Расчет и проектирование колонны непрерывного действия для разделения смеси бензола и толуола

3. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

 

1. Материальный баланс колонны.

Определение массовых расходов дистиллята и кубового остатка:

L=D+R

По  НКК:

Определение мольной доли НКК в дистилляте, сырье, кубовом остатке:

где М’ и М’’ -

молярные массы бензола и толуола соответственно.

Таблица 1.

Материальный  баланс колонны

Статьи баланса	Массовый расход, кг/ч	Массовая доля НКК,	Мольная доля НКК, х
Взято: Сырье	15000	0,50	0,36
Итого	15000
Получено: Дистиллят Кубовый остаток	7578,9 7421,1	0,97 0,03	0,974 0,023
Итого	15000

 

2. Расчет давления по высоте колонны.

 

Принимаем давление в емкости орошения равное атмосферному.

Давление  в верху колонны: П_В=П_Е+ΔП=0,1+0,03=0,13МПа

Давление  в зоне питания: П_П=П_В+ΔП_Т=0,13+0,002=0,132МПа

Давление  в низу колонны: П_Н=П_П+ΔП_Т=0,132+0,002=0,134МПа

 

3. Температурный режим колонны.

 

Определение температуры верха.

Температура верха колонны определяется из уравнения изотермы паровой фазы:

 

 

Так как сырье поступает в колонну  при температуре кипения (доля отгона e=0), для нахождения температуры в зоне питания достаточно из точки с абсциссой x_F=0,54, соответствующей мольной доле низкокипящего компонента в сырье, воостановить перпендикуляр до пересечения с изобарной температурной кривой кипения. Аналогично определяется температура к кубе и вверху колонны.

t_F=101 ⁰C

t_D=82 ⁰C

t_W=109 ⁰C

 

4. Определение оптимального флегмового числа.

 

Определение минимального флегмового числа:

где

- концентрация НКК в паре, находящемся в равновесии с исходной смесью. Определяется по рис. 1. кмоль/кмоль

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Равновесные составы жидкости и  пара

t, 0С	X, %	Y, %
110,6	0	0
118,3	5	11,5
106,1	10	21,4
102,2	20	38
98,6	30	51,1
95,2	40	61,9
92,1	50	71,2
89,4	60	79
86,8	70	85,4
84,4	80	91
82,3	90	95,9
80,2	100	100

 

Рабочее флегмовое число R

,

где β –  коэффициент избытка флегмы (берем  произвольно)

;   ;

;  .

            

Рассчитаем  число B:

;                   ;

;                 .

                 

Построим диаграммы равновесия x,y. На диаграммах отложим значения В, затем построим рабочие линии укрепляющей и исчерпывающей части колонны и нанесем линии обозначающие теоретические тарелки. По количеству пиков, определим число теоретических тарелок (N_т).

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

5. Средние массовые расходы по жидкости и пару

 

Т.к доля отгона е=0,паровой поток G0, вносимый с сырьем равен 0.

Жидкий поток, вносимый в  колонну с сырьем g0=GF=15000(кг/ч)

Массовый расход пара Gв в верху колонны:

Т.к сырье поступает в жидкой фазе,Gm=G=Gв=19235,2(кг/ч)

Массовый расход флегмы, поступающей  в зону питания:

_{Массовый  расход  флегмы, поступающей  в нижнюю часть  колонны:}

_{Массовая  концентрация нкк, поступающего на нижнюю тарелку, определяется соотношением:}

_{где ,}

_{Массовая  концентрация нкк в паровом потоке, поднимающемся с последней тарелки нижней части колонны в зоне питания:}

 

_{Массовая  концентрация нкк в паровом потоке, покидающем зону питания:}

 

_{6. Определение числа тарелок и высоты колонны}

_{Графическим методом определим  число тарелок  в колонне:}

_{Nт=11, Nв=5, Nн=6.}

Приближенно определим средний коэффициент  полезного действия тарелок.

Коэффициент относительной летучести для  средней температуры в верхней  части колонны составляет: α_в=Р_нкк/P_вкк=1204/429,5=2,45.

Средняя вязкость жидкости µ_ж.в.=0,28 сП

α∙µ_ф.в = 2,45∙0,28∙0,001 =0,685.

