Проектирование ректификационной установки

Федеральное агентство по образованию РФ

ГОУ ВПО "Сибирский Государственный Технологический Университет"

Факультет: механический

Кафедра: Промышленной экологии,

процессов и аппаратов химической технологии

Курсовая работа

на тему:

«Проектирование ректификационной установки»

Пояснительная записка

(ПЭ ПАХТ. 000000. 327.ПЗ)

Руководитель:

Игнатова Е.В.

Разработал:

студент группы 94-5

Соянова С.В.

2011

ВВЕДЕНИЕ

Процесс ректификации находит широкое применение во многих отраслях химической, пищевой, и нефтеперерабатывающей промышленности. Для проведения ректификационного процесса применяют колонные аппараты различного типа, отличающиеся один от другого способом контакта фаз и видом контактного устройства.

Целью расчета ректификационной установки является определение основных размеров колонны, ее гидравлического сопротивления, поверхности теплообменников, материальных потоков и затрат тепла.

1. НАЗНАЧЕНИЕ И ОБЛАСТЬ ПРОЕКТИРУЕМОГО ОБЪЕКТА

Колонные аппараты предназначены для проведения процессов тепло- и массообмена: ректификации, дистилляции, абсорбции, десорбции. Корпуса стандартизованных колонных аппаратов изготавливаются в двух исполнениях:

Ø Корпус, собираемый из отдельных царг с фланцевыми соединениями, рассчитан на давление 1,6 МПа.

Ø  Корпус цельносварной, рассчитанный на давление до 4 МПа, имеют колонные аппараты диаметром более 1000мм с интервалом изменения диаметра через 200мм. Расстояния между тарелками в зависимости от типов могут изменяться от 300 до 1000мм.

До настоящего времени не выработано обобщенных и достаточно объективных критериев выбора типа тарелки для ведения того или иного процесса. Существенную роль в этом играют сложившиеся в организациях - поставщиках традиции, опирающиеся на многолетний опыт надежной эксплуатации разрабатываемой ими массообменной аппаратуры.

Тарелки с капсульными колпачками получили наиболее широкое распространение, благодаря своей универсальности и высокой эксплуатационной надежности, они достаточно эффективны, но металлоемки и сложны в монтаже.

Тарелки, собираемые из S - образных элементов, устанавливаются преимущественно в колоннах больших диаметров. Их производительность на 20-30% выше, чем у капсульных.

Клапанные тарелки, по сравнению с колпачковыми, имеют более высокую эффективность и на 20-40% большую производительность. Они применяются для обработки жидкостей, не склонных к смолообразованию и полимеризации, во избежание прилипания клапана к тарелке.

Ситчатые тарелки имеют достаточную высокую эффективность, низкое сопротивление и малую металлоемкость. Они применяются преимущественно в колоннах для обработки чистых жидкостей при атмосферном давлении и вакууме.

Решетчатые тарелки провального типа имеют производительность в 1,5 - 2 раза большую, чем колпачковые тарелки, низкую металлоемкость. Их эффективность достаточно высока, но в узком диапазоне рабочих скоростей. Эти тарелки рекомендуется применять при больших нагрузках колонны по жидкости.

.1 Способы выражения составов фаз

При расчете процессов ректификации составы жидкостей обычно задаются в массовых долях или в процентах, а для практического расчета удобнее пользоваться составами жидкостей и пара, выраженными в мольных долях или процентах.

Для дальнейших расчётов необходимо концентрации исходной смеси, дистиллята и кубового остатка выразить в мольных долях:

 (II.1.1)

где х_А - мольная доля компонента А в жидкой фазе;

- массовая доля компонента А;

М_А, М_В - молекулярные массы компонентов А и В: молекулярная масса ацетона - 58кг/кмоль, этилового спирта - 46кг/кмоль.

2. Материальный баланс процесса ректификации

Материальный баланс, основанный на законе сохранения массы вещества, составляется для определения количества материальных потоков в колонне.

