч или 1.3889 кг/с

P = F - W = 1-5 = 5 кг/ч или 1.3889 кг/с

Расчет мольных долей компонентов в смеси

М1 = 60.096 КГ/КМОЛЬ - изопропанол

М2 = 74.123 КГ/КМОЛЬ - изобутанол

x(i) = x'(i)/M1/(x'(i)/M1+(1-x'(i))/M2)

x(f) = 0.50/60.096/(0.50/60.096+0.50/74.123)=0.552254

x(p) = 0.95/60.096/(0.95/60.096+0.05/74.123)=0.959075

x(w) = 0.05/60.096/(0.05/60.096+0.95/74.123)=0.060959

Нагрузки ректификационной колонны по пару иа жидкости определяются

рабочим флегмовым числом R, его оптимальное значение Rопт можно най-

ти путем технико-экономического расчета, используя приближенные вы-

числения основанные на определении коэффициента избытка флегмы (оро-

шения) в = R/Rmin. Для этого находим минимальное произведение N(R+1)

пропорциональное объему ректификационной колонны (N - число теорети-

ческих тарелок, определяющее высоту колонны, R+1 - расход паров, и

следовательно, сечение колонны).

Rmin = (x(p)-y~(f))/((y~(f)-x(f))

Rmin = (0.9592254-0.763054)/(0.763054-0.552254) = 0.93

┌─────┬──────┬──────┬────────┬─────┬──────┬──────┬─────────┐

│в │R │N │N(R+1)а │в │R │N │N(R+1) │

├─────┼──────┼──────┼────────┼─────┼──────┼──────┼─────────┤

│1.076│1.9│16.693│33.40119│1.542│1.4337│10.698│26.03575 │

│1.116│1.0377│15.206│30.98661│1.581│1.4705│10.503│25.94700 │

│1.136│1.0561│14.756│30.34009│1.611│1.4981│10.355│25.86845 │

│1.155│1.0745│14.358│29.78725│1.616│1.5027│10.338│25.85303 │

│1.203│1.1160│13.475│28.51304│1.626│1.5119│10.279│25.82015 │

│1.228│1.1344│13.145│28.05646│1.636│1.5211│10.227│25.78356 │

│1.237│1.1436│12.993│27.85331│1.646│1.5303│10.173│25.74266 │

│1.246│1.1528│12.906│27.78414│1.664│1.5441│10.091│25.67426 │

│1.255│1.1620│12.823│27.72433│@1.675│1.5580│10.011│25.60751*│

│1.269│1.1804│12.665│27.61655│1.685│1.5672│ 9.976│25.61147 │

│1.289│1.1988│12.407│27.28147│1.737│1.6086│ 9.853│25.70312 │

│1.324│1.2311│11.954│26.67192│1.735│1.6132│ 9.841│25.71647 │

│1.353│1.2587│11.744│26.52716│1.755│1.6270│ 9.803│25.75300 │

│1.457│1.3554│11.027│25.97313│1.764│1.6408│ 9.766│25.79084 │

│1.507│1.4014│10.839│26.00787│1.804│1.6│ 9.671│25.89577 │

└─────┴──────┴──────┴────────┴─────────────────────────────┘

Определение Ropt см График зависимости N(R+1) и N от R.

Средние массовые расходы по жидкости L и пара G для нижнейа и верх-

ней частей колонны, определяют по соотношению:

Lв = PRMв/Mp

Lн = PRMн/Mp + FMн/Mf

xв = (x(f)+x(p))/2 = (0.552254+0.959075)/2=0.7557 кмоль/кмоль смеси

xн = (x(f)+x(w))/2 = (0.552254+0.060959)/2=0.3066 кмоль/кмоль смеси

Mв = M1*xв+M2(1-xв) = 0.7557*60.096+(1-0.7557)*74.123=63.52 кг/кмоль

Mн = M1*xн+M2(1-xн) = 0.3066*60.096+(1-0.3066)*74.123=69.82 кг/кмоль

Mp = x(p)*M1 + (1-x(p))*M2

Mf = x(f)*M1 + (1-x(f))*M2

Mw = x(w)*M1 + (1-x(w))*M2

Mp = 0.959075*60.096+(1-0.959075)*74.123=60.67 кг/кмоль

Mf = 0.552254*60.096+(1-0.552254)*74.123=66.38 кг/кмоль

Mw = 0.060959*60.096+(1-0.060959)*74.123=73.28 кг/кмоль

Lв = 5*1.558*63.52/3600/60.67 = 2.2655 кг/с

Lн = 5*1.558*69.82/3600/60.67+1*69.82/3600/66.38=5.4120 кг/с

Gв = P(R+1)Mв(пар)/Мр

Gн = P(R+1)Mн(пар)/Мр

ув = (у(f)+у(p))/2 = (0.714803+0.959075)/2=0.837 кмоль/кмоль смеси

ун = (у(f)+у(w))/2 = (0.714803+0.060959)/2=0.388 кмоль/кмоль смеси

Mв(пар) = M1*ув + M2(1-ув)

Mн(пар) = M1*ун + M2(1-ун)

Mв(пар) = 0.837*60.096+(1-0.837)*74.123 = 62.383 кг/кмоль

Mн(пар) = 0.388*60.096+(1-0.388)*74.123 = 68.682 кг/кмоль

Gв = 5*(1+1.558)*62.383/3600/60.67 = 3.6531 кг/с

Gн = 5*(1+1.558)*68.682/3600/60.67 = 4.0220 кг/с

G = (Gв + Gн)/2 = (3.6531+4.0220)/2 = 3.8376 кг/с

Мi - средняя молярная масса для i части колонны

xi/yi - средний мольный состав для i части колонны по жидкости/газу

[1]5.2 Скорость пара и диаметр колонны

Для колпачковых тарелок придельно допустимую скорость можно расчи-

тать по равнению 5.35 из [1]

w = [0.0155/dк

2/3]*(px/py*hк)

1/2

dк - диаметр колпачка

hк - растояние от верхней части колпачка до следующей тарелки

Для жидкостей

t(f) =а 90.72 С

t(w) = 105.59 С

t(p) =а 83.03 C

tв = (t(f)+t(p))/2 = (90.72+83.03)/2 = 86.875 C

tн = (t(f)+t(w))/2 = (90.72+105.59)/2 = 98.155 C

x'в = (x'(f)+x'(p))/2 = (0.50+0.95)/2 = 0.725 кг/кг смеси

x'н = (x'(f)+x'(w))/2 = (0.50+0.05)/2 = 0.275 кг/кг смеси

px(в) = 735.6 кг/м3

pх(н) = 737 кг/м3

p(f) = 737.9 кг/м

p(w) = 736.8 кг/м

p(p) = 733.6 кг/м

dНисп = x'dНисп(1)+(1-x')*dНисп(2)

dНисп(f) = 623.4 Дж/кг

dНисп(w) = 624.3 Дж/кг

dНисп(p) = 661.6 Дж/кг

Для паров

tн = (t(f)+t(w))/2 = (96.45+107.12)/2 = 101.785 C

tв = (t(f)+t(p))/2 = (96.45+84.13)/2 = 90.29 C

py(в) = Mв(пар)*To/(22.4*(To+tв)

py(н) = Mн(пар)*To/(22.4*(To+tн)

py(в) = 62.383*273/(22.4*(273.15+90.29)) = 2.092 кг/м

py(н) = 68.682*273/(22.4*(273.15+101.785)) = 2.233 кг/м

ру(р) = 60.67*273/(22.4*(273.15+84.13)) = 2.070

акг/м

ру(f) = 66.38*273/(22.4*(273.15+96.45)) = 2.189 кг/м

ру(w) = 73.28*273/(22.4*(273.15+107.2)) = 2.348 кг/м

y(в) = Gв/py(в) = 3.6531/2.092 = 1.747 м3/c

y(н) = Gн/py(н) = 4.0220/2.233 = 1.801 м3/c

y = (1.801+1.747)/2 = 1.774 м

3/c

tср = ((tв+tн)пар+(tв+tн)жидкость)/4 средняя по колонне

tср = (98.155+86.875+101.785+90.29)/4 = 94.28 C

tхср= (tв+tн)жидкость/2 = (98.155+86.875)/2 = 92.52

tyср= (tв+tн)пар/2 = (101.785+90.29)/2 = 96.04 C

w = [0.0155/dk

2/3]*sqrt(px/py*(Hмт-Н1))

wв = 0.0155/0.08**(2/3)*sqrt(735.6/2.092*(0.3-0.07)) = 0.751 м/с

wн = 0.0155/0.08**(2/3)*sqrt(737/2.233*(0.3-0.07)) = 0.727 м/с

dв = sqrt(4*Gв/(3.1415*wв*py(в)))

dн = sqrt(4*Gн/(3.1415*wн*py(н)))

dв = sqrt(4*3.6531/(3.1415*0.751*2.092)) = 1.72 м

dн = sqrt(4*4.0220/(3.1415*0.727*2.233)) = 1.78 м

Выбираем стандартный диаметр обечайки колонны 1.8 м. При этома при-

дельная скорость пара:

w = (wв+wн)/2*(d/dст)д = (0.751+0.727)/2*sqr(1.78/1.8) = 0.723 м/с

По каталогу из приложения 5.2 [1] для колонны са диаметрома 1800а мм

выбираем колпачковую тарелку ТСК-Р со следующими характеристиками:

