Ректификационная установка непрерывного действия для разделения смеси: ацетон - изопропиловый спирт - вода

44 МОСКОВСКАЯ ГОСУДАРСТВЕННАЯ АКАДЕМИЯ ТОНКОЙ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ им. М.В. Ломоносова КАФЕДРА ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА к курсовому проекту по ПАХТу на тему: “РЕКТИФИКАЦИОННАЯ УСТАНОВКА НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ СМЕСИ: АЦЕТОН - ИЗОПРОПИЛОВЫЙ СПИРТ - ВОДА” Проект выполнила: Буевич О.Н. Группа: XT -306 Руководитель проекта: Варфоломеев Б.Г. Москва 2003 ПЛАН Введение Описание технологической схемы Данные по равновесию смеси Основные теплофизические характеристики потоков Материальный баланс Рабочее флегмовое число Уравнения рабочих линий Определение скорости пара и диаметра колонны Расчет средних величин по аддитивности Тепловой баланс колонны Диаметр колонны по условиям верха и низа Скорость пара в колонне Определение числа тарелок и высоты колонны Число тарелок Высота тарельчатой части Высота колонны Гидравлический расчет тарелок Тепловой расчет установки Дефлегматор – конденсатор Куб – испаритель Паровой подогреватель смеси Водяной холодильник дистиллята Водяной холодильник кубового остатка Расход греющего пара Расчет теплообменной аппаратуры Расчет подогреваемой смеси Расчет конденсатора – дефлегматора Расчет испарителя (кипятильника) Выбор емкостей Емкость для хранения исходной смеси Емкость для дистиллята Емкость для кубового остатка Расчет тепловой изоляции Расчет центробежного насоса Расчет потерь на трение и местные сопротивления Выбор насоса Предельная высота всасывания Расчет и подбор штуцеров Штуцер для подачи исходной смеси Штуцер для вывода паров дистиллята Штуцер для вывода кубового остатка Штуцер для подачи флегмы Штуцер для подачи жидкости в кипятильник Расчет и подбор крышки Расчет и подбор днища Расчет и подбор обечайки Расчет и подбор конденсатоотводчиков Опора аппарата Список литературы Введение Ректификация - один из самых распространенных технологических процессов в химической, нефтяной и других отраслях промышленности. Ректификация - процесс разделения бинарных или многокомпонентных п а ров, а также жидких смесей на чистые компоненты или их смеси. Для разделения смесей используют ректификационные установки, представляющие собой ряд ступеней контакта, соединенный в противото ч ный разделительный каскад. Наиболее простое конструкционное оформл е ние противоточного каскада достигается при движении жидкости. В нефтяной, химической, нефтехимической и газовой промышленн о сти распространены тарельчатые колонны. Современные ректификационные аппараты должны обладать высок и ми разделительными способностями и производительностью, характериз о ваться достаточной надежностью и гибкостью в работе, обеспечивать низкие эксплуатационные расходы, иметь небольшую массу и, наконец, быть конс т рукционно-простыми и несложными в изготовлении. Последние требования не менее важны, чем первые, поскольку они не только определяют капитал ь ные затраты, но и в значительной мере влияют на себестоимость продукции, монтаж, ремонт, контроль, испытание и безопасную эксплуатацию оборуд о вания. Особое значение имеет надежность работы ректификационных апп а ратов, установок, производящих сырье для нефтехимической промышленн о сти. Ректификационные колонны должны отвечать требованиям государс т венных стандартов. В качестве контактных устройств применяют различные типы тарелок. В данной установке используется колпачковая тарелка. Расчет аппаратов выполняется с целью определения технологического режима процесса, основных размеров аппарата и его внутренних устройств, обеспечивающих заданную четкость разделения исходного сырья при зада н ной производительности. Технологический режим определяется рабочим давлением в аппарате, температурами всех внешних потоков, удельного ра с хода тепла и холода. Основными размерами аппарата являются его диаметр и высота. В данной установке производится разделение тройной смеси ацетон - изопропиловый спирт - вода. Описание технологической схемы Исходную смесь из промежуточной емкости Е1 центробежным нас о сом Н1-Н2 подают в теплообменник, где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификационную к о лонну КР на тарелку питания, где состав жидкости равен составу исходной смеси. Стекая вниз по колонне, жидкость взаимодействует с поднимающи м ся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятил ь нике К. Начальный состав пара