Материальный баланс для всей колонны

 (II.2.1)

где G_F - массовый расход исходной смеси, кг/с; G_D - массовый расход дистиллята, кг/с;

Материальный баланс по кубовому остатку

 (II.2.2)

где G_W - массовый расход кубовой жидкости, кг/с;

Из номограммы [2, с.565] следует, что при заданном давлении (760мм.рт.ст.) температура кипения ацетона равна 56⁰С, этилового спирта - 83⁰С.

В этом интервале выбирается произвольный ряд температур: 60, 64, 68, 70, 74, 78, 80. При этих температурах по номограмме [2, с.565] определяются давления паров ацетона и этилового спирта.

Для вычисления равновесных составов фаз используются законы Дальтона и Рауля.

Мольная доля низкокипящего компонента Х в жидкости определяется по уравнению

 (II.2.3)

Мольная доля низкокипящего компонента в паре у^* рассчитывается по уравнению

 (II.2.4)

где Р_А , Р_В - давления насыщенных паров низкокипящего и высококипящего компонентов соответственно, мм.рт.ст.; П - общее давление в системе, мм.рт.ст.

Данные по расчету равновесного состава фаз сведены в таблицу 1.

Таблица 1. Равновесные составы жидкости и пар смеси ацетон - этиловый спирт при давлении 760 мм.рт.ст.

По полученным данным о равновесии между жидкостью и паром строим изобары температур кипения и конденсации смеси на диаграмме t=f(x,y) (рисунок 1) и линию равновесия на диаграмме у=f(x) (рисунок 2).

3. Расчет флегмового числа

Минимальное флегмовое число можно рассчитать по формуле

 (II.3.1)

где - мольная доля низкокипящего компонента в паре, равновесном с исходной смесью, определяется по диаграмме х-у (рисунок 2).

Для нашего случая  Отсюда

Оптимальное флегмовое число найдем из условия получения минимального объема колонны, пропорционального произведению n_T(R+1), где n_T - число ступеней изменения концентрации (теоретическое число тарелок).

Расчет оптимального флегмового числа выполняем следующим образом:

а) задаемся рядом коэффициента избытка флегмы β в пределах от 1,1 до 5,0; определяем рабочее флегмовое число  и величину отрезка ;

б) откладываем отрезок В на оси ординат и проводим линии рабочих концентраций верхней и нижней частей колонны;

в) между равновесной и рабочими линиями в пределах концентраций x_W и x_D строим ступени, каждая из которых соответствует теоретической тарелке;

г) при каждом значении β определяем число теоретических тарелок n_T и величину произведения n_T(R+1).Результаты расчета сводим в таблицу 2.

Таблица 2 - Данные для расчета оптимального флегмового числа

д) по данным таблицы 2 строим график зависимости n_T(R+1)=f(R) (рисунок 3) и находим минимальное значение величины n_T(R+1). Ему соответствует флегмовое число R=2,5.

Эту величину и принимаем в дальнейших расчетах за оптимальное рабочее число флегмы. Число ступеней изменения концентраций при этом равно 16.

4. Скорость пара и диаметр колонны

Рассчитываем средние концентрации низкокипящего компонента в жидкости и в паре, затем определяем средние температуры жидкости и пара по высоте колонны. Определяем средние концентрации ацетона в жидкости:

а) в верхней части колонны

 (II.4.1)

б) в нижней части колонны

 (II.4.2)

Средние температуры жидкости определяем по диаграмме t - х,у (рисунок 1)

При х_в.ср=0,5 t_ж.в=67,25⁰С

При х_н.ср=0,12 t_ж.н=77,75⁰С

Средняя плотность жидкости по высоте колонны определяется по уравнению

 (II.4.3)

где ρ_а ρ_Э - плотности низкокипящего и высококипящего компонентов при средней температуре в колонне, соответственно, кг/м³:

а) в верхней части колонны

ректификация колонна тепловой оборудование

б) в нижней части колонны

Для колонны в целом

 (II.4.4)

Определяем средние концентрации ацетона в паре:

а) в верхней части колонны

 (II.4.5)

б) в нижней части колонны

 (II.4.6)

Средние температуры пара определяем по диаграмме t - х,у (рисунок 1)