По графику[5, с.314; 6, с.63]  находим η_ср.=0,53.

По графику  [7, c. 329] находим Δ=0,105

η=η(1+Δ)=0,53(1+0,105)=0,59

Число реальных тарелок в верхней n и нижней m частях колонны составляет:

n=n_т/η_ср.в =5/0,59 =9;

m=m_т/ η_ср.н= 6/0,59 =10 .

Принимаем расстояние между  тарелками 400 мм.

 

 

Высота колонны:

Н_верх=1,5 м

Н_тар=(N-1)∙h=(19-1)∙0.4=6.8 м

Н_пит.з.=2h=2∙0.4=0,8 м

Н_низ=2,5 м

Н_кол=Н_низ+Н_верх+Н_тар+Н_пит.з.=6,8+0,8+1,5+2,5=11,6 м

 

7. Тепловой баланс колонны

          Принимаем температуру холодного  испаряющего орошения t_x=35 ⁰С. Теплофизические свойства воды и метилового спирта представлены в табл.3.

Тепловой поток, отводимый  водой в дефлегматоре, рассчитывается по уравнению 

Q_Д=G_B[r_D+ c_D(t_D– t_x)],

где r_D - теплота конденсации паров, поступающих в дефлегматор;c_D – теплоемкость жидкого дистиллята (флегмы);t_D,t_x – температуры верха колонны и флегмы, поступающей на орошение.

          При этом средние значения  удельной теплоты испарения r_Dи удельной теплоемкости c_Dнаходятся по правилу аддитивности:

r_D=0,97∙392,4+0,03∙377,8 =391,96 кДж/кг;

c_D=0,97∙1,88+0,03∙1,8 = 1,878 кДж/(кг∙К);

Q_Д=19235,2[391,96+ 1,878(82– 35)]/3600 = 2565,9 кВт.

          Энтальпии сырья i_L, дистиллята i_D, кубовой жидкости i_R определяются по правилу аддитивности при соответствующей температуре:

i_L=(0,5∙2,01+0,5∙1,84)∙101=194,4 кДж/кг;

i_D=(0,03∙1,8+0,97∙1,88)∙82=153,99 кДж/кг;

i_R=(0,98∙1,88+0,02∙2,05)∙109=205,3 кДж/кг.

          С учетом тепловых потерь, принятых  равными 5% от полезно используемого  расхода теплоты, тепловой поток  в кипятильнике составит:

Q_куб = 1,05∙( Q_Д+ G_DiD+G_RiR– G_LiL)=1,05∙(2565,9+7578,9∙153,99/3600+7421,1∙205,3/3600- 15000∙194,4/3600)=2628,3 кВт.

          В качестве теплоносителя в  кипятильнике колонны принимаем  насыщенный водяной пар с абсолютным  давлением 0,294 МПа (3 ат) и степенью сухости φ=95%. Такой пар имеет температуру 132,9⁰С, энтальпию I_т.н. =2730 кДж/кг; энтальпия конденсата I_т.к. =558,9 кДж/кг [5, с.533]. Расход водяного пара G_Т в кипятильнике колонны составит

G_Т =Q_куб/((I_т.н. - I_т.к.)∙φ )= 2628,3/((2730-558,9)∙0,95) = 1,3 кг/с.

          Принимаем, что вода в дефлегматоре  нагревается от t_н=23 ⁰С до t_к=35 ⁰С. Тогда расход воды в дефлегматоре

G_х=Q_Д/(i_х.н.– i_х.к.) = 2565,9/(4,18∙(35-23))=51,8 кг/с =0,052 м³/с=184,2м³/час.

          Массовый расход холодного испаряющего  орошения

g_х= (g_п∙ r_D)/( I_tD – i_tx),

где I_tD– энтальпия пара, поступающего в дефлегматор при температуре t_D; i_tx– энтальпия жидкости при температуре t_x.

I_tD=0,03∙(377,8+1,8∙82)+0,97∙(392,4+1,88∙82)=545,9 кДж/кг;

i_tx= (0,03∙1,68+0,97∙1,72)∙40=60,185 кДж/кг.

g_х= (11656,3∙ 391,96)/( 545,9 – 60,158) = 9405,8 кг/час.

