4.5. Тепловой расчет ректификационной колонны

4.5.1. Расход тепла в колонне:

а) тепло, отдаваемое охлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе

(при ) (4, c.815)

(при (4,c.815)

где и - теплота испарения сероуглерода и четыреххлористого углерода.

= 3,53  10⁵ 0,9 + 1,95  10⁵  0,1=3,37  10⁵ Дж/кг

б) тепло, получаемое в кубе-испарителе от греющего пара

при

Дж/(кгград) при ; [4, c.809]

Дж/(кгград) при ; [4, c.809]

t_P =47^oC, t_F=57^oC, t_W=75^oC – температуры кипения ректификата, исходной смеси, остатка (определяются по диаграмме t – х,у).

Тепловые потери здесь приняты в размере 5% от полезно затрачиваемого тепла.

в) тепло, получаемое в паровом подогревателе исходной смеси

Тепловые потери приняты в размере 5%.

г) тепло, отдаваемое в водяном холодильнике дистиллята

д) тепло, отдаваемое в водяном холодильнике кубового остатка

4.5.2. Расход греющего пара (давление Р = 4 ат и влажность x = 5%):

а) в кубе испарителя

б) в подогревателе исходной смеси

r _г.п. = 2,1410⁶ Дж/кг; [6, c.825]

4.5.3. Расход охлаждающей воды (при нагреве ее на 20^оС)

а) в дефлегматоре

б) в водяном холодильнике дистиллята

в) в водяном холодильнике кубового остатка

5. Пример расчета насадочной ректификационной колонны

Произвести расчет непрерывно действующей насадочной ректификационной колонны для разделения смеси сероуглерод - четыреххлористый углерод, если производительность колонны по дистилляту Р = 1000 кг/ч.

Начальная концентрация сероуглерода в исходной смеси х_F = 46,4 %, конечная x_p = 94,8 %, содержание сероуглерода в кубовом остатке х_w = 2 %. В дефлегматоре пары полностью конденсируются, ректификация происходит при атмосферном давлении.

В качестве насадки применены керамические кольца Рашига 35х35х4 мм. Расчет произвести для каждого из трех режимов работы колонны.

Равновесные составы жидкости x и y в зависимости от температуры приведены в табл. 5.1.

Таблица 5.1

Равновесные составы жидкости (х) и пара (у) в мольных %

и температуры кипения (t) в ^о С двойной смеси сероуглерод –

четыреххлористый углерод при 760 мм рт. ст.

t	76,7	73,7	71	66	62,3	59	56,1	53,7	51,6	49,6	47,9	46,3
х	0	5	10	20	30	40	50	60	70	80	90	100
у	0	13,2	24	42,3	54,4	64,5	72,6	79,1	84,8	90,1	95	100

5.1. Режим эмульгирования

5.1.1. Материальный баланс. Уравнение рабочих линий

5.1.1.1. Проведем пересчет мольных долей в весовые, для решения уравнений материального баланса.

(5.1)

М_А = 76,13 кг/кмоль

[2, с.541]

М_В = 153,84 кг/кмоль

5.1.1.2. Количество исходной смеси F и кубового остатка W определяем из уравнений материального баланса

F = P + W (5.2)

F = 1000 + W | ·(– 0,01)



0,03F = 0,9 · 1000 + 0,01W

– 0,01F = – 0,01 · 1000 – 0,01W

 +

0,3F = 900 + 0,01W

0,29F = 900 – 10 W = F – P

0,29F = 890 W = 3069 – 1000

F = 3069 кг/ч W = 2069 кг/ч

5.1.1.3. Строим по диаграмме y – x линию равновесия для смеси сероуглерод – четыреххлористый углерод при атмосферном давлении, равновесный состав НК в мольных долях в жидкости x и паре у известен (таблица 5.1). Строим на диаграмме t – х,у кривую конденсации паров и кипения жидкости. На диаграмме y – x определяем равновесный состав пара у_F^*, соответствующий составу х_F, для чего из точки х_F = 0,464 восстанавливаем нормаль до пересечения с линией равновесия в точке В´ и на ординате определяем у_F^* = 0,7025.

5.1.1.4. Вычисляем минимальное флегмовое число

(5.3)

5.1.1.5. Рабочее (действительное) флегмовое число

R_Д = 1,3R_min + 0,3

R_Д = 1,3 · 1,029 + 0,3 = 1,638 (5.4)

5.1.1.6. Вычисляем величину отрезка ОД (В), отсекаемого рабочей линией укрепляющей части колонны на оси ординат диаграммы x-y.

