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
Определение физико-химических свойств компонентов питания
Состав и расходы компонентов питания
Состав и расходы компонентов дистиллята
Состав и расходы компонентов остатка
Расчет мольной доли отгона. Определение составов паровой и жидкой фаз двухфазного питания
Определение температур верха и низа колонны
Определение флегмового числа
Тепловой баланс ректификационной колонны
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 єC
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
Определение физико-химических свойств компонентов питания
| Фракция | tср, єC | d20i кг/мі | ai | d15i кг/мі | 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 |
Определяем относительную плотность компонентов при 20 єC.
Определяем относительную плотность компонентов при 15 єC.
где а – температурная поправка
Рассчитываем величину характеризующего фактора.
Рассчитываем молекулярные массы узких фракций (по уравнению Войнова).
Определяем среднюю молекулярную массу питания
MF=123,38 кг/кмоль
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 |
Определяем мольный расход питания
F'=F/MF=1738,4 кмоль/час
Рассчитываем массовые и мольные расходы компонентов питания
Определяем относительную плотность
d15F=0,724+5*8,997*10^-4=0,799 кг/мі
tF=180 єC => 
d20iF=0,794 кг/мі
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 |
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
Определяем мольные расходы компонентов дистиллята.
di' = di / Mi
Найдем суммарный мольный расход дистиллята D'=Σdi'=470,10 кмоль/час
Определяем среднюю молекулярную массу дистиллята.
MD=D/D'=50641,1/470,1=107,72 кг/кмоль
Определяем относительную плотность
d15=0,753 кг/мі
Определяем мольные доли компонентов дистиллята
yD'=( yDi*MD)/Mi
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 |
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
Определяем массовые и мольные доли
xWi = Wi / W
xWi' = Wi' / W'
Определяем относительную плотность и среднюю молекулярную массу кубового остатка
d15W = 0,782 кг/мі
MW = W/W'=129,2 кг/кмоль
5. Расчет мольной доли отгона. Определение составов паровой и жидкой фаз двухфазного питания
Рассчитываем величину вспомогательной функции