Расчет насадочной ректификационной колонны непрерывного действия

РОССИЙСКИЙ ХИМИКО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

им. Д.И. МЕНДЕЛЕЕВА

КАФЕДРА ПРОЦЕССОВ И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ

ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

К КУРСОВОМУ ПРОЕКТУ

ПО ПРОЦЕССАМ И АППАРАТАМ

НА ТЕМУ: «РЕКТИФИКАЦИОННАЯ УСТАНОВКА НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ 4,1 т/ч БИНАРНОЙ СМЕСИ АЦЕТОН-ЭТАНОЛ»

МОСКВА 1997

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 подхода к расчету и проектированию ректификационных и абсорбционных установок имеют 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 хF.



Рисунок 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 для кубовой жидкости

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 хW , 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 хР , 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.

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 ректификационной 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 насадок.

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 в следствии меньшей удельной поверхности эффективность крупных насадок несколько ниже. Поэтому насадку большого размера применяют, когда требуется высокая производительность и сравнительно невысокая степень чистоты продуктов разделения.

Для данного случая примем насадку из керамических колец Рашига размером мм. Удельная поверхность насадки а = 87,5 м2/м3, свободный объем 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.

Материальный баланс колонны и рабочее флегмовое число

Содержание легколетучего компонента:

- в исходной смеси;

- в дистилляте;

- в кубовом остатке;

т/ч кг/с - производительность по исходной смеси.

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

Отсюда находим:

кг/с.

кг/с.

Нагрузки ректификационной колонны по пару и жидкости определяются рабочим флегмовым числом R; его оптимальное значение Rопт можно найти путём технико-экономического расчета.

Используют приближенные вычисления, основанные на определении коэффициента избытка флегмы (орошения) =RRmin. Здесь Rmin - минимальное флегмовое число:

,

где xF и xP- мольные доли легколетучего компонента соответственно в исходной смеси и дистилляте, кмоль/кмоль смеси; yF- 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. Пересчитаем составы фаз из массовых долей в мольные по соотношению:

кмоль/кмоль см.

где Mccl4 и Мтол - молекулярные массы соответственно хлороформа и бензола, кг/кмоль.

Аналогично найдем:

кмоль/кмоль см.

кмоль/кмоль см.

- 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.2) находим N. Результаты расчетов рабочего флегмового числа представлены на рис. 3 и приведены ниже:

Таблица 1 - Расчет рабочего флегмового числа

?	1,05	1,5	2,0	2,5	5,0
R	1,974	2,82	3,76	4,7	9,4
N	26	18,5	16	14,5	11
N(R+1)	76,8	70,67	76,16	82,65	114,4

Условно-оптимальное значение R=3,032.

При R=3,032 =1,613.

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

Lв=РRМверх/Мр

Lн=PRMниж/Мр+FMниж / МF,

где МP и MF - мольные массы дистиллята и исходной смеси; МВ и МН - 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:

Мверх=Мa хср в+Мc(1- хср в),

Мниж= М a хср н+Мc(1- хср н);

где Мa и Мc - мольные массы ацетона и этил. спирта соответственно;

хср в и хср н - средний мольный состав жидкости в верхней и нижней частях колонны:

кмоль/кмоль см.

кмоль/кмоль см.

Тогда:

кг/кмоль.

кг/кмоль.

Мольная масса исходной смеси:

кг/кмоль.

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

кг/с.

кг/с.

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

где МВ и МН - средние мольные массы паров в верхней и нижней частях колонны:

МВ=МA yср в+Мc(1- yср в)

МН=М a yср н+Мc(1- yср н),

где

.

.

Тогда:

МВ=580.709+46(1-0.709)=54.508 кг/кмоль.

МН=580.238+46(1-0.238)=48.856 кг/кмоль.

Подставив численные значения, получим:

кг/c.

кг/c.

Для ректификационных колон, работающих в плёночном режиме при атмосферном давлении, рабочую скорость можно принять на 20-30% ниже скорости захлёбывания. Придельную фиктивную скорость пара, при которой происходит захлёбывание колонны находим по формуле:

[1,c 127]

Определим недостающие параметры:

a) По диаграмме t-x-y: для пара tн = 73.4°C tв = 61.1°C.

для жидкости tн = 70.4°C tв = 60°С.

б) Тогда

кг/м3.

кг/м3.

?a = 746 кг/м3.

?c = 754 кг/м3.

кг/м3.

кг/м3.

или

Вязкости:

lg?x = xcplg?a + (1-xcp)lg?c ?a=0.23 мПа c ?c=0.591 мПа с.

