Размещено на Allbest.ru

Содержание

Введение

1. Расчет ректификационной колонны

1.1 Материальный расчет процесса ректификации

Определение минимального и рабочего флегмового числа

1.2 Скорость и диаметр колонны

1.3 Расчет высоты насадки

1.4 Расчет гидравлического сопротивления колонны

2. Тепловые расчеты

2.1 Выбор теплообменного аппарата для подогрева исходной смеси

2.2 Выбор дефлегматора

2.3 Выбор холодильника дистиллята

2.4 Выбор холодильника кубового остатка

2.5 Выбор кипятильника колонны

2.6 Расчет толщины изоляции

3. Конструктивный расчет

3.1 Выбор опорных решеток

3.2 Выбор перераспределительных и питающей (распределительной) тарелок

3.3 Выбор опор аппарата

3.4 Выбор крышки и днищ аппарата

3.5 Устройства для строповки

3.6 Расчет диаметров штуцеров, подбор фланцев и прокладок

4. Гидравлический расчет

4.1 Определение геометрических характеристик трубопровода, скоростей и режимов движения в нем теплоносителей

4.2 Расчет сопротивлений на всасывающем участке трубопровода

4.3 Расчет сопротивлений на напорном участке трубопровода насоса до теплообменника

4.4 Расчет сопротивлений теплообменника

4.5 Расчет сопротивления участка напорного трубопровода от теплообменника до колонны

5. Выбор насоса

5.1 Проверка условий работы насоса на сеть

Заключение

Список используемой литературы



Введение

Ректификация -- массообменный процесс, который осуществляется в большинстве случаев в противоточных колонных аппаратах с контактными элементами (насадки, тарелки) аналогичными используемым в процессе абсорбции. Поэтому методы подход к расчету и проектированию ректификационных и абсорбционных установок имею много общего. Тем не менее ряд особенностей процесса ректификации (различие соотношение нагрузок по жидкости и пару в нижней и верхней частях колонны, переменные по высоте колонны физические свойства фаз и коэффициент распределения, совместное протекание процессов массо- и теплопереноса) осложняет его расчет.

Одна из сложностей заключается в отсутствии обобщенных закономерностей для расчета кинетических коэффициентов процесса ректификации. В наибольшей степени это относится к колоннам диаметром более 800 мм с насадками и тарелками, широко применяемым в химических производствах. Большинство рекомендаций сводится к использованию для расчета ректификационных колонн кинетических зависимостей, полученных при исследовании абсорбционных процессов (в приведенных в данной главе примерах в основном использованы эти рекомендации).

Принципиальная схема ректификационной установки представлена на рис. 1. Исходную смесь из промежуточной емкости 1 центробежным насосом 2 подают в теплообменник 3, где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификационную колонну 5 на тарелку питания, где состав жидкости равен составу исходной смеси х_F

Стекая вниз по колонне, жидкость взаимодействует с поднимающимся вверх паром, образующимся при кипении кубовой жидкости в кипятильнике 4. Начальный состав пара примерно равен составу кубового остатка х_W , т. е. обеднен легколетучим компонентом. В результате массообмена с жидкостью пар обогащается легколетучим компонентом. Для более полного обогащения верхнюю часть колонны орошают в соответствии с заданным флегмовым числом жидкостью (флегмой) состава х_Р , получаемой в дефлегматоре 6 путем конденсации пара, выходящего из колонны. Часть конденсата выводится из дефлегматора в виде готового продукта разделения - дистиллята, который охлаждается в теплообменнике 7 и направляется в промежуточную емкость 8.

Рис.1 Принципиальная схема ректификационной установки

1 - ёмкость для исходной смеси; 2, 9- насосы; 3- теплообменник-подогреватель; 4 - кипятильник; 5- ректификационная колонна; 6- дефлегматор; 7- холодильник дистиллята; 8- ёмкость для сбора дистиллята; 10- холодильник кубовой жидкости; 11- ёмкость.

Из кубовой части колонны насосом 9 непрерывно выводится кубовая жидкость - продукт, обогащенный труднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике 10 и направляется в емкость 11.

Таким образом, в ректификационной колонне осуществляется непрерывный неравновесный процесс разделения исходной бинарной смеси на дистиллят (с высоким содержанием легколетучего компонента) и кубовый остаток (обогащенный труднолетучим компонентом).

Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основных геометрических размеров - диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяются гидродинамическим режимом работы колонны, который, в свою очередь, зависит от скоростей и физических свойств фаз, а также от типа насадки.

РАСЧЕТ НАСАДОЧНОЙ РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЫ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ

Расчет ректиификационной колоны сводится к определению ее основных геометрических размеров - диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяются гидродинамическим режимом работы колоны, который, в свою очередь, зависит от скоростей и физических свойств фаз, а также от типа и размеров насадкок.

Ориентировочный выбор размера насадочных тел можно осуществить исходя из следующих соображений. Чем больше размер элемента насадки, тем больше её свободный объём и, следовательно, выше производительность. Однако вследствии меньшей удельной поверхности эффективность крупных насадок несколько ниже. Поэтому насадку большого размера применяют, когда требуется высокая производительность и сравнительно невысокая степнь чистоты продуктов разделения.

Для данного случая примем насадку из керамических колец Рашига размером 50 х 50 х 5 мм. Удельная поверхность насадки б = 87,5 м²/м³, свободный объем е = 0,785 м³/м³, насыпная плотность 530 кг/м³.

Насадочные колоны могут работать в различных гидродинамических режимах: плёночном, подвисания и эмульгирования. Выберем полёночный режим работы колоны.

Рассчитать и спроектировать ректификационную установку непрерывного действия для разделения бинарной смеси вода-уксусная кислота. Производительность установки по исходной смеси G_F = 9000 кг/час = 2,5 кг/сек. содержание смеси:

Температура исходной смеси t_см=36,0°С.

Давление греющего пара

Среднее давление в колонне

Разделяемая смесь поступает в колонну при температуре кипения.

Температура кубового осадка после выхода его из холодильника

t_{хол w}=18,0°С

Температура дистиллята после выхода его из холодильника t_{хол p}=43,0°С

ректификационная колонна теплообменный трубопровод



1. Расчет ректификационной колонны

1.1 Материальные расчеты процесса ректификации

Определение минимального и рабочего флегмового числа

Материальный баланс колонны

Количество дистиллята и кубового остатка определяем путем совместного решения уравнений материального баланса:

G_F = G_P + G_W

G_F · = G_P · + G_W ·

где G_F = 9,0 т/ч - производительность установки по исходной смеси; = 19,0% масс. - концентрация легколетучего компонента в исходной смеси; = 1,0 % масс. - концентрация легколетучего компонента в кубовом остатке; = 88,0% масс. - концентрация легколетучего компонента в дистилляте.