При у_в.ср=0,675 t_п.в=68,57⁰С

При у_н.ср=0,273 t_п.н=77,57⁰С

Средние молекулярные массы и плотности пара:

а) в верхней части колонны

средняя молекулярная масса пара

; (II.4.7)

средняя плотность пара

 (II.4.8)

б) в нижней части колонны

средняя молекулярная масса пара

 (4.9)

средняя плотность пара

 (II.4.10)

Тогда средняя плотность пара в колонне

 (II.4.11)

Допустимую скорость пара в колонне определяют по уравнению

 (II.4.12)

где ρ_ж и ρ_п - плотности жидкости и пара , кг/м³; С - коэффициент, величина которого зависит от конструкции тарелки, расстояния между тарелками и поверхностного натяжения жидкости.

Принимаем предварительно расстояние между тарелками h_м.т=300мм. По рисунку 10 [3] значение коэффициента С=375.

Тогда скорость пар в колонне

 (II.4.13)

Диаметр ректификационной колонны

 (II.4.14)

где V_п - объемный расход пара, поступающего в дефлегматор, м³/с,

 (II.4.15)

где М_D - мольная масса дистиллята, кг/кмоль,

Тогда

 (II.4.16)

Диаметр колонны

По каталогу [1] принимаем диаметр типовой колонны 1,0м. При этом действительная скорость пара в колонне

 (II.4.17)

5. ВЫСОТА КОЛОННЫ

Высоту колонны определяем графо-аналитическим методом, т.е. последовательно рассчитываем коэффициенты массоотдачи, массопередачи, коэффициенты полезного действия тарелок; строим кинетическую кривую и определяем число действительных тарелок.

Коэффициент массоотдачи в паровой фазе

 (III.1)

где D_п - коэффициент диффузии паров компонента А в парах компонента В, рассчитывается по формуле

 (III.2)

где Т - температура, К; p - абсолютное давление, кгс/см²; М_А, М_В - мольные массы компонентов А и В; ν_А, ν_В - мольные объемы компонентов А и В, определяемые как сумма атомных объемов элементов, входящих в состав пара [2]._е - критерий Рейнольдса для паровой фазы

  (III.3)

где μ_п - динамический коэффициент вязкости пара, Па·с.

 (III.4)

где М_ср.п, М_А, М_В - мольные массы пара и отдельных компонентов, кг/кмоль; μ_ср.п, μ_А, μ_В - соответствующие им динамические коэффициенты вязкости; у_А, у_В - объемные доли компонентов смеси.

Коэффициент диффузии паров ацетона в парах этилового спирта:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны

Коэффициент динамической вязкости смеси паров ацетона и этилового спирта:

а) в верхней части колонны при температуре 68,57⁰С, μ_Ап=0,2165 мПа·с, μ_Вп=0,691 мПа·с.

б) в верхней части колонны при температуре 77,57⁰С, μ_Ап=0,203 мПа·с, μ_Вп=0,592 мПа·с.

Критерий Рейнольдса для паровой фазы:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны

Коэффициент массоотдачи в паровой фазе:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны

Коэффициент массоотдачи в жидкой фазе

,

где D_ж - коэффициент диффузии в жидкости, м²/с; М_ж.ср - средняя мольная масса жидкости в колонне, кг/кмоль:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны

 - диффузионный критерий Прандля

 (III.5)

Коэффициент диффузии в жидкости при 20⁰С можно вычислить по приближенной формуле

 (III.6)

где μ_ж - динамический коэффициент вязкости жидкости, мПа·с;

М_А, М_В - мольные массы компонентов А и В,кг/кмоль; ν_А, ν_В - мольные объемы компонентов А и В, кг/кмоль; А и В - коэффициенты зависящие от свойств низкокипящего и высококипящего компонентов.

Коэффициент диффузии пара в жидкости D_t связан с коэффициентом диффузии D₂₀ следующей приближенной зависимостью,

 (III.7)

в которой температурный коэффициент b может быть определен по эмпирической формуле

 (III.8)

где μ - динамический коэффициент вязкости жидкости при 20⁰С, мПа·с; ρ - плотность жидкости, кг/м³.