┌─────────────────────────────────────────┬───────────┬────┬────────┐

│параметры │обозначение│еда │ │

├─────────────────────────────────────────┼───────────┼────┼────────┤

│Диаметр колонны │ D │ ма │ 1.8 │

│Свободное сечение колонны │ │ мд 2.54 │

│Длина линии барботаж │ L │ ма 25.88 │

│Рабочая площадь тарелки │ │ мд 1.86 │

│Периметр слив │ Lc │ ма 1.419 │

│Сечение перелив │ │ мд 0.334 │

│Свободное сечение тарелки │ Sт │ мд 0.252 │

│Относительная площадь для прохода парова │ Fc │ %а а 9.92 │

│Масс │ m │ кг │ 176 │

│Растояние между тарелками │ Нмт │ ма │ 0.6 │

│ │ │ │ │

│УКРЕПЛЯЮЩАЯ ЧАСТЬ КОЛОННЫ │ │ │ │

│ │ │ │ │

│Общее число колпачков │ │ │ 117 │

│Число рядов колпачков │ │ │ 10 │

│ │ │ │ │

│ИСЧЕРПЫВАЮЩАЯ ЧАСТЬ КОЛОННЫ │ │ │ │

│ │ │ │ │

│Общее число колпачков │ │ │ 84 │

│Число рядов колпачков │ │ │ 8 │

│ │ │ │ │

│Шаг между колпачками │ │ мм │ 140 │

│Наружный диаметр колпачк │ d │ мм │ 100 │

│Исполнение колпачк │ │ │ 2 │

│Высот прорези │ │ мм │ 15 │

│ │ Н1 │ мм │ 70 │

│ │ h │ мм │ 30 │

│ │ k │ мм 0-10 │

│ │ hд │ мм а 5-40 │

└─────────────────────────────────────────┴───────────┴────┴────────┘

w(раб) = 0.8*w(придел) = 0.8*0.723 = 0.58 м/с по колонне

wo' = sqrt(px*g*h/q/py) - скорость рабочего режима

wo' = sqrt(736.3/2.163*9.81/5*0.015) = 3.165 м/с

w'а = Fc*wo' = 0.0107*4.476 = 0.479 м/с < 0.58 м/с (рабочей скорости)

woа = w(раб)/Fc = 0.58/0.0992 = 5.85 м/с (в рабочем сечении)

px = (px(в)+px(н))/2 = (735.6+737)/2 = 736.3 кг/м3

py = (py(в)+py(н))/2 = (2.092+2.233)/2 = 2.1625 кг/м3

По графику 17-20 стр 624 [2] выбираем Нмт = 0.4 метра

q - коэффициент сопротивления = 5 для колпачковых тарелок.

h - высот прорези колпачка

[1]5.3 Гидравлическое сопротивление тарелки

dp = dp1 + dp2 + dp3 [2] р. 17.23

dpа - гидравлическое сопротивление тарелки

dp1 - сопротивление cухой тарелки

dp2 - сопротивление столба жидкости на тарелке

dp3 - сопротивление, обусловленное поверхностным натяжением жидкости

r - отношение плотности пены к плотности чистой жидкости ( 0.5 )

б - поверхностное натяжение

dp1 = q*py*woд/2 = 5*2.163*sqr(5.42)/2 = 159 Па

dhа = (Vx/(1.85*Lc*r))

2/3 = (G/(px*1.85*Lc*r))

2/3

dhа = (3.8376/(736.3*1.85*1.419*0.5))**(2/3) = 0.025 м

dp2 = 1.3*g*r*px*(hд+0.5*h+dh)

dp2 = 1.3*9.81*0.5*736.3*(0.03+0.5*0.015+0.025) = 293.5 Па

dp3 = 4б/dэкв = 4б/(4*b*l/(2*(b+l)))

dp3 = 4*0.016/(4*0.008*0.015/(2*(0.008+0.015))) = 6.1 Па

dp = 159+293.5+6=458.5 П dp(ж) = dp2+dp3 = 293.5+6 = 299.5 Па

[1]5.4 Высот и гидравлическое сопротивление колонны

Определение средней эффективности тарелок для процесса ректификации.

tcp = 94.28 C

tхcp = 92.52 С

tyср = 96.04 C

x(tхcp) = 0.4867

y~(tхcp) = 0.7133

acp = y~*(1-x)/(x*(1-y~) - относительная летучесть

acp = 0.7133*(1-0.4867)/(0.4867*(1-0.7133)) = 2.624

мю(92.52) = ln(мю1)*xf + ln(мю2)*(1-xf)

мю(92.52) = exp(ln(0.43)*0.5523+ln(0.83)*(1-0.5523)) = 0.61 мПа*с

Dy = [4.3e-7*T

3/2]/[p*(va

1/3+vb

1/3)д]*sqrt(1/Ma+1/Mb) 16.25 [2]

Dy = 0.638 мд/с

или по другой формуле (P - давление [Па])

Dy = 1.013e-8*T

1.75/(P*(va

1/3+vb

1/3)д]*sqrt(1/Ma+1/Mb)

Dy = 0.640 мд/с

a = 3*14.8+8*3.7+9.9 = 83.9 табл 6.3 [3]

b = 4*14.8+10*3.7+9.9 = 106.1

Dx' = 1e-6/[2.65*sqrt(мю)(va1/3+vb1/3)д]**sqrt(1/Ma+1/Mb) 16.26 [2]

Dx' = 1.01*10

-9 мд/с

Dx = Dx'*(1+b*(t-20)) = 1.01e-9*(1+0.0335*(92.5-20)) = 3.46*10

-9 мд/с

b = 0.2*sqrt(мю)/p

1/3 = 0.2*sqrt(2.39)/(785**(1/3))=0.0335

М1 = 60.096 кг/кмоль М2 = 74.123 кг/кмоль

Так как acp*мю = 2.624*0.61 = 1.6, то из графика на рис 3.9 [1] сле-

дует, что ориентировочное значение средней эффективности тарелок для

данного процесса КПД = 0.43

Число действительных тарелок в колонне может быть определено графо-

налитическим методом (построениема кинетическойа линии). Для этого

необходимо расчитать общую эффективность массопередачиа н тарелке

(КПД по Мерфри). Высоту колонны определяем по [2]

Eyа = 1 - exp(-noy) noy = Kyf*M(пар)/(wо*ру)

Е - эффективность тарелки

m - коэффициент распределения компонентов по фазам при равновесии

noyа - общее число единиц переноса по паровой фазе

E = 1 - exp(-noy) 1/noy = 1/ny + m/l*1/nx

Re = wdp/мю = 0.58*1*2.1663/0.97=129531

ny = Dy/w*(0.79*Re+11)*T/273*Sт/S р 19-23 [2]

nx = 38*Sт/Vx*Dx*(Pr)

0.62 ур 19-24 [2]

ny = 6.39e-6/0.58*(0.79*129531+11)*(92.5+273)/273*1.8575/2.5447

ny = 1.22

nxв = 38*1.8575/0.00308*3.46e-9*240**0.62=2.371

nxн = 38*1.8575/0.00734*3.46e-9*240**0.62=0.995

xв = Lв/px(в) = 2.2655/735.6 = 0.00308 м

3/с

xн = Lн/pх(н) = 5.4120/737 = 0.00734 м

3/с

Pr' = мю/px/Dx = 0.61/736.3/3.46e-9 = 240

lв = R/(R+1) = 1.56/2.56 = 0.61

lн = (R+F/P)/(R+1) = (1.56+1/5)/2.56 = 1.39

yk = yp + Ey*(y~-yp) из р 6.43 [1]