примерно равен составу кубового остатка, то есть обеднен легколетучим компонентом. В результате массообмена с жи д костью пар обогащается легколетучим компонентом. Для более полного об о гащения верхнюю часть колонны орошают в соответствии с заданным фле г мовым числом жидкостью, подаваемой центробежным насосом Н3 – Н4, п о лучаемой в дефлегматоре Д путем конденсации пара, выходящего из коло н ны. Часть конденсата выводится из дефлегматора в виде готового продукта разделения - дистилята, который охлаждается в теплообменнике Х2 и н а правляется в промежуточную емкость Е3. Из кубовой части колонны непр е рывно выводится кубовая жидкость – продукт, обогащенный труднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике Х1 и направляется в емкость Е2. Таблица 1. Равновесные данные системы изопропиловый спирт – вода. x % 0 0,6 3,2 4 6 12 43 60 68,4 87 95,5 100 y % 0 15 33 38,5 47 51 57,5 64,5 68,4 84,5 93 100 t 0 C 100 96 90,2 87,3 85 82,9 80,8 80,4 80,3 80,8 81,5 82,3 Таблица 2. Равновесные данные системы ацетон – вода. 0 5 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 y % 0 60,3 72 80,3 82,7 84,2 85,5 86,9 88,2 90,4 94,3 100 t 0 C 100 77,9 69,6 64,5 62,6 61,6 60,7 59,8 59 58,2 57,5 57 Исходные данные: производительность по исходной смеси W 1 = 7500 кг/час = 2,08 кг/с концентрации низкокипящих компонентов: в исходной смеси х1а = 25% (мольн), х1б = 60% (мольн) в дистилляте х2а = 95% (мольн), х2б = 0% (мольн) в кубовом остатке х0а = 3% (мольн). Материальные балансы W 1 - массовый расход смеси, П - массовый расход дистиллята, W 0 - массовый расход кубового остатка. Составляем уравнения материального баланса ректификационной к о лонны непрерывного действия. Баланс по всей смеси: W 1 - П - W 0 = 0 Баланс по низкокипящему компоненту: W 1х1 - W 0х0 - Пх2 = 0 кмоль/с кмоль/с Определяем мольную массу исходной смеси и дистиллята Рабочее флегмовое число Принимаем в качестве рабочего флегмового числа R = 3,75 Построение рабочих линий ректификационной колонны: рабочую линию укрепляющей части колонны удобно строить по двум точкам. Первая получается при пересечении диагонали диаграммы x - y с прямой x = x 2, а вторая - точка на оси ординат рабочую линию отгонной части колонны также строим по двум то ч кам. Первая - это точка пересечения рабочей линии укрепляющей части к о лонны с прямой x = x 1, а вторая - точка на диагонали диаграммы x - y с аб с циссой x 0. Определение скорости пара и диаметра колонны Тарельчатые колонны составляют основную группу массообменных аппаратов. Они представляют собой вертикальный цилиндр, на высоте кот о рого расположены специальные контактные устройства - тарелки. В этих к о лоннах жидкости меньшей плотности последовательно барботируются через слой жидкости на тарелках, расположенных на определенном расстоянии друг от друга. Жидкость непрерывно перетекает с верхних тарелок на ни ж ние, отделенные друг от друга свободным пространством, где пар или легкая жидкость отделяется от уносимых ими частиц более тяжелой фазы. В т а рельчатых колоннах происходит ступенчатый контакт фаз. Снизу вверх по колонне движутся пары, поступающие в нижнюю часть аппарата из кип я тильника, который находится вне колонны. С помощью кипятильника созд а ется восходящий поток пара. Пары проходят через слой жидкости. В резул ь тате взаимодействия между жидкостью и паром, имеющим более высокую температуру, жидкость частично испаряется, причем в пар переходит пр е имущественно НКК. Испарение жидкости на тарелке происходит за счет т е пла конденсации пара. Из пара конденсируется и переходит в жидкость пр е имущественно ВКК. Его содержание в поступающем на тарелку паре выше равновесного с составом жидкости на тарелке. Пар представляет собой на выходе из кипятильника ВКК и по мере движения вверх все больше обог а щается НКК, который переходит в паровую фазу на пути пара из кипятил ь ника до верха колонны. Пары конденсируются в дефлегматоре охлаждаемом водой и получаемая жидкость разделяется в разделителе на дистиллят и флегму, которая направляется на верхнюю тарелку колонны. На некотором расстоянии от верха колонны к жидкости из дефлегматора присоединяется исходная смесь, которая поступает на питающую тарелку колонны. Для того, чтобы уменьшить тепловую нагрузку кипятильника, исходную смесь нагр е вают в подогревателе, до температуры кипения жидкости на тарелке пит а ния. Тарелка питания делит колонну на две части, имеющие различное н а значение. В верхней части должно быть обеспечено, возможно большее у к репление паров, т.