Санкт-Петербургский государственный технологический институт
(Технический университет)
Кафедра технологии Факультет химической технологии
нефтехимических и органических веществ и
углехимических производств полимерных материалов
Курс 5
Группа 443
Курсовая работа
Тема: «Расчет колонны выделения фракции 120-128»
Студент Николаев Ю.В.
Личная подпись
Руководитель Пекаревский Б.В.
Личная подпись
Оценка
Подпись руководителя
Санкт–Петербург 2008 г.
Содержание
Исходные данные для расчета
1. Определение физико-химических свойств компонентов питания
2. Состав и расходы компонентов питания
3. Состав и расходы компонентов дистиллята
4. Состав и расходы компонентов остатка
5. Расчет мольной доли отгона. Определение составов паровой и жидкой фаз двухфазного питания
6. Определение температур верха и низа колонны
7. Определение флегмового числа
8. Тепловой баланс ректификационной колонны
9. Расчет величин внутренних потоков жидкости и пара в колонне
Предварительный расчет диаметра колонны для укрепляющей секции
Предварительный расчет диаметра колонны для отгонной секции
Литература
Исходные данные
Производительность колонны по сырью: F=214480
Температура ввода сырья: tF=180 ºC
Давление в секции питания: PF=0,25 МПа
Давление наверху колонны: РВ=0,22 МПа
Давление внизу колонны: РН=0,28 МПа
Состав сырья: Фракция XF 102 – 120 0,18
Легко кипящий компонент 120 – 124 0,05
Тяжело кипящий компонент 124 – 128 0,05
128 – 150 0,295
150 – 179 0,425
Содержание легко кипящего компонента в дистилляте:
yD=0,16
Содержание легко кипящего компонента в кубовом остатке:
xW=0,016
1. Определение физико-химических свойств компонентов питания
| Фракция |
tср, ºC |
d20i кг/м³ |
ai |
d15i кг/м³ |
Kw |
Mi, кг/кмоль |
xFi |
xFi' |
| 102-120 |
111,0 |
0,746 |
9,003* 10^-4 |
0,751 |
11,77 |
106,30 |
0,180 |
0,209 |
| 120-124 |
122,0 |
0,755 |
9,002* 10^-4 |
0,760 |
11,74 |
112,02 |
0,050 |
0,055 |
| 124-128 |
126,0 |
0,758 |
9,0015* 10^-4 |
0,763 |
11,73 |
114,25 |
0,050 |
0,054 |
| 128-150 |
139,0 |
0,768 |
9,000* 10^-4 |
0,773 |
11,71 |
121,60 |
0,295 |
0,299 |
| 150-179 |
164,5 |
0,785 |
8,998* 10^-4 |
0,790 |
11,69 |
137,03 |
0,425 |
0,383 |
1.1. Определяем относительную плотность компонентов при 20 ºC.
1.2. Определяем относительную плотность компонентов при 15 ºC.
где а – температурная поправка
1.3. Рассчитываем величину характеризующего фактора.
Рассчитываем молекулярные массы узких фракций (по уравнению Войнова).
1.4. Определяем среднюю молекулярную массу питания
MF=123,38 кг/кмоль
1.5. Определяем мольные доли компонентов питания
Состав и расходы компонентов питания
| Фракция |
xFi |
xFi' |
fi, кг/час |
fi', кмоль/час |
| 102-120 |
0,180 |
0,209 |
38606,4 |
363,33 |
| 120-124 |
0,050 |
0,055 |
10724,0 |
95,61 |
| 124-128 |
0,050 |
0,054 |
10724,0 |
93,87 |
| 128-150 |
0,295 |
0,299 |
63271,6 |
519,78 |
| 150-179 |
0,425 |
0,383 |
91154,0 |
665,81 |
| Сумма |
1 |
1 |
214480 |
1738,40 |
1.6. Определяем мольный расход питания
F'=F/MF=1738,4 кмоль/час
1.7. Рассчитываем массовые и мольные расходы компонентов питания
1.8.
