Реактификационная установка непрерывного действия для разделения бинарной смеси изопропанол-изобутанол производительностью 10 тоннчас
КОМИТЕТ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ПО
ВЫСШЕМУ И СРЕДНЕМУ СПЕЦИАЛЬНОМУ ОБРАЗОВАНИЮ
РОССИЙСКИЙ ОРДЕНА ЛЕНИНА И ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ
ХИМИКО - ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМ. Д.И. МЕНДЕЛЕЕВА
КАФЕДРА ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ
ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА
к курсовому проекту по процессам и аппаратам на тему:
BРектификационная установка непрерывного действия
Bдля разделения бинарной смеси изопропанол-изобутанол
Bпроизводительностью 10 тонн/час
ПРОЕКТИРОВАЛ СТУДЕНТ МАКСИМОВ М.В. ГРУППА О-44
РУКОВОДИТЕЛЬ ПРОЕКТА КУРНОСОВ М.А.
ПРОЕКТ ЗАЩИЩЕН С ОЦЕНКОЙ ____________________________
КОМИССИЯ:
______________________________________________
______________________________________________
______________________________________________
B1 Оглавление
2 Введение ................................................2
3 Описание технологической схемы. .........................3
4 Физико - химические свойства ............................4
5 Технологический расчет ..................................9
5.1 Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число..9
5.2 Скорость пара и диаметр колонны .......................11
5.3 Гидравлическое сопротивление тарелки ..................13
5.4 Высота и гидравлическое сопротивление колонны .........13
5.5 Выбор материалов. .....................................15
6 Расчет и подбор вспомогательного оборудования ...........15
6.1 Расчет кипятильника ...................................15
6.2 Расчет дефлегматора ...................................18
6.3 Расчет подогревателя исходной смеси ...................20
6.4 Расчет холодильника дистиллята. .......................22
6.5 Расчет холодильника кубового остатка. .................24
6.6 Расчет изоляции колонны ...............................27
7 Расчет на прочность. ....................................28
7.1 Основные обозначения ..................................28
7.2 Расчет толщины обечаек. ...............................28
7.3 Расчет толщины днища и крышки. ........................28
7.4 Трубы, штуцера и фланцы. ..............................29
7.4.0 Питающая емкость - подогреватель исходной смеси. ....29
7.4.1 Подогреватель исходной смеси - колонна ..............30
7.4.2 Колонна - кипятильник ...............................30
7.4.3 Колонна - холодильник кубового остатка ..............31
7.4.4 Колонна - дефлегматор ...............................31
7.4.5 Кипятильник - колонна ...............................31
7.4.6 Распределитель - колонна ............................31
7.4.7 Распределитель - холодильник дистиллата .............32
7.4.6 Холодильник дистиллата - емкость ....................32
7.4.8 Холодильник кубового остатка - емкость ..............32
7.4.8 Паровая магистраль - подогреватель исходной смеси ...32
7.4.9 Паровая магистраль - кипятильник ....................32
7.4.10 Подогреватель исходной смеси - водяная магистраль ..33
7.4.11 Кипятильник - водяная магистраль ...................33
7.4.12 Водяная магистраль-дефлегматор-водяная магистраль ..33
7.4.13 Водяная магистраль-холодильник-водяная магистраль ..34
7.4.14 Емкости продуктов - насосы .........................34
7.4.15 Насосы - склад .....................................34
7.5 Выбор насосов. ........................................35
7.5.1 Насос Н1 Питающая емкость - колонна .................35
7.5.2 Насос Н2 Колонна - холодильник кубового остатка .....36
7.6 Опоры аппаратов. ......................................37
7.7 Емкости ...............................................38
8 Заключение ..............................................39
Литература ................................................40
B2 Введение
Ректификация - массобменный процесс разделения жидкой смеси на
компоненты путем противоточного взаимодействия потоков пара и жид-
кости. Этот процесс включает переходы вещества из жидкой фазы в па-
ровую и из паровой в жидкую и в большинстве случаев осуществляется в
противоточных колонных аппаратах с различными контактными элементами.
В настоящее время процесс ректификации широко распространен в
химической технологии и применяется для получения разнообразных про-
дуктов в чистом виде. Однако при разделении чувствительных к повы-
шенной температуре веществ, при извлечении ценных продуктов или
вредных примесей из сильно разбавленных расстворов, разделении сме-
сей близкокипящих компонентов в ряде случаев может оказаться более
целесообразным применение экстракции.
В нашем случае, разброс температур кипения разделяемых компо-
нентов, их устойчивость при этих температурах, а также отсутствие
необходимости в полном разделении позволяют использовать ректифика-
цию.
Большое разнообразие тарельчатых контактных устройств затруд-
няет выбор оптимальной конструкции тарелки. При этом наряду с общи-
ми требованиями (высокая интенсивность единицы объема аппарата, низ-
кая стоимость аппарата и др.) ряд требований может определяться спе-
цификой производства: большим интервалом устойчивой работы при изме-
нении нагрузок по фазам, способностью тарелок работать в среде заг-
рязненных жидкостей, возможности защиты от коррозии и т.п. Часто эти
качества становятся определяющими при выборе конкретного типа кон-
струкции для использования в каждом конкретном процессе.
В нашем случае коррозия незначительна, загрязнений почти нет,
жидкости однородны - возможно использование колпачковых тарелок.
Остается расчитать и подобрать нормализованные узлы аппаратуры для
изготовления ректификационной колонны, нормализованные теплообменни-
ки, стандартную трубную арматуру, емкости и т.д.
B3 Описание технологической схемы.
Исходная смесь из емкости Е1 насосом подается сначала в подог-
реватель исходной смеси, где нагревается до температуры кипения, а
затем в колонну где происходит разделение. Кубовый остаток самоте-
ком поступает в испаритель, а затем в виде пара поступает снова в
колонну, под нижнюю тарелку. Нагрев в подогревателе и испарителе
осуществляется насыщенным водяным паром, отводящимся затем в виде
конденсата. На тарелках в колонне происходят непрерывные процессы
испарения и конденсации, в результате которых и происходит разделе-
ние.
Смесь с преимущественным содержанием низкокипящего компонента
(дистиллят) в виде пара выходит сверху колонны, поступает в дефлег-
матор, где и охлаждается до полной конденсации. Затем одна часть ее
в виде флегмы возвращается в колонну, а другая часть в колличестве
5000 кг/ч поступает в холодильник дистиллята, где охлаждается до 25
°С. После охлаждения дистиллят поступает в емкость Е3, откуда насо-
сом Н4 перекачивается на склад.
Кубовый остаток в колличестве 5000 кг/с насосом Н2 перекачи-
вается в холодильник кубового остатка, где охлаждается до 25°С. Пос-
ле охлаждения кубовый остаток поступает в емкость Е2, откуда насо-
сом Н3 перекачивается на склад.
Емкости исходной смеси и конечных продуктов расчитаны на 2 - 8
часов непрерывной работы. Что составляет объем соответственно 25-100
м
3 для емкости Е1 и 12-50 м
3 для емкостей Е2 и Е3.
Охлождение во всех случаях ведется оборотной водой, поступающей
с магистрали в трубное пространоство холодильников, а затем в кана-
лизацию.
B4 Основные физико-химические свойства перерабатываемых веществ
Bи получаемых продуктов.
Таблица 1. Зависимость физико-химических свойств от температуры
┌────────────────────────┬─────────────────────────────────────────┐
│ │ Температура С │
│ ├─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┤
│Параметры │ 0 │ 20 │ 40 │ 60 │ 80 │ 100 │ 120 │
├────────────────────────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┤
│Изопропанол │
├────────────────────────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┤
│Плотность [кг/м3]│ 801│ 785│ 768│ 752│ 735│ 718│ 700│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Вязкость [мПа*с]│ 4.60│ 2.39│ 1.33│ 3.26│ 0.80│ 0.38│ 0.29│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Теплоемкость [Дж/кг*К]│ 2363│ 2661│ 2958│ 3256│ 3549│ 3842│ 4136│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Теплопроводность[Вт/м*К]│0.153│0.151│0.147│0.144│0.141│0.137│0.134│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Пов.Натяжение*1000 [н/м]│ 24.5│ 22.6│ 20.9│ 19.3│ 17.6│ 15.7│ 14.0│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Коэффициент объемного │ │ │ │ │ │ │ │
│расширения*1000 [1/K]│ 1.01│ 1.05│ 1.08│ 1.12│ 1.16│ 1.20│ 1.27│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│dHисп [KДж/кг]│774.4│749.3│724.2│699.1│669.8│636.3│602.8│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Давление пара [КПа]│ 1.2│ 4.3│ 14.1│ 38.5│ 92.3│194.7│372.0│
├────────────────────────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┤
│Изобутанол │
├────────────────────────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┬─────┤
│Плотность [кг/м3]│ 817│ 803│ 788│ 774│ 759│ 742│ 728│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Вязкость [мПа*с]│ 7.0│ 4.1│ 2.4 │ 1.48│ 1.0│ 0.7│ 0.5│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Теплоемкость [Дж/кг*К]│ 2053│ 2346│ 2640│ 2933│ 3268│ 3561│ 3855│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Теплопроводность[Вт/м*К]│0.144│0.142│0.138│0.135│0.131│0.128│0.125│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Пов.Натяжение*1000 [н/м]│ 26.2│ 24.6│ 22.9│ 21.2│ 19.5│ 17.8│ 16.0│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Коэффициент объемного │ │ │ │ │ │ │ │
│расширения*1000 [1/K]│ 0.85│ 0.88│ 0.91│ 0.95│ 0.99│ 1.05│ 1.12│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│dHисп [KДж/кг]│ 681│ 664│ 643│ 625│ 604│ 587│ 540│
├────────────────────────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┼─────┤
│Давление пара [КПа]│ │ 0.6│ 2.5│ 8.0│ 22.7│ 60.0│160.0│
└────────────────────────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┴─────┘
Данные в таблице из приложений в [2] и [3] и химической энциклопедии
Таблица 2 Cистема изопропанол - изобутанол [4]
┌─────────┬─────────┬──────────┬──────────┬──────────┐
│ Х │ Y │ t │ Гамма1 │ Гамма2 │
├─────────┼─────────┼──────────┼──────────┼──────────┤
│ 0.00 │ 00.00 │ 108.1 │ │ │
│ 4.65 │ 11.20 │ 106.2 │ 1.02 │ 1.00 │
│ 11.55 │ 25.10 │ 103.4 │ 1.01 │ 1.01 │
│ 21.85 │ 42.70 │ 99.9 │ 1.02 │ 1.00 │
│ 23.05 │ 44.10 │ 99.4 │ 1.02 │ 1.01 │
│ 34.55 │ 58.45 │ 95.8 │ 1.02 │ 1.02 │
│ 38.70 │ 62.90 │ 94.9 │ 1.01 │ 1.00 │
│ 44.10 │ 67.70 │ 93.7 │ 1.00 │ 1.00 │
│ 54.55 │ 75.80 │ 90.9 │ 1.01 │ 1.03 │
│ 63.80 │ 82.45 │ 88.7 │ 1.02 │ 1.04 │
│ 74.50 │ 88.75 │ 86.9 │ 1.00 │ 1.01 │
│ 82.75 │ 92.95 │ 85.4 │ 1.00 │ 1.00 │
│ 94.85 │ 98.05 │ 83.2 │ 1.01 │ 1.02 │
│ 100.00 │ 100.00 │ 82.4 │ │ │
└─────────┴─────────┴──────────┴──────────┴──────────┘
B5 Технологический расчет ректификационной колонны непрерывного
Bдействия.
