Проектирование ректификационной колонны непрерывного действия

Проектирование ректификационной колонны непрерывного действия

1.       Технологический расчет

ректификационный колонна баланс

Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число

Производительность колонны по дистилляту Р и кубовому остатку W определим из уравнений материального баланса колонны:

Отсюда находим:

Переводим массовые концентрации в мольные доли:

, здесь

М₁=58 кг/кмоль - мольная масса ацетона;

М₂=18 кг/кмоль - мольная масса воды.

Относительный мольный расход питания:

По данным строим равновесную кривую на рис. 1и находим там точку .

Минимальное флегмовое число:

Для определения оптимального флегмового числа производим следующее:

Пусть β=1,2 - коэффициент избытка флегмы, тогда рабочее флегмовое число R=β· R_min=1,2·0,154=0,156

Уравнение рабочей прямой верхней части колонны:

, строим на рис.1

Пусть β=1.5, тогда R=β· R_min=1,5·0,154=0,231

, строим на рис.2

Пусть β=2, тогда R=β· R_min=2·0,154=0,307

, строим на рис.3

Пусть β=2.5, тогда R=β· R_min=2,5·0,154=0,384

, строим на рис.4

Пусть β=3, тогда R=β· R_min=3·0,154=0,461

, строим на рис.5

Полученные результаты сводим в таблицу 1 :

По данным таблицы строим график зависимости R от N(R+1) cм. Рис. 7.

Определяем оптимальное рабочее флегмовое число R=0,3 тогда уравнения рабочих прямых:

, строим их на рис.6

Средние массовые расходы по жидкости для верхней и нижней частей колонны определяют из соотношений:

LВ = Р·R·МВ/МР;

LН = Р·R·МН/МР + F·МН/МF, здесь

МР = хр·М1 + (1 - хр )·М2 = 0,882 · 58 + (1 - 0,882) · 18 = 53,265 кг/кмоль - мольная масса дистиллята;

МF = хF ·М1 + (1- хF ) · М2 = 0,171·58 + (1-0,171) · 18 = 24,857 кг/кмоль - мольная масса исходной смеси;

МВ, МН - средние мольные массы жидкости для верхней и нижней частей колонны:

МВ = хсрв · М1 + (1 - хсрв) · М2

МН = хсрн · М1 + (1 - хсрн) · М2, здесь средние концентрации:

xсрв = (хF + хР) / 2 = (0,171 + 0,882) / 2 = 0,527 кмоль/кмоль

xсрн = (хF + хW) / 2 = (0,882 + 0,003) / 2 = 0,087 кмоль/кмоль

МН = 0,087 · 58+ (1 - 0,087) · 18 = 21,5 кг/кмоль, тогда

LВ = 1,14 · 0,3 · (39/53,265) = 0,251кг/с

LН = 1,14 ·0,3 · (21,5/53,265) + 2,778 · (21,5/24,857) = 2,54 кг/с

Средние массовые потоки пара в верхней GВ и нижней GН частях колонны:

GВ = Р·(R + 1) М'В /МР

GН = Р·(R + 1) М'Н /МР, здесь М'В, М'Н - средние мольные массы паров в

верхней и нижней частях колонны

М'В = yсрв · М1 + (1 - yсрв) · М2

М'Н = yсрн · М1 + (1 - yсрн) · М2, здесь средние концентрации паров определяем из уравнений рабочих прямых:

yсрв = 0,231 · хсрв + 0,678 = 0,231 · 0,527 + 0,678 = 0,8 кмоль/кмоль

yсрн = 4,246 · хсрн - 0,01 = 3,813 · 0,087 - 0,009 = 0,362 кмоль/кмоль

М'В = 0,8 · 58 + (1 - 0,8) · 18 = 50 кг/кмоль

М'Н = 0,362 · 58 + (1 - 0,362) · 18 = 32,472 кг/кмоль, тогда

GВ = 1,14 · (0,3 + 1) · 50/53,265= 1,391кг/с

GН = 1,14 · (0,3 + 1) · 32,472/53,265 = 0,904кг/с

2. Скорость пара и диаметр колонны

Расчет скорости пара для ситчатых тарелок выполняется по уравнению:

