Проектирование ректификационной установки непрерывного действия для разделения смеси ацетон - уксусная кислота, производительностью 6,0 кг/с по дистилляту

Подождите немного. Документ загружается.

где U – плотность орошения

 

785.0 d







[1, 198] (32)

Вязкости паров определяем по формуле:

Yвво

водCP

ипрY

ипрCP















)1(

(33)

где



- вязкости паров изопропанола и воды;

смПа 

- средняя концентрация паров;



- средние мольные массы паров

смПа



 5

10934.0



смПа

НY



 5

10023.1



Коэффициент массоотдачи в паровой фазе:

5.0

5.05

1024.6































YfY

DFc









(34)

U_v

_x_v 0.785 D





U_v 5.915 10

4





U_n

_x_n 0.785 D





U_n 4.094 10

3





xf_v 6.2410

 Dx_v

0.5



U_v

1 _v













0.5

 h0_v

_y_v

_x_v _y_v













0.5

 m

1.5



xf_v 1.689 10

3





xf_n 6.2410

 Dx_n

0.5



U_n

1 _n













0.5

 h0_n

_y_n

_x_n _y_n













0.5

 m

1.5



xf_n 6.69 10

3





yf_v 6.2410

 Dy_v

0.5

 Fc

w_t

_v













0.5

 h0_v

_y_v

_x_v _y_v













0.5

 m

1.5



yf_v 0.452



Пересчитаем коэффициенты массоотдачи на

 

см

кмоль



Число действительных тарелок в колонне может быть определено графоаналитическим

методом (построением кинетической линии). Для этого необходимо рассчитать общую

эффективность массопередачи на тарелке (к.п.д. по Мерфри). Эффективность по Мерфри

включает локальную эффективность, а так же учитывает продольное перемешивание,

межтарельчатый унос и долю байпасирующей жидкости. Однако для применения этого метода

потребуются дополнительные данные, соответствие которых большей частью не подтверждено.

Поэтому при проектировании тарельчатых колонн можно ограничиться оценкой локальной

эффективности для определения числа реальных ступеней.

Локальная эффективность

связана с общим числом единиц переноса по паровой фазе на

тарелке

следующим соотношением[1.241]:





(35)

где

 

YTfyy

wMKn









(36)

Здесь

)(

см

кмоль



;



- средняя мольная масса паров,

кмоль

кг

определяют по уравнению аддитивности фазовых диффузионных сопротивлений:

yf_n 6.2410

 Dy_n

0.5

 Fc

w_t

_n













0.5

 h0_n

_y_n

_x_n _y_n













0.5

 m

1.5



yf_n 0.704



yf_nn yf_n

_y_n

Mnn



xf_vv 0.043

kmole

s



yf_nn 0.023

kmole

s



xf_vv xf_v

_x_v



yf_vv 0.016

kmole

s



yf_vv yf_v

_y_v

Mvv



xf_nn 0.281

kmole

s



xf_nn xf_n

_x_n



fXfY







(37)

где



- коэффициенты массоотдачи, отнесенные к единице рабочей площади

тарелки соответственно для жидкой и паровой фаз.

Коэффициенты массоотдачи, рассчитанные по средним значениям скоростей и физических

свойств паровой и жидкой фаз, постоянны для верхней и нижней частей колонны. В то же время

коэффициент массопередачи - величина переменная, зависящая от кривизны линии равновесия,

т.е. от коэффициента распределения. Поэтому для определения данных, по которым строится

кинетическая линия, необходимо вычислить несколько значений коэффициента массопередачи в

интервале изменения состава жидкости от

до

Ниже приведен расчет координат точек кинетической линии.

коэффициенты массопередачи

i 1 9

Kyf_v

yf_vv

df X_v

 

xf_vv

















X_v

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

0.55















df X_v

 

0.183

0.142

0.176

0.222

0.255

0.264

0.251

0.226

0.201



Kyf_v

14.538

14.742

14.572

14.344

14.19

14.147

14.206

14.327

14.45













mole

s



общее число единиц переноса на тарелку

локальная эффективность

Ey_v

1 2.71828

n0y_v





n0y_v

Kyf_v

Mvv

w_t _y_v



n0y_v

0.223

0.226

0.223

0.22

0.218

0.217

0.218

0.22

0.222















Ey_v

0.2

0.202

0.2

0.197

0.195

0.196

0.197

0.199















Для нижней части колонны:

y_n

yy X_v

 



y_zv

f X_v

 



yk_v

y_n

Ey_v

y_zv

y_n



 



y_n

0.508

0.519

0.531

0.542

0.554

0.565

0.577

0.588

0.6















y_zv

0.613

0.62

0.628

0.638

0.65

0.663

0.676

0.688

0.699















yk_v

0.529

0.54

0.55

0.561

0.573

0.584

0.596

0.608

0.62















i 1 5

X_n

0.025

0.05

0.1

0.15















коэффициенты массопередачи

Kyf_n

yf_nn

df X_n

 

xf_nn

















df X_n

 

9.792

7.006

3.654

1.224

0.433



Kyf_n

12.912

14.808

17.985

21.296

22.655













mole

s



общее число единиц переноса на тарелку

n0y_n

Kyf_n

Mnn

w_t _y_n



n0y_n

0.204

0.234

0.284

0.336

0.357















локальная эффективность

Ey_n

1 2.71828

n0y_n





y_zv1

f X_n

 



y_nn

ff X_n

 



Ey_n

0.184

0.208

0.247

0.285

0.3















y_zv1

0.241

0.323

0.45

0.561

0.598















y_nn

0.015

0.042

0.108

0.241

0.375















Взяв отсюда значения

, наносим на диаграмму x –y точки, по которым проводим

кинетическую линию. Построением ступеней между рабочей и кинетической линиями в

интервалах концентраций от

до

определяем число действительных тарелок для верхней

(укрепляющей) части

и в интервалах от

до

- число действительных тарелок для

нижней (исчерпывающей) части колонны

y_k stack yk_n yk_v( )

X stack X_n X_v( )

0.015

0.025

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0.55

0.6



y_k

0.057

0.1

0.193

0.332

0.442

0.529

0.54

0.55

0.561

0.573

0.584

0.596

0.608

0.62



Общее число действительных тарелок:

1899 

НВ

NNN

Высоту тарельчатой ректификационной колонны определяем по формуле:

НВK

zzhNH  )1(

(45)

где

- расстояние между тарелками,

;

- расстояние соответственно между

верхней тарелкой и крышкой колонны и между днищем колонны и нижней тарелкой,

Согласно [5,17]

ммz

600

, а

ммz

1500

Отсюда получим:

мH

8,95.16.04.0)118( 

3.4. Гидравлические сопротивления тарелок колонны.

Гидравлическое сопротивление тарелок колонны

P

определяют по формуле:

HHBBK

NPNPP 

(46)

где

P

- гидравлическое сопротивление тарелки соответственно верхней и

нижней частей колонны, Па.

Полное гидравлическое сопротивление одной тарелки складывается из трех слагаемых:



РPPP

ПC



(47)

Гидравлическое сопротивление решётчатой тарелки рассчитывается по уравнению (47) без учёта

сопротивления Р

, обусловленного силами поверхностного натяжения.[5,9]

Гидравлическое сопротивление сухой (неорошаемой) тарелки[1.210]:

 

2 FcwP

YTC





(48)

где



- коэффициент сопротивления сухих тарелок;

- свободное сечение тарелки

Принимая значение коэффициента

5.1



, получим:

Для верхней части колонны:

ПаP

ВC

5,170

12.02

416.1901.15.1









Для нижней части колонны:

ПаP

НC

4,116

12.02

967.0901.15.1









Гидравлическое сопротивление газожидкостного слоя (пены) на тарелке[1.210]:

hgP

XП





(49)

Для верхней части колонны:

ПаP

ПB

6.45005105.03,91181.9 

Для нижней части колонны:

ПаP

ПН

5.6400721.03.91181.9 

Тогда полное гидравлическое сопротивление:

Для верхней части колонны:

ПаP

1.2166.455.170 

Для нижней части колонны:

ПаP

2355.1705.64 

Гидравлическое сопротивление ректификационной колонны:

ПаP

3574923591.216 

3.5. Тепловой расчет установки.