Массовый расход горячего орошения g₁ , стекающего с 1-й тарелки верхней части колонны

g₁ ≈ g_х

+ g_х∙ с_х(t_D - t_x)/r_D=9405,8 + 9,405∙(0,03∙1,78+0,97∙1,84)∙(82 -45)/391,96=            =11479,0 кг/час.

Проверка: g1≈gn; 11479,0≈11656,3

 

 

8. Гидравлический расчет

При средней температуре  верхней части 82 °С, плотности жидких бензола и толуола равны соответственно: и .

При средней температуре  нижней части 109 °С, плотности жидких бензола и толуола равны соответственно: и .

Средние мольные и массовые концентрации нкк в верху колонны:

     

_{В нижней части колонны:}

 

_{Средние мольные концентрации нкк в паре-находим по уравнениям рабочих линий}

_{для верха} 

_{для низа ,где}

yв=0,61∙0,757+0,38=0,842

yн= 1,33∙0,282-0,008=0,367

Средние молярные массы пара в верхней и нижней частях колонны:

Mв=78∙0,842+92∙0,158=80,21 (кг/кмоль)

Мн=78∙0,367+92∙0,633=86,86 (кг/кмоль)

Средние давления вверхней и нижней частях колонны:

Пв=(1,3+1,32)∙9,81∙10⁴/2=128,5(кПа)           Пн=(1,32+1,34) ∙9,81∙10⁴/2=130,5(кПа)

Средние плотности пара в  верхней и нижней частях колонны:

_{Cредние плотности флегмы:}

_{Cредние обьемные расходы пара:}

_{Максимально допустимая линейная скорость пара:}

Диаметр верхней  части колонны

Диаметр нижней части колонны

Выбор диаметра колонны 

Диаметры  обеих частей колонны близки, поэтому  принимаем диаметр колонны одинаковым по всей высоте аппарата [2, с. 122].

Действительные рабочие скорости паров

Для нашего процесса оптимальными будут щелевые тарелки-т.к. они отличаются простотой устройства,легкостью монтажа, осмотра и ремонта. Гидравлическое сопротивление этих тарелок невелико. Щелевые тарелки устойчиво работают в широком диапазоне скоростей газа. 

По ГОСТ 26-805-73 принимаем следующие размеры щелевой тарелки: диаметр отверстий d_о= 4 мм, высота сливной перегородки h_п = 40 мм; свободное сечение тарелки (суммарная площадь отверстий) – 10% от общей площади тарелки; площадь, занимаемая двумя сегментными переливными устройствами, - 20% от общей площади тарелки.

Расчет гидравлического  сопротивления тарелок производим отдельно для верхней и нижней частей колонны.

Верхняя часть колонны

Скорость  пара в отверстиях тарелок ω_отв=ω_в/0,12 = 0,77/0,12=6,4 м/с.

Коэффициент сопротивления неорошаемых ситчатых тарелок I=1,75[5, с.354]. Тогда гидравлическое сопротивление сухой тарелки

= =97,48 Па.

Сопротивление, обусловленное силами поверхностного натяжения,

ДР_у=4у/d₀==4∙21,3∙0,001/0,004 =21,3 Па.

Периметр  сливной перегородки П=1,32 м [5, с.354].

Принимаем отношение  плотности парожидкостного слоя(пены) на тарелке к плотности жидкости к′ =0,5.

Средний объемный расход флегмы в верхней части  колонны 

V_ф,в= gn/с_ф,в=11656,3/(3600∙820)=0,0039 м³/с.

Высота слоя над сливной перегородкой

Дh=( V_ф,в/(1,85∙П∙к′))^2/3=( 0,0039/(1,85∙1,32∙0,5))^2/3=0,02 м.

Высота парожидкостного  слоя на тарелке 

h_п.ж.=h_п.+Дh=0,04+0,02=0,06 м.

Сопротивление парожидкостного слоя

ДР_п.ж.=1,3∙h_п.ж.∙с_ф,в∙к′∙g=1,3∙0,06_.∙820∙0,5∙7,4=236,65 Па.

Общее гидравлическое сопротивление тарелки в верхней  части колонны