[1]5.1 Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число.
Производительность колонны по дистилляту Р и кубовому остатку W оп-
ределяем из материального баланса колонны:
F = P + W
F*x'(f) = P*x'(p) + W*x'(w)
W = F*(x'(p)-x'(f))/(x'(p)-x'(w))
W = 10000*(0.95-0.50)/(0.95-0.05) = 5000 кг/ч или 1.3889 кг/с
P = F - W = 10000-5000 = 5000 кг/ч или 1.3889 кг/с
Расчет мольных долей компонентов в смеси
М1 = 60.096 КГ/КМОЛЬ - изопропанол
М2 = 74.123 КГ/КМОЛЬ - изобутанол
x(i) = x'(i)/M1/(x'(i)/M1+(1-x'(i))/M2)
x(f) = 0.50/60.096/(0.50/60.096+0.50/74.123)=0.552254
x(p) = 0.95/60.096/(0.95/60.096+0.05/74.123)=0.959075
x(w) = 0.05/60.096/(0.05/60.096+0.95/74.123)=0.060959
Нагрузки ректификационной колонны по пару и жидкости определяются
рабочим флегмовым числом R, его оптимальное значение Rопт можно най-
ти путем технико-экономического расчета, используя приближенные вы-
числения основанные на определении коэффициента избытка флегмы (оро-
шения) в = R/Rmin. Для этого находим минимальное произведение N(R+1)
пропорциональное объему ректификационной колонны (N - число теорети-
ческих тарелок, определяющее высоту колонны, а R+1 - расход паров, и
следовательно, сечение колонны).
Rmin = (x(p)-y~(f))/((y~(f)-x(f))
Rmin = (0.9592254-0.763054)/(0.763054-0.552254) = 0.93
┌─────┬──────┬──────┬────────┬─────┬──────┬──────┬─────────┐
│в │R │N │N(R+1) │в │R │N │N(R+1) │
├─────┼──────┼──────┼────────┼─────┼──────┼──────┼─────────┤
│1.076│1.0009│16.693│33.40119│1.542│1.4337│10.698│26.03575 │
│1.116│1.0377│15.206│30.98661│1.581│1.4705│10.503│25.94700 │
│1.136│1.0561│14.756│30.34009│1.611│1.4981│10.355│25.86845 │
│1.155│1.0745│14.358│29.78725│1.616│1.5027│10.338│25.85303 │
│1.203│1.1160│13.475│28.51304│1.626│1.5119│10.279│25.82015 │
│1.228│1.1344│13.145│28.05646│1.636│1.5211│10.227│25.78356 │
│1.237│1.1436│12.993│27.85331│1.646│1.5303│10.173│25.74266 │
│1.246│1.1528│12.906│27.78414│1.664│1.5441│10.091│25.67426 │
│1.255│1.1620│12.823│27.72433│@1.675│1.5580│10.011│25.60751*│
│1.269│1.1804│12.665│27.61655│1.685│1.5672│ 9.976│25.61147 │
│1.289│1.1988│12.407│27.28147│1.737│1.6086│ 9.853│25.70312 │
│1.324│1.2311│11.954│26.67192│1.735│1.6132│ 9.841│25.71647 │
│1.353│1.2587│11.744│26.52716│1.755│1.6270│ 9.803│25.75300 │
│1.457│1.3554│11.027│25.97313│1.764│1.6408│ 9.766│25.79084 │
│1.507│1.4014│10.839│26.00787│1.804│1.6777│ 9.671│25.89577 │
└─────┴──────┴──────┴────────┴─────────────────────────────┘
Определение Ropt см График зависимости N(R+1) и N от R.
Средние массовые расходы по жидкости L и пара G для нижней и верх-
ней частей колонны, определяют по соотношению:
Lв = PRMв/Mp
Lн = PRMн/Mp + FMн/Mf
xв = (x(f)+x(p))/2 = (0.552254+0.959075)/2=0.7557 кмоль/кмоль смеси
xн = (x(f)+x(w))/2 = (0.552254+0.060959)/2=0.3066 кмоль/кмоль смеси
Mв = M1*xв+M2(1-xв) = 0.7557*60.096+(1-0.7557)*74.123=63.52 кг/кмоль
Mн = M1*xн+M2(1-xн) = 0.3066*60.096+(1-0.3066)*74.123=69.82 кг/кмоль
Mp = x(p)*M1 + (1-x(p))*M2
Mf = x(f)*M1 + (1-x(f))*M2
Mw = x(w)*M1 + (1-x(w))*M2
Mp = 0.959075*60.096+(1-0.959075)*74.123=60.67 кг/кмоль
Mf = 0.552254*60.096+(1-0.552254)*74.123=66.38 кг/кмоль
Mw = 0.060959*60.096+(1-0.060959)*74.123=73.28 кг/кмоль
Lв = 5000*1.558*63.52/3600/60.67 = 2.2655 кг/с
Lн = 5000*1.558*69.82/3600/60.67+10000*69.82/3600/66.38=5.4120 кг/с
Gв = P(R+1)Mв(пар)/Мр
Gн = P(R+1)Mн(пар)/Мр
ув = (у(f)+у(p))/2 = (0.714803+0.959075)/2=0.837 кмоль/кмоль смеси
ун = (у(f)+у(w))/2 = (0.714803+0.060959)/2=0.388 кмоль/кмоль смеси
Mв(пар) = M1*ув + M2(1-ув)
Mн(пар) = M1*ун + M2(1-ун)
Mв(пар) = 0.837*60.096+(1-0.837)*74.123 = 62.383 кг/кмоль
Mн(пар) = 0.388*60.096+(1-0.388)*74.123 = 68.682 кг/кмоль
Gв = 5000*(1+1.558)*62.383/3600/60.67 = 3.6531 кг/с
Gн = 5000*(1+1.558)*68.682/3600/60.67 = 4.0220 кг/с
G = (Gв + Gн)/2 = (3.6531+4.0220)/2 = 3.8376 кг/с
Мi - средняя молярная масса для i части колонны
xi/yi - средний мольный состав для i части колонны по жидкости/газу
[1]5.2 Скорость пара и диаметр колонны
Для колпачковых тарелок придельно допустимую скорость можно расчи-
тать по уравнению 5.35 из [1]
w = [0.0155/dк
2/3]*(px/py*hк)
1/2
dк - диаметр колпачка
hк - растояние от верхней части колпачка до следующей тарелки
Для жидкостей
t(f) = 90.72 С
t(w) = 105.59 С
t(p) = 83.03 C
tв = (t(f)+t(p))/2 = (90.72+83.03)/2 = 86.875 C
tн = (t(f)+t(w))/2 = (90.72+105.59)/2 = 98.155 C
x'в = (x'(f)+x'(p))/2 = (0.50+0.95)/2 = 0.725 кг/кг смеси
x'н = (x'(f)+x'(w))/2 = (0.50+0.05)/2 = 0.275 кг/кг смеси
px(в) = 735.6 кг/м3
pх(н) = 737 кг/м3
p(f) = 737.9 кг/м
3
p(w) = 736.8 кг/м
3
p(p) = 733.6 кг/м
3
dНисп = x'dНисп(1)+(1-x')*dНисп(2)
dНисп(f) = 623.4 КДж/кг
dНисп(w) = 624.3 КДж/кг
dНисп(p) = 661.6 КДж/кг
Для паров
tн = (t(f)+t(w))/2 = (96.45+107.12)/2 = 101.785 C
tв = (t(f)+t(p))/2 = (96.45+84.13)/2 = 90.29 C
py(в) = Mв(пар)*To/(22.4*(To+tв)
py(н) = Mн(пар)*To/(22.4*(To+tн)
py(в) = 62.383*273/(22.4*(273.15+90.29)) = 2.092 кг/м
3
py(н) = 68.682*273/(22.4*(273.15+101.785)) = 2.233 кг/м
3
ру(р) = 60.67*273/(22.4*(273.15+84.13)) = 2.070
кг/м
3
ру(f) = 66.38*273/(22.4*(273.15+96.45)) = 2.189 кг/м
3
ру(w) = 73.28*273/(22.4*(273.15+107.2)) = 2.348 кг/м
3
Vy(в) = Gв/py(в) = 3.6531/2.092 = 1.747 м3/c
Vy(н) = Gн/py(н) = 4.0220/2.233 = 1.801 м3/c
Vy = (1.801+1.747)/2 = 1.774 м
3/c
tср = ((tв+tн)пар+(tв+tн)жидкость)/4 средняя по колонне
tср = (98.155+86.875+101.785+90.29)/4 = 94.28 C
tхср= (tв+tн)жидкость/2 = (98.155+86.875)/2 = 92.52
tyср= (tв+tн)пар/2 = (101.785+90.29)/2 = 96.04 C
w = [0.0155/dk
2/3]*sqrt(px/py*(Hмт-Н1))
wв = 0.0155/0.08**(2/3)*sqrt(735.6/2.092*(0.3-0.07)) = 0.751 м/с
wн = 0.0155/0.08**(2/3)*sqrt(737/2.233*(0.3-0.07)) = 0.727 м/с
dв = sqrt(4*Gв/(3.1415*wв*py(в)))
dн = sqrt(4*Gн/(3.1415*wн*py(н)))
dв = sqrt(4*3.6531/(3.1415*0.751*2.092)) = 1.72 м
dн = sqrt(4*4.0220/(3.1415*0.727*2.233)) = 1.78 м
Выбираем стандартный диаметр обечайки колонны 1.8 м. При этом при-
дельная скорость пара:
w = (wв+wн)/2*(d/dст)¤ = (0.751+0.727)/2*sqr(1.78/1.8) = 0.723 м/с
По каталогу из приложения 5.2 [1] для колонны с диаметром 1800 мм
выбираем колпачковую тарелку ТСК-Р со следующими характеристиками:
┌─────────────────────────────────────────┬───────────┬────┬────────┐
│параметры │обозначение│ед │ │
├─────────────────────────────────────────┼───────────┼────┼────────┤
│Диаметр колонны │ D │ м │ 1.8 │
│Свободное сечение колонны │ │ м¤ │ 2.54 │
│Длина линии барботажа │ L │ м │ 25.88 │
│Рабочая площадь тарелки │ │ м¤ │ 1.86 │
│Периметр слива │ Lc │ м │ 1.419 │
│Сечение перелива │ │ м¤ │ 0.334 │
│Свободное сечение тарелки │ Sт │ м¤ │ 0.252 │
│Относительная площадь для прохода паров │ Fc │ % │ 9.92 │
│Масса │ m │ кг │ 176 │
│Растояние между тарелками │ Нмт │ м │ 0.6 │
│ │ │ │ │
│УКРЕПЛЯЮЩАЯ ЧАСТЬ КОЛОННЫ │ │ │ │
│ │ │ │ │
│Общее число колпачков │ │ │ 117 │
│Число рядов колпачков │ │ │ 10 │
│ │ │ │ │
│ИСЧЕРПЫВАЮЩАЯ ЧАСТЬ КОЛОННЫ │ │ │ │
│ │ │ │ │
│Общее число колпачков │ │ │ 84 │
│Число рядов колпачков │ │ │ 8 │
│ │ │ │ │
│Шаг между колпачками │ │ мм │ 140 │
│Наружный диаметр колпачка │ d │ мм │ 100 │
│Исполнение колпачка │ │ │ 2 │
│Высота прорези │ │ мм │ 15 │
│ │ Н1 │ мм │ 70 │
│ │ h │ мм │ 30 │
│ │ k │ мм │ 0-10 │
│ │ hд │ мм │ 5-40 │
└─────────────────────────────────────────┴───────────┴────┴────────┘
w(раб) = 0.8*w(придел) = 0.8*0.723 = 0.58 м/с по колонне
wo' = sqrt(px*g*h/q/py) - скорость рабочего режима
wo' = sqrt(736.3/2.163*9.81/5*0.015) = 3.165 м/с
w' = Fc*wo' = 0.0107*4.476 = 0.479 м/с < 0.58 м/с (рабочей скорости)
wo = w(раб)/Fc = 0.58/0.0992 = 5.85 м/с (в рабочем сечении)
px = (px(в)+px(н))/2 = (735.6+737)/2 = 736.3 кг/м3
py = (py(в)+py(н))/2 = (2.092+2.233)/2 = 2.1625 кг/м3
По графику 17-20 стр 624 [2] выбираем Нмт = 0.4 метра
q - коэффициент сопротивления = 5 для колпачковых тарелок.