Тогда

=

G_P = G_F - G_W = 2,5 - 1,98 = 0,52 кг/с

Определение минимального и рабочего флегмового числа

Нагрузки ректификационной колонны по пару и жидкости определяются рабочим флегмовым числом R; его оптимальное значение R_опт можно найти путём технико-экономического расчета. Используют приближенные вычисления, основанные на определении коэффициента избытка флегмы (орошения)



=RR_min .

Здесь R_min- минимальное флегмовое число:

где x_F и x_P- мольные доли легколетучего компонента соответственно в исходной смеси и дистилляте, кмоль/кмоль смеси; y_F^*- концентрация легколетучего компонента в паре, находящемся в равновесии с исходной смесью, кмоль/кмоль смеси.

Один из возможных приближенных методов расчета R заключается в нахождении такого флегмового числа, которому соответствует минимальное произведение N(R+1), пропорциональное объему ректификационной колонны (N - число ступеней изменения концентраций или теоретических тарелок, определяющее высоту колонны, а (R+1)- расход паров и, следовательно, сечение колонны) .

Определим R по этой рекомендации. Пересчитаем составы фаз из массовых долей в мольные по соотношению

где M_в и М_ук - молекулярные массы соответственно воды и уксусной кислоты, кг/кмоль.

Аналогично найдем:

y_F*=0,567- определяем по графику. Тогда минимальное флегмовое число равно:

Задавшись различными значениями коэффициентов избытка флегмы , определим соответствующие флегмовые числа. Графическим построением ступеней изменения концентраций между равновесной и рабочими линиями на диаграмме состав пара y - состав жидкости х (рис.1.1) находим N. Результаты расчетов рабочего флегмового числа представлены на графике и приведены ниже:

Таблица 1. Расчет действительного флегмового числа.

в	1,05	1,35	1,75	2,35	3,30
R	3,01	3,87	5,02	6,74	9,47
N	35,6	24,3	19	16,7	15
N(R+1)	142,9	118,5	114,4	129,3	157,1
B	0,24	0,20	0,16	0,12	0,09

Условно-оптимальное значение R = 4,63.

При R = 4,63, = 1,61



Рис. 1.1. Диаграмма равновесия вода - уксусная кислота

Рис. 1.2. Определение R_раб

Средние массовые расходы (нагрузки) по жидкости для верхней и нижней частей колонны определяют из соотношений;

L_в = РRМ_верх/М_р

L_н = PRM_ниж/М_р+FM_ниж / М_F

где М_P и M_F - мольные массы дистиллята и исходной смеси; М_В и М_Н - средние мольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны.

Мольную массу дистиллята в данном случае можно принять равной мольной массе легколетучего компонента. Средние мольные массы жидкости в верхней и нижней частях колонны соответственно равны:

М_верх = М_вх_ср.в+М_ук(1- х_{ср. в})

М_ниж = М_вх_ср.н+М_ук(1- х_{ср. н})

где М_в и М_ук - мольные массы воды и уксусной кислоты соответственно;

х_{ср в} и х_{ср н} - средний мольный состав жидкости в верхней и нижней частях колонны:

кмоль/кмоль смеси

кмоль/кмоль смеси

Тогда

кг/кмоль

кг/кмоль

Мольная масса исходной смеси:

кг/кмоль

кг/кмоль

Подставим рассчитанные величины в выражения для средних массовых расходов, получим:

кг/с

кг/с

Средние массовые потоки пара в верхней G_В и нижней G_Н частях колонны:



где М_В и М_Н - средние мольные массы паров в верхней и нижней частях колонны.

М_В = М_в•y_{ср в}+М_ук•(1- y_{ср в}) (1.8)

М_Н = М _в•y_{ср н}+М_ук•(1- y_{ср н}),

Где

Тогда

М_В = 18•0,735+60•(1-0,735) =29,13 кг/кмоль

М_Н = 18•0,276+64•(1-0,276) = 48,4 кг/кмоль

Подставив численные значения, получим:

кг/c

кг/c

1.2 Скорость и диаметр колонны

Для ректификационных колон, работающих в плёночном режиме при атмосферном давлении, рабочую скорость можно принять на 20-30% ниже скорости захлебывания.

Придельную фиктивную скорость пара, при которой происходит захлёбывание колонны находим по формуле:

Найдем плотности жидкости и пара в верхней и нижней частях колонны при средних температурах в них, которые определим по диаграмме t-x,y: t_в = 102,2°C , t_н = 109,4°C

Рис 1.3. t - x,y - диаграмма равновесия системы вода - уксусная кислота

Тогда

кг/м³

кг/м³

Плотности воды и жидкой уксусной кислоты при температуре смеси близки:

с_в = с_ук = 956,25 кг/м³

Плотность физических смесей жидкости подчиняется закону аддитивности:

кг/м³

Вязкости:

lgµ_x = x_cplgµ_в + (1-x_cp)lgµ_ук

lgµ_xв = x_cp.вlgµ_в + (1-x_cp.в)lgµ_ук = 0,695•lg(0,276)+(1-0,695)lg(0,45) = -0,496

=> µ_xв = 0,319 мПа·с

lgµ_xн = x_cp.нlgµ_в + (1-x_cp.н)lgµ_ук = 0,232•lg(0,258)+(1-0,232)lg(0,418) = -0,432

р µ_xн = 0,370 мПа·с

Для выбранной насадки, т.е. колец Рашига мм:

Удельная поверхность а = 87,5 м²/м³

Свободный объём е= 0,785 м³/м³

Насыпная плотность 530 кг/м³

Предельная скорость паров:

щ_пв = 4,04 м/с

Аналогично:

щ_пн = 2,64 м/с

Принимаем рабочую скорость на 30% ниже предельной:

щ_в = 2,828 м/с

щ_н = 1,848 м/с

Ориентировочный диаметр колонны определяют из уравнения расхода:

Как правило, несмотря на разницу в рассчитанных диаметрах укрепляющей и исчерпывающей частей колонны (вследствие различия скоростей и расходов паров), изготовляют колонну единого диаметра, равного большему из рассчитанных.

м

м

Выберем стандартный диметр обечайки колонны из таблицы стандартных диаметров:

d_ст=2,0 м

При этом рабочая скорость пара:

1.3 Расчет высоты насадки

Решение графическое



y	y*	y*-y	1/y*-y
0,033	0,055	0,022	45,46
0,041	0,064	0,023	43,31
0,067	0,092	0,025	40,44
0,118	0,167	0,049	20,48
0,242	0,303	0,061	16,35
0,364	0,425	0,061	16,30
0,486	0,530	0,044	22,92
0,545	0,567	0,022	46,41
0,582	0,626	0,044	22,63
0,655	0,716	0,061	16,27
0,741	0,795	0,054	18,49
0,818	0,864	0,046	21,83
0,902	0,930	0,028	35,48
0,960	0,971	0,011	90,91

По графику находим общее число единиц переноса в верхней n_{oy в} и нижней n_{oy н} частях колонны:

- для верхней части колонны

- для нижней части колонны

Общую высоту единиц переноса найдем по уравнению аддитивности:

m - средний коэффициент распределения в условиях равновесия

Отношение нагрузок по пару и жидкости:



для верха

для низа

где

Рассчитаем вязкость паров в верхней и нижней части колонны:

где µ_yв и µ_yук - вязкость паров воды и уксусной кислоты при средней температуре верхней части колонны, мПа·с; y_в - средняя концентрация паров,

тогда получим:

- верх колонны

Аналогично для нижней части колонны:

- низ колонны

Графическое определение общего числа единиц переноса в паровой фазе для укрепляющей части колонны в интервале изменения состава пара от уf до ур и для исчерпывающей - в интервале от уw до уf

Рассчитаем коэффициент диффузии в жидкости для верхней части колонны при 20°С



где А, В- коэффициенты, зависящие от свойств растворенного вещества и растворителя, х_в, х_ук - мольные объемы компонентов в жидком состоянии при температуре кипения, см³/моль, _х- вязкость жидкости при 20°С, мПа•с.