?xв=0.326 мПа с ?xн=0.447 мПа с.

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

Удельная поверхность а = 87.5 м2/м3.

Свободный объём ??= 0.785 м3/м3.

Насыпная плотность 530 кг/м3.

Предельная скорость паров:

.

Ориентировочный диаметр колонны определяют из уравненную 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:

dст=1 м

Решение графическое:

m - средний коэффициент распределения в условиях равновесия;

mcpв = 2.2369;

mcpв = 1.3736.

Результаты вычисления площади криволинейной трапеции:

n0в = 13.11.

n0н = 5.15.

Общую высоту единиц переноса найдем по уравнению аддитивности:

Отношение нагрузок по пару и жидкости:

для верха .

для низа .

где .

Высота единиц переноса в жидкой фазе:

.

Ф и с - коэффициенты, определяемые по зависимости от плотности орошения Ls и ?/?п [1, c129 ].

.

Lsв = 1.496 кг/м2 ч.

Lsн = 27366 кг/м2 ч.

Фв = 0.067 Фн = 0.075.

?/?п )в = 50% сн = 1.08 ?в = 210.

(?/?п )н = 53% сн = 1.08 ?н = 210.

z - высота слоя насадки до 3 м.

Pасчет коэффициента молекулярной диффузии в жидкой Dx и паровой Dy фазах. Коэффициент диффузии в жидкости при средней температуре t (в °С) равен:

Dx =Dx 20[1+b(t-20)].

в(20 0С)=0.322 мПас.

н (20 0С)=0.119мПас.

Мольные объемы в жидком состоянии при температуре кипения:

V a=59.2 см3моль Vc=74 см3моль.

Коэффициент диффузии в жидкости Dx 20 при 20° C:

[1, c129]

где А, В- коэффициенты, зависящие от свойств растворенного вещества и растворителя;

х- вязкость жидкости при 20 °С, мПас.

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

.

Для нижней части колонны:

.

Температурный коэффициент b определяют по формуле:

где х и х принимают при температуре 20 0С.

a= 791 кгм3 c= 789 кгм3.

Тогда для верхней части колонны:

.

Для нижней части колонны:

.

Отсюда:

Dx =Dx 20[1+b(t-20)] [1, c129].

Для верхней части колонны:

Dх в=5.3110-9[1+0.0123(60-20)]= 7.9210-9 м2с.

Высоту ректификационной колонны определим по формуле:

Hк =nz+( n - 1) hp + zв + zн, [1, c130].

где h - расстояние между тарелками, м; zв и zн - расстояние соответственно между верхней тарелкой и крышкой колонны и между днищем колонны и нижней тарелкой, м. Выбор значении zв и zн производится по таблице. Подставив, получим:

м.

Гидравлическое сопротивление насадки:

[1, c130]

[ 1, c11]

Плотность орошения:

.

м3/м2 с.

м3/м2 с.

.

Полное гидравлическое сопротивление ректификационной колонны:

.

Расчёт теплообменных аппаратов. Расчёт пластинчатого теплообменника - подогревателя. Выбрать тип, рассчитать и подобрать нормализованный конструкции пластинчатого теплообменника для подогрева G2= F = 1.1389 кг с органической жидкости от температуры t2н=25°C до t2к=65.6°C. При средней температуре t2=0.5(25+65.6)=45.3°C ;c2= 2632 Дж / кгК.

Для подогрева использовать насыщенный водяной пар давлением 0.4 Мпа. Температура конденсации t1=142.9°C. Характеристики конденсации при этой температуре:r1=2141000 Дж кг.

Тепловая нагрузка аппарата составит:

Q= 1.05G2c2( t2к - t2н) = 1.051.13892632(65.6-25) = 127787 Вт [3, c519].

Расход пара определим из уравнения теплового баланса:

кг/с [2, c349].

Средняя разность температур:

.

Коэффициенты теплопередачи в пластинчатых теплообменниках выше, чем их ориентировочные значения. Примем Kор= 1250 Вт м2К. Тогда ориентировочное значение требуемой поверхности составит:

.

Теплообменник, поверхностью F = 1.5 м2, подходит с запасом = 46.28 %.