1.9. Определяем относительную плотность
d15F=0,724+5*8,997*10^-4=0,799 кг/м³
tF=180 ºC => d20iF=0,794 кг/м³
3. Состав и расходы компонентов дистиллята
3.1 Определяем массовый расход дистиллята
D=50641,1 кг/час
3.2 Определяем расход легкого ключевого компонента в дистилляте
d120-124=D*yD=50641,1*0,16=8102,6 кг/час
| Фракция |
yDi |
yDi' |
d, кг/час |
d', кмоль/час |
| 102-120 |
0,762 |
0,772 |
38606,4 |
363,33 |
| 120-124 |
0,160 |
0,154 |
8102,6 |
72,33 |
| 124-128 |
0,078 |
0,074 |
3932,1* |
34,42 |
| 128-150 |
0 |
0 |
0 |
0 |
| 150-179 |
0 |
0 |
0 |
0 |
| Сумма |
1 |
1 |
50641,1 |
470,1 |
3.3. Определяем расход тяжелого ключевого компонента в дистилляте
d(124-128)=50641,1 – (38606,4 + 8102,6)=3932,1
Если в дистилляте присутствуют компоненты более легкие, чем ЛКК, то:
1) их расходы в дистилляте численно равны их расходам в питании
2) суммы их расходов необходимо вычитать из общего расхода дистиллята при определении d ТКК.
3.4. Определяем массовую долю ТКК в дистилляте.
yDткк=dткк/D=3932,1/50641,1=0,078
3.5 Определяем мольные расходы компонентов дистиллята.
di' = di / Mi
Найдем суммарный мольный расход дистиллята D'=Σdi'=470,10 кмоль/час
3.6. Определяем среднюю молекулярную массу дистиллята.
MD=D/D'=50641,1/470,1=107,72 кг/кмоль
3.7. Определяем относительную плотность
d15=0,753 кг/м³
3.8. Определяем мольные доли компонентов дистиллята
yD'=( yDi*MD)/Mi
4. Состав и расходы компонентов остатка
| Фракция |
xWi |
xWi' |
Wi, кг/час |
Wi', кмоль/час |
| 102-120 |
0 |
0 |
0 |
0 |
| 120-124 |
0,016 |
0,018 |
2621,4 |
23,28 |
| 124-128 |
0,042 |
0,047 |
6791,9 |
59,45 |
| 128-150 |
0,386 |
0,410 |
63271,6 |
519,78 |
| 150-179 |
0,556 |
0,525 |
91154 |
665,81 |
| Cумма |
1 |
1 |
163838,9 |
1268,3 |
4.1. Определяем расходы компонентов в кубовом остатке и массовый и мольный расход в остатке в целом
Wi=fi – di Wi'=fi' – di'
W=F – D W'=F' – D'
W=214480 – 50641,1 = 163838,9 кг/час
W'=1738,4 – 470,1 = 1268,3 кмоль/час
4.2. Определяем массовые и мольные доли
xWi
= Wi
/ W
xWi
' = Wi
' / W'
4.3. Определяем относительную плотность и среднюю молекулярную массу кубового остатка
d15W = 0,782 кг/м³
MW = W/W'=129,2 кг/кмоль
5. Расчет мольной доли отгона. Определение составов паровой и жидкой фаз двухфазного питания
5.1. Рассчитываем величину вспомогательной функции
f(Ti)=f(180+273)=3.96
5.2. Рассчитываем значение давления насыщенных паров узких фракций по формуле Ашворта
| Фракция |
xFi' |
f(Ti) |
Pi,МПа |
KPi |
S |
||
| e'=0,3 |
e'=0,4 |
e'=0,5 |
|||||
| 102-120 |
0,209 |
5,32 |
0,478 |
1,91 |
0,164 |
0,153 |
0,144 |
| 120-124 |
0,055 |
5,06 |
0,378 |
1,51 |
0,048 |
0,046 |
0,044 |
| 124-128 |
0,054 |
4,97 |
0,347 |
1,39 |
0,048 |
0,047 |
0,045 |
| 128-150 |
0,299 |
4,70 |
0,262 |
1,05 |
0,295 |
0,293 |
0,292 |
| 150-179 |
0,383 |
4,22 |
0,147 |
0,59 |
0,437 |
0,458 |
0,482 |
| Σ 0,992 |
Σ 0,997 |
Σ 1,007 |
|||||
5.3. Рассчитаем константу фазового равновесия.