┌───────┬────────┬───────┬───────┬───────┬───────┬───────┬───────┐

│ x а m а l noyа а E а Y~а Yp Yk │

├───────┼────────┼───────┼───────┼───────┼───────┼───────┼───────┤

0.00 │ 2.5234 │ 1.39а │ 2.642 │ 0.938 │ 00.00 0.00 0.00 │

4.65 │ 2.2360 │ 1.39а │ 2.448 │ 0.918 │ 11.20 4.65 │ 10.63 │

│ 11.55 │ 1.8797 │ 1.39а │ 2.189 │ 0.897 │ 25.10 │ 13.32 │ 23.77 │

│ 21.85 │ 1.4842 │ 1.39а │ 1.890 │ 0.859 │ 42.70 │ 26.95 │ 40.33 │

│ 23.05 │ 1.4425 │ 1.39а │ 1.867 │ 0.845 │ 44.10 │ 28.54 │ 41.68 │

│ 34.55 │ 1.0659 │ 1.39а │ 1.596 │ 0.805 │ 58.45 │ 43.76 │ 55.46 │

│ 38.70 │ 0.9553 │ 1.39а │ 1.518 │ 0.784 │ 62.90 │ 49.25 │ 59.89 │

│ 44.10 │ 0.8486 │ 1.39а │ 1.434 │ 0.765 │ 67.70 │ 56.40 │ 65.01 │

│ 54.55 │ 0.7443 │ 0.61а │ 1.334 │ 0.748 │ 75.80 │ 70.10 │ 74.30 │

│ 63.80 │ 0.6562 │ 0.61а │ 1.272 │ 0.728 │ 82.45 │ 76.35 │ 80.74 │

│ 74.50 │ 0.5417 │ 0.61а │ 1.190 │ 0.708 │ 88.75 │ 82.87 │ 86.97 │

│ 82.75 │ 0.4 │ 0.61а │ 1.144 │ 0.680 │ 92.95 │ 87.89 │ 91.34 │

│ 94.85 │ 0.3877 │ 0.61а │ 1.097 │ 0.665 │ 98.05 │ 95.26 │ 97.11 │

│100.00 │ 0.3682 │ 0.61а │ 1.071 │ 0.661 │100.00 │100.00 │100.00 │

└───────┴────────┴───────┴───────┴───────┴───────┴───────┴───────┘

По этим данным получаем число действительных тарелок N = 14 штука (с

запасом так как использовалась модель идеального смешения са наи-

меньшей движущей силой). Из [1] стр 235

Zв = 1 м

Zн = 2 м Hк = (N-1)*Hмт + Zв + Zн = 14*0.4+1+2 = 8.6 м

dP = dp*N = 464.5*14 = 6503 Па

[1]5.5 Выбор материалов.

Материал - Сталь Ст3 для крепежных деталей и монтажного оборудова-

ния и холодильников, нержавеющяя сталь для теплообменников, обогре-

ваемых паром и колонны. Так же для крепежных деталей может применят-

ся сталь 3ХМ.

B6 Расчет и подбор вспомогательного оборудования

@6.1 Расчет кипятильника

Необходими расчитать и подобрать нормализованныйа варианта конструк-

ции кожухотрубного испарителя ректификационной колонны са получением

Gн = 4.0220 кг/с паров кубового остатка, кипящего при 105.6а Са и

имеющего следующие характеристики:

pх(w) = 736.8 кг/м

3, Данные по пару из [3] стр 537,549

dНисп(w) = 624.3 Дж/кг = r(w),

мю(w) = 0.63 мПа*с,

б(w) = 0.0182 н/м,

Ср(w) = 3658 Дж/кг*К,

ру(w) = 2.348 кг/м

la(w) = 0.128 Вт/(м*К)

В качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар са дав-

лением= 2.755 кгс/смд. дельная теплот конденсации r(п)а =а 2179

кДж/кг, температура конденсации t(п) = 130 С. Физико -а химические

свойства конденсат при температуре конденсации арж = 935а кг/м

мю(ж) = 0.212 мПа*с la(ж) = 0.686 Вт/(м*К).

Для определения коэффициента теплоотдачи от пара, конденсирую-

щегося на наружной поверхности труб высотой Н используеся формула:

1 = 1.21*la*(pпд*rп*g/(мю(п)*Н*q))

1/3 = Aq

-1/3 [1] р 2.23

Коэфициент теплоотдачи к кипящей в трубах жидкости определим как:

la(п)

1.3pх(w)

0.5q

0.6

a2 = 780 ────────────────────────────────────── = Bq

0.6

б(w)

0.5r(w)

0.6ру(w)

0.Ср(w)

0.3мю(w)

0.3

Из основного равнения теплопередачи и равнения аддитивности терми-

ческих сопротивлений следует, что

1/К = dtcp/q = 1/a1 + сумма(б/la) + 1/a2

Подставляя сюда выражения для а1 и а2 можно получить одно равнение

относительно неизвестного дельного теплового потока q

f(q) = 1/A*q4/3 + [сумма(б/la)]*q + 1/B*q0.4 -dtcp = 0 (а)

1. Определение тепловой нагрузки аппарата

Q(w) = Q(p)+G(p)*C(p)*t(p)+G(w)*C(w)*t(w)-G(f)*C(f)*t(f)+Q(пот)

Q(p) = P(R+1)*r(p) = 1.39*(1.558+1)*661600=2350518 Вт

G(p)*C(p)*t(p) = 1.3889*3091*83.03 = 356455 Вт

G(w)*C(w)*t(w) = 1.3889*3658*105.6 = 536511 Вт

G(f)*C(f)*t(f) = 2.8*3007*90.72 = 750 Вт

Q(w) = 1.05(2350518+356455+536511-750)=2485714 Вт

2. Расход греющего пара определяем из равнения теплового баланса

G(п) = Q/r(п) = 2485714/2179 = 1.141 кг/c

3. Средняя разность температур

dtcp = 130-105.6 = 24.4 C

4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примема ориентировочное значе-

ние коэффициента теплопередачи Кор = 250 Вт/(мдК). Тогд ориентиро-

вочное значение поверхности теплообмена составит

Fop = Q/K*dtcp = 2485714/(320*24.4) = 318 мд

тогд из таблицы 2.9 [1] выбирем испаритель

H = 4 м D = 1.2 м d = 25 Х 2 мм F = 340 мд

5. Выполним точненый расчет решив равение (а) относительно q

A = 1.21*0.686*(935**2*2179*9.81/(0.212*4))**1/3 = 232717

B = 780*0.128**1.3*737**0.5/

(0.0182**0.5*624300**0.6*2.348**0.6*3658**0.3*0.63**0.3)=1.6855

Толщина труб = 2 мм, материал - нержавеющяя сталь la = 17.5 Вт/(м*К)

Сумма термических сопротивлений стенки аиа загрязненийа (термическим

сопротивлением со стороны греющего пара можно пренебречь) равна:

Сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800=0.287 мдК/Вт

Тогда из решения равнения (а) получим q = 7875 Вт. Откуд требуе-

мая поверхность составит: ( q < 9100 - режим не пузырьковый - другой

пар надо взять!)

F = Q/q = 2485714/7875=315.65 мд

Удельные тепловые нагрузки в рассчитанном аппарате значительно ниже

критической тепловой нагрузки, которая даже в случае кипения жидкос-

ти в большом объеме в соответствии с равнением 2.28 [1] составляет:

qкр = 0.14*r*py

0.5*(g*p*б)

0.25

qкр = 0.14*2179*sqrt(2.348)*(9.81*0.0182*736.8)**0.25

qкр = 1583095 Вт/(мд*К)

Следовательно в расчитанном аппарате режим кипения будет пузырьковым.

a1 = Aq

-1/3 = 232717*7875**(-1/3) = 11697.09 Вт/(мд*К)

a2 = Bq

0.6 = 1.6855*7875**0.6 = 366.84 Вт/(мд*К)

K = 1/(1/11697.09+1/366.84+0.287) = 322.74 Вт/(мд*К)

Запас = (340-315)*100/315=8%

Расчет нового штуцера:

Dшт = 0.7*sqrt(n*dд) = d*0.7*sqrt(n) = 0.7*0.021*sqrt(1083) =0.484 м

6. Расчет изоляции кипятильника. Определить необходимую толщину слоя

изоляции аппарата, внутри которого температура 130а С. Изоляционный

материал - совелит. Температур наружнойа поверхности изоляции не

должна быть выше 35 С. Примем температуру окружающего воздух toа =

20 C и определим суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую сре-

ду лучеиспусканием и конвекцией по равнению 4.71 [3]

1 = 9.74+0.07*dt = 9.74+0.07*(35-20) = 10.8 Вт/(мдК)

удельный тепловой поток q = a1(tст-to) = 10.8*(35-20) = 162 Вт/мд

Принимая приближенно, что все термическое сопротивление сосредоточе-

но 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) = 0.098/162*(130-20) = 0.067 м

┌──────────────────────────────────────────┐

│кожухотрубный испаритель │

├───────────────────────────┬─────┬────────┤

│параметр │ │размера │

├───────────────────────────┼─────┼────────┤

│Диаметр кожух │ D │ 1200 мм│

│Диаметр штуцер │ Dшт 484 мм│

│Диаметр труб │ d │ 2Х2 мм│

│Общее число труб │ n │ 1083 шт│

│Высот труб │ H │ 4 м │

│Поверхность теплообмен │ F 340 мд│

└───────────────────────────┴─────┴────────┘

@6.2 Расчет дефлегматора

Необходими расчитать и подобрать нормализованныйа варианта конструк-

ции кожухотрубного конденсатопра для получения G(1)в = 3.5528 кг/с

паров. дельная теплот конденсации r(1) = 661600 Дж/кг, температура

конденсации t(1) = 83 C. la(1) = 0.135 Вт/(м*К), р(1) = 733.6 кг/м

мю = 0.75 Па*с. Тепло конденсации отводится водой при t(2)н = 2С

Примем температуру воды на выходе из конденсатора t(2)к = 35 С.

При средней температуре t2 = 27.5 C она имеет следующие характерис-

тики р2 = 997 кг/м

3, С2 = 4182 Дж/(кг*К), la(2)а =а 0.616а Вт/(мдК),

мю(2) = 0.82 Па*с, Pr = С2*мю(2)/la(2) = 5.56.