Тогда коэффициент диффузии в жидкости для верхней части колонны при 20 ⁰С равен:

Для нижней части колонны:

Рассчитаем температурный коэффициент.

где _х и _х принимают при температуре 20 ⁰С

_в= 998 кгм³ _ук= 1048 кгм³

Тогда для верхней части колонны:

для нижней части колонны:

Рассчитаем коэффициент диффузии в жидкости при средней температуре.

D_x = D_{x 20}•[1+b·(t-20)] (1.22)



Для верхней части колонны:

D_{х в}=0,99•10^-9• [1+0,02• (102,2-20)]= 2,62•10^-9 м²с

Для нижней части колонны:

D_{х н} =0,89•10^-9• [1+0,022• (109,4-20)]= 2,64•10^-9 м²с

Рассчитаем коэффициент диффузии в паровой фазе:

где T - средняя температура в соответствующей части колонны, К;

P - абсолютное давление в колонне, Па.

Тогда для верхней части колонны:

Тогда для нижней части колонны:

Рассчитаем коэффициент переноса в жидкой фазе:

h_x = 0,258•Ф•c•Pr_x^0,5•Z^0,15

где с и Ф - коэффициенты;

Pr _x = µ_x/(с _x •D _x)



- критерий Прандтля для жидкости; Z - высота слоя насадки одной секции, которая из условия прочности опорной решетки и нижних насадки не должна превышать 3м.

Таким образом, для верхней части колонны:

для нижней части колонны:

Рассчитаем эквивалентную высоту единиц переноса в паровой фазе:

h_y=

d_э= - эквивалентный диаметр

Re = - критерий Рейнольдса

для верхней части колонны:

h_yэв

для нижней части колонны:

h_уэн=

Найдем общую высоту единиц переноса для верхней и нижней части колоны:

m_cp.в = 0,78

m_cp.н = 1,2

Тогда

для верхней части колонны:

h_oyв = 2,07+0,78·(4,63+1)•0,23/4,63 = 2,29 м

для нижней части колонны:

h_oyн = 1,67+1,2·(4,63+1)·0,3/(4,63+2,26) = 1,96 м.

Рассчитаем высоту насадки в верхней и нижней части колонны:

Н_в = 11,25·2,29 = 22,76 м - для верхней части колонны

Н_н = 11,75·1,96 = 23,03 м - для нижней части колонны

Рассчитаем общую высоту насадки в колонне.

Н = Н_в+ Н_н = 22,76 +23,03 = 48,79 ? 48 м (1.26)

Так как высота слоя насадки в 1 секции может быть Z =2,5 м, то общее число секций равно 19.

Рассчитываем общую высоту ректификационной колонны:

H_к = Z·n+(n-1)•h_p+Z_в+Z_н,= 2,5·19+(19-1)·1,0+1+2 = 68,5 м

где h - расстояние между тарелками, м; Z_в и Z_н - расстояние соответственно между верхней тарелкой и крышкой колонны и между днищем колонны и нижней тарелкой, м.

1.4 Расчет гидравлического сопротивления колонны

Рассчитаем критерий Рейнольдса для газа в верхней и нижней частях колонны:

Тогда для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Отсюда следует, что режим движения турбулентный.

Рассчитаем коэффициент сопротивления сухой насадки.

Для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Рассчитываем гидравлическое сопротивление сухой насадки.

Для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Рассчитаем плотность орошения в верхней и нижней частях колонны.



Для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Рассчитаем гидравлическое сопротивление насадки

Для верхней части колонны:

Для нижней части колонны:

Рассчитаем общее гидравлическое сопротивление орошаемой насадки в колонне.

ДР = ДР_в+ ДР_н

Тогда получим ДР = 14470,2+18037,9 = 32508 Па.



2. Тепловые расчеты

Тепловые расчеты процесса ректификации выполняются с целью определения поверхностей теплообменников, обслуживающих колонну, расходов греющего водяного пара и охлаждающей воды.

Площадь поверхности любого теплообменника определяется из основного уравнения теплопередачи

Q=KFДt°_ср

откуда

F=

2.1 Выбор теплообменного аппарата для подогрева исходной смеси

Для расчета подогревателя используем следующие данные:

расход исходной смеси G_F=9,01000/3600=2,5 кг/с (см. материальный расчет колонны);

концентрация исходной смеси a_F = 19,0% мас. (задано);

начальная температура смеси t_см = 36°С (задано);

температура кипения смеси на питательной тарелке колонны t_x= 105,4 °С. (определено по t-х-у-диаграмме);

давление греющего пара Р = 500 кПа (задано).

Выберем предварительно, для нагревания исходной смеси вертикальный кожухотрубчатый теплообменник.

Целью теплового расчета является определение необходимой площади теплопередающей поверхности, соответствующей при заданных температурах оптимальным гидродинамическим условиям процесса и выбор стандартизирование теплообменника.

Определение тепловой нагрузки аппарата.

В рассматриваемой задаче нагревание воды осуществляется в вертикальном кожухотрубчатом теплообменнике теплотой конденсата водяного пара, поэтому тепловую нагрузку определим по формуле

Q=G_F•C_xF (t_{к xF} - t_{н xF} )ч,

где G_F- массовый расход смеси, кг/с;

С_xF- средняя удельная теплоёмкость смеси, Дж/(кг•К);

t_{к xF}, t_{н xF} - конечная и начальная температуры смеси, К;

ч = 1,05 - коэффициент, учитывающий потери теплоты в окружающую среду.

При использовании сухого насыщенного греющего пара расход его можно определить по формуле

Д =

где r - скрытая теплота конденсации греющего пара, Дж/кг

Приход теплоты	Расход теплоты
1. С исходной смесью Q1=GF cF txFн 2. С греющим паром Q2=Д Jn	3. С нагретой смесью до температуры кипения Q3= GF cF txPк 4. С конденсатом греющего пара Q4=Д iк 5. На компенсацию потерь теплоты в окружающую среду Q5=0,05 Q

Q₁+Q₂=Q₃+Q₄+Q₅

Д=1,05

где - энтальпия пара и конденсата, соответственно, Дж/кг

Пусть t_xF^н = 36°С, температура кипения смеси, равная конечной температуре исходной смеси t_xP^к =105,4°С.