KPi=Pi/PF PF = 0,25 МПа
5.4. Определяем мольную долю отгона по формуле Трегубова
| Фракция |
XFi' |
XFi |
Xi' |
Xi |
yi' |
yi |
| 102-120 |
0,209 |
0,180 |
0,150 |
0,127 |
0,287 |
0,253 |
| 120-124 |
0,055 |
0,050 |
0,045 |
0,040 |
0,068 |
0,063 |
| 124-128 |
0,054 |
0,050 |
0,046 |
0,042 |
0,064 |
0,061 |
| 128-150 |
0,299 |
0,295 |
0,293 |
0,283 |
0,308 |
0,311 |
| 150-179 |
0,383 |
0,425 |
0,466 |
0,508 |
0,275 |
0,313 |
5.5. Определяем мольные доли компонентов в жидкой фазе питания
5.6. Рассчитываем мольные доли компонентов в паровой фазе питания
yi'=Kpi * Xi'
5.7. Определяем средние молекулярные массы жидкой и паровой фаз
Mx= Σ Xi'*Mi Mx=125,73 кг/кмоль
My= Σ yi'*Mi My=120,57 кг/кмоль
5.8. Определяем относительную плотность
d15x= Σ Xi'* d15i = 0,777 кг/м³
d15y= 0,771 кг/м³
5.9 Определяем массовые доли xi и yi
5.10. Определяем массовую долю отгона
e = e'*(My/MF) = 0,435 * (120,57/123,38) = 0,425
6. Определение температуры продуктов в верхнем и нижнем сечении колонны
Давление насыщенных паров узких нефтяных фракций при умеренных давлениях в системе может быть рассчитано по уравнению Ашворта:
Значения вспомогательной функции от рабочей температуры f(Ti) и средних температур выкипания узких фракций f(Tср
i) определяются из соотношения:
Константы фазового равновесия компонентов:
KPi
= P0
i
/ P
Температуры верха и низа колонны определяются как корни уравнений численным методом Ньютона – Рафсона:
g (T) = ∑ (yDi
/ Ki
,в
) – 1 = 0,
g (T) = ∑ (Ki
,н
×xi
) – 1 = 0
Итерационная формула для определения улучшенного значения корня выглядит следующим образом:
T(
r
+1)
= T(
r
)
- g (T(
r
)
)/ g' (T(
r
)
), где r – номер итерации.
Для упрощения расчетов примем:
g' (T) ≈ [g(T+∆T) – g(T)] / ∆T, ∆T = 0,001×Т
В качестве начального приближения примем значение температуры в секции питания (120 ºС).
6.1. Температура верха колонны
Из условия: Pв
= 0,22 МПа
| Фракция |
f(Ti
|
yDi
|
r = 1, T(
|
r = 2, T(
|
|||||
| Pi
|
KPi
|
yDi
|
T(
|
KPi
|
yDi
|
T(
|
|||
| 102-120 |
5,32 |
0,72 |
0,478 |
2,17 |
0,3311 |
0,56 |
1,2762 |
||
| 120-124 |
5,06 |
0,154 |
0,379 |
1,72 |
0,085 |
0,42 |
0,3674 |
||
| 124-128 |
4,97 |
0,074 |
0,347 |
1,58 |
0,0469 |
0,38 |
0,197 |
||
| Σ0,4675 |
118,59°С |
1,8406 |
135,94 °С |
||||||
| Фракция |
r = 3, T(
|
r = 4, T(
|
||||
| KPi
|
yDi
|
T(
|
KPi
|
yDi
|
T(
|
|
| 102-120 |
0,87 |
0,8294 |
1,01 |
0,7109 |
||
| 120-124 |
0,66 |
0,2343 |
0,77 |
0,1994 |
||
| 124-128 |
0,59 |
0,1248 |
0,70 |
0,1059 |
||