1. Тепловая нагрузка аппарата

Q = P(R+1)*r(1) = 1.39*(1.558+1)*661600=2350518 Вт

2. Расход воды

G(2) = Q/(C(2)*dt) = 2350518/(4180*(35-20))=37.49 кг/с

3. Средняя разность температур

dtcp = ((83-20)-(83-35))/ln((83-20)/(83-35))=55.16 C

4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 450 Вт/(мдК). Тог-

да:

Fop = Q/(K*dtcp) = 2350518/(450*55.16) = 95 мд

Задаваясь числом Re(2) = 15 определим отношение числа труб (n)а к

числу ходов (z) для конденсатора из труб с dн = 2Х2 мм.

n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))

n/z = 4*38.55/(3.1416*0.021*0.82*15) = 190

5. точненный расчет поверхности теплопередачи. Ва соответствии с

таблицей 2.9 [1] соотношение n/z принимает наиболее близкое к задан-

ному значение у конденсаторов с диаметром кожуха D = 800 мм, диамет-

ром труб 2Х2 мм, числом ходов z = 4 и общим числом труб n = 404 шт.

n/z = 404/4 = 101

Наиболее близкую к ориентировочной поверхность теплопередачиа имеет

нормализованный аппарат с длиной труб L = 4 м; F = 127 мд D = 0.8 м.

Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)

Re(2) = 4*37.49*4/(3.1416*0.021*0.82*404)=27445

Коэффициент теплоотдачи от воды определяема по уравнению 2.12а [1]

пренебрегая поправкой, связаной са критериема Прандля при tстенки.

(берем с запасом).

2 = la(2)/d*0.023*Re

0.8*Pr

0.4

2 = 0.616/0.021*0.023*27445**0.8*5.56**0.4 = 4763 Вт/(мдК)

Коэффициент теплоотдачи от пара, конденсирующегося н вертикально

расположенных трубах, по равнению 2.24 [1]

a1 = 3.78*la(1)*(p(1)дdн*n/(мю(1)*G(1))

1/3

a1 = 3.78*0.135*((733.6**2)*0.025*404/(0.75*3.5528))**(1/3)=647.18

Сумма термических сопротивлений стенки труб из нержавеющейа стали и

загрязнений со стороны воды и пара равна

сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/1860+1/11600=0.738 мд*К/Вт

К = 1/(1/4763+1/647+0.738) = 401 Вт/(мд*К)

Требуемая поверхность теплопередачи

F = 2350518/(401*55.16)=106.3 мд

Запас = (127-106)*100/106=19.8 %

6. Гидравлическое сопротивление dP(2) расчитываем по формуле 2.35[1]

Скорость воды в трубах:

w(2) = 4*G(2)*z/(pi*dд*n*p(2))

w(2) = 4*37.49*4/(3.1416*0.021**2*404*996) = 1.1 м/с

Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:

l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))

0.9]]д

l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/27445)**0.9))=0.0286

Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])

w(2)ш = 4*G(2)/(pi*dдш*p(2))

w(2)ш = 4*37.49/(3.1416*0.25**2*996)=0.767 м/с

Гидравлическое сопротивление

dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)д/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)д/2+3*p*w(2)шд/2

dP(2) = 0.0286*4*4/0.021*996*1.1**2/2+(2.5*3+6)*996*1.1**2/2+

+3*996*0.767**2/2=22144 Па

┌──────────────────────────────────────────┐

│кожухотрубный конденсатор │

├───────────────────────────┬─────┬────────┤

│параметр │ │размера │

├───────────────────────────┼─────┼────────┤

│Диаметр кожух Dа 800 мм│

│Диаметр труб dа │ 2Х2 мм│

│Число ходов zа 4 │

│Общее число труб nа 404 шт│

│Высот труб Hа │ 4 м │

│Поверхность теплообмен Fа 127 мд│

└───────────────────────────┴─────┴────────┘

@6.3 Расчет подогревателя исходной смеси

Необходими расчитать и подобрать нормализованныйа варианта конструк-

ции кожухотрубного подогревателя G(2) = 2.8 кг/с исходнойа смеси

ректификационной колонны, с 10 С до 90 С, имеющей следующие характе-

ристики:

pх(2) = 770 кг/м

3, Данные по пару из [3] стр 537,549

мю(2) = 1.41 мПа*с,

б(2) = 0.021 н/м,

Ср(2) = 3007 Дж/кг*К,

la(2) = 0.142 Вт/(м*К)

В качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар са дав-

лением= 2.755 кгс/смд. дельная теплот конденсации r(п)а =а 2179

кДж/кг, температура конденсации t(п) = 130 С. Физико -а химические

свойства конденсат при температуре конденсацииа рж = 935а кг/м

мю(ж) = 0.212 мПа*с la(ж) = 0.686 Вт/(м*К).

1. Тепловая нагрузка аппарата

C(2)cp = (С(2)(t2n)+С(2)(t2k))/2 = (2356+3658)/2 = 3007 Дж/кг*К,

Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 2.8*3007*(90.7-10) = 674070 Вт

2. Расход пара

G(1) = Q/r(1) = 674070/2179 = 0.31 кг/с

3. Средняя разность температур

dtcp = ((130-10)-(130-90))/ln((130-10)/(130-90)) = 72.82 C

4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 330 Вт/(мдК). Тогда

Fop = Q/(K*dtcp) = 674070/(330*72.82) = 28 мд

Задаваясь числом Re(2) = 15 определим отношение числа труб (n)а к

числу ходов (z) для подогревателя из труб с dн = 2Х2 мм.

n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))

n/z = 4*2.8/(3.1416*0.021*0.00141*15) = 7.96

5. точненный расчет поверхности теплопередачи. В данном случае мож-

но работать в переходном режиме. Диаметра темплообменныха труба 2Х2

мм, диаметр кожуха 600 мм. F = 46 мд, L = 3 м. z = 6, n = 196

Коэффициент теплоотдачи от пара, конденсирующегося н горизонтально

расположенных трубах, по равнению 2.25 [1]

a1 = 1.41*la(1)*(p(1)дL/(мю(1)*G(1))

1/3

a1 = 1.41*0.686*((935**2)*3/(0.212*0.31))**(1/3)= 3305 Вт/мдК

Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)

Re(2) = 4*2.8*6/(3.1416*0.021*0.00141*196) = 3657

Коэффициент теплоотдачи от спиртов определяем по графику стр. 154[3]

пренебрегая поправкой, связаной са критериема Прандля при tстенки.

(берем с запасом).

Pr = С2*мю(2)/la(2) = 3007*0.00141/0.142 = 29.9

0.43 = 4.31

2 = la(2)/d*Nu = 0.142/0.021*43.1 = 291.4 Вт/мдК

Сумма термических сопротивлений стенки труб из нержавеющейа стали и

загрязнений (термическим сопротивлениема со стороны греющего пара

можно пренебречь) равна:

сумма(б/la) = 0.004/17.5+1/5800 = 0.4 мд*К/Вт

К = 1/(1/3305+1/291.4+0.4) = 242 Вт/(мд*К)

Требуемая поверхность теплопередачи

F = 674070/(242*72.82) = 38.25 мд

Запас = (46-38.25)*100/38.25 = 20.3 %

6. Расчет изоляции подогревателя. Так как греющий пар ва кипятильни-

ке и подогревателе один и тот же, то толщина слоя изоляции = 0.067 м

(см расчет изоляции кипятильника)

7. Гидравлическое сопротивление dP(2) расчитываем по формуле 2.35[1]

Скорость смеси в трубах:

w(2) = 4*G(2)*z/(pi*dд*n*p(2))

w(2) = 4*2.8*6/(3.1416*0.021**2*196*770) = 0.319 м/с

Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:

l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))

0.9]]д

l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/3657)**0.9)) = 0.0436

Скорость смеси в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])

w(2)ш = 4*G(2)/(pi*dдш*p(2))

w(2)ш = 4*2.8/(3.1416*0.1**2*770) = 0.46 м/с

Гидравлическое сопротивление трубного пространств 2.35 [1]

dP(2) = [1]l*L*z/d*p*w(2)д + [1][2.5(z-1)+2z]*p*w(2)д + [1]3*p*w(2)шд

2 2 2

dP(2) = 0.0436*3*6/0.021*770*0.319**2/2 + (2.5*5+12)*770*0.319**2/2+

+ 3*770*0.46**2/2 = 1464+960+245 = 2669 Па

┌──────────────────────────────────────────┐

│кожухотрубный теплообменник │

├───────────────────────────┬─────┬────────┤

│параметр │ │размера │

├───────────────────────────┼─────┼────────┤

│Диаметр кожух Dа 600 мм│

│Диаметр штуцер Dш 100 мм│

│Диаметр труб dа │ 2Х2 мм│

│Число ходов zа │ 6 │

│Общее число труб nа 196 шт│

│Высот труб Hа │ 3 м │

│Поверхность теплообмен Fа 46 мд│

└───────────────────────────┴─────┴────────┘

@6.4 Расчет холодильника дистиллята.