Определяем средние температуры паров и жидкости по данным равновесия литературы [рис.1]:

При y_срв=0, 8 кмоль/кмоль t_yв=65ºС

При y_срн=0,362 кмоль/кмоль t_yн=85ºС

При x_срв=0,527 кмоль/кмоль t_xв=60ºС

При x_срн=0,087 кмоль/кмоль t_xн=70ºС

ρу - плотность паров;

Плотность пара для верхней части колонны:

Средняя плотность жидкости:

,

здесь концентрации в объемных долях, при 60ºС и 70ºС

плотности компонентов: ρ₁=746кг/м³-ацетон, ρ₂=977 кг/м³-вода [2, с.512].

Скорость пара:

м/с

Диаметр колонны

в верхней части колонны:

в нижней части колонны:

Принимаем стандартный диаметр колонны 1000 мм

При этом рабочая скорость пара :

Для колонны диаметром 1000 мм выбираем ситчатую однотопочную тарелку ТС-Р диаметром 1000мм со следующими конструктивными размерами[1 c.217]:

Свободное сечение тарелки F_с = 13,6%

Высота переливного порога h_пер=30 мм;

Рабочее сечение тарелки S_т=0,713 м²;

Ширина переливного порога b=0,8 (L_c) м;

Шаг между отверстиями t=10 мм;

Скорость пара в рабочем сечении тарелки:

W_Т=w· 0,785·d²/ S_т=1,6·0,785·1,0²/0,713=1,124м/с.

2.3 Высота светлого слоя жидкости на тарелке и паросодержание барботажного слоя[1,с.239-240]

Для ситчатых тарелок высоту слоя жидкости hО находим по формуле

для верхней части колонны: 

h_ов=0.787·q_в ^0.2·h_пер^0.56·w_Т^m·[1-0.31exp(-0.11µ_x)](σ_x /σ_в)^0,09

для нижней части колонны:

h_он=0.787· q_н ^0.2·h_пер^0.56·w_Т^m·[1-0.31exp(-0.11µ_x)](σ_x /σ_н)^0,09

здесь

h_пер = 0,03м - высота сливной перегородки;

qВ = L_в / (ρ_x · b) = 0,251/(861,5·0,8)=0,00036 м²/с - удельный расход

жидкости на 1 метр ширины сливной перегородки в верхней части колонны;

qн = L_н / (ρ_x· b) = 2,54/(861,5·0,8) = 0,00368м²/с - удельный расход

жидкости на 1 метр ширины сливной перегородки в нижней части колонны;

где b- ширина сливной перегородки ,м;

σ_в ,σ_н - поверхностное натяжение воды при средней температуре в верхней и нижней части колонны;[2,с.526]

m=0.05-4.6· h_пер=-0.088

Вязкость жидких смесей µ_x находим по уравнению:

lg µ_x =x_ср· lg µ_xа+(1-х_ср) ·lg µ_х.в ,

lg µ_xв=0,527·lg0.22+(1 - 0.527)· lg0.5= - 0.489

lg µ_xн=0.087 ·lg0.21+(1 - 0.087)· lg0.4= - 0.422

 µ_xв=0,325МПа·с    µ_xн=0,378 МПа·с

 Тогда, для верхней части колонны :

h_ов=0.787·0,00036 ^0.2·0,03^0.56·1,124^-0.88·[1-0.31exp(-0.11·0.325)]·

·(0,059 /0,058)^0,09=0.016 м

 Для нижней части колонны:

h_он=0.787·0,00368^0.2·0,03^0.561,124^-0.88·[1-0.31exp(-0.11·0.378)]·

·(0,059 /0,058)^0,09=0.025 м

 Паросодержание барботажного слоя ε находят по формуле:

 ___   ___     

ε = √ Fr / (1+ √ Fr ), где Fr = W²т/ (gho), тогда

для верхней части колонны:

Fr_в = 1,124²/(9.81·0.0016)=8,191

_____   _____

εв = √ 8,191/(1 + √ 8,191 ) = 0,741

для нижней части колонны:

Fr_н = 1,124²/(9.81·0.0025)=5,143

_____   ____

εн = √ 5,143 /(1 + √ 5,143 ) = 0,694

.4 Коэффициенты диффузии и вязкости паров

Коэффициенты диффузии в жидкости для верхней части колонны:

, здесь

Тут μХВ = μ₁^xсрв · μ₂ ^(1-xсрв) =0,35^0,527 · 1^(1-0,527)= 0,575мПа·с

μХН = μ₁^xсрн · μ₂ ^(1-xсрн) = 0,35^0,087 · 1^(1-0,087)= 0,912 мПа·с

здесь вязкости ацетона μ₁ и воды μ₂ взяты при 20ºС [2, С.526].

