4812_Расчет ректификационной колонны В-2. Расчет ректификационной колонны

• Название: Расчет ректификационной колонны
• Дата: 08.06.2021
• Размер: 1.19 Mb.
• Имя файла: 4812_Расчет ректификационной колонны В-2.doc
• Тип: Документы; #215318
• страница: 3 из 3

1.7 Определение высоты колонны
По диаграмме t–x,y определим составы фаз при средних температурах верхней и нижней частей колонны:

при t_ср.В.=89⁰С→x_В=0.480; y_В=0.790

при t_ср.Н.=103⁰С→x_Н=0.140; y_Н=0.336
Определим вязкости бензола и толуола при средних температурах верхней и нижней частей колонны интерполяцией с использованием справочной информации по вязкости веществ [8]:

• 
  Вязкость бензола при t_ср.В.=89⁰С:
  

µ⁸⁰_Б=0.316 мПа·с; µ¹⁰⁰_Б=0.261 мПа·с

• 
  Вязкость бензола при t_ср.Н.=103⁰С:
  

µ¹⁰⁰_Б=0.261 мПа·с; µ¹²⁰_Б=0.219 мПа·с

• 
  Вязкость толуола при t_ср.В.=89⁰С:
  

µ⁸⁰_Т=0.319 мПа·с; µ¹⁰⁰_Т=0.271 мПа·с

• 
  Вязкость толуола при t_ср.Н.=103⁰С:
  

µ¹⁰⁰_Т=0.271 мПа·с; µ¹²⁰_Т=0.231 мПа·с



Рассчитаем среднемолярные вязкости жидкости (смеси) в колонне по формулам (2.27, 2.28):

а) в верхней части колонны при t_ср.В.=89⁰С:



б) в нижней части колонны при t_ср.Н.=103⁰С:



Рассчитаем вязкости пара в колонне по формулам (2.29, 2.30):

а) в верхней части колонны при t_ср.В.=89⁰С:



а) в нижней части колонны при t_ср.Н.=103⁰С:



Находим коэффициент относительной летучести по составам фаз при средних температурах для верхней и нижней частей колонны по формулам (2.25, 2.26):

а) для верхней части:



б) для нижней части:



Определим:





Далее по графику определим значения средней эффективности тарелок:





Рассчитаем число действительных тарелок для верхней и нижней частей колонны:

а) для верхней части (2.31):



б) для нижней части (2.32):



Тогда общее число действительных тарелок:



Далее значения Z_В и Z_Н выбираем в соответствии с рекомендациями:

Диаметр колонны, мм	ZВ, мм	ZН, мм
400–1000	600	1500
1200–2200	1000	2000
2400 и более	1400	2500

Рассчитаем высоту колонны по формуле (2.33):



1.8 Определение диаметров штуцеров
Плотности жидких продуктов холодного орошения _х, сырья и кубового остатка рассчитываются в зависимости от температуры и состава:

, откуда =1259,6 кг/м ;

, откуда = 1416,2 кг/м ;

, откуда _ = 1474,1 кг/м .

Плотности паров, поступающих из кипятильника колонны , и паров, уходящих с верха колонны , рассчитываются при соответствующих температурах и давлениях:

кг/м ;

кг/м .

Диаметр щтуцера зависит от допустимой скорости потока:



где V_n - объемный расход потока в трубопроводе.

Диаметр штуцера А для выхода паров из колонны в дефлегматор:

м.

Принимаем по ГОСТ 12821-80: d_A=200 мм

Диаметр штуцера В для входа холодного орошения:

м.

Принимаем по ГОСТ 12821-80: d_B=30 мм.

Диаметр штуцера С для ввода сырья:

м.

Принимаем по ГОСТ 12821-80: d_c= 40 мм.

Диаметр штуцера К для вывода, кубовой жидкости в кипятильник колонны:

м.

Принимаем по ГОСТ 12821-80: d_K=80 мм.

Диаметр штуцера Е для ввода паров из кипятильника колонны:

м
1.9 Определение толщины тепловой изоляции колонны
Выбираем в качестве теплоизоляционного материала стеклянную вату, для которой коэффициент теплопроводности =0,05 Вт/( ). Принимаем температуру на внутренней поверхности изоляции равной t_cm1=74 °С, на наружной поверхности изоляции t_cm2=-10,4 °С для зимних условий. Температуру окружающей среды для зимних условий принимаем t_cp=-20 °С, для летних условий t'_cp=18 °С.

Считаем, что тепловые потери зимой составляют q_noт= 100 Вт/м².

Толщина изоляции рассчитывается по уравнению:

м

Коэффициент теплоотдачи рассчитывается по уравнению:

Вт/( ).

Расчетное значение тепловых потерь q_noт.р:

Вт/м .

Так как , никаких корректировок в значения ранее принятых температур вносить не надо.

Проверим условие применимости уравнения (83), приняв толщину стенки колонны =8 мм:

Верх: ;

низ:

Принимаем толщину тепловой изоляции равной: = 0,0422 м.
Проверим температуру наружной поверхности изоляции _cт2 для летних условий. Для этого преобразуем соотношение (57), подставив в него значение из уравнения (58):

Находим t =23,8 °С. Такая температура: является допустимой.

;



Тепловые потери летом составляют величину:

Вт/м .
1.10 Определение площади поверхности теплопередачи кипятильника и дефлегматора
Принимаем коэффициент теплопередачи от греющего пара к кипящей жидкости К_к=1200 Вт/(м²К). Расчетная площадь поверхности теплопередачи кипятильника F определяется по уравнению :



где Q_куб - тепловая мощность (расход теплоты) аппарата; К - коэффициент теплопередачи в аппарате; ∆t - средняя разность температур горячего и холодного теплоносителя в аппарате.