| 1,1885 |
142,6°С |
1,0163 |
143,296°С |
|||
| Фракция |
r = 4, T(
|
||
| KPi
|
yDi
|
T(
|
|
| 102-120 |
1,03 |
0,6998 |
|
| 120-124 |
0,79 |
0,1961 |
|
| 124-128 |
0,71 |
0,1042 |
|
| 1,0001 |
143,3°С |
||
Результаты расчетов
tB
= 143,3°С ; f(143,3+273) = 4,611
| Фракция |
f(Ti
|
yDi
|
Pi
|
KPi
|
yDi
|
| 102-120 |
5,32 |
0,72 |
0,226 |
1,03 |
0,7 |
| 120-124 |
5,06 |
0,154 |
0,173 |
0,79 |
0,196 |
| 124-128 |
4,97 |
0,074 |
0,156 |
0,71 |
0,104 |
| ∑ |
1 |
1 |
6.2. Температура низа колонны
Из условия Pн = 0,28 МПа
| Фракция |
f(Ti) |
xWi' |
r = 1, T(
|
r = 2, T(
|
|||||
| Pi, МПа |
Kpi |
xWi'* Kpi |
T(
|
Kpi |
xWi'* Kpi |
T(
|
|||
| 120-124 |
5,06 |
0,018 |
0,379 |
1,35 |
0,024 |
2,84 |
0,0512 |
||
| 124-128 |
4,97 |
0,047 |
0,346 |
1,24 |
0,058 |
2,64 |
0,1241 |
||
| 128-150 |
4,70 |
0,410 |
<
p>0,262
|
0,94 |
0,384 |
2,08 |
0,8538 |
||
| 150-179 |
4,22 |
0,525 |
0,147 |
0,52 |
0,275 |
1,27 |
0,6656 |
||
| ∑ |
0,742 |
196,24 |
1,69 |
199,3 |
|||||
| r = 3, T(
|
r = 1, T(
|
r = 1, T(
|
||||||
| Kpi |
xWi'* Kpi |
T(
|
Kpi |
xWi'* Kpi |
T(
|
Kpi |
xWi'* Kpi |
T(
|
| 1,92 |
0,0346 |
1,77 |
0,0319 |
1,77 |
0,0318 |
|||
| 1,78 |
0, 834 |
1,64 |
0,0769 |
1,63 |
0,0766 |
|||
| 1,37 |
0,5613 |
1,26 |
0,5147 |
1,25 |
0,5130 |
|||
| 0,8 |
0,4181 |
0,72 |
0,3799 |
0,72 |
0,3785 |
|||
| ∑ |
1,097 |
194,71 |
1,0034 |
194,53 |
1 |
194,53 |
||
Результаты расчетов TН
= 194,5°С ; f(194,5+273) = 3,737
| Фракция |
f(Ti
|
xWi' |
Pi
|
KPi
|
xWi'*KPi
|
| 120-124 |
5,06 |
0,018 |
0,495 |
1,77 |
0,032 |
| 124-128 |
4,97 |
0,047 |
0,456 |
1,63 |
0,07 |
| 128-150 |
4,70 |
0,410 |
0,350 |
1,25 |
0,513 |
| 150-179 |
4,22 |
0,525 |
0,202 |
0,72 |
0,379 |
| ∑ |
1 |
1 |
7. Определение флегмового числа
Рн = 0,28 МПа Рв = 0,22 МПа РF = 0,25 МПа
tн = 194,5 ºC tв = 143,3 ºC tF = 180 ºC
7.1 Определяем значения коэффициентов относительной летучести
| Фракция |
αiв |
αiн |
αiF |
αi |
| 102-120 |
3,81 |
3,06 |
3,24 |
3,36 |
| 120-124 |
2,95 |
2,45 |
2,56 |
2,65 |
| 124-128 |
2,68 |
2,26 |
2,36 |
2,43 |
| 128-150 |
1,96 |
1,73 |
1,78 |
1,82 |
| 150-179 |
1 |
1 |
1 |
1 |
Находим среднее геометрическое значение коэффициентов относительной летучести
7.2. Определяем значения вспомогательного параметра уравнения Андервуда
Σ αi* XFi' / (αi - θ) = e'
Корень уравнения будем оттискивать на участке 2,65< θ <2,43
Зададимся значениями θ: 2, 3. И найдем при этих значениях величину
Σ αi* XFi' / (αi - θ) = e'
e'(2) = 0,516 + 0,224 + 0,305 – 3,023 – 0,383 = - 2,36.