здесь плотности ацетона и воды взяты при 20ºС [2, с.512].

здесь

А = 4,7, В =1,15, v1 , v2 -мольные обьемы компонентов в жидком состоянии при температуре кипения, см³/моль. ;[2,с.288]

Тогда

Аналогично коэффициент диффузии в жидкости для нижней части колонны:

Коэффициент диффузии паров в верхней части колонны:

Коэффициент диффузии паров в нижней части колонны:

.5 Коэффициенты массопередачи и высота колонны

Коэффициент массопередачи в жидкости для верхней части колонны:

Коэффициент массопередачи в жидкости для нижней части колонны:

Коэффициент массопередачи в паровой фазе для верхней части колонны:

Коэффициент массопередачи в паровой фазе для нижней части колонны:

Коэффициент вязкости паров в верхней части колонны:

Коэффициент вязкости паров в нижней части колонны:

здесь взяты вязкости паров ацетона и воды при средней температуре в верхней и нижней частей колонны.

Переводим полученные коэффициенты массопередачи в нужную размерность на кмоль/м²·с:

β_xв = 0,0037 · ρ _x / М_в= 0,0037 · 855,5 / 39 = 0,0881кмоль/м²·с

β_xн = 0,017 · ρ _x / М_н = 0,017 · 855,5/ 21,491 = 0,663кмоль/м²·с

β_yв = 1,265 · ρ _yв / М_в^' = 1,265· 1,802/ 50= 0,046кмоль/м²·с

β_yн = 1,267 · ρ _yн / М_н^' = 1,267 · 1,105/ 32,472= 0,043кмоль/м²·с

Расчет КПД методом Мерфи.

Пусть х = 0,2. Коэффициент распределения компонента по фазам (тангенс угла наклона равновесной линии в этой точке) m = 0,45

Коэффициент массопередачи:

Общее число единиц переноса на тарелку:

Локальная эффективность:

Фактор массопередачи:

Доля байпасирующей жидкости:

Для ситчатых тарелок θ = 0,1

Число ячеек полного перемешивания:

_____   _________

S = (√d² - b²)/L = (√1² - 0,8²)/0,35 = 1,714,

здесь L = 0,35м - длина пути жидкости соответствующая одной ячейке перемешивания.

Коэффициент m, который влияет на унос жидкости с тарелки определяется

Комплекс, по которому определяем унос жидкости с тарелки при H = 0,5м - расстояние между тарелками:, унос по [1, с. 242]: е_в=0,12кг/кг

Так как , то

Аналогичные расчеты проводим и для других точек результаты сводим в таблицу.

По данным таблицы строим кинетическую линию на рис.6(обновленный рисунок представлен ниже) и определяем действительное число тарелок:

N_в=6 шт. - в верхней части колонны;

N_н=8 шт. - в нижней части колонны.

Всего 14 тарелок.

Высота тарельчатой части колонны определяется по формуле:

H=h∙(n-1)+Zв+Zн=0,5∙(14-1)+1+2=9,5 м, здесь

Z_в=1 м - высота сепарационного пространства;

Z_н=2 м - высота кубовой части.

. Конструктивный расчет

Диаметр штуцера для ввода исходной смеси:

 _________   ________________

dF = √4·F/(π·ρF·W) = √4·2,778/(3,14·928,6·1,5) = 0,05 м примаем 50 мм,

здесь W=1,5м/с - скорость потока жидкости при подачи насосом [Иоффе, с.26],

ρF - плотность исходной смеси при t_f=63[2, с.495]:

Диаметр штуцера для вывода паров из колонны:

 __________  ___________________

dn = √4·Gn/(π·ρу·W) = √4·1,391/(3,14·1,802·20) = 0,222м, принимаем 250 мм, здесь

ρу =1,802 кг/м³ - плотность паров в верхней части колонны;

W = 20 м/с - скорость потока насыщенных паров [Иоффе, с.26].