Расчитать и подобрать нормализованный теплообменника для охлождения

водой 1.39 кг/с дистиллята с 83 до 20 Са со следующими средними

характеристиками: (t = 51.5 C)

pх(1) = 761 кг/м

мю(1) = 1.07 мПа*с,

б(1) = 0.0202 н/м,

С(1) = 3091 Дж/кг*К,

la(1) = 0.145 Вт/(м*К)

Pr = С(1)*мю(1)/la(1) = 3091*0.00107/0.145 = 22.81

Примем температуру воды на входе t(2)н = 15 С выходе из t(2)к = 3С.

При средней температуре t2 = 25 C она имеет следующие характеристики

р2 = 997 кг/м

С2 = 4185 Дж/(кг*К),

la(2) = 0.609а Вт/(мдК),

мю(2) = 0.88 Па*с,

Pr = С2*мю(2)/la(2) = 4185*0.88/0.609 = 6.05.

1. Определение тепловой нагрузки

Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 1.39*3091*(83-20) = 270463 Вт

2. Расход воды

G(2) = Q/(C(2)*dt) = 270463/(4185*(35-15)) = 3.23 кг/с

3. Средняя разность температур

dtcp = ((83-35)-(20-15))/ln((83-35)/(20-15)) = 19 C

4. Ориентировочный выбор теплообменника. Решение вопроса о том, ка-

кой теплоноситель направить в трубное пространство, обусловлено его

температурой, давлением, коррозионной активностью, расходом, способ-

ностью загрязнять поверхность теплообмена и др. Ва даннома случае в

трубное пространство целесообразно направить холодный теплоноситель.

Это обусловленно тем, что в данном случае только для оборотнойа воды

свойственно инкрустировать загрязнениями поверхность труб. трубы,

в отличии от межтрубного пространства, легко очищать.

Задаваясь числом Re(2) = 15, соответствующем турбулентному режи-

му, определим отношение числа труб (n) к числу ходова (z)а для теп-

лообменника из труб с dн = 2Х2 мм.

n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))

n/z = 4*3.23/(3.1416*0.021*0.88*15) = 15

В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 300 Вт/(мдК). Тогда:

Fop = Q/(K*dtcp) = 270463/(300*19) = 47.5 мд

5. точненный расчета поверхности теплопередачи. Ва даннома случае

необходимо будет взять кожухотрубный теплообменник. Диаметр 2Х2 мм,

диаметр кожуха 600 мм. F = 61 мд, L = 4.0 м. Число труб в однома ап-

парате 196 штук. Число ходов 6.

Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)

Re(2) = 4*3.23*6/(3.1416*0.021*0.88*196)=6812.5

Коэффициент теплоотдачи от воды определяем по графикуа стр. 154[3]

пренебрегая поправкой, связаной са критериема Прандля при tстенки.

(берем с запасом).

Pr = 6.05 Pr

0.43 = 2.17

2 = la(2)/d*Nu = 0.609/0.021*51=1479 Вт/мдК

Re(1) = wdp/мю = G/s*d/мю = 1.3/0.045*0.025/0.00107=721

В соответствии с формулой 2.16 [1] имеем, принимая с запасом отноше-

ние [Pr/Pr(ст)]

0.25 = 1.

a1 = la(1)/dн*0.24*Re

0.6*Pr

0.4

a1 = 0.145/0.025*0.24*721**0.6*22.81**0.4=252 Вт/(мдК)

Сумма термических сопротивлений стенки труб из нердавеющейа стали и

загрязнений в соответствии с таблицей 2.2 [1] равна:

сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800+1/1860=0.824 мд*К/Вт

Коеффициент теплопередачи равен

К = 1/(1/252+1/1479+0.824)=183 Вт/(мд*К)

Требуемая поверхность теплопередачи

F = 270463/(183*19)=77.8 мд

Запас = (91-78)*100/78=16.7 %

6. Гидравлическое сопротивление

Скорость воды в трубах:

w(2) = 4*G(2)*z/(pi*dдp(2)*n)

w(2) = 4*3.23*6/(3.1416*0.021**2*997*196)=0.286 м/с

w(1) = 4*G(1)/р(1)/s

w(1) = 4*1.3/(761*0.045)=0.162 м/с

Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:

l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))

0.9]]д

l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/6813)**0.9))=0.0371

Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])

w(2)ш = 4*G(2)/(pi*dдш*p(2))

w(2)ш = 4*3.23/(3.1416*0.1**2*997)=0.412 м/с

Гидравлическое сопротивление трубного пространства

dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)д/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)д/2+3*p*w(2)шд/2

dP(2) = 0.0413*6*6/0.021*997*0.286**2/2+(2.5*5+12)*997*0.286**2/2+

+3*997*0.412**2/2=4140 Па

┌──────────────────────────────────────────┐

│кожухотрубный теплообменник │

├───────────────────────────┬─────┬────────┤

│параметр │ │размера │

├───────────────────────────┼─────┼────────┤

│Диаметр кожух Dа 600 мм│

│Диаметр штуцер Dш 100 мм│

│Диаметр труб dа │ 2Х2 мм│

│Число ходов zа │ 6 │

│Общее число труб nа 196 шт│

│Высот труб Hа │ 6 м │

│Поверхность теплообмен Fа 91 мд│

└───────────────────────────┴─────┴────────┘

@6.5 Расчет холодильника кубового остатка.

Расчитать и подобрать нормализованный теплообменника для охлождения

водой 1.39 кг/с кубового остатка с 106а до 20а Са со следующими

средними характеристиками: (t = 63 C)

pх(1) = 774 кг/м

мю(1) = 1.45 мПа*с,

б(1) = 0.0212 н/м,

С(1) = 2933 Дж/кг*К,

la(1) = 0.135 Вт/(м*К)

Pr(1) = С(1)*мю(1)/la(1) = 2933*0.0024/0.135 = 52.14

Примем температуру воды на входе t(2)н = 15 С выходе из t(2)к = 3С.

При средней температуре t2 = 25 C она имеет следующие характеристики

р2 = 997 кг/м

С2 = 4185 Дж/(кг*К),

la(2) = 0.609а Вт/(мдК),

мю(2) = 0.88 Па*с,

Pr = С2*мю(2)/la(2) = 4185*0.88/0.609 = 6.05.

1. Определение тепловой нагрузки

Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 1.39*2933*(106-20) = 350330 Вт

2. Расход воды

G(2) = Q/(C(2)*dt) = 350330/(4185*(35-15)) = 4.186 кг/с

3. Средняя разность температур

dtcp = ((106-35)-(20-15))/ln((106-35)/(20-15)) = 24.88 C

4. Ориентировочный выбор теплообменника.

Задаваясь числом Re(1) = 15, соответствующем турбулентному режи-

му, определим отношение числа труб (n) к числу ходова (z)а для теп-

лообменника из труб с dн = 2Х2 мм.

n/z = 4*G(1)/(pi*d*мю(1)*Re(1))

n/z = 4*4.186/(3.1416*0.021*0.88*15)=19

В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 300 Вт/(мдК). Тогда:

Fop = Q/(K*dtcp) = 350330/(300*24.9) = 47 мд

5. точненный расчета поверхности теплопередачи. Ва даннома случае

необходимо будет взять кожухотрубный теплообменник. Диаметр 2Х2 мм,

диаметр кожуха 600 мм. F = 61 мд, L = 4.0 м. Число труб в однома ап-

парате 196 штук. Число ходов 6.

Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)

Re(2) = 4*4.186*6/(3.1416*0.021*0.88*196)=8829

Коэффициент теплоотдачи от воды определяем по графикуа стр. 154[3]

пренебрегая поправкой, связаной са критериема Прандля при tстенки.

(берем с запасом).

Pr = 6.05 Pr

0.43 = 2.17

2 = la(2)/d*Nu = 0.609/0.021*65.1=1 Вт/мдК

Re(1) = wdp/мю = G/s*d/мю = 1.3/0.045*0.025/0.00145=532

В соответствии с формулой 2.16 [1] имеем, принимая с запасом отноше-

ние [Pr/Pr(ст)]

0.25 = 1.

a1 = la(1)/dн*0.24*Re

0.6*Pr

0.4

a1 = 0.135/0.025*0.24*532**0.6*22.81**0.4=196 Вт/(мдК)

Сумма термических сопротивлений стенки труб из нердавеющейа стали и

загрязнений в соответствии с таблицей 2.2 [1] равна:

сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800+1/1860=0.824 мд*К/Вт

Коеффициент теплопередачи равен

К = 1/(1/196+1/1+0.824)=155 Вт/(мд*К)

Требуемая поверхность теплопередачи

F = 270463/(155*24.9)=70 мд

Запас = (91-70)*100/70=30 %

6. Гидравлическое сопротивление

Скорость жидкостей:

w(2) = 4*G(2)*z/(pi*dдp(2)*n)

w(2) = 4*4.186*6/(3.1416*0.021**2*997*196)=0.371 м/с

w(1) = 4*G(1)/р(1)/s

w(1) = 4*1.3/(774*0.045)=0.160 м/с

Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:

l(2) = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))

