年产11万吨甲醇精馏工段设计毕业论文(编辑修改稿)

年产11万吨甲醇精馏工段设计毕业论文(编辑修改稿)内容摘要：

尔质量： 由相平衡曲线得：   3 . 0 6 4 3 . 0 6 4 0 . 0 1 7 0 . 0 5 0 31 2 . 0 6 4 1 2 . 0 6 4 0 . 0 1 70 . 0 1 7 3 2 1 0 . 0 1 7 1 8 1 8 . 2 3 8 /0 . 0 5 0 3 3 2 1 0 . 0 5 0 3 1 8 1 8 . 7 0 4 2 /WV W ML W MxyxM k g k m o lM k g k m o l               精馏段平均摩尔质量： k m o lkgM k m o lkgM LMVM /)( /)(   提馏段平均摩尔质量： k m o lkgM k m o lkgM LMVM /)( /)(   精馏段气相平均密度计算 由理想 气体状态方程计算，即： 3/)2 7 374(3 1 6 2 1 0 mkgRTMPmVmDVM   提馏段气相平均密度计算 由理想 气体状态方程计算，即： 3/)( mkgRTMP mVmDVM   液相平均密度计算 塔顶液相平均密度的计算 由 66Dt  ℃ ，通过物性数据软件查得： 3 37 5 3 .9 9 /CH O H kg m  2 /HO kg m  31 / / ( 1 ) / D m k g m  进料板液相平均密度的计算 由 82Ft  ℃ ，通过物性数据软件查得： 3 37 3 4 .8 6 /CH O H kg m  2 /HO kg m  进料板液相的质量分率： 7 5 )6 2 (326 2 326 2  A 31 78 5 / 50 / 73 6 ( 1 50 ) / 97 Fm k g m  塔底液相平均密度的计算 由 105Ft  ℃，通过物性数据软件查得： 3 37 0 5 .1 7 5 /C H O H kg m  2 /HO kg m  进料板液相的质量分率： 0 2 9 )0 1 (320 1 320 1  A 31 94 38 / 29 8 / 70 75 ( 1 29 8 ) / 95 k g m  精馏段液相平均密度为： 3m7 7 1 . 2 3 5 k g /7 8 2 . 3 5 ) / 2( 7 6 0 . 1 2ρ LM  提馏段液相平均密度为： 3/5 4 6 32/)7 3 4 8 2( mkgLM  液体平均表面张力计算 塔顶液相平均表面张力的计算： 由 66Dt  ℃ ， 得3 1 6 .6 4 3 /CH OH mN m  2 /HO mN m  0 . 9 6 5 1 6 . 6 4 3 ( 1 0 . 9 6 5 ) 6 5 . 0 6 1 8 . 3 4 /L D m m N m       进料板液相平均表面张力的计算： 由 ℃82Ft ，得 3 1 4 .8 1 6 /CH OH m N m  2 /HO mN m  0 . 6 2 8 1 4 . 8 1 6 ( 1 0 . 6 2 8 ) 6 2 . 2 2 3 2 . 4 5 /L F m m N m       塔底液相平均表面张力为： 由 105Dt  ℃， 得3 1 2 .2 5 7 5 /C H O H m N m  2 /HO mN m  0 .0 1 7 1 2 .2 5 7 5 ( 1 0 .0 1 7 ) 5 7 .8 5 5 7 .0 7 5 /Lwm m N m       精馏段液相平均表面张力为： mmNLM /89 )(  提馏段液相平均表面张力为： mmNLM /)(  液体平均粘度计算 液相平均粘度依下式计算，即： iiLm x  lglg  塔顶液相平均粘度的计算 : 由 66Dt  ℃ ， 得3 0 .3 2 3 9CH OH mPa s  2 mPa s  g 0 .9 6 5 g ( 0 .3 2 3 9 ) ( 1 0 .9 6 5 ) g ( 0 .4 3 1 6 ) 0 .4 8 5 2L D ml l l      解出： mPa s  进料板液相平均粘度的计算 : 由 82Dt  ℃ ， 得3 0 .2 7 2 1CH OH mPa s  2 mPa s  g 0. 62 8 g( 0. 27 21 ) ( 1 0. 62 8 ) g( 0. 34 69 ) 0. 52 43LF ml l l      解出： mPa s  塔底液相平均粘度的计算 : 由 105Dt  ℃ ， 得3 OH mPa s  2 mPa s  g 0. 01 7 g( 0. 22 ) ( 1 0. 01 7 ) g( 0. 27 1 ) 0. 56 86LW ml l l      解出： mPa s  精馏段液相平均粘度为： ( 0. 32 72 0. 29 90 ) / 2 0. 31 31Lm m P a s     提馏段液相平均粘度为： ( 0 .2 9 9 0 0 .2 7 ) / 2 0 .2 8 4 5Lm m P a s     精馏段塔体工艺计算 精馏段的 气、液相体积流率为 ： smLMLsmVMVLMLMSVmVmS/0 0 5 4 3 7 13 6 0 0 6 9 5 2 83 6 0 0/0 1 6 0 0 6 2 2 6 43 6 0 033  最大空塔气速 maxu 可依据 悬 浮液滴沉降原理导出，其结果为 ： VVLCu   m a x 式中 ： L — 液相密度， 3/mkg ； V — 气相密度， 3/mkg ； C— 负荷因子， m/s， 负荷因子 C 值与气液负荷、物性及塔板结构有关，一般由实验确定。 史密斯等人汇集了若干泡罩、筛板和浮阀塔的数据，整理成负荷因子与影响因素间的关系曲线， 图 中横坐标 1/2/ ( / )s s L VLV为无因次比值，称为液气动能参数，它是反映液、气两相的负荷与密度对负荷因子的影响；纵坐标 20C 为物系表面张力为 20 /mN m 的负荷系数；参数 TLHh 反映液滴沉降空间高度对负荷因子的影响。 C 的值由下式求得： )20( LCC  式中 ： C— 操作物系的负荷因子， m/s； L — 操作物系的液体表面张力， mN/m。 其中 20C 由 图 查取，图的横坐标为： 2/12/1  VLSSVL  取板间 距 mHT  ，板上液层高度 mhL  ，则 ： mhH LT  负荷因子 C,由 图 查得 ： C  LCC  smu / a x  甲醇 水属不易发泡物系，故取安全系数为。 则 空塔气速 u为： smuu / m a x  塔径用下式计算，即 ： muVD S   式中 ： D — 塔径， m； sV — 气体体积流量， sm/3 ； u — 空塔气速， m/s 按标准塔径圆整后为 2m=D 塔截面积为 ： 222 1 4 1 mDAT   实际空塔气速为 ： smAVu TS /2 3 2 4 1 0 1  精馏段有效高度为 ： 1 ( 8 1 ) 0 . 6 4 . 2TZ H m    精 精（ N ） 提馏段有效高度为 ： 1 (1 0 1 ) 0 . 6 5 . 4TZ H m    提 提（ N ） 故在进料板上方开 — 人孔，其高度为。 故精馏塔的有效高度为 ： 0 . 8 4 . 2 5 . 4 0 . 8 1 0 . 4Z Z Z m      精 提 、封头尺寸的选择 封头又称为端盖或顶盖，是容器的重要组成部分。 常见形式有半球形、椭圆形、圆锥形和平板形。 平板封头由于受力状态不好，要求的厚度大，故一般用于直径小、压力低的容器，但因平板封头的制造容易，也常用于高压容器。 锥形封头用作底盖，便于收集或御除含固体的物料，它的锥角越大，其厚度也越大。 承压容器以半球形和椭圆形封头最有利，半球形封头的深度较深，制造较困难。 标准椭圆形封头无论是几何形状或受力状态都比较好，制造难度又不大，是圆筒形容器较合理的封头形式。 因此，在化工生产中得到较广泛的应 用。 在 本设计中，采用标准椭圆形封头。 表 24 标准椭圆形封头的尺寸范围 封头材料 碳素钢、普通低合金钢 不锈钢、耐酸刚 公称直径/mm 3002600 4003200 500 3002600 4003200 500 封头厚度/mm 48 1018 20 39 1018 20 直边高度/mm 25 40 50 25 40 50 由 D=2m，选择封头厚度为 8mm 的不锈钢，取筒体壁厚与封头厚度相等 ，直边高度 25h mm。 塔板形式有： 泡罩塔板 、 筛孔塔板 、 浮阀塔板。 由于筛板结构简单，造价低；板上液面落差小，气体压降低，生产能力较大；气体分散均匀，传质效率较高。 故本设计选择筛孔塔板。 因塔 径 2m=D ，可选用单溢流弓形降液管，采用凹形受液盘。 各项计算如下： （ 1） 堰长 wl 单溢流： Dlw )~( 双溢流： Dlw )~( 式中： D —— 塔内径， m。 取 mDl w  （ 2） 溢流堰高度 wh owwL hhh  式中： Lh — 板上清液层高度， m ； owh — 堰上液层高度， m。 由 owLw hhh  选用平直堰，堰上液层高度 owh 由下式计算，即： 2 / 3 2 / 32 . 8 4 2 . 8 4 0 . 0 0 5 4 6 3 6 0 0( ) 1 ( ) 0 . 0 1 6 1 21 0 0 0 1 0 0 0 1 . 4 5 4SowwLh E ml      液 柱 式中： sL — 塔内液体流量， hm/3 ； E— 液流收缩系数。 （ 近似取 1E ） 设计中，板上液层高度 Lh 由设计者选定。 对常压塔一般取为 ~。 取板上清液层高度： mhL  故 mhw  （ 3）降液管的设计 弓形降液管宽度 dW 和截面积 fA 由 0 .7 2 7wlD  查 图 可 知 ：   故 mAA Tf  mDW d  依下式验算液体在降液管中停留时间，即 ： 3600 3 6 0 0 0 . 3 1 5 5 0 . 6= 3 4 . 6 7 53 6 0 0 0 . 0 0 5 4 6fTSAH ssL    故降液管设计合理。 （ 4） 降液管底隙高度 oh 降液管底隙高度 oh 一般不应低于 mm6。 0 . 0 0 5 4 6 3 6 0 0 0 . 0 1 5 0 23 6 0 0 ` 3 6 0 0 1 . 4 5 4 0 . 2 5SowoLhmlu  。