Средняя температура исходной смеси в подогревателе:

t_{xF ср}= (t_xFк+t_xFн)/2 = (36+105,4)/2 = 70,7°С.

Теплоемкость исходной смеси при ее средней температуре

C_xF=a_Fc_воды+(1- a_F)c_укс

где c_воды=4180 Дж/(кг·К), с_укс=2266,78 Дж/(кг·К) - удельные теплоемкости воды и уксусной кислоты, соответственно, при средней температуре.

Тогда

C_xF=0,19·4180+(1- 0,19)·2266,78=2630,3 Дж/(кг·К)

Q = 2,5 ·2630,3•(105,4 - 36)·1,05 = 479147,9 Вт.

Расход пара

r = 2117•10³ Дж/кг при Р =5 атм, при температуре 151,1?С

Расчет температурного режима теплообменника.

Цель расчета - определение средней разности температур Дt_ср и средних температур теплоносителей t_cp1 и t_ср2. Для определения среднего температурного напора составим схему движения теплоносителей:

Т_н = 151,1°С пар Т_к = 151,1°С

t_к = 105,4°С смесь t_н = 36°С

Дt_м =45,7°С Дt_б = 115,1°С

т.к. Дt_б/ Дt_м =115,1/45,7?2,5>2

то Дt_ср ===75,8°С



Температура одного из теплоносителей (пара) в аппарате не изменяется, поэтому выбор температурного режима окончателен.

Коэффициент теплопередачи принимаем ориентировочно равным К=300 Вт/(м²•К).

Площадь поверхности теплообмена подогревателя исходной смеси

F = м².

Выбираем двухходовой вертикальный теплообменник с диаметром кожуха аппарата 400 мм, с числом труб в решетке 100 (50 в одном ходе), с длиной труб 3000 мм. Используем для теплообмена трубы стальные бесшовные диаметр 25х2 мм. Площадь поверхности 24 м². Обозначение аппарата

Теплообменник гр. Б ГОСТ 15122 - 79

2.2 Выбор дефлегматора

Тепловую нагрузку дефлегматора определим из теплового баланса.

Приход теплоты	Расход теплоты
1. С паром из колонны 2. С охлаждающей водой	3. С дистиллятом 4. С охлаждающей водой Потерями теплоты в окружающую среду пренебрегаем

Тепловой баланс

Q₁+Q₂=Q₃+Q₄ или

Откуда расход охлаждающей воды на дефлегматор



Количество паров, поднимающихся по колонне

Скрытую теплоту конденсации паровой смеси в дефлегматоре определим по формуле:

где r_а = 2259•10³ Дж/кг

r_в = 390,09•10³ Дж/кг при t = 100,2°С.

Тогда r_см = 2259•10³ • 0,88 + 390,09•10³ (1 - 0,88) = 2034,73•10³Дж/кг

Тепловая нагрузка дефлегматора

Q=2,93·2034,73·10³=5961761,24 Вт

Принимаем температуру охлаждающей воды на входе в дефлегматор

t_н = 11 °С, на выходе - t_к = 28 °С, тогда расход воды на дефлегматор составит

кг/с

С_в = 4190 Дж/(кг•К)

Средняя разность температур теплоносителей в дефлегматоре при противоточной схеме движения

t_yP =100,2 °C паровая смесь t_xD = 100,2 °C

t_к = 28,0°С вода t_н = 11,0°С

Дt_м = 72,4°С Дt_б = 86,2°С

Так как Дt_б/ Дt_м =86,2/72,4=1,23< 2, то



Дt_ср = (Дt_б+ Дt_м)/2=(86,2+72,4)/2=79,3°С

Принимаем ориентировочно коэффициент теплоотдачи в дефлегматоре К = 500 Вт/м² ?К, тогда площадь поверхности теплообмена дефлегматора

м²

Принимаем горизонтальный двухходовой кожухотрубчатый конденсатор диаметром 1000 мм с числом труб 718 (359 в одном ходу) с длиной теплообменных труб 3000 мм и площадью поверхности теплообмена 169 м².

Обозначение теплообменного аппарата

Конденсатор гр. Б ГОСТ 15122 - 79

2.3 Выбор холодильника дистиллята

Расход воды на холодильник определим из уравнения теплового баланса.

Приход теплоты	Расход теплоты
1. С дистиллятом 2. С охлаждающей водой	3. С охлажденным дистиллятом 4. С охлаждающей водой Потерями теплоты в окружающую среду пренебрегаем

Тепловой баланс

Q₁+Q₂=Q₃+Q₄ или Q₁ - Q₃=Q₄ - Q₂



Подставляя в последнее уравнение вместо Q₁, Q₂, Q₃ и Q₄ выражения из теплового баланса и, решая его относительно расхода охлаждающей воды, имеем

где t_Дx=100,2°C - температура поступающего на охлаждение дистиллята,

= 43,0°С - температура охлажденного дистиллята, tРазмещено на Allbest.ru

_к=42°С, t_н=11°С - конечная и начальная температура воды.

Найдем

=

Теплоемкость дистиллята при этой температуре

где С_а = 4190 Дж/(кг•К),

С_в = 2271,64 Дж/(кг•К)

Тогда С_д = 0,88 • 4190 + 2271,64 (1 - 0,88) = 3959,8 Дж/(кг•К).

Средняя разность температур при противоточной схеме движения теплоносителей

t_xD = 100,2°C дистиллят t_оD =43,0°C

t_к = 42,0°С вода t_н = 11,0°С

Дt_б = 58,2°С Дt_м = 32,0°С

Т.к. Дt_б/ Дt_м =58,2/32,0=1,8< 2, то

Дt_ср = (Дt_б+ Дt_м)/2=(58,2+32,0)/2=45,1°С.

Принимаем ориентировочно коэффициент теплоотдачи в холодильнике К=800 Вт/(м²•К).

Площадь поверхности теплообмена дефлегматора:

²

Выбираем одноходовой вертикальный кожухотрубчатый холодильник диаметром 273 мм с числом труб 37, с длиной теплообменных труб 1500 мм, диаметр 25х2 и площадью поверхности теплообмена F = 4,5 м² .

Обозначение теплообменного аппарата

Холодильник гр. Б ГОСТ 15120 - 79

2.4 Выбор холодильника кубового остатка

Тепловой баланс

Приход теплоты	Расход теплоты
1. С кубовым остатком 2. С охлаждающей водой	3. С охлажденным кубовым остатком 4. С охлаждающей водой

Тепловой баланс Q₁+Q₂=Q₃+Q₄ или Q₁ - Q₃=Q₄ - Q₂

Подставляя в последнее уравнение вместо Q₁, Q₂, Q₃ и Q₄ выражения из теплового баланса и, решая его относительно расхода охлаждающей воды, имеем



где С_W - теплоемкость кубового остатка при его средней температуре

=117,8 =18температура кубового остатка на входе в холодильник и на выходе из него.