e'(3) = 1,951 – 0,416 – 0,23 – 0,461 – 0,192 = 0,65
θ = 2,94
7.3. Определяем минимальное флегмовое число
Rmin = 6,176 – 1,407 – 0,353 – 1 = 3,42
7.4. Определяем min и рабочее число теоретических тарелок
Nmin = 0,735/0,038 – 1 = 18,34
Рабочее число
N =(0,4+18,34)/(1-0,4) = 31,23
Рассчитываем min и рабочее число тарелок для укрепляющей секции.
Nmin(укр) = 6,96
Nукр = (0,4 + 6,96)/(1 - 0,4) = 12,27
Для отгонной секции
Nотг = 18,96
8. Тепловой баланс
| Фаза |
d15i |
t, ºC |
i, кДж/кг |
Расход, кг/час |
Q, кДж/час |
|
| Приход тепла Питание: Пар Жидкость Пар + жидкость Доп. в куб |
П Ж ПЖ |
0,771 0,777 |
180 180 |
696,7 408,2 530,8 |
214480 |
11,40*10^7 11,45*10^7 |
| Расход тепла Дистиллят Остаток Доп. сверху |
Ж Ж |
0,753 0,782 0,753 |
143,3 194,5 80 |
325,4 446,4 169,0 |
50641,1 163838,9 |
1,65*10^7 7,30*10^7 13,9*10^7 |
8.1. Рассчитываем энтальпии основных потоков
8.2. Рассчитываем энтальпию парожидкостного питания
Температура холодного острого орошения – 80 ºC. Потери в окружающую среду принимаем 5% от общего количества расходуемого тепла и с учетом этого находим дополнительное количество тепла, которое следует подвести в куб колонны
QВ = 1,05*(QD + QW + Qd – QF) = 11,45*10^7 кДж/час
9. Расчет величин внутренних потоков жидкости и пара в колонне (в массовых долях)
Укрепляющая секция
Gв = D*(R + 1) = 50641,1*5,97 = 302327,4 кг/час
Lв = Gв – D = 251686,3 кг/час
Отгонная секция
Gн = Qв/(itн(пара) - itн(жидкости)) = 11,45*10^7/(725,6 – 446,4) = 410100,3 кг/час
Lн = Gн + W = 573939,2 кг/час
10. Предварительный расчет диаметра колонны
10.1. Укрепляющая часть колонны
Выбор типа тарелки.
К тарельчатым массообменным устройствам предъявляются следующие основные требования: низкая металлоемкость; высокая производительность, высокая эффективность (т.е. высокий коэффициент полезного действия практической тарелки); малое гидравлическое сопротивление тарелки; широкий диапазон устойчивой работы (тарелка должна эффективно работать как при больших, так и при малых нагрузках по жидкости и пару).
Для данной колонны выбираются клапанные прямоточные тарелки. Клапанные тарелки являются барботажными. Главными конструктивными элементами клапанных тарелок являются перфорированное основание тарелки и клапаны, в нерабочем состоянии перекрывающие отверстия в основании тарелки, а под действием потока пара поднимающиеся на некоторую высоту, которая определяется их массой или ограничителями подъема.
Клапанные тарелки, благодаря регулируемому сечению, обеспечивают высокую эффективность в широком диапазоне нагрузок. К их достоинствам относятся также почти полное отсутствие «провала» жидкости на нижележащую тарелку и малый унос жидкости паром, поднимающимся не вертикально, а наклонно к плоскости тарелки.
Примем расстояние между клапанными тарелками для верха колонны Н=800мм, высоту сливной перегородки hс
=50мм, ориентировочную величину динамического подпора жидкости над сливной перегородкой Δhd=50мм.
Расчет скорости паров в точке захлебывания.
Линейная скорость паров в точке «переброса» жидкости рассчитывается по уравнению:
где σ – поверхностное натяжение на границе пар – жидкость при рабочих условиях; - плотность пара, кг/м3
.
где Tkr – псевдокритическая температура, К,
ρl – плотность жидкости при средней температуре укрепляющей секции колонны (84.5 ºС)
ρl = (0.772 – 0.000515*143.3)*1000 = 698.201 кг/м3
Tkr = 204.6 + 273
Тогда поверхностное натяжение равно дин/см
Плотность пара при температуре укрепляющей части колонны
ρv = 7.665 кг/м3
Тогда скорость паров в точке захлебывания
= 1.34 м/с
Расчет рабочей площади тарелки.
Объемная нагрузка по пару в верхнем сечении колонны:
где Gmas – массовая нагрузка по парам в данном сечении колонны.
V = 302327.4/(3600×7.665) = 10.956 м3
/с.
Рабочая площадь тарелки рассчитывается по уравнению:
Sp = 1.269/(0.9 × 1.722) = 0.819 м2
Расчет допустимой скорости жидкости в сливном устройстве.
Допустимая скорость жидкости в сливном устройстве:
Для случая малого пенообразования const = +300 мм, тогда
Wdop = (H + const) × 10-3
/5 = (800+300) × 10-3
/5= 0.22 м/с.
Расчет площади сливных устройств.
Площадь сливных устройств:
где Q – объемная нагрузка по жидкости в произвольном сечении укрепляющей секции колонны.
Lmas – массовая нагрузка по жидкости в данном сечении колонны.
Q = 251686.3/3600 × 698.201 = 0.1 м3
/с.
Ssl = 0.1 /(0.9 × 0.22) = 0.506 м2
Диаметр и основные геометрические размеры согласно ГОСТ.
На основании проведенных расчетов выбираем следующие параметры клапанной однопоточной колонны:
Диаметр колонны Dk = 5000 мм
Длина пути жидкости на тарелке Lt = 1.455 м
Площадь поперечного сечения колонны Sk = 19.625 м2
Периметр слива В = 6.44 м
Площадь прохода паров S0 = 2.98 м2
Рабочая площадь тарелки Sp = 14.32 м2
Площадь сливных устройств Ssl = 2.48 м2
Зазор между сливом и приемной перегородкой b = 0.06 м
Зазор под сливным стаканом а = 0.08 м
10.2. Отгонная часть колонны
Предварительный расчет диаметра колонны для отгонной части колонны практически аналогичен расчету для укрепляющей части. Расчет скорости паров в точке захлебывания. Линейная скорость паров в точке «переброса» жидкости рассчитывается по уравнению:
ρl = (d20
– 0.000515 ×t)×1000 = (0.783 – 0.000515×194.5)×1000=702.833 кг/м3
Поверхностное натяжение равно
σ = 9.562 дин/см
Плотность пара при температуре отгонной секции колонны:
ρv = 9.308 кг/м3
Тогда скорость паров в точке захлебывания:
= 1.232 м/с.
Расчет рабочей площади тарелки.
Объемная нагрузка по пару в верхнем сечении колонны:
где Gmas – массовая нагрузка по парам в данном сечении колонны.
V = 410100.3/(3600×9.308) = 12.238 м3
/с.
Рабочая площадь тарелки рассчитывается по уравнению:
Sp = 11.04 м2
Расчет допустимой скорости жидкости в сливном устройстве.
Допустимая скорость жидкости в сливном устройстве:
Для случая малого пенообразования const = +300 мм, тогда
Wdop = (H + const) × 10-3
/5 = 0.22 м/с.
Расчет площади сливных устройств.
Площадь сливных устройств:
где Q – объемная нагрузка по жидкости в произвольном сечении укрепляющей секции колонны.
Lmas – массовая нагрузка по жидкости в данном сечении колонны.
Q = 573939.2/3600 × 702.833= 0.227 м3
/с.
Ssl = 0.227/(0.9 × 0.22) = 1.146 м2
Диаметр и основные геометрические размеры согласно ГОСТ.
На основании проведенных расчетов выбираем следующие параметры клапанной однопоточной колонны:
Диаметр колонны Dk = 5000 мм
Длина пути жидкости на тарелке Lt = 1.45 м
Площадь поперечного сечения колонны Sk = 19.625 м2
Периметр слива В = 6.44 м
Площадь прохода паров S0 = 2.98 м2
Рабочая площадь тарелки Sp = 14.32м2
Площадь сливных устройств Ssl = 2.48 м2
Зазор между сливом и приемной перегородкой b = 0.06 м
Зазор под сливным стаканом а = 0.08 м
Проверочный гидравлический расчет выбранной тарелки
Укрепляющая часть колонны.
1. Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q × 3600/B = 0.1×3600/6.44 = 55.975 м2
/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd = 2.84× Lv2/3
= 2.84×55.975 2/3
= 42 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
2. Определение величины уноса жидкости парами.
Отношение объемного расхода паров к рабочей площади тарелки:
Wp = V/Sp = 0.765 м/с
Высота пены на тарелках:
Zf = 342 м
Условие Zf < Н выполняется.
3. Расчет удельного уноса жидкости:
е0 = (1.72×(83.3× Wp/(Н – Zf))1.38
)/σ = (1.72 ×(83.3×0.765/(800 – 342)1.38
)/8.976 = 0.013
4. Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0× Gmas/ (ρl×3600))×3600 = 365.934 м3
/ч
5. Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp / (3600× Ssl) =365.934/(3600×2.48) = 0.041 м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(B×a×3600) =365.934/(6.44×0.08×3600)= 0.197 м/с
Условие Wc < 0.45 выполняется.
6. Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv = Qp/B =56.822 м2
/ч
Δhd = 2.84× Lv2/3
= 42 мм
Скорость паров в точке переброса:
= 1.368 м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper = × Sp = 1.368*14.32 = 19.588 м3
/с
Условие V=10.956< Vper выполняется.
Проверка на отсутствие провала жидкости.
Скорость паров в режиме провала для клапанных тарелок:
W0pr =(0.00253× Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 3.185 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0pr×Sp = 9.492 м/с
Условие Vpr < V выполняется
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15×S0√(ρl/ρv) = 4.243м3
/с
Условие Vmin< V выполняется.
Отгонная часть колонны.
Для низа колонны проверочный расчет проводится аналогично верхней части колонны.
1. Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q × 3600/B =126.803 м2
/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd = 2.84× Lv2/3
= 2.84×126.803 2/3
= 72 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
2. Определение величины уноса жидкости парами.
Отношение объемного расхода паров к рабочей площади тарелки:
Wp = V/Sp = 0.855м/с
Высота пены на тарелках:
Zf = 502мм
Условие Zf < Н выполняется.
3. Расчет удельного уноса жикости:
е0 = (1.72×(83.3× Wp/(Н – Zf))1.38
)/σ = (1.72 ×(83.3×0.855/(800 – 502)1.38
)/9.562 = 0.025
4. Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0× Gmas/ (ρl×3600))×3600 = 831.155 м3
/ч
5. Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp / (3600× Ssl) =831.155 /(3600×2.48) = 0.093м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(B×a×3600) =831.155/(6.44×0.08×3600)= 0.488 м/с
Условие Wc < 0.45 выполняется.
6. Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv = Qp/B =129.061 м2
/ч
Δhd = 2.84× Lv2/3
= 73 мм
Скорость паров в точке переброса:
= 1.191м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper = × Sp = 17.057 м3
/с
Условие V=12.238< Vper выполняется.
7. Проверка на отсутствие провала жидкости.
Скорость паров в режиме провала для клапанных тарелок:
W0pr =(0.00253× Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 4.488 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0pr×Sp = 13.375 м/с
Условие Vpr < V не выполняется
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15×S0√(ρl/ρv) = 0.19 м3
/с
Условие Vmin< V выполняется.
11. Построение диаграммы производительности тарелки.
Укрепляющая часть колонны.
1. Предельная нагрузка по жидкости из допустимой скорости жидкости в сливе:
Qs1 = 3600×Wdop1×Ssl = 3600×0.22×2.48 = 1964.16 м3
/с
Qs2 = 3600×Wc×B×a =3600×0.197×6.44× 0.08 = 365.38 м3
/с
Меньшее из значений наносим на ось абсцисс и проводим через эту точку вертикальную линию, ограничивающую пропускную способность слива по жидкости.
2. Построение линии захлебывания тарелки.
Произвольно выбираются два значения нагрузки по жидкости и для них рассчитываются значения
Lv, Δhd, Wpper и Vper.
Возьмем Q1 = Qp = 365.934м3
/ч, тогда V1 = 1.22 м3
/с
Q2 = 50 м3
/ч, тогда
Lv = 50/1.12 = 44.6 м2
/ч
Δhd = 2.84 = 35.8 мм
Wpper = 1.61×0.110.5
× 9.0480.2
= 2.9 м/с
Vper = 2.9 ×1.1 = 3.19 м3
/с
V2 = 3.19 м3
/с
Через точки [Q1,V1] и [Q2,V2] проведем линию захлебывания.
3. Построение линии, ограничивающей зону эффективной работы тарелки.
При тех же выбранных нагрузках по жидкости Q1 и Q2 рассчитываются нагрузки по пару в режиме провала
Vpr = 0.368 м/с.
Для Q1 Vpr = 0.368 м3
/с, для Q2:
W0pr =(0.00253× 44.6+0.16)√(676.482/4.625)= 3.3 м/с
Vpr = W0pr × S0 = 3.3×0.121 = 0.4 м3
/с
4. Построение линии, ограничивающей свободу устойчивости работы тарелки.
Рассчитанное ранее значение Vmin = 0.19 м3
/с наносится на ось ординат и через полученную точку проводим горизонтальную прямую.
5. Построение линии минимальных нагрузок по жидкости.
Минимальная нагрузка по жидкости рассчитывается по уравнению:
Qmin = Lvmin×В = 10×0.19 = 1.9 м3
/ч
Для клапанных тарелок Lvmin = 10 м2
/ч
Точка Qmin наносится на ось абсцисс и проводится прямая, параллельная оси ординат.
На диаграмму производительности тарелки наносится рабочая точка М с координатами, равными рабочим нагрузкам
Qp = 26.786 м3
/ч, V = 1.26 м3
/с.
Рабочая точка находится в области удовлетворительной работы тарелки. Приложение 1.
Аналогично строится диаграмма для отгонной части колонны.
12. Расчет высоты ректификационной колонны
Полная высота колонны рассчитывается по уравнению:
Hk = h1 + (Nykp – 1) ×H + h2 +(Nотг – 1) ×H + h3 + h4,
где h1 – расстояние от верхнего днища до первой ректификационной тарелки, h1 = 0.5 Dk;
Nykp, Nотг – число тарелок в укрепляющей и отгонной секциях;
h2 – высота секции питания, h2 = 1м;
h3 – высота между нижней тарелкой и нижним днищем;
h4 – высота опорной части колонны, h4 = 4м.
Величина h3 рассчитывается с учетом необходимого запаса жидкости на случай прекращения подачи сырья в колону. Необходимый для этого объем нижней части колонны рассчитывается по формуле:
VH
= Vw×τ,
где τ – необходимый запас времени = 0.25 ч.
Vw – объемный расход кубового остатка, м3
/ч
Vw = W/ ρw = 163838.9/702.833 = 233.11 м3
/ч
Vн = 233.11×0.25 = 58.28 м3
h3 = 4×Vн/(πDk2
) = 4×58.28 /(3.14×5 2
) = 2.96 м
Hk = 0.5×5 +(20 – 1)×0.8+1+(30 – 1)×0.8+2.96+4 = 48.86 м
Литература
1. Пекаревский Б.В., Гайле А.А. Расчет ректификационных колонн. СПб., 2007.
2. Дытнерский Ю.И. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., 2008.
3. Соколов Р.Б., Волков А.К. Алгоритм поиска проектных решений при разработке конструкций химических аппаратов. СПб., 1998.