Расчёт кожухотрубчатого конденсатора (дефлегматора). Рассчитать и подобрать нормализованный вариант конструкции кожухотрубчатого конденсатора смеси паров органической жидкости и паров воды (дефлегматора) для конденсации G1 = P = 1.59 кг с паров. Удельная теплота конденсации смеси r1= 534300 Дж/кг, температура конденсации 56.6°С. Физико-химические свойства конденсата при температуре конденсации 1= 0.162 Вт / м К; 1= 748.8 кг м3; 1= 0.0000251 Пас. Тепло конденсации отводить водой с начальной температурой t2н= 20 °С.

Примем температуру воды на выходе из конденсатора t2к= 40°С.

c2 =4190 Дж / кгК.

Тепловая нагрузка аппарата составит:

Q= G1r1 = 1.59534300 = 903943.3 Вт [2, c349].

Расход воды:

кг/с.

Средняя разность температур:

.

Примем Kор = 600 Вт м2К. Тогда ориентировочное значение требуемой поверхности составит:

.

Задаваясь числом Re2= 15000, определим соотношение n /z для конденсатора из труб диаметром dн= 202 мм:

,

где n - общее число труб;

z - число ходов по трубному пространству;

d - внутренний диаметр труб, м.

Уточнённый расчёт поверхности теплопередачи. В соответствии с табличными значениями соотношение n /z принимает наиболее близкое к заданному значению у конденсаторов с диаметром кожуха D = 400 мм, диаметром труб 202 мм, числом ходов z = 2 и общим числом труб n = 166.

n /z = 166 2 = 83.

Наиболее близкую к ориентировочной поверхность теплопередачи имеет нормализованный аппарат с длиной труб L = 6 м; F = 63 м2 . Действительное число Re2 равно:

.

Коэффициент теплоотдачи к воде определим по уравнению:

,

Коэффициент теплоотдачи от пара компенсирующегося на пучке горизонтально расположенных труб, определим по уравнению:

Вт / м2 К.

Сумма термических сопротивлений стенки труб из нержавеющей стали и загрязнения со стороны воды и пара равна:

.

Коэффициент теплопередачи:

Вт / м2 К.

Требуемая поверхность теплопередачи:

.

Конденсатор с длиной труб 3 м и поверхностью 3.5 м2 подходит с запасом:

.

Гидравлическое сопротивление р2 рассчитывается по формуле:

.

Коэффициент трения по формуле равен:

.

.

Скорость воды в штуцерах:

.

Гидравлическое сопротивление:

Расчёт кожухотрубчатого испарителя. Рассчитать и подобрать нормализованный вариант конструкции кожухотрубчатого испарителя ректификационной колонны с получением G2= W= 1.425 кг с паров водного раствора органической жидкости. Кипящая при небольшом избыточном давлении и температуре t2= 78°С жидкость имеет следующие физико-химические характеристики: 2=737 кг/м3; 2=0.000448 Пас; 2=17.510-3 нм; с2=3218 Дж/кгК; 2=0.169 Вт/м К; r2= 846240 Джкг. Плотность при атмосферном давлении по=1.6984 кг/м3, плотность паров над кипящей жидкостью п=1.6984 кг/м3.

В качестве теплоносителя использовать насыщенный водяной пар давлением 0.4 Мпа.

Удельная теплота конденсации r1=2141000 Джкг, температура конденсации t1=142.9°С.

Физико-химические характеристики конденсации при этой температуре:

1=926 кг / м3 ; 1 = 0.000196 Пас ; 1= 0.685 Вт / мК.

Тепловая нагрузка аппарата:

Вт.

Расход греющего пара определим из уравнения теплового баланса:

кг/с.

Средняя разность температур:

tср= t1 - t2= 1429 - 78 = 64.9°С.

В соответствии с табличным значением примем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи Kор=1400 Вт/м2К. Тогда ориентировочное значение требуемой поверхности составит:

.

В соответствии с табличной поверхностью, близкую к ориентировочной, может иметь теплообменник с высотой труб l=2 м, Dкожуха=400 мм, dтруб=252 мм, общим числом труб = 100, числом ходов =2. Требуемая поверхность составит F = 13.5 м2.

В выбранном теплообменнике запас поверхности:

Расчёт холодильника кубовой жидкости (кожухотрубчатого теплообменника). Рассчитать и подобрать нормализованный кожухотрубчатый теплообменник для теплообмена между двумя растворами. Горячий раствор в количестве G2= W= 0.7193 кг с охлаждается от t2н= 78°С до t2к=25°С. Начальная температура воды равна t2н= 20 0С.

Горячая жидкость при средней температуре t1=51.5°С имеет следующие физико-химические характеристики: 1=766.5 кг/м3; 1=0.178 Вт/мК; 1=0.000746 Пас; с1=2927 Дж/кгК.