Теплоемкость дистиллята при этой температуре

Где С_а=4187 Дж/(кг•К);

С_в=2251,45 Дж/(кг•К) [2, ном. XI].

Тогда С_w = 0,01 •4187 + (1 - 0,01) 2251,45 = 2270,8 Дж/(кг•К).

Начальную температуру охлаждающей воды примем 11,0 °С, а конечную - 50,0°С.

Средняя разность температур при противоточной схеме движения теплоносителе

куб. остаток

t_к = 50,0? С вода t_н = 11,0?С

Дt_б = 67,8° С Дt_м = 7,0°С

т.к. Дt_б/ Дt_м =67,8/26,8=9,68> 2, то

то Дt_ср ===26,8°С

Принимаем ориентировочно коэффициент теплоотдачи в холодильнике кубового остатка К= 500 Вт/(м²К).



²

Выбираем горизонтальный одноходовой кожухотрубчатый холодильник диаметром 400 мм с числом труб 111, с длиной теплообменных труб 4000 мм, диаметр25х2 и площадью поверхности теплообмена F = 35,0 м².

Обозначение теплообменного аппарата

Холодильник гр. Б ГОСТ 15120 - 79

2.5 Выбор кипятильника колонны

Тепловой баланс кипятильника

Приход теплоты	Расход теплоты
1. С исходной смесью Q1=GF cF txFн 2. С греющим паром Q2=Д Jn 3. С флегмой Q3= GP Rср cP txP	4. С парами, покидающими колонну Q4= GP( R+1)Jсм 5. С кубовым остатком Q5= GW cW txWк 6. С конденсатом греющего пара Q6=Д iк 7. Тепловые потери Q5=0,1 Q

Q₁+Q₂+Q₃= Q₄+Q₅+Q₆+Q₇

Д=(1,1 G_P( R+1)J_см+ G_W c_W t_xW^к - G_F c_F t_xF^н - G_P R_ср c_P t_xP)/r

Так как J_см=i_cм+r_см,а i_см=с_Pt_xP, то J_см= с_Pt_xP +r_см.

c_P=3959 Дж/(кг·К)

r_см=2034,73 ·10³ Дж/кг

t_xP=100,2°С.

Тогда

J_см=2431502,7 Дж/кг

G_W=1,98 кг/с, t_xW=117,8°С

G_F=2,5 кг/с, t_xF=105,4°С



c_W=a_Wc_а+(1-a_W)c_в,

при c_а=4230 Дж/(кг·К), c_в=2522,90 Дж/(кг·К) получим

c_W=0,01·4230+(1-0,01)·2522,90=2539,9 Дж/(кг·К).

c_F=a_Fc_а+(1-a_F)c_в,

при c_а=4230 Дж/(кг·К), c_в=2455,16 Дж/(кг·К) получим

c_F=0,19·4230+(1-0,19)·2455,16=2792,38 Дж/(кг·К).

Расход греющего пара на обогрев куба колонны

Д=(1,1·0,52·( 4,63+1)·2431502,7+1,98·2539,9·117,8-2,5·2792,38·105,4 - 0,52·4,63·3959,8·100,2)/2171000=2,77 кг/с

Средняя разность температур в кипятильнике равна разности температур между температурой греющего пара при Р=0,5 МПа (151,1°С) и температурой кипения кубового остатка (117,8°С), т.е.

Дt_ср = 151,1 - 117,8 = 33,3°С.

При ориентировочно принятом значении коэффициента теплопередачи К = 2000 Дж/(м²К), площадь поверхности теплообменника составит

²

Выбираем вертикальный одноходовой кожухотрубчатый испаритель диаметром 800 мм с числом труб 463, с длиной теплообменных труб 3000 мм, диаметром теплообменных труб 25х2 и площадью поверхности теплообмена F = 109 м².

Обозначение теплообменного аппарата

Испаритель гр. Б ГОСТ 15122 - 79.



2.6 Расчет толщины изоляции

Кипятильник ректификационной колонны обогревается греющим паром давлением 5 атм, температура которого 151,1°С. По санитарным нормам температура поверхности аппарата не должна превышать 40°С (с целью уменьшения потерь теплоты в окружающую среду и предотвращения ожогов при соприкосновении с поверхностью аппарата ). Для уменьшения потерь теплоты в окружающую среду и снижения температуры поверхности стенки необходимо на наружную поверхность нанести слой изоляции. Толщину тепловой изоляции д_и находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции и от поверхности изоляции в окружающую среду

б_в (t_ст2 - t_в)= ·( t_ст1 - t_ст2)

где б_в=9,3+0,058·t_ст2 - коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности материала в окружающую среду, Вт/(м²·К); t_ст2 - температура изоляции со стороны окружающей среды (воздуха). Для аппаратов, работающих в закрытых помещениях, t_ст2 выбирают в интервале 35-40°С, принимаем t_ст2=40°С; t_ст1 - температура изоляции со стороны аппарата, ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции t_ст1 принимаем равной температуре греющего пара t_гп=151,1°С; t_в - температура окружающего воздуха, принимаем t_в=20°С; коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/(м²·К).

В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85% магнезии+15% асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности =0,09 Вт/(м²·К).

Тогда

б_в = 9,3+0,058·40=11,6 Вт/(м²·К)

= =0,043 м.

Принимаем толщину тепловой изоляции кипятильника ректификационной колонны 43 мм.



3. Конструктивный расчет

Технические требования на аппараты колонные стальные сварные определяются по ГОСТ 24305-80.

Под колонным аппаратом понимают вертикально стоящий аппарат с внутренним устройством для ректификации.

В результате расчетов процесса ректификации определены геометрические размеры ректификационной колонны: диаметр D = 2,0 м, рабочая высота ректификационной колонны Н_к = 68,5 м (число тарелок равно 19).

Общая высота колонны:

Н = Н_р + Н_сеп + Н_куб

где Н_р - высота рабочей части колонны, м;

Н_сеп - высота сепарационной части колонны, м;

Н_куб - высота кубовой части колонны, м.

Высота сепарационной и кубовой части колонны для нормализованных колонн, выбираются в зависимости от диаметра колонны. Для колонны D=2000 мм, Н_сеп=1000 мм, Н_куб=2500 мм. Тогда общая высота колонны

Н=68,5+1+2,5=72 м

В зависимости от диаметра колонны корпуса стандартизованных колонных аппаратов изготовляются в двух исполнениях: с использованием отдельных царг с фланцевыми соединениями и цельносварные.

Колонные аппараты диаметром 1000-2800 мм с насыпной насадкой изготавливают с цельносварным корпусом со съемной крышкой. Толщина стенки 12 мм.

В настоящем проекте диаметр колонны D = 2000 мм, корпус колонны - цельносварной. Для изготовления корпуса аппарата и всех внутренних узлов и деталей используем сталь Х18Н10Т.