е. обогащение их НКК с тем, чтобы в дефлегматор напра в лялись пары, близкие по составу к НКК. Поэтому данная часть колонны н а зывается укрепляющей. В нижней части необходимо в максимальной степ е ни удалить из жидкости НКК, т.е. исчерпать жидкость для того, чтобы в к и пятильник стекала жидкость, близкая по составу к ВКК. Эта часть колонны называется отгонной. В дефлегматоре могут быть сконденсированы все п а ры, поступающие из колонны, либо только часть их, соответствующая кол и честву возвращаемой в колонну флегмы. В первом случае, часть конденсата остающаяся после отделения флегмы (дистиллят) охлаждается в холодил ь нике и направляется в сборник дистиллята. Во втором случае, несконденс и рованные в дефлегматоре пары одновременно конденсируются и охлажд а ются в холодильнике, который при таком варианте работы служит конденс а тором - холодильником дистиллята. Жидкость, выходящая из низа колонны, близкая по составу к ВКК также делится на две части. Одна часть направл я ется в кипятильник, а другая - кубовый остаток, после охлаждения водой в холодильнике, направляется в сборник кубового остатка. Диаметр колонны по условиям верха и низа Температура t и скорость пара п изменяются по высоте колонны. П о этому диаметр колонны d к рассчитывают для ряда сечений колонны (в н а шем случае для укрепляющей и отгонной частей). Если при расчете велич и ны d к получаются близкими, то колонну делают одного диаметра (ориент и руясь на большее значение d к). Если различие в значениях d к велико, то в этом случае укрепляющая часть колонны имеет один диаметр, а отгонная другой. Диаметр колонны по условиям верха Находим по уравнению Менделеева - Клайперона плотность пара в у к репляющей части колонны Находим среднюю плотность жидкости в колонне. Для этого находим плотности ацетона и воды по температуре в верху колонны ( t 2) и в кубе - и с парителе ( t 0). Плотность жидкого ацетона при температуре t 2 = 560С равна ацет. = 746 кг/м3 (см. [1] стр.489, табл. IV ), воды - 983 кг/м3. Плотность воды при температуре t 0 = 830 C равна вод = 972 кг/м3 (см. [1] стр.512, табл. XXXIX ), ацетона - 719 кг/м3, спирта - 735 кг/м3. Принимаем среднюю плотность жидкости в колонне 1/ а2 = .1/ = 0,95.58.1/56 = 0,98 = 752 кг/м3 , где С - коэффициент, зависящий от конструкции тарелок, расстоянии между ними, рабочего давления в колонне, нагрузки колонны по жидкости и др. Принимаем расстояние между тарелками h = 0,4м, тогда С = 0,059 (см. [1], стр.301, рис.7-2). Скорость пара в верхней части колонны Диаметр укрепляющей части колонны вычисляем по формуле , где D м - массовый поток пара. Массовый поток пара D м изменяется по высоте колонны, его значение определяется по мольному потоку пара D и значению молярной массы М п а ровой смеси: D м = D М2, где D = П(R + l ) = 0,009 (3,75 + l ) = 0,043 Мольный поток пара D постоянен по высоте колонны. Тогда D м = D М2 = 0,043 56 = 2,41 кг/ c Диаметр укрепляющей части колонны равен . диаметр колонны по условиям низа Находим плотность пара в отгонной части колонны . Скорость пара в отгонной части колонны Массовый поток пара D м в отгонной части колонны D м = D М0 = 0,043 52,4 = 2,25 кг/ c . Тогда диаметр отгонной части колонны будет равен Диаметр укрепляющей и отгонной частей колонны принимаем один а ковыми и равными d к = 1600 мм (см. [3] стр.9-10). Определение числа тарелок и высоты колонны По способу работы массообменные тарелки делятся на ситчатые, ко л пачковые, провальные и струйно-направленные. Диапазон тарелок, прим е няемых в колонной аппаратуре, составляет 200-8000 мм - в соответствии с диаметрами колонн, для которых они предназначаются. Количество тарелок в колонне бывает обычно не менее 20 - 30, а в отдельных случаях доходит до 80 штук и более. Расстояние между тарелками зависит в основном от физ и ко-химических свойств разделяемой смеси и бывает от 60 до 600 мм и более. Тарелки малых размеров выполняются цельными, тарелки больших размеров - большей частью составными (разборными) из отдельных секций, соед и ненных между собой болтами и другими крепежными приспособлениями. Тарелки характеризуются нагрузками по пару и жидкости, относительная в е личина которых, в зависимости от разделяемой смеси, может значительно отличаться друг от друга. Определение числа тарелок Для определения теоретического числа тарелок необходимо на ди а грамме х - y построить рабочие линии укрепляющей и отгонной