Реферат: Расчёт ректификационной колонны 6непрерывного действия для разделения бинарной смеси бензол - у

ЗАДАНИЕ НА КУРСОВОЙ ПРОЕКТ

Рассчитать ректификационную колонну непрерывного действия для разделения бинарной смеси бензол - уксусная кислота по следующим данным:

1. Расход исходной смеси G_F = 5,0 кг/с.

2. Содержание низкокипящего компонента - бензола в процентах по массе:

· В исходной смеси – x_F = 35%;

· В дистилляте – x_D = 90 %;

· В кубовом остатке – x_W = 6 %.

3. Колонна работает под атмосферным давлением.

4. Тип ректификационной колонны – тарельчатая колпачковая.

Рассчитать холодильник дистиллята для ректификационной колонны (кожухотрубчатый теплообменник), если известно, что для охлаждения используется вода, начальная температура 15 ⁰ С, конечная - 35 ⁰ С.

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ 4

1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ СХЕМА РЕКТИФИКАЦИИ 5

2. ПОДБОР МАТЕРИАЛА 7

3. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ 8

4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЫ 10

5. МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ УСТАНОВКИ 19

6. РАСЧЕТ КОЖУХОТРУБЧАТОГО ТЕПЛООБМЕННИКА 2 6

ЗАКЛЮЧЕНИЕ 30

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 3 1

ВВЕДЕНИЕ

Ректификация – многократная дистилляция, проводимая таким образом, что восходящий поток пара взаимодействует с нисходящим потоком жидкости, обогащенной легколетучим компонентом. В результате массопередачи поднимающийся пар обогащается легколетучим компонентом, а стекающая жидкость труднолетучим. Ректификация заключается в противоточном взаимодействии паров, образующихся при перегонке, с жидкостью, получающейся при конденсации паров.

Разделение осуществляется обычно в колонных аппаратах при многократном или непрерывном контакте фаз. При каждом контакте из жидкости испаряется преимущественно низкокипящий компонент, которым обогащаются пары, а из паровой - конденсируется преимущественно высококипящий компонент, переходящий в жидкость. В результате обмена компонентами между фазами в конечном счете пары представляют собой почти чистый низкокипящий компонент. Эти пары выходящие из верхней части колоны после их конденсации в отдельном аппарате дают дистиллят (верхний продукт) и флегму - жидкость, возвращающуюся для орошения колоны и взаимодействия с поднимающимися в колоне парами. Снизу удаляется жидкость представляющая собой почти чистый высококипящий компонент - кубовый остаток (нижний продукт). Часть остатка испаряют в нижней части колоны для получения восходящего потока пара.

Ректификация известна с начала девятнадцатого века, как один из важнейших технологических процессов главным образом спиртовой и нефтяной промышленности. В настоящее время ректификацию всё шире применяют в самых различных областях химической технологии, где выделение компонентов в чистом виде имеет весьма важное значение (в производных органического синтеза, изотопов, полупроводников и различных других веществ высокой чистоты).

1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ СХЕМА РЕКТИФИКАЦИИ

Схема ректификационной установки непрерывного действия

1 – емкость для исходной смеси; 2 – подогреватель; 3 – колонна;

4 – кипятильник; 5 – дефлегматор; 6 – делитель флегмы; 7 – холодильник; 8 – сборник дистиллята; 9 – сборник кубового остатка

Рис. 1.1.

Исходную смесь из емкости 1 центробежным насосом подают в теплообменник 2 , где она подогревается до температуры кипения. Нагретая смесь поступает на разделение в ректификацион­ную колонну 3 , где состав жидкости равен составу исходной смеси x_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 x_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 _D , получаемой в дефлегматоре 5 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 емкость 8 .

Из кубовой части колонны насосом непрерывно выводится кубовая жидкость - продукт, обогащенный труднолетучим компонентом, который охлаждается в теплообменнике 7 и направ­ляется в емкость 9 .

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).

2. ПОДБОР МАТЕРИАЛА

При конструировании химической аппаратуры следует применять стойкие металлические и неметаллические конструкционные материалы в заданных агрессивных средах. Материалы должны быть химически и коррозионностойкими в заданной среде при её рабочих параметрах, обладать хорошей свариваемостью и соответствующими прочностными и пластическими характеристиками в рабочих условиях, допускать холодную и горячую механическую обработку, а также иметь возможно низкую стоимость и быть недефицитными. При выполнении прочностных расчетов в первую очередь сталкиваются с необходимостью оценки общей поверхностной коррозии выбираемого конструкционного материала, характеризующегося проницаемостью П мм/год.