В качестве внутренних устройств колонны для проведения ректификации использованы слои насадок из колец Рашига с размерами 50х5х5 мм, удельная поверхность насадки а = 87,5 м²/м³, свободный объем е= 0,785 м³/м³, насыпная плотность 530 кг/м³, при загрузке навалом.

Жидкость, орошающая насадку, по мере перетекания по насадке вниз, относится к стенкам колонны, что нарушает равномерность ее распределения по насадке. Поэтому, насадочные тела помещают в колонне отдельными ярусами высотой 1 - 3 м. Каждый ярус расположен на отдельной опорной решетке. Между ярусами оставляют свободные пространства высотой 300 - 500 мм, служащие для перераспределения потоков протекающих газов и установки распределительных тарелок. Жидкость, попадая от стенок колонны на распределительную тарелку, снова орошает ярус насадки по всей его площади. Одновременно с этим тарелка, создавая сопротивление проходу газов, способствует их перемешиванию и равномерному распределению в них поглощаемого компонента.

Из основных технических данных на цельносварные аппараты с насыпной насадкой диаметром 2000 мм выбираем высоту яруса насадки 3000 мм, а высоту свободного пространства - 500 мм.

Заполнение и выгрузка ярусов насадки осуществляется через специальные люки, вваренные в корпус колонного аппарата. Для каждого яруса насадки в корпусе аппарата имеется два люка, расположенные обычно в противоположенных направлениях. Для колонны диаметром 1000 - 2000 мм диаметр люка 500 мм. Расстояние от оси нижнего люка до нижней опорной решетки примем равным 300 мм. Расстояние между центрами люков равно 2200 мм. Учитывая, что проектируемый аппарат работает под атмосферным давлением, выбираем для люков круглые плоские фланцевые крышки типа I с подъемно-поворотным устройством. Люки изготавливают по ОСТ 26-2000-77. Условное обозначение люка типа X (для вертикального положения) с D = 500 мм: «Люк Х-4-500 ОН-26-01-10-65».



Рис. 3. Схема расположения люков и конструкция люка с плоской крышкой.

3.1 Выбор опорных решеток

Каждый ярус насадки располагается на опорной решетке. Такие решетки должны иметь достаточное проходное сечение, быть прочными, имея нагрузку от силы тяжести насадки и стекающей жидкости, и удерживать насадку, чтобы она не проваливалась в имеющиеся щели в решетке.

Основные размеры решетки под насадки из колец Рашига для колонны диаметром D_B= 2000 мм :

D=1845 мм; t=42 мм ; S=12 мм; толщина решетки равна 50 мм.



Рис. 3.1 Конструкция опорной решетки под насадку из колец Рашига.

3.2 Выбор перераспределительных и питающей (распределительной) тарелок

Для равномерного распределения жидкости по поверхности насадки аппараты оснащены распределительными тарелками типа ТСН-III и пере распределительными тарелками типа ТСН-II.

Под опорной решеткой каждого яруса, кроме нижнего, устанавливается пере распределительная тарелка ТСН-II, служащая для интенсификации массообмена путем перераспределения жидкости от стенок колонны по всему сечению.

Основные размеры тарелки ТСН-II при диаметре колонны 2000 мм:

D₁=1370 мм; D₂=1350 мм; h=730 мм; h₁=310 мм; n=156; n₁=8; d=57 мм.

Материал для изготовления тарелки - сталь Х18Н10Т.



Рис. 3.2.1 Тарелка ТСН-II.

Для равномерного распределения жидкости по поверхности насадки верхнего яруса используется питательная тарелка ТСН-III. Основные размеры тарелки ТСН-III при диаметре колонны 2000 мм:

D₁=1370 мм; D₂=1450 мм; D₃=330 мм; h=180 мм; n=142; n₁=30; d=57 мм. Материал для изготовления тарелки - сталь Х18Н10Т. Крепление тарелки осуществляется с помощью болтов к трем кронштейна, приваренным к внутренней поверхности корпуса.

Рис. 3.2.2 Тарелка ТСН-III.



3.3 Выбор опор аппарата

Установка аппарата на фундаменты или на специальных, несущие конструкции осуществляется с помощью опор. Непосредственно на фундаменты устанавливают лишь аппараты плоским днищем. Проектируемая ректификационную колонну устанавливается в вертикальном положении на открытой площадке с отклонением от прямолинейности оси корпуса аппарата по всей длине не более 50 мм с помощью опоры тип I.

Для обслуживания и осмотра колонны внутри опоры в ней предусмотрены два отверстия диаметром не менее 500 мм.

Размеры опоры следует подбирать с учетом примерного веса колонны с продуктом.

3.4 Выбор крышки и днищ аппарата

Сверху и снизу колонна оборудуется приварными крышкой и днищем. Крышка и днище является составными элементами корпуса колонны, органически связанна с ним и изготовляются из того же материала - сталь Х18Н10Т.

Для крышки и днища колонны используем стандартные эллиптические днища, штампованные из листового материала по ГОСТ 6533-88. Условное обозначение днища с D_B = 2000 мм, S = 6 мм из стали марки Х18Н10Т: «Днище 2000х6- Х18Н10Т ГОСТ 6533-88».

Основные размеры:

D_в=2000 мм; h=450 мм; h₁=90 мм; S=12 мм.



Рис.3.4. Днище колонны.

3.5 Устройства для строповки

При сборке и монтаже ректификационной колонны необходимо предусмотреть устройства для строповки, в качестве которых пользуются цапфы, крюки, ушки, штыри. Использование штуцеров колонны в качестве устройств для строповки недопустимо, т.к. они не рассчитаны на те виды нагрузок (изгиб, растяжение и т.д.), которые возникают при монтаже и демонтаже колонны. В качестве стропового устройства выбираем цапфу стальную приварную.

Рис.3.5. Устройства для строповки: ушки, крюки, цапфы

3.6 Расчет диаметров штуцеров, подбор фланцев и прокладок

Штуцер - патрубок с фланцем, используется для присоединения к колонне трубопроводов, по которым к нему подводятся или от него отводятся технологические среды (рис. 3.6).



Рис. 3.6. Штуцер: 1 - патрубок; 2 - фланец.

Основными штуцерами являются штуцера для питательной смеси, кубового остатка, флегмы и пара.

Диаметры патрубков определим из уравнения расхода:

G_F=2,5 кг/с

G_W=1,98 кг/с

G_V= G_F·(R+1)=0,52· (4,63+1)=2,93 кг/с

G_R= G_F·R=0,52· 4,63=2,41 кг/с

При t_xF=105,4°С, с_F=1000 кг/м³ - плотность исходной смеси.

При t_xW=117,8°С, с_W=925,4 кг/м³ - плотность кубового остатка.

При t_xR=100,2°С, с_R=957,6 кг/м³ - плотность флегмы/

с_y=1,24 кг/м³ - плотность паров, поднимающихся по колонне.