Диаметр штуцера для ввода флегмы:

dф = √ 4·Ф/(π·ρф·W) = √4·1,642/760,7·3,14·1,5 = 0,043 м, принимаем 50 мм, здесь

Ф = Р·R = 1,14·1,44 =1,642 кг/с - расход флегмы;

ρф - плотность смеси при t_р=58 [2, с.495]:

Диаметр штуцера для ввода паров из кипятильника:

___________  _________________

dк = √ 4·G_н/(π·ρу·W) = √4·0,904/1,105·3,14·20 = 0,228 м, принимаем 250 мм, здесь

W = 20 м/с - скорость насыщенных паров [Иоффе, с.26];

Диаметр штуцеров для слива кубового остатка и жидкости из куба для подачи в кипятильник:

___________  _________________

dW = √ 4·W/(π·ρw·ω) = √4·1,637/(959,26·3,14·0,5) = 0,066м, принимаем 70 мм, где

ω = 0,5 м/с - скорость потока при движении самотеком [Иоффе, с.26];

ρw =959,26 кг/м³ - плотность воды [2, с.495]:

4. Гидравлический расчет

Гидравлическое сопротивление тарелок колонны ΔРк определяют по формуле:

ΔРк = ΔРв · Nв + ΔРн · Nн,

где ΔРв и ΔРн гидравлическое сопротивление тарелки соответственно верхней и нижней частей колонны, Па.

Полное гидравлическое сопротивление тарелки складывается из трех слагаемых:

1)   Гидравлическое сопротивление сухой тарелки [1, с.244]:

здесь ζ = 1,5 - коэффициент сопротивления сухой ситчатой тарелки [1, с.210]

1)   Гидравлическое сопротивление газожидкостного слоя на тарелках различно для верхней и нижней частей колонны:

ΔРnв = ρх · g·hов = 861,5·9,81·0,016 = 135,22 Па

ΔРnн = ρх· g·hон = 861,5·9,81·0,025 = 211,28 Па

2)   Гидравлическое сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения:

ΔРσ = 4σ/dэ = (4·0,059)/0,008 =2 9,5 Па

Тогда полное гидравлическое сопротивление одной тарелки верхней и нижней частей колонны равно:

ΔРв = 74,46+ 135,22+2 9,5 = 239,18 Па

ΔРн = 74,46 + 211,28 + 29,5 = 315,24 Па

Полное гидравлическое сопротивление ректификационной колонны:

ΔРк = 239,78 · 17+ 315,24 · 13 = 8164 Па

5. Механический расчет

Толщина стенки обечайки:

S ≥ , здесь

D = 900 мм - диаметр обечайки;

р = 0,1 МПа - давление;

φ = 1,0 - коэффициент сварного шва [1, с. 395];

с = П · Та = 0,1 · 10 = 1 мм - прибавка на коррозию, где

П = 0,1 мм/год - скорость коррозии;

Та = 10 лет - срок службы аппарата;

[σ] = η · σ - допускаемое напряжение;

η = 1,0 - коэффициент [1, с. 394];

σ = 152 МПа - допускаемое нормативное напряжение для стали 12х18Н10Т [7, с. 11], тогда

S ≥ , по [1, с. 211], принимаем S = 10 мм.

Толщина стенки днища:

Sg ≥ ,

принимаем Sg = 10 мм (см. выше); здесь R=D для исполнения днища эллиптическим.

Расчет фланцевого соединения

Выбираем прокладку из паронита ПОН-1 [6, с. 521]: Dсп = 959 мм

 D1 =929 мм

 S = 3 мм

Расчетная нагрузка, действующая от внутреннего избыточного давления:

Qg = 0,789 · Dсп· Р = 0, так как избыточного давления нет.

Усилие, возникающее от разности температур фланца и болта Qt:

Y=0,04       [1, с.401]

n=52 - число болтов [6, с.557]

 -площадь сечения болта.