Динамический коэффициент вязкости жидкости

 (III.9)

а) в верхней части колонны при t=67,25⁰С

μ_А=0,2195 мПа·с

μ_В =0,713 мПа·с

б) в нижней части колонны при t=77,75≈78⁰С

μ_А=0,203 мПа·с

μ_В =0,592 мПа·с

Коэффициент диффузии ацетона в жидком этиловом спирте при t=20⁰С:

а) для верхней части колонны

б) для нижней части колонны

Температурный коэффициент принимаем равным b=0,0234.

Тогда

а) для верхней части колонны

б) для нижней части колонны

Критерий Прандля:

а) для верхней части колонны

б) для нижней части колонны

.

Определяем коэффициенты массоотдачи:

а) для верхней части колонны

б) для нижней части колонны

Коэффициенты массопередачи определяем по уравнению

 (III.10)

где m - тангенс угла наклона линии равновесия на рабочем участке.

Для определения угла наклона разбиваем ось х на участки и для каждого их них находим среднее значение тангенса как отношение разности (у^*-у) к разности (х-х^*) в том же интервале, т.е.

 (III.11)

Подставляя найденные значения коэффициентов массоотдачи β_п и β_ж и тангенсов углов наклона линии равновесия в уравнение, находим величину коэффициента массопередачи для каждого значения х в пределах от х_W до х_D.

Полученные значения К_у используем для определения числа единиц переноса n_у в паровой фазе

, (III.12)

где φ - отношение рабочей площади к свободному сечению колонны, примем φ=0,8.

Допуская полное перемешивание на тарелке, имеем

 (III.13)

где η - КПД тарелки.

Результаты приведенных выше расчетов, сводим в таблицу 3.

Таблица3 - Параметры, необходимые для построения кинетической кривой

Между кривой равновесия и линиями рабочих концентраций в соответствии с табличными значениями х проводим ряд прямых, параллельных оси ординат (рисунок 4).

Измеряем полученные отрезки А₁С₁, А₂С₂, А₃С₃ и т.д. и делим их в отношении η=АВ/АС, т.е. определяем величину отрезков А₁В₁, А₂В₂…….А_nB_n. Через найденные для каждого значения х точки В проводим кинетическую кривую, отображающую степень приближений фаз на тарелках к равновесию.

Число реальных тарелок n_д находим путем построения ступенчатой линии между кинетической кривой и рабочими линиями в пределах от х_D до х_W.

Получаем 94 тарелок (40 в верхней части колонны, 54 - в нижней), которые и обеспечивают разделение смеси в заданных пределах изменения концентраций.

Высота тарельчатой части колонны

 (III.14)

Общая высота колонны

 (III.15)

где h_сеп - расстояние между верхней тарелкой и крышкой колонны, (высота сепарационного пространства), принимаем 0,8м (приложение А6 [3]); h_куб - расстояние между нижней тарелкой и днищем колонны, (высота кубовой части), принимаем 2м (приложение А6 [3]).

В соответствии с рассчитанным диаметром колонны по каталогу-справочнику [1] подбираем стандартную колонну и тарелки. Принимаем к установке колонный аппарат диаметром 1000мм; колонна компонуется из однопоточных неразборных тарелок типа ТСК - I ОСТ 26-01-282-74 с капсульными стальными колпачками. Общее число колпачков на тарелке - 37. Основные параметры тарелки приведены в таблице 4.

Таблица 4 - Характеристика колпачковой тарелки

6. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЫ

Расход теплоты, получаемой кипящей жидкостью от конденсирующего пара в кубе-испарителе колонны

 (IV.1)

где  - расход теплоты, отнимаемой охлаждающей водой от конденсирующихся в дефлегматоре паров, Вт;  - тепловые потери колонны в окружающую среду, Вт;  - теплоемкость исходной смеси, дистиллята, кубовой жидкости, соответственно, Дж/кгК.

