Ректификационная установка для разделения смеси толуол- п-крезол

   Q_Д=G_D *(1+R)* r_D .                                                        (28)

   Здесь

     r_D=x_D* r_т +(1-x_D)_*r_пк

 r_D =0,89_*359,76+(1-0,89)_* 332,16 = 356,9 кДж/кг.

где r_т и r_пк – удельные теплоты конденсации толуола и п-крезола . Расход теплоты:

       Q_Д = 0,809*( 0,188+1)*356,9= 343,171 кВт.

 

Стандартный размер дефлегматора-конденсатора:  

диаметр кожуха 325 мм 

диаметр труб 20*2 мм 

общее число  труб 90 

длина труб 1,5 м 

число ходов 2 

 

   Расход теплоты, получаемой в кубе-испарителе от греющего пара, находим по уравнению(25):

      Q_K=Q_Д + G_D* c_{D *}t_D + G_{w *}c_w* t_w – G_F* c_{F *}t_F + Q_пот .      (29)

   Здесь тепловые потери Q_пот приняты в размере 3% от полезно затрачиваемой теплоты; удельные теплоемкости берут (размерность [кДж/кг*К]) соответственно при t_D=113,5°C, t_w=195,5°C, t_F=131°C; температура кипения исходной смеси t_F определена в соответствии с диаграммой t – x, y(см. в приложении Б).

  Рассчитаем

   Q_K=1,03*(343,171+0,809*0,44*113,5+0,996*0,45*

         *0,57-195,5+1,8*0,43*131)= 353,7 кВт

 

Стандартный размер куба-испарителя:  

диаметр кожуха 1000 мм 

диаметр труб 20*2 мм 

общее число  труб 1138 

длина труб 3,0 м 

число ходов 2 

 

  Расход теплоты в паровом подогревателе исходной смеси:                  .      Q_F=1,05* G_F* c_F*(t_F – t_нач),                                 (30)

   Здесь тепловые потери принимаем в размере 5%, удельная теплоемкость исходной смеси c_F=0,385 кДж/(кг*К) взята при средней температуре tcp=75,5 ⁰C.

Рассчитаем:

  Q_F=1,05*(1,8)*0,385*(75,5-20)= 340,1 кВт.

 

Стандартный размер парового подогревателя:   

диаметр кожуха 325 мм  

диаметр труб 25*2 мм  

общее число  труб 56  

длина труб 3,0 м  

число ходов 2  

 

  Расход теплоты, отдаваемой охлаждающей воде в водяном холодильнике дистиллята:

          Q_D=G_D*c_D*(t_D – t_кон),                                    (31)

   где удельная теплоемкость дистиллята с_D=0,42 кДж/(кг*К) взята при средней температуре tcp=66,75⁰C.

      Q_D=0,809*0,42*46,75=132,81 кВт.

 

Стандартный размер водяного холодильника дистиллята: 

диаметр кожуха 400 мм   

диаметр труб 20*2 мм   

общее число труб 166   

длина труб 2,0 м   

число ходов 2   

 

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

     Q_W=G_W* c_W*(t_W – t_кон),                                        (32)

     где удельная теплоемкость кубового остатка

   с_W=0,37 кДж/(кг*К) взята при средней температуре tcp=107,75⁰C.

 Рассчитаем

  Q_W=0,996*0,37*87,75=272,743 кВт.

 

Стандартный размер водяного холодильника кубового остатка:

диаметр кожуха 400 мм   

диаметр труб 25*2 мм   

общее число  труб 100   

длина труб 3,0 м   

число ходов 2   

 

  Расход греющего пара, имеющего параметры - давление p_абс= 16 кгс/см² и влажность 5%:

  а) в кубе-испарителе

      G_г.п =Q_к / (r_г.п *x)

      G_г.п =0,19 кг/с.,

  где rг.п=1943*103 Дж/кг – удельная теплота конденсации греющего пара(pабс= 16 кгс/см2 );

      б) в подогревателе исходной смеси

         Gг.п = QF / (rг.п *x)

          Gг.п =0,18 кг/с.

  Всего 0,19+0,18=0,37 кг/с.

  Расход охлаждающей воды при нагреве ее на 15°С:

      VВ=QД /(cВ*(tкон-tнач)*rВ),

  а) в дефлегматоре

        VВ =0,0055 м3/с;

     б) в водяном холодильнике дистиллята

        VВ=0,0021 м3/с;

  в) в водяном холодильнике кубового остатка

       VВ=0,0043 м3/с.

 

Всего расход пара составил 0,0119 м³/с.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

4 МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ

4.1 Расчёт штуцеров

 

Расчёт штуцеров сводится к определению диаметра штуцера по уравнению:

.                                                    (33)

Для жидкости принимаем  =1.5м/с, для пара – =15м/с.

 

4.1.1 Штуцер для ввода исходной смеси

 

.                                                   (34)

 при температуре  =1310С.

=759 кг/м3;  = 815 кг/м3     кг/м3 .

Подставим вычисленные  значения в формулу (34):

м.

Стандартный диаметр штуцера  = 45 мм.

 

4.1.2 Штуцер для вывода паров дистиллята

 

.                                                (35)

 при температуре  =113,50С.

.                                                         (36)

R=GR/GD ;                     

GR=R*GD.                                                           (37)

GR = 0,188*0.809= 0,15 кг/с;     GV = 0,188 +0,15=0,96 кг/с.

.                                                   (38)     

МD=93.67 кг/кмоль, кг/м3.

 

Подставим вычисленные  значения в формулу (35):

м.

Стандартный диаметр штуцера = 194 мм.

 

4.1.3 Штуцер для ввода флегмы

 

.                                                (39)

 при температуре  =113,5 0С.

=773,15 кг/м3; =824,88 кг/м3 ; = 779 кг/м3 .

Подставим вычисленные  значения в формулу (39):

.

Стандартный диаметр штуцера d= 14 мм.

 

4.1.4 Штуцер для вывода кубового остатка

 

.                                                (40)

 при температуре  =195,5 0С.

  .                                                         (41)

.                                                              (42)

;                                                                 (43)

;  ; =2,42*0,809=1,96 кг/с.   

=705 кг/м3;  = 772 кг/м3 ; = 771,3 кг/м3 .

Подставим вычисленные  значения в формулу (40):

м.

Стандартный диаметр штуцера  =48 мм.

 

4.1.5 Штуцер для ввода паров кубового остатка

 

.                                             (41)

 при температуре  =107,3 0С.

=G_W+G_V;                                                  (42)

G_V = - G_W;              G_V = 1,96- 0,996 = 0.96 кг/с.

.                                             (43)

М_W=107,88 кг/кмоль.

кг/м³.

Подставим вычисленные  значения в формулу (41):

м.

Стандартный диаметр штуцера  = 170 мм.

 

4.2 Выбор конструкционного материала

 

Специфические условия эксплуатации химического  оборудования, характеризуемые широким  диапазоном давлений и температур при  агрессивном воздействии среды, определяют следующие основные требования к конструкционным материалам:

-   высокая   химическая   и   коррозионная   стойкость   материалов   в  агрессивных средах при рабочих  параметрах;

-  высокая     механическая    прочность    при    заданных    рабочих давлениях, температуре и дополнительных нагрузках, возникающих при гидравлических испытаниях и в период эксплуатации аппаратов;

-   хорошая   свариваемость   материалов   с   обеспечением   высоких  механических свойств сварных  соединений;

- низкая стоимость  и недефицитность материалов.

Смесь   хлороформ – уксусная кислота  средне агрессивна и   обладает   коррозионным действием, поэтому материал деталей колонны, соприкасающихся  с разделяемыми жидкостями, целесообразно изготовлять из стали 12Х18Н10Т. Обладает высокой прочностью и используется для изготовления сварной аппаратуры, работающей при тампературе не выше 300 ⁰С.[11]

Применять этот вид сталь рекомендуется преимущественно  в окислительных средах, органических растворителях, атмосферных условиях и т.д. Использовать для изготовления сварной химической аппаратуры, в том числе емкостей, испарителей, теплообменников, реакторов, трубопроводов, арматуры. [7]

Для остальных  деталей колонны можно использовать сталь Ст3сп. Она характеризуется хорошим сочетанием свойств, позволяющим применять их для химической аппаратуры соответственного назначения. Предназначена для изготовления сварных и несварных конструкций, работающих при положительных температурах. [11]

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

 

В процессе проделанной  работы была рассчитана ректификационная установка для разделения смеси толуол – п-крезол, производительностью 6500 кг/ч, рассчитаны материальные потоки в колонне и определен диаметр ректификационной колонны – 1000 мм. Рассчитано действительное число тарелок: 3 в верхней и 7 в нижней части колонны. Определен расход охлаждающей воды и греющего пара в холодильниках и подогревателях.

Были подобраны  и рассчитаны параметры дополнительных аппаратов, выбран тип колонны –  тарельчатая и в соответствии с этим ситчатый тип тарелки марки ТС. В соответствии с основными параметрами процесса был выбран конструкционный материал ректификационной установки.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

 

 

1. Александров  И. А. Ректификационные и абсорбционные аппараты. 3-е изд. –М.: Химия, 1978. -280 с.

2. Багатуров  С.А. Основы теории и расчета  перегонки и ректификации. 3-е  изд. –М.: Химия, 1974. -440 с.

3.  Борисов  Г. С., Брыков В. П., Дытнерский  Ю. И. и др. Под ред. Дытнерского  Ю. И. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию. Изд. 2-е. М.: Химия, 1991, 496 с.

4.  Касаткин  А. Г. Основные процессы и  аппараты химической технологии. Изд. 8-е.     М.: Химия, 1971, 784 с.

5.   Каталог.    “   Колонные    аппараты   “.   Изд.   2-е.    М.: ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1978. 31 с.

6. Коган В.  Б., Фридман В. М., Кафаров В.  В. Равновесие между жидкостью  и паром.    Кн. 1-2. М.-Л.: Наука, 1966, 640+786 с.

7. Павлов К.  Ф., Романков П. Г., Носков А.  А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Изд. 10-е. Л.: Химия, 1987, 576 с.

8.   Справочник    химика.  Т.  1-3.   - М.  - Л.:   Госхимиздат,   1963,  -  1071, 

-1089,-1114с.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

ПРИЛОЖЕНИЕ А

 

Таблица 1.[2]

Равновесный состав жидкости и пара для системы толуол –п-крезол при Р_абс=760 мм рт. ст.

 

x, % (мол.) С7H8	y, % (мол.) C7H8О	t, 0С
0	0	202,2
2,5	27,3	189
5,8	46,6	181
7,8	53,5	175,8
9,7	58,8	173,8
10,3	60,8	172,9
11,9	67,4	167,7
12,5	69,4	165,8
15	75,6	159,8
17,3	78,2	157,1
23,4	86	146,1
25,3	87	145,2
27,8	88,5	142,2
33	90,9	137,6