частей к о лонны так, как это указано в разделе 1.5. В итоге получаем Число реальных тарелок рассчитывается по уравнению где - КПД тарелок, учитывающий реальные условия массообмена на тарелках. Высота тарельчатой части Нт = ( n - 1) h = (14 - 1) 0,4 = 5,2м Высота колонны. Н = Нт + Нс + Нк где Нс = 0,5 м - высота сепарационной части, Нк = 1,5 м - высота кубовой части колонны Н = 5,2 + 0,5 + 1,5 = 7,2 м. Гидравлический расчет тарелок Принимаем следующие размеры колпачковой тарелки: диаметр отве р стий d 0=4мм высота сливной перегородки h п=50мм. Свободное сечение т а релки11% от общей площади тарелки. Рассчитаем гидравлическое сопроти в ление тарелки в нижней и верхней части колонны по уравнению где - сопротивление сухой тарелки, - сопротивление, вызываемое силами поверхностного натяжения, пж - сопротивление парожидкостного слоя на тарелке верхняя часть колонны. Гидравлическое сопротивление сухой тарелки = где - скорость пара в прорезях колпачка (из расчета верха коло н ны); - коэффициент сопротивления, равный для колпачковых тарелок …4,8 (см. [1] стр.28). = 0,935 - средняя плотность пара в верхней части колонны Fc = 0,109 Гидравлическое сопротивление сухой тарелки равно = = 4,8.0,69.0,935/ 2.0,1092 = 130,3 Па Сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения где = 21,5 10-3 Н/м - поверхностное натяжение жидкости при (см. [1] стр.526) = 4 f пр. /П (где f пр. и П – площадь и периметр прорези). f пр. = 3,14. d к. h = 2 h ( h – высота подъема колпачка) h = 0.01м(см. [7] стр.214) =2.0,01 = 0,02 м. Статическое сопротивление слоя жидкости на тарелке (см. [1] стр.28) где = 0,5 – относит. Плотность пены (см. [1] стр.28) h = h ж - h пер - высота уровня жидкости над сливным порогом h пер = 0,06м - высота сливной перегородки (см. [7] стр.214) h ж = hw + how - высота слоя жидкости на тарелке. Примем hw = 0,06 м, h 0 w = 0,029 W в – плотность орошения через сливную планку. W в = W ч/В Часовой расход в верхней части колонны W ч = П R / .3600 =(0,5.3,75/ 752).3600 = 9,0 м3/ч В = 1,238 м – периметр слива (см. [7] стр.214) W в = 9,0/1,238 = 7,27 м3/ч h0w = 0,029. = 0,011 м h =0,011 м 1,3.0,5.752(0,02 + 0,015 +0,011) 9,81 = 220,6Па 130,3 +4,3 +220,6 = 355,2Па нижняя часть колонны. Гидравлическое сопротивление сухой тарелки = . Сопротивление, вызываемое силами поверхностного натяжения где = 24,9 10-3 Н/м (см. [1] стр.526) - поверхностное натяжение жи д кости при =5Па Статическое сопротивление слоя жидкости на тарелке где W в = W ч/В W ч = W 0 R / .3600 =(1,58.3,75/ 769).3600 = 27,74 м3/ч В = 1,238 м W в = 27,74/1,238 = 22,41 м3/ч h = h 0 w = 0,029 Тогда Общее гидравлическое сопротивление тарелки в нижней части коло н ны 143,5+5+284,4=432,9Па Тепловой расчет ректификационной колонны. Конденсатор-дефлегматор Расход тепла, отдаваемого охлаждающей воде в конденсаторе-дефлегматоре находим по уравнению где - удельная теплота конденсации паров в дефле г маторе. Удельные теплоты конденсации ацетона и воды при (см. [1], стр.541, табл. XLV ). Тогда Куб-испаритель Расход тепла, получаемого в кубе-испарителе от греющего пара равен Находим теплоемкости ацетона, изопропил. спирта и воды (см. [1], стр.537, 562). ; ; ; Тогда Паровой подогреватель смеси Расход тепла в паровом подогревателе смеси ( t 1 - t нач) где t нач = 200 C удельная теплоемкость исходной смеси при средней температуре t ср = ( t 1 + t нач) /2 = (см. [1] стр.537, стр.562) Тогда ( t 1 - t нач) = 2,08 2,85.43 = 254,9 кДж / c Водяной холодильник дистиллята. Расход тепла, отдаваемого охлаждающей воде в водяном холодильнике дистиллята. ( t 2 - t кон) где t кон = 250С удельная теплоемкость дистиллята при средней температуре t ср = (см. [1] стр.562) Тогда ( t 2- t нач) = 0,5 2,28(56 - 30) = 29,64 Находим расход охлаждающей воды где t к = 400С t н = 200С где = 1000 (см. [1], стр.172, табл.4-6). По данным [4] стр.413, принимаем одноходовый теплообменник ТН со следующи ми характеристиками: d n тр =25*2мм, l n тр =2,5м, F =2,5м2 n = 61 Водяной холодильник кубового остатка. Расход тепла, отдаваемого охлаждающей воде в водяном холодильнике кубового остатка. ( t 0 - t кон) где t кон = 300С удельная теплоемкость кубового остатка при средней температуре t ср = Тогда ( t 0 - t нач) = 1,58 3,27.53 = 273,83 Находим расход охлаждающей воды где t к = 600С t н = 200С где = 1000 (см. [1], стр.172, табл.4-6). По данным [4] стр.413, принимаем одноходовый теплообменник ТН со следующи ми характеристиками: d n тр =25*2мм, l n тр =4м, F =20м2 n = 61 Расход греющего пара. в кубе - испарителе где - удельная теплота конденсации греющего пара. Давление греющего пара тогда и (см. [1], стр.550, табл. LVII ). Тогда в подогревателе исходной смеси Всего: 0,74 + 0,35 = 1,09 Расчет и подбор теплообменной аппаратуры Расчет подогревателя исходной смеси В кожухотрубных подогревателях в трубное пронстранство поступает исходная смесь, а в межтрубное пространство подается теплоноситель - в о дяной пар. Примем начальную температуру исходной смеси равной температуре воздуха в летнее время в районе строительства: t =200 C Средняя разность температур где t Б = t гр. п - t нач = 142,9 - 20 = 122,90С t м = t гр. п - t кон = 142,9 – 63 = 79,90С Тогда Определяем значение поверхности теплообмена где - ориентировочный коэффициент теплопередачи (см. [1], стр,172, табл.4-6) м2 По данным [4] стр.413, принимаем одноходовый теплообменник ТЛ со следующи ми характеристиками: d n тр =25*2мм, l n тр =2,5м, F =12,5м2 n = 61 . Расчет конденсатора-дефлегматора Находим расход охлаждающей воды в дефлегматоре где t к = 400С t н = 200С V в = G в/ я в = 17,5/996 = 0,018м3/ c я в = 996 кг/ м3 при t = 300 C – ср. темп. воды (см. [1] стр.537) Средняя разность температур 44 Термическое сопротивление стальной стенки трубы материал трубок – сталь, (см. [1], стр.529, т. XXVIII ), толщина стенки = 2мм (см. [4] стр.413) Предварительный выбор теплообменника: где = 500 (см. [1], стр.172, табл.4-8). Согласно [4], стр.415, принимаем двухходовой теплообменник ТН со следующими параметрами: d = 25 2 мм; n = 121; F = 31,5 м2; l тр =3,5 м. Расчет скорости воды м/ c Режим течения = 0.81.10-6 м2/ c при t = 300 C – ср. темп. воды (см. [1] стр.537) Находим значение критерия Нуссельта по графику (см. [1] стр.154) = 1 = 18. = 3,2(см. [1] стр.564, табл. XIII ) = 18. = 29,7 Тогда коэффициент теплоотдачи 2, характеризующий теплоотдачу стенка– охлаждающая вода, будет равен: где 2 = 0,624 - коэффициент теплопроводности воды при 300С (см. [1], стр.561, табл. X ). Коэффициент теплоотдачи паров дистиллата, конденсирующегося на горизонтальных трубах, находим через А – комплекс теплофизических вел и чин, характеризующих пары воды (А соответствует по своему физическому смыслу частному коэффициент теплоотдачи конд= 1). , при t 2 = 560С - 0,24 м (см. [1], стр.556, рис. V ) (см. [1], стр.561,рис. X ) при t 2 = 560С =750,4 кг/м3 (см. [1], стр.512, табл. IV ) , где С - коэффициент расположения трубок, равный при горизонтал ь ном расположении 0,72, Теперь рассчитаем коэффициент теплопередачи К. , где р = 0,59– коэффициент рядности (см. [1], рис.4.7, стр.162). Методом итераций находим К по выражению: (500-613,9-602-603,2-603,1) К=603 Требуемая поверхность теплопередачи м2 Согласно [4], стр.415, принимаем двухходовой теплообменник со сл е дующими параметрами: d = 25 2 мм; z = 6; n = 266; F = 100 м2; l тр =5,0 м. Расчет испарителя (кипятильника) Средняя разность температур 44 Ориентировочное значение площади теплообмена составит где = 1000 (см. [1], стр.172, табл.4-6). В соответствии с [4], стр.413, поверхность наиболее близкую к расче т ной имеет теплообменник ТЛ со следующими характеристиками: d = 25 2 мм; n = 121; F = 31,5 м2; l тр =3,5 м. Коэффициент теплопередачи от конденсирующегося пара к кипящей жидкости (см. [7], стр.533): где С - коэффициент расположения трубок, равный при вертикальном расположении 0,943 (см. [1], стр.149), х – высота труб). А0= при Т = 142,90С Р=1,1атм. , где - динамический коэффициент вязкости кубового продукта (см. [1], стр.512, рис. V ). Тогда B 0= Методом итераций находим К по выражению: (1000-1547,66-1719,39-1751,97-1757,37-1758,24-1758,38) К=1758 Тогда требуемая поверхность составит м2 Исходя из значений требуемой поверхности теплообмена F тр выбир а ем теплообменник ТЛ со следующими параметрами: D = 325 мм, d = 25 2 мм; F = 16 м2, l тр = 3,0 м (см. [2], стр.56, табл.2.9) Выбор емкостей Для хранения дистиллята, кубового остатка и исходной смеси испол ь зуют емкости. В качестве емкостей мы будем использовать горизонтальные цистерны и резервуары. Горизонтальные цистерны предназначены для хр а нения жидкостей. Они представляют собой горизонтальные сварные сосуды, которые укреплены изнутри кольцами и тягами жесткости, сваренными из уголка. Днища цистерн могут быть выпуклыми или плоскими. Резервуары представляют собой сварные сосуды горизонтального типа, сваренные из у г леродистой стали обыкновенного качества, Резервуары снабжены съемными