Значения теплоемкостей, необходимые для расчета, находим по формуле

 (IV.2)

где - теплоемкости компонентов при соответствующих температурах;  - массовые доли компонентов.

Температура смеси , кубового остатка  и дистиллята ; теплоемкости ацетона и этилового спирта при этих температурах определяем по номограмме :

Теплоемкости смесей:

Количество тепла, отнимаемого охлаждающей водой от конденсирующегося в дефлегматоре пара

 (IV.3)

- удельная теплота конденсации дистиллята, Дж/кг:

 (IV.4)

 (при ).

Тепловые потери колонны в окружающую среду

 (IV.5)

где - температура наружной поверхности стенки колонны, принимаем ;  - температура воздуха в помещении,; - суммарный коэффициент теплоотдачи конвекцией и излучением, Вт/(м²К):

 (IV.6)

где F_H - наружная поверхность изоляции колонны, определяем по формуле

Потери тепла в окружающую среду

 (IV.7)

Расход тепла в кубе колонны с учетом тепловых потерь

Расход греющего пара (давление 1атм)

 (IV.8)

Расход воды в дефлегматоре при нагревании ее на 20⁰С

 (IV.9)

Расход воды в холодильнике дистиллята при нагревании ее на 20⁰С

 (IV.10)

Расход воды в холодильнике кубового остатка при нагревании ее на 20⁰С

 (IV.11)

Общий расход воды в ректификационной установке

 (IV.12)

6.1 Расчет тепловой изоляции колонны

В качестве изоляции берем асбест (). Исходя из упрощенного соотношения (для плоской стенки) имеем

 (IV.1.1)

где - толщина изоляции, м; t_\из - температура внутренней поверхности изоляции, принимаем ее ориентировочно на 10-20⁰С ниже средней температуры в колонне t_из.в.=60⁰С.

Определяем толщину изоляции

 (IV.1.2)

Проверяем температуру внутренней поверхности изоляции

 (IV.1.3)

расхождение: 60-59,97=0,026<1,0⁰C

7. РАСЧЕТ ВСПОМОГАТЕЛЬНОГО ОБОРУДОВАНИЯ

Далее производим расчет поверхности всех теплообменников ректификационной установки.

В качестве примера полного расчета теплообменника приводим расчет поверхности кубового испарителя для кипятильника ректификационной установки, остальных - укрупненный, с использованием ориентировочных значений коэффициентов теплопередачи, приведенных в таблице 4.8 [2].

7.1 Кипятильник (куб-испаритель)

Температурные условия процесса. Кубовый остаток кипит при 81,7⁰С.

Согласно заданию температура конденсации греющего пара равна 100⁰С. Следовательно, средняя разность температур

Тепловая нагрузка

Выбор конструкции.

Кипятильники ректификационных колонн непрерывного действия по устройству сходны с кипятильниками выпарных аппаратов. /При небольших поверхностях теплообмена куб колонны обогревается змеевиком или горизонтальной трубчаткой, пересекающей нижнюю часть колонны; при этом греющий пар пропускается по трубам.

При больших поверхностях теплообмена применяют выносные кипятильники, которые устанавливают ниже колонны с тем, чтобы обеспечить естественную циркуляцию жидкости.

Определяем ориентировочно максимальную величину площади теплообмена. По [1, таблица 4.8] для данного случая теплообмена (от конденсирующего водяного пара к кипящей жидкости) принимаем значение минимального коэффициента теплопередачи К_min=300 Вт/м²∙К. Тогда максимальная поверхность теплообмена

Предварительно выбираем для расчета выносной кипятильник кожухотрубчатый теплообменник с трубами диаметром 25×2 мм, длиной труб - 3,0 м.

.2 Определение коэффициента теплопередачи

Принимаем среднее значение тепловой проводимости загрязнений стенок со стороны конденсирующего водяного пара , со стороны кубового остатка .

