Установка разделения продуктов дегидрирования этилбензола
Федеральное
агентство по образованию
Государственное
образовательное учреждение
высшего
профессионального образования
«Ярославский
государственный технический университет»
Кафедра
«Химическая технология органических веществ»
Установка
разделения продуктов дегидрирования этилбензола
Расчётно-пояснительная
записка к курсовому проекту по дисциплине «Химия и технология органических
веществ»
ЯГТУ 240401.
65 - 003 КП
Нормоконтролёр Отчёт выполнила
канд. хим. наук, доцент студентка группы ХТО-51
_______С. С. Среднев _______ В. Н. Биткина
«____»____________2006 «____»____________2006
2006
Реферат
с., 24 табл., 13 источников.
СТИРОЛ, ЭТИЛБЕНЗОЛ, ПЕЧНОЕ МАСЛО, РЕКТИФИКАЦИЯ, КОНДЕНСАЦИЯ,
РЕКТИФИКАЦИОННАЯ КОЛОННА, КОНДЕНСАТОР, КИПЯТИЛЯНИК, ЕМКОСТЬ, НАСОС,
ПОДОГРЕВАТЕЛЬ.
Объектом проектирования является установка разделения продуктов
дегидрированя этилбензола.
Целью работы является разработка технологической схемы разделения
продуктов дегидрированя этилбензола.
В результате проведённой работы рассчитана установка разделения продуктов
дегидрированя этилбензола, а именно колонна выделения бензол-толуольной фракции
и колонна выделения возвратного этилбензола.
Содержание
Введение
. Технологическая часть
.1 Теоретические основы
процесса
.2 Описание технологической
схемы
.3 Обоснование выбора
технологической схемы
.4 Материальный баланс
.5 Расчёт процессов и аппаратов
.5.1 Аппарат Е-001
.5.2 Аппарат Н-002
.5.3 Аппарат Т-003
.5.4 Аппарат К-004
.5.5 Аппарат Т-005
.5.6 Аппарат Т-006
.5.7 Аппарат С-007
.5.8 Аппарат Е-008
.5.9 Аппарат Н-009
.5.10 Аппарат Т-010
.5.11 Аппарат Н-011
.5.12 Аппарат Т-012
.5.13 Аппарат К-013
.5.14 Аппарат Т-014
.5.15 Аппарат Т-015
.5.16 Аппарат С-016
.5.17 Аппарат Е-017
.5.18 Аппарат Н-018
.5.19 Аппарат Т-019
.5.20 Аппарат Н-020
. Контроль и автоматизация
процесса
.1 Обоснование выбора средств
контроля и автоматизации
.2 Описание схемы автоматизации
процесса
. Технико-экономические
показатели
. Токсикологические, взрыво-,
пожароопасные свойства применяемых материалов
Заключение. Список использованных
источников
Приложение А. Спецификация аппаратов
Приложении Б. Заказная спецификация
на приборы и средства контроля, регистрации и автоматического регулирования
Приложение В. Обозначение трубопроводов
Введение
Стирол - один из важнейших мономеров применяется в промышленности
синтетических каучуков для получения бутадиен-стирольных каучуков и латексов, в
промышленности пластических масс для получения полистирола и сополимеров
стирола, а также в лакокрасочной, химико-фармацевтической и других отраслях
промышленности.
Полистирол обладает хорошими электроизоляционными свойствами и большой
химической стойкостью. Он применяется для изготовления деталей электро- и
радиотехнической аппаратуры, пенопластов, пластмассовых изделий общего
назначения.
Основным промышленным способом получения стирола является каталитическое
дегидрирование этилбензола, получаемого из бензола и этилена. Другим
промышленным способом получения стирола является процесс совместного получения
стирола и окиси пропилена.
Во всех способах синтеза стирол получают в смеси с другими
углеводородами, близкими по температуре кипения. Известные технологические
схемы выделения стирола можно разделить на три группы: трёхколонную,
двухколонную, одноколонную [1].
В данном курсовом проекте рассмотрены и рассчитаны две колонны
трёхколонной схемы выделения стирола из продуктов дегидрирования этилбензола.
1
Технологическая часть
1.1 Теоретические основы процесса
Стирол наряду с бутадиеном и изопреном является важнейшим мономером для
получения синтетических каучуков и пластмасс. Основное количество стирола в
промышленности получают дегидрированием этилбензола. Метод отличается простотой
и эффективностью [1].
Этилбензол получают путем алкилирования бензола этиленом по реакции:
C6H6 + CН2 =
CН2 
C6H5 CН2CН3.
Процесс
каталитического дегидрирования этилбензола осуществляется в адиабатическом
реакторе контактного типа, наполненном железооксидным катализатором в
присутствии водяного пара по реакции:
C6H5 CН2CН3 C6H5 CН = CН2 + Н2.
Оптимальная
температура дегидрирования этилбензола 580 - 600 
и
давление не выше 0,15 МПа. Объемная скорость подачи этилбензола не превышает
0,5 ч-1 [2].
Применяемый
в процессе дегидрированияв качестве теплоносителя водяной пар выполняет функцию
разбавителя, что ведёт к снижению парциального давления углеводородов, к
увеличению выхода стирола и сокращению до минимума побочных продуктов. Кроме
того водяной пар непрерывно удаляет с катализатора углерод, образующийся в
результате реакции [2].
На
стадии дегидрирования этилбензола получается углеводородный контактный газ. Газ
проходит через систему конденсаторов водного, воздушного и рассольного
охлаждения. Углеводородный конденсат после конденсаторов с массовой долей
стирола не менее 40 %, подвергается ректификации [2]. Конечная цель
ректификации углеводородного конденсата - выделение стирола-ректификата с
концентрацией основного вещества 99,7 % массовых.
Выделение
стирола путём ректификации при обычных условиях затрудняется из-за его
склонности к полимеризации при высоких температурах, даже в присутствии
ингибиторов.
Для
понижения температуры в ректификационных колоннах используется вакуум,
создаваемый паро-эжекционной установкой.
Для
снижения полимеризации стирола в углеводородный конденсат добавляют раствор
ингибитора. В качестве ингибитора применяют парахинондиоксим и паранитрофенол.
1.2 Описание технологической схемы
Углеводородный конденсат со склада промежуточных продуктов производства
этилбензола и стирола подается в ёмкость Е-001, откуда насосом Н-002 подаётся
на питание колонны К-004, предварительно подогреваясь в теплообменнике Т-003,
за счёт тепла конденсации водяного пара.
Ректификационная колонна К-004 предназначена для выделения из
углеводородного конденсата бензол-толуольной фракции.
Пары с верха колонны поступают в конденсатор Т-005, охлаждаемый оборотной
водой. Несконденсированные пары из конденсатора Т-005 поступают в конденсатор
Т-006, охлаждаемый рассолом, а затем в сепаратор С-007.
Углеводородный конденсат из конденсаторов Т-005, Т-006 и сепаратора С-007
стекает в ёмкость Е-008, откуда забирается насосом Н-009 и подаётся частично в
колонну в виде флегмы, а частично на склад промежуточных продуктов.
Подвод тепла к колонне К-004 осуществляется через кожухотрубчатый
кипятильник Т-010, обогреваемый водяным паром.
Кубовая жидкость колонны К-004 насосом Н-011 подаётся на питание колонны
К-013, предварительно охлаждаясь в холодильнике Т-012 оборотной водой.
Ректификационная колонна К-013 предназначена для выделения возвратного
этилбензола из кубовой жидкости колонны К-004.
Пары с верха колонны поступают в конденсатор Т-014, охлаждаемый оборотной
водой. Несконденсированные пары из конденсатора Т-014 поступают в конденсатор
Т-015, охлаждаемый рассолом, а затем в сепаратор С-016.
Углеводородный конденсат из конденсаторов Т-014, Т-015 и сепаратора С-016
- возвратный этилбензол стекает в ёмкость Е-017, откуда забирается насосом
Н-018 и подаётся частично в колонну в виде флегмы, а частично на склад
промежуточных продуктов.
Подвод тепла к колонне К-013 осуществляется через кожухотрубчатый
кипятильник Т-019, обогреваемый водяным паром.
Кубовая жидкость колонны К-013 насосом Н-020 подаётся на питание
следующей колонны, предназначенной для выделения стирола-ректификата.
Вакуум в колоннах создаётся паро-эжекционными установками. Для
предупреждения полимеризации стирола при ректификации и для предотвращения
забивки конденсаторов и кипятильников предусмотрено ингибирование. Ингибирование
осуществляется паранитрофенолом в виде 0,5 - 1 % раствора в стироле-сырце во
флегму колонны К-013.
1.3 Обоснование выбора технологической схемы
Технологическая схема данного курсового проекта состоит из двух
ректификационных колонн выделения бензол-толуольной фракции, возвратного
этилбензола и стирола-сырца.
Колонны вакуумные, для них выбраны тарелки ситчатые с отбойниками. Выбор
обусловлен тем, что они имеют малое гидравлическое сопротивление и небольшой
унос жидкости за счёт отбойников.
Для обогрева кубов ректификационных колонн выбраны кожухотрубчатые
кипятильники, в которых в качестве горячего теплоносителя используется водяной
пар давления 2МПа.
В качестве охлаждающих агентов выбраны оборотная вода и рассол.
Для подавления реакции полимеризации стирола предусмотрена подача
раствора ингибитора в трубопровод флегмы колонны К-013.
Всё оборудование выполнено из углеродистой стали Ст.3.
1.4 Материальный баланс
Производительность установки выделения стирола из продуктов
дегидрирования этилбензола («печного масла») 100000 т/год, часовая
производительность по стиролу 7380 кг/ч.
Состав «печного масла», поступающего на установку, массовые доли, %:
Бензол 2,13
Толуол 4,26
Октан 0,20
Этилбензол 32,10
м- и п-ксилол 0,44
о-ксилол 0,034
Стирол 60,40
Изопропилбензол 0,006
-
Метилстирол 0,19
Смолы
0,24
В
качестве ингибитора применяется 0,5 - 1 % паранитрофенола в стироле-сырце.
Стирол
по ГОСТ 10003-76.
Бензол
нефтяной по ГОСТ 9572-77.
Содержание
стирола в возвратном этилбензоле не более 3,0 % массовых, содержание толуола в
возвратном этилбензоле не более 1,0 % массовых. На рисунке 1 представлена
принципиальная схема процесса.
1.5 Расчёт процессов и аппаратов
1.5.1 Аппарат Е-001
Ёмкость предназначена для сбора углеводородного сырья, идущего на
ректификационную колонну К-004.
Минимальная требуемая вместимость ёмкости рассчитывается по формуле [3]:
, (1)
где
- минимальная допустимая вместимость емкости, м3;
-
массовый расход жидкости, кг/ч;
- запас
времен пребывания, ч;
-
коэффициент заполнения ёмкости;
-
плотность жидкости [10], кг/м3.
На
установку приходит 20000 кг/ч печного масла при температуре 35 , при этой температуре рассчитывается плотность
«печного масла»:
кг/м3.
Примем
запас времен пребывания = 1 ч, коэффициент заполнения ёмкости = 0,8, тогда минимальная требуемая вместимость
ёмкости равна:
м3.
Принимаем
к установке горизонтальную ёмкость с характеристиками [4]:
вместимость
38 м3;
длина
9670 мм;
диаметр
2440 мм;
условное
давление 6 кг/см2;
материал
Ст.3;
количество
аппаратов - 1 штука.
1.5.2 Аппарат Н-002
Насос. Предназначен для подачи питания в колонну К-004.
При проектировании возникает задача определения необходимого напора и
мощности при заданной подаче (расходе) жидкости перемещаемой насосом. Далее по
этим характеристикам выбирают насос конкретной марки.
Полезная мощность, затрачиваемая на перекачивание жидкости, определяется
по формуле:
, (2)
где
- мощность, затрачиваемая на перекачивание жидкости,
Вт;
-
плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3;
-
ускорение свободного падения (9,81), м/с2;
-
объёмная производительность (подача) насоса, м3/c;
- полный
напор, развиваемый насосом, м.
Потребный
напор насоса рассчитывают по формуле [5]:
, (3)
где
- полный напор, развиваемый насосом, м ст. ж.;
-
давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость, Па;
-
давление в аппарате, в который подаётся жидкость, Па;
-
плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3;
-
ускорение свободного падения (9,81), м/с2;
-
геометрическая высота подъёма жидкости, м;
-
суммарные потери напора на всасывающих и нагнетательных линиях, м.
Мощность,
которую должен развивать электродвигатель насоса на выходном валу при
установившемся режиме работы, рассчитывается по формуле [5]:
, (4)
где
- мощность электродвигателя, Вт;
-
мощность, затрачиваемая на перекачивание жидкости, Вт;
-
коэффициент полезного действия насоса;
-
коэффициент полезного действия передачи от электродвигателя к насосу.
Коэффициент
полезного действия передачи от электродвигателя к насосу зависит от способа передачи усилия. В центробежных
насосах вал электродвигателя обычно непосредственно соединяется с валом насоса
и в этом случае 
.
Зная
мощность , которую должен развивать электродвигатель насоса на
выходном валу при установившемся режиме работы, по каталогу выбирают
электродвигатель к насосу. Он должен иметь номинальную мощность 
равную .
При
расчёте затрат энергии на перекачивание необходимо учитывать, что мощность 
, потребляемая двигателем от сети, больше номинальной
вследствие потерь энергии в самом двигателе [5]:
, (5)
где
- мощность двигателя, потребляемая от сети, Вт;
-
номинальная мощность двигателя, Вт;
- коэффициент
полезного действия двигателя.
Для
всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую скорость течения
печного масла, равную 2 м/с [5]. Тогда диаметр трубопроводов на линии
всасывания и нагнетания равен:
, (6)
где
- внутренний диаметр трубопровода, м;
-
объёмный расход перекачиваемой жидкости, м3/с;
-
скорость течения среды, м/с.
На
установку приходит 20000 кг/ч печного масла при температуре 35 , плотность печного масла при этой температуре
рассчитывается по формуле:
, (7)
где
- плотность жидкости, кг/м3;
-
массовая доля i - го компонента в смеси;
-
плотность i - го компонента [10], кг/м3;
n - количество
компонентов в смеси.
кг/м3.
Таким
образом, объёмный расход питания в колонну равен:
м3/с,
и
тогда диаметр трубопровода равен:
м.
Из
стандартного ряда трубопроводов выбираем стальную трубу наружным диаметром 70
мм, толщиной стенки 3 мм, материал - углеродистая сталь [5].
Фактическая
скорость воды в трубопроводе:
м/с.
Примем
потери напора на трение и местные сопротивления на всасывающей линии 
= 6 м, на нагнетательной линии 
= 10 м.
Тогда
общие потери напора равны:
м.
Давление
в сырьевой ёмкости 0,1 МПа, геометрическая высота подъёма жидкости
приблизительно равна половине высоты колонны 11,6 м, тогда потребный напор
насоса находим по формуле (3):
м ст. ж.
Полезную
мощность насоса находим по формуле (2):
Вт = 1,5
кВт.
Принимаем
= 1,0 и = 0,6
находим по уравнению (4) мощность на валу двигателя:
Вт = 2,5
кВт.
По
расчётным подаче = 0,01 м3/c и напору = 27,6 м ст. ж. подбираем центробежный насос марки
Х45/31, для которого при оптимальных режимах работы подача = 0,0125 м3/c, напор = 31 м ст. ж., коэффициент полезного действия насоса = 0,60. Насос обеспечен электродвигателем ВАО-52-2
номинальной мощностью = 13 кВт, коэффициент полезного действия двигателя = 0,87. Частота вращения вала 
= 48,3 с-1 [5]. Количество аппаратов 2 штуки ( один в
резерве).
1.5.3 Аппарат Т-003
Подогреватель. Предназначен для подогрева углеводородного сырья, идущего
из ёмкости Е-001 на питание колонны К-004.
Расчёт теплообменного аппарата включает определение необходимой
поверхности теплопередачи, выбор типа аппарата и нормализованного варианта
конструкции, удовлетворяющих заданным технологическим условиям оптимальным
образом.
Необходимую поверхность теплопередачи определяют из основного уравнения
теплопередачи:
, (7)
где
- площадь поверхности теплопередачи, м2;
-
тепловой поток (расход передаваемой теплоты), Вт;
-
коэффициент теплопередачи, Вт/(м2.К);
-
средняя разность температур горячего и холодного теплоносителя, .
Удельную
тепловую нагрузку (удельный тепловой поток) находят исходя из следующего
уравнения [6]:
, (8)
где
- удельный тепловой поток, Вт/м2;
-
тепловой поток (расход передаваемой теплоты), Вт;
-
площадь поверхности теплопередачи, м2;
-
коэффициент теплопередачи, Вт/(м2.К);
-
средняя разность температур горячего и холодного теплоносителя, .
Тепловую
нагрузку в соответствии с заданными технологическими условиями
находят из уравнений теплового баланса для одного из теплоносителей.
Для
плоской поверхности коэффициент теплопередачи можно
рассчитать по формуле [6]:
, (9)
где
- коэффициент теплопередачи, Вт/(м2.К);
-
коэффициент теплоотдачи для горячего теплоносителя, Вт/(м2.К);
- сумма
термических сопротивлений всех слоёв, из которых состоит стенка, включая
загрязнения, (м2.К)/Вт;
-
коэффициент теплоотдачи для холодного теплоносителя, Вт/(м2.К).
Сумму
термических сопротивлений слоёв стенки, включая загрязнения, можно рассчитать
по следующему уравнению [6]:
, (10)
где
- сумма термических сопротивлений всех слоёв, из
которых состоит стенка, включая загрязнения, (м2.К)/Вт;
-
толщина стенки, м;
-
теплопроводность материала стенки, Вт/(м.К);
, 
- термические сопротивления слоёв загрязнений с обеих
сторон стенки, (м2.К)/Вт.
Средняя
разность температур, входящая в уравнение теплопередачи, определяется следующим
образом.
В
аппаратах с прямо- и противоточным движением теплоносителей средняя разность
температур потоков определяется как среднелогарифмическая между большей и
меньшей разностями температур теплоносителей на концах аппарата:
, (11)
где
- средняя разность температур горячего и холодного
теплоносителя, ;
-
большая разность температур на конце теплообменника, ;
-
меньшая разность температур на конце теплообменника, .
Для
смешанного тока в многоходовых теплообменниках и для перекрёстного тока среднюю
разность температур горячего и холодного теплоносителя можно определить
следующим образом [6]:
, (12)
где
- поправочный коэффициент к средней разности
температур, вычисленной для противотока;
-
средняя разность температур горячего и холодного теплоносителя, вычисленная для
противотока, .
В
многоходовых теплообменниках с простым смешанным током (один ход в межтрубном
пространстве и чётное число ходов в трубном пространстве) среднюю разность
температур можно рассчитать по формуле :
, (13)
где
- средняя разность температур горячего и холодного
теплоносителя, ;
-
коэффициент;
-
большая разность температур на конце теплообменника при противотоке, ;
-
меньшая разность температур на конце теплообменника при противотоке, .
Коэффициент
вычисляется по формуле:
, (14)
где
- изменение температуры горячего теплоносителя, ;
-
изменение температуры холодного теплоносителя, .
Выбор
уравнения для уточнённого расчёта коэффициентов теплоотдачи зависит от
характера теплообмена (без изменения агрегатного состояния, при кипении или при
конденсации), от вида выбранной поверхности, от типа конструкции аппарата, от
режима движения теплоносителей.
В
общем виде если нет изменения агрегатного состояния среды, то коэффициент
теплоотдачи определяют из критерия Нуссельта:
, (15)
где
- критерий Нуссельта;
-
коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2.К);
-
определяющий размер (высота, диаметр), м;
-
коэффициент теплопроводности среды, Вт/(м.К).
Критерий
Нуссельта рассчитывается из критериальных уравнений, которые выбираются в
зависимости от режима движения теплоносителей.
Если
есть изменения агрегатного состояния теплоносителей (конденсация, кипение), то
коэффициент теплоотдачи рассчитывается по эмпирическим формулам, которые
приводятся в справочной литературе .
В
большинстве критериальных уравнений теплоотдачи значения физико-химических
констант теплоносителя отнесены к его средней температуре, которая определяется
как средняя арифметическая между его начальной и конечной температурой [6]:
, (16)
где
- средняя температура теплоносителя, ;
-
начальная температура теплоносителя, ;
-
конечная температура теплоносителя, .
Расход
печного масла в подогревателе составляет 20000 кг/ч (5,56 кг/c).
Начальная
температура печного масла 35 ,
конечная температура печного масла равна температуре питания колонны К-004 и
составляет 85 .
В
качестве горячего теплоносителя в подогревателе используется водяной пар со
следующими параметрами: давление греющего пара 0,2 МПа, температура 119,6 , удельная теплота конденсации 2208 кДж/кг.
Определим
тепловую нагрузку аппарата и расход греющего пара. Примем индекс «1» для
горячего теплоносителя (греющего пара) и индекс «2» для холодного теплоносителя
(печного масла).
Предварительно
определим среднюю температуру печного масла по формуле (16):
.
Определим
среднюю разность температур в теплообменнике по формуле (13):
.
Температурная
схема при противотоке:
Тогда
средняя разность температур в многоходовом теплообменнике по уравнению (13)
равна:
.
С
учётом потерь холода в размере 5 % тепловая нагрузка аппарата равна:
, (17)
где
- тепловую нагрузку аппарата (расход передаваемой
теплоты), Вт;
- расход
холодного теплоносителя (печного масла), кг/с;
-
удельная теплоёмкость холодного теплоносителя, Дж/(кг.К);
-
конечная температура холодного теплоносителя, ;
-
начальная температура холодного теплоносителя, .
Удельную
теплоёмкость можно рассчитать по формуле:
, (18)
где
- удельная теплоёмкость смеси компонентов, Дж/(кг.К);
-
удельная теплоёмкость i - го компонента смеси, Дж/(кг.К);
-
содержание i - го компонента смеси, масс. дол.;
n - количество
компонентов в смеси.
Таким
образом, удельная теплоёмкость печного масла равна (значения теплоёмкостей
компонентов взяты из справочника [10]):
Дж/(кг.К).
Тогда
тепловая нагрузка аппарата равна:
Вт.
Расход
греющего пара в теплообменнике рассчитывается по уравнению:
, (19)
где
- расход греющего пара, кг/с;
-
тепловая нагрузка аппарата, Вт;
-
удельная теплота конденсации греющего пара (2208 кДж/кг), Дж/кг.
кг/с.
Примем
ориентировочное значение теплопередачи от конденсирующегося водяного пара к
органической жидкости К = 340 Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение
поверхности теплообмена по уравнению (7) составит:
м2.
По
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник со
следующими характеристиками [5]:
диаметр
кожуха 500 мм;
наружный
диаметр труб 25 мм;
внутренний
диаметр труб 21 мм;
число
ходов 2;
общее
число труб 100;
длина
труб 3 м;
поверхность
теплообмена 31 м2;
количество
аппаратов 1 штуки.
Проведём
уточнённый расчёт поверхности теплообмена.
Рассчитывается
скорость движения печного масла в трубах по формуле:
, (20)
где
- скорость движения холодного теплоносителя (печного
масла) в трубах, м/c;
- массовый
расход холодного теплоносителя, кг/с;
- число
труб на один ход теплообменника;
-
внутренний диаметр труб, м;
-
плотность холодного теплоносителя, кг/м3.
Плотность
печного масла рассчитывается по уравнению (7), причём плотности компонентов,
входящих в состав смеси, берутся при средней температуре печного масла равной
60 [10]:
кг/м3.
Тогда
скорость движения печного масла в трубах, рассчитанная по уравнению (20) равна:
м/c.
Рассчитывается
критерий Рейнольдса для холодного теплоносителя по формуле:
, (21)
где
- критерий Рейнольдса;
-
скорость движения печного масла по трубам, м/с;
-
внутренний диаметр труб теплообменника, м;
-
плотность смеси, кг/м3;
-
вязкость смеси, Па.с.
Вязкость
печного масла рассчитывается по уравнению аддитивности компонентов, входящих в
состав смеси, берутся при средней температуре печного масла равной 60 [10]:
= 0,440
мПа.с = 0,00044 Па.с.
Тогда
критерий Рейнольдса равен:
.
Зададимся
температурой стенки со стороны греющего пара 
.
Определяется
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара к стенке по
уравнению [6]:
, (22)
где
- теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара к
стенке на поверхности пучка горизонтальных труб, Вт/(м2.К);
-
поправочный множитель, учитывающий влияние числа горизонтальных труб по
вертикали;
-
коэффициент теплопроводности плёнки конденсата, Вт/(м.К);
-
плотность плёнки конденсата, кг/м3;
-
удельная теплота конденсации, Дж/кг;
-
ускорение свободного падения, м/с2;
-
вязкость плёнки конденсата, Па.с;
-
диаметр труб теплообменника, м;
-
температура конденсации греющего пара, ;
-
температура стенки, .
Значения
величин , , , для
плёнки конденсата берутся при температуре плёнки равной:
.
Поправочный
множитель, учитывающий влияние числа горизонтальных труб по вертикали, равен
0,62 [6], = 0,686 Вт/(м.К), = 946,75
кг/м3, = 2208000 Дж/кг, =
0,0002388 Па.с [6].
Тогда
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара к стенке равен:
Удельную
тепловую нагрузку (удельный тепловой поток) от конденсирующегося пара к стенке
рассчитывают по уравнению:
Вт/м2.
Рассчитывается
сумма термических сопротивлений слоёв стенки, включая загрязнения по уравнению
(10). Толщина стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала стенки
принимается равным 17,5 Вт/(м.К), а тепловая проводимость загрязнений со
стороны греющего пара и со стороны печного масла равной 1/5800 Вт/(м2.К) [6]:
(м2.К)/Вт.
Рассчитывается
температура стенки со стороны печного масла:
.
Так
как не происходит изменения агрегатного состояния холодного теплоносителя
(печного масла), то коэффициент теплоотдачи от стенки к печному маслу
рассчитывают по уравнению (15). Так как критерий 
, то
критерий Нуссельта рассчитывается по формуле [6]:
, (23)
где
- критерий Нуссельта для холодного теплоносителя;
-
поправочный коэффициент, учитывающий влияние на коэффициент теплоотдачи
отношение длины труб теплообменника к её диаметру;
-
критерий Рейнольдса холодного теплоносителя;
-
критерий Прандтля холодного теплоносителя;
-
критерий Прандтля смеси при температуре стенки холодного теплоносителя.
Значение
поправочного коэффициента равно = 1 [6].
Критерий
Прандтля вычисляется по формуле [6]:
, (24)
где
- критерий Прандтля для холодного теплоносителя;
-
удельная теплоёмкость смеси, Дж/(кг.К);
-
вязкость смеси, Па.с;
-
коэффициент теплопроводности смеси, Вт/(м.К).
Коэффициент
теплопроводности «печного масла» при средней температуре печного масла 60 равен 0,12 Вт/(м.К) [10]; вязкость и удельная
теплоёмкость вычислены ранее. Тогда критерий Прандтля для печного масла равен:
.
Вязкость,
удельная теплоёмкость и коэффициент теплопроводности «печного масла» при
температуре 
равны соответственно 0,000448 Па.с, 1564,8 Дж/(кг.К),
0,1308 Вт/(м.К) [10].
Тогда
критерий Прандтля при температуре стенки равен:
.
Таким
образом, критерий Нуссельта для печного масла равен:
.
Тогда
коэффициент теплоотдачи от стенки к печному маслу равен:
Вт/(м2.К).
Рассчитывается
удельный тепловой поток от стенки к печному маслу:
Вт/м2.
Так
как расхождение между 
Вт/м2 и 
Вт/м2 не
превышает 5 % , то определяется расчётная площадь поверхности теплопередачи и
коэффициент теплопередачи:
Вт/(м2.К);
м2 .
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.4 Аппарат К-004
Колонна ректификационная. Предназначена для выделения из углеводородного
конденсата бензол-толуольной фракции.
1) Материальный баланс ректификационной колонны
Материальный баланс колонны составляется с целью определения количества
получаемых продуктов по известным данным об исходном сырье и заданной чёткости
разделения [7].
Основным
положением, лежащим в основе расчёта ректификации многокомпонентных систем
методом Б. Н. Михайловского, является допущение, что в расчете можно
пользоваться любой парой компонентов смеси. Если компоненты сложной смеси
пронумеровать и расположить по их летучести (в порядке уменьшения летучести),
то будем иметь 1,2,3,4,…,k-1,k компоненты. Наиболее летучий первый, наименее летучий
k. Обозначим концентрацию компонентов смеси в питании
через 
. Очевидно, что
(25)
Кроме
того, принимается концентрация наиболее летучего компонента 
и в кубовом остатке 
.
Концентрация прочих компонентов не могут быть взяты произвольно и вычисляются.
Давление
в колонне P принимается исходя из технологических требований.
Температура
кипения 
питания определяется расчетным путем по уравнению:
, (26)
где
- упругости паров чистых компонентов при температуре
исходной смеси 
.
Давления
насыщенных паров компонентов, входящих в смесь рассчитывается по уравнению
Антуана [8]:
, (27)
где
- давление насыщенного пара i - го
компонента смеси, атм.;
A, B, C -
коэффициенты уравнения Антуана (А измеряется в мм рт. ст.);
t - температура
смеси, К.
Уравнение
(26) решается методом подбора. Задаваясь температурой , находятся по справочникам или рассчитываются по
уравнению Антуана значения и
подставляются найденные значения в уравнения (26). Если правая и левая части
уравнения оказываются равными, то принятое значение выбрано правильно. Если равенства не будет иметь
место, то принимается другое значение и расчет повторяется.
Рассчитывается
отношение давления насыщенного пара наиболее летучего компонента к давлению
насыщенного пара остальных компонентов [9]:
(28)
При
принятых допущения и обозначениях были выведены следующие расчетные уравнения.
Для
определения количества дистиллята D и кубового остатка R в
молях используются следующие уравнения:
; (29)
(30)
Здесь
и в дальнейшем индексы при концентрациях поставлены так, что первый из них
обозначает, номер компонента, а второй - продукт, в котором определяется
концентрация этого компонента. Таким образом, индекс (k, D)
обозначает, что речь идет о компоненте k в дистилляте,
а (k, R) - о компоненте k в остатке, (k, M) -
в питании.
Для
определения концентрации компонента в дистилляте используется уравнение:
(31)
известно
по заданию, а потому
В
этом уравнении
(32)
Подставляя
значения 
из уравнения (32) в уравнение (31), получим:
(33)
В
уравнениях (32) и (33) 
- минимальное число ступеней изменения концентраций,
соответствующее бесконечно большому значению флегмового числа 
.
Уравнение
(33) в отношении решается подбором.
Для
определения концентрации компонентов в кубовом остатке [9]:
(34)
В
таблице 1 представлен состав исходной смеси, а также температуры кипения
компонентов, входящих в состав смеси [8].
Таблица
1 - Состав исходной смеси
|
№
|
Название компонента
|
Молярная масса
|
Массовая доля, %
|
Температура кипения, 
|
|
1
|
Бензол
|
78,12
|
2,13
|
80,1
|
|
2
|
Толуол
|
92,10
|
4,26
|
110,6
|
|
3
|
Октан
|
114,22
|
0,20
|
125,6
|
|
4
|
Этилбензол
|
106,16
|
32,10
|
136,2
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
106,16
|
0,44
|
139
|
|
6
|
о-Ксилол
|
106,16
|
0,034
|
144,4
|
|
7
|
Стирол
|
104,14
|
60,40
|
145,2
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
120,19
|
0,006
|
152,4
|
|
9
|
-Метилстирол118,000,19165,4
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
208,30
|
0,24
|
306,5
|
|
Итого
|
|
100,00
|
|
Зная расход питания и массовую долю компонентов в нем, находят массовый
расход каждого компонента:
, (35)
где
- расход i - го компонента в питании,
кг/ч;
-
концентрация i - го компонента в питании, мас. дол.;
- расход
питания, кг/ч.
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч;
кг/ч.
Зная
массовый расход компонентов в питании, находят их мольный расход:
, (36)
где
- мольный расход i - го
компонента в питании, кмоль/ч;
-
массовый расход i - го компонента в питании, кг/ч;
-
молярная масса i - го компонента, г/моль.
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч.
Зная
мольный расход каждого компонента в питании колонны, находят мольную долю
каждого компонента.
, (37)
где
- мольная доля i - го
компонента в питании;
-
мольный расход i - го компонента в питании, кмоль/ч;
n - количество
компонентов в смеси.
Таким
образом, мольная доля каждого компонента в питании колонны равна:
;
;
;
;
;
;
;
;
;
.
Средствами
MS Excel надстройка «Поиск решения» была найдена температура
кипения питания равная 49 
. При
этой температуре находят упругости паров чистых компонентов исходной смеси по
уравнению (27), используя данные таблицы 2.
В
таблице 2 приведены коэффициенты уравнения Антуана для компонентов смеси, а
также температурный диапазон, на котором эти коэффициенты работают [8].
Таблица
2 - Коэффициенты уравнения Антуана
|
№
|
Название компонента
|
Коэффициенты уравнения
Антуана
|
Интервал температур,
|
|
|
А, мм рт. ст.
|
В
|
С
|
 
|
|
|
1
|
Бензол
|
15,9008
|
2788,51
|
-52,36
|
7
|
190
|
|
2
|
Толуол
|
16,0137
|
3096,52
|
-53,67
|
7
|
137
|
|
3
|
Октан
|
15,9426
|
3120,29
|
-63,63
|
19
|
152
|
|
4
|
Этилбензол
|
16,0195
|
3279,47
|
-59,95
|
27
|
177
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
16,139
|
3366,99
|
-58,04
|
27
|
167
|
|
6
|
о-Ксилол
|
16,1156
|
3395,57
|
-59,46
|
27
|
167
|
|
7
|
Стирол
|
16,0193
|
3328,57
|
-63,72
|
32
|
187
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
15,9722
|
3363,60
|
-63,37
|
38
|
184
|
|
9
|
-Метилстирол16,33083644,30-67,1520220
|
|
|
|
|
|
Таким
образом, упругости паров чистых компонентов исходной смеси при температуре 49 равны:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Зададимся
давлением в колонне равным 120 мм рт. ст.
Подставляя
найденное значение упругости паров чистых компонентов в уравнение (26),
получают:
мм рт.ст.
Таким
образом, расчетное давление в питании равно заданному, и, следовательно,
найденное значение температуры питания является верным. Летучесть наиболее
летучего компонента, отнесенная к летучести других компонентов, определяется по
уравнению (28):
;
;
;
;
;
;
;
;
;
.
Для
определения количества дистиллята D и кубового остатка R в
молях по уравнению (29), (30) зададимся мольной долей бензола в дистилляте равной 0,3739, а в кубовом остатке 
0,000001:
кмоль/ч;
R = 192,98 -
14,58 = 178,40 кмоль/ч.
Средствами
MS Excel надстройка «Поиск решения» найдено минимальное число
ступеней изменения концентраций равное
1,56. Тогда концентрацию компонентов в дистилляте находят по уравнению (32):
;
;
;
;
;
;
;
;
.
Подставив
найденные значения мольных долей компонентов в дистилляте в уравнение (31)
получим:
.
Таким
образом, найденное значение числа минимальных ступеней изменения концентрации
является верным.
Концентрация
компонентов в кубовом остатке рассчитывается по уравнению (34):
;
;
;
;
;
;
;
;
;
Зная,
содержание компонентов в дистилляте и в исчерпывающей части колонны, находят их
расход:
, (38)
где
- мольный расход i - го
компонента в дистилляте, кмоль/ч;
-
концентрация i - го компонента в дистилляте, мол. дол.;
D -
количество дистиллята, кмоль/ч.
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч.
Аналогично
находят мольный расход компонентов в кубе:
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч;
кмоль/ч.
В
таблице 3 представлен материальный баланс ректификационной колонны К-004,
рассчитанный по методу Б.Н. Михайловского.
Таблица 3 - Материальный баланс ректификационной колонны К-004
|
№
|
Компонент
|
Молярная масса
|
Содержание компонентов в
питании
|
Содержание компонентов в
дистилляте
|
Содержание компонентов в
кубовом остатке
|
|
|
|
кг/ч
|
мас.дол., %
|
кг/ч
|
мас.дол., %
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
кг/ч
|
мас.дол., %
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
|
1
|
Бензол
|
78,12
|
426
|
2,13
|
0,0
|
0,00
|
0,000
|
5,45
|
2,83
|
426
|
33,40
|
5,45
|
37,390
|
|
2
|
Толуол
|
92,10
|
852
|
4,26
|
64,0
|
0,34
|
0,70
|
0,390
|
9,25
|
4,79
|
788,0
|
61,79
|
8,56
|
58,664
|
|
3
|
Октан
|
114,22
|
40
|
0,20
|
36,4
|
0,19
|
0,32
|
0,179
|
0,35
|
0,18
|
3,6
|
0,28
|
0,03
|
0,216
|
|
4
|
Этилбензол
|
106,16
|
6420
|
32,10
|
6362,6
|
33,98
|
59,93
|
33,596
|
60,47
|
31,34
|
57,4
|
4,50
|
0,54
|
3,708
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
106,16
|
88
|
0,44
|
87,7
|
0,47
|
0,83
|
0,463
|
0,83
|
0,43
|
0,3
|
0,03
|
0,003
|
0,021
|
|
6
|
о-Ксилол
|
106,16
|
6,8
|
0,034
|
6,8
|
0,04
|
0,06
|
0,036
|
0,06
|
0,03
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,000
|
|
7
|
Стирол
|
104,14
|
12080
|
60,40
|
12080,0
|
64,51
|
116,00
|
65,022
|
116,00
|
60,11
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,000
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
120,19
|
1,2
|
0,006
|
1,2
|
0,01
|
0,01
|
0,006
|
0,01
|
0,01
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,000
|
|
9
|
-Метилстирол118,00380,1938,00,200,320,1810,320,170,00,000,000,000
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
208,30
|
48
|
0,24
|
48,0
|
0,26
|
0,23
|
0,129
|
0,23
|
0,12
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,000
|
|
Итого
|
|
20000
|
100,00
|
192,98
|
18724,7
|
100,00
|
178,40
|
100,00
|
100,00
|
1275,3
|
100,00
|
14,58
|
100,00
|
) Выбор технологических параметров процесса
а) Определение параметров в исчерпывающей части колонны
Давление в кубе колонны рассчитывается по уравнению изотермы жидкой фазы
[7]:
, (39)
где
- концентрация i - го
компонента в кубовом остатке, мол. дол.;
-
константа фазового равновесия i - го компонента;
-
давление насыщенного пара i - го компонента, мм рт.ст.;
-
давление конденсации, мм рт.ст.;
n - количество
компонентов в смеси.
Давления насыщенных паров компонентов, входящих в смесь рассчитывается по
уравнению (27).
Константы фазового равновесия компонентов смеси рассчитывается по
уравнению [7]:
, (40)
где
- константа фазового равновесия i -
го компонента смеси;
-
давление насыщенного пара i - го
компонента смеси, мм рт.ст.;
- общее
давление смеси, мм рт.ст..
Расчет давлений насыщенных паров всех компонентов, входящих в смесь,
проводят по уравнению (27), используя данные таблицы 2.
Примем,
что температура в кубе колонны равна 97 . Тогда
давления насыщенных паров компонентов равны:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Таким
образом, по уравнению (39) давление в кубе колонны при 97 равно:
мм рт.
ст.
б) Определение параметров в зоне подачи сырья в колонну
Давление в зоне подачи сырья в колонну колонны рассчитывается по
уравнению [9]:
, (41)
где
- давление питания, мм рт.ст.;
-
давление в кубе колоны, мм рт.ст.;
-
гидравлическое сопротивление тарелок в исчерпывающей части колонны, мм рт.ст..
Гидравлическое
сопротивление тарелок в исчерпывающей части колонны рассчитывается по уравнению
[9]:
, (42)
где
- гидравлическое сопротивление тарелок в
исчерпывающей части колонны, мм рт.ст..
N - число тарелок
в укрепляющей части колонны;
-
гидравлическое сопротивление одной тарелки, мм рт.ст..
Для
струйных тарелок с отбойниками величина гидравлического сопротивления
составляет 0,0003 МПа (2,28 мм рт. ст.) [7]. Принимается, что число реальных
тарелок в исчерпывающей части колонны равно 16. Тогда гидравлическое
сопротивление тарелок в исчерпывающей части колонны, рассчитанное по формуле
(42) составит:
МПа или
37 мм рт. ст.
Тогда
давление в зоне подачи сырья в колонну, рассчитанное по уравнению (41)
составит:
мм рт.
ст.
При
таком давлении в зоне подачи сырья в колонну рассчитывается температура питания
по уравнению изотермы жидкой фазы [7]:
, (43)
где
- концентрация i - го
компонента в питании, мол. дол.;
-
константа фазового равновесия i - го компонента;
n - количество
компонентов в смеси.
Определение
температуры в зоне подачи сырья в колонну производится методом подбора с
использованием средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры в зоне подачи сырья в колонну будет истинным,
если выполнится условие уравнения (43).
Примем,
что температура в зоне подачи питания в колонну равна 85 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2
рассчитываются давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40)
константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры в зоне подачи сырья в колонну представлены в
таблице 4.
Таблица
4 - Данные для определения температуры в зоне подачи сырья в колонну
Температура
t = 85 ,
давление 
= 157 мм рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
питании, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
881,86
|
5,6087
|
0,0283
|
|
2
|
Толуол
|
345,20
|
2,1955
|
0,0479
|
|
3
|
Октан
|
210,28
|
1,3374
|
0,0018
|
|
4
|
Этилбензол
|
151,76
|
0,9652
|
0,3134
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
137,02
|
0,8715
|
0,0043
|
|
6
|
о-Ксилол
|
115,32
|
0,7335
|
0,00033
|
|
7
|
Стирол
|
111,55
|
0,7095
|
0,6011
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
95,78
|
0,6091
|
0,0001
|
|
9
|
-Метилстирол45,050,28650,0017
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
55,78
|
0,3547
|
0,0012
|
Тогда по уравнению (43) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры в зоне подачи питания в колонну
является истинным и составляет 85 .
в)
Определение параметров верха колонны
Давление
верха колонны рассчитывается по уравнению [9]:
, (44)
где
- давление верха колонны, мм рт.ст.;
-
давление в зоне подачи сырья в колонну, мм рт.ст.;
-
гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны, мм рт.ст..
Гидравлическое
сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению
[9]:
, (45)
где
- гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей
части колонны, мм рт.ст..
N - число
тарелок в укрепляющей части;
-
гидравлическое сопротивление одной тарелки, мм рт.ст..
Для
струйных тарелок с отбойниками величина гидравлического сопротивления
составляет 0,0003 МПа (2,28 мм рт. ст.) [7]. Принимается, что число реальных
тарелок в укрепляющей части колонны равно 14. Тогда гидравлическое
сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны, рассчитанное по формуле (45)
составит:
МПа или
32 мм рт. ст.
Тогда
давление в верху колонны, рассчитанное по уравнению (44) составит:
мм рт.
ст.
При
таком давлении рассчитывается температура верха колоны по уравнению паровой
фазы [7]:
, (46)
где
- концентрация i - го
компонента в дистилляте, мол. дол.;
-
константа фазового равновесия i - го компонента;
n - количество
компонентов в смеси.
Определение
температуры верха колонны производится методом подбора с использованием средств
MS Excel надстройки «Поиск решения». Принятое значение
температуры верха колонны будет истинным, если выполнится условие уравнения
(46). Примем, что температура верха колонны равна 53 . При этой температуре по уравнению (27) с
использованием данных таблицы 2 рассчитываются давления насыщенных паров
компонентов смеси и по уравнению (40) константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры верха колонны представлены в таблице 5.
Таблица
5 - Данные для определения температуры верха колонны
Температура
53 , давление 
=125 мм
рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
297,66
|
2,3754
|
0,37390
|
|
2
|
Толуол
|
102,21
|
0,8157
|
0,58664
|
|
3
|
Октан
|
56,39
|
0,4500
|
0,00216
|
|
4
|
Этилбензол
|
39,45
|
0,3148
|
0,03708
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
35,01
|
0,2794
|
0,00021
|
|
6
|
о-Ксилол
|
28,72
|
0,2292
|
0,00000
|
|
7
|
Стирол
|
27,38
|
0,2185
|
0,00000
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
23,24
|
0,1855
|
0,00000
|
|
9
|
-Метилстирол9,310,07430,00000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
13,69
|
0,1092
|
0,00000
|
Тогда по уравнению (46) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры верха колонны является истинным и
составляет 53 .
г) Определение параметров конденсации
Давление паров в верху колонны должно быть больше, чем давление
конденсации, то есть пары должны иметь напор для преодоления сопротивления
шлемовой трубы и межтрубного пространства конденсатора. Этот напор, как
правило, принимается 0,005 - 0,02 МПа. Таким образом, давление конденсации
смеси можно рассчитать по следующей формуле:
, (47)
где
- давление конденсации смеси, мм рт.ст.;
-
давление верха колонны, мм рт.ст.;
-
перепад давления в шлемовой трубе, мм рт.ст..
Давление
конденсации смеси составляет:
мм
рт.ст.
При
таком давлении температура начала конденсации рассчитывается по уравнению
паровой фазы.
Определение
температуры начала конденсации производится методом подбора с использованием
средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры начала конденсации будет истинным, если
выполнится условие уравнения (46).
Примем,
что температура начала конденсации равна 53 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2
рассчитываются давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40)
константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры начала конденсации смеси представлены в таблице 6.
Таблица
6 -Данные для определения температуры начала конденсации
Температура
53 , давление 
= 125 мм
рт. ст.
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
297,66
|
2,3754
|
0,37390
|
|
2
|
Толуол
|
102,21
|
0,8157
|
0,58664
|
|
3
|
Октан
|
56,39
|
0,4500
|
0,00216
|
|
4
|
Этилбензол
|
39,45
|
0,3148
|
0,03708
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
35,01
|
0,2794
|
0,00021
|
|
6
|
о-Ксилол
|
28,72
|
0,2292
|
0,00000
|
|
7
|
Стирол
|
27,38
|
0,2185
|
0,00000
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
23,24
|
0,1855
|
0,00000
|
|
9
|
-Метилстирол9,310,07430,00000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
13,69
|
0,1092
|
0,00000
|
Тогда по уравнению (46) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры начала конденсации является истинным и
составляет 53 .
Давление
конца конденсации смеси рассчитывается по уравнению изотермы жидкой фазы [7]:
, (48)
где
- концентрация i - го
компонента в дистилляте, мол. дол.;
-
константа фазового равновесия i - го компонента;
-
давление насыщенного пара i - го компонента, мм рт.ст.;
-
давление конденсации, мм рт.ст.;
n - количество
компонентов в смеси.
Определение температуры конца конденсации производится методом подбора с
использованием средств MS Excel надстройки «Поиск решения». Принятое
значение температуры конца конденсации будет истинным, если выполнится условие
уравнения (48).
Примем,
что температура конца конденсации равна 45 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2 рассчитываются
давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40) константы
фазового равновесия.
Данные
для определения температуры конца конденсации смеси представлены в таблице 7.
Таблица
7 -Данные для определения температуры конца конденсации
Температура
45 , = 125 мм рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
218,73
|
1,7455
|
0,37390
|
|
2
|
Толуол
|
72,35
|
0,5774
|
0,58664
|
|
3
|
Октан
|
38,74
|
0,3091
|
0,00216
|
|
4
|
Этилбензол
|
26,88
|
0,2145
|
0,03708
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
23,74
|
0,1895
|
0,00021
|
|
6
|
о-Ксилол
|
19,33
|
0,1543
|
0,00000
|
|
7
|
Стирол
|
18,33
|
0,1463
|
0,00000
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
15,52
|
0,1238
|
0,00000
|
|
9
|
-Метилстирол5,930,04730,00000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
9,17
|
0,0732
|
0,00000
|
Тогда по уравнению (48) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры конца конденсации является истинным и
составляет 45 .
Выбираем
в качестве хладоагента промышленную оборотную воду с параметрами: начальная температура
25 , конечная температура 35 .
В
таблице 8 представлены технологические параметры процесса ректификации.
Таблица
8 - Технологические параметры процесса ректификации
|
Сечение колонны
|
Температура, Давление, мм рт. ст.
|
|
|
Верх колонны
|
53
|
125
|
|
Зона подачи сырья
|
85
|
157
|
|
Куб колонны
|
97
|
194
|
Исходя
из значения температуры в исчерпывающей части колонны, выбирается горячий
теплоноситель с температурой на 15 - 20 выше
температуры в исчерпывающей части колонны.
Таким
образом, выбираем в качестве горячего теплоносителя водяной пар с параметрами:
температура - 119,6 , давление - 0,2 МПа, плотность - 1,107 кг/м3,
удельная теплота парообразования - 2208 кДж/кг [6].
д) Расчет минимального флегмового числа и числа теоретических тарелок
Флегмовое число и число теоретических тарелок являются основными
параметрами, определяющими заданное разделение в ректификационной колонне. На
практике наиболее часто минимальное флегмовое число рассчитывается по уравнению
Андервуда [7]:
, (49)
где
- минимальное флегмовое число;
-
концентрация i - го компонента в дистилляте, мол. дол.;
-
коэффициент относительной летучести i - го компонента по отношению к
тяжелому ключевому компоненту при средней температуре в колонне;
-
вспомогательный множитель;
n - число
компонентов смеси.
Но
для нахождения минимального флегмового числа по уравнению Андервуда, необходимо
определить значение вспомогательного множителя 
по
уравнению [7]:
, (50)
где
- вспомогательный множитель;
-
молярная доля жидкости в питании (если питание в жидком виде, то q=1);
-
коэффициент относительной летучести i - го компонента по отношению к
тяжелому ключевому компоненту при средней температуре в колонне;
-
концентрация i - го компонента в питании, мол. дол.;
n - число
компонентов смеси.
Вспомогательный
коэффициент должен быть меньше коэффициента относительной
летучести легкого ключевого компонента и больше 1.
Коэффициент
относительной летучести компонента по отношению к тяжелому ключевому компоненту
при средней температуре в колонне рассчитывается по уравнению [7]:
, (51)
где
- коэффициент относительной летучести;
-
упругость паров i - го компонента, мм рт. ст.;
-
упругость паров тяжелого ключевого компонента, мм рт. ст.
Для
определения вспомогательного коэффициента необходимо
вначале рассчитать коэффициенты относительной летучести компонентов смеси по
отношению к тяжёлому ключевому компоненту и упругости паров компонентов при
средней температуре в колонне равной:
.
Упругости
паров компонентов смеси при данной температуре рассчитываются по уравнению (27)
с использованием данных таблицы 2:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Тогда
коэффициенты относительной летучести компонентов смеси по отношению к тяжелому
ключевому компоненту (этилбензолу), рассчитанные по уравнению (51) будут равны:
;
;
;
;
;
;
;
;
;
.
Рассчитывается
вспомогательный коэффициент по
уравнению (50):
Данное
уравнение относительно неизвестной решается
методом подбора. С помощью средств MS Excel
надстройки «Поиск решения» было найдено значение равное
1,5271.
Тогда
минимальное флегмовое число, рассчитанное по уравнению (49), будет равно:
.
Минимальное
число теоретических тарелок рассчитывается по уравнению Фенске отдельно для
укрепляющей и исчерпывающей части [7]:
, 
, (52)
где
- минимальное число теоретических тарелок для
укрепляющей части колонны;
-
минимальное число теоретических тарелок для исчерпывающей части колонны;
-
концентрация легкого ключевого компонента в дистилляте, мол. дол.;
-
концентрация легкого ключевого компонента в питании, мол. дол.;
-
концентрация легкого ключевого компонента в исчерпывающей части колонны, мол.
дол.;
-
концентрация тяжелого ключевого компонента в дистилляте, мол. дол.;
-
концентрация тяжелого ключевого компонента в питании, мол. дол.;
-
концентрация тяжелого ключевого компонента в исчерпывающей части колонны, мол.
дол.;
-
коэффициент относительной летучести легкого ключевого компонента по отношению к
тяжелому ключевому компоненту при средней температуре в укрепляющей части
колонны;
-
коэффициент относительной летучести легкого ключевого компонента по отношению к
тяжелому ключевому компоненту при средней температуре в исчерпывающей части
колонны.
Для
определения минимального числа теоретических тарелок в укрепляющей части
колонны необходимо рассчитать коэффициент относительной летучести лёгкого
ключевого компонента по отношению к тяжёлому ключевому компоненту при средней
температуре в укрепляющей части колонны, которая равна:
.
Упругости
паров лёгкого (толуол) и тяжёлого (этилбензол) ключевых компонентов при средней
температуре в укрепляющей части колонны, рассчитанные по уравнению (27) с
использованием данных таблицы (26), будут равны:
мм рт.
ст.;
мм
рт.ст.
Тогда
относительная летучесть лёгкого ключевого компонента по отношении к тяжёлому
ключевому компоненту в укрепляющей части колонны, рассчитанная по уравнению
(50), будет равна:
.
Таким
образом, минимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (52), будет равно:
.
Для
определения минимального числа теоретических тарелок в исчерпывающей части
колонны необходимо рассчитать коэффициент ключевого компонента по отношению к
тяжёлому ключевому компоненту при средней температуре в исчерпывающей части
колонны, которая равна:
.
Упругости
паров лёгкого и тяжёлого ключевых компонентов при средней температуре в
исчерпывающей части колонны, рассчитанные по уравнению (27) с использованием
данных таблицы (26), будут равны:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Тогда
относительная летучесть лёгкого ключевого компонента по отношении к тяжёлому
ключевому компоненту в исчерпывающей части колонны, рассчитанная по уравнению
(50), будет равна:
.
Таким
образом, минимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (52), будет равно:
Общее число теоретических тарелок в колонне составит:
е) Оптимизация флегмового числа
Флегмовое число существенно влияет на размеры капитальных и
эксплуатационных (энергетических) затрат. Для оптимизации флегмового числа
вводится понятие коэффициента избытка флегмы [7]:
, (53)
где
- коэффициент избытка флегмы;
-
оптимальное флегмовое число;
-
минимально флегмовое число.
Для
определения оптимального флегмового числа используется метод Джиллиленда по
минимальным капитальным затратам. Метод основан на определении вспомогательных
коэффициентов [7]:
; 
, (54)
где
- вспомогательный комплекс;
-
вспомогательный комплекс;
- оптимальное
флегмовое число;
-
минимально флегмовое число.
Оптимальное
число теоретических тарелок рассчитывается исходя из значения вспомогательного
комплекса Y [7]:
, (55)
где
- вспомогательный комплекс;
-
оптимальное число теоретических тарелок;
-
минимальное число теоретических тарелок.
Таким
образом, для определения оптимального флегмового числа по методу Джиллиленда
необходимо, задавшись несколькими значениями коэффициента избытка флегмы 
, определить оптимальное флегмовое число по уравнению
(53) и вспомогательные коэффициенты X и Y по формуле
(54). Затем, исходя из значения вспомогательного комплекса Y,
рассчитать оптимальное число теоретических тарелок по уравнению (55) и значение комплекса (+1). Затем необходимо построить графическую
зависимость значения комплекса (+1) от изменения коэффициента избытка флегмы.
Минимальному
значению на графике соответствует оптимальное, по Джиллиленду, флегмовое число.
Результаты
расчёта оптимального флегмового числа приведены в таблице 9.
Таблица
9 - Результаты расчёта оптимального флегмового числа по методу Джиллиленда
|
  XY(+1)
|
|
|
|
|
|
|
1,1
|
4,634
|
0,0748
|
0,5800
|
49,67
|
279,8721
|
|
1,15
|
4,845
|
0,1081
|
0,5455
|
45,82
|
267,8212
|
|
1,2
|
5,056
|
0,1391
|
0,5153
|
42,90
|
259,8089
|
|
1,25
|
5,266
|
0,1681
|
0,4885
|
40,61
|
254,4546
|
|
1,3
|
5,477
|
0,1951
|
0,4647
|
38,75
|
250,9856
|
|
XY(+1)
|
|
|
|
|
|
|
1,35
|
5,688
|
0,2205
|
0,4432
|
37,22
|
248,9025
|
|
1,4
|
5,898
|
0,2443
|
0,4238
|
35,93
|
247,8658
|
|
1,45
|
6,109
|
0,2667
|
0,4062
|
34,84
|
247,6372
|
|
1,5
|
6,320
|
0,2878
|
0,3900
|
33,89
|
248,0452
|
|
1,55
|
6,530
|
0,3077
|
0,3752
|
33,06
|
248,9634
|
|
1,6
|
6,741
|
0,3266
|
0,3616
|
32,33
|
250,2965
|
|
1,65
|
6,951
|
0,3444
|
0,3490
|
31,69
|
251,9716
|
|
1,7
|
7,162
|
0,3613
|
0,3373
|
31,11
|
253,9321
|
|
1,75
|
7,373
|
0,3774
|
0,3264
|
30,59
|
256,1329
|
|
1,8
|
7,583
|
0,3927
|
0,3162
|
30,12
|
258,5383
|
|
1,85
|
7,794
|
0,4072
|
0,3067
|
29,69
|
261,1191
|
|
1,9
|
8,005
|
0,4211
|
0,2977
|
29,30
|
263,8516
|
|
1,95
|
8,215
|
0,2893
|
28,94
|
266,7160
|
|
2
|
8,426
|
0,4470
|
0,2814
|
28,61
|
269,6960
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
На
рисунке 2 представлена графическая зависимость значения комплекса (+1) от изменения коэффициента избытка флегмы.
Рисунок
2 - Зависимость комплекса (+1) от коэффициента избытка флегмы
С
помощью средств MS Excel надстройки «Поиск решения»
найдено значение минимума функции равное
1,4. Тогда по уравнению (53) оптимальное флегмовое число равно:
Такому
флегмовому числу соответствует следующие значения вспомогательных коэффициентов
X и Y, рассчитанных по уравнению (54):
;
.
Оптимальное положение тарелки питания находится по уравнению [7]:
, (56)
где
- оптимальное число теоретических тарелок для
укрепляющей части колонны;
-
оптимальное число теоретических тарелок для исчерпывающей части колонны;
-
минимальное число теоретических тарелок для укрепляющей части колонны;
-
минимальное число теоретических тарелок для исчерпывающей части колонны.
Таким
образом, оптимальное число теоретических тарелок, рассчитанное по уравнению
(55), равно:
.
По
уравнению (56) определяется оптимальное число теоретических тарелок для
укрепляющей части колонны = 7,63 и для исчерпывающей части = 9,19.
ж) Расчёт числа действительных тарелок в колонне
В реальных условиях работы колонны необходимо переходить от числа
теоретических тарелок к действительным, для этого вводят понятие коэффициента
полезного действия тарелки [7]:
, (57)
где
- коэффициент полезного действия тарелки;
- число
теоретических тарелок в колонне;
- число
действительных тарелок в колонне.
Коэффициент
полезного действия тарелки обычно определяется по формуле О`Коннела:
, (58)
где
- коэффициент полезного действия тарелки;
-
коэффициент относительной летучести легкого ключевого компонента по отношению к
тяжелому ключевому компоненту при средних температурах в укрепляющей или
исчерпывающей частях колонны;
-
вязкость смеси компонентов, мПа
с;
Вязкость
смеси компонентов рассчитывается по уравнению:
, (59)
где
- вязкость смеси компонентов, мПас;
- вязкость
i - го компонента смеси, мПас;
-
концентрация i - го компонента в дистилляте или в исчерпывающей
части колонны, мол. дол.
Для определения числа действительных тарелок необходимо знать вязкость
смеси компонентов. В таблице 10 представлены значения вязкости компонентов,
входящих в состав смеси, при средней температуре в укрепляющей и в
исчерпывающей частях колонны [10].
Таблица 10 - Значения вязкости компонентов смеси
|
№
|
Компоненты
|
Вязкость, мПас
|
|
|
 
|
|
|
1
|
Бензол
|
0,374
|
0,302
|
|
2
|
Толуол
|
0,326
|
0,251
|
|
3
|
Октан
|
0,305
|
0,234
|
|
4
|
Этилбензол
|
0,385
|
0,331
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
0,369
|
0,323
|
|
6
|
о-Ксилол
|
0,456
|
0,396
|
|
7
|
Стирол
|
0,326
|
0,251
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
0,384
|
0,364
|
|
9
|
-Метилстирол0,507
|
0,420
|
|
|
10
|
Смолы
|
0,652
|
0,501
|
|
|
|
|
|
|
|
Вязкость смеси компонентов в укрепляющей части колонны рассчитывается по
уравнению (59):
;
мПас.
Тогда
коэффициент полезного действия тарелки, рассчитанный по формуле (58), равен:
.
Число
действительных тарелок в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению
(57):
.
Аналогичным
образом рассчитывается число действительных тарелок в исчерпывающей части
колонны:
мПас;
;
.
з) Тепловой баланс процесса ректификации.
Определение расхода греющего пара в кипятильнике
Тепловой баланс колонны составляется с целью определения необходимых
затрат тепла и холода. Уравнения теплового баланса колонны имеет следующий вид
[7]:
, (60)
где
- тепловой поток, поступающий в колонну с флегмой,
Вт;
-
тепловой поток, поступающий в колонну с питанием, Вт;
-
тепловой поток, поступающий в колонну из кипятильника, Вт;
-
тепловой поток, уходящий с парами, Вт;
-
тепловой поток, уходящий с кубовой жидкостью, Вт.
Количество
тепла, поступающее в колонну с питанием, рассчитывается по уравнению [7]:
, (61)
где
- тепловой поток, поступающий в колонну с питанием,
Вт;
-
массовый расход i - го компонента с питанием, кг/час;
-
удельная теплоемкость i - го компонента в питании, кДж/(кгК);
-
температура питания, ;
n - количество
компонентов в смеси.
В таблице 11 представлены значения удельных теплоемкостей компонентов
смеси и удельных теплот парообразования компонентов смесей при различных
температурах [10].
Таблица 11 - Значения удельных теплоемкостей и теплот парообразования
компонентов смеси
|
№
|
Компоненты
|
Теплоемкость, кДж/(кг
K)
|
Удельная теплота
парообразования, кДж/кг
|
|
|
Температура,
|
|
|
45
|
53
|
85
|
97
|
53
|
97
|
|
1
|
Бензол
|
1,798
|
1,831
|
1,999
|
2,074
|
415,39
|
381,99
|
|
2
|
Толуол
|
1,771
|
1,799
|
1,916
|
1,961
|
396,89
|
372,68
|
|
3
|
Октан
|
2,290
|
2,318
|
2,428
|
2,469
|
350,02
|
324,58
|
|
4
|
Этилбензол
|
1,808
|
1,832
|
1,930
|
1,966
|
381,77
|
359,35
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
2,088
|
2,287
|
3,489
|
4,084
|
389,34
|
369,11
|
|
6
|
о-Ксилол
|
1,783
|
1,802
|
1,876
|
1,904
|
394,53
|
372,94
|
|
7
|
Стирол
|
1,245
|
1,273
|
1,383
|
1,424
|
403,57
|
383,79
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
1,861
|
1,893
|
2,007
|
2,044
|
360,71
|
342,14
|
|
9
|
-Метилстирол1,2451,2731,3831,424403,57383,79
|
|
|
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
0,623
|
0,636
|
0,692
|
0,712
|
201,79
|
191,89
|
Количество
тепла, поступающего в колонну с питанием, рассчитывается по формуле (61), при
этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 11 при температуре
питания равной 85 :
кДж/ч =
743744,3 Вт.
Количество
тепла, приходящее в колонну с флегмой, рассчитывается по формуле [7]:
, (62)
где
- тепловой поток, поступающий в колонну с флегмой,
Вт;
-
массовый расход i - го компонента с флегмой, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
удельная теплоемкость i - го компонента в флегме, кДж/(кгК);
-
температура флегмы, ;
n - количество
компонентов в смеси.
Количество
тепла, приходящего в колонну с флегмой, рассчитывается по формуле (62), при
этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 11 при температуре
флегмы равной температуры конца конденсации смеси (45 
):
=71345,46
кДж/ч = 214262,6 Вт.
Количество
тепла, уходящего из колонны с парами, рассчитывается по формуле [7]:
, (63)
где
- тепловой поток, уходящий из колонны с парами, Вт;
-
массовый расход i - го компонента в парах, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
удельная теплоемкость i - го компонента в парах, кДж/(кгК);
-
температура верха колонны, ;
-
удельная теплота парообразования i - го компонента, кДж/кг;
n - количество
компонентов в смеси.
Количество
тепла, уходящего из колонны с парами с верха колонны, рассчитывается по формуле
(63), при этом удельные теплоемкости компонентов и теплоты парообразования
берутся из таблицы 11 при температуре верха колонны равной 53 :
Дж/ч =
1881717 Вт.
Количество
тепла, уходящего из колонны с кубовой жидкостью рассчитывается по формуле [7]:
, (64)
где
- тепловой поток, уходящий из колонны с кубовой
жидкостью, Вт;
-
массовый расход i - го компонента с кубовой жидкостью, кг/час;
-
удельная теплоемкость i - го компонента в кубовой жидкости, кДж/(кгК);
-
температура кубовой жидкости, ;
n - количество
компонентов в смеси.
Количество
тепла, уходящего из колонны с кубовой жидкостью, рассчитывается по формуле
(64), при этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 11 при
температуре куба колонны равной 97 :
кДж/ч=818534,2В
Тепловой
поток, поступающий в колонну из кипятильника, рассчитывается по формуле [7]:
. (65)
Таким
образом, тепловой поток, поступающий в колонну из кипятильника, равен:
Вт.
Расход
греющего пара в кипятильнике рассчитывается по уравнению [7]:
, (66)
где
- расход греющего пара в кипятильнике, кг/ч;
-
тепловой поток, поступающий в колонну из кипятильника, Вт;
-
удельная теплота парообразование горячего теплоносителя, кДж/кг.
Таким
образом, расход греющего пара в кипятильнике равен:
кг/c =
2840,6 кг/ч.
и)
Определение диаметра колонны и расстояния между тарелками
Диаметр
ректификационной колонны определяется по максимально допустимой скорости паров
и объемному расходу пара в данном сечении колонны [7]:
, (67)
где
- диаметр колонны, м;
-
объемный расход пара в данном сечении колонны, м3/с;
-
максимальная скорость паров в данном сечении колонны, м/с.
По
расчетной величине диаметра колонны и нормальному ряду диаметров колонн
выбирается ближайшее большее значение диаметра, которое и используется в
дальнейших расчетах.
Максимальную
скорость паров рассчитывается по формуле Саудерса - Брауна [7]:
, (68)
где
- максимальная скорость паров в данном сечении
колонны, м/с;
-
коэффициент;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/м3.
Коэффициент
можно определить по уравнению [7]:
, (69)
где
,
- коэффициенты, зависящие от типа тарелки;
-
коэффициент (для вакуумных колонн принимается равным 1, если колонна имеет
сепаратор в зоне подачи питания, и равным 0,9 если такого сепаратор нет);
-
коэффициент, зависящий от величины межтарельчатого расстояния;
-
коэффициент.
Коэффициент
можно определить по уравнению [7]:
, (70)
где
- жидкостная нагрузка в данном сечении колонны,
м3/час;
- число
потоков;
-
коэффициент, зависящий от типа тарелки;
-
коэффициент, зависящий от величины межтарельчатого расстояния;
-
объемный расход пара в данном сечении колонны, м3/с;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/м3.
Плотность
жидкости в данном сечении колонны рассчитывается по формуле:
, (71)
где
- плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3;
-
массовая доля i - го компонента в смеси;
-
плотность i - го компонента [10], кг/м3;
n - количество
компонентов в смеси.
Таким
образом, плотность жидкости в укрепляющей части колонны при средней температуре
в укрепляющей части колонны равной 69 :
кг/м3.
Жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны рассчитывается по формуле
[7]:
, (72)
где
- жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны,
м3/час;
-
количество дистиллята, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3.
Таким образом, жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны равна:
м3/ч.
Плотность пара рассчитывается по формуле [3]:
, (73)
где
- плотность пара в данном сечении колонны, кг/ м3;
- средняя
молярная масса смеси, г/моль;
-
давление в данном сечении колонны, МПа;
-
атмосферное давление, МПа.
Молярная
масса смеси компонентов в соответствующей части колонны рассчитывается по
формуле [3]:
, (74)
где
- средняя молярная масса смеси, г/моль;
-
молярная масса i - го компонента смеси, г/моль;
-
концентрация i - го компонента в смеси, мол. дол.;
n - количество
компонентов в смеси.
Молярная
масса смеси в укрепляющей части колонны равна:
г/моль.
Плотность
пара в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению (70) при средней
температуре в укрепляющей части колонны равной 69 и давлении 141 мм рт. ст.:
кг/м3.
Объёмный расход пара в укрепляющей части колонны определяется по формуле
[7]:
, (75)
где
- объёмный расход пара в укрепляющей части колонны,
м3/с;
-
количество дистиллята, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/ м3.
Таким образом, объемный расход пара в укрепляющей части колонны равен:
м3/с.
Для
тарелок струйных с отбойными элементами K1=1,4, С2=0 и K2=0,9.
Расстояние между тарелками 500 мм, таким образом С1=510 [7]. Тогда по уравнению
(75) рассчитывается коэффициент :
.
Тогда
максимальная скорость паров в укрепляющей части колонны рассчитанная по формуле
(68), равна:
м/с.
Диаметр
укрепляющей части колонны определяется по формуле (67):
м.
Выбираем
из стандартного ряда диаметров обечаек колонн ближайшее большее значение
диаметра равное 2,2 м [7].
Аналогичный расчёт диаметра колонны проводится для исчерпывающей части
колонны.
Плотность
жидкости в исчерпывающей части колонны рассчитывается по формуле (71) при
средней температуре в исчерпывающей части колонны равной 91 :
кг/м3.
Жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны определяется по формуле
[7]:
, (76)
где
- жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны,
м3/час;
-
количество питания, кг/час;
-
количество дистиллята, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3.
Таким
образом, жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны равна:
м3/ч.
Молярная масса смеси в исчерпывающей части колонны равна:
г/моль.
Плотность
пара в исчерпывающей части колонны рассчитывается по уравнению (70) при средней
температуре в исчерпывающей части колонны равной 91 и давлении 175 мм рт. ст.:
кг/м3.
Объёмный расход пара в исчерпывающей части колонны рассчитывается по
формуле [7]:
, (77)
где
- объёмный расход пара в исчерпывающей части колонны,
м3/с;
-
тепловой поток, поступающий в колонну из кипятильника, Вт;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/ м3.
Таким
образом, объёмный расход пара в исчерпывающей части колонны равен:
м3/с.
Значение
коэффициента рассчитывается по уравнению (75):
Тогда
максимальная скорость паров в исчерпывающей части колонны рассчитанная по
формуле (68), равна:
м3/с.
Диаметр
исчерпывающей части колонны определяется по формуле (67):
м.
Выбираем
из стандартного ряда диаметров обечаек колонн ближайшее значение диаметра
равное 2,2 м [7].
Принимаем
диаметр для всей колонны диаметр 2,2 м.
к) Расчет гидравлического сопротивления колонны
Гидравлическое сопротивление тарелок определяется на основе следующей
схемы расчёта: сопротивление орошаемой тарелки рассматривается как суммарная
потеря напора на сухой тарелке и в слое жидкости [7]:
, (78)
где
- гидравлическое сопротивление тарелки, мм ст. ж.;
-
гидравлическое сопротивление сухой тарелки, мм ст. ж.;
-
гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке, мм ст. ж..
Гидравлическое
сопротивление сухой тарелки обычно рассматривают как потерю скоростного напора
газа (пара) вследствие преодоления ряда местных сопротивлений на сухой,
неорошаемой тарелке [7]:
, (79)
где
- гидравлическое сопротивление сухой тарелки, мм ст.
ж.;
-
коэффициент сопротивления сухой тарелки;
-
скорость паров в свободном сечении тарелки, м/с;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/м3.
Скорость
паров в свободном сечении тарелки рассчитывается по уравнению [7]:
, (80)
где
- скорость паров в свободном сечении тарелки, м/с;
-
рабочая скорость паров, м/с;
-
свободное сечение тарелки, м2/м2.
Свободное
сечение струйных с отбойниками тарелок можно определить по уравнению [7]:
, (81)
где
- свободное сечение тарелки, м2/м2;
, 
, 
-
коэффициенты;
-
жидкостная нагрузка на единицу длины сливной планки в соответствующей части
колонны, м3/(мчас);
-
диапазон устойчивой работы тарелки.
Диапазон
устойчивой работы тарелки зависит от соотношения 
и
определяется по графику [7].
Рабочая
скорость паров рассчитывается по уравнению [7]:
, (82)
где
- рабочая скорость паров, м/с;
-
объемный расход пара в данном сечении колонны, м3/с;
-
диаметр колонны, м.
Для
струйных тарелок с отбойниками величину гидравлического сопротивления жидкости
на тарелке можно определить исходя из следующих условий [11]:
если
, то 
, (83)
если
, то 
,
где
- фактор расхода пара;
-
свободное сечение тарелки, м2/м2;
-
относительная рабочая площадь тарелки, м2/м2;
-
плотность жидкости по отношению к воде;
-
гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке, мм ст. ж.;
-
жидкостная нагрузка в соответствующей части колонны на единицу длины сливной
планки, м3/(мчас).
Фактор
расхода пара рассчитывается по формуле:
, (84)
где
- фактор расхода пара;
-
рабочая скорость паров, м/с;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/м3.
Жидкостная
нагрузка в укрепляющей части колонны на единицу длины сливной планки
рассчитывается по уравнению [7]:
, (85)
где
- жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны,
м3/(мчас);
-
количество дистиллята, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3.
- длина
сливной планки, м.
Жидкостная
нагрузка в исчерпывающей части колонны на единицу длины сливной планки
рассчитывается по формуле [7]:
, (86)
где
- жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны,
м3/(мчас);
-
количество питания, кг/час;
-
количество дистиллята, кг/час;
-
оптимальное флегмовое число;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3.
- длина
сливной планки, м.
Принимается,
что длина сливной планки равна:
, (87)
где
- длина сливной планки, м;
-
диаметр колонны, м.
Общее
сопротивление укрепляющей или исчерпывающей части колонны рассчитывается по
уравнению [7]:
, (88)
где
- общее гидравлическое сопротивление в укрепляющей
или исчерпывающей части колонны, мм ст. ж.;
-
действительное число тарелок в соответствующей части колонны;
-
гидравлическое сопротивление сухой тарелки в соответствующей части колонны, мм
ст. ж.
Рабочая
скорость паров в укрепляющей части колонны равна:
м/c.
Длина
сливной планки равна:
м.
Тогда
жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны на единицу длины сливной
планки, рассчитанная по уравнению (85), равна:
м3/(мчас).
Для
струйных тарелок =20, =2430,
коэффициент рассчитан ранее по уравнению (69). Соотношение для
укрепляющей части колонны 
, таким образом, находим, что диапазон устойчивой
работы тарелки равен 3 [7]. Тогда свободное сечение тарелки равно:
м2/м2.
Таким
образом, скорость паров в свободном сечении тарелки в укрепляющей части
колонны, рассчитанная по уравнению (80), равна:
м/с.
Коэффициент
сопротивления сухой тарелки для струйных с отбойниками тарелок 
равен 1,2 [7], тогда гидравлическое сопротивление
сухой тарелки в укрепляющей части колонны, рассчитанное по уравнению (79),
равно:
мм ст. ж.
Фактор
расхода пара, рассчитанный по уравнению (84), равен:
.
По
уравнению (83) найдем соотношение
;
.
Таким
образом, и гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке
рассчитывается по следующему уравнению:
мм ст.
ж.
Гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (78), равно:
мм ст. м.
Общее
гидравлическое сопротивление укрепляющей части колонны, рассчитанное по
уравнению (88), равно:
мм ст.
ж. = 0,0021МПа.
Полученное
значение гидравлического сопротивления в укрепляющей части меньше ранее
принятого значения (0,0043 МПа).
Аналогичный
расчет гидравлического сопротивления проводится и для исчерпывающей части
колонны.
Рабочая
скорость паров в исчерпывающей части колонны, рассчитанная по уравнению (82),
равна:
м/c.
Длина
сливной планки равна:
м.
Тогда
жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны на единицу длины сливной
планки, рассчитанная по уравнению (86), равна:
м3/(мчас).
Для
струйных тарелок =20, =2430,
коэффициент рассчитан ранее по уравнению (69). Соотношение для
исчерпывающей части колонны 
, таким
образом, находим, что диапазон устойчивой работы тарелки равен 2,25 [7]. Тогда
свободное сечение тарелки равно:
м2/м2.
Таким
образом, скорость паров в свободном сечении тарелки в исчерпывающей части
колонны, рассчитанная по уравнению (80), равна:
м/с.
Коэффициент
сопротивления сухой тарелки для струйных с отбойниками тарелок равен 1,2 [7], тогда гидравлическое сопротивление
сухой тарелки в исчерпывающей части колонны, рассчитанное по уравнению (79),
равно:
мм ст. ж.
Фактор
расхода пара, рассчитанный по уравнению (84), равен:
.
По
уравнению (83) найдем соотношение
;
.
Таким
образом, и гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке
рассчитывается по следующему уравнению:
мм ст.
ж.
Гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны, рассчитанное
по уравнению (78), равно:
мм ст. ж.
Общее
гидравлическое сопротивление укрепляющей части колонны, рассчитанное по
уравнению (88), равно:
мм ст.
ж. = 0,0033МПа.
Полученное
значение гидравлического сопротивления в укрепляющей части меньше ранее
принятого значения (0,0049 МПа).
л) Проверка устойчивости работы тарелки по сливному устройству
Для нормальной работы колонны без захлебывания необходимо, чтобы
выполнялись три условия.
Первое условие нормальной работы тарелки [7]:
, (89)
где
- высота вспененного слоя жидкости на тарелке, мм;
-
межтарельчатое расстояние, мм;
- высота
переливной планки, мм.
Высота
вспененного слоя жидкости на тарелке определяется из уравнения [7]:
, (90)
где
- высота вспененного слоя жидкости на тарелке, мм;
- высота
светлого слоя жидкости, мм;
-
относительная плотность вспененной жидкости.
Высота
светлого слоя жидкости в сливном устройстве определяется по уравнению [7]:
, (91)
где
- высота светлого слоя жидкости, мм;
- высота
переливной планки, мм;
- высота
подпора над переливной планкой, мм;
-
градиент уровня жидкости на тарелке, мм ст. ж.;
-
гидравлическое сопротивление тарелки, мм ст. ж.;
-
сопротивление жидкости перетоку в сливном устройстве тарелки, мм ст. ж.
Высота
подпора жидкости над переливной планкой рассчитывается по уравнению [7]:
, (92)
где
- высота подпора жидкости над переливной планкой, мм
ст. ж.;
-
коэффициент, зависящий от типа переливной планки;
-
коэффициент, учитывающий сжатие потока стенками колонны;
-
жидкостная нагрузка в соответствующей части колонны на единицу длины сливной
планки, м3/(мчас).
Коэффициент
находится по графику зависимости от комплексов [7]:
, (93)
где
- длина сливной планки, м;
- диаметр
колонны, м;
-
жидкостная нагрузка в данном сечении колонны на единицу длины сливной планки,
м3/(мчас).
Градиент
уровня жидкости на струйной тарелке с отбойниками можно рассчитать по уравнению
[7]:
, (94)
где
- градиент уровня жидкости на тарелке, мм ст. ж.;
-
гидравлическое сопротивление сухой тарелки, мм ст. ж.
Сопротивление
жидкости перетоку в сливном устройстве рассчитывается по формуле [7]:
, (95)
где
- жидкости перетоку в сливном устройстве тарелки, мм
ст. ж.;
-
коэффициент ( для тарелок без затворной планки = 190, с
затворной планкой 250);
-
жидкостная нагрузка в данном сечении колонны, м3/час;
-
наиболее узкое сечение перелива, мм.
Сопротивление
жидкости перетоку в сливном устройстве тарелки в укрепляющей части колонны
рассчитывается по формуле (95), при этом коэффициент k принимается
равным 250 (тарелка с подпорной планкой), а наиболее узкое сечение перелива равное 40 мм:
мм ст.
ж.
Для
расчета высоты подпора жидкости над переливной планкой необходимо знать
коэффициенты и . При
прямой сливной планке коэффициент = 3,0
[7], коэффициент зависит от соотношений и определяется по
соответствующему графику:
.
Таким
образом, 
= 1,02.
Тогда высота подпора жидкости над переливной планкой, рассчитанная по
уравнению (92), равна:
мм ст.
ж.
Градиент
уровня жидкости на тарелке рассчитывается по формуле (94):
мм ст.
ж.
Высота
светлого слоя жидкости на тарелке рассчитывается по уравнению (91):
мм ст.
ж.
Примем
плотность вспененной жидкости равной 0,6, тогда высота вспененной жидкости на
тарелке, рассчитанная по уравнению (90), равна:
мм.
Так
как 163,94 < 500 + 55, то первое условие нормальной работы тарелки в
укрепляющей части колонны выполняется.
Второе условие нормальной работы тарелки [7]:
, (96)
где
- вылет ниспадающей струи жидкости, мм;
- ширина
переливного устройства, мм.
При диаметре колонны 2,2 м ширина переливного устройства S равна 334 мм.
Вылет ниспадающей струи жидкости рассчитывается по формуле [7]:
, (97)
где
- вылет ниспадающей струи жидкости, мм;
- высота
подпора над переливной планкой, мм;
-
межтарельчатое расстояние, мм;
- высота
переливной планки, мм;
- высота
светлого слоя жидкости, мм.
Вылет
ниспадающей струи жидкости равен:
мм.
Так
как 0,6
334 = 200,4 мм больше 63,15, то второе условия
нормальной работы тарелки в укрепляющей части колонны выполняется.
Третье условие нормальной работы тарелки [7]:
, (98)
где
- время пребывания жидкости в переливе, с;
-
допустимое пребывание жидкости в переливе, с.
Время
пребывания жидкости в переливе рассчитывается по уравнению [7]:
, (99)
где
- время пребывания жидкости в переливе, с;
- объём
перелива, м3;
- длина
сливной планки, м;
-
жидкостная нагрузка в соответствующем сечении колонны, м3/(мчас).
Объём
перелива рассчитывается по формуле [7]:
, (100)
где
- объём перелива, м3;
- длина
сливной планки, м;
-
межтарельчатое расстояние, м;
- высота
переливной планки, м;
- ширина
переливного устройства, м.
Объём
перелива равен:
м3.
Тогда
время пребывания жидкости в переливе рассчитанное по уравнению (99) равно:
c.
Допустимое
пребывание жидкости в переливе рассчитывается по уравнению [7]:
, (101)
где
- допустимое пребывание жидкости в переливе, с;
-
межтарельчатое расстояние, мм;
-
плотность жидкости в данном сечении колонны, кг/м3;
-
плотность пара в данном сечении колонны, кг/м3.
-
коэффициент, характеризующий вспениваемость жидкости.
Таким
образом, допустимое время пребывания жидкости в переливе равно:
с.
Так как 35,4 > 3,75, то третье условие нормальной работы тарелки в
укрепляющей части колонны выполняется.
Аналогично производится проверка работы тарелки по сливному устройству в
исчерпывающей части колонны.
Сопротивление жидкости перетоку:
мм ст.
ж.
Тогда высота подпора жидкости над переливной планкой:
мм ст.
ж.
Градиент
уровня жидкости на тарелке:
мм ст.
ж.
Высота
светлого слоя жидкости на тарелке:
мм ст.
ж.
Высота
вспененной жидкости на тарелке:
мм.
Так как 194,15 < 500 + 55, то первое условие нормальной работы тарелки
в исчерпывающей части колонны выполняется.
Вылет ниспадающей струи жидкости:
мм.
Так
как 0,6334 = 200,4 мм больше 83,80, то второе условия
нормальной работы тарелки в исчерпывающей части колонны выполняется.
Объем
перелива:
м3
Время
пребывания жидкости в переливе:
с.
Допустимое
время пребывания жидкости в переливе:
с.
Так
как 14,27 > 3,71, то третье условие нормальной работы тарелки в исчерпывающей
части колонны выполняется.
м) Определение величины межтарельчатого уноса жидкости
Проверка работоспособности тарелок проводится по допустимой величине
межтарельчатого уноса жидкости. Величина уноса жидкости со струйных тарелок,
включая тарелки с отбойниками, обычно не превышает 0,1 кг/ кг.
Унос жидкости с тарелки можно определить по уравнению [7]:
, (102)
где
- величина межтарельчатого уноса жидкости, кг/кг;
, - коэффициенты (зависят от расстояния между
тарелками);
- высота
светлого слоя жидкости, м ст. ж.;
-
расстояние между тарелками, мм;
- доля
рабочей поверхности тарелки;
-
скорость паров в свободном сечении колонны, м/с;
-
относительная эффективная рабочая площадь тарелки, м2/м2;
-
коэффициент.
Коэффициент
рассчитывается по уравнению [7]:
, (103)
где
- поверхностное натяжение жидкости, Н/м;
-
плотность пара, кг/м3;
-
плотность жидкости, кг/м3;
-
вязкость жидкости, Па.с.
Поверхностное
натяжение смеси для укрепляющей части колонны составляет = 0,0235 Н/м [10]. Плотность пара, жидкости и
вязкость жидкости для укрепляющей части колонны рассчитаны ранее по уранениям
соответственно (59), (69) и (71). Таким образом,
.
Так
как расстояние между тарелками Н = 500 мм, то коэффициенты = 0,159 и = 0,95
[7]. Для колонны диаметром 2,2 м относительная эффективная рабочая площадь
тарелки = 0,6 м2/м2 [11]. Доля рабочей поверхности = 0,9 [7].
Тогда
межтарельчатый унос жидкости в укрепляющей части колонны будет равен:
кг/кг.
Таким
образом, величина уноса жидкости в укрепляющей части колонны не превышает
допустимого значения 0,1 кг/кг.
Величина
межтарельчатого уноса жидкости в исчерпывающей части колонны рассчитывается
аналогично.
Поверхностное
натяжение смеси для укрепляющей части колонны составляет = 0,0248 Н/м [10]. Плотность пара, жидкости и
вязкость жидкости для исчерпывающей части колонны рассчитаны ранее по уранениям
соответственно (59), (69) и (71). Таким образом,
.
Межтарельчатый
унос жидкости в исчерпывающей части колонны равен:
.
Таким
образом, величина уноса жидкости в исчерпывающей части колонны не превышает
допустимого значения 0,1 кг/кг.
)
Компановка колонны
Высота
колонны рассчитывается по формуле [7]:
, (104)
где
- высота колонны, м;
- высота
укрепляющей части колонны, м;
- высота
исчерпывающей части колонны, м;
- число
секций колонны;
- число
реальных тарелок в секции;
-
межтарельчатое расстояние;
-расстояние
между тарелками в местах установки люков, м;
- высота
опоры, м.
Высота
укрепляющей части колонны принимается в зависимости от диаметра колонны [7]:
, (105)
где
- высота укрепляющей части колонны, м;
-
диаметр колонны, м.
Высоту
исчерпывающей части колоны можно принять равной [7]:
, (106)
где
- высота исчерпывающей части колонны, м;
-
диаметр колонны, м.
Высота верха колонны рассчитывается по уравнению (105):
м.
Высота
исчерпывающей части колонны рассчитывается по уравнению (106):
м.
Примем
расстояние между тарелками в местах установки люков равным 0,8 м, а высоту
опоры 2 м.
Разобьём
тарельчатую часть колонны на три секции по 10 тарелок, тогда высота колонны,
рассчитанная по уравнению (104), составит:
м.
Принимается
аппарат следующих характеристик:
диаметр
аппарата 2,2 м;
высота
аппарата 23 м;
число
тарелок 30;
тип
тарелок - ситчатые с отбойниками;
материал
аппарата Ст.3;
количество
1.
1.5.5 Аппарат Т-005
Дефлегматор водяного охлаждения. Предназначен для конденсации паров,
отходящих с верха колонны К-004.
Расход дистиллята в конденсаторе составляет 1275 кг/ч (0,35 кг/c).
В
качестве хладоагента в конденсаторе используется оборотная вода с начальной
температурой 
= 25 , в
результате процесса теплообмена оборотная вода нагревается до температуры 
= 35 .
Начальная
температура дистиллята - температура начала конденсации смеси = 53 ,
конечная температура дистиллята - температура конца конденсации смеси 
= 45 .
Определим
тепловую нагрузку аппарата и расход оборотной воды. Примем индекс «1» для
холодного теплоносителя (оборотная вода) и индекс «2» для горячего
теплоносителя (дистиллята).
Предварительно
определим среднюю температуру оборотной воды и дистиллята по формуле (16):
.
.
Определим
среднюю разность температур в теплообменнике по формуле (12). Для этого
вычислим среднюю разность температур для противотока по уравнению (14):
температурная
схема при противотоке:
.
Для
вычисления поправочного коэффициента к средней разности температур найдём величины P и R:
;
.
Тогда
равен 0,99 [6].
Тогда
средняя разность температур в многоходовом теплообменнике, рассчитанная по
уравнению (12), равна:
.
Тепловая
нагрузка конденсатора равна:
, (107)
где
- тепловую нагрузку аппарата (расход передаваемой
теплоты), Вт;
-
количество тепла, уходящего с парами сверху колонны , Вт;
-
количество тепла приходящее с флегмой в колонну, Вт;
-
флегмовое число.
Тогда
тепловая нагрузка аппарата равна:
Вт.
Расход
оборотной воды в конденсаторе рассчитывается по уравнению:
, (108)
где
- расход оборотной воды, кг/с;
-
тепловую нагрузку аппарата (расход передаваемой теплоты), Вт;
-
удельная теплоёмкость оборотной воды, Дж/(кг.К);
-
начальная температура оборотной воды, ;
-
конечная температура оборотной воды, .
Удельная
теплоёмкость воды при средней температуре 30 составляет
4180 Дж/(кг.К) [6].
кг/с.
Примем
ориентировочное значение теплопередачи от конденсирующихся паров органической
жидкости к воде К = 600 Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение поверхности
теплообмена по уравнению (7) составит:
По
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник со
следующими характеристиками [5]:
диаметр
кожуха 800 мм;
наружный
диаметр труб 25 мм;
внутренний
диаметр труб 21 мм;
число
ходов 2;
общее
число труб 442;
длина
труб 6 м;
поверхность
теплообмена 208 м2;
количество
аппаратов 1 штука.
Проведём
уточнённый расчёт поверхности теплообмена.
Рассчитывается
скорость движения оборотной воды в трубах по формуле (20). Плотность оборотной
воды при средней температуре оборотной воды 30 составляет
996 кг/м3.
м/c.
Рассчитывается
критерий Рейнольдса для оборотной воды по формуле (21), причём вязкость
оборотной воды при 30 составляет 0,00082 Па.с.
.
Зададимся
температурой стенки со стороны конденсирующегося пара дистиллята 
.
Определяется
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара дистиллята к стенке по
уравнению (22) [6].
Значения
величин , , , для
плёнки конденсата берутся при температуре плёнки дистиллята равной:
.
Поправочный
множитель, учитывающий влияние числа горизонтальных труб по вертикали, равен
0,65 [6], = 0,1004 Вт/(м.К), = 814,12
кг/м3, = 405491,7 Дж/кг, =
0,00044 Па.с [10].
Тогда
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара к стенке,
рассчитанный по уравнению (22) равен:
Вт/(м2.К).
Удельную
тепловую нагрузку (удельный тепловой поток) от конденсирующегося пара к стенке
рассчитывают по уравнению:
Вт/м2.
Рассчитывается
сумма термических сопротивлений слоёв стенки, включая загрязнения по уравнению
(10). Толщина стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала
стенки принимается равным 17,5 Вт/(м.К), а тепловая проводимость загрязнений со
стороны греющего пара и со стороны печного масла равной 1/5800 Вт/(м2.К):
(м2.К)/Вт.
Рассчитывается
температура стенки со стороны печного масла:
.
стирол этилбензол дегидрирование каталитический
Так
как не происходит изменения агрегатного состояния холодного теплоносителя
(оборотной воды), то коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной воде
рассчитывают по уравнению (15). Так как критерий , то
критерий Нуссельта рассчитывается по формуле (23).
Значение
поправочного коэффициента равно = 1 [6].
Критерий
Прандтля вычисляется по формуле (24).
Коэффициент
теплопроводности оборотной воды при средней температуре оборотной воды 30 равен 0,616 Вт/(м.К), вязкость 0,00082 Па.с и
удельная теплоёмкость 4180 Дж/кг. Тогда критерий Прандтля для оборотной воды
равен:
.
Вязкость,
удельная теплоёмкость и коэффициент теплопроводности оборотной воды при
температуре равны соответственно 0,000448 Па.с, 1564,8 Дж/(кг.К),
0,1308 Вт/(м.К) [10].
Тогда
критерий Прандтля при температуре стенки равен:
.
Таким
образом, критерий Нуссельта для оборотной воды равен:
.
Тогда
коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной воде равен:
Вт/(м2.К).
Рассчитывается
удельный тепловой поток от стенки к печному маслу:
Вт/м2.
Так
как расхождение между 
Вт/м2 и 
Вт/м2 не
превышает 5 % , то определяется расчётная площадь поверхности теплопередачи и
коэффициент теплопередачи:
Вт/(м2.К);
м2 .
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.6 Аппарат Т-006
Дефлегматор рассольного охлаждения. Предназначен для конденсации паров,
отходящих из дефлегматора Т-005.
Принимается дефлегматор с поверхностью, которая составляет 30 % от
поверхности дефлегматора Т-005.
Принимаем аппарат следующих характеристик [6]:
поверхность теплообмена 69 м2;
диаметр кожуха 800 мм;
число труб 442;
длина труб 2,0 м;
число ходов 2;
количество аппаратов 1 штука.
1.5.7 Аппарат С-007
Сепаратор. Используется для отделения капель углеводородного конденсата,
унесённых из дефлегматора Т-006, от несконденсированных паров.
Принимается аппарат следующих характеристик:
объём 4 м3;
диаметр 1200 мм;
высота цилиндрической части 3000 мм.
1.5.8
Аппарат Е-008
Ёмкость. Предназначена для сбора конденсата от водяного конденсатора
Т-005, рассольного конденсатора Т-006 и сепаратора С-007.
Минимальная требуемая вместимость ёмкости рассчитывается по формуле (1).
Расход конденсата можно рассчитать по уравнению:
, (109)
где
- массовый расход конденсата, кг/ч;
-
массовый расход дистиллята, кг/ч;
-
флегмовое число.
Расход
конденсата равен:
кг/ч.
При
температуре конденсата равной температуре конца конденсации 45 , плотность конденсата, рассчитанная по формуле (7),
равна:
кг/м3.
Примем
запас времен пребывания = 0,3 ч, коэффициент заполнения ёмкости = 0,8, тогда минимальная требуемая вместимость
ёмкости равна:
м3.
Принимаем
к установке горизонтальную ёмкость с характеристиками [4]:
вместимость
10 м3;
длина
3955 мм;
диаметр
2032 мм;
условное
давление 6 кг/см2;
количество
аппаратов 1 штука;
материал
аппарата Ст.3.
Для
того, чтобы флегмовая ёмкость работала под атмосферным давлением найдём высоту
барометрической трубы.
Высота
барометрической трубы рассчитывается по формуле [5]:
, (110)
где
- высота барометрической трубы, м;
- вакуум
в дефлегматоре, Па;
-
плотность жидкости, кг/м3;
-
ускорение свободного падения (9,81), м/с2;
- сумма
коэффициентов местных сопротивлений;
-
коэффициент трения в барометрической трубе;
-
диаметр барометрической трубы, м;
-
скорость движения жидкости в барометрической трубе, м/c.
Сумму
коэффициентов местных сопротивлений можно рассчитать следующим образом [5]:
, (111)
где
- сумма коэффициентов местных сопротивлений;
-
коэффициенты местных сопротивлений на входе в трубу;
- коэффициенты
местных сопротивлений на выходе из трубы.
Коэффициент
трения зависит от режима течения жидкости.
Диаметр
барометрической трубы рассчитывается по формуле:
, (112)
где
- диаметр трубопровода, м;
-
объёмный расход жидкости, м3/с;
-
скорость течения среды, м/с.
Объёмный
расход конденсата равен:
, (113)
где
- объёмный расход конденсата, м3/с;
-
массовый расход конденсата, кг/с;
-
плотность конденсата, кг/м3.
Тогда
м3/с.
Примем
скорость конденсата в барометрической трубе равную 0,5 м/c,
тогда диаметр барометрической трубы равен:
м.
Выбираем
стандартную трубу диаметром 133 мм, толщиной стенки 7 мм [5], тогда фактическая
скорость флегмы в барометрической трубе равна:
м/с.
Сумму
коэффициентов местных сопротивлений рассчитываем по уравнению (3), принимая
коэффициенты местных сопротивлений на входе и выходе в трубу соответственно
равными 0,5 и 1 [5]:
.
Для
расчета коэффициента трения в
барометрической трубе определим режим течения флегмы:
.
Так
как 
= 91615 (зона смешанного трения) коэффициент трения в барометрической трубе равен:
, (114)
где
- коэффициент трения в барометрической трубе;
-
критерий Рейнольдса;
-
абсолютная шероховатость барометрической трубы;
-
внутренний диаметр барометрической трубы, м.
Абсолютная
шероховатость трубы = 0,0002 м [5], тогда коэффициент трения в барометрической трубе равен:
.
Таким
образом, высота барометрической трубы, рассчитанная по формуле (2) равна:
;
м.
1.5.9 Аппарат Н-009
Насос. Предназначен для подачи флегмы в колонну К-004 и откачку
дистиллята из ёмкости Е-008.
Потребный напор насоса находим по формуле (3).
Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую
скорость течения флегмы, равную 2 м/с [5]. Диаметр трубопроводов на линии
всасывания и нагнетания рассчитывается по уравнению (5). Предварительно
находится расход жидкости, перекачиваемый насосом:
, (115)
где
- объёмный расход жидкости, м3/с;
-
массовый расход дистиллята, кг/с;
-
флегмовое число;
-
плотность флегмы, кг/м3.
В
колонне К-004 образуется 1275,3 кг/ч дистиллята. Плотность флегмы
рассчитывается при температуре конца конденсации смеси равной 45 по формуле (7):
кг/м3.
Таким
образом, объёмный расход флегмы в колонну равен:
м3/с,
и
тогда диаметр трубопровода равен:
м.
Из
стандартного ряда трубопроводов выбираем стальную трубу наружным диаметром 56
мм, толщиной стенки 3,5 мм.
Фактическая
скорость воды в трубопроводе:
м/с.
Примем
потери напора на трение и местные сопротивления на всасывающей линии = 6 м, на нагнетательной линии = 10 м.
Тогда
общие потери напора равны:
м.
Потребный
напор насоса находим по формуле (3):
м ст. ж.
Полезную
мощность насоса находим по формуле (2):
Вт = 1
кВт.
Принимаем
= 1,0 и = 0,6
находим по уравнению (4) мощность на валу двигателя:
Вт =
1,71 кВт.
По
расчётным подаче = 0,0044 м3/c и напору = 28,8 м ст. ж. подбираем центробежный насос марки
Х20/3, для которого при оптимальных режимах работы подача = 0,0055 м3/c, напор = 31 м ст. ж., коэффициент полезного действия насоса = 0,55. Насос обеспечен электродвигателем ВАО2-41-2 номинальной
мощностью = 5,5 кВт, коэффициент полезного действия двигателя = 0,85. Частота вращения вала = 48,3 с-1 [5]. Количество аппаратов 2.
1.5.10 Аппарат Т-010
Кипятильник. Предназначен для обогрева куба колонны К-004.
В
качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар давлением 0,2 МПа.
Удельная теплота конденсации 
Дж/кг,
температура конденсации 
.
Физико-химические характеристики конденсата при температуре конденсации:
плотность 
кг/м3, вязкость 
Па.с,
коэффициент теплопроводности 
Вт/(м.К)
[6].
Тепловая
нагрузка на кипятильник, рассчитанная при составлении теплового баланса колонны
составляет 
Вт. Расход греющего пара, так же рассчитанный при
составлении теплового баланса колонны, равен 0,79 кг/c.
Для
определения коэффициента теплоотдачи от пара, конденсирующегося на наружной
поверхности труб высотой Н, используется формула [5]:
, (116)
где
- коэффициент теплоотдачи от пара к стенке,
Вт/(м2.К);
-
коэффициент теплопроводности конденсата (
),
Вт/(м.К) [6];
-
плотность парового конденсата (
), кг/м3
[6];
-
удельная теплота конденсации (2208000), Дж/кг [6];
-
ускорение свободного падения (9,81) м/с2;
-
вязкость конденсата (0,000231), Па.с [6];
- длина
труб в кипятильнике, м;
-
удельный тепловой поток, Вт/м2.
Коэффициент
теплоотдачи к кипящей в трубах жидкости определяется по формуле [5]:
. (117)
где
- коэффициент теплоотдачи от стенки к кипящей
жидкости, Вт/(м2.К).
-
коэффициент теплопроводности жидкости 
Вт/(м.К),
[10]
-
плотность жидкотси (
) , кг/м3 [10];
-
плотность паров над кипящей жидкостью (
), кг/м3
[10];
-
удельный тепловой поток, Вт/м2;
-
поверхностное натяжение жидкости (
Н/м),
[10];
-
удельная теплота парообразования ждкости (
), Дж/кг
[10];
-
плотность паров при атмосферном давлении (
), кг/м3
[10];
-
удельная теплоёмкость жидкости (
),
Дж/(кг.К) [10];
-
вязкость жидкости (
), Па.с [10].
Из
основного уравнения теплопередачи (7) и уравнения аддитивности термических
сопротивлений (10) следует, что
, (118)
где
- коэффициент теплопередачи, Вт/(м2.К);
-
средняя разность температур горячего и холодного теплоносителя, ;
-
удельный тепловой поток, Вт/м2;
- сумма
термических сопротивлений всех слоёв, из которых состоит стенка, включая
загрязнения, (м2.К)/Вт;
-
коэффициента теплоотдачи от пара, Вт/(м2.К);
-
коэффициент теплоотдачи к кипящей в трубах жидкости, Вт/(м2.К).
Подставляя
в уравнение (21) выражения для и , можно получить одно уравнение относительно
неизвестного удельного теплового потока [5]:
. (119)
Решив
это уравнение относительно можно
определить требуемую поверхность теплообмена по уравнению (8).
Средняя
разность температур потоков составляет:
.
Примем
ориентировочное значение коэффициента теплопередачи от конденсирующегося пара к
кипящей жидкости = 1000 Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение
требуемой поверхности согласно уравнению (7) составит:
м2.
По
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник со
следующими характеристиками [5]:
диаметр
кожуха 600 мм;
наружный
диаметр труб 25 мм;
внутренний
диаметр труб 21 мм;
число
ходов 1;
общее
число труб 257;
длина
труб 4 м;
поверхность
теплообмена 81 м2;
количество
аппаратов 1 штука.
Примем
значение удельной тепловой нагрузки 
Вт/м2.
Для
определения 
необходимо рассчитать коэффициенты и :
.
Толщина
стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала стенки
(углеродстая сталь) принимается равным 17,5 Вт/(м.К) [6], а тепловая
проводимость загрязнений со стороны греющего пара и со стороны кипящей жидкости
кубового продукта равна 1/5800 Вт/(м2.К) [6]. Тогда сумма термических
сопротивлений стенки и загрязнений равна:
(м2.К)/Вт.
Тогда
по уравнению (22) получаем:
.
Таким
образом, принятое значение удельной тепловой нагрузки Вт/м2 является верным.
Тогда
требуемая поверхность теплообмена по уравнению (8) составит:
м2.
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.11
Аппарат Н-011
Насос. Предназначен для подачи кубовой жидкости на питание колонны К-013.
Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую
скорость течения кубового остатка, равную 2 м/с [5]. Диаметр трубопроводов на
линии всасывания и нагнетания рассчитывается по уравнению (5). Предварительно
находится объёмный расход кубового остатка в колонну:
, (120)
где
- объёмный расход кубового остатка, м3/с;
-
массовый расход кубового остатка, кг/с;
-
плотность кубового остатка, кг/м3.
В
колонне К-004 образуется 18724,7 кг/ч кубового остатка. Плотность кубового
остатка рассчитывается при температуре кубового остатка равной 97 по формуле (7):
кг/м3.
Таким
образом, объёмный расход кубового остатка равен:
м3/с,
и
тогда диаметр трубопровода равен:
м.
Из
стандартного ряда трубопроводов выбираем стальную трубу наружным диаметром 70
мм, толщиной стенки 3 мм.
Фактическая
скорость жидкости в трубопроводе:
м/с.
Примем
потери напора на трение и местные сопротивления на всасывающей линии = 6 м, на нагнетательной линии = 10 м.
Тогда
общие потери напора равны:
м.
Давление
в колонне К-013 в зоне подачи питания 161 мм рт. ст. (0,0205 МПа), давление в
кубе колонны К-004 194 мм рт. ст. (0,0258 МПа), геометрическая высота подъёма
жидкости приблизительно равна половине высоты колонны К-013 21 м, тогда
потребный напор насоса находим по формуле (3):
м ст. ж.
Полезную
мощность насоса находим по формуле (2):
Вт = 1,9
кВт.
Принимаем
= 1,0 и = 0,6
находим по уравнению (4) мощность на валу двигателя:
Вт =
3,11 кВт.
По
расчётным подаче = 0,01 м3/c и напору = 36,6 м ст. ж. подбираем центробежный насос марки
Х45/54, для которого при оптимальных режимах работы подача = 0,0125 м3/c, напор = 42 м ст. ж., коэффициент полезного действия насоса = 0,6. Насос обеспечен электродвигателем АО2-72-2
номинальной мощностью = 22 кВт, коэффициент полезного действия двигателя = 0,88. Частота вращения вала = 48,3 с-1 [5]. Количество аппаратов 2 штуки (один в
резерве).
1.5.12 Аппарат Т-012
Холодильник. Предназначен для охлаждения кубовой жидкости колонны К-004
до температуры питания колонны К-013.
Расход смеси - кубовый остаток колонны К-004 в тепообменнике составляет
18725 кг/ч (5,20 кг/c).
В
качестве холодного теплоносителя в теплообменнике используется оборотная вода с
начальной температурой = 25 , в
результате процесса теплообмена оборотная вода нагревается до температуры = 35 .
Начальная
температура смеси = 97 ,
конечная температура смеси равна температуре питания колонны К-004 и составляет
= 80 .
Определим
тепловую нагрузку аппарата и расход греющего пара. Примем индекс «1» для
холодного теплоносителя (оборотной воды) и индекс «2» для горячего
теплоносителя (кубовый остаток колонны К-004).
Предварительно
определим среднюю температуру теплоносителей по формуле (16):
.
.
Определим
среднюю разность температур в теплообменнике по формуле (13):
.
температурная
схема при противотоке:
Тогда
средняя разность температур в многоходовом теплообменнике по уравнению (13)
равна:
.
С
учётом потерь холода в размере 5 % тепловая нагрузка аппарата рассчитывается по
уравнению (12).
Удельная
теплоёмкость кубового остатка равна при средней температуре кубового остатка 89
(значения теплоёмкостей компонентов взяты из
справочника [10]) рассчитывается по уравнению (13):
Дж/(кг.К).
Тогда
тепловая нагрузка аппарата равна:
Вт.
Расход
оборотной воды в теплообменнике рассчитывается по уравнению:
, (121)
где
- расход оборотной воды, кг/с;
-
тепловая нагрузка аппарата, Вт;
-
удельная теплоёмкость оборотной воды, Дж/(кг.К);
-
начальная температура оборотной воды, ;
-
конечная температура оборотной воды, .
Удельная
теплоёмкость воды при средней температуре 30 составляет
4180 Дж/(кг.К) [6]. Тогда расход оборотной воды равен:
кг/с.
Примем
ориентировочное значение теплопередачи от органической жидкости к воде К = 300
Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение поверхности теплообмена по уравнению
(7) составит:
м2.
Так
как значения средних температур потоков горячего и холодного теплоносителей
отличаются более чем на 50 , то по
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник с
линзовыми компенсаторами температурных расширений со следующими характеристиками
[6]:
диаметр
кожуха 325 мм;
наружный
диаметр труб 25 мм;
внутренний
диаметр труб 21 мм;
число
ходов 2;
общее
число труб 56;
длина
труб 3 м;
поверхность
теплообмена 13,0 м2;
количество
аппаратов 1 штука.
Проведём
уточнённый расчёт поверхности теплообмена.
Рассчитывается
скорость движения оборотной воды в трубах по формуле (20). Плотность оборотной
воды при средней температуре оборотной воды 30 составляет
996 кг/м3.
м/c.
Рассчитывается
критерий Рейнольдса для оборотной воды по формуле (21), причём вязкость
оборотной воды при 30 составляет 0,00082 Па.с.
.
Рассчитывается
критерий Рейнольдса для горячего теплоносителя по формуле (15).
Плотность
кубового остатка рассчитывается по уравнению (7), причём плотности компонентов,
входящих в состав смеси, берутся при средней температуре кубового остатка
равной 89 [10]:
кг/м3.
Тогда
скорость движения печного масла в трубах, рассчитанная по уравнению (20) равна:
м/c.
Вязкость
кубового остатка рассчитывается по уравнению (59), причём вязкости компонентов,
входящих в состав смеси, берутся при средней температуре печного масла равной
89 [10]:
= 0,28
мПа.с = 0,00028 Па.с.
Тогда
критерий Рейнольдса равен:
.
Зададимся
температурой стенки со стороны кубового остатка 
.
Так
как коэффициент теплоотдачи от горячего теплоносителя к
стенке определяется по уравнению (22) [6].
Для
этого вычисляется критерий Прандтля по формуле (24), коэффициент
теплопроводности смеси при средней температуре смеси равен 0,128 Вт/(м.К):
.
Вязкость,
удельная теплоёмкость и коэффициент теплопроводности горячего теплоносителя при
температуре равны
соответственно 0,00044 Па.с, 1569,41 Дж/(кг.К), 0,1308 Вт/(м.К) [10].
Тогда
критерий Прандтля при температуре стенки равен:
.
Таким
образом, критерий Нуссельта для печного масла равен:
.
Тогда
коэффициент теплоотдачи от горячего теплоносителя к стенке равен:
Вт/(м2.К).
Удельную
тепловую нагрузку (удельный тепловой поток) от горячего теплоносителя к стенке
рассчитывают по уравнению:
Вт/м2.
Рассчитывается
сумма термических сопротивлений слоёв стенки, включая загрязнения по уравнению
(10). Толщина стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала
стенки принимается равным 17,5 Вт/(м.К), а тепловая проводимость загрязнений со
стороны греющего пара и со стороны печного масла равной 1/5800 Вт/(м2.К):
(м2.К)/Вт.
Рассчитывается
температура стенки со стороны печного масла:
.
Так
как не происходит изменения агрегатного состояния холодного теплоносителя
(оборотной воды) и 
, то коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной
воде рассчитывают по уравнению (15) при этом критерий Нуссельта рассчитывается
по уравнению [6]:
, (122)
где
- критерий Нуссельта для холодного теплоносителя;
-
критерий Рейнольдса холодного теплоносителя;
-
критерий Прандтля холодного теплоносителя;
-
вязкость холодного теплоносителя, Па.с;
-
вязкость холодного теплоносителя при температуре стенки, Па.с.
Коэффициент
теплопроводности оборотной воды при средней температуре оборотной воды 30 равен 0,616 Вт/(м.К), вязкость 0,00082 Па.с и
удельная теплоёмкость 4180 Дж/(кг.К) [6]. Тогда критерий Прандтля для оборотной
воды равен:
.
Так
как вязкость оборотной воды при средней температуре оборотной воды 30 и 
не
сильно отличаются друг от друга, то можно принять 
.
Таким
образом, критерий Нуссельта для оборотной воды равен:
.
Тогда
коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной воде равен:
Вт/(м2.К).
Рассчитывается
удельный тепловой поток от стенки к оборотной воде:
Вт/м2.
Так
как расхождение между 
Вт/м2 и 
Вт/м2 не
превышает 5 % , то определяется расчётная площадь поверхности теплопередачи и
коэффициент теплопередачи:
Вт/(м2.К);
м2 .
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.13 Аппарат К-013
Колонна ректификационная. Предназначена для выделения возвратного
этилбензола из кубовой жидкости колонны К-004.
) Материальный баланс колонны К-013
В таблице 12 представлен материальный баланс ректификационной колонны,
рассчитанный по методу Б.Н. Михайловского.
Таблица 12 - Материальный баланс ректификационной колонны К-013
|
№
|
Компонент
|
Молярная масса
|
Содержание компонентов в
питании
|
Содержание компонентов в
кубовом остатке
|
Содержание компонентов в
дистилляте
|
|
|
|
кг/ч
|
кг/ч
|
мас.дол., %
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
мас.дол., %
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
кг/ч
|
мас.дол.,%
|
кмоль/ч
|
мол.дол., %
|
|
1
|
Бензол
|
78,12
|
0,0
|
0,0
|
0,000
|
0,00
|
0,00
|
0,000
|
0,00
|
0,000
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,00
|
|
2
|
Толуол
|
92,10
|
64,0
|
5,8
|
0,046
|
0,06
|
0,05
|
0,342
|
0,70
|
0,390
|
58,3
|
0,93
|
0,63
|
1,07
|
|
3
|
Октан
|
114,22
|
36,4
|
3,2
|
0,026
|
0,03
|
0,02
|
0,194
|
0,32
|
0,179
|
33,2
|
0,53
|
0,29
|
0,49
|
|
4
|
Этилбензол
|
106,16
|
6362,6
|
421,5
|
3,383
|
3,97
|
3,33
|
33,980
|
59,93
|
33,596
|
5941,1
|
94,80
|
55,96
|
94,64
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
106,16
|
87,7
|
67,1
|
0,539
|
0,63
|
0,53
|
0,468
|
0,83
|
0,463
|
20,5
|
0,33
|
0,19
|
0,33
|
|
6
|
о-Ксилол
|
106,16
|
6,8
|
6,0
|
0,049
|
0,06
|
0,05
|
0,036
|
0,06
|
0,036
|
0,8
|
0,01
|
0,01
|
0,01
|
|
7
|
Стирол
|
104,14
|
12080,0
|
11867,0
|
95,258
|
113,95
|
95,55
|
64,514
|
116,00
|
65,022
|
213,1
|
3,40
|
2,05
|
3,46
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
120,19
|
1,2
|
1,2
|
0,010
|
0,01
|
0,01
|
0,006
|
0,01
|
0,006
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,00
|
|
9
|
-Метилстирол118,0038,038,00,3050,320,270,2030,320,1810,00,000,000,00
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
208,30
|
48,0
|
48,0
|
0,385
|
0,23
|
0,19
|
0,256
|
0,23
|
0,129
|
0,0
|
0,00
|
0,00
|
0,00
|
|
Итого
|
|
18724,7
|
100,00
|
12457,7
|
100,00
|
119,26
|
100,00
|
178,40
|
100,00
|
6267,0
|
100,00
|
59,13
|
100,00
|
) Выбор технологических параметров процесса
а) Определение параметров в исчерпывающей части колонны
Давление в кубе колонны рассчитывается по уравнению (39) изотермы жидкой
фазы [7].
Расчет давлений насыщенных паров всех компонентов, входящих в смесь,
проводят по уравнению (27), используя данные таблицы 2.
Примем,
что температура в кубе колонны равна 95 . Тогда
давления насыщенных паров компонентов равны:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Таким
образом, по уравнению (39) давление в кубе колонны при температуре 95 равно:
мм рт.
ст.
б) Определение параметров в зоне подачи сырья в колонну
Для струйных тарелок с отбойниками величина гидравлического сопротивления
составляет 0,0003 МПа (2,28 мм рт. ст.) [7]. Принимается, что число реальных
тарелок в исчерпывающей части колонны равно 36. Тогда гидравлическое
сопротивление тарелок в исчерпывающей части колонны, рассчитанное по формуле
(42) составит:
МПа или
54,7 мм рт. ст.
Тогда
давление в зоне подачи сырья в колонну, рассчитанное по уравнению (41)
составит:
мм рт.
ст.
При
таком давлении в зоне подачи сырья в колонну рассчитывается температура питания
по уравнению изотермы жидкой фазы (43).
Определение
температуры в зоне подачи сырья в колонну производится методом подбора с
использованием средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры в зоне подачи сырья в колонну будет истинным,
если выполнится условие уравнения (43).
Примем,
что температура в зоне подачи питания в колонну равна 80 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2
рассчитываются давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40)
константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры в зоне подачи сырья в колонну представлены в
таблице 13.
Таблица
13 - Данные для определения температуры в зоне подачи сырья в колонну
Температура
80 , =
106 мм рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
питании, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
1032,14
|
6,7099
|
0,0000
|
|
2
|
Толуол
|
411,73
|
2,6766
|
0,0039
|
|
3
|
Октан
|
254,20
|
1,6525
|
0,0018
|
|
4
|
Этилбензол
|
184,34
|
1,1984
|
0,3360
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
166,89
|
1,0850
|
0,0046
|
|
6
|
о-Ксилол
|
140,96
|
0,9164
|
0,00036
|
|
7
|
Стирол
|
136,59
|
0,8880
|
0,6502
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
117,46
|
0,7636
|
0,0001
|
|
9
|
-Метилстирол56,530,36750,0018
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
68,30
|
0,4440
|
0,0013
|
Тогда по уравнению (43) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры в зоне подачи питания в колонну
является истинным и составляет 80 .
в)
Определение параметров верха колонны
Для струйных тарелок с отбойниками величина гидравлического сопротивления
составляет 0,0003 МПа (2,28 мм рт. ст.) [7]. Принимается, что число реальных
тарелок в укрепляющей части колонны равно 14. Тогда гидравлическое
сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны, рассчитанное по формуле (45)
составит:
МПа или
82 мм рт. ст.
Тогда
давление в верху колонны, рассчитанное по уравнению (44) составит:
мм рт.
ст.
При
таком давлении рассчитывается температура верха колоны по уравнению изотермы
паровой фазы (46).Определение температуры верха колонны производится методом
подбора с использованием средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры верха колонны будет истинным, если выполнится
условие уравнения (46). Примем, что температура верха колонны равна 46 . При этой температуре по уравнению (27) с
использованием данных таблицы 2 рассчитываются давления насыщенных паров компонентов
смеси и по уравнению (40) константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры верха колонны представлены в таблице 14.
Таблица
14 - Данные для определения температуры верха колонны
Температура
46 , = 24 мм рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
329,20
|
7,4169
|
0,00000
|
|
2
|
Толуол
|
114,43
|
2,5782
|
0,0107
|
|
3
|
Октан
|
63,74
|
1,4362
|
0,00492
|
|
4
|
Этилбензол
|
44,72
|
1,0074
|
0,94639
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
39,74
|
0,8954
|
0,00327
|
|
6
|
о-Ксилол
|
32,68
|
0,7364
|
0,00012
|
|
7
|
Стирол
|
31,20
|
0,7030
|
0,0346
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
26,52
|
0,5974
|
0,0000
|
|
9
|
-Метилстирол10,780,24290,0000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
15,60
|
0,3515
|
0,0000
|
Тогда по уравнению (46) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры верха колонны является истинным и
составляет 46 .
г) Определение параметров конденсации
Давление паров в верху колонны должно быть больше, чем давление
конденсации, то есть пары должны иметь напор для преодоления сопротивления
шлемовой трубы и межтрубного пространства конденсатора. Этот напор, как
правило, принимается 0,005 - 0,02 МПа.
Таким образом, давление конденсации смеси, рассчитанное по уравнению
(47), составляет:
мм
рт.ст.
При
таком давлении температура начала конденсации рассчитывается по уравнению
паровой фазы (46).
Определение
температуры начала конденсации производится методом подбора с использованием
средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры начала конденсации будет истинным, если
выполнится условие уравнения (46).
Примем,
что температура начала конденсации равна 46 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2
рассчитываются давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40)
константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры начала конденсации смеси представлены в таблице 15.
Таблица
15 - Данные для определения температуры начала конденсации
Температура
46 , = 24 мм
рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
329,20
|
7,4169
|
0,00000
|
|
2
|
Толуол
|
114,43
|
2,5782
|
0,01070
|
|
3
|
Октан
|
63,74
|
0,00492
|
|
4
|
Этилбензол
|
44,72
|
1,0074
|
0,94639
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
39,74
|
0,8954
|
0,00327
|
|
6
|
о-Ксилол
|
32,68
|
0,7364
|
0,00012
|
|
7
|
Стирол
|
31,20
|
0,7030
|
0,03460
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
26,52
|
0,5974
|
0,00000
|
|
9
|
-Метилстирол10,780,24290,00000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
15,60
|
0,3515
|
0,00000
|
Тогда по уравнению (46) получают:
.
Таким
образом, найденное значение температуры начала конденсации является истинным и
составляет 46 .
Давление
конца конденсации смеси рассчитывается по уравнению изотермы жидкой фазы (48).
Определение
температуры конца конденсации производится методом подбора с использованием
средств MS Excel надстройки «Поиск решения».
Принятое значение температуры конца конденсации будет истинным, если выполнится
условие уравнения (48).
Примем,
что температура конца конденсации равна 42 .
При
этой температуре по уравнению (27) с использованием данных таблицы 2
рассчитываются давления насыщенных паров компонентов смеси и по уравнению (40)
константы фазового равновесия.
Данные
для определения температуры конца конденсации смеси представлены в таблице 16.
Таблица
16 -Данные для определения температуры конца конденсации
Температура
42 , = 24 мм
рт. ст.
|
№
|
Компонент
|
Упругости паров, мм рт. ст.
|
Константа фазового
равновесия
|
Содержание компонента в
дистиллате, мол. дол.
|
|
1
|
Бензол
|
325,16
|
7,3259
|
0,00000
|
|
2
|
Толуол
|
112,86
|
2,5427
|
0,01070
|
|
3
|
Октан
|
62,79
|
1,4148
|
0,00492
|
|
4
|
Этилбензол
|
44,03
|
0,9921
|
0,94639
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
39,13
|
0,8816
|
0,00327
|
|
6
|
о-Ксилол
|
32,17
|
0,7248
|
0,00012
|
|
7
|
Стирол
|
30,71
|
0,6918
|
0,03460
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
26,09
|
0,5879
|
0,00000
|
|
9
|
-Метилстирол10,590,23860,00000
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
15,35
|
0,3459
|
0,00000
|
Тогда по уравнению (48) получают:
Таким
образом, найденное значение температуры конца конденсации является истинным и
составляет 42 .
Выбираем
в качестве хладоагента промышленную оборотную воду с параметрами: начальная
температура 25 , конечная температура 35 .
В
таблице 17 представлены технологические параметры процесса ректификации.
Таблица
17 - Технологические параметры процесса ректификации
|
Сечение колонны
|
Температура, Давление, мм рт. ст.
|
|
|
Верх колонны
|
46
|
24
|
|
Зона подачи сырья
|
80
|
106
|
|
Куб колонны
|
95
|
161
|
Исходя
из значения температуры в исчерпывающей части колонны, выбирается горячий
теплоноситель с температурой на 15 - 20 выше
температуры в исчерпывающей части колонны.
Таким
образом, выбираем в качестве горячего теплоносителя водяной пар с параметрами:
температура - 119,6 , давление - 0,2 МПа, плотность - 1,107 кг/м3,
удельная теплота парообразования - 2208 кДж/кг [6].
д) Расчет минимального флегмового числа и числа теоретических тарелок
Флегмовое число и число теоретических тарелок являются основными
параметрами, определяющими заданное разделение в ректификационной колонне.
Минимальное флегмовое число рассчитывается по уравнению Андервуда (49).
Для
нахождения минимального флегмового числа по уравнению Андервуда, необходимо
определить значение вспомогательного множителя по
уравнению (50).
Вспомогательный
коэффициент должен быть меньше коэффициента относительной
летучести легкого ключевого компонента и больше 1.
Для
определения вспомогательного коэффициента необходимо
вначале рассчитать коэффициенты относительной летучести компонентов смеси по
отношению к тяжёлому ключевому компоненту и упругости паров компонентов при
средней температуре в колонне равной:
.
Упругости
паров компонентов смеси при данной температуре рассчитываются по уравнению (27)
с использованием данных таблицы 2:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Тогда
коэффициенты относительной летучести компонентов смеси по отношению к тяжелому
ключевому компоненту (стирол), рассчитанные по уравнению (51) будут равны:
;
;
;
;
;
;
;
;
;
.
Рассчитывается
вспомогательный коэффициент по
уравнению (50):
Данное
уравнение относительно неизвестной решается
методом подбора. С помощью средств MS Excel
надстройки «Поиск решения» было найдено значение равное
1,2099.
Тогда
минимальное флегмовое число, рассчитанное по уравнению (49), будет равно:
.
Минимальное
число теоретических тарелок рассчитывается по уравнению Фенске отдельно для
укрепляющей и исчерпывающей части по уравнению (52).
Для
определения минимального числа теоретических тарелок в укрепляющей части
колонны необходимо рассчитать коэффициент относительной летучести лёгкого
ключевого компонента по отношению к тяжёлому ключевому компоненту при средней
температуре в укрепляющей части колонны, которая равна:
.
Упругости
паров лёгкого (этилбензол) и тяжёлого (стирол) ключевых компонентов при средней
температуре в укрепляющей части колонны, рассчитанные по уравнению (27) с
использованием данных таблицы (26), будут равны:
мм рт.
ст.;
мм
рт.ст.
Тогда
относительная летучесть лёгкого ключевого компонента по отношении к тяжёлому
ключевому компоненту в укрепляющей части колонны, рассчитанная по уравнению
(51), будет равна:
.
Таким
образом, минимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (52), будет равно:
.
Для
определения минимального числа теоретических тарелок в исчерпывающей части
колонны необходимо рассчитать коэффициент ключевого компонента по отношению к
тяжёлому ключевому компоненту при средней температуре в исчерпывающей части
колонны, которая равна:
.
Упругости
паров лёгкого и тяжёлого ключевых компонентов при средней температуре в
исчерпывающей части колонны, рассчитанные по уравнению (27) с использованием
данных таблицы (26), будут равны:
мм рт.
ст.;
мм рт.
ст.
Тогда
относительная летучесть лёгкого ключевого компонента по отношении к тяжёлому
ключевому компоненту в исчерпывающей части колонны, рассчитанная по уравнению
(51), будет равна:
.
Таким
образом, минимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (52), будет равно:
Общее число теоретических тарелок в колонне составит:
е) Оптимизация флегмового числа
Для
определения оптимального флегмового числа по методу Джиллиленда необходимо,
задавшись несколькими значениями коэффициента избытка флегмы , определить оптимальное флегмовое число по уравнению
(53) и вспомогательные коэффициенты X и Y по формуле
(54). Затем, исходя из значения вспомогательного комплекса Y,
рассчитать оптимальное число теоретических тарелок по уравнению (55) и значение комплекса (+1). Затем необходимо построить графическую
зависимость значения комплекса (+1) от изменения коэффициента избытка флегмы.
Минимальному
значению на графике соответствует оптимальное, по Джиллиленду, флегмовое число.
Результаты
расчёта оптимального флегмового числа приведены в таблице 18.
Таблица
18 - Результаты расчёта оптимального флегмового числа по методу Джиллиленда
|
XY(+1)
|
|
|
|
|
|
|
1,1
|
4,634
|
0,0748
|
0,5800
|
51,88
|
292,3231
|
|
1,15
|
4,845
|
0,1081
|
0,5455
|
47,86
|
279,7558
|
|
1,2
|
5,056
|
0,1391
|
0,5153
|
44,82
|
271,4033
|
|
1,25
|
5,266
|
0,1681
|
0,4885
|
42,42
|
265,8247
|
|
XY(+1)
|
|
|
|
|
|
|
1,3
|
5,477
|
0,1951
|
0,4647
|
40,48
|
262,2137
|
|
1,35
|
5,688
|
0,2205
|
0,4432
|
38,89
|
260,0489
|
|
1,4
|
5,898
|
0,2443
|
0,4238
|
37,54
|
258,9761
|
|
1,45
|
6,109
|
0,2667
|
0,4062
|
36,40
|
258,7468
|
|
1,5
|
6,320
|
0,2878
|
0,3900
|
35,41
|
259,1818
|
|
1,55
|
6,530
|
0,3077
|
0,3752
|
34,55
|
260,1492
|
|
1,6
|
6,741
|
0,3266
|
0,3616
|
33,79
|
261,5496
|
|
1,65
|
6,951
|
0,3444
|
0,3490
|
33,11
|
263,3070
|
|
1,7
|
7,162
|
0,3613
|
0,3373
|
32,51
|
265,3621
|
|
1,75
|
7,373
|
0,3774
|
0,3264
|
31,97
|
267,6681
|
|
1,8
|
7,583
|
0,3927
|
0,3162
|
31,48
|
270,1876
|
|
1,85
|
7,794
|
0,4072
|
0,3067
|
31,03
|
272,8901
|
|
1,9
|
8,005
|
0,4211
|
0,2977
|
30,62
|
275,7509
|
|
1,95
|
8,215
|
0,4343
|
0,2893
|
30,25
|
278,7495
|
|
2
|
8,426
|
0,4470
|
0,2814
|
29,90
|
281,8686
|
На
рисунке 3 представлена графическая зависимость значения комплекса (+1) от изменения коэффициента избытка флегмы.
Рисунок
3 - Зависимость комплекса (+1) от коэффициента избытка флегмы
С
помощью средств MS Excel надстройки «Поиск решения»
найдено значение минимума функции равное
1,45. Тогда по уравнению (53) оптимальное флегмовое число равно:
Такому
флегмовому числу соответствует следующие значения вспомогательных коэффициентов
X и Y, рассчитанных по уравнению (54):
;
.
Оптимальное
число теоретических тарелок, рассчитанное по уравнению (56), равно:
.
По
уравнению (56) определяется оптимальное число теоретических тарелок для
укрепляющей части колонны 
= 20,81 и для исчерпывающей части 
= 15,59.
ж) Расчёт числа действительных тарелок в колонне
В реальных условиях работы колонны необходимо переходить от числа
теоретических тарелок к действительным, для этого вводят понятие коэффициента
полезного действия тарелки.
Для определения числа действительных тарелок необходимо знать вязкость
смеси компонентов. В таблице 19 представлены значения вязкости компонентов,
входящих в состав смеси, при средней температуре в укрепляющей и в
исчерпывающей частях колонны [10].
Таблица 19 - Значения вязкости компонентов смеси
|
№
|
Компоненты
|
Вязкость, мПас
|
|
|
|
 
|
|
|
1
|
Бензол
|
0,358
|
0,299
|
|
2
|
Толуол
|
0,310
|
0,247
|
|
3
|
Октан
|
0,291
|
0,229
|
|
1
|
Бензол
|
0,358
|
0,299
|
|
|
4
|
Этилбензол
|
0,371
|
0,329
|
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
0,358
|
0,321
|
|
|
6
|
о-Ксилол
|
0,440
|
0,394
|
|
|
7
|
Стирол
|
0,310
|
0,247
|
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
0,373
|
0,366
|
|
|
9
|
-Метилстирол0,489
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
0,620
|
0,493
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Вязкость смеси компонентов в укрепляющей части колонны рассчитывается по
уравнению (59):
;
мПас.
Тогда
коэффициент полезного действия тарелки, рассчитанный по формуле (58), равен:
.
Число
действительных тарелок в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению
(57):
.
Аналогичным
образом рассчитывается число действительных тарелок в исчерпывающей части
колонны:
мПас;
;
.
з) Тепловой баланс процесса ректификации.
Определение расхода греющего пара в кипятильнике
Тепловой баланс колонны составляется с целью определения необходимых
затрат тепла и холода.
В таблице 20 представлены значения удельных теплоемкостей компонентов
смеси и удельных теплот парообразования компонентов смесей при различных
температурах [10].
Таблица 20 - Значения удельных теплоемкостей и теплот парообразования
компонентов смеси
|
№
|
Компоненты
|
Теплоемкость, кДж/(кг
K)
|
Удельная теплота
парообразования, кДж/кг
|
|
|
Температура,
|
|
|
42
|
46
|
80
|
95
|
63
|
95
|
|
1
|
Бензол
|
1,844
|
1,881
|
1,969
|
2,057
|
413,55
|
383,93
|
|
2
|
Толуол
|
1,807
|
1,835
|
1,897
|
1,952
|
395,40
|
373,95
|
|
3
|
Октан
|
2,326
|
2,353
|
2,411
|
2,461
|
348,61
|
326,05
|
|
4
|
Этилбензол
|
1,840
|
1,864
|
1,915
|
1,959
|
380,39
|
360,53
|
|
5
|
м- и п-Ксилол
|
2,353
|
2,601
|
3,256
|
3,960
|
388,10
|
370,17
|
|
6
|
о-Ксилол
|
1,807
|
1,825
|
1,865
|
1,898
|
393,20
|
374,07
|
|
7
|
Стирол
|
1,281
|
1,308
|
1,366
|
1,416
|
402,36
|
384,83
|
|
8
|
Изопропилбензол
|
1,902
|
1,932
|
1,991
|
2,037
|
359,57
|
343,12
|
|
9
|
-Метилстирол1,2811,3081,3661,416402,36384,83
|
|
|
|
|
|
|
|
10
|
Смолы
|
0,640
|
0,654
|
0,683
|
0,708
|
201,18
|
192,41
|
Количество
тепла, поступающего в колонну с питанием, рассчитывается по формуле (61), при
этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 20 при температуре
питания равной 80 :
кДж/ч =
753299,3 Вт.
Количество
тепла, приходящего в колонну с флегмой, рассчитывается по формуле (62), при
этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 20 при температуре
флегмы равной температуры конца конденсации смеси (42 ):
кДж/ч =
797725,4 Вт.
Количество
тепла, уходящего из колонны с парами, рассчитывается по формуле (63), при этом
удельные теплоемкости компонентов и теплоты парообразования берутся из таблицы
20 при температуре верха колонны равной 46 :
кДж/ч =
5733895 Вт.
Количество
тепла, уходящего из колонны с кубовой жидкостью, рассчитывается по формуле
(64), при этом удельные теплоемкости компонентов берутся из таблицы 20 при температуре
куба колонны равной 95 :
кДж/ч =
= 473612 Вт.
Тепловой
поток, поступающий в колонну из кипятильника, рассчитанный по формуле (65),
равен:
Вт.
Расход
греющего пара в кипятильнике рассчитывается по уравнению (66) и равен:
кг/c =
7750,0 кг/ч.
и)
Определение диаметра колонны и расстояния между тарелками
Диаметр
ректификационной колонны определяется по максимально допустимой скорости паров
и объемному расходу пара в данном сечении колонны по уравнению (67).
Плотность
жидкости в укрепляющей части колонны при средней температуре в укрепляющей
части колонны равной 63 рассчитывается по формуле (71):
кг/м3.
Жидкостная
нагрузка в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению (72):
м3/ч.
Молярная масса смеси в укрепляющей части колонны рассчитывается по
формуле (74):
г/моль.
Плотность
пара в укрепляющей части колонны рассчитывается по уравнению (70) при средней
температуре в укрепляющей части колонны равной 63 и давлении 65 мм рт. ст.:
кг/м3.
Объемный
расход пара в укрепляющей части колонны рассчитывается по формуле (75):
м3/с.
Для
тарелок струйных с отбойными элементами K1=1,4, С2=0 и K2=0,9.
Расстояние между тарелками 500 мм, таким образом С1=510 [7]. Тогда по уравнению
(75) рассчитывается коэффициент :
.
Тогда
максимальная скорость паров в укрепляющей части колонны рассчитанная по формуле
(68), равна:
м/с.
Диаметр
укрепляющей части колонны определяется по формуле (67):
м.
Выбираем
из стандартного ряда диаметров обечаек колонн ближайшее большее значение
диаметра равное 4,0 м [7].
Аналогичный расчёт диаметра колонны проводится для исчерпывающей части
колонны.
Плотность
жидкости в исчерпывающей части колонны рассчитывается по формуле (71) при
средней температуре в исчерпывающей части колонны равной 89 :
кг/м3.
Жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны рассчитывается по
формуле (76):
м3/ч.
Молярная масса смеси в исчерпывающей части колонны, рассчитанная по
формуле (74), равна:
г/моль.
Плотность
пара в исчерпывающей части колонны рассчитывается по уравнению (70) при средней
температуре в исчерпывающей части колонны равной 89 и давлении 133 мм рт. ст.:
кг/м3.
Объёмный расход пара в исчерпывающей части колонны рассчитывается по
уравнению (77) и равен:
м3/с.
Значение
коэффициента рассчитывается по уравнению (75):
Тогда
максимальная скорость паров в исчерпывающей части колонны рассчитанная по
формуле (68), равна:
м3/с.
Диаметр
исчерпывающей части колонны определяется по формуле (67):
м.
Выбираем
из стандартного ряда диаметров обечаек колонн ближайшее значение диаметра
равное 4,0 м [7].
Принимаем
диаметр для всей колонны диаметр 4,0 м.
к) Расчет гидравлического сопротивления колонны
Гидравлическое сопротивление тарелок определяется на основе следующей
схемы расчёта: сопротивление орошаемой тарелки рассматривается как суммарная
потеря напора на сухой тарелке и в слое жидкости [7].
Рабочая скорость паров в укрепляющей части колонны рассчитывается по
уравнению (82):
м/c.
Длина
сливной планки по уравнению (87) равна:
м.
Тогда
жидкостная нагрузка в укрепляющей части колонны на единицу длины сливной
планки, рассчитанная по уравнению (85), равна:
м3/(мчас).
Для
струйных тарелок =20, =2430,
коэффициент рассчитан ранее по уравнению (69). Соотношение для
укрепляющей части колонны 
, таким образом, находим, что диапазон устойчивой
работы тарелки равен 2,4 [7]. Тогда свободное сечение тарелки равно:
м2/м2.
Таким
образом, скорость паров в свободном сечении тарелки в укрепляющей части
колонны, рассчитанная по уравнению (80), равна:
м/с.
Коэффициент
сопротивления сухой тарелки для струйных с отбойниками тарелок равен 1,2 [7], тогда гидравлическое сопротивление
сухой тарелки в укрепляющей части колонны, рассчитанное по уравнению (79),
равно:
мм ст. ж.
Фактор
расхода пара, рассчитанный по уравнению (84), равен:
.
По
уравнению (83) найдем соотношения:
;
.
Таким
образом, и гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке
рассчитывается по следующему уравнению:
мм ст.
ж.
Гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (78), равно:
мм ст. м.
Общее
гидравлическое сопротивление укрепляющей части колонны, рассчитанное по
уравнению (88), равно:
мм ст.
ж. = 0,0086 МПа.
Полученное
значение гидравлического сопротивления в укрепляющей части меньше ранее принятого
значения (0,0109 МПа).
Аналогичный
расчет гидравлического сопротивления проводится и для исчерпывающей части
колонны.
Рабочая
скорость паров в исчерпывающей части колонны, рассчитанная по уравнению (82),
равна:
м/c.
Длина
сливной планки равна:
м.
Тогда
жидкостная нагрузка в исчерпывающей части колонны на единицу длины сливной
планки, рассчитанная по уравнению (86), равна:
м3/(мчас).
Для
струйных тарелок =20, =2430,
коэффициент рассчитан ранее по уравнению (69). Соотношение для
исчерпывающей части колонны 
, таким
образом, находим, что диапазон устойчивой работы тарелки равен 2,2 [7]. Тогда
свободное сечение тарелки равно:
м2/м2.
Таким
образом, скорость паров в свободном сечении тарелки в исчерпывающей части
колонны, рассчитанная по уравнению (80), равна:
м/с.
Коэффициент
сопротивления сухой тарелки для струйных с отбойниками тарелок равен 1,2 [7], тогда гидравлическое сопротивление
сухой тарелки в исчерпывающей части колонны, рассчитанное по уравнению (79),
равно:
мм ст. ж.
Фактор
расхода пара, рассчитанный по уравнению (84), равен:
.
По
уравнению (83) найдем соотношения:
;
.
Таким
образом, и гидравлическое сопротивление жидкости на тарелке
рассчитывается по следующему уравнению:
мм ст.
ж.
Гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны,
рассчитанное по уравнению (78), равно:
мм ст. ж.
Общее
гидравлическое сопротивление укрепляющей части колонны, рассчитанное по
уравнению (88), равно:
мм ст.
ж. = 0,00489 МПа.
Полученное
значение гидравлического сопротивления в укрепляющей части меньше ранее
принятого значения (0,0073 МПа).
л)
Проверка устойчивости работы тарелки по сливному устройству
Для
нормальной работы колонны без захлебывания необходимо, чтобы выполнялись три
условия.
Первое
условие нормальной работы тарелки (уравнение (89):
.
где
- высота вспененного слоя жидкости на тарелке, мм;
-
межтарельчатое расстояние, мм;
- высота
переливной планки, мм.
Сопротивление
жидкости перетоку в сливном устройстве тарелки в укрепляющей части колонны
рассчитывается по формуле (95), при этом коэффициент k принимается
равным 250 (тарелка с подпорной планкой), а наиболее узкое сечение перелива равное 40 мм:
мм ст.
ж.
Для
расчета высоты подпора жидкости над переливной планкой необходимо знать
коэффициенты и (уравнение
(92)). При прямой сливной планке коэффициент = 3,0
[7], коэффициент зависит от соотношений и определяется по
соответствующему графику:
.
Таким
образом, = 1,02.
Тогда высота подпора жидкости над переливной планкой, рассчитанная по
уравнению (92), равна:
мм ст.
ж.
Градиент
уровня жидкости на тарелке рассчитывается по формуле (94):
мм ст.
ж.
Ранее
было принято, что высота переливной планки равна 55 мм. Тогда высота светлого
слоя жидкости на тарелке рассчитывается по уравнению (91):
мм ст.ж.
Примем
плотность вспененной жидкости равной 0,6, тогда высота вспененной жидкости на
тарелке, рассчитанная по уравнению (90), равна:
мм.
Так
как 186,89 < 500 + 55, то первое условие нормальной работы тарелки в
укрепляющей части колонны выполняется.
Второе условие нормальной работы тарелки (уравнение (96)):
,
где
- вылет ниспадающей струи жидкости, мм;
- ширина
переливного устройства, мм.
При диаметре колонны 5,0 м ширина переливного устройства S равна 1000 мм.
Вылет ниспадающей струи жидкости рассчитывается по уравнению (97):
мм.
Так
как 0,61000 = 600 мм больше 71,71, то второе условия
нормальной работы тарелки в укрепляющей части колонны выполняется.
Третье условие нормальной работы тарелки согласно уравнению (98):
,
где
- время пребывания жидкости в переливе, с;
-
допустимое пребывание жидкости в переливе, с.
Объём
перелива рассчитывается по формуле (100):
м3.
Тогда
время пребывания жидкости в переливе рассчитанное по уравнению (99) равно:
c.
Таким
образом, допустимое время пребывания жидкости в переливе, рассчитанное по
уравнению (101), равно:
с.
Так как 69,2 > 3,65, то третье условие нормальной работы тарелки в
укрепляющей части колонны выполняется.
Аналогично производится проверка работы тарелки по сливному устройству в
исчерпывающей части колонны.
Сопротивление жидкости перетоку:
мм ст.
ж.
Тогда высота подпора жидкости над переливной планкой:
мм ст.
ж.
Градиент
уровня жидкости на тарелке:
мм ст.
ж.
Высота
светлого слоя жидкости на тарелке:
мм ст.
ж.
Высота
вспененной жидкости на тарелке:
мм.
Так
как 184,86 < 500 + 55, то первое условие нормальной работы тарелки в
исчерпывающей части колонны выполняется.
Вылет
ниспадающей струи жидкости:
мм.
Так
как 0,61000 = 600 мм больше 82,76, то второе условия
нормальной работы тарелки в исчерпывающей части колонны выполняется.
Объем
перелива:
м3
Время
пребывания жидкости в переливе:
с.
Допустимое
время пребывания жидкости в переливе:
с.
Так
как 45,21 > 3,70, то третье условие нормальной работы тарелки в
исчерпывающей части колонны выполняется.
м) Определение величины межтарельчатого уноса жидкости
Проверка работоспособности тарелок проводится по допустимой величине
межтарельчатого уноса жидкости. Величина уноса жидкости со струйных тарелок,
включая тарелки с отбойниками, обычно не превышает 0,1 кг/ кг.
Унос жидкости с тарелки рассчитывается по уравнению (102).
Поверхностное
натяжение смеси для укрепляющей части колонны составляет = 0,0235 Н/м [10]. Плотность пара, жидкости и
вязкость жидкости для укрепляющей части колонны рассчитаны ранее по уравнениям
соответственно (59), (69) и (71). Таким образом, коэффициент , рассчитанный по уравнению (103), равен:
=
м/c.
Так
как расстояние между тарелками Н = 500 мм, то коэффициенты = 0,159 и = 0,95
[7]. Для колонны диаметром 5,0 м относительная эффективная рабочая площадь
тарелки = 0,7 м2/м2 [11]. Доля рабочей поверхности = 0,9 [7].
Тогда
межтарельчатый унос жидкости в укрепляющей части колонны, рассчитанный по
уравнению (102), равен:
=
кг/кг.
Таким
образом, величина уноса жидкости в укрепляющей части колонны не превышает
допустимого значения 0,1 кг/кг.
Величина
межтарельчатого уноса жидкости в исчерпывающей части колонны рассчитывается
аналогично.
Поверхностное
натяжение смеси для укрепляющей части колонны составляет = 0,0248 Н/м [10]. Плотность пара, жидкости и
вязкость жидкости для исчерпывающей части колонны рассчитаны ранее по уранениям
соответственно (59), (69) и (71). Таким образом,
= 
м/с.
Межтарельчатый
унос жидкости в исчерпывающей части колонны равен:
=
кг/кг.
Таким
образом, величина уноса жидкости в исчерпывающей части колонны не превышает
допустимого значения 0,1 кг/кг.
)
Определение высоты колонны
Высота
колонны рассчитывается по формуле (104).
Высота верха колонны рассчитывается по уравнению (105):
м.
Высота
исчерпывающей части колонны рассчитывается по уравнению (106):
м.
Примем
расстояние между тарелками в местах установки люков равным 0,8 м, а высоту
опоры 2 метра.
Разобьём
тарельчатую часть колонны на шесть секций по 10 тарелок тогда высота колонны,
рассчитанная по уравнению (104), составит:
м.
1.5.14 Аппарат Т-014
Дефлегматор водяного охлаждения. Предназначен для конденсации паров,
отходящих с верха колонны К-013.
Расход дистиллята в конденсаторе составляет 6267 кг/ч (1,74 кг/c).
В
качестве хладоагента в конденсаторе используется оборотная вода с начальной
температурой = 25 , в
результате процесса теплообмена оборотная вода нагревается до температуры = 35 .
Начальная
температура дистиллята - температура начала конденсации смеси = 46 ,
конечная температура дистиллята - температура конца конденсации смеси = 42 .
Определим
тепловую нагрузку аппарата и расход оборотной воды. Примем индекс «1» для
холодного теплоносителя (оборотная вода) и индекс «2» для горячего
теплоносителя (дистиллята).
Предварительно
определим среднюю температуру оборотной воды и дистиллята по формуле (16):
.
.
Определим
среднюю разность температур в теплообменнике по формуле (13):
.
Температурная
схема при противотоке:
Тогда
средняя разность температур в многоходовом теплообменнике по уравнению (13)
равна:
.
Тепловая
нагрузка конденсатора, рассчитанная по уравнению (107) равна:
Вт.
Расход
оборотной воды в конденсаторе рассчитывается по уравнению (108).
Удельная
теплоёмкость воды при средней температуре 30 составляет
4180 Дж/(кг.К) 6.
кг/с.
Примем
ориентировочное значение теплопередачи от конденсирующихся паров органической
жидкости к воде К = 600 Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение поверхности
теплообмена по уравнению (7) составит:
м2.
По
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник со
следующими характеристиками [5]:
диаметр
кожуха 1400 мм;
наружный
диаметр труб 20 мм;
внутренний
диаметр труб 16 мм;
число
ходов 2;
общее
число труб 2298;
длина
труб 6 м;
поверхность
теплообмена 865 м2;
количество
аппаратов 1 штука.
Проведём
уточнённый расчёт поверхности теплообмена.
Рассчитывается
скорость движения оборотной воды в трубах по формуле (20). Плотность оборотной
воды при средней температуре оборотной воды 30 составляет
996 кг/м3 [6].
м/c.
Рассчитывается
критерий Рейнольдса для оборотной воды по формуле (21), причём вязкость
оборотной воды при 30 составляет 0,00082 Па.с.
.
Зададимся
температурой стенки со стороны конденсирующегося пара дистиллята 
.
Определяется
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося пара дистиллята к стенке по
уравнению (22) [6].
Значения
величин , , , для
плёнки конденсата берутся при температуре плёнки дистиллята равной:
.
Поправочный
множитель, учитывающий влияние числа горизонтальных труб по вертикали, равен
0,65 [6], = 0,1004 Вт/(м.К), = 814,12
кг/м3, = 405491,7 Дж/кг, =
0,00044 Па.с [10].
Тогда
коэффициент теплоотдачи от конденсирующегося водяного пара к стенке, рассчитанный
по уравнению (22), равен:
Вт/(м2.К).
Вт/м2.
Рассчитывается
сумма термических сопротивлений слоёв стенки, включая загрязнения по уравнению
(10). Толщина стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала
стенки принимается равным 17,5 Вт/(м.К), а тепловая проводимость загрязнений со
стороны греющего пара и со стороны печного масла равной 1/5800 Вт/(м2.К):
(м2.К)/Вт.
Рассчитывается
температура стенки со стороны печного масла:
.
Так
как не происходит изменения агрегатного состояния холодного теплоносителя
(оборотной воды), то коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной воде
рассчитывают по уравнению (15). Так как критерий , то
критерий Нуссельта рассчитывается по формуле (23).
,
где
- критерий Нуссельта для холодного теплоносителя;
-
поправочный коэффициент, учитывающий влияние на коэффициент теплоотдачи
отношение длины труб теплообменника к её диаметру;
-
критерий Рейнольдса холодного теплоносителя;
-
критерий Прандтля холодного теплоносителя;
-
критерий Прандтля смеси при температуре стенки холодного теплоносителя.
Значение
поправочного коэффициента равно = 1 [6].
Критерий
Прандтля вычисляется по формуле (24).
Коэффициент
теплопроводности оборотной воды при средней температуре оборотной воды 30 равен 0,616 Вт/(м.К), вязкость 0,00082 Па.с и
удельная теплоёмкость 4180 Дж/кг. Тогда критерий Прандтля для оборотной воды
равен:
.
Вязкость,
удельная теплоёмкость и коэффициент теплопроводности оборотной воды при
температуре равны соответственно 0,000448 Па.с, 1564,8 Дж/(кг.К),
0,1308 Вт/(м.К) [10].
Тогда
критерий Прандтля при температуре стенки равен:
.
Таким
образом, критерий Нуссельта для оборотной воды равен:
.
Тогда
коэффициент теплоотдачи от стенки к оборотной воде равен:
Вт/(м2.К).
Рассчитывается
удельный тепловой поток от стенки к печному маслу:
Вт/м2.
Так
как расхождение между 
Вт/м2 и 
Вт/м2
не превышает 5 % , то определяется расчётная площадь поверхности теплопередачи
и коэффициент теплопередачи:
Вт/(м2.К);
м2 .
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.15 Аппарат Т-015
Дефлегматор рассольного охлаждения. Предназначен для конденсации паров,
отходящих из дефлегматора Т-014.
Принимается дефлегматор с поверхностью, которая составляет 30 % от
поверхности дефлегматора Т-015.
Принимаем аппарат следующих характеристик [6]:
- поверхность теплообмена 226 м2;
- диаметр кожуха 1000 мм;
- число труб 718;
- длина труб 4,0 м;
- число ходов 2;
- количество аппаратов 1 штука.
1.5.16 Аппарат С-016
Сепаратор. Используется для отделения капель углеводородного конденсата,
унесённых из дефлегматора Т-015, от несконденсированных паров.
Принимается аппарат следующих характеристик:
объём 4 м3;
диаметр 1200 мм;
высота цилиндрической части 3000 мм.
1.5.17 Аппарат Е-017
Ёмкость. Предназначена для сбора конденсата от водяного конденсатора
Т-014, рассольного конденсатора Т-015 и сепаратора С-016.
Минимальная требуемая вместимость ёмкости рассчитывается по формуле (1).
Расход конденсата можно рассчитывается по уравнению (109):
кг/ч.
При
температуре конденсата равной температуре конца конденсации 42 , плотность конденсата, рассчитанная по формуле (7),
равна:
кг/м3.
Примем
запас времен пребывания = 0,3 ч, коэффициент заполнения ёмкости = 0,8, тогда минимальная требуемая вместимость
ёмкости, рассчитанная по уравнению (1), равна:
м3.
Принимаем
к установке горизонтальную ёмкость с характеристиками [4]:
вместимость
20 м3;
длина
4430 мм;
диаметр
2000 мм;
условное
давление 6 кг/см2;
количество
аппаратов 1 штука;
материал
углеродистая сталь Ст.3.
Для
того, чтобы флегмовая ёмкость колонны К-013 работала под атмосферным давлением
найдём высоту барометрической трубы.
Объёмный
расход конденсата по уравнению (113) равен:
м3/с.
Примем
скорость конденсата в барометрической трубе равную 0,5 м, тогда диаметр
барометрической трубы, рассчитанный по уравнению (112), равен:
м.
Выбираем
стандартную трубу диаметром 194 мм, толщиной стенки 10 мм [5], тогда
фактическая скорость конденсата в барометрической трубе равна:
м/с.
Сумму
коэффициентов местных сопротивлений рассчитываем по уравнению (111), принимая
коэффициенты местных сопротивлений на входе и выходе в трубу соответственно
равными 0,5 и 1 [5]:
.
Для
расчета коэффициента трения в
барометрической трубе определим режим течения флегмы:
.
Так
как = 210702 (зона смешанного трения) коэффициент трения в барометрической трубе равен (уравнение (114)):
.
Таким
образом, высота барометрической трубы, рассчитанная по формуле (110) равна:
м.
1.5.18 Аппарат Н-018
Насос. Предназначен для подачи флегмы в колонну К-013 и откачки
дистиллята из ёмкости Е-017.
Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую
скорость течения флегмы, равную 2 м/с [5]. Диаметр трубопроводов на линии
всасывания и нагнетания рассчитывается по уравнению (5). Предварительно
находится расход флегмы в колонну (115).
В
колонне К-004 образуется 6267 кг/ч дистиллята. Плотность флегмы рассчитывается
при температуре конца конденсации смеси равной 42 по формуле (7):
кг/м3.
Таким
образом, объёмный расход жидкости, перекачиваемый насосом, равен:
м3/с,
и
тогда диаметр трубопровода равен:
м.
Из
стандартного ряда трубопроводов выбираем стальную трубу наружным диаметром 133
мм, толщиной стенки 7 мм.
Фактическая
скорость жидкости в трубопроводе:
м/с.
Примем
потери напора на трение и местные сопротивления на всасывающей линии = 6 м, на нагнетательной линии = 10 м.
Тогда
общие потери напора равны:
м.
Давление
во флегмовой ёмкости 0,1 МПа, давление в колонне К-004 в верху колонны 44 мм
рт. ст. (0,0059 МПа), геометрическая высота подъёма жидкости приблизительно
равна высоте колонны 42 м, тогда потребный напор насоса находим по формуле (3):
м ст.
ж.
Полезную
мощность насоса находим по формуле (2):
Вт =
9,2 кВт.
Принимаем
= 1,0 и = 0,6
находим по уравнению (4) мощность на валу двигателя:
Вт = 15
кВт.
По
расчётным подаче = 0,0242 м3/c и напору = 46,4 м ст. ж. подбираем центробежный насос марки
Х90/49, для которого при оптимальных режимах работы подача = 0,025 м3/c, напор = 49 м ст. ж., коэффициент полезного действия насоса = 0,70. Насос обеспечен электродвигателем АО2-81-2
номинальной мощностью = 40 кВт, коэффициент полезного действия двигателя = -. Частота вращения вала = 48,3 с-1 [5]. Количество аппаратов 2 штуки (один в
резерве).
1.5.19 Аппарат Т-019
Кипятильник. Предназначен для обогрева куба колонны К-013.
Ранее рассчитан объемный расход пара органической смеси в исчерпывающей
части ректификационной колонны 19,74 м3/c и плотность этих паров равная 0,63 кг/м3.
Кипящая
при температуре 
жидкость
имеет следующие физико-химические характеристики: плотность 
кг/м3, вязкость 
Па.с,
поверхностное натяжение 
Н/м, удельная теплоёмкость 
Дж/(кг.К) , коэффициент теплопроводности 
Вт/(м.К), удельная теплота парообразования 
Дж/кг [10]. Плотность паров при атмосферном давлении 
кг/м3, плотность паров над кипящей жидкостью 
кг/м3 [10].
В
качестве теплоносителя используется насыщенный водяной пар давлением 0,2 МПа.
Удельная теплота конденсации Дж/кг,
температура конденсации .
Физико-химические характеристики конденсата при температуре конденсации:
плотность кг/м3, вязкость Па.с,
коэффициент теплопроводности Вт/(м.К)
[6].
Тепловая
нагрузка на кипятильник, рассчитанная при составлении теплового баланса колонны
составляет 
Вт. Расход греющего пара, так же рассчитанный при
составлении теплового баланса колонны, равен 2,15 кг/c.
Средняя
разность температур потоков составляет:
.
Примем
ориентировочное значение коэффициента теплопередачи от конденсирующегося пара к
кипящей жидкости = 1000 Вт/(м2.К). Тогда ориентировочное значение
требуемой поверхности согласно уравнению (7) составит:
м2.
По
величине ориентировочной поверхности теплообмена подбираем теплообменник со
следующими характеристиками [5]:
диаметр
кожуха 1000 мм;
наружный
диаметр труб 25 мм;
внутренний
диаметр труб 21 мм;
число
ходов 1;
общее
число труб 747;
длина
труб 4 м;
поверхность
теплообмена 235 м2;
количество
аппаратов 1 штука.
Примем
значение удельной тепловой нагрузки 
Вт/м2.
Для
определения по уравнению (119) необходимо рассчитать коэффициенты по уравнению (116) и по
уравнению (117):
.
Толщина
стенки равна 0,002 м, коэффициент теплопроводности материала стенки
(углеродистая сталь) принимается равным 17,5 Вт/(м.К), а тепловая проводимость
загрязнений со стороны греющего пара и со стороны кипящей жидкости кубового
продукта равна 1/5800 Вт/(м2.К). Тогда сумма термических сопротивлений стенки и
загрязнений равна:
(м2.К)/Вт.
Тогда
по уравнению (119) получаем:
.
Таким
образом, принятое значение удельной тепловой нагрузки Вт/м2 является верным.
Тогда
требуемая поверхность теплообмена по уравнению (8) составит:
м2.
В
выбранном теплообменнике запас поверхности составляет:
%.
1.5.20 Аппарат Н-020
Насос. Предназначен для подачи кубовой жидкости колонны К-013 на питание
следующей колонны.
Для всасывающего и нагнетательного трубопровода примем одинаковую
скорость течения кубового остатка, равную 2 м/с [5]. Диаметр трубопроводов на
линии всасывания и нагнетания рассчитывается по уравнению (5). Предварительно
находится объёмный расход кубового остатка в колонну по уравнению (120).
В
колонне К-004 образуется 12457,7 кг/ч кубового остатка. Плотность кубового
остатка рассчитывается при температуре кубового остатка равной 95 по формуле (7):
кг/м3.
Таким
образом, объёмный расход кубового остатка равен:
м3/с,
и
тогда диаметр трубопровода равен:
м.
Из
стандартного ряда трубопроводов выбираем стальную трубу наружным диаметром 56 мм,
толщиной стенки 3,5 мм, материал.
Фактическая
скорость кубовой жидкости в трубопроводе:
м/с.
Примем
потери напора на трение и местные сопротивления на всасывающей линии = 6 м, на нагнетательной линии = 10 м.
Тогда
общие потери напора равны:
м.
Примем,
что давление в следующей колонне в зоне подачи питания 161 мм рт. ст. (0,0205
МПа). Потребный напор насоса находим по формуле (3):
м ст.
ж.
Полезную
мощность насоса находим по формуле (2):
Вт = 1
кВт.
Принимаем
= 1,0 и = 0,6
находим по уравнению (4) мощность на валу двигателя:
Вт = 2
кВт.
По
расчётным подаче = 0,0044 м3/c и напору = 29,7 м ст. ж. подбираем центробежный насос марки
Х20/31, для которого при оптимальных режимах работы подача = 0,0055 м3/c, напор = 31 м ст. ж., коэффициент полезного действия насоса = 0,55. Насос обеспечен электродвигателем ВАО2-52-2
номинальной мощностью = 22 кВт, коэффициент полезного действия двигателя = 0,89. Частота вращения вала = 48,3 с-1 [5]. Количество аппаратов 2 штуки (один в
резерве).
Спецификация аппаратов представлена в Приложении А.
2.
Контроль и автоматизация процесса
.1 Обоснование выбора средств контроля и автоматизации
Система автоматизации колонн выделения стирола из продуктов
дегидрирования этилбензола (печного масла) изображена на схеме автоматизации.
Основными измеряемыми и регулируемыми параметрами являются: температура,
давление, уровень, расход и концентрация. Изменение этих параметров
свидетельствует о нарушении материального или теплового баланса в аппарате:
уровень жидкости - показатель баланса по жидкой фазе; давление - показатель
баланса по газовой фазе; температура - показатель теплового баланса в аппарате;
концентрация - показатель материального баланса по компоненту.
При выборе приборов учитываются параметры контролируемой и окружающей
среды (давление, температура, состав), а также условия измерения.
Наиболее ответственные параметры, изменения которых от заданных значений
допускаются лишь в незначительных пределах, должны поддерживаться постоянными с
помощью автоматических регуляторов.
Параметры, изменение которых допустимо в широких пределах, контролируются
с помощью регистрирующих приборов.
При выборе средств измерения температуры предпочтение отдавалось
термометрам сопротивления, как наиболее чувствительным.
Для измерения расхода использовались приборы переменного перепада
давления.
Установка оснащена комплексной системой автоматизации.
Для регистрации, индикации и регулирования всех параметров используется
малоканальный многофункциональный регулирующий микропроцессорный контроллёр
«Ремиконт» модели Р-130-П-01-11.
.2 Описание схемы автоматизации процесса
Управление процессом осуществляется при помощи централизованной системы
управления.
Регулирующие воздействия вычисляются в блоках контроллера. Управляющие
воздействия (смена режима работы, корректировка режимов при изменении внешних
условий) осуществляется при помощи управляющей ЭВМ.
Продукты дегидрирования этилбензола (печное масло) подаются в емкость
приёма сырья Е-001. Давление в ёмкости Е-001 контролируется при помощи датчика
давления поз. 3-1.
Печное масло из ёмкости Е-001 подаётся насосом Н-002 на питание колонны
К-004, предварительно подогреваясь в теплообменнике Т-003. Расход печного масла
из Е-001 в К-004 поддерживается постоянным при помощи системы регулирования
расхода с коррекцией по уровню в Е-001. Уровень в ёмкости измеряется
уровнемером поз. 1-1. Расход печного масла измеряется комплектом из диафрагмы
поз. 1-2 и преобразователя разности давлений поз. 1-3. Исполнительный механизм
расположен на напорной линии насоса Н-002 подачи сырья в теплообменник Т-003
поз. 1-5.
Температура смеси на выходе из теплообменника Т-003 измеряется
термометром сопротивления поз. 4-1 и поддерживается постоянной за счёт
изменения подачи греющего пара в теплообменник (исполнительный механизм поз.
4-4.)
Ректификационная колонна К-004 вакуумная.
Вакуум верха колонны контролируется датчиком давления поз. 9-1 и
поддерживается постоянным за счёт изменения подачи пара в паро-эжекционную
установку (исполнительный механизм поз. 9-3.)
Температура верха колонны К-004 контролируется при помощи датчика
температуры поз. 8-1.
Давление в кубе колонны К-004 контролируется при помощи датчика давления
поз. 7-1.
Температура в кубе колонны измеряется термометром сопротивления поз. 6-1
и поддерживается постоянной за счёт изменения подачи греющего пара в
кипятильник Т-010 (исполнительный механизм поз. 6-4.)
Температура дистиллята измеряется термометром сопротивления поз. 11-1
(исполнительный механизм поз. 11-4.)
Расход дистиллята колонны К-004 из ёмкости Е-008 поддерживается
постоянным при помощи системы регулирования расхода с коррекцией по уровню в
Е-008.Уровень в ёмкости измеряется уровнемером поз. 13-1. Расход дистиллята
измеряется комплектом из диафрагмы поз. 13-2 и преобразователя разности
давлений поз. 13-3. Исполнительный механизм установлен на линии отбора
дистиллята поз. 13-5.
Давление в ёмкости Е-008 контролируется при помощи датчика давления поз.
12-1.
Кубовый продукт колонны К-004 подаётся насосом Н-011 на питание колонны
К-013, предварительно охлаждаясь в теплообменнике Т-012.
Расход кубового остатка колонны К-004 поддерживается постоянным при
помощи системы регулирования расхода с коррекцией по уровню в К-004. Уровень
колонне К-004 измеряется уровнемером поз. 5-1. Расход кубового остатка колонны
К-004 измеряется м комплектом из диафрагмы поз. 5-2 и преобразователя разности
давлений поз. 5-3. Исполнительный механизм расположен на напорной линии насоса
Н-011 подачи кубового остатка колонны К-004 в теплообменник Т-012 поз. 5-5.
Температура смеси на выходе из теплообменника Т-012 измеряется
термометром сопротивления поз. 16-1 и поддерживается постоянной за счёт
изменения подачи оборотной воды в теплообменник (исполнительный механизм поз.
16-4).
Ректификационная колонна К-013 вакуумная.
Вакуум верха колонны контролируется датчиком давления поз. 21-1 и
поддерживается постоянным за счёт изменения подачи пара в паро-эжекционную
установку (исполнительный механизм поз. 21-3).
Температура верха колонны К-013 контролируется при помощи датчика
температуры поз. 20-1.
Давление в кубе колонны К-004 контролируется при помощи датчика давления
поз. 19-1.
Температура в кубе колонны измеряется термометром сопротивления поз. 18-1
и поддерживается постоянной за счёт изменения подачи греющего пара в кипятильник
Т-019 (исполнительный механизм поз. 18-4).
Температура дистиллята измеряется термометром сопротивления поз. 23-1
(исполнительный механизм поз. 23-4).
Расход дистиллята колонны К-013 из ёмкости Е-017 поддерживается
постоянным при помощи системы регулирования расхода с коррекцией по уровню в
Е-017.Уровень в ёмкости измеряется уровнемером поз. 25-1. Расход дистиллята
измеряется комплектом из диафрагмы поз. 25-2 и преобразователя разности
давлений поз. 25-3. Исполнительный механизм установлен на линии отбора
дистиллята поз. 25-5.
Остаточную концентрацию стирола в возвратном этилбензоле контролируем
отбирая пробы.
Давление в ёмкости Е-017 контролируется при помощи датчика давления поз.
24-1.
Кубовый продукт колонны К-013 подаётся насосом Н-020 на питание следующей
колонны.
Расход кубового остатка колонны К-013 поддерживается постоянным при
помощи системы регулирования расхода с коррекцией по уровню в К-013. Уровень
колонне К-013 измеряется уровнемером поз. 17-1. Расход кубового остатка колонны
К-013 измеряется комплектом из диафрагмы поз. 17-2 и преобразователя разности
давлений поз. 17-3. Исполнительный механизм расположен на напорной линии насоса
Н-020 подачи кубового остатка колонны К-013 на питание следующей колонны поз.
17-5.
Давление на выкиде насосов Н-002, Н-009, Н-011, Н-018 и Н-020
контролируется при помощи трубчато пружинных манометров поз. 2-1, 15-1,26-1,
27-1 соответственно.
Температура прямой оборотной воды на установку контролируется при помощи
датчика температуры поз. 29-1, расход прямой оборотной воды измеряется
комплектом из диафрагмы поз. 30-1 и преобразователя разности давлений поз.
30-2. Температура обратной оборотной воды контролируется при помощи датчика
температуры поз. 31-1. Расход обратной оборотной воды измеряется комплектом из диафрагмы
поз. 32-1 и преобразователя разности давлений поз. 32-2.
Расход водяного пара на установку измеряется комплектом из диафрагмы поз.
34-1 и преобразователем разности давлений поз. 34-2. Давление пара
контролируется при помощи датчика давления поз. 33-1.
Температура прямого рассола на установку контролируется при помощи
датчика температуры поз. 35-1, расход прямого рассола измеряется комплектом из
диафрагмы поз. 36-1 и преобразователем разности давлений поз. 36-2. Температура
обратного рассола контролируется при помощи датчика температуры поз. 37-1,
расход обратного рассола измеряется комплектом из диафрагмы поз. 38-1 и
преобразователем разности давлений поз. 38-2.
Заказная спецификация на приборы и средства контроля, регистрации и
автоматического регулирования представлена в Приложении Б [12].
3.
Технико-экономические показатели
Расчёт расхода энергосредств ведётся для каждого вида энергоресурсов.
Принимается, что установка работает 335 дней в году, то есть 8040 часов.
Годовая потребность в электроэнергии на технологические нужды приведена в
таблице 19. Годовая потребность в оборотной воде на технологические нужды
приведена в таблице 20. Годовая потребность в водяном паре на технологические
нужды приведена в таблице 21. Сводная потребность в энергоресурсах представлена
в таблице 22.
Таблица 19 - Годовая потребность в электроэнергии
|
Оборудование
|
Количество
|
Часовой расход, кВт/ч
|
Годовой фонд времени работы
оборудования, ч
|
Годовой расход
энергоре-сурса, кВт/год
|
|
|
на единицу
|
всего
|
|
|
|
Насос Н-002
|
2
|
13
|
26
|
8040
|
104520
|
|
Насос Н-009
|
2
|
5,5
|
11
|
8040
|
88440
|
|
Насос Н-011
|
2
|
22
|
44
|
8040
|
353760
|
|
Насос Н-018
|
2
|
40
|
80
|
8040
|
643200
|
|
Насос Н-020
|
2
|
22
|
44
|
8040
|
353760
|
Таблица 20 - Годовая потребность в оборотной воде
|
Оборудование
|
Коли-чество
|
Часовой расход, м3/ч
|
Годовой фонд времени работы
оборудования, ч
|
Годовой расход
энергоресурса, м3/год
|
|
|
на единицу
|
всего
|
|
|
|
Конденсатор Т-005
|
1
|
140,4
|
140,4
|
8040
|
1128816
|
|
Конденсатор Т-014
|
1
|
414
|
414
|
8040
|
3328560
|
|
Холодильник Т-012
|
1
|
14,4
|
14,4
|
8040
|
115776
|
Таблица 21 - Годовая потребность в водяном паре
|
Оборудование
|
Количество
|
Часовой расход, Мкал/ч
|
Годовой фонд времени работы
оборудования, ч
|
Годовой расход
энергоресурса, Мкал/год
|
|
|
на единицу
|
всего
|
|
|
|
Кипятильник Т-010
|
1
|
1,5
|
1,5
|
8040
|
12060
|
|
Кипятильник Т-019
|
1
|
4,1
|
4,1
|
8040
|
32964
|
|
Подогреватель Т-003
|
1
|
0,047
|
0,047
|
8040
|
3813
|
Таблица 22 - Сводная потребность в энергоресурсах
|
Энергоресурсы
|
Единицы измерения
|
Потребность
|
|
|
годовая
|
На 1 тонну продукта
|
|
Электрическая энергия
|
кВт/ч
|
1543680
|
15,43
|
|
Оборотная вода
|
м3
|
4573152
|
45,73
|
|
Потребление водяного пара
|
Мкал
|
1989,07
|
0,19
|
4. Токсикологические, взрыво-, пожароопасные свойства применяемых
материалов
В таблице 23 представлены токсикологические свойства применяемых на
установке материалов [13].
Таблица 23 - Токсикологические свойства применяемых материалов
|
Наименование вещества
|
Характер действия на
организм человека
|
ПДК в воздухе рабочей зоны,
мг/м3
|
Средства защиты
|
Бензол, стирол, -метилстиролОбладает наркотическим действием, при
очень высоких концентрациях паров происходит острое отравление с потерей
сознания и смертельным исходом. При умеренных концентрациях появляется головная
боль, головокружение, сердцебиение, слабость, затем потеря сознания.
При
длительном соприкосновении возможны кожные заболевания. Хроническое отравление
выражается в функциональном нервном расстройстве, сопровождающемся слабостью,
вялостью, утомляемостью, сонливостью, бессонницей, раздражительностью5Первая
помощь пострадавшему: вынести из зоны загазованности, сделать искусственное
дыхание.
|
Индивидуальные средства
защиты при малых концентрациях - фильтрующие противогазы с коробками марки
БКФ.
|
|
|
|
|
Этилбензол
|
Обладает наркотическим
действием, при очень высоких концентрациях паров происходит острое отравление
с потерей сознания. Вызывает изменения в кроветворной системе.
|
1
|
Индивидуальные средства
защиты при малых концентрациях - фильтрующие противогазы с коробками марки
БКФ.
|
|
Толуол,
ксилолы, изопропилбензол
|
Обладает наркотическим
действием, при очень высоких концентрациях паров происходит острое отравление
с потерей сознания и смертельным исходом. При умеренных концентрациях
появляется головная боль, головокружение, сердцебиение, слабость, затем
потеря сознания. При длительном соприкосновении возможны кожные заболевания.
Хроническое отравление выражается в функциональном нервном расстройстве,
сопровождающемся слабостью, вялостью, утомляемостью, сонливостью,
бессонницей, раздражительностью
|
50
|
Первая помощь
пострадавшему: вынести из зоны загазованности, сделать искусственное дыхание.
Индивидуальные средства защиты при малых концентрациях - фильтрующие
противогазы с коробками марки БКФ.
|
|
Октан
|
Обладает наркологическим
действием
|
2350
|
Индивидуальные средства
защиты при малых концентрациях - фильтрующие противогазы с коробками марки
БКФ.
|
В таблице 24 представлена характеристика пожаро-, взрывоопасных свойств
веществ [13].
Таблица 24 - Характеристика пожаро-, взрывоопасных свойств веществ
|
Наименование вещества
|
Класс опасности по ГОСТ
12.1.007-76
|
Агрегатное состояние
|
Температура,
|
|
|
|
кипения
|
воспломенения
|
вспышки
|
|
Бензол
|
4
|
жидкость
|
80,1
|
10,7
|
-11
|
4
|
жидкость
|
110,6
|
536
|
4
|
|
Октан
|
4
|
жидкость
|
125,6
|
19
|
13
|
|
Этилбензол
|
4
|
жидкость
|
136,2
|
420
|
20
|
|
м- и п-Ксилол
|
4
|
жидкость
|
139
|
590
|
29
|
|
о-Ксилол
|
4
|
жидкость
|
144,4
|
590
|
29
|
|
Стирол
|
4
|
жидкость
|
145,2
|
530
|
30
|
|
Изопропилбензол
|
4
|
жидкость
|
152,4
|
42
|
34
|
|
-Метилстирол4жидкость165,454038
|
|
|
|
|
|
Заключение
В курсовом проекте рассчитана установка разделения продуктов
дегидрирования этилбензола. А именно рассчитана колонна выделения
бензол-толуольной фракции (высота 23 м, диаметр 2,2 м) и колонна выделения
возвратного этилбензола (высота 44 м, диаметр 4 м).
Проведены технико-экономичекие расчёты установки разделения продуктов
дегидрирования этилбензола. Определены технологические режимы работы
ректификационных колонн выделения бензол-толуольной фракции и выделения
возвратного этилбензола. Подобрано технологическое оборудование установки.
Выполнена технологическая схема процесса разделения с автоматизацией.
Список использованных источников
1 Павлов, С.
Ю. Процессы выделения и очистки стирола. Тематический обзор / С. Ю. Павлов, В.
А. Горшков, Ю. А. Комаров. - М.: ЦНИИТЭНЕФТЕХИМ, 1985. - 67 с.
Лебедев, Н.
Н. Химия и технология основного органического и нефтехимического синтеза / Н.
Н. Лебедев. - М.: Химия, 1988. 592.
Гутман, С. П.
Расчёты по технологии органического синтеза / С. П. Гутман. - М.: Химия, 1988.
- 272 с.
Емкостные
стальные сварные аппараты. Каталог / под ред. В. М. Морозов. - М.: НИИХИММАШ,
1976. - 49 с.
Основные
процессы и аппараты химической технологии. Пособие по проектированию / Г. С.
Борисов, В. П. Брыков, Ю. И. Дытнерский. - М.: Химия, 1991. - 496 с.
Павлов, К. Ф.
Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов / К. Ф. Павлов, П. Г. Романков,
А. А. Носков. - Л.: Химия, 1976. - 752с.
Александров,
И. А. Ректификационные и абсорбционные аппараты. Методы расчета и основы
конструирования / И. А. Александров. - М.: Химия, 1978. - 277 с.
Татевский, В.
М. Физико - химические свойства индивидуальных углеводородов / В. М. Татевский.
- М.: Госхимиздат, 1960. - 413 с.
Стабников, В.
Н. Ректификационные аппараты. Расчёт и конструирование / В. Н. Стабников. - М.:
Машиностроение, 1965. - 296 с.
Варгафтик, Н.
Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей / Н. Б. Варгафтик
- M.: Наука, 1972. - 720 с.
Тарелки
ситчатые с отбойными элементами для вакуумных колонн. Методика гидравлического
расчёта. - М., 1967. - 26 с.
Автоматические
приборы, регуляторы и вычислительные системы. Справочное пособие / под ред. Б.
Д. Кошарского. - Л.: Машиностроение, 1976. - 488 с.
13 Вредные вещества
в промышленности. Справочник для химиков, инженеров и врачей / под ред. Н. В.
Лазарева, И. Д. Гадаскиной. - Л.: Химия, 1977. - 608 с.
Приложение А
Спецификация
аппаратов
|
Формат
|
Зона
|
Поз.
|
Обозначение
|
Наименование
|
Кол.
|
Примечание
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Документация
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
А4
|
|
|
ХТОВ 0105.240401.003 КП
|
Пояснительная записка
|
1
|
|
|
|
А1
|
|
|
ХТОВ 0105.240401.003 КП
|
Технологическая схема узла
с автоматизацией
|
1
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Оборудование
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Е-001
|
Емкость
|
1
|
|
|
|
|
|
Н-002
|
Насос
|
2
|
|
|
|
|
|
Т-003
|
Подогреватель
|
1
|
|
|
|
|
|
К-004
|
Колонна
|
1
|
|
|
|
|
|
Т-005
|
Конденсатор
|
1
|
|
|
|
|
|
Т-006
|
Конденсатор
|
1
|
|
|
|
|
|
С-007
|
Сепаратор
|
1
|
|
|
|
|
|
Е-008
|
Емкость
|
1
|
|
|
|
|
|
Н-009
|
Насос
|
2
|
|
|
|
|
|
Т-010
|
Кипятильник
|
1
|
|
|
|
|
|
Н-011
|
Насос
|
2
|
|
|
|
|
|
Т-012
|
Теплообменник
|
1
|
|
|
|
|
|
К-013
|
Колонна
|
1
|
|
|
|
|
|
Т-014
|
Конденсатор
|
1
|
|
|
|
|
|
Т-015
|
Конденсатор
|
1
|
|
|
|
|
|
С-016
|
Сепаратор
|
1
|
|
|
|
|
|
Е-017
|
Емкость
|
1
|
|
|
|
|
|
Н-018
|
Насос
|
2
|
|
|
|
|
|
Т-019
|
Кипятильник
|
1
|
|
|
|
|
|
Н-020
|
Насос
|
2
|
|
|
|
|
|
|
ХТОВ 0105.240401.003 КП
|
|
|
|
|
|
|
|
|
№ документа
|
Подп
|
Дата
|
|
|
|
Зав. каф.
|
Москвичев Ю. А.
|
|
|
Пояснительная записка к
курсовому проекту по дисциплине «Химическая технология органических веществ»
|
Лит.
|
Лист
|
Листов
|
|
Нормок.
|
Среднев С. С.
|
|
|
|
У
|
|
|
|
Руковод.
|
Среднев С. С.
|
|
|
|
ЯГТУ, гр. ХТО-51
|
|
|
Консул.
|
Головлёва С. М.
|
|
|
|
|
|
|
Студент
|
Биткина В. Н.
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Приложении Б
Заказная
спецификация на приборы и средства контроля, регистрации и автоматического
регулирования
Таблица Б1 - Заказная спецификация на приборы и средства контроля,
регистрации и автоматического регулирования
|
Номер позиции на
принципиаль-ной схеме
|
Наименование параметра,
среды и места отбора импульса
|
Место уста-новки
|
Наименование и
характеристика
|
Тип, модель
|
Количество по проекту
|
|
|
|
|
|
на один агрегат
|
на все агрегаты
|
|
4-1, 6-1, 8-1, 11-1, 16-1,
18-1, 20-1, 23-1, 29-1, 31-1, 34-1, 36-1
|
Температура
|
По месту
|
Термоиетр сопротивления
|
ТСМ- 410-01
|
1
|
12
|
|
4-2, 6-2, 8-2, 11-2, 16-2,
18-2, 20-3, 23-2, 29-2, 31-2, 34-2, 36-2
|
Температура
|
На щите
|
Нормирующий преобразователь
|
НП-СП1-М
|
1
|
12
|
|
4-3, 6-3, 11-3, 16-3, 18-3,
23-3
|
Температура
|
На щите
|
Преобразователь
электропневма-тический взрывозащи-щённый
|
ЭП-ТФ-5-Ех
|
1
|
6
|
|
4-4, 6-4, 11-4, 16-4, 23-4
|
Температура
|
По месту
|
Клапан регулирующий с
мембранным пневматическим приводом
|
СИУ-16 25КЧ32НЖ
|
1
|
6
|
|
2-1, 14-1, 15-1, 26-1, 27-1
|
Давление
|
На нагне-татель-ной линии
насоса
|
Мановакууметр показывающий
общего назначения
|
ОБМВ1-160
|
1
|
5
|
|
3-1, 7-1, 9-1, 21-1, 12-1,
19-1, 24-1, 32-1
|
Давление
|
По месту
|
Преобразователь пониженного
давления в унифицирован-ный токовый сигнал
|
Сапфир 22ДВ-Ех
|
1
|
8
|
|
9-2, 21-2
|
Давление
|
На щите
|
Преобразователь
электропневматический взрывозащищён-ный
|
ЭП-ТФ-5-Ех
|
1
|
2
|
|
|
9-3, 21-3
|
Давление
|
По месту
|
Клапан регулирующий с
мембранным пневматическим приводом
|
СИУ-16 25КЧ32НЖ
|
1
|
2
|
|
|
1-1, 5-1, 13-1, 17-1, 25-1
|
Уровень
|
По месту
|
Преобразователь сигнала
уровнемера в унифицирован-ный токовый сигнал
|
Сапфир 22ДГ-Ех. Мод.2530
|
1
|
5
|
|
|
1-2, 5-2
|
Расход
|
По месту
|
Диафрагма камерная
|
ДК6-80
|
1
|
2
|
|
|
22-1
|
Расход
|
По месту
|
Диафрагма камерная
|
ДК6-65
|
1
|
1
|
|
|
13-2, 17-2, 25-2,
|
Расход
|
По месту
|
Диафрагма камерная
|
ДК6-125
|
1
|
3
|
|
|
10-1, 30-1, 33-1, 35-1
|
Расход
|
По месту
|
Диафрагма камерная
|
ДК6-150
|
1
|
4
|
|
|
1-3, 5-3, 10-2, 13-3, 17-3,
22-2, 25-3, 30-2, 33-2, 35-2
|
Расход
|
По месту
|
Преобразователь перепада
давления в унифицирован-ный токовый сигнал
|
Сапфир 22ДД-Ех
|
1
|
10
|
|
|
1-4, 5-4, 10-3, 13-4, 17-4,
22-3, 25-4
|
Расход
|
На щите
|
Преобразователь
электропневматический взрывозащищён-ный
|
ЭП-ТФ-5-Ех
|
1
|
7
|
|
1-5, 5-5, 10-4, 13-5, 17-5,
22-4, 25-5
|
Расход
|
По месту
|
Клапан регулирующий с
мембранным пневматическим приводом
|
СИУ-16 25КЧ32НЖ
|
1
|
7
|
|
28-1
|
Качество
|
По месту
|
Хроматограф
|
Микрохром-1121
|
1
|
1
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Приложение В
Обозначение
трубопроводов
1.2.1 - прямая оборотная вода;
.2.2 - обратная оборотная вода;
.8 - конденсат;
.1 - водяной пар давления 0,2 МПа;
.8 - линия воздушников;
.5 - «печное масло» на установку;
.7 - бензол-толуольная фракция;
.8 - возвратный этилбензол;
.9 - стирол-сырец;
.0 - химзагрязнённые стоки;
.2.1 - прямой рассол;
.2.2 - обратный рассол;
.7 - ингибитор.