барботерами, двумя лазами, смотровыми окнами и двумя патрубками для присоединения трубопроводов каждый. Емкость для хранения исходной смеси Определяем объем исходной смеси где = 6ч = 21600с - время хранения смеси в емкости (см. [5], стр.47) - плотность исходной смеси при t = 20 0С Пусть длина резервуара к его диаметру L / D = 2, тогда Емкость для дистиллята Определяем объем дистиллята где = 6ч = 21600с (см. [5], стр.47) - плотность исходной смеси при t = 20 0С Пусть длина резервуара к его диаметру L / D = 2, тогда Емкость для кубового остатка Находим объем кубового остатка где Пусть длина резервуара к его диаметру L / D = 2, тогда Расчет тепловой изоляции Толщина тепловой изоляции и находится по уравнению где и = 0,098 - коэффициент теплопроводности совелита как изоляционного материала (см. [1], стр.529, табл. XXVIII ); = 400С - температура изоляции со стороны окружающей среды; = 142,90С - температура изоляции со стороны аппарата; = - 11,10С - средняя температура воздуха в Тамбове в январе (см. [1], стр.513, табл. XV ); 9,3 + 0,058 = 9,3 + 0,058 40 = 11,62 - коэффициент теплоо т дачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую ср е ду. Принимаем изоляцию с толщиной 5 мм. Расчет центробежного насоса Для перекачивания исходной смеси из емкости в подогреватель, а та к же для перекачивания флегмы из распределителя обратно в колонну и для отвода из емкостей дистиллята и кубового остатка используют центробе ж ные насосы. Исходная смесь перекачивается при t = 200С из емкости в аппарат, р а ботающий под давлением 0,1 М Па. Расход смеси 7500 кг/ч, геометрическая высота подъема смеси 20м, длина трубопровода на линии всасывания 7м, на линии нагнетания 14м. На линии всасывания установлены два прямоточных вентиля и два отвода под углом 900. На линии нагнетания установлен два прямоточных вентиля и три отвода под углом 900. Отношение радиуса изг и ба к внутреннему диаметру трубопровода равно четырем. Примем скорость течения смеси для всасывающего и нагнетательного трубопроводов один а ковой и равной = 1,5 м/с (см. [2], стр.16). Внутренний диаметр трубопр о вода равен где Определение потерь на трение и местных сопротивлений Определяем режим течения смеси где =100,124=1,33мПа. с - динамический коэффициент вязкости исхо д ной смеси при 200С (см. [1], стр.516, т. IX ). Режим течения турбулентный. Примем абсолютную шероховатость труб равной = 2 10-4 м (трубы стальные, бывшие в эксплуатации, с незн а чительной коррозией, см. [2], стр.14). Тогда относительная шероховатость труб будет равна (см. [1] стр.22) Определяем сумму коэффициентов местных сопротивлений: для всасывающей линии вход в трубу (с острыми краями) 1 = 0,5 прямоточный вентиль: 2 = К, где К = 0,89; = 0,79, тогда 2 = 0,79 0,89 = = 0,70 (2 шт) Отводы: коэффициент А = 1,0, коэффициент В = 0,11, тогда 3 = 0,11 (см. [1], стр.494, табл. XIII ); Сумма коэффициентов местных сопротивлений во всасывающей л и нии = 1 +2 2 +2 3 = 0,5+2 0,70+2 0,11 = 2,13 Потерянный напор во всасывающей линии находим по формуле: для нагнетательной линии выход из трубы 1 = 1 вентиль прямоточный 2 = 0,79.0,89 отводы 3 = 0,11 (см. [1], стр.496, табл. XIII ). Сумма коэффициентов местных сопротивлений равна = 1 +2 2 +3 3 = 1 +2.0,70 + 3 0,11 = 2,74 Потерянный напор в нагнетательной линии Общие потери напора h п = h п. вс + h п. наг = 0,48 + 0,83 = 1,31 м Выбор насоса Находим полный напор, развиваемый насосом Полезная мощность, затрачиваемая на перекачивание жидкости Мощность на валу двигателя где н п д = 0,6 - общий КПД насосной установки, предста в ляющий собой произведение КПД насоса н; КПД передачи п и КПД дв и гателя д. По источнику [1], стр.92, табл.2.5, устанавливаем, что заданным подаче и напору, более всего соответствует центробежный насос марки X 20/53, для которого при оптимальных условиях работы V = 5,5 10-3 м3/с; Н = 34,4м. Насос снабжен электродвигателем АО2-32-2, номинальной мощностью N = 13 кВт с частотой вращения вала n = 48,3 с-1. Предельная высота всасывания. Определяем запас напора, необходимый для исключения кавитации Высота всасывания не должна превышать следующего значения Нвс А - ht - h п. вс - h кав = 10,2 - 0,24 – 0,48 – 1,6 = 7,88м где А=10,2( c м. [1] стр.52) - атмосферное давление, выраженное в ме т рах столба, перекачиваемой жидкости. ht =0,24м - давление насыщенного пара всасываемой жидкости (см. [1], стр.69). При установке насоса следует учитывать, что высота его расположения над уровнем жидкости в емкости не