0.9]]д

l(2) = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/8829)**0.9))=0.035

Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])

w(2)ш = 4*G(2)/(pi*dдш*p(2))

w(2)ш = 4*4.186/(3.1416*0.1**2*997)=0.535 м/с

Гидравлическое сопротивление трубного пространства

dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)д/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)д/2+3*p*w(2)шд/2

dP(2) = 0.035*6*6/0.021*997*0.371**2/2+(2.5*5+12)*997*0.371**2/2+

+3*997*0.535**2/2=6226 Па

┌──────────────────────────────────────────┐

│кожухотрубный теплообменник │

├───────────────────────────┬─────┬────────┤

│параметр │ │размера │

├───────────────────────────┼─────┼────────┤

│Диаметр кожух Dа 600 мм│

│Диаметр штуцер Dш 100 мм│

│Диаметр труб dа │ 2Х2 мм│

│Число ходов zа │ 6 │

│Общее число труб nа 196 шт│

│Высот труб Hа │ 6 м │

│Поверхность теплообмен Fа 91 мд│

└───────────────────────────┴─────┴────────┘

@6.6 Расчет изоляции колонны

Определить необходимую толщину слоя изоляции аппарата, внутри кото-

рого температура 108 С. Изоляционный материал - совелит. Температу-

ра наружной поверхности изоляции не должна быть выше 35а С. Примем

температуру окружающего воздуха to =а 20а Cа и определима суммарный

коэффициент теплоотдачи в окружающую среду лучеиспусканием и конвек-

цией по равнению 4.71 [3]

1 = 9.74+0.07*dt = 9.74+0.07*(35-20) = 10.8 Вт/(мдК)

удельный тепловой поток q = a1(tст-to) = 10.8*(35-20) = 162 Вт/мд

Принимая приближенно, что все термическое сопротивление сосредоточе-

но 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) = 0.098/162*(108-20) = 0.054 м

Так как наиболее горячая часть колонны это куб, то для всейа ос-

тальной колонны можно принять ту же толщину слоя изоляции.

B7 Расчет на прочность.

@7.1 Основные обозначения

Е - модуль продольной пругости материала

I - момент инерции

М - изгибающий момент

Р - силие деформации

р - давление

W - момент сопротивления

- коэффициент линейного расширения

б - нормальное напряжение

т - касательное напряжение

с - прибавка к расчетным толщинам аппаратов

s - толщина

П - скорость коррозии [мм/год]

┌──────────────┬─────┬─────────┬─────────┬───────────┐

│Тип стали │ Т

├──────────────┼─────┼─────────┼─────────┼───────────┤

│ 0Х1Н1Т │ 110 │ 2а │ 124.2 16.6 │

│ 3ХМ │ 100 │ 2а │ 207.0 13.1 │

│ Ст3 │ 100 │ 199а │ 134.0 11.9 │

└──────────────┴─────┴─────────┴─────────┴───────────┘

Шов двусторонний с двойным проваром, стыковой или тавровый, выпол-

ненный автоматической или полуавтоматической сваркой при контроле от

10 до 50 % длины шва fi = 0.9.

@7.2 Расчет толщины обечаек.

Исполнительную толщину тонкостенной гладкой цилиндрической обечайки,

нагруженной внутренним избыточным давлением, расчитывают по формуле:

(колонна полностью заполнена холодным высококипящим компонентом)

s => p*D/(2*б*fi-p)+c

p =а p(x)*g*h = 820*10*8.6=70520 Па - избыточное давление.

с =а П*Та = 0.1 мм/год*10лет = 1 мм

s => 70520*1800/(2*1242*0.9-70520)+1=1.568 мм

Выбираем толщину по каталогу. Из [4]

Толшина стенки = 10 мм

@7.3 Расчет толщины днища и крышки.

Толщину стенки элептического днища определяют по формуле:

s => p*D/(2*б*fi-0.5*p)+c

s => 70520*1800/(2*1242*0.9-0.5*70520)+1=1.568 мм

Толщину стенки крышки выбираем по каталогу, так как отсутствуета ка-

кое-либо избыточное давление на крышку.

Толщина днищ = 10 мм

Толщина крышки = 10 мм

Если крышку изготовлять из того же листа, что и обечайку, то полу-

чится круглый стальной лист с наружным диаметром под фланец 1930 мм.

Масса крышки = р*3.14*Dд*h/4 = 7800*1.93**2*3.1416*0.01/4 = 228 кг.

Болты на крышку из Ст3 тип М20

┌──────────────────────────────────────────────────────────────┐

│ Крышк │

├────────┬────────┬────────┬────────┬────────┬────────┬────────┤

│ Dф [мм]│ Dб [мм]│ Dч [мм]│ hа [мм]│ sа [мм]│ dа [мм]│ zа [шт]│

├────────┼────────┼────────┼────────┼────────┼────────┼────────┤

│ 1930 │ 1890 │ 1848 │ 40 │ 10 │ 23 │ 64 │

└────────┴────────┴────────┴────────┴────────┴────────┴────────┘

┌──────────────────────────────────────────────────────────────────┐

│Днище s = 10 мм │

├────────┬─────────────┬────────────┬───────────┬────────┬─────────┤

│ D [мм] │ Внутренняя │ Объем │ Диаметр а h hв │

│ │ поверхность │ V*0.001 м3 │ заготовки мм а мм │

├────────┼─────────────┼────────────┼───────────┼────────┼─────────┤

1800а │ 3.74 │ 866 2196 мма а 40 450 │

└────────┴─────────────┴────────────┴───────────┴────────┴─────────┘

hа - высота отбортовки

hв - растояние от конца цилиндрической части до внутреннего края дна

@7.4 Трубы, штуцера и фланцы.

Так как в аппарате и вспомогательных стройствах р <= 2.5 Па и

t < 300

соединениях при данных словиях применяются болты. В качестве прок-

ладок используются прокладки из фторопласта со следующимиа характе-

ристиками:

m = 2.5

Расчетное давление на прокладку при монтаже q = 10 Па

Допускаемая дельная нагрузка на прокладку [q] = 40 Па

[1]7.4.0 Питающая емкость - подогреватель исходной смеси.

1. Расчет трубы: Стандарт 4Х3-Х1Н1Т

Расход - 2.8 кг/с

Плотность - 794 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*2.8/(3.1416*794*3)) = 0.0387 или 38.7 мм

Dmax = sqrt(4*2.8/(3.1416*794*1.5)) = 0.0548 или 54.8 мм

D = 42 мм

Толщина стенки

s => Р*D/(2*б*fi-0.5*Р)+c

Р =а p(x)*g*h+р(т/о)+рwд/2 = 794*10*5+2700+794*2.4747**2/2=44831 Па

w =а 4*G/(3.1416*p(x)*dд) = 4*2.8/(3.1416*794*0.042**2)=2.4747 м/с

s => 44831*42/(2*1242*0.9-44831)+1 = 1 мм

2. Выбор фланца:

Dy =а 50 мм ├───┤ │<──Dч─ Фланец плос-

Dф = 140 мм ─┬─ ┌────╥───╥──────╥────── кийа привар-

Dб = 110 мм hа │////║ │ ║//////║ ной с соеди-

Dч =а 59 мм │////║ │ ║//////║ нительным

zа = 4 отверстия ─┼─ └────╨───╨──\///║ выступом.

hа =а 10 мм ho─┴─ │──────│──── \───────── ГОСТ 1255-67

ho = 3 мм │ │<──────Dб──────

dа =а 14 мм │<─────────────Dф────── (схема)

Фланец 50-2.5

3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм

На примере данного расчета видно, что для нашиха условийа трубы со

стандартными диаметрами имеют многократный запас прочности, поэтому

проще просто выбирать стандартные трубы без проверки их на прочность.

[1]7.4.1 Подогреватель исходной смеси - колонна

1. Выбор трубы. Стандарт 4Х3-Х1Н1Т

Расход - 2.8 кг/с

Плотность - 738 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*2.8/(3.1416*738*3.0))=0.04 м

Dmax = sqrt(4*2.8/(3.1416*738*1.5))=0.0566 м

2. Выбор фланца. Фланец 50-2.5

3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм

[1]7.4.2 Колонна - кипятильник

1. Выбор трубы. Стандарт 10Х4-Х1Н1Т

Расход - P(R+1)*M(w)/M(p) = 1.3889*2.558*73.28/60.67 = 4.291 кг/с

Плотность - 737 кг/м

Скорость - 0.5 - 1 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*4.291/(3.1416*737*1.0)) = 0.086 м

Dmax = sqrt(4*4.291/(3.1416*737*0.5)) = 0.122 м

2. Выбор фланца. Фланец 100-2.5

3. Выбор штуцера. Dу = 100 мм

[1]7.4.3 Колонна - холодильник кубового остатка

1. Выбор трубы. Стандарт 3Х3-Х1Н1Т

Расход - 1.3889 кг/с

Плотность - 737 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*737*3)) = 0.0283 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*737*1.5))= 0.04 м

2. Выбор фланца. Фланец 40-2.5

3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм

[1]7.4.4 Колонна - дефлегматор

1. Выбор трубы. Стандарт 27Х10-Х1Н1Т

Расход - 3.55278 кг/с

Плотность - 2.07 кг/м

Скорость - 20 - 40 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*3.55278/(3.1416*2.07*40))=0.234 м