Теплопроводность стали . Таким образом

∑ (IV.1.1.1)

Коэффициент теплоотдачи со стороны конденсирующегося водяного пара определяем по формуле

 Вт/м²∙К (IV.1.1.2)

где λ - коэффициент теплопроводности конденсата, Вт/м∙К; Н - высота кипятильных труб, м; ρ - плотность конденсата, кг/м³; r - удельная теплота конденсации греющего пара, Дж/кг; μ - динамический коэффициент вязкости конденсата, Па∙с

Коэффициент теплоотдачи для кипящего толуола находим по формуле

 Вт/м²∙К (IV.1.1.3)

где коэффициент b определяется по формуле

(IV.1.1.4)

Химико-физические свойства этилового спирта взяты при температуре кипения.

Коэффициент теплопередачи

 (IV.1.1.5)

Удельная тепловая нагрузка

 (IV.1.1.6)

Откуда

 (IV.1.1.7)

Это уравнение решаем графически, задаваясь значениями q (рисунок 5), y - левая часть уравнения.

При q=9000Вт/м² у=5,12

При q=3000Вт/м² у=-3,62

При у=0 находим q=5500Вт/м².

Коэффициент теплопередачи

 (IV.1.1.8)

Площадь поверхности теплообмена

 (IV.1.1.9)

С запасом 15-20% принимаем по каталогу [2, таблица XXXІV] одноходовой теплообменник.

Характеристики теплообменника:

поверхность теплообмена……………………………………112м²

диаметр кожуха……………………………………………….800мм

диаметр труб…………………………………………………...25×2

длина труб……………………………………………………….3,0м

количество труб………………………………………………….473

7.3 Дефлегматор

В дефлегматоре конденсируется ацетон с небольшим количеством этилового спирта. Температура конденсации паров дистиллята t_D=63⁰C. Температуру воды на входе в теплообменник примем 18⁰С, на выходе 38⁰С.

Составляем температурную схему процесса и определяем движущую силу процесса теплопередачи:

→63

←18

По таблице 4.8 [2] коэффициент теплопередачи от конденсирующегося пара органических веществ к воде находится в пределах 340 - 870 Вт/м²∙К. Принимаем наименьший коэффициент теплопередачи К=340 Вт/м²∙К.

Количество тепла, отнимаемого охлаждающей водой от конденсирующегося в дефлегматоре пара

Поверхность дефлегматора находим из основного уравнения теплопередачи

 (V.2.1)

С запасом 15-20% принимаем по каталогу [2, таблица XXXІV] двухходовой теплообменник.

Характеристики теплообменника:

поверхность теплообмена……………………………………76м²

диаметр кожуха……………………………………………….600мм

диаметр труб…………………………………………………...25×2

длина труб………………………………………………………4,0м

число труб

общее…………………………………………………………….244

на один ход………………………………………………………122

7.4 Холодильник для дистиллята

В холодильнике происходит охлаждение дистиллята от температуры конденсации до 30⁰С

→30  

←18

Количество тепла, отнимаемого охлаждающей водой от дистиллята в дефлегматоре

 (V.3.1)

Принимаем К=300Вт/м²∙К по таблице 4.8 [2].

Поверхность теплообмена холодильника дистиллята

 (V.3.2)

По таблице 4.12 [2] принимаем одноходовой теплообменник.

Характеристики теплообменника:

поверхность теплообмена……………………………………4,5м²

диаметр кожуха (наружный)…..…………………………….237мм

диаметр труб…………………………………………………...25×2

длина труб………………………………………………………1,5м

число труб………………………………………………………..37

7.5 Холодильник для кубового остатка

В холодильнике кубового остатка происходит охлаждение кубовой жидкости от температуры кипения до 30⁰С

,7→30

← 18

Количество тепла, отнимаемого охлаждающей водой от кубовой жидкости

 (V.4.1)

Принимаем К=250Вт/м²∙К по таблице 4.8 [2].

Поверхность теплообмена холодильника кубовой жидкости

 (V.4.2)

По таблице 4.12 [2] принимаем одноходовой теплообменник.

Характеристики теплообменника:

поверхность теплообмена……………………………………19,5м²

диаметр кожуха (наружный)…..…………………………….325мм

диаметр труб…………………………………………………...25×2

длина труб………………………………………………………4,0м

число труб………………………………………………………..62

7.6 Подогреватель

t_гр.п=100⁰С

→100

,8←20

Принимаем К=150Вт/м²∙К по таблице 4.8 [2].