должна превышать значения Нвс. Расчет и подбор штуцеров Присоединение труб к химическим аппаратам бывает разъемное и н е разъемное. Первое осуществляется с помощью фланцев или на резьбе, второе на сварке или пайке. Для разъемного присоединения труб, арматуры и изм е рительных приборов на аппаратуре обычно предусматривают штуцера (па т рубки) фланцевые или резьбовые. Наиболее распространены фланцевые штуцера для присоединения труб, арматуры и приборов. Фланцевое соед и нение состоит из двух симметрично расположенных фланцев, уплотнител ь ного соединения (прокладок), и крепежных элементов (болтов, шпилек, шайб или гаек). В сварной аппаратуре низкого давления фланцы обычно и з готавливают из листового полосового или фасонного проката с последу ю щей приваркой их к обечайке, к трубе и т.д. Наиболее технологичной фо р мой изготовления фланцев является круглая форма. Диаметры штуцеров колонны и теплообменной аппаратуры, а, след о вательно, и диаметры технологических трубопроводов, определяют из ура в нения расхода по допустимой скорости потоков в них. Штуцер для подачи исходной смеси Скорость ввода исходной смеси принимаем равной = 2 м/с (см. [5], стр.42), тогда диаметр штуцера будет равен где Подбираем щтуцер по [4]. стр.659 табл.27.3 Выбираем штуцер с D у=50 мм на ру=1,0 МПа, Нт=155 мм, материал – сталь Х18Н10Т, исполнение I , ОСТ 26-1404-76 согласно [8], стр.175. Фланец подбираем по [4], стр.549, табл.21.9: D у=40 мм, D ф=130 мм, D б=100 мм, D 1=80мм, d б=М12, количество болтов z =4, материал – сталь 3, исполнение I . Штуцер для вывода пара из колонны Скорость вывода пара из колонны принимаем равной = 4 м/с (см. [5], стр.42), тогда где м3/с; D =П( R +1) – поток пара 2,19 м3 при t 2=560С Выбираем штуцер с D у=600 мм на ру=1,0 МПа, Нт=310 мм, материал – сталь Х18Н10Т, исполнение I , ОСТ 26-1404-76 согласно [8], стр.175. . Фланец подбираем по [4], стр.549, табл.21.9: D у=600 мм, D ф=635 мм, D б=495 мм, D 1=465мм, d б=М30, количество болтов z =16, материал – сталь 3, исполнение I . Штуцер для вывода кубового остатка Скорость вывода кубового остатка принимаем равной = 2 м/с (см. [5], стр.42), тогда где Выбираем штуцер с D у=40 мм на ру=1,0 МПа, Нт=155 мм, материал – сталь Х18Н10Т, исполнение I , ОСТ 26-1404-76 согласно [8], стр.175. Фланец подбираем по [4], стр.549, табл.21.9: D у=80 мм, D ф=185 мм, D б=150 мм, D 1=128мм, d б=М16, количество болтов z =4, материал – сталь 3, исполнение I . Штуцер для подачи флегмы в колонну Скорость подачи флегмы в колонну принимаем равной = 2 м/с (см. [5], стр.42), тогда где Выбираем штуцер с D у=40 мм на ру=1,0 МПа, Нт=155 мм, материал – сталь Х18Н10Т, исполнение I , ОСТ 26-1404-76 согласно [8], стр.175. Фланец подбираем по [4], стр.549, табл.21.9: D у=40 мм, D ф=130 мм, D б=100 мм, D 1=80мм, d б=М12, количество болтов z =4, материал – сталь 3, исполнение I . Штуцер для подачи жидкости в кипятильник Расчет штуцеров для подсоединения кипятильника к колонне затру д нен тем, что неизвестен расход циркулирующей жидкости. Поэтому диаметр штуцера можно принять равным соответствующим штуцерам на кипятил ь нике. В нашем случае диаметр условного прохода штуцера на кипятильнике D у = 200мм (см. [2], стр.55, табл.2.6). Тогда выбираем штуцер с D у=200 мм на ру=1,0 МПа, Нт=190 мм, материал – сталь Х18Н10Т, исполнение I , ОСТ 26-1404-76 согласно [8], стр.175. Фланец подбираем по [4], стр.549, табл.21.9: D у=200 мм, D ф=315 мм, D б=280 мм, D 1=258мм, d б=М16, количество болтов z =8, материал – сталь 3, исполнение.1 Расчет и подбор крышки аппарата В отличие от днищ, неразъемно соединяемых с обечайкой корпуса, крышки являются разъемными узлами аппаратов, закрывающими его корпус. Крышки в аппарате предусматривают для удобства сборки, возможности з а грузки и разгрузки аппарата в процессе эксплуатации, для осмотра, ремонта и т.