h - высота прорези колпачка
[1]5.3 Гидравлическое сопротивление тарелки
dp = dp1 + dp2 + dp3 [2] ур. 17.23
dp - гидравлическое сопротивление тарелки
dp1 - сопротивление cухой тарелки
dp2 - сопротивление столба жидкости на тарелке
dp3 - сопротивление, обусловленное поверхностным натяжением жидкости
r - отношение плотности пены к плотности чистой жидкости ( 0.5 )
б - поверхностное натяжение
dp1 = q*py*wo¤/2 = 5*2.163*sqr(5.42)/2 = 159 Па
dh = (Vx/(1.85*Lc*r))
2/3 = (G/(px*1.85*Lc*r))
2/3
dh = (3.8376/(736.3*1.85*1.419*0.5))**(2/3) = 0.025 м
dp2 = 1.3*g*r*px*(hд+0.5*h+dh)
dp2 = 1.3*9.81*0.5*736.3*(0.03+0.5*0.015+0.025) = 293.5 Па
dp3 = 4б/dэкв = 4б/(4*b*l/(2*(b+l)))
dp3 = 4*0.016/(4*0.008*0.015/(2*(0.008+0.015))) = 6.1 Па
dp = 159+293.5+6=458.5 Па dp(ж) = dp2+dp3 = 293.5+6 = 299.5 Па
[1]5.4 Высота и гидравлическое сопротивление колонны
Определение средней эффективности тарелок для процесса ректификации.
tcp = 94.28 C
tхcp = 92.52 С
tyср = 96.04 C
x(tхcp) = 0.4867
y~(tхcp) = 0.7133
acp = y~*(1-x)/(x*(1-y~) - относительная летучесть
acp = 0.7133*(1-0.4867)/(0.4867*(1-0.7133)) = 2.624
мю(92.52) = ln(мю1)*xf + ln(мю2)*(1-xf)
мю(92.52) = exp(ln(0.43)*0.5523+ln(0.83)*(1-0.5523)) = 0.61 мПа*с
Dy = [4.3e-7*T
3/2]/[p*(va
1/3+vb
1/3)¤]*sqrt(1/Ma+1/Mb) 16.25 [2]
Dy = 0.00000638 м¤/с
или по другой формуле (P - давление [МПа])
Dy = 1.013e-8*T
1.75/(P*(va
1/3+vb
1/3)¤]*sqrt(1/Ma+1/Mb)
Dy = 0.00000640 м¤/с
va = 3*14.8+8*3.7+9.9 = 83.9 табл 6.3 [3]
vb = 4*14.8+10*3.7+9.9 = 106.1
Dx' = 1e-6/[2.65*sqrt(мю)(va1/3+vb1/3)¤]**sqrt(1/Ma+1/Mb) 16.26 [2]
Dx' = 1.01*10
-9 м¤/с
Dx = Dx'*(1+b*(t-20)) = 1.01e-9*(1+0.0335*(92.5-20)) = 3.46*10
-9 м¤/с
b = 0.2*sqrt(мю)/p
1/3 = 0.2*sqrt(2.39)/(785**(1/3))=0.0335
М1 = 60.096 кг/кмоль М2 = 74.123 кг/кмоль
Так как acp*мю = 2.624*0.61 = 1.6, то из графика на рис 3.9 [1] сле-
дует, что ориентировочное значение средней эффективности тарелок для
данного процесса КПД = 0.43
Число действительных тарелок в колонне может быть определено графоа-
налитическим методом (построением кинетической линии). Для этого
необходимо расчитать общую эффективность массопередачи на тарелке
(КПД по Мерфри). Высоту колонны определяем по [2]
Ey = 1 - exp(-noy) noy = Kyf*M(пар)/(wо*ру)
Е - эффективность тарелки
m - коэффициент распределения компонентов по фазам при равновесии
noy - общее число единиц переноса по паровой фазе
E = 1 - exp(-noy) 1/noy = 1/ny + m/l*1/nx
Re = wdp/мю = 0.58*1*2.1663/0.0000097=129531
ny = Dy/w*(0.79*Re+110000)*T/273*Sт/S ур 19-23 [2]
nx = 38000*Sт/Vx*Dx*(Pr)
0.62 ур 19-24 [2]
ny = 6.39e-6/0.58*(0.79*129531+11000)*(92.5+273)/273*1.8575/2.5447
ny = 1.22
nxв = 38000*1.8575/0.00308*3.46e-9*240**0.62=2.371
nxн = 38000*1.8575/0.00734*3.46e-9*240**0.62=0.995
Vxв = Lв/px(в) = 2.2655/735.6 = 0.00308 м
3/с
Vxн = Lн/pх(н) = 5.4120/737 = 0.00734 м
3/с
Pr' = мю/px/Dx = 0.00061/736.3/3.46e-9 = 240
lв = R/(R+1) = 1.56/2.56 = 0.61
lн = (R+F/P)/(R+1) = (1.56+10000/5000)/2.56 = 1.39
yk = yp + Ey*(y~-yp) из ур 6.43 [1]
┌───────┬────────┬───────┬───────┬───────┬───────┬───────┬───────┐
│ x │ m │ l │ noy │ E │ Y~ │ Yp │ Yk │
├───────┼────────┼───────┼───────┼───────┼───────┼───────┼───────┤
│ 0.00 │ 2.5234 │ 1.39 │ 2.642 │ 0.938 │ 00.00 │ 0.00 │ 0.00 │
│ 4.65 │ 2.2360 │ 1.39 │ 2.448 │ 0.918 │ 11.20 │ 4.65 │ 10.63 │
│ 11.55 │ 1.8797 │ 1.39 │ 2.189 │ 0.897 │ 25.10 │ 13.32 │ 23.77 │
│ 21.85 │ 1.4842 │ 1.39 │ 1.890 │ 0.859 │ 42.70 │ 26.95 │ 40.33 │
│ 23.05 │ 1.4425 │ 1.39 │ 1.867 │ 0.845 │ 44.10 │ 28.54 │ 41.68 │
│ 34.55 │ 1.0659 │ 1.39 │ 1.596 │ 0.805 │ 58.45 │ 43.76 │ 55.46 │
│ 38.70 │ 0.9553 │ 1.39 │ 1.518 │ 0.784 │ 62.90 │ 49.25 │ 59.89 │
│ 44.10 │ 0.8486 │ 1.39 │ 1.434 │ 0.765 │ 67.70 │ 56.40 │ 65.01 │
│ 54.55 │ 0.7443 │ 0.61 │ 1.334 │ 0.748 │ 75.80 │ 70.10 │ 74.30 │
│ 63.80 │ 0.6562 │ 0.61 │ 1.272 │ 0.728 │ 82.45 │ 76.35 │ 80.74 │
│ 74.50 │ 0.5417 │ 0.61 │ 1.190 │ 0.708 │ 88.75 │ 82.87 │ 86.97 │
│ 82.75 │ 0.4666 │ 0.61 │ 1.144 │ 0.680 │ 92.95 │ 87.89 │ 91.34 │
│ 94.85 │ 0.3877 │ 0.61 │ 1.097 │ 0.665 │ 98.05 │ 95.26 │ 97.11 │
│100.00 │ 0.3682 │ 0.61 │ 1.071 │ 0.661 │100.00 │100.00 │100.00 │
└───────┴────────┴───────┴───────┴───────┴───────┴───────┴───────┘
По этим данным получаем число действительных тарелок N = 14 штук (с
запасом так как использовалась модель идеального смешения с наи-
меньшей движущей силой). Из [1] стр 235
Zв = 1 м
Zн = 2 м Hк = (N-1)*Hмт + Zв + Zн = 14*0.4+1+2 = 8.6 м
dP = dp*N = 464.5*14 = 6503 Па
[1]5.5 Выбор материалов.
Материал - Сталь ВСт3 для крепежных деталей и монтажного оборудова-
ния и холодильников, нержавеющяя сталь для теплообменников, обогре-
ваемых паром и колонны. Так же для крепежных деталей может применят-
ся сталь 35ХМ.
B6 Расчет и подбор вспомогательного оборудования
@6.1 Расчет кипятильника
Необходими расчитать и подобрать нормализованный вариант конструк-
ции кожухотрубного испарителя ректификационной колонны с получением
Gн = 4.0220 кг/с паров кубового остатка, кипящего при 105.6 С и
имеющего следующие характеристики:
pх(w) = 736.8 кг/м
3, Данные по пару из [3] стр 537,549
dНисп(w) = 624.3 КДж/кг = r(w),
мю(w) = 0.63 мПа*с,
б(w) = 0.0182 н/м,
Ср(w) = 3658 Дж/кг*К,
ру(w) = 2.348 кг/м
3
la(w) = 0.128 Вт/(м*К)
В качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар с дав-
лением Р = 2.755 кгс/см¤. Удельная теплота конденсации r(п) = 2179
кДж/кг, температура конденсации t(п) = 130 С. Физико - химические
свойства конденсата при температуре конденсации рж = 935 кг/м
3,
мю(ж) = 0.212 мПа*с la(ж) = 0.686 Вт/(м*К).
