Расчет разделения смеси диоксан-толуол в насадочной ректификационной колонне (стр. 3 из 5)

lgμ_{x н}=0,235 lg0,21 + (1-0,235) lg0,27,

откуда μ_{x в} = 0,243 мПа∙с; μ_{x н} = 0,254 мПа∙с.

Предельная скорость паров в верхней части колонны:

;

откуда w_пв=1,241 м/с.

Предельная скорость паров в нижней части колонны:

;

откуда w_пн =1,172 м/с.

Примем рабочую скорость но 30% ниже предельной:

w_в=1,241∙0,7=0,87 м/с; w_н=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; w_н = 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:

Н_к=Ят+(т-1)р_р+Я_в+Я_н+Н_к+Н_д (3.15)

где Z=5 м – высота насадки в одной секции; n – число секций; h_р=1,215 – высота промежутков между секциями насадки, в которых устанавливают распределители жидкости, м: Z_в= 1,2 м и Z_н = 2 м – соответственно высота сепарационного пространства над насадкой и расстояние между днищем колонны и насадкой, Н_к - высота крышки, Н_д – высота днища.

n=(H_в + H_н)/Z, (3.16)

H_н =h_{э н}∙n_{т н}H_в= h_{э в}∙n_{т в} (3.17)

где H_в и H_н – высота слоя насадки в верхней и нижней частях колонны; h_{э в} и h_{э 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:

μ_yв = M’_в/(y_в М_Д / μ_{у Д} + (1 - y_в) М_Т / μ_{у Т});

μ_yн = M’_н/(y_н М_Д / μ_{у Д} + (1 – y_н) М_Т / μ_{у Т}), (3.21)

где

y_в =(y_D + y_F)/2=(0,9+0,51)/2=0,705 кмоль / кмоль смеси;

y_н=(y_w + y_F)/2=(0,02+0,51)/2=0,265 кмоль / кмоль смеси. (3.22)

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

μ_yн = 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 mсоответственно равно 0,83 и 1,18. Следовательно:

м;

м.

Высота слоя насадки для верхней и нижней частей колонны равны:

Н_в=20∙0,73=14,6 м и Н_н=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:

Н_к=5∙5+(5-1)∙1,215+1,2+2+0,3+0,3=33,66 м. Для дальнейших расчётов примем H_К=40 м.

3.5 Гидравлическое сопротивление насадки

Гидравлическое сопротивление насадки ΔРнаходят по уравнению

ΔР=10^{169 ∙ U}ΔР_с.(3.23)

Гидравлическое сопротивление сухой неорошаемой насадки ΔР_Срассчитывают 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:

=16/4968^0,2 = 2,92; = 16/5120^0,2 = 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:

U_в=L_в/(ρ_х0,785d²), U_н=L_в/(ρ_х0,785d²). (3.27)

Подставив численные значения, получим:

U_в=1,853/(790∙0,785∙1,2²)=0,0021 м³/(м²∙с),

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

Гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в верхней и нижней частях колонны:

ΔР=10^{169∙ 0,0021}∙2545 = 5762 Па; ΔР=10^{169∙ 0,0028}∙1744 = 5185 Па.

Общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне:

ΔР = ΔР_в + ΔР_н = 5762 + 5185 = 10947≈ 11000 Па.

3.6 Тепловой расчет установки.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе, находим по уравнению:

Q_д=G_D ∙ (1+R) ∙ r_D, (3.28)

где r_D-удельная теплота конденсации паров в дефлегматоре, кДж/кг.

r_D=X_D ∙ r_д+(1-X_D) ∙ r_т , (3.29)

где r_д –и r_т –удельные теплоты конденсации диоксана и толуола при 94°С [8].

r_д = 360 кДж/кг;

r_т = 321 кДж/кг;

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

Q_д = 0,278 ∙ (1+6,6) ∙ 356= 752 кВт.

Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителе от греющего пара, находим по уравнению:

Q_к= Q_д+ G_D ∙ С_D ∙ t_D+ G_W ∙ С_W ∙ t_W– G_F ∙ С_F ∙ t_F+Q_пот, (3.30)

где Q_пот приняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты; удельные теплоёмкости взяты соответственно при t_D=94°С, t_W=102°С, t_F=96°С, температура кипения исходной смеси t_Fопределена по t-x-y по диаграмме (рис.3.2).

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

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

C_D= (0,52 ∙ 0,896 + 0,44 ∙ (1 - 0,896)) ∙ 4190 = 2144 Дж/(кг ∙ К).

C_D, С_W, С_F-взяты из справочника [8].

Q_к=(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 ∙ G_F ∙ С_F ∙ (t_F–t_нач), (3.31)

где тепловые потери приняты в размере 5%, удельная теплоёмкость исходной смеси С_F= (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 р_абс=4 кгс/см² и влажность 5%

а) в кубе испарителе:

G_гп=Q/(r_гп ∙ X), (3.34)

где r_гп=2141 ∙ 10³ Дж/кг – удельная теплота конденсации греющего пара.

G_гп = 760937/(2141 ∙ 10³ ∙ 0,95) = 0,374 кг/с;

б) в подогревателе исходной смеси

G_гп = 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:

V_в=Q_д/(С_в ∙ (t_кон-t_нач) ∙ ρ_в), (3.35)

где С_в=4190 Дж/(кг ∙ К) - удельная теплота конденсации воды; ρ_в- плотность воды.

V_в=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 p_н – 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.