д. Принимаем фланцевое эллиптическое отбортованное днище (тип 2 по ГОСТу 11972-66). Условное обозначение днища с размерами: D вн =1800 мм, S = 10 мм, диаметр борта D = 1935мм ("Днище 2 - 1800 - 1935 ГОСТ 11972-66") согласно [4], стр.597. Расчет и подбор днища Составными элементами корпусов химических аппаратов являются днища, которые, как правило, органически связаны с обечайкой аппарата и изготавливаются из того же материала. Одной из наиболее рациональных форм днища в цилиндрических аппаратах является эллиптическая. Материал днища - сталь X 18 H 10 T . Днище сварное из двух частей, шов ручной эле к тродуговой ( ш = 0,9). = D 2/4 H – радиус кривизны в вершине днища R = D для днищ с Н = 0.25 D H = 0,4м. D = 1,6м. = 0,9 – коэффициент прочности одностороннего стыкового шва. Допускаемое напряжение на растяжение для материала днища опред е ляется по формуле где = 1 - поправочный коэффициент, учитывающий условие эксплу а тации аппарата (см. [4], стр.408); - номинальное допускаемое напряжение (см. [4], стр.406, рис.14,2). Для определения расчетного давления в днище необходимо учитывать, что на днище действует еще и гидростатическое давление, поэтому где - плотность жидкости 7,2м - максимальная высота столба жидкости,равная высоте к о лонны. С учетом утонения, минусового допуска, коэффициента запаса прочн о сти, а также вмонтированного штуцера принимаем S = 6мм. Расчет и подбор обечайки где - плотность жидкости 7,2м - максимальная высота столба жидкости,равная высоте к о лонны. = 0,9 – коэффициент прочности одностороннего стыкового шва. Номинальное допускаемое напряжение для стали Х18Р10Т =140 мПа (см [4] стр406 рис 14.2) где = 1 - поправочный коэффициент, учитывающий условие эксплу а тации аппарата(не пожаро - и взрывоопасная среда) (см. [4], стр.408); Прибавка на коррозию: C = П. Тсл = 0,1 мм/год.15лет = 1,5 мм где П – скорость коррозии Тсл – срок службы обечайки. С учетом утонения, минусового допуска, коэффициента запаса прочн о сти S = 8мм Расчет и подбор конденсатоотводников (для подогрев. исх. смеси) Для отвода конденсата и предотвращения проскока пара в линию о т вода конденсата теплообменные аппараты, обогреваемые насыщенным в о дяным паром, должны снабжаться конденсатоотводниками. Определяем расчетное количество конденсата после теплопотребля ю щего аппарата т/ч где Gmax = D гр = 0,35 кг/с - максимальный расчетный расход пара. Оцениваем давление пара перед конденсатоотводником (конденсат о отводник устанавливается в непосредственной близости от теплопотре б ляющего аппарата) p 1 = 0,95 p = 0,95 0,28 = 0,27 МПа Давление p 2 в трубопроводе после конденсатоотводника принимаем равным 50% от давления пара после теплопотребляющего аппарата p 2 = 0,5 p 1 = 0,5 0,27 = 0,01 МПа p = p 1 - p 2 = 0,27 - 0,01 = 0,26 МПа - перепад давления на конденс а тоотводнике. Степень переохлаждения конденсата t 1/ t гп = 63/142,9 = 0,44 < 0,85 При данном значении коэффициента пропускная способность КО: kVy = т/ч где - плотность переохлажденного конденсата (см. [1] стр.537) По [6], стр.14,15 выбираем термодинамический конденсатоотводник 45ч13нж в зависимости от условной пропускной способности, ближайшее большее значение которой, составит 6,3 т/ч, диаметр условного прохода Dy = 50 мм. . Выбор опоры аппарата Опоры аппарата рекомендуется применять при установке колонных аппаратов, у которых отношение высоты к диаметру H / D 5. При отнош е нии H / D < 15 (Н = 9,6 м, D = 1,8 м, H / D = 9,6/1,8 = 5,3 <15) расчетная схема аппарата принимается в виде упруго защемленного стержня. Химические аппараты устанавливают на фундаменты чаще всего с помощью опор. Апп а раты вертикального типа с соотношением H/D і 5, оснащают так называем ы ми юбочными опорами - цилиндрическими или коническими. Масса 1 тарелки m т = 118,3 кг (см. [7] стр.214) Эллиптического днища = 138 кг (см. [4] стр.440) Обечайки = 2 яRHS ст = 2*3,14*0,8*7,2*0,008*7700 = 2230 кг Крышки – 500кг Считаем, что колонна заполнена водой: m в = яR 2 H воды = 3,14*0,82*7,2*998 = 14448 кг Примем массу штуцеров и люков 5000 кг. М = 118,3*14+138+2230+500+14448+5000 = 23972,2 кг Для колонны массой 30 т (с запасом) выбираем: 8 опор ОВ – II – Б – 4000 ОН 26 – 01 – 69 – 68 (см. [4] стр.673). Список использованной литературы 1) Павлов К.Ф., Романков П.Г., Носков А.А. Примеры и задачи по ку р су процессов и аппаратов химической технологии, Л.: Химия, 1987. 2) Борисов Г.С., Брыков В.П., Дытнерский Ю.И. и др. Основные пр о цессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию, М.: Химия, 1991. 3) Колонные аппараты: Каталог, М.: Цинтихимнефтемаш, 1978. 4) Лащинский А.А., Толчинский А.Р. Основы конструирования и ра с чета химической аппаратуры: Приложение к справочнику, М.: Машин о строение, 1970. 5) Захаров М.К., Солопенков К.Н., Варфоломеев Б.Г. Методические указания к курсовому проектированию ректификационных установок непр е рывного действия, М.: Полинор-М, 1995. 6) Мясоединков В.М. / Под ред. Б.Г. Варфоломеева Подбор и расчет конденсатоотводчиков, М.: МИТХТ, 1989. 7) Дытнерский Ю.И. Основные процессы и аппараты химической те х нологии. М., Химия, 1991г.