Всегда нужно стремиться к выбору конструкционных материалов, характеризующихся минимальной проницаемостью.

В расчетах аппаратуры на прочность потеря по толщине материала на коррозию учитывается соответствующей прибавкой С, определяемой амортизационным сроком службы аппарата и проницаемость по формуле:

С = ПТ_а = 0,1·20 = 2мм. , где П ≤ 0,1 мм/год .

С – прибавка к расчетным толщинам; П = 0,1мм/год – скорость коррозии; Т_а = 20лет – срок службы аппарата.

Принимаем сталь Х18Н1ОТ, для которой = 134МПа. [4]

[] - допускаемое напряжение.

[] = η = 1·134 = 134МПа

η = 1 – поправочный коэффициент, учитывающий вид заготовки.

Сталь Х18Н1ОТ применяется для обечаек, днищ, фланцев, трубных решеток, болтов, шпилек, валов, патрубков штуцеров, корпусов крышек, тарелок, фланцев и других деталей сварной, кованной, литой химической аппаратуры, работающих со средами средней и повышенной стоимости в пределах t -254 до +600⁰ С и неограниченным давлением.

Остальные детали, не соприкасающиеся с токсичной, коррозионной средой, изготовляются из стали ст3.

3. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ

Таблица 3 . 1

Данные о равновесном составе пара над жидкостью. [3]

По данным таблицы строим линию равновесия и диаграмму равновесия между жидкостью и паром при постоянном давлении.

Линия равновесия.

Рис. 3.1.

Диаграмма равновесия между жидкостью и паром при постоянном давлении.

Рис. 3.2.

4. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЫ

4.1. Материальный баланс

Уравнение материального баланса.

G_F = G_D + G_W ;

G_F x_F = G_D x_D + G_W x_W ,

где G_F , G_D ,, G_W – производительность по исходной смеси, дистиллята и кубового остатка; X_F , X_D , X_W – содержание легколетучего компонента в исходной смеси, дистилляте и кубовом остатке, массовые доли.

Для дальнейших расчетов выразим концентрации в мольных долях.

Исходная смесь:

,

где M _Б , M _У.К. – молярная масса бензола и уксусной кислоты

Дистиллят:

Кубовый остаток:

Относительный мольный расход питания F :

Определим минимальное число флегмы R_min :

y =0,68 – мольная доля бензола в паре, равновесном с жидкостью питания, определяем по рис. 3.1.

Определим рабочее число флегмы:

R = 1,3· К + 0,3 = 1,3· 0,501 + 0,3 = 0,951

Уравнения рабочих линий:

а) верхней (укрепляющей) части колонны:

б) нижней (исчерпывающей) части колонны:

4.2. Определение скорости пара и диаметра колонны.

Средние концентрации жидкости:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны:

Средние концентрации пара находим по уравнению рабочих линий:

а) в верхней части колонны

б) в нижней части колонны

Средние температуры пара определяем по диаграмме t – ( x , y ) рис. 3.2.

а) при y ` = 0,734 t ` = 91,5 ⁰ C

б) при y `` = 0,317 t `` = 109 ⁰ C

Средние мольные массы и плотности пара:

а)

б)

Средняя плотность пара в колонне:

Температура вверху колонны при x_D = 0,874 равняется t_D = 81,7 ⁰ C, а в кубе – испарителе при x = 0,046 равняется t = 111,7 ⁰ C. (см. рис. 3.2.)

Плотность уксусной кислоты при 111,7 ⁰ C ρ _У.К. = 936,94 кг/м, а бензола при 81,7 ⁰ C ρ _Б =813.13 кг/м. [ 5 ]

Принимаем среднюю плотность жидкости в колонне:

Определяя скорость пара ω в колонне по данным принимаем расстояние между тарелками h = 300мм, С = 0,032.

Объемный расход проходящего через колонну пара при средней температуре в колонне t = (91,5 + 109)/2 = 100,25 ⁰ C

где М _D - молярная масса дистиллята, равная

M_D = 0, 874 ·78 + 0, 126 · 60 = 75 ,7кг/кмоль.

Диаметр колонны:

По [2] принимаем D = 1600мм, тогда скорость пара в колонне будет:

4.3. Гидравлический расчет колпачковой тарелки.

Принимаем следующие размеры колпачковой тарелки:

Высота сливного порога h = 50мм.