Холодная жидкость температуре t2=30 °С имеет следующие физико-химические характеристики: 2=986 кг/м3; 2=0.662 Вт/мК; 2=0.000804 Пас; с2=4190 Дж/кгК.

Тепловая нагрузка аппарата:

Q= G1с1(t1н- t1к)=0.71932927(78 - 25)=111586 Вт.

Расход охлаждающей воды:

кг/с.

Определение средне-логарифмической разности температур:

.

Ориентировочный выбор теплообменника:

Примем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи Kор=800 Вт/м2К. Тогда ориентировочное значение требуемой поверхности теплообмена составит:

Расчёт холодильника дистиллята (кожухотрубчатого теплообменника). Рассчитать и подобрать нормализованный кожухотрубчатый теплообменник для теплообмена между двумя растворами. Горячий раствор в количестве G2= P= 0.4196 кг с охлаждается от t1н= 56.6°С до t1к=25°С . Начальная температура холодного раствора равна t2н= 20 °С. Горячая жидкость при средней температуре t1= 40.8°С имеет следующие физико-химические характеристики:с1=2292.5 Дж/кгК. Холодная жидкость температуре t2=30 °С имеет следующие физико-химические характеристики: 2=996 кг/м3; 2=0.618 Вт/мК; 2=0.000804 Пас; с2=4190 Дж/кгК.

Тепловая нагрузка аппарата:

Q= G1с1(t1н- t1к)=0.41962292.5(56.6 - 25)=30397 Вт.

Расход охлаждающей воды:

кг/с.

Определение средне-логарифмической разности температур:

.

Ориентировочный выбор теплообменника:

Примем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи Kор=800 Вт/м2К. Тогда ориентировочное значение требуемой поверхности теплообмена составит:

Подбираем теплообменник:

Lтруб=3 м, dтруб=202 мм, Dкожуха=400 мм, F=31 м2, число ходов=2.

Требуемая поверхность составит F = 25.61 м2.

В выбранном теплообменнике запас поверхности:

.

Расчёт ёмкости для исходной смеси и продуктов разделения

,

Где G - расход жидкости, кг с.

= 2 часа = 23600 = 7200 сек - время.

- плотность жидкости, кг м3.

= 0.8 - коэффициент заполнения.

Ёмкость для исходной смеси:

.

Ёмкость для сбора дистиллята:

.

Ёмкость для кубовой жидкости:

.

Расчёт и выбор насоса. Подобрать насос для перекачивания исходной смеси ацетон- этанол при температуре 20 °С из открытой ёмкости в аппарат, работающий под избыточным давлением 0.1 Мпа. Расход жидкости 1.1389 кгс. Геометрическая высота подъёма жидкости 15 м. Длина трубопровода на линии всасывания 15 м, на линии нагнетания 40 м.

Проверить возможность установки насоса на высоте 4 м над уровнем жидкости в ёмкости.

Выбор трубопровода. Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую скорость течения жидкости, равную 2 мс. Тогда диаметр равен:

.

Выбираем стальную трубу наружным диаметром 38 мм, толщиной стенки 2 мм (по таблице). Внутренний диаметр трубы d = 0.034 м. Фактическая скорость воды в трубе:

м/с.

Примем, что коррозия трубопровода незначительна.

Определение потерь на трение местные сопротивления:

,

т.е. режим течения турбулентный. Примем абсолютную шероховатость равной =210-4 м. Тогда:

.

Далее получим:

.

Таким образом, в трубопроводе имеет место смешанное трение, и расчет следует проводить по формуле:

.

.

Такой напор при заданной производительности обеспечивается одноступенчатыми центробежными насосами. Учитывая широкое распространение этих насосов в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно эти насосы.

Полезную мощность насоса определим по формуле:

Nп=gQH = 9.832.61.1389 = 363.9 Вт = 0.364 кВт.

Примем пер=1 и н=0.6 (для центробежного насоса средней производительности), найдём по формуле мощность на валу двигателя:

кВт.

По таблице устанавливаем, что заданной подаче и напору более всего соответствует центробежный насос марки Х20/53, для которого при оптимальных условиях работы Q=5.510-3 м3/с, Н=34.4 м, н=0.5. Насос обеспечен электродвигателем ВА 0-52-2 номинальной мощностью Nн=13 кВт, дв=0.87. Частота вращения вала n = 48.3 с-1.