- модуль упругости стали      [1, с.395]

 - коэффициент линейного температурного расширения для стали 12Х18Н10Т [5, с.286];

коэффициент линейного температурного расширения  для Сталь 20 [5, с.286]

Расчетное осевое усилие для болтов принимают большим из следующих трех значений:

РБ1 = π· Dсп · b0 · q

РБ2 = ζ (α · Qg + Rn)=0

РБ3 = Qg + Rn + Qt= Qt, здесь Rn = 0 так как избыточного давления нет.

ζ = коэффициент [1, с.394].

для прокладки из паронита ПОН-1 [1, с. 402]:

m = 2,5

q = 20 МПа

b - эффективная ширина прокладки;

При b > 0,015 м

b 0 = 0,12·b^0,5= 0,12·0,015^0,5=0,016 м

Тогда

Условие прочности:

, где  МПа - для Ст 20 [1, с. 394];

 условие выполняется.

Расчет опоры

Расчет ведем по [6, с. 691]:

Для колонных аппаратов используют цилиндрические опоры тип I [6, с. 672]

Определим вес аппарата при гидроиспытании:

Gмах = g · (Mоб + Мж+N·M_Т), определяем ориентировочно.

Mоб = π · D · S · H · ρст = 3,14 · 0,9 · 0,01 · 14,5 · 7850 ≈ 3800 кг - масса обечайки.

Мж = 0,785 · · H · ρж = 0,785 · 0,9 ² · 14,5 · 10³ ≈ 17000 кг - масса жидкости при гидроиспытании;

N=30 шт - число тарелок;

M_Т=91 кг - масса тарелки;

Gмах = 9,81 · (3800 +17000+30·91) = 0,22 МН

Принимаем толщину стенки цилиндрической опоры S = 14 мм. Напряжение сжатия в этой стенке с учетом наличия в ней отверстия для лаза d = 0,5 м при максимальной нагрузке от силы тяжести аппарата:

Отношение:

Rc = 0,052 рис. 15.8 [3]

Кс = 875

Допускаемое напряжение на сжатие в обечайке опоры:

Условие σс < σсд выполняется.

Максимальное напряжение на сжатие в сварном шве, соединяющем цилиндрическую опору с корпусом аппарата при коэффициенте сварного шва φш = 0,7:

, где

F = 0,785 · (D²1 - D²2) = 0,785 · (1,128² - 0,84²) = 0,681 м² - площадь опорного кольца;

D1 = D + 2 · S + 0,2 = 0,9 + 2 · 0,014 + 0,2 = 1,128 м - наружный диаметр опорного кольца;

D2 = D - 0,06 = 0,9 - 0,06 = 0,84 м - внутренний диаметр опорного кольца;

Максимальное напряжение на сжатие опорной поверхности кольца:

Номинальная расчетная толщина опорного кольца при L = 0,1 м:

Sк = 1,73 L · , с учетом прибавок Sк = 10 мм.

Расчетная нагрузка на один болт:

, где Z = 6 - число фундаментных болтов принимаем.

Расчетный внутренний диаметр резьбы болтов:

d'1 =

принимаем М24.

Список литературы

1. Пособие по проектированию "Основные ПАХТ" под ред. Ю.И.Дытнерского, 2-е издание, переработанное и дополненное;

 М.: Химия,1991. - 496 с.

2. К.Ф. Павлов, П.Г. Романков, А.А. Носков "Примеры и задачи по курсу ПАХТ" Учебное пособие для ВУЗов / Под ред. чл. - корр. АН СССР П.Г. Романкова. - 9-е издание, перераб. и доп. - Л.: Химия, 1981. - 560 с.

3. Коган В.Б., Фридман В.М., Кафаров В.В. Равновесие между жидкостью и паром. Кн. 1-2, М.-Л.:Наука. 1966. 640+786с.

4. Н.Б. Варгафтик "Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей". М.:Физматгиз, 1963 . - 708 с.

5. И.А.Александров "Ректификационные и абсорбционные прцессы" М.: химия, 1978 . - 280 с.

6. А.А. Лащинский, А.Р. Толчинский "Основы расчета и конструирования химической аппаратуры" М.: Физматгиз,1970 .- 725с.