Диаметр патрубка принимают из ряда: 50, 75, 100, 125, 150.

Задаемся диаметром патрубка 75мм.

Диаметр колпачка находим из условия равенства скорости пара в газовом патрубке и в кольцевом сечении колпачка (т.е. если скорости пара равны, то равны их площади).

Примем толщину стенки патрубка 3мм.

Принимаем ширину прорези b _пр =5 мм,

высоту прорези h _пр =20 мм.

Количество колпачков на тарелке

Принимаем n = 45 штук.

Длина окружности колпачка:

Количество прорезей

где а - расстояние между прорезями, а=4 мм

Принимаем n _пр. = 38

Схема колпачка.

Рис. 3.1.

На каждой тарелке колонны расположено по 45 колпачков, каждый из которых имеет по 38 прямоугольных прорезей размером b h = 5 20мм. Расстояние между прорезями 4мм; расстояние между тарелкой и верхним краем прорезей h = 30мм.

Определяем скорость пара в прорезях:

Гидравлическое сопротивление тарелки в колонне рассчитывается по формуле:

∆ p = ∆ p + ∆ p + ∆ p

Сопротивление сухой тарелки:

ξ – коэффициент сопротивления колпачковой тарелки, равен 3,0;

ω - скорость пара в прорезях, м/с;

- средняя плотность пара в колонне.

Сопротивление вызываемого силами поверхностного натяжения:

σ = 19,8 ·10^-3 H/ м

σ – поверхностное натяжение, Н/м;

d - эквивалентный диаметр отверстия

, где f – площадь свободного сечения прорези; П – периметр прорези.

Тогда

.

Сопротивление столба жидкости на тарелке:

k – относительная плотность газожидкостного слоя, 0,5;

- средняя плотность жидкости в колонне, кг/м³ ;

l – расстояние от верхнего края прорези до конца порога, 20мм;

∆ h – градиент уровня жидкости, 10мм.

Общее сопротивление тарелки в колонне:

∆ p _общ = 230 + 10 + 223 = 463 Н/м²

4.4. Определение числа тарелок и высоты колонны.

На диаграмму х-у (см. рис.3.1.) наносим рабочие линии верхней и нижней части колонны и находим число теоретических тарелок. В верхней части колонны n ` = 3, в нижней части колонны n `` = 3, всего 6 тарелок.

Число тарелок рассчитываем по уравнению:

Для определения среднего к.п.д. η тарелок находим коэффициент относительной летучести разделяемых компонентов, и динамический коэффициент вязкости исходной смеси μ при средней температуре в колонне, равной 100,25 ⁰ С.

При этой температуре давление насыщенного пара бензола

P _Б = 1344 мм.рт.ст., уксусной кислоты P _У.К. = 420 мм.рт.ст. , откуда .

Динамический коэффициент вязкости при 100,25 ⁰ С бензола μ _Б =0,26·10Па·с и уксусной кислоты μ _У.К. = 0,46·10Па·с.

Принимаем динамический коэффициент вязкости исходной смеси

μ = 0,36·10Па·с.

Тогда αμ = 3,2· 0,36 = 1,15.

По графику находим η_ср = 0,48 [5, стр. 323].

Длина пути жидкости на тарелке

l = D – 2 b = 1600 – 2·300 = 1000 мм = 1,0 м.

По графику находим ∆ =0.03 [ 5 , стр. 324]

Тогда

η = η (1+ ∆) =0,48(1+0,03)= 0,5

Число действительных тарелок:

· в верхней части колонны

;

· в нижней части колонны

;

Общие число тарелок n = 12, с запасом n _Т = 14, из них в верхней части колонны 7 и в нижней части 7 тарелок.

Высота тарельчатой части колонны:

, с учетом добавки на люк:

Общее гидравлическое сопротивление тарелок:

4.5. Тепловой расчет установки.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в дефлегматоре – конденсаторе:

где:

где r _Б , r _У.К. - удельные теплоты конденсации бензола и уксусной кислоты при 81,7 ⁰ С.

r _Б =391 кДж/кг, r _У.К. =388 кДж/кг [5, табл. XLV , стр. 541-542]

Расход теплоты, получаемой в кубе – испарителе от греющего пара:

Здесь тепловые потери приняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты: удельные теплоемкости взяты соответственно при t_D = 81,7 ⁰ С, t = 111,7 ⁰ С, t = 93,5 ⁰ С, которые определены по рис. 3.2. [5, рис. XI , стр. 562]

Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси:

Здесь тепловые потери приняты в размере 5%, удельная теплоемкость исходной смеси с =2011,2 Дж/кг·К взята при средней температуре

(93 , 5 + 20)/2 = 57 ⁰ С.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике дистиллята:

где удельная теплоемкость дистиллята с _D = 1885,5 Дж/кг·К взята при средней температуре (82 + 30)/2 = 56 ⁰ С.

Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике кубового остатка:

где удельная теплоемкость кубового остатка с =2178,8 Дж/кг·К взята при средней температуре (111,7 + 30)/2 = 71 ⁰ С.

Расход греющего пара, имеющего давление р=3 кгс/см² и влажность 5%:

а) в кубе – испарителе:

б) в подогревателе исходной смеси:

Всего: 0,74 + 0,38 = 1,12 кг/с или 4 т/ч

Расход охлаждающей воды при нагреве её на 20 ⁰ С:

а) в дефлегматоре

б) в водяном холодильнике дистиллята

в) в водяном холодильнике кубового остатка

Всего: 0,0877 м³ /с или 316 м³ /час.

5. МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ УСТАНОВКИ

5.1.Расчет толщины обечаек.[4]

Исполнительную толщину стенки аппарата, нагруженной внутренним избыточным давлением, рассчитывают по формуле:

где p – внутреннее избыточное давление

р = ρ · g · h = 2,275·9,81·11,7 = 261,1 Па

ρ – средняя плотность пара в колонне; h – высота колонны.

Так как среда является слабо агрессивной, то принимаем сталь Х18Н10Т , для которой = 134МПа.

С – прибавка к расчетным толщинам; С = ПТ_а = 0,1·20 = 2мм; П = 0,1мм/год – скорость коррозии; Т_а = 20лет – срок службы аппарата.

[] - допускаемое напряжение.

[] = η = 1·134 = 134МПа

η = 1 – поправочный коэффициент, учитывающий вид заготовки.

φ = 1 – коэффициент сварных швов.

По [4] толщину обечайки примем s = 6мм.

5.2. Расчет толщины днища и крышки.[4]

Эллиптические днище и крышка

Рис. 5.1.

Толщина стенки днища и крышки определяется по формуле:

R – радиус кривизны в вершине днища.

R = D – для эллиптических днищ с H = 0,25· D

H = 0,25·1600 = 400мм.

R = 1600мм.

Принимаем толщину крышки и днища равной толщине стенки 6мм.

Длину цилиндрической отбортованной части днища по [4] принимаем равной h ₁ = 50мм.

5.3. Расчёт изоляции колонны. [4]

Определим необходимую толщину слоя изоляции аппарата, внутри которого температура 111,7 ⁰ С. Примем температуру окружающего воздуха t =10 ⁰ С. Изоляционный материал – совелит.

Найдем коэффициент теплоотдачи в окружающую среду лучеиспусканием и конвекцией:

α =9.74+0.07( t _ст - t _возд )= 9.74 + 0.07(35-10)=11.49 Вт/м² *К

t _ст - температура со стороны окружающей среды, t _ст = 35 ⁰ С;

Найдем удельный тепловой поток:

q = α( t _ст - t _возд )=11.49(35-10)= 287.25 Вт/м²

Принимая, что все термическое сопротивление сосредоточено в слое изоляции, можно записать:

q = la ( t _ст - t _возд )/ b

где la = 0.098 – теплопроводность совелита,

b = la ( t _ст - t _возд )/ q = 0.098(111,7-10)/287,25 = 0,035 м

Т.к. наиболее горячая часть колонны – это куб, то для всей колонны можно принять ту же толщину изоляции.

5.4. Расчет штуцеров. [4]

Расчет штуцеров сводится к диаметру штуцера:

ω – скорость жидкости 2м/с, скорость пара 20м/с.

Штуцер с приварным фланцем.

Рис. 5.2.

5.4.1 Штуцер для ввода исходной смеси.

V_F = G_F / r _F = 5,0/900,5 = 0,005 м³ /с

где .

По ОСТ 26-1404-76 примем штуцер с наружным диаметром_____________________________________________________________________________________________________________________________ 89мм, с условным проходом D _у =80 мм.

5.4.2 Штуцер для ввода флегмы.

По ОСТ 26-1404-76 примем штуцер с наружным диаметром_____________________________________________________________________________________________________________________________ 45мм, с условным проходом D _у =40мм.