Определение предельной высоты всасывания. Рассчитаем запас напора на кавитацию:

hз=0.3(Qn2)2/3=0.3(1.44510-348.32)2/3=0.6744 м.

По таблицам давлений насыщенного пара найдём, что при 20 °С pt=12025 Па.

Примем, что атмосферное давление равно р1=105 Па, а диаметр всасывающего патрубка равен диаметру трубопровода. Тогда по формуле найдём:

.

Таким образом, расположение насоса на высоте 4 м над уровнем жидкости в ёмкости вполне возможно.

Таблица 4 - Выбор насоса для отвода кубового остатка и дистиллят

Q расчетное, м3/с	Марка	Q , м3/с	Н, м	n, с-1	н	Электродвигатель
						тип	Nн,кВт
1.Qкуб.ост=0.719/785 =0.9210-3	Х 8/18	2.410-3	11.3	48.3	0.4	АО2-31-2	3
2.Qдист=0.42/785 = =5.3510-4	Х2/25	4.210-4	25	50	-	АОЛ-12-2	1.1

Расчёт конденсатоотводчика. Для отвода конденсата и предотвращения проскока пара в линию отвода конденсата, теплообменные аппараты, обогреваемые насыщенным водяным паром, должны снабжаться конденсатоотводчиками.

Расчёт поплавкового конденсатоотводчика состоит в определении диаметра условного прохода Dу по максимальному коэффициенту пропускной способности R.

Требуемое значение коэффициента пропускной способности определяют в зависимости от расхода водяного конденсата G (в т/ч) и перепада давления р (в МПа) между давлением пара и давлением в линии отвода конденсата:

.

р=0.4-0.1=0.3 МПа.

Конденсатоотводчик для кипятильника:

G=0.447 кг/с3.6 = 1.61 т/ч.

т/ч.

Dу=25 мм.

Конденсатоотводчик для подогревателя:

G=0.06 кг/с3.6 = 0.22 т/ч.

т/ч.

Dу=20 мм.

Определение толщины тепловой изоляции. Толщину тепловой изоляции и находят из равенства удельных тепловых потоков через слой изоляции от поверхности изоляции в окружающую среду:

где в=9.3+0.058tст2 - коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности изоляционного материала в окружающую среду, Вт/м2К; tст2 - температура изоляции со стороны окружающей среды; для аппарата, работающего в закрытом помещении, tст2= 40°С; tст1=142.9 °С - температура изоляции со стороны аппарата.

Ввиду незначительного термического сопротивления стенки аппарата по сравнению с термическим сопротивлением слоя изоляции, tст1 принимают равной температуре греющего пара tг1; tв=20 °С - температура окружающей среды; и - коэффициент теплопроводности изоляционного материала, Вт/мК.

Рассчитаем толщину тепловой изоляции:

в=9.3+0.05840 = 11.62 Вт/м2К.

В качестве материала для тепловой изоляции выберем совелит (85% магнезия и 15% асбеста), имеющий коэффициент теплопроводности и=0.09 Вт/мК. Тогда получим:

.

Расчёт аппарата на прочность. Расчёт толщины обечайки. Исполнительную толщину тонкостенной гладкой цилиндрической обечайки, нагруженной внутренним избыточным давлением, рассчитывают по формуле:

D - внутренний диаметр обечайки, м;

[]- напряжение на растяжение для материала обечайки. Для стали Х18Н10Т []=134 мН/м2;

- коэффициент, учитывающий ослабление обечайки из-за сварного шва:

= 0.95.

.

.

.

ГОСТ 1 м =10 мм.

Расчёт толщины днища.

Считаем толщину стенки днища.

Вместо коэффициента ослабления из-за шва, возьмём коэффициент ослабления = 0.9. Тогда толщина стенки эллиптического или полусферического днища равна:

Список используемой литературы

1. Основные процессы и аппараты химической технологии. Пособие по проектированию под ред. Ю.И. Дытнерского. -М.: Химия,1987.

2. Павлов К.Ф., Романков П.Т., Косков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. -Л.: Химия,1987.

3. Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. - М.: Химия, 1971.

4. Справочник химика. Т2.- М-Л: Госхимиздат, 1963.

5. Альперт Л.З. Основы проектирования химических установок .- М.: Высшая школа, 1976.

6. Коган В.Б., Фридман В.М., Кафаров В.В. Равновесие между жидкостью и паром. - М-Л: Наука, 1986.

7. Лащинский А.А., Толчинский А.Р. Основы конструирования и расчёта химической аппаратуры .- Л.: Машиностроение, 1970.