5.1.1.7. Строим рабочие линии для укрепляющей и исчерпывающей части колонны. Для чего на оси ординат откладываем отрезок ОД = 0,359. Точку Д соединяем с точкой А, где происходит пересечение нормали, восстановленной из точки х_р = 0,948, с диагональю диаграммы y – x. Из точки, соответствующей составу х_F = 0,464, восстанавливаем нормаль до пересечения с прямой АД в точке В, а из точки, соответствующей составу х_w = 0,02, нормаль до пересечения с диагональю в точке С. Соединяем точки В и С. АВ и ВС – рабочие линии укрепляющей и исчерпывающей части колонны.

5.1.1.8. Вычисляем относительные мольные расходы питания и кубового остатка

(5.5)

(5.6)

5.1.1.9. Определяем уравнения рабочих линий:

а) верхней части колонны (укрепляющей)

(5.7)

б) нижней части колонны (исчерпывающей)

5.1.2. Определение объемных расходов пара и жидкости

5.1.2.1. Средний молярный состав жидкости для верхней и нижней части колонны определяем как среднее арифметическое мольных долей

5.1.2.2. Средние концентрации пара для верхней и нижней части колонны определяем по уравнениям рабочих линий

5.1.2.3. По диаграмме t – х,у определяем средние значения температуры пара для верхней и нижней части колонны

при

при

5.1.2.4. Средние мольные массы и плотность пара для верхней и нижней части колонны

М_п = М_А · у_ср + (1 – у_ср) М_в (5.8)

(5.9)

5.1.2.5. Объемный расход пара в верхней и нижней части колонны

(5.10)

5.1.2.6. Молярный состав жидкости для верхней и нижней части колонны

М_ж = М_А х_ср + (1 – х_ср) М_В (5.11)

5.1.2.7. Определяем средние температуры жидкости по диаграмме для верхней и нижней части колоны

t_ср^в = 51,4^оС при х_ср^в = 0,706 мол. доли

t_ср^н = 64,2^оС при х_ср^н = 0,242 мол. доли

5.1.2.8. Средняя плотность жидкости в верхней и нижней части колонны

(5.12)

(5.13)

(5.14)

[2, с.512]

= 1214,19 · 0,6+(1-0,6)·1533,77 = 1342,022 кг/м³

= 1192,65·0,155+(1-0,155)·1507,34=1458,563 кг/м³

5.1.2.9. Объемный расход жидкости для верхней и нижней части колонны

(5.15)

(5.16)

М_ж = х_АМ_А + М_В (1 – х_А) (5.17)

M_F = x_FM_A +(1-x_F)M_B = 0,464·76,13 + (1-0,464)·153,84 = 117,783 кг/кмоль

M_р = x_рM_A +(1-x_р)M_B = 0,948·76,13 + (1-0,948)·153,84 = 80,171 кг /кмоль

M_w = x_wM_A +(1-x_w)M_B = 0,02·76,13 + (1-0,02)·153,84 = 152,29 кг /кмоль

= 1,195·10^-3 м³/с

5.1.3. Определение скорости пара и диаметра колонны

5.1.3.1. Оптимальную скорость пара, соответствующую началу эмульгирования находят по уравнению (5.18)

, (5.18)

где µ в мПа · с.

lg_ж = х_ср lg_А + (1 – х_ср) lg_В (5.19)

Определим динамические коэффициенты вязкости жидкости при температурах и

= 51,4⁰С

= 64,2⁰С

lg_ж^в = х_ср^в lg_A +(1- х_ср^в) lg_B=0,706 · lg(0,267) + (1- 0,706) · lg(0,642) = - 0,461

_ж^в = 0,346 мПа·с

lg_ж^н = х_ср^н lg_A +(1- х_ср^н) lg_B=0,242 · lg(0,242)+(1- 0,242) · lg(0,565)= - 0,337

_ж^н = 0,460 мПа·с

А = - 0,125 [2, с.292]  = 140 м²/м³ V_св = 0,78 м³/м³ [2, с.524]

lg [0,06488 · ( )²] = - 0,901 = 1,39 м/с

lg [0,08303 · ( )²] = - 1,881 = 0,89 м/с

5.1.3.2. Определим диаметр верхней и нижней части колонны

(5.20)

5.1.3.3. Согласно [6, с.197,212] выберем для верхней и нижней части колонны стандартные диаметры

= 0,4 м = 0,5 м

5.1.3.4. Произведем расчет скорости пара для и

(5.21)

5.1.4. Определение высоты ректификационной колонны

5.1.4.1. Высоту насадки в насадочной ректификационной колонне в режиме эмульгирования определим по уравнению (5.22)

Н = h_э·n_T (5.22)

(5.23)

(5.24)

(5.25)

По диаграмме y – x (приложение 4) определяем тангенс угла наклона кривой равновесия отдельно для верхней и нижней части колонны (уравнение 5.26)

(5.26)

а) верхняя часть колонны

б) нижняя часть колонны

В данных критериях _п рассчитывается по формуле (5.27)

(5.27)

Вязкость пара при и определяем по приложению 10 или по [8, c.275]

5.1.4.2. Число теоретических тарелок (теоретических ступеней изменения концентрации) определяем путем графического построения ступеней между рабочей и равновесной линией в пределах от х_р = 0,948 до х_F =0,464 и от х_w = 0,02 до х_F =0,464.

Число теоретических тарелок для верхней части колонны = 5 и нижней - = 7.

Высота насадки в колонне в верхней части

Н_в = = 0,779 · 5 = 3,89 м

в нижней

Н_н = = 1,313 · 7 = 9,19 м

5.1.4.3. Определяем высоту колонны

Для расчета высоты колонны насадку разобьем на секции по 2 м (2 секции в верхней части колонны и 5 секции в нижней)

= 3,89 + 9,19 = 13,08 м  13 м

число секций

высота колонны

Н_к = z·n + ( n – 1 ) h_p + z_в + z_н

где z – высота насадки в одной секции, м;

h_P – высота промежутков между секциями насадки, в которых устанавливают распределители жидкости, м;

z_в и z_н – высота сепарационного пространства над насадкой и расстояние между днищем колонны и насадкой, м.

z_в = 0,6 м z_н = 1,5 м 6, с.235

Н_к = 2·7 + (7-1)·0,5 +0,6 + 1,5 = 19,1 м

5.1.5. Тепловой расчет ректификационной колонны

5.1.5.1. Расход тепла в колонне:

а) тепло, отдаваемое охлаждающей воде в дефлегматоре-конденсаторе

(5.28)

(5.29)

при 4, с.818

при

r_р = r_А + r_В(1 – ) = 352140,5 · 0,9 + 195094,8 · (1 – 0,9 )=

= 3,36 · 10⁵ Дж/кг

б) тепло полученное в кубе испарителя от греющего пара

Q_k = 1,05 (Q_Д + Рс_рt_p + Wс_wt_w – Fс_Ft_F) (5.30)

при 4, с.809

при 4, с.809

(5.31)

= 1018·0,9 + 943·(1- 0,9) = 1011 Дж/(кг·к)

= 1018·0,3 + 943·(1- 0,3) = 966 Дж/(кг·к)

= 1018·0,01 + 943·(1- 0,01) = 944 Дж/(кг·к)

Температуры кипения исходной смеси, дистиллята и кубового остатка определяем по t – х,у диаграмме.

t_P = 47,1⁰C t_F = 57⁰C t_W = 75,4⁰C

в) тепло, получаемое в паровом подогревателе исходной смеси

г) тепло, отдаваемое в водяном холодильнике дистиллята

д) тепло, отдаваемое в водяном холодильнике кубового остатка

5.1.5.2. Расход греющего пара ( Р = 4 am и влажность х = 5% )

а) в кубе испарителя

(5.32)

r_г.п = 2,14·10⁶ Дж/кг 2, c.550

б) в подогревателе исходной смеси

5.1.5.3. Расход охлаждающей воды (при нагреве ее на 20⁰С)

а) в дефлегматоре

б) в водяном холодильнике дистиллятора

в) в водяном холодильнике кубового остатка

5.1.6. Гидравлический расчет ректификационной колонны

Сопротивление орошаемых насадок из колец Рашига определяется по уравнению

(5.33)

где

(5.34)

Для насадки из колец Рашига, загруженных внавал,

при Re_г < 40  = 140/Re (5.35)

при Re_г > 40  = 16/Re^0,2 (5.36)

(5.37)

(5.38)

(5.39)

(5.40)