Dmax = sqrt(4*3.55278/(3.1416*2.07*20))=0.331 м

3. Выбор штуцера. Dу = 250 мм

[1]7.4.5 Кипятильник - колонна

1. Выбор трубы. Стандарт 325X10-Х1Н1Т

Расход - 4.291 кг/с

Плотность - 2.348 кг/м

Скорость - 20 - 40 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*4.291/(3.1416*2.35*40))=0.241 м

Dmax = sqrt(4*4.291/(3.1416*2.35*20))=0.341 м

3. Выбор штуцера. Dу = 300 мм

[1]7.4.6 Распределитель - колонна

1. Выбор трубы. Стандарт 8Х4-Х1Н1Т

Расход - P*R = 1.39*1.558 = 2.164 кг/с

Плотность - 733.6 кг/м

Скорость - 0.5-1 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*2.164/(3.1416*733.6*1.0))=0.061 м

Dmax = sqrt(4*2.164/(3.1416*733.6*0.5))=0.087 м

3. Выбор штуцера. Dу = 70 мм

[1]7.4.7 Распределитель - холодильник дистиллата

1. Выбор трубы. Стандарт 8Х4-Х1Н1Т

Расход - 1.39 кг/с

Плотность - 733.6 кг/м

Скорость - 0.5-1 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*733.6*1.0))=0.061 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*733.6*0.5))=0.087 м

3. Выбор штуцера. Dу = 70 мм

[1]7.4.6 Холодильник дистиллата - емкость

1. Выбор трубы. Стандарт 3Х3-Х1Н1Т

Расход - 1.39 кг/с

Плотность - 761 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*761*3.0))=0.028 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*761*1.5))=0.039 м

3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм

[1]7.4.8 Холодильник кубового остатка - емкость

1. Выбор трубы. Стандарт 3Х3-Х1Н1Т

Расход - 1.39 кг/с

Плотность - 774 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*774*3.0))=0.028 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*774*1.5))=0.039 м

3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм

[1]7.4.8 Паровая магистраль - подогреватель исходной смеси

1. Выбор трубы. Стандарт 27Х10-Ст3сп

Расход - 1.41 кг/с

Плотность - 1.494 кг/м

Скорость - 15 - 25 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.41/(3.1416*1.494*25))=0.219 м

Dmax = sqrt(4*1.41/(3.1416*1.494*15))=0.283 м

3. Выбор штуцера. Dу = 250 мм

[1]7.4.9 Паровая магистраль - кипятильник

1. Выбор трубы. Стандарт 13Х4-Ст3сп

Расход - 0.31 кг/с

Плотность - 1.494 кг/м

Скорость - 15 - 25 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*0.31/(3.1416*1.494*25))=0.103 м

Dmax = sqrt(4*0.31/(3.1416*1.494*15))=0.133 м

3. Выбор штуцера. Dу = 150 мм

[1]7.4.10 Подогреватель исходной смеси - водяная магистраль

1. Выбор трубы. Стандарт 5Х2.5-Ст3сп

Расход - 1.41 кг/с

Плотность - 997 кг/м

Скорость - 0.5 - 1 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.41/(3.1416*997*1.0))=0.043 м

Dmax = sqrt(4*1.41/(3.1416*997*0.5))=0.060 м

3. Выбор штуцера. Dу = 50 мм

[1]7.4.11 Кипятильник - водяная магистраль

1. Выбор трубы. Стандарт 2Х2-Ст3сп

Расход - 0.31 кг/с

Плотность - 997 кг/м

Скорость - 0.5 - 1 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*0.31/(3.1416*997*1.0))=0.020 м

Dmax = sqrt(4*0.31/(3.1416*997*0.5))=0.028 м

3. Выбор штуцера. Dу = 20 мм

[1]7.4.12 Водяная магистраль - дефлегматор - водяная магистраль

1. Выбор трубы. Стандарт 15Х4.5-Ст3сп

Расход - 37.5 кг/с

Плотность - 997 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*37.5/(3.1416*997*3.0))=0.126 м

Dmax = sqrt(4*37.5/(3.1416*997*1.5))=0.179 м

3. Выбор штуцера. Dу = 150 мм

[1]7.4.13 Водяная магистраль - холодильник - водяная магистраль

1. Выбор трубы. Стандарт 5Х3.5-Ст3сп

Расход - 4.2 кг/с

Плотность - 997 кг/м

Скорость - 1.5 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*4.2/(3.1416*997*3.0))=0.042 м

Dmax = sqrt(4*4.2/(3.1416*997*1.5))=0.060 м

3. Выбор штуцера. Dу = 50 мм

[1]7.4.14 Емкости продуктов - насосы

1. Выбор трубы. Стандарт 4Х3-Х1Н1Т

Расход - 1.39 кг/с

Плотность - 786 и 802 кг/м

Скорость - 0.8 - 2 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*786*2.0))=0.033 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*786*0.8))=0.053 м

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*802*2.0))=0.033 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*802*0.8))=0.053 м

3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм

[1]7.4.15 Насосы - склад

1. Выбор трубы. Стандарт 4Х3-Х1Н1Т

Расход - 1.39 кг/с

Плотность - 786 и 802 кг/м

Скорость - 1 - 3 м/с

Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)

0.5

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*786*3.0))=0.027 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*786*1.0))=0.047 м

Dmin = sqrt(4*1.39/(3.1416*802*3.0))=0.027 м

Dmax = sqrt(4*1.39/(3.1416*802*1.0))=0.047 м

3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм

@7.5 Выбор насосов.

[1]7.5.1 Насос Н1 Питающая емкость - колонна

Необходимо подобрать насос для перекачивания смеси изопропанол-изо-

бутанол при расходе 2.8 кг/с, плотности 794 кг/м

3 иза емкости в

колонну, работающую при атмосферном давлении. Геометрическая высота

подъема 6 м. Длина трубопровода на линии всасывания - 5 м. Н линии

нагнетания 27 м. (запас). На линии всасывания один прямоточныйа вен-

тиль и два отвода под глом 90

вентиля, один теплообменник и три отвода на 90

1. Для обоих трубопроводов диаметр трубы 42 мм.

w = 4*G/(3.1416*p(x)*dд = 4*2.8/(3.1416*794*0.042**2)=2.525 м/с

2. Определение потерь на трение и местные сопротивления

Re = 4*G/(pi*d*мю) = 4*2.8/(3.1416*0.042*0.00141) = 59723

Примем абсолютную шероховатость Ш = 0.2 м. Тогда:

e = Ш/d = 0.2/0.042 = 0.00476

1/e = 210а 560/e = 117600а 10/e = 2100 2100 < Re < 117600

Таким образом в трубопроводе имеет место смешаное трение и расчет la

следует проводить по формуле 1.6 [1]

la = 0.11(e+68/Re)

0.25 = 0.11*(0.2+68/59723)**0.25 = 0.021

Для всасывающей линии

) Вход в трубу с острыми краями м.с(1) = 0.5

б) Прямоточный вентиль м.с(2) = 0.83 при D = 0.042 м

в) Отводы м.с(3) = 0.9

Для нагнетательной линии

) Отводы м.с(1) = 0.9 в) Нормальные вентили м.с(2) = 4.9

б) Теплообменник dP = 2700 П г) Выход из трубы м.с(2) = 1

dP = p*wд*(la*L/d+м.с)/2 =

м.с = 0.5+0.83+5*0.9+2*4.9+1=16.63

dP = 794*2.525**2*(0.021*32/0.042+16.63)/2+2700=85290 Па

Ра = p*g*h + dP = 794*9.81*6+85290=132025 Па

Hа = P/pg = 132025/1/9.81=13.46 метра водного столба.

Qа = G/p = 2.8/794=0.0035 м3/с

По таблице 1 из приложения 1.1 [1] выбираем насос

┌──────┬──────┬──────────┬──────┬───────────┬───────────────────┐

│Марка │Q м

3/с│Н м столба│ n 1/c│ КПД насоса│Электродвигательдв │

│ а

│ │ │ ├────────┬─────┬────┤

│ а

│ │ │ тип │N Вт│КПД │

├──────┼──────┼──────────┼──────┼───────────┼────────┼─────┼────┤

│Х20/18│0.0055а 13.8 │ 48.3 │ 0.6 О2-31-2 3а │0.83│

└──────┴──────┴──────────┴──────┴───────────┴────────┴─────┴────┘

[1]7.5.2 Насос Н2 Колонна - холодильник кубового остатка

Необходимо подобрать насос для перекачивания кубового остатк при

расходе 1.39 кг/с, средней плотности 774 кг/м

3 из емкости ва ко-

лонну, работающую при атмосфернома давлении. Геометрическая высота

подъема 6 м. Длина трубопровода на линии всасывания - 2 м. Н линии

нагнетания 10 м. (запас). На линии нагнетания имеется одина вентиль,

один теплообменник и четыре отвода на 90

1. Для обоих трубопроводов диаметр трубы 32 мм.

w = 4*G/(3.1416*p(x)*dд = 4*1.39/(3.1416*774*0.032**2)=2.231 м/с

2. Определение потерь на трение и местные сопротивления

Re = 4*G/(pi*d*мю) = 4*1.39/(3.1416*0.032*0.00145) = 38112

Примем абсолютную шероховатость Ш = 0.2 м. Тогда:

e = Ш/d = 0.2/0.042 = 0.00476

1/e = 210а 560/e = 117600а 10/e = 2100 2100 < Re < 117600

Таким образом в трубопроводе имеет место смешаное трение и расчет la

следует проводить по формуле 1.6 [1]

la = 0.11(e+68/Re)

0.25 = 0.11*(0.2+68/38112)**0.25 = 0.0232

Для всасывающей линии

) Вход в трубу с острыми краями м.с(1) = 0.5

Для нагнетательной линии

) Отводы м.с(1) = 0.9

б) Теплообменник. Примем dP(т/о) = 5 Па

в) Нормальные вентили м.с(2) = 4.9

г) Выход из трубы м.с(2) = 1

м.с = 0.5+4*0.9+4.9+1=10

dP = p*wд*(la*L/d+м.с)/2+dP(т/о)

dP = 774*2.231**2*(0.0232*12/0.032+10)/2+5 = 41020 Па

Ра = p*g*h + dP = 774*9.81*6+41020 = 86578 Па

Hа = P/pg = 86578/1/9.81 = 8.83 метра водного столба.

Qа = G/p = 1.39/774

а= 0.0018 м

3/с

По таблице 1 из приложения 1.1 [1] выбираем насос

┌──────┬──────┬──────────┬──────┬───────────┬───────────────────┐

│Марка │Q м

3/с│Н м столба│ n 1/c│ КПД насоса│Электродвигательдв │

│ а

│ │ │ ├────────┬─────┬────┤

│ а

│ │ │ тип │N Вт│КПД │

├──────┼──────┼──────────┼──────┼───────────┼────────┼─────┼────┤

│Х8/18 │0.0024а 11.3 │ 48.3 │ 0.4 О2-31-2 3а │ ── │

└──────┴──────┴──────────┴──────┴───────────┴────────┴─────┴────┘

@7.6 Опоры аппаратов.

────────────────────╖ ─┬─ В качестве опоры для аппа║ ║ │ ратов колонного тип при║ ║ │ меняются юбочные опоры.

─>║<─s ║ │ Qмаха =а массе аппарата,

║ ║ │ полностью заполненного тя║ ║ │ желой жидкостью при сло-

─> ║<─l ║ │ виях, сходными са словия║ ║ h ми окружающей среды. Qмin

║ ║ │ - масса пустого аппарата.

║<─────── Dн ───────>║ │ Mв - ветровой момент. q(в)

║ ║ │ - дельная ветровая наг_║ ║_ │ рузка=10 Па. k1=0.7 k2=2.

/ ║ ║ \ │ Нагрузка на бетон q(бет)=2

/а ║ ║а \ │ Па б(т)=240 Па,б(ид)=146

════╩═══──────────────═══╩════а ─┴─ Па, б(н)=380 Па, Е=2 Па

D1=1890 мм, D2 = 1750а мм,

<──── D2 ────> h = 2 м, l = 0.07 м.

<──────────── D1 ────────────> Толщина стенки s = 10 мм.

F = Q*g = p(x)*g*h + g*(m(дно)+m(тарелок)+m(обечайки)+m(крышки))

F = 70520+10*(297+14*176+7800*3.1416*(1.82**2-1.8**2)*7.6/4+228)

Qmax = 13400 кга Fmax = 134 Н

Qmin = 6341 кг Fmin = 63410 H

б = [1]F*Dн + 4*Мва <= б(ид) проверка на прочность материала

3.1416*Dндs

б = (134*1.82+4*50960)/(3.1416*1.82**2*0.01)=4305 < 146

Мв = 0.5*k1*k2*q(в)*hд*Dн = 0.5*0.7*2*1*2**2*1.82=50960 Н*м

б(max) = [1] Fmax +а [1]10*Мв*D1а =а 619870 < 2*q(бет) = 4 МПА

0.785*(D1д-D2д) (D1

4-D2

б(min) = [1] Fmin _а [1]10*Мв*D1а = -126345 Мпа

0.785*(D1д-D2д) (D1

4-D2

б(min) < 0 - колонна неустойчива, необходимо закрепление болтами.

Нагрузка на болты и число болтов M24:

Рб = 0.785*(D1д-D2д)*│б(min)│

Рб = 0.785*126345*(1.89**2-1.75**2) = 50483 Н

z = 1.2*Рб/(k*Fб*б(т)*n) = 1.2*50483/(1*0.317*24*1)=0.796

Вывод для стойчивости колонны по прочности достаточно и одного бол-

та, но для монтажа, лучше взять четыре болта, расположенныха симмет-

рично под 90

@7.7 Емкости

Емкости расчитываются на непрерывную работу в течении 2 - 8 часов.

Предельные объемы емкостей находим из соотношения:

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

(min) = G*t(min)/p t(min) = V(min)*p/G

G - массовый расход в данном случае нет необходимости в точном

t - время работы расчете плотности и, так как для всех жид-

р - плотность при 20

1. Е1 - емкость для исходной смеси.

(max) = 1*8/800 = 100 м

(min) = 1*2/800 =а 25 м

2. Е2 и Е3 - емкости для

(max) = 5*8/800 = 50.0 м

(min) = 5*2/800 = 12.5 м

Из [4] выбираем стандартные горизонтальные цельносварные емкости со

сферическими неотбортованными днищами, изготовленныеа иза сталейа и

сплавов и предназначенные для работы без давления (под наливом). Ма-

териал Х1Н1Т.

┌─────────┬─────────────────────┬──────────┬───────┬───────┬───────┐

│Емкость │ Объем [м

3] │Внутренний│Толщина│Длинна │ Время │

│ ├───────────┬─────────┤диаметр │стенки │ │ работы│

│Номинальный│Полезный │[мм] │[мм] │[мм] [ч]а │

├─────────┼───────────┼─────────┼──────────┼───────┼───────┼───────┤

Е1 а 80.00 74.37а 3 а 5 │ 11 │ 5.95а │

Е2 а 40.00 39.67а 2600 а 5 │ а8445 │ 6.35а │

Е3 а 40.00 39.67а 2600 а 5 8445 │ 6.35а │

└─────────┴───────────┴─────────┴──────────┴───────┴───────┴───────┘

1. Е1 - емкость для исходной смеси.

t = 800*74.37/1 = 5.95 часов

2. Е2 и Е3 - емкости для

t = 800*39.67/5 = 6.35 часов

Все емкости с целью облегчения технического обслуживания и про-

мывки связаны с магистралями оборотной водоы и пара.

B8 Заключение

В результате проектного расчета ректификационной колонны непре-

рывного действия для разделения бинарной смеси изопропанол-изобута-

нол в количестве 10 т/ч получили аппарат

адиаметром 1800 мм и высо-

той 8.6 м. Данный аппарат с большим запасом прошел проверку на проч-

ность.

Основным недостатком данной системы является малая интенсив-

ность теплообмена при охлаждении готовыха продуктов, что является

следствием высоких расходных коэффициентов по охлаждающему веществу

(воде), также технологической необходимостью направления воды в

трубное пространство из-за наличия в нейа загрязнений, инкрустирую-

щих поверхность теплообмена. Такжеа влияюта экологические факторы:

сливаемая в канализацию охлаждающая вода обладает повышеннойа темпе-

ратурой. В принципе можно использовать вместо водяныха теплообменни-

ков воздушные.

Также к отрицательным фактам можно отнести то, что теплот от-

ходящего конденсата нигде не используется, ведь это теплоноситель

с достаточно высокими параметрами. Представляется возможныма ис-

пользовать конденсат, отводимый от испарителя кубового остатка, в

качестве горячего теплоносителя в подогревателе исходной смеси.

В дополнение к уже имеющимся поправкам, можно добавить следую-

щее: если в дефлегматоре использовать охлаждающую воду, нагревая ее

не до 35

сов до 90-98 то получим еще один теплоноситель с высокими параметра-

ми. Правда может оказаться, что экономически выгоднееа использовать

все же охлаждающую воду, конденсат сливать в канализацию, но воз-

можность тилизации отводимого тепла все-таки можно рассмотреть.

Литература

1. Основные процессы и аппараты химическойа технологии:а Пособие по

курсовому проектированию / Под редакцией Ю.И.Дытнерского, М.: Химия, 1991. - 496 с.

2. А.Н.Плановский, В.М.Рамм, С.З.Каган, Процессы и аппараты химической технологии, М.: Химия, 1968. - 848 с.

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

процессов и аппаратов ХТ, Л.: Химия, 1987. - 576 с.

4. А.А.Лащинский, А.Р.Толчинский, Основы конструирования и расчёта

химической аппаратуры, М.-Л. Машггиз, 1963. - 470 с.

5. Каган, Фридман, Кафаров. Справочник по равновесиям в системах

НАЙДЕННЫЕ БАГИ

В курсовике необходимо

2. Написать выбор точек измерения и контроля

3. Расчитать конденсатоотводчики

4. Пересчитать подогреватель и кипятильник на более горячий пар

чтобы q > 9100

Blog

Читайте данную работу прямо на сайте или скачайте

Реактификационная становка непрерывного действия для разделения бинарной смеси изопропанол-изобутанол производительностью 10 тоннчас