Для определения коэффициента теплоотдачи от пара, конденсирую-
щегося на наружной поверхности труб высотой Н используеся формула:
а1 = 1.21*la*(pп¤*rп*g/(мю(п)*Н*q))
1/3 = Aq
-1/3 [1] ур 2.23
Коэфициент теплоотдачи к кипящей в трубах жидкости определим как:
la(п)
1.3pх(w)
0.5q
0.6
a2 = 780 ────────────────────────────────────── = Bq
0.6
б(w)
0.5r(w)
0.6ру(w)
0.6Ср(w)
0.3мю(w)
0.3
Из основного уравнения теплопередачи и уравнения аддитивности терми-
ческих сопротивлений следует, что
1/К = dtcp/q = 1/a1 + сумма(б/la) + 1/a2
Подставляя сюда выражения для а1 и а2 можно получить одно уравнение
относительно неизвестного удельного теплового потока q
f(q) = 1/A*q4/3 + [сумма(б/la)]*q + 1/B*q0.4 -dtcp = 0 (а)
1. Определение тепловой нагрузки аппарата
Q(w) = Q(p)+G(p)*C(p)*t(p)+G(w)*C(w)*t(w)-G(f)*C(f)*t(f)+Q(пот)
Q(p) = P(R+1)*r(p) = 1.388889*(1.558+1)*661600=2350518 Вт
G(p)*C(p)*t(p) = 1.3889*3091*83.03 = 356455 Вт
G(w)*C(w)*t(w) = 1.3889*3658*105.6 = 536511 Вт
G(f)*C(f)*t(f) = 2.7778*3007*90.72 = 757770 Вт
Q(w) = 1.05(2350518+356455+536511-757770)=2485714 Вт
2. Расход греющего пара определяем из уравнения теплового баланса
G(п) = Q/r(п) = 2485714/2179000 = 1.141 кг/c
3. Средняя разность температур
dtcp = 130-105.6 = 24.4 C
4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем ориентировочное значе-
ние коэффициента теплопередачи Кор = 250 Вт/(м¤К). Тогда ориентиро-
вочное значение поверхности теплообмена составит
Fop = Q/K*dtcp = 2485714/(320*24.4) = 318 м¤
тогда из таблицы 2.9 [1] выбирем испаритель
H = 4 м D = 1.2 м d = 25 Х 2 мм F = 340 м¤
5. Выполним уточненый расчет решив уравение (а) относительно q
A = 1.21*0.686*(935**2*2179000*9.81/(0.000212*4))**1/3 = 232717
B = 780*0.128**1.3*737**0.5/
(0.0182**0.5*624300**0.6*2.348**0.6*3658**0.3*0.00063**0.3)=1.6855
Толщина труб = 2 мм, материал - нержавеющяя сталь la = 17.5 Вт/(м*К)
Сумма термических сопротивлений стенки и загрязнений (термическим
сопротивлением со стороны греющего пара можно пренебречь) равна:
Сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800=0.000287 м¤К/Вт
Тогда из решения уравнения (а) получим q = 7875 Вт. Откуда требуе-
мая поверхность составит: ( q < 9100 - режим не пузырьковый - другой
пар надо взять!)
F = Q/q = 2485714/7875=315.65 м¤
Удельные тепловые нагрузки в рассчитанном аппарате значительно ниже
критической тепловой нагрузки, которая даже в случае кипения жидкос-
ти в большом объеме в соответствии с уравнением 2.28 [1] составляет:
qкр = 0.14*r*py
0.5*(g*p*б)
0.25
qкр = 0.14*2179000*sqrt(2.348)*(9.81*0.0182*736.8)**0.25
qкр = 1583095 Вт/(м¤*К)
Следовательно в расчитанном аппарате режим кипения будет пузырьковым.
a1 = Aq
-1/3 = 232717*7875**(-1/3) = 11697.09 Вт/(м¤*К)
a2 = Bq
0.6 = 1.6855*7875**0.6 = 366.84 Вт/(м¤*К)
K = 1/(1/11697.09+1/366.84+0.000287) = 322.74 Вт/(м¤*К)
Запас = (340-315)*100/315=8%
Расчет нового штуцера:
Dшт = 0.7*sqrt(n*d¤) = d*0.7*sqrt(n) = 0.7*0.021*sqrt(1083) =0.484 м
6. Расчет изоляции кипятильника. Определить необходимую толщину слоя
изоляции аппарата, внутри которого температура 130 С. Изоляционный
материал - совелит. Температура наружной поверхности изоляции не
должна быть выше 35 С. Примем температуру окружающего воздуха to =
20 C и определим суммарный коэффициент теплоотдачи в окружающую сре-
ду лучеиспусканием и конвекцией по уравнению 4.71 [3]
а1 = 9.74+0.07*dt = 9.74+0.07*(35-20) = 10.8 Вт/(м¤К)
удельный тепловой поток q = a1(tст-to) = 10.8*(35-20) = 162 Вт/м¤
Принимая приближенно, что все термическое сопротивление сосредоточе-
но в слое изоляции, можно написать: q = K(tвн-to) = la/б*(tвн-to)
откуда толщина слоя изоляции (la = 0.098 теплопроводность совелита)
б = la/q*(tвн-to) = 0.098/162*(130-20) = 0.067 м
┌──────────────────────────────────────────┐
│кожухотрубный испаритель │
├───────────────────────────┬─────┬────────┤
│параметр │ │размер │
├───────────────────────────┼─────┼────────┤
│Диаметр кожуха │ D │ 1200 мм│
│Диаметр штуцера │ Dшт │ 484 мм│
│Диаметр труб │ d │ 25Х2 мм│
│Общее число труб │ n │ 1083 шт│
│Высота труб │ H │ 4 м │
│Поверхность теплообмена │ F │ 340 м¤│
└───────────────────────────┴─────┴────────┘
@6.2 Расчет дефлегматора
Необходими расчитать и подобрать нормализованный вариант конструк-
ции кожухотрубного конденсатопра для получения G(1)в = 3.5528 кг/с
паров. Удельная теплота конденсации r(1) = 661600 Дж/кг, температура
конденсации t(1) = 83 C. la(1) = 0.135 Вт/(м*К), р(1) = 733.6 кг/м
3,
мю = 0.00075 Па*с. Тепло конденсации отводится водой при t(2)н = 20С
Примем температуру воды на выходе из конденсатора t(2)к = 35 С.
При средней температуре t2 = 27.5 C она имеет следующие характерис-
тики р2 = 997 кг/м
3, С2 = 4182 Дж/(кг*К), la(2) = 0.616 Вт/(м¤К),
мю(2) = 0.00082 Па*с, Pr = С2*мю(2)/la(2) = 5.56.
1. Тепловая нагрузка аппарата
Q = P(R+1)*r(1) = 1.388889*(1.558+1)*661600=2350518 Вт
2. Расход воды
G(2) = Q/(C(2)*dt) = 2350518/(4180*(35-20))=37.49 кг/с
3. Средняя разность температур
dtcp = ((83-20)-(83-35))/ln((83-20)/(83-35))=55.16 C
4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 450 Вт/(м¤К). Тог-
да:
Fop = Q/(K*dtcp) = 2350518/(450*55.16) = 95 м¤
Задаваясь числом Re(2) = 15000 определим отношение числа труб (n) к
числу ходов (z) для конденсатора из труб с dн = 25Х2 мм.
n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))
n/z = 4*38.55/(3.1416*0.021*0.00082*15000) = 190
5. Уточненный расчет поверхности теплопередачи. В соответствии с
таблицей 2.9 [1] соотношение n/z принимает наиболее близкое к задан-
ному значение у конденсаторов с диаметром кожуха D = 800 мм, диамет-
ром труб 25Х2 мм, числом ходов z = 4 и общим числом труб n = 404 шт.
n/z = 404/4 = 101
Наиболее близкую к ориентировочной поверхность теплопередачи имеет
нормализованный аппарат с длиной труб L = 4 м; F = 127 м¤ D = 0.8 м.
Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)
Re(2) = 4*37.49*4/(3.1416*0.021*0.00082*404)=27445
Коэффициент теплоотдачи от воды определяем по уравнению 2.12 [1]
пренебрегая поправкой, связаной с критерием Прандля при tстенки.
(берем с запасом).
а2 = la(2)/d*0.023*Re
0.8*Pr
0.4
а2 = 0.616/0.021*0.023*27445**0.8*5.56**0.4 = 4763 Вт/(м¤К)
Коэффициент теплоотдачи от пара, конденсирующегося на вертикально
расположенных трубах, по уравнению 2.24 [1]
a1 = 3.78*la(1)*(p(1)¤dн*n/(мю(1)*G(1))
1/3
a1 = 3.78*0.135*((733.6**2)*0.025*404/(0.00075*3.5528))**(1/3)=647.18
Сумма термических сопротивлений стенки труб из нержавеющей стали и
загрязнений со стороны воды и пара равна
сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/1860+1/11600=0.000738 м¤*К/Вт
К = 1/(1/4763+1/647+0.000738) = 401 Вт/(м¤*К)
Требуемая поверхность теплопередачи
F = 2350518/(401*55.16)=106.3 м¤
Запас = (127-106)*100/106=19.8 %
6. Гидравлическое сопротивление dP(2) расчитываем по формуле 2.35[1]
Скорость воды в трубах:
w(2) = 4*G(2)*z/(pi*d¤*n*p(2))
w(2) = 4*37.49*4/(3.1416*0.021**2*404*996) = 1.1 м/с
Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:
l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))
0.9]]¤
l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/27445)**0.9))=0.0286
Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])
w(2)ш = 4*G(2)/(pi*d¤ш*p(2))
w(2)ш = 4*37.49/(3.1416*0.25**2*996)=0.767 м/с
Гидравлическое сопротивление
dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)¤/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)¤/2+3*p*w(2)ш¤/2
dP(2) = 0.0286*4*4/0.021*996*1.1**2/2+(2.5*3+6)*996*1.1**2/2+
+3*996*0.767**2/2=22144 Па
┌──────────────────────────────────────────┐
│кожухотрубный конденсатор │
├───────────────────────────┬─────┬────────┤
│параметр │ │размер │
├───────────────────────────┼─────┼────────┤
│Диаметр кожуха │ D │ 800 мм│
│Диаметр труб │ d │ 25Х2 мм│
│Число ходов │ z │ 4 │
│Общее число труб │ n │ 404 шт│
│Высота труб │ H │ 4 м │
│Поверхность теплообмена │ F │ 127 м¤│
└───────────────────────────┴─────┴────────┘
@6.3 Расчет подогревателя исходной смеси
Необходими расчитать и подобрать нормализованный вариант конструк-
ции кожухотрубного подогревателя G(2) = 2.77778 кг/с исходной смеси
ректификационной колонны, с 10 С до 90 С, имеющей следующие характе-
ристики:
pх(2) = 770 кг/м
3, Данные по пару из [3] стр 537,549
мю(2) = 1.41 мПа*с,
б(2) = 0.021 н/м,
Ср(2) = 3007 Дж/кг*К,
la(2) = 0.142 Вт/(м*К)
В качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар с дав-
лением Р = 2.755 кгс/см¤. Удельная теплота конденсации r(п) = 2179
кДж/кг, температура конденсации t(п) = 130 С. Физико - химические
свойства конденсата при температуре конденсации рж = 935 кг/м
3,
мю(ж) = 0.212 мПа*с la(ж) = 0.686 Вт/(м*К).