(V.5.1)

Поверхность теплообмена подогревателя исходной смеси

 (V.5.2)

По таблице 4.12 [2] принимаем двухходовой теплообменник.

Характеристики теплообменника:

поверхность теплообмена……………………………………31м²

диаметр кожуха (наружный)…..…………………………….400мм

диаметр труб…………………………………………………...25×2

длина труб………………………………………………………4,0м

число труб………………………………………………………..100

8. РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНОГО ДИАМЕТРА ТРУБОПРОВОДОВ

Внутренний диаметр трубопровода круглого сечения рассчитывают [1] по формуле

 (VI.1)

где V - объемный расход

, м³/с; (VI.2)

1)

где ρ_а=720,62кг/м³ и ρ_э=797,96кг/м³ (по таблице ІV[2] при t_F=78,8⁰C).

Среднюю скорость потока ориентировочно берем из таблицы 1.1[2]: жидкости в напорных трубопроводах - ω=0,5 - 2,5 м/с.

Выбираем трубы Ø38×2 → d=34мм (с таблицы на странице 16 [1]).

2)

где ρ_а=741,95кг/м³ и ρ_э=810,6кг/м³ (по таблице ІV[2] при t_D=63⁰C).

Среднюю скорость потока ориентировочно берем из таблицы 1.1[2]: жидкости при движении самотеком - ω=0,1 - 0,5 м/с.

Выбираем трубы Ø32×3 → d=26мм (с таблицы на странице 16 [1]).

3)

где ρ_а=716,79кг/м³ и ρ_э=755,81кг/м³ (по таблице ІV[2] при t_W=63⁰C).

Среднюю скорость потока ориентировочно берем из таблицы 1.1[2]: жидкости при движении самотеком - ω=0,1 - 0,5 м/с.

Выбираем трубы Ø57×2,5 → d=52мм (с таблицы на странице 16 [1]).

4)

где ρ_гр.п=0,5970кг/м³ (по таблице LVІ[2] при t=100⁰C).

Среднюю скорость потока ориентировочно берем из таблицы 1.1[2]: водяной пар при абсолютном давлении p_абс>4,9·10⁴Па - ω=15 - 40 м/с.

Выбираем трубы Ø133×4 → d=125мм (с таблицы на странице 16 [1]).

5)      Объемный расход проходящего через колонну пара при средней температуре в колонне t_ср=(68,57+77,57)/2=73,07⁰С

 (VI.3)

p=p₀=1

Среднюю скорость потока ориентировочно берем из таблицы 1.1[2]: водяной пар при абсолютном давлении p_абс>4,9·10⁴Па - ω=15 - 40 м/с.

Выбираем трубы Ø133×7 → d=119мм (с таблицы на странице 16 [1]).

Заключение

В ходе проектирования была разработана ректификационная установка с требуемыми техническим заданием характеристиками.

В пояснительной записке приведены расчёты процессов, подтверждающие работоспособность проектируемого изделия.

Схемы каждого из механизмов приведены в соответствующих разделах пояснительной записки.

В графической части курсового проекта изображены: технологическая схема ректификационной установки, чертёж общего вида.

Список использованных источников

1.       Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию /Г.С. Борисов, В.П. Брыков, Ю.И. Дытнерский и др. Под ред. Ю.И. Дытнерского, 3-е изд., стереотипное. М.: ООО ИД «Альянс», 2007 - 496 с.

2.      Павлов К.Ф. и др. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии: Учебное пособие для вузов /К.Ф.Павлов, П.Г. Романков, А.А. Носков. - М.: ООО ИД «Альянс», 2007. - 576 с.

.        Борисова Т.В. и др. Расчет ректификационной колонны с различными контактными устройствами: Учебное пособие к курсовому проектированию для студентов всех форм обучения /Т.В. Борисова, М.К. Шайхатдинова, С.М. Воронин. - Красноярск: СибГТУ, 2001. - 88 с.