5.4.3 Штуцер для отвода кубового остатка.

V _{­ w} = G_w = 3,28 м³ /с

По ОСТ 26-1404-76 примем штуцер с наружным диаметром_____________________________________________________________________________________________________________________________ 57мм, с условным проходом D _у =50мм.

5.4.4 Штуцер для вывода паров дистиллята.

V = G_D ( R +1)/ ρ _П

r _П = r ' = 2,45 кг/м³ - плотность пара вверху колонны

V = 1,72(0,951+1)/2,45= 1,37м ³ /с

По ОСТ 26-1404-76 примем штуцер с наружным диаметром_____________________________________________________________________________________________________________________________ 325мм, с условным проходом D _у =300мм.

5.4.5 Штуцер для ввода паров кубовой смеси.

V = G_W / r _П

r _П = r ″ = 2,1кг/м³ - плотность пара внизу колонны

V =3,28/2,1=1,56 м³ /с

По ОСТ 26-1404-76 примем штуцер с наружным диаметром_____________________________________________________________________________________________________________________________ 377мм с условным проходом D _у =350мм.

Все штуцера снабжаются плоскими приварными фланцами по ГОСТ 1255-67

Фланец штуцера

.

Рис. 5.3.

Табл.5.1.

Список штуцеров

5.5. Расчет весовых характеристик и высоты аппарата. Расчет толщины стенки опоры и катета сварного шва, соединяющего опору с корпусом.

5.5.1. Расчет высоты аппарата. [ 2 ]

H _общ = 3900(высота тарельчатой части) + 2000(опора) + 2800(до 1^-ой тарелки) + 1600 (от последней тарелки) + 600(высота крышки) + 200(вылет штуцера) + 2·50(высота отбортовки) + 500(добавка на люк) = 11700 мм = 11,7 м

H _цил = 2800 + 1090 + 3900 + 2·50 = 7890 мм = 7,89 м

H _ж = n · h _пор + 1.3(переливной порог) = 14·0,05 + 1,3 = 2,0 м

5.5.2. Расчет веса аппарата. [4]

Общий вес аппарата оценим путем расчета веса его частей:

Q - вес корпуса;

Q - вес жидкости в колонне;

Q - вес тарелок.

Вес корпуса: Q = Q + Q

где Q _ц - вес цилиндрической части корпуса;

Q - вес днища и крышки.

D – внутренний диаметр колонны;

s – толщина обечайки;

Н - высота цилиндрической части корпуса;

ρ _м - плотность стали, 7850кг/м³ .

Q = m _дн · g = 5 19 ·9,81 = 5091,39 Н

Вес жидкости:

V - объем днища, 2,037м³ [ 4 ]

ρ _ж - плотность воды, 715,36кг/м³ .

Вес тарелок:

5.5.3 Катет сварного шва.

L - длина шва;

τ - допустимое напряжение материала, 80МПа.

Примем h = 5мм, т.к. катет шва технологически не может быть меньше половины наименьшей толщины свариваемых деталей.

5.5.4 Толщина стенки цилиндрической опоры:

- допустимое напряжения сжатия стали, 100МПа

Принимаем толщину цилиндрической опоры 6мм.

6. РАСЧЕТ КОЖУХОТРУБЧАТОГО ТЕПЛООБМЕННИКА

6.1. Тепловой и материальный расчет. [1]

Горячий раствор в количестве G_D = 1,72 кг/с охлаждается от t _1н = 82 ˚ C до t _1к = 30 ˚ С. Начальная температура воды t _2Н = 15 ˚ С, в результате охлаждения горячего раствора вода нагревается на 20 ˚ С, конечная температура воды t _2К = 35 ˚ С. Горячая жидкость при средней температуре t _1ср = 56 ˚ С имеет следующие физико-химические характеристики: ρ ₁ = 840 кг/м³ , λ ₁ = 0,14 Вт/м^. К, μ ₁ = 0,4078^. 10³ Н^. с/м² , с₁ = 1885,5 Дж/кг^. К. Вода при средней температуре t _2ср = 25 ˚ С имеет следующие физико-химические характеристики: ρ ₂ = 997 кг/м³ , λ ₂ = 0,6 Вт/м^. К, μ ₂ = 0,894^. 10³ Н^. с/м² , с₂ = 4190 Дж/кг^. К.

6.1.1. Определение тепловой нагрузки аппарата.