1. Тепловая нагрузка аппарата
C(2)cp = (С(2)(t2n)+С(2)(t2k))/2 = (2356+3658)/2 = 3007 Дж/кг*К,
Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 2.777778*3007*(90.7-10) = 674070 Вт
2. Расход пара
G(1) = Q/r(1) = 674070/2179000 = 0.31 кг/с
3. Средняя разность температур
dtcp = ((130-10)-(130-90))/ln((130-10)/(130-90)) = 72.82 C
4. В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 330 Вт/(м¤К). Тогда
Fop = Q/(K*dtcp) = 674070/(330*72.82) = 28 м¤
Задаваясь числом Re(2) = 15000 определим отношение числа труб (n) к
числу ходов (z) для подогревателя из труб с dн = 25Х2 мм.
n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))
n/z = 4*2.77778/(3.1416*0.021*0.00141*15000) = 7.96
5. Уточненный расчет поверхности теплопередачи. В данном случае мож-
но работать в переходном режиме. Диаметр темплообменных труб 25Х2
мм, диаметр кожуха 600 мм. F = 46 м¤, L = 3 м. z = 6, n = 196
Коэффициент теплоотдачи от пара, конденсирующегося на горизонтально
расположенных трубах, по уравнению 2.25 [1]
a1 = 1.41*la(1)*(p(1)¤L/(мю(1)*G(1))
1/3
a1 = 1.41*0.686*((935**2)*3/(0.000212*0.31))**(1/3)= 3305 Вт/м¤К
Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)
Re(2) = 4*2.77778*6/(3.1416*0.021*0.00141*196) = 3657
Коэффициент теплоотдачи от спиртов определяем по графику стр. 154[3]
пренебрегая поправкой, связаной с критерием Прандля при tстенки.
(берем с запасом).
Pr = С2*мю(2)/la(2) = 3007*0.00141/0.142 = 29.9
Pr
0.43 = 4.31
а2 = la(2)/d*Nu = 0.142/0.021*43.1 = 291.4 Вт/м¤К
Сумма термических сопротивлений стенки труб из нержавеющей стали и
загрязнений (термическим сопротивлением со стороны греющего пара
можно пренебречь) равна:
сумма(б/la) = 0.004/17.5+1/5800 = 0.0004 м¤*К/Вт
К = 1/(1/3305+1/291.4+0.0004) = 242 Вт/(м¤*К)
Требуемая поверхность теплопередачи
F = 674070/(242*72.82) = 38.25 м¤
Запас = (46-38.25)*100/38.25 = 20.3 %
6. Расчет изоляции подогревателя. Так как греющий пар в кипятильни-
ке и подогревателе один и тот же, то толщина слоя изоляции = 0.067 м
(см расчет изоляции кипятильника)
7. Гидравлическое сопротивление dP(2) расчитываем по формуле 2.35[1]
Скорость смеси в трубах:
w(2) = 4*G(2)*z/(pi*d¤*n*p(2))
w(2) = 4*2.77778*6/(3.1416*0.021**2*196*770) = 0.319 м/с
Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:
l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))
0.9]]¤
l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/3657)**0.9)) = 0.0436
Скорость смеси в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])
w(2)ш = 4*G(2)/(pi*d¤ш*p(2))
w(2)ш = 4*2.77778/(3.1416*0.1**2*770) = 0.46 м/с
Гидравлическое сопротивление трубного пространства 2.35 [1]
dP(2) = [1]l*L*z/d*p*w(2)¤ + [1][2.5(z-1)+2z]*p*w(2)¤ + [1]3*p*w(2)ш¤
2 2 2
dP(2) = 0.0436*3*6/0.021*770*0.319**2/2 + (2.5*5+12)*770*0.319**2/2+
+ 3*770*0.46**2/2 = 1464+960+245 = 2669 Па
┌──────────────────────────────────────────┐
│кожухотрубный теплообменник │
├───────────────────────────┬─────┬────────┤
│параметр │ │размер │
├───────────────────────────┼─────┼────────┤
│Диаметр кожуха │ D │ 600 мм│
│Диаметр штуцера │ Dш │ 100 мм│
│Диаметр труб │ d │ 25Х2 мм│
│Число ходов │ z │ 6 │
│Общее число труб │ n │ 196 шт│
│Высота труб │ H │ 3 м │
│Поверхность теплообмена │ F │ 46 м¤│
└───────────────────────────┴─────┴────────┘
@6.4 Расчет холодильника дистиллята.
Расчитать и подобрать нормализованный теплообменник для охлождения
водой 1.38889 кг/с дистиллята с 83 до 20 С со следующими средними
характеристиками: (t = 51.5 C)
pх(1) = 761 кг/м
3,
мю(1) = 1.07 мПа*с,
б(1) = 0.0202 н/м,
С(1) = 3091 Дж/кг*К,
la(1) = 0.145 Вт/(м*К)
Pr = С(1)*мю(1)/la(1) = 3091*0.00107/0.145 = 22.81
Примем температуру воды на входе t(2)н = 15 С выходе из t(2)к = 35С.
При средней температуре t2 = 25 C она имеет следующие характеристики
р2 = 997 кг/м
3,
С2 = 4185 Дж/(кг*К),
la(2) = 0.609 Вт/(м¤К),
мю(2) = 0.00088 Па*с,
Pr = С2*мю(2)/la(2) = 4185*0.00088/0.609 = 6.05.
1. Определение тепловой нагрузки
Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 1.388889*3091*(83-20) = 270463 Вт
2. Расход воды
G(2) = Q/(C(2)*dt) = 270463/(4185*(35-15)) = 3.23 кг/с
3. Средняя разность температур
dtcp = ((83-35)-(20-15))/ln((83-35)/(20-15)) = 19 C
4. Ориентировочный выбор теплообменника. Решение вопроса о том, ка-
кой теплоноситель направить в трубное пространство, обусловлено его
температурой, давлением, коррозионной активностью, расходом, способ-
ностью загрязнять поверхность теплообмена и др. В данном случае в
трубное пространство целесообразно направить холодный теплоноситель.
Это обусловленно тем, что в данном случае только для оборотной воды
свойственно инкрустировать загрязнениями поверхность труб. А трубы,
в отличии от межтрубного пространства, легко очищать.
Задаваясь числом Re(2) = 15000, соответствующем турбулентному режи-
му, определим отношение числа труб (n) к числу ходов (z) для теп-
лообменника из труб с dн = 25Х2 мм.
n/z = 4*G(2)/(pi*d*мю(2)*Re(2))
n/z = 4*3.23/(3.1416*0.021*0.00088*15000) = 15
В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 300 Вт/(м¤К). Тогда:
Fop = Q/(K*dtcp) = 270463/(300*19) = 47.5 м¤
5. Уточненный расчет поверхности теплопередачи. В данном случае
необходимо будет взять кожухотрубный теплообменник. Диаметр 25Х2 мм,
диаметр кожуха 600 мм. F = 61 м¤, L = 4.0 м. Число труб в одном ап-
парате 196 штук. Число ходов 6.
Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)
Re(2) = 4*3.23*6/(3.1416*0.021*0.00088*196)=6812.5
Коэффициент теплоотдачи от воды определяем по графику стр. 154[3]
пренебрегая поправкой, связаной с критерием Прандля при tстенки.
(берем с запасом).
Pr = 6.05 Pr
0.43 = 2.17
а2 = la(2)/d*Nu = 0.609/0.021*51=1479 Вт/м¤К
Re(1) = wdp/мю = G/s*d/мю = 1.38888/0.045*0.025/0.00107=721
В соответствии с формулой 2.16 [1] имеем, принимая с запасом отноше-
ние [Pr/Pr(ст)]
0.25 = 1.
a1 = la(1)/dн*0.24*Re
0.6*Pr
0.4
a1 = 0.145/0.025*0.24*721**0.6*22.81**0.4=252 Вт/(м¤К)
Сумма термических сопротивлений стенки труб из нердавеющей стали и
загрязнений в соответствии с таблицей 2.2 [1] равна:
сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800+1/1860=0.000824 м¤*К/Вт
Коеффициент теплопередачи равен
К = 1/(1/252+1/1479+0.000824)=183 Вт/(м¤*К)
Требуемая поверхность теплопередачи
F = 270463/(183*19)=77.8 м¤
Запас = (91-78)*100/78=16.7 %
6. Гидравлическое сопротивление
Скорость воды в трубах:
w(2) = 4*G(2)*z/(pi*d¤p(2)*n)
w(2) = 4*3.23*6/(3.1416*0.021**2*997*196)=0.286 м/с
w(1) = 4*G(1)/р(1)/s
w(1) = 4*1.38888/(761*0.045)=0.162 м/с
Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:
l = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))
0.9]]¤
l = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/6813)**0.9))=0.0371
Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])
w(2)ш = 4*G(2)/(pi*d¤ш*p(2))
w(2)ш = 4*3.23/(3.1416*0.1**2*997)=0.412 м/с
Гидравлическое сопротивление трубного пространства
dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)¤/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)¤/2+3*p*w(2)ш¤/2
dP(2) = 0.0413*6*6/0.021*997*0.286**2/2+(2.5*5+12)*997*0.286**2/2+
+3*997*0.412**2/2=4140 Па
┌──────────────────────────────────────────┐
│кожухотрубный теплообменник │
├───────────────────────────┬─────┬────────┤
│параметр │ │размер │
├───────────────────────────┼─────┼────────┤
│Диаметр кожуха │ D │ 600 мм│
│Диаметр штуцера │ Dш │ 100 мм│
│Диаметр труб │ d │ 25Х2 мм│
│Число ходов │ z │ 6 │
│Общее число труб │ n │ 196 шт│
│Высота труб │ H │ 6 м │
│Поверхность теплообмена │ F │ 91 м¤│
└───────────────────────────┴─────┴────────┘
@6.5 Расчет холодильника кубового остатка.