м .

Принимаем в качестве кипятильника кожухотрубчатый испаритель с паровым пространством, имеющий площадь поверхности теплообмена F = 40 м (табл. 5.12 /4/).

Запас площади теплообмена кипятильника:

.

Расчетная площадь поверхности теплообмена в дефлегматоре F_дpскладывается из площади поверхности, необходимой для конденсации паров , и площади поверхности, необходимой для охлаждения конденсата :

=

Принимается коэффициент теплопередачи в зоне конденсации паров = 800 Вт/(м²К),а в зоне охлаждения конденсата = 560 Вт/(м²К).

Тепловой поток в зоне конденсации паров

кВт.

Тепловой поток в зоне охлаждения конденсата:

кВт.

Проверка:

кВт.

Температуру в конце зоны конденсации паров можно найти из уравнения:

С.

Средняя разность температур в зоне конденсации паров и в зоне охлаждения конденсата :

С;

= С.

Расчетная площадь поверхности теплопередачи дефлегматора:

м².

Принимаем в качестве дефлегматора одноходовой кожухотрубчатый теплообменник с площадью поверхности теплообмена: F = 46 м (табл. 5.9 /4/).

Запас площади теплообмена составляет:

.

1.11 Расчет потери давления в колонне
Коэффициент сопротивления сухой насадки ζ



Число Re рассчитано по формуле (44) и составляет 1965,7.

Эквивалентный диаметр насадки d_экв,

м;

Значения V_c для керамических колец Рашига выбранного размера принимается равным 0,7 м³/м³; значение f составляет 440 м²/м³ (таблица 3.1 /1/).

коэффициент сопротивления сухой насадки высотой 1 м

мм.вод.ст./м,

Где ω – оптимальная скорость пара в свободном сечении колонны, рассчитанная по формуле (39) , составляет 0,675м/с; γ_п - плотность пара , равная 3,49кг/ м³; g – ускорение свободного падения, 9,81 м/с².

Потери при прохождении пара через слой орошаемой насадки высотой 1 м верхней части колонны:



ГдеG и g_п – средние массовые расходы по жидкости и пару, рассчитанные по уравнениям материального баланса, составляют 5688,7 кг/ч и 8528,9 кг/ч соответственно;

ρ_п ρ_ж – плотности пара и флегмы, составляют 3,49 и 1326,7 кг/м³;

µ_п µ_ж - динамическая вязкость паров и флегмы рассчитанные по уравнению (38) и (43) , составляют 0,353 мПа·с и 10,96 мкПа·с соответственно.

Расчет потерь давления в насадке нижней части колонны по аналогичной методике дает следующие результаты:ζ’=3,60; d’_экв=0,00636 м;

мм вод. ст./м .; мм вод. ст./м.

Суммарные потери давления:

- для верхней части колонны

мм вод.ст.;

- для нижней части колонны:

мм вод. ст.;

- для всей колонны:

мм вод. ст. = м вод. ст. = 9,503 кПа

ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Процесс ректификации широко используется в переработке материалов химии и нефтехимии особенно. В обозримом будущем он сохранит актуальность, но следует отметить его высокую энергоемкость, что, видимо, рано или поздно скажется на области его применения. Показателем энергоемкости может служить тот факт, что нефтехимия на собственные нужды расходует от 8 до 12% перерабатываемого сырья. В этой связи целесообразно привести результаты производственного опыта проектирования систем ректификационного разделения смесей, которые позволят уменьшить затраты процесса.

1. При разделении смеси по температурам кипения компонентов в первую очередь отделяют самый низкокипящий компонент.

2. Во вторую очередь отделяется компонент, находящийся в избытке по сравнению с другими компонентами.

3. При разделении смеси необходимо соблюдать условие, когда в кубе и в верху колонны были бы примерно эквимолярные количества компонентов.

4. Трудные разделения проводятся с минимальными количествами в конце схемы разделения.

5. Вывод корродирующих компонентов должен быть осуществлен как можно раньше.

Существенным фактором уменьшения энергетических затрат процессом ректификации является вакуум (вернее, разряжение), который способен смещать, уменьшать температуру кипения компонента, увеличивая при той же температуре его испарение.

Если компоненты образуют азеотропную смесь, т.е. смесь, кипящую при определенной температуре и имеющую коэффициент относительной летучести, равный 1, то применение обычной ректификации не позволяет разделить смесь на индивидуальные компоненты.

Для разделения низкокипящих компонентов, образующих азеотропную смесь, применяют ректификацию в присутствии разделяющего компонента. Ректификация в присутствии разделяющего компонента в зависимости от летучести будет называться азеотропной или экстрактивной ректификацией. Этот вид ректификации может применяться наряду с обычной ректификацией для уменьшения энергетических затрат процесса.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Ректификация: Учебное пособие / А. Н. Козлита, В. А. Устинов. – Комсомольск – на - Амуре ГОУВПО «КнАГТУ»,2005. – 68 с.

2 .Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М.: Химия, 1973.-752 с

3. Коган В.Б., Фридман В.М., Кафаров В.В. Равновесие между жидкостью и паром. -Наука, 1966.-900 с.

4. Рудин М. Г., Сомов В. Е., Фомин А. С. Карманный справочник нефтепереработчика./ Под редакцией М. Г. Рудина. – М.: ЦНИИТЭнефтехим, 2004. – 336 с.