6.1.2. Расход воды.

6.1.3. Определение среднелогарифмической разности температур.

∆ t = [(82-30)-(35-15)]/ ln (52/20)= 34 ˚ С

6.1.4. Ориентировочный выбор теплообменника:

Примем ориентировочное знечение кр. Рейнольдса Re _1ОР = 15000, определим соотношение n / z для труб диаметром d = 20х2мм, 25х2мм:

где n – общее число труб,

z – число ходов по трубному пространству,

d – внутренний диаметр труб.

Примем минимальное ориентировочное значение коэффициента теплопередачи, соответствующее турбулентному течению К_ор = 600Вт/м² ·К. При этом ориентировочное значение поверхности теплообмена составит:

6.2.1 Уточненный расчет поверхности теплопередачи.

Примем диаметр кожуха D = 400 мм, диаметром труб 252мм, числом ходов z = 2 и общим числом труб n = 100

n / z = 100/2 = 50.[1, стр.60]

Реальное значение числа Рейнольдса Re ₁ равно:

Pr ₁ =

Коэффициент теплоотдачи к воде, пренебрегая поправкой ( Pr / Pr ):

Площадь сечения потока в межтрубном пространстве между перегородками S _мтр = 0,025м² , тогда:

Pr ₂ =

Коэффициент теплоотдачи к жидкости, движущейся в межтрубном пространстве, составит:

Сумма термических сопротивлений стенки и загрязнений:

Коэффициент теплопередачи:

Требуемая поверхность теплопередачи:

Из выбранного ряда подходит теплообменник с длинной труб 4,0м и номинальной поверхностью F ₁ = 31,0 м² .

Рассчитаем запас по площади:

6.2.2 Гидравлическое сопротивление.

Скорость жидкости в трубах:

Коэффициент трения равен:

Е = Δ/ d , Δ = 0,2мм – высота выступов шероховатостей.

Диаметр штуцеров в распределительной камере:

d _тр.ш = 100 мм = 0,1м

Скорость в штуцерах:

Гидравлическое сопротивление трубного пространства:

Число рядов труб m = 10, число сегментных перегородок х = 18. Диаметр штуцеров к кожуху d _мтр.ш = 0,1 м, скорость потока в штуцерах

Скорость жидкости в наиболее узком сечении межтрубного пространства площадью S _мтр = 0,012м² равна:

Гидравлическое сопротивление межтрубного пространства:

Длина труб теплообменника 4,0 м.

Macca теплообменника 820 кг.

Число сегментных перегородок 18 шт.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате курсового проекта рассчитана ректификационная колонна непрерывного действия для разделения бинарной смеси бензол - уксусная кислота, а также холодильник дистиллята (кожухотрубчатый теплообменник) для данной установки.

Колонна имеет диаметр 1600 мм, 45 колпачковых тарелок, высоту 11,7 м, толщину обечайки, крышки и днища 6 мм.

Теплообменник имеет диаметр 325 мм; 100 труб диаметром 25•2 мм, длиной 4,0 м и поверхностью теплопередачи 31,0м² .

К достоинствам колпачковых тарелок относятся: высокая интенсивность работы вследствие большой поверхности контакта, устойчивость работы при значительных изменениях нагрузок по газу и жидкости

К недостаткам относятся: высокое гидравлическое сопротивление, сложны по устройству, большие затраты металла, малая предельно допустимая скорость газа.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Аристова Н. А., Ноговицына Е.В. Процессы и аппараты химической технологии. Метод. указания к выполнению и оформлению курсовых проектов; Нижнетагил. технол. ин-т (фил.) УГТУ-УПИ.- Нижний Тагил: НТИ (ф) УГТУ-УПИ, 2007. – 68 с.

2. Каталог: Колонные аппараты. М.: ЦИНТИНХИМНЕФТЕМАШ, 1987. 28 с.

3. Коган В.Б., Фридман В.М., Кафаров В.В. Равновесие между жидкостью и паром. Кн.2. М.Л.: Наука, 1966. 1426 с .

4. Лащинский А.А., Конструирование сварных химических аппаратов: Справочник под ред. канд. техн. наук А.Р. Толчинского Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1981. – 382 с., ил.

5. Павлов К. Ф., Романков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии: Учебное пособие для вузов по ред. чл. - корр. АН России П. Г. Романкова. - 13-е изд., стереотипное. Перепечатка с издания 1987г. М.:ООО ТИД "Альянс",2006.-576с.