Расчитать и подобрать нормализованный теплообменник для охлождения
водой 1.38889 кг/с кубового остатка с 106 до 20 С со следующими
средними характеристиками: (t = 63 C)
pх(1) = 774 кг/м
3,
мю(1) = 1.45 мПа*с,
б(1) = 0.0212 н/м,
С(1) = 2933 Дж/кг*К,
la(1) = 0.135 Вт/(м*К)
Pr(1) = С(1)*мю(1)/la(1) = 2933*0.0024/0.135 = 52.14
Примем температуру воды на входе t(2)н = 15 С выходе из t(2)к = 35С.
При средней температуре t2 = 25 C она имеет следующие характеристики
р2 = 997 кг/м
3,
С2 = 4185 Дж/(кг*К),
la(2) = 0.609 Вт/(м¤К),
мю(2) = 0.00088 Па*с,
Pr = С2*мю(2)/la(2) = 4185*0.00088/0.609 = 6.05.
1. Определение тепловой нагрузки
Q = Gв*С(2)cp(t2k-t2n) = 1.388889*2933*(106-20) = 350330 Вт
2. Расход воды
G(2) = Q/(C(2)*dt) = 350330/(4185*(35-15)) = 4.186 кг/с
3. Средняя разность температур
dtcp = ((106-35)-(20-15))/ln((106-35)/(20-15)) = 24.88 C
4. Ориентировочный выбор теплообменника.
Задаваясь числом Re(1) = 15000, соответствующем турбулентному режи-
му, определим отношение числа труб (n) к числу ходов (z) для теп-
лообменника из труб с dн = 25Х2 мм.
n/z = 4*G(1)/(pi*d*мю(1)*Re(1))
n/z = 4*4.186/(3.1416*0.021*0.00088*15000)=19
В соответствии с таблицей 2.1 [1] примем Кор = 300 Вт/(м¤К). Тогда:
Fop = Q/(K*dtcp) = 350330/(300*24.9) = 47 м¤
5. Уточненный расчет поверхности теплопередачи. В данном случае
необходимо будет взять кожухотрубный теплообменник. Диаметр 25Х2 мм,
диаметр кожуха 600 мм. F = 61 м¤, L = 4.0 м. Число труб в одном ап-
парате 196 штук. Число ходов 6.
Re(2) = 4*G(2)*z/(pi*d*мю(2)*n)
Re(2) = 4*4.186*6/(3.1416*0.021*0.00088*196)=8829
Коэффициент теплоотдачи от воды определяем по графику стр. 154[3]
пренебрегая поправкой, связаной с критерием Прандля при tстенки.
(берем с запасом).
Pr = 6.05 Pr
0.43 = 2.17
а2 = la(2)/d*Nu = 0.609/0.021*65.1=1888 Вт/м¤К
Re(1) = wdp/мю = G/s*d/мю = 1.38888/0.045*0.025/0.00145=532
В соответствии с формулой 2.16 [1] имеем, принимая с запасом отноше-
ние [Pr/Pr(ст)]
0.25 = 1.
a1 = la(1)/dн*0.24*Re
0.6*Pr
0.4
a1 = 0.135/0.025*0.24*532**0.6*22.81**0.4=196 Вт/(м¤К)
Сумма термических сопротивлений стенки труб из нердавеющей стали и
загрязнений в соответствии с таблицей 2.2 [1] равна:
сумма(б/la) = 0.002/17.5+1/5800+1/1860=0.000824 м¤*К/Вт
Коеффициент теплопередачи равен
К = 1/(1/196+1/1888+0.000824)=155 Вт/(м¤*К)
Требуемая поверхность теплопередачи
F = 270463/(155*24.9)=70 м¤
Запас = (91-70)*100/70=30 %
6. Гидравлическое сопротивление
Скорость жидкостей:
w(2) = 4*G(2)*z/(pi*d¤p(2)*n)
w(2) = 4*4.186*6/(3.1416*0.021**2*997*196)=0.371 м/с
w(1) = 4*G(1)/р(1)/s
w(1) = 4*1.38888/(774*0.045)=0.160 м/с
Коэффициент трения по формуле 2.31 [1] равен:
l(2) = 0.25/[lg[e/3.7+(6.81/Re(2))
0.9]]¤
l(2) = 0.25/sqr(lg(0.002/3.7+(6.81/8829)**0.9))=0.035
Скорость воды в штуцерах (штуцеры из табл 2.6 [1])
w(2)ш = 4*G(2)/(pi*d¤ш*p(2))
w(2)ш = 4*4.186/(3.1416*0.1**2*997)=0.535 м/с
Гидравлическое сопротивление трубного пространства
dP(2) = l*L*z/d*p*w(2)¤/2+[2.5(z-1)+2z]*p*w(2)¤/2+3*p*w(2)ш¤/2
dP(2) = 0.035*6*6/0.021*997*0.371**2/2+(2.5*5+12)*997*0.371**2/2+
+3*997*0.535**2/2=6226 Па
┌──────────────────────────────────────────┐
│кожухотрубный теплообменник │
├───────────────────────────┬─────┬────────┤
│параметр │ │размер │
├───────────────────────────┼─────┼────────┤
│Диаметр кожуха │ D │ 600 мм│
│Диаметр штуцера │ Dш │ 100 мм│
│Диаметр труб │ d │ 25Х2 мм│
│Число ходов │ z │ 6 │
│Общее число труб │ n │ 196 шт│
│Высота труб │ H │ 6 м │
│Поверхность теплообмена │ F │ 91 м¤│
└───────────────────────────┴─────┴────────┘
@6.6 Расчет изоляции колонны
Определить необходимую толщину слоя изоляции аппарата, внутри кото-
рого температура 108 С. Изоляционный материал - совелит. Температу-
ра наружной поверхности изоляции не должна быть выше 35 С. Примем
температуру окружающего воздуха to = 20 C и определим суммарный
коэффициент теплоотдачи в окружающую среду лучеиспусканием и конвек-
цией по уравнению 4.71 [3]
а1 = 9.74+0.07*dt = 9.74+0.07*(35-20) = 10.8 Вт/(м¤К)
удельный тепловой поток q = a1(tст-to) = 10.8*(35-20) = 162 Вт/м¤
Принимая приближенно, что все термическое сопротивление сосредоточе-
но в слое изоляции, можно написать: q = K(tвн-to) = la/б*(tвн-to)
откуда толщина слоя изоляции (la = 0.098 теплопроводность совелита)
б = la/q*(tвн-to) = 0.098/162*(108-20) = 0.054 м
Так как наиболее горячая часть колонны это куб, то для всей ос-
тальной колонны можно принять ту же толщину слоя изоляции.
B7 Расчет на прочность.
@7.1 Основные обозначения
Е - модуль продольной упругости материала
I - момент инерции
М - изгибающий момент
Р - усилие деформации
р - давление
W - момент сопротивления
а - коэффициент линейного расширения
б - нормальное напряжение
т - касательное напряжение
с - прибавка к расчетным толщинам аппаратов
s - толщина
П - скорость коррозии [мм/год]
┌──────────────┬─────┬─────────┬─────────┬───────────┐
│Тип стали │ Т°С │ Е [МПа] │ б [МПа] │ а 10
-6 1/K│
├──────────────┼─────┼─────────┼─────────┼───────────┤
│ 03Х18Н10Т │ 110 │ 200000 │ 124.2 │ 16.6 │
│ 35ХМ │ 100 │ 200000 │ 207.0 │ 13.1 │
│ Ст3 │ 100 │ 199000 │ 134.0 │ 11.9 │
└──────────────┴─────┴─────────┴─────────┴───────────┘
Шов двусторонний с двойным проваром, стыковой или тавровый, выпол-
ненный автоматической или полуавтоматической сваркой при контроле от
10 до 50 % длины шва fi = 0.9.
@7.2 Расчет толщины обечаек.
Исполнительную толщину тонкостенной гладкой цилиндрической обечайки,
нагруженной внутренним избыточным давлением, расчитывают по формуле:
(колонна полностью заполнена холодным высококипящим компонентом)
s => p*D/(2*б*fi-p)+c
p = p(x)*g*h = 820*10*8.6=70520 Па - избыточное давление.
с = П*Та = 0.1 мм/год*10лет = 1 мм
s => 70520*1800/(2*124200000*0.9-70520)+1=1.568 мм
Выбираем толщину по каталогу. Из [4]
Толшина стенки = 10 мм
@7.3 Расчет толщины днища и крышки.
Толщину стенки элептического днища определяют по формуле:
s => p*D/(2*б*fi-0.5*p)+c
s => 70520*1800/(2*124200000*0.9-0.5*70520)+1=1.568 мм
Толщину стенки крышки выбираем по каталогу, так как отсутствует ка-
кое-либо избыточное давление на крышку.
Толщина днища = 10 мм
Толщина крышки = 10 мм
Если крышку изготовлять из того же листа, что и обечайку, то полу-
чится круглый стальной лист с наружным диаметром под фланец 1930 мм.
Масса крышки = р*3.14*D¤*h/4 = 7800*1.93**2*3.1416*0.01/4 = 228 кг.
Болты на крышку из Ст3 тип М20
┌──────────────────────────────────────────────────────────────┐
│ Крышка │
├────────┬────────┬────────┬────────┬────────┬────────┬────────┤
│ Dф [мм]│ Dб [мм]│ Dч [мм]│ h [мм]│ s [мм]│ d [мм]│ z [шт]│
├────────┼────────┼────────┼────────┼────────┼────────┼────────┤
│ 1930 │ 1890 │ 1848 │ 40 │ 10 │ 23 │ 64 │
└────────┴────────┴────────┴────────┴────────┴────────┴────────┘
┌──────────────────────────────────────────────────────────────────┐
│Днище s = 10 мм │
├────────┬─────────────┬────────────┬───────────┬────────┬─────────┤
│ D [мм] │ Внутренняя │ Объем │ Диаметр │ h │ hв │
│ │ поверхность │ V*0.001 м3 │ заготовки │ мм │ мм │
├────────┼─────────────┼────────────┼───────────┼────────┼─────────┤
│ 1800 │ 3.74 │ 866 │ 2196 мм │ 40 │ 450 │
└────────┴─────────────┴────────────┴───────────┴────────┴─────────┘
h - высота отбортовки
hв - растояние от конца цилиндрической части до внутреннего края дна
@7.4 Трубы, штуцера и фланцы.
Так как в аппарате и вспомогательных устройствах р <= 2.5 МПа и
t < 300 °C то используются плоские приварные фланцы. Во фланцевых
соединениях при данных условиях применяются болты. В качестве прок-
ладок используются прокладки из фторопласта со следующими характе-
ристиками:
m = 2.5
Расчетное давление на прокладку при монтаже q = 10 МПа
Допускаемая удельная нагрузка на прокладку [q] = 40 МПа
[1]7.4.0 Питающая емкость - подогреватель исходной смеси.
1. Расчет трубы: Стандарт 48Х3-Х18Н10Т
Расход - 2.7778 кг/с
Плотность - 794 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*2.77778/(3.1416*794*3)) = 0.0387 или 38.7 мм
Dmax = sqrt(4*2.77778/(3.1416*794*1.5)) = 0.0548 или 54.8 мм
D = 42 мм
Толщина стенки
s => Р*D/(2*б*fi-0.5*Р)+c
Р = p(x)*g*h+р(т/о)+рw¤/2 = 794*10*5+2700+794*2.4747**2/2=44831 Па
w = 4*G/(3.1416*p(x)*d¤) = 4*2.7778/(3.1416*794*0.042**2)=2.4747 м/с
s => 44831*42/(2*124200000*0.9-44831)+1 = 1 мм
2. Выбор фланца:
d
Dy = 50 мм ├───┤ │<──Dч─ Фланец плос-
Dф = 140 мм ─┬─ ┌────╥───╥──────╥────── кий привар-
Dб = 110 мм h │ │////║ │ ║//////║ ной с соеди-
Dч = 59 мм │ │////║ │ ║//////║ нительным
z = 4 отверстия ─┼─ └────╨───╨──\///║______ выступом.
h = 10 мм ho─┴─ │──────│──── \───────── ГОСТ 1255-67
ho = 3 мм │ │<──────Dб──────
d = 14 мм │<─────────────Dф────── (схема)
Фланец 50-2.5
3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм
На примере данного расчета видно, что для наших условий трубы со
стандартными диаметрами имеют многократный запас прочности, поэтому
проще просто выбирать стандартные трубы без проверки их на прочность.
[1]7.4.1 Подогреватель исходной смеси - колонна
1. Выбор трубы. Стандарт 48Х3-Х18Н10Т
Расход - 2.7778 кг/с
Плотность - 738 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*2.77778/(3.1416*738*3.0))=0.04 м
Dmax = sqrt(4*2.77778/(3.1416*738*1.5))=0.0566 м
2. Выбор фланца. Фланец 50-2.5
3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм
[1]7.4.2 Колонна - кипятильник
1. Выбор трубы. Стандарт 108Х4-Х18Н10Т
Расход - P(R+1)*M(w)/M(p) = 1.3889*2.558*73.28/60.67 = 4.291 кг/с
Плотность - 737 кг/м
3
Скорость - 0.5 - 1 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*4.291/(3.1416*737*1.0)) = 0.086 м
Dmax = sqrt(4*4.291/(3.1416*737*0.5)) = 0.122 м
2. Выбор фланца. Фланец 100-2.5
3. Выбор штуцера. Dу = 100 мм
[1]7.4.3 Колонна - холодильник кубового остатка
1. Выбор трубы. Стандарт 38Х3-Х18Н10Т
Расход - 1.3889 кг/с
Плотность - 737 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*737*3)) = 0.0283 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*737*1.5))= 0.04 м
2. Выбор фланца. Фланец 40-2.5
3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм
[1]7.4.4 Колонна - дефлегматор
1. Выбор трубы. Стандарт 273Х10-Х18Н10Т
Расход - 3.55278 кг/с
Плотность - 2.07 кг/м
3
Скорость - 20 - 40 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*3.55278/(3.1416*2.07*40))=0.234 м
Dmax = sqrt(4*3.55278/(3.1416*2.07*20))=0.331 м
3. Выбор штуцера. Dу = 250 мм
[1]7.4.5 Кипятильник - колонна
1. Выбор трубы. Стандарт 325X10-Х18Н10Т
Расход - 4.291 кг/с
Плотность - 2.348 кг/м
3
Скорость - 20 - 40 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*4.291/(3.1416*2.35*40))=0.241 м
Dmax = sqrt(4*4.291/(3.1416*2.35*20))=0.341 м
3. Выбор штуцера. Dу = 300 мм
[1]7.4.6 Распределитель - колонна
1. Выбор трубы. Стандарт 80Х4-Х18Н10Т
Расход - P*R = 1.388889*1.558 = 2.164 кг/с
Плотность - 733.6 кг/м
3
Скорость - 0.5-1 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*2.164/(3.1416*733.6*1.0))=0.061 м
Dmax = sqrt(4*2.164/(3.1416*733.6*0.5))=0.087 м
3. Выбор штуцера. Dу = 70 мм
[1]7.4.7 Распределитель - холодильник дистиллата
1. Выбор трубы. Стандарт 80Х4-Х18Н10Т
Расход - 1.38889 кг/с
Плотность - 733.6 кг/м
3
Скорость - 0.5-1 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*733.6*1.0))=0.061 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*733.6*0.5))=0.087 м
3. Выбор штуцера. Dу = 70 мм
[1]7.4.6 Холодильник дистиллата - емкость
1. Выбор трубы. Стандарт 38Х3-Х18Н10Т
Расход - 1.38889 кг/с
Плотность - 761 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*761*3.0))=0.028 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*761*1.5))=0.039 м
3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм
[1]7.4.8 Холодильник кубового остатка - емкость
1. Выбор трубы. Стандарт 38Х3-Х18Н10Т
Расход - 1.38889 кг/с
Плотность - 774 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*774*3.0))=0.028 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*774*1.5))=0.039 м
3. Выбор штуцера. Dу = 32 мм
[1]7.4.8 Паровая магистраль - подогреватель исходной смеси
1. Выбор трубы. Стандарт 273Х10-Ст3сп
Расход - 1.41 кг/с
Плотность - 1.494 кг/м
3
Скорость - 15 - 25 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.41/(3.1416*1.494*25))=0.219 м
Dmax = sqrt(4*1.41/(3.1416*1.494*15))=0.283 м
3. Выбор штуцера. Dу = 250 мм
[1]7.4.9 Паровая магистраль - кипятильник
1. Выбор трубы. Стандарт 133Х4-Ст3сп
Расход - 0.31 кг/с
Плотность - 1.494 кг/м
3
Скорость - 15 - 25 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*0.31/(3.1416*1.494*25))=0.103 м
Dmax = sqrt(4*0.31/(3.1416*1.494*15))=0.133 м
3. Выбор штуцера. Dу = 150 мм
[1]7.4.10 Подогреватель исходной смеси - водяная магистраль
1. Выбор трубы. Стандарт 57Х2.5-Ст3сп
Расход - 1.41 кг/с
Плотность - 997 кг/м
3
Скорость - 0.5 - 1 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.41/(3.1416*997*1.0))=0.043 м
Dmax = sqrt(4*1.41/(3.1416*997*0.5))=0.060 м
3. Выбор штуцера. Dу = 50 мм
[1]7.4.11 Кипятильник - водяная магистраль
1. Выбор трубы. Стандарт 25Х2-Ст3сп
Расход - 0.31 кг/с
Плотность - 997 кг/м
3
Скорость - 0.5 - 1 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*0.31/(3.1416*997*1.0))=0.020 м
Dmax = sqrt(4*0.31/(3.1416*997*0.5))=0.028 м
3. Выбор штуцера. Dу = 20 мм
[1]7.4.12 Водяная магистраль - дефлегматор - водяная магистраль
1. Выбор трубы. Стандарт 159Х4.5-Ст3сп
Расход - 37.5 кг/с
Плотность - 997 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*37.5/(3.1416*997*3.0))=0.126 м
Dmax = sqrt(4*37.5/(3.1416*997*1.5))=0.179 м
3. Выбор штуцера. Dу = 150 мм
[1]7.4.13 Водяная магистраль - холодильник - водяная магистраль
1. Выбор трубы. Стандарт 57Х3.5-Ст3сп
Расход - 4.2 кг/с
Плотность - 997 кг/м
3
Скорость - 1.5 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*4.2/(3.1416*997*3.0))=0.042 м
Dmax = sqrt(4*4.2/(3.1416*997*1.5))=0.060 м
3. Выбор штуцера. Dу = 50 мм
[1]7.4.14 Емкости продуктов - насосы
1. Выбор трубы. Стандарт 48Х3-Х18Н10Т
Расход - 1.38889 кг/с
Плотность - 786 и 802 кг/м
3
Скорость - 0.8 - 2 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*786*2.0))=0.033 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*786*0.8))=0.053 м
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*802*2.0))=0.033 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*802*0.8))=0.053 м
3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм
[1]7.4.15 Насосы - склад
1. Выбор трубы. Стандарт 48Х3-Х18Н10Т
Расход - 1.38889 кг/с
Плотность - 786 и 802 кг/м
3
Скорость - 1 - 3 м/с
Диаметр D = (4*G/(3.1416*p(x)*w)
0.5
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*786*3.0))=0.027 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*786*1.0))=0.047 м
Dmin = sqrt(4*1.38889/(3.1416*802*3.0))=0.027 м
Dmax = sqrt(4*1.38889/(3.1416*802*1.0))=0.047 м
3. Выбор штуцера. Dу = 40 мм
@7.5 Выбор насосов.
[1]7.5.1 Насос Н1 Питающая емкость - колонна
Необходимо подобрать насос для перекачивания смеси изопропанол-изо-
бутанол при расходе 2.77778 кг/с, плотности 794 кг/м
3 из емкости в
колонну, работающую при атмосферном давлении. Геометрическая высота
подъема 6 м. Длина трубопровода на линии всасывания - 5 м. На линии
нагнетания 27 м. (запас). На линии всасывания один прямоточный вен-
тиль и два отвода под углом 90°. На линии нагнетания имеется два
вентиля, один теплообменник и три отвода на 90°.
1. Для обоих трубопроводов диаметр трубы 42 мм.
w = 4*G/(3.1416*p(x)*d¤ = 4*2.77778/(3.1416*794*0.042**2)=2.525 м/с
2. Определение потерь на трение и местные сопротивления
Re = 4*G/(pi*d*мю) = 4*2.77778/(3.1416*0.042*0.00141) = 59723
Примем абсолютную шероховатость Ш = 0.0002 м. Тогда:
e = Ш/d = 0.0002/0.042 = 0.00476
1/e = 210 560/e = 117600 10/e = 2100 2100 < Re < 117600
Таким образом в трубопроводе имеет место смешаное трение и расчет la
следует проводить по формуле 1.6 [1]
la = 0.11(e+68/Re)
0.25 = 0.11*(0.0002+68/59723)**0.25 = 0.021
Для всасывающей линии
а) Вход в трубу с острыми краями м.с(1) = 0.5
б) Прямоточный вентиль м.с(2) = 0.83 при D = 0.042 м
в) Отводы м.с(3) = 0.9
Для нагнетательной линии
а) Отводы м.с(1) = 0.9 в) Нормальные вентили м.с(2) = 4.9
б) Теплообменник dP = 2700 Па г) Выход из трубы м.с(2) = 1
dP = p*w¤*(la*L/d+м.с)/2 =
м.с = 0.5+0.83+5*0.9+2*4.9+1=16.63
dP = 794*2.525**2*(0.021*32/0.042+16.63)/2+2700=85290 КПа
Р = p*g*h + dP = 794*9.81*6+85290=132025 Па
H = P/pg = 132025/1000/9.81=13.46 метра водного столба.
Q = G/p = 2.77778/794=0.0035 м3/с
По таблице 1 из приложения 1.1 [1] выбираем насос
┌──────┬──────┬──────────┬──────┬───────────┬───────────────────┐
│Марка │Q м
3/с│Н м столба│ n 1/c│ КПД насоса│Электродвигательдв │
│ │
│ │ │ ├────────┬─────┬────┤
│ │
│ │ │ │ тип │N КВт│КПД │
├──────┼──────┼──────────┼──────┼───────────┼────────┼─────┼────┤
│Х20/18│0.0055│ 13.8 │ 48.3 │ 0.6 │АО2-31-2│ 3 │0.83│
└──────┴──────┴──────────┴──────┴───────────┴────────┴─────┴────┘
[1]7.5.2 Насос Н2 Колонна - холодильник кубового остатка
Необходимо подобрать насос для перекачивания кубового остатка при
расходе 1.388889 кг/с, средней плотности 774 кг/м
3 из емкости в ко-
лонну, работающую при атмосферном давлении. Геометрическая высота
подъема 6 м. Длина трубопровода на линии всасывания - 2 м. На линии
нагнетания 10 м. (запас). На линии нагнетания имеется один вентиль,
один теплообменник и четыре отвода на 90°.
1. Для обоих трубопроводов диаметр трубы 32 мм.
w = 4*G/(3.1416*p(x)*d¤ = 4*1.388889/(3.1416*774*0.032**2)=2.231 м/с
2. Определение потерь на трение и местные сопротивления
Re = 4*G/(pi*d*мю) = 4*1.388889/(3.1416*0.032*0.00145) = 38112
Примем абсолютную шероховатость Ш = 0.0002 м. Тогда:
e = Ш/d = 0.0002/0.042 = 0.00476
1/e = 210 560/e = 117600 10/e = 2100 2100 < Re < 117600
Таким образом в трубопроводе имеет место смешаное трение и расчет la
следует проводить по формуле 1.6 [1]
la = 0.11(e+68/Re)
0.25 = 0.11*(0.0002+68/38112)**0.25 = 0.0232
Для всасывающей линии
а) Вход в трубу с острыми краями м.с(1) = 0.5
Для нагнетательной линии
а) Отводы м.с(1) = 0.9
б) Теплообменник. Примем dP(т/о) = 5000 Па
в) Нормальные вентили м.с(2) = 4.9
г) Выход из трубы м.с(2) = 1
м.с = 0.5+4*0.9+4.9+1=10
dP = p*w¤*(la*L/d+м.с)/2+dP(т/о)
dP = 774*2.231**2*(0.0232*12/0.032+10)/2+5000 = 41020 Па
Р = p*g*h + dP = 774*9.81*6+41020 = 86578 Па
H = P/pg = 86578/1000/9.81 = 8.83 метра водного столба.
Q = G/p = 1.388889/774
= 0.0018 м
3/с
По таблице 1 из приложения 1.1 [1] выбираем насос
┌──────┬──────┬──────────┬──────┬───────────┬───────────────────┐
│Марка │Q м
3/с│Н м столба│ n 1/c│ КПД насоса│Электродвигательдв │
│ │
│ │ │ ├────────┬─────┬────┤
│ │
│ │ │ │ тип │N КВт│КПД │
├──────┼──────┼──────────┼──────┼───────────┼────────┼─────┼────┤
│Х8/18 │0.0024│ 11.3 │ 48.3 │ 0.4 │АО2-31-2│ 3 │ ── │
└──────┴──────┴──────────┴──────┴───────────┴────────┴─────┴────┘
@7.6 Опоры аппаратов.
╓────────────────────╖ ─┬─ В качестве опоры для аппа-
║ ║ │ ратов колонного типа при-
║ ║ │ меняются юбочные опоры.
─>║<─s ║ │ Qмах = массе аппарата,
║ ║ │ полностью заполненного тя-
║ ║ │ желой жидкостью при усло-
─> ║<─l ║ │ виях, сходными с условия-
║ ║ h ми окружающей среды. Qмin
║ ║ │ - масса пустого аппарата.
║<─────── Dн ───────>║ │ Mв - ветровой момент. q(в)
║ ║ │ - удельная ветровая наг-
_║ ║_ │ рузка=10 КПа. k1=0.7 k2=2.
/ ║ ║ \ │ Нагрузка на бетон q(бет)=2
/ ║ ║ \ │ МПа б(т)=240 МПа,б(ид)=146
════╩═══──────────────═══╩════ ─┴─ МПа, б(н)=380 МПа, Е=2 ГПа
D1=1890 мм, D2 = 1750 мм,
<──── D2 ────> h = 2 м, l = 0.07 м.
<──────────── D1 ────────────> Толщина стенки s = 10 мм.
F = Q*g = p(x)*g*h + g*(m(дно)+m(тарелок)+m(обечайки)+m(крышки))
F = 70520+10*(297+14*176+7800*3.1416*(1.82**2-1.8**2)*7.6/4+228)
Qmax = 13400 кг Fmax = 134000 Н
Qmin = 6341 кг Fmin = 63410 H
б = [1]F*Dн + 4*Мв <= б(ид) проверка на прочность материала
3.1416*Dн¤s
б = (134000*1.82+4*50960)/(3.1416*1.82**2*0.01)=4305000 < 146000000
Мв = 0.5*k1*k2*q(в)*h¤*Dн = 0.5*0.7*2*10000*2**2*1.82=50960 Н*м
б(max) = [1] Fmax + [1]10*Мв*D1 = 619870 < 2*q(бет) = 4 МПА
0.785*(D1¤-D2¤) (D1
4-D2
4)
б(min) = [1] Fmin _ [1]10*Мв*D1 = -126345 Мпа
0.785*(D1¤-D2¤) (D1
4-D2
4)
б(min) < 0 - колонна неустойчива, необходимо закрепление болтами.
Нагрузка на болты и число болтов M24:
Рб = 0.785*(D1¤-D2¤)*│б(min)│
Рб = 0.785*126345*(1.89**2-1.75**2) = 50483 Н
z = 1.2*Рб/(k*Fб*б(т)*n) = 1.2*50483/(1*0.000317*240000000*1)=0.796
Вывод для устойчивости колонны по прочности достаточно и одного бол-
та, но для монтажа, лучше взять четыре болта, расположенных симмет-
рично под 90° друг к другу.
@7.7 Емкости
@
Емкости расчитываются на непрерывную работу в течении 2 - 8 часов.
Предельные объемы емкостей находим из соотношения:
V(max) = G*t(max)/p t(max) = V(max)*p/G
V(min) = G*t(min)/p t(min) = V(min)*p/G
G - массовый расход в данном случае нет необходимости в точном
t - время работы расчете плотности и, так как для всех жид-
р - плотность при 20 °С костей они схожи, возьмем р
= 800 кг/м
3
1. Е1 - емкость для исходной смеси.
V(max) = 10000*8/800 = 100 м
3
V(min) = 10000*2/800 = 25 м
3
2. Е2 и Е3 - емкости для
V(max) = 5000*8/800 = 50.0 м
3
V(min) = 5000*2/800 = 12.5 м
3
Из [4] выбираем стандартные горизонтальные цельносварные емкости со
сферическими неотбортованными днищами, изготовленные из сталей и
сплавов и предназначенные для работы без давления (под наливом). Ма-
териал Х18Н10Т.
┌─────────┬─────────────────────┬──────────┬───────┬───────┬───────┐
│Емкость │ Объем [м
3] │Внутренний│Толщина│Длинна │ Время │
│ ├───────────┬─────────┤диаметр │стенки │ │ работы│
│ │Номинальный│Полезный │[мм] │[мм] │[мм] │ [ч] │
├─────────┼───────────┼─────────┼──────────┼───────┼───────┼───────┤
│ Е1 │ 80.00 │ 74.37 │ 3000 │ 5 │ 11555 │ 5.95 │
│ Е2 │ 40.00 │ 39.67 │ 2600 │ 5 │ 8445 │ 6.35 │
│ Е3 │ 40.00 │ 39.67 │ 2600 │ 5 │ 8445 │ 6.35 │
└─────────┴───────────┴─────────┴──────────┴───────┴───────┴───────┘
1. Е1 - емкость для исходной смеси.
t = 800*74.37/10000 = 5.95 часов
2. Е2 и Е3 - емкости для
t = 800*39.67/5000 = 6.35 часов
Все емкости с целью облегчения технического обслуживания и про-
мывки связаны с магистралями оборотной водоы и пара.
B8 Заключение
В результате проектного расчета ректификационной колонны непре-
рывного действия для разделения бинарной смеси изопропанол-изобута-
нол в количестве 10 т/ч получили аппарат
диаметром 1800 мм и высо-
той 8.6 м. Данный аппарат с большим запасом прошел проверку на проч-
ность.
Основным недостатком данной системы является малая интенсив-
ность теплообмена при охлаждении готовых продуктов, что является
следствием высоких расходных коэффициентов по охлаждающему веществу
(воде), а также технологической необходимостью направления воды в
трубное пространство из-за наличия в ней загрязнений, инкрустирую-
щих поверхность теплообмена. Также влияют экологические факторы:
сливаемая в канализацию охлаждающая вода обладает повышенной темпе-
ратурой. В принципе можно использовать вместо водяных теплообменни-
ков воздушные.
Также к отрицательным фактам можно отнести то, что теплота от-
ходящего конденсата нигде не используется, а ведь это теплоноситель
с достаточно высокими параметрами. Представляется возможным ис-
пользовать конденсат, отводимый от испарителя кубового остатка, в
качестве горячего теплоносителя в подогревателе исходной смеси.
В дополнение к уже имеющимся поправкам, можно добавить следую-
щее: если в дефлегматоре использовать охлаждающую воду, нагревая ее
не до 35 °С с возможным дальнейшим охлаждением, а нагревая ее граду-
сов до 90-98 то получим еще один теплоноситель с высокими параметра-
ми. Правда может оказаться, что экономически выгоднее использовать
все же охлаждающую воду, а конденсат сливать в канализацию, но воз-
можность утилизации отводимого тепла все-таки можно рассмотреть.
Литература
1. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по
курсовому проектированию / Под редакцией Ю.И.Дытнерского, М.: Хи-
мия, 1991. - 496 с.
2. А.Н.Плановский, В.М.Рамм, С.З.Каган, Процессы и аппараты химичес-
кой технологии, М.: Химия, 1968. - 848 с.
3. К.Ф.Павлов, П.Г.Романков, А.А.Носков, Примеры и задачи по курсу
процессов и аппаратов ХТ, Л.: Химия, 1987. - 576 с.
4. А.А.Лащинский, А.Р.Толчинский, Основы конструирования и расчёта
химической аппаратуры, М.-Л. Машггиз, 1963. - 470 с.
5. Каган, Фридман, Кафаров. Справочник по равновесиям в системах
НАЙДЕННЫЕ БАГИ
В курсовике необходимо
2. Написать выбор точек измерения и контроля
3. Расчитать конденсатоотводчики
4. Пересчитать подогреватель и кипятильник на более горячий пар
чтобы q > 9100