Тогда, объемные расходы равны

V_F==2,5· 10^-3 м³/с,

V_W==2,14 · 10^-3 м³/с,

V_V==2,63 м³/с,

V_R==2,52· 10^-3 м³/с.

а диаметры штуцеров

-для ввода питательной смеси:

d==0,065 м.

Для изготовления патрубка штуцера для вывода кубового остатка используем стандартную трубу (ГОСТ 9941-81) стальную углеродистую холоднотянутую диаметром 70х3,5 (внутренний диаметр 0,063 м).

-для вывода кубового остатка:

d==0,065 м.

Для изготовления патрубка штуцера для ввода питательной смеси используем стандартную трубу (ГОСТ 9941-81) стальную углеродистую холоднотянутую диаметром 70х3,5 (внутренний диаметр 0,063 м).

-для вывода пара:

d==0,347 м.

Для изготовления патрубка штуцера для ввода вывода пара используем стандартную трубу (ГОСТ 9941-81) стальную углеродистую горячекатаную диаметром 377х10 (внутренний диаметр 0,357 м).

-для ввода флегмы:

d==0,067 м.

Для изготовления патрубка штуцера для ввода питательной смеси используем стандартную трубу (ГОСТ 9941-81) стальную углеродистую холоднотянутую диаметром 70х3,5 (внутренний диаметр 0,063 м).

Для изготовления штуцеров выберем фланцы (рис. 7.8.) арматуры соединительных частей и трубопроводов (ГОСТ 1235-67, 1255-67, 12821-67, 12830-67) тип 1.

Основные размеры фланцев:

- для штуцера выводы паров из колонны;

Dу = 350 мм; d_н = 347 мм; D_ф = 485 мм; D_б= 445 мм; D₁ = 415 мм; h=22 мм. Болты М20, z=16.

- для штуцеров ввода питательной смеси и флегмы и вывода кубового остатка берем одинаковые фланцы:

D_у = 65 мм; d_н =76 мм; D_ф = 160 мм; D_б=130 мм; D₁=110 мм; h=22 мм. Болты М12, z=4 шт.



4. Гидравлический расчет

Цель гидравлического расчета - определение величины сопротивлений различных участков трубопроводов и теплообменника и подбор насоса, обеспечивающего заданную подачу и рассчитанный напор при перекачке исходной смеси.

Различают два вида сопротивлений (потерь напора): сопротивления трения (по длине) h_l и местные сопротивления h_мс.

Для расчета потерь напора по длине пользуются формулой Дарси-Вейсбаха

где - гидравлический коэффициент трения;

- длина трубопровода по которому протекает теплоноситель, м;

d - диаметр трубопровода, м;

²/2g - скоростной напор, м.

Для расчета потерь напора в местных сопротивление применяется формула Вейсбаха

где - коэффициент местных сопротивлений;

²/2g - скоростной напор за местным сопротивлением, м.



4.1 Определение геометрических характеристик трубопровода, скоростей и режимов движения в нем теплоносителей

Расчет гидравлических сопротивлений трубопровода

Так как температура исходной смеси на разных участках выбранной для расчета схемы различная, то для повышения точности выполнения расчета разобьем трубопровод на участки:

-всасывающая линия;

-участок напорного трубопровода от насоса до теплообменника;

-теплообменник;

-участок напорного трубопровода от теплообменника до конечной точки (ректификационная колонна).

Диаметры всасывающего и напорного трубопроводов определим из уравнения расхода

V_F=

где v_F - скорость движения смеси на рассматриваемом участке трубопровода, м/с; d - диаметр трубопровода, м;

=м³/с - объёмный расход питательной смеси.

Диаметр напорного трубопровода примем равным диаметру штуцера для ввода питательной смеси в колонну 70х3,5 мм (внутренний диаметр d_н=70 - 3,5•2= 63мм).



Рис. 4.1 Расчетная схема: 1 - насос; 2 - емкость; 3 - теплообменник; 4 - ректификационная колонна.

Скорость исходной смеси на участке напорного трубопровода:

Скорость во всасывающем трубопроводе примем равной 0,6 м/с.

Тогда

d_вс.

Для изготовления всасывающего трубопровода примем трубу диаметром 80х4 (внутренний диаметр d_вс=80 - 4•2= 72мм).

Скорость во всасывающем трубопроводе

.

В качестве подогревателя исходной смеси нами выбран двухходовой вертикальный теплообменник с диаметром кожуха аппарата 400 мм, с числом труб в решетке 100 (50 в одном ходе), с длиной труб 3000 мм, трубы стальные бесшовные диаметр 25х2 мм (внутренний диаметр 21 мм).

Скорость движения смеси в трубах теплообменника

Геометрические размеры трубопровода (длины и высоты подъема) выбираем произвольно, т.к. разработка монтажной схемы в задачу настоящего проекта не входит.

-h_вс=0,7 м - высота всасывания;

-l_вс=1,6 м - длина всасывающего участка трубопровода;

-l_н=22 м - длина напорного участка трубопровода;

-l_н^?=9 м - длина напорного участка трубопровода от насоса до теплообменника;

-H=17 м - максимальная высота подъема от насоса.

4.2 Расчет сопротивлений на всасывающем участке трубопровода

Определим режим движения смеси на всасывающем участке трубопровода:

- турбулентный

=0,835·10^-6 м²/с

Принимая трубу гидравлически гладкой, определим коэффициент трения л по формуле Блазиуса:

л===0,0209

Проверим трубу на шероховатость, рассчитав толщину вязкого подслоя д и сравнив ее с величиной абсолютной шероховатости стальной бесшовной кровли трубы Д=2,5·10^-5 м

д>Д, значит труба гидравлически гладкая и л=л_гл=0,0209. На всех остальных участках трубопровода будем считать трубу также гидравлически гладкой.

=0,209=0,0088 м.

Согласно схеме насосной установки на всасывающей линии имеются следующие местные сопротивления:

вход в трубу -о_вх = 0,5

два плавных поворота на 90° - о₁ = о₂= 0,14;

Следовательно, У о = 2·0,14 + 0,5 =0,78, а по формуле

.

4.3 Расчет сопротивлений на напорном участке трубопровода насоса до теплообменника

- турбулентный

=0,019.

Согласно расчетной схеме на напорном участке трубопровода от насоса до теплообменника не имеется местных сопротивлений, поэтому

Суммарные потери напора на участке напорного трубопровода от насоса до теплообменника

.

4.4 Расчет сопротивлений теплообменника

Определим потери напора по длине теплообменных труб

- турбулентный

=0,525 м²/с при температуре t_{xF ср}==70,7°С

=0,03.

Определим напор, теряемый в местных сопротивлениях теплообменника

Предварительно вычислим площади потока на различных участках.

Площадь поперечного сечения штуцера

.

Площадь поперечного сечения крышки (свободного сечения аппарата)



Рис. 4.2 Коэффициенты местных сопротивлений теплообменника

Площадь поперечного сечения 50-и труб одного хода теплообменника

Коэффициент местных сопротивлений:

а) при входе потока через штуцер в крышку (внезапное расширение)

б) при входе потока из крышки в трубы (внезапное сужение)

в) при входе потока из труб в крышку (внезапное расширение)

г) далее согласно схеме на рис. 4.2

525

д) при выходе потока из крышки в штуцер (внезапное сужение)

;

Вычислим потери напора в местных сопротивлениях:

Суммарные потери напора в местных сопротивлениях теплообменника

Общие потери потока (по длине и в местных сопротивлениях теплообменника)

h_т = h_l + ? h_мс = 0,0109+0,0494 = 0,0603 м.

4.5 Расчет сопротивления участка напорного трубопровода от теплообменника до колонны

- турбулентный



где 0,371м²/с при температуре 105,4°С

=0,016

Участок напорного трубопровода от теплообменника до колонны включает два плавных поворота на 90°, сумма коэффициентов местных сопротивлений которых равна о_пов=0,28.

h_н = h_l + h_мс = 0,108 + 0,0137 = 0,122 м.

Суммарные потери напора в насосной установке (сети)

?h_п = h_вс + h_н^' + h_т + h_н = 0,0236 + 0,094 + 0,061 + 0,122 = 0,3 м.



5. Подбор насоса

Определение требуемого напора насоса

Требуемый напор насоса определяется по формуле

где - геометрическая высота подъёма жидкости, м;

- высота, обусловленная разностью давлении в колонне и в ёмкости, м;

- суммарные потери напора в сети, м.

Так как давление в колонне и в ёмкости атмосферное, то высота, обусловленная разностью этих давлений равна нулю. Тогда характеристика сети примет вид

=(17+0,7)+0,3=18 м.

Выбор типа и марки насоса по расчетному напору и заданной подаче

По рассчитанному напору Н_тр=18 м и заданной подаче V _F = 0,0025 м³/с (9 м³/ч) подбираем насос. Для перекачки смеси выбираем насос CR 10-2 с подачей Q= 10,7 м³/ч и напором Н_тр=25,2 м.

5.1 Проверка условий работы насоса на сеть

Построение характеристики насоса и трубопровода.

Определение рабочей точки насоса.

Для проверки условий работы выбранного насоса на сеть наложим на рабочие характеристики насоса характеристику сети (рис. 5.1).

Для построения характеристики сети рассмотрим характеристику (уравнение) трубопровода

где - статический напор, м.

Н_ст=17,7 м

Так как трубопровод эксплуатируется при турбулентном режиме движения, то потери напора пропорциональны квадрату скорости, а, следовательно, и подачи

Уh_п = bQ²

где b - коэффициент пропорциональности, определяемый по координатам точки D, лежащей на этой кривой.

Уравнение кривой сопротивления трубопровода, выражающей собой потребные напоры насоса при различных расходах (подачах) по заданному трубопроводу

Н_тр = 17,7 + 3,7·10^-3·Q²

Характеристику трубопровода занесем в таблицу 5.1.



Таблица 5.1

Q	Нст, м	?h, м	Нтр= Нст+bQ2, м

Подобные документы

• Расчет ректификационной колонны для разделения смеси ацетон-вода с ситчатыми тарелками

  Расчет ректификационной колонны непрерывного действия для разделения бинарной смеси ацетон-вода. Материальный баланс колонны. Скорость пара и диаметр колонны. Гидравлический расчет тарелок, определение их числа и высоты колонны. Тепловой расчет установки.
  
  курсовая работа [2,2 M], добавлен 02.05.2011
  

• Расчёт ректификационной колонны непрерывного действия

  Понятие и технологическая схема процесса ректификации, назначение ректификационных колонн. Расчет ректификационной колонны непрерывного действия для разделения смеси бензол-толуол с определением основных геометрических размеров колонного аппарата.
  
  курсовая работа [250,6 K], добавлен 17.01.2011
  

• Проект ректификационной установки непрерывного действия

  Расчет ректификационной колонны с ситчатыми тарелками для разделения бинарной смеси ацетон – бензол. Определение геометрических параметров колонны, гидравлического сопротивления и тепловых балансов. Расчет вспомогательного оборудования установки.
  
  курсовая работа [1,4 M], добавлен 16.06.2023
  

• Проект ректификационной установки для разделения бинарной смеси "вода - уксусная кислота"

  Проект ректификационной установки непрерывного действия для разделения бинарной смеси "вода - уксусная кислота". Технологическая схема и ее описание. Подбор конструкционного материала. Подробный расчет ректификационной колонны и холодильника дистиллята.
  
  курсовая работа [738,6 K], добавлен 23.03.2015
  

• Проектирование ректификационной колонны непрерывного действия для разделения бинарной смеси метанол-вода

  Особенности проектирования установки для непрерывной ректификации бинарной смеси метиловый спирт–вода с производительностью 12 т/ч по исходной смеси. Описание технологической схемы процесса, составление материального баланса, тепловой расчет дефлегматора.
  
  курсовая работа [30,7 K], добавлен 17.05.2014
  

• Расчет и проектирование ректификационной установки непрерывного действия для разделения бинарной смеси: бутан-пентан

  Материальный баланс колонны ректификационной установки. Построение диаграммы фазового равновесия. Число теоретических тарелок колонны, расход пара и флегмы в колонне. Внутренние материальные потоки. Расчет площади поверхности кипятильника и дефлегматора.
  
  курсовая работа [1,3 M], добавлен 11.05.2015
  

• Проектирование ректификационной установки для непрерывного разделения смеси бензол-толуол

  Проектирование ректификационной установки для непрерывного разделения смеси бензол-толуол под атмосферным давлением. Подробный расчет ректификационной колонны и парового подогревателя исходной смеси. Куб-испаритель, дефлегматор и холодильники остатка.
  
  курсовая работа [223,7 K], добавлен 15.10.2011
  

• Проектирование ректификационной колонны непрерывного действия

  Материальный баланс ректификационной колонны непрерывного действия для разделения ацетона и воды, рабочее флегмовое число. Коэффициенты диффузии в жидкости для верхней и нижней частей колонны. Анализ коэффициента массопередачи и расчет высоты колонны.
  
  курсовая работа [107,7 K], добавлен 20.07.2015
  

• Ректификационная установка непрерывного действия

  Описание действия установки для разделения бинарной смеси этанол - вода. Составление и описание технологической схемы ректификационной установки, расчет основного аппарата (колонны), подбор вспомогательного оборудования (трубопроводов и обогревателя).
  
  курсовая работа [480,7 K], добавлен 08.06.2015
  

• Расчет ректификационной установки

  Материальный и тепловой расчеты ректификационной колонны непрерывного действия, дефлегматора, подогревателя исходной смеси и холодильников для охлаждения готовых продуктов разделения. Выбор питающего насоса по расходуемой энергии конденсатоотводчика.
  
  курсовая работа [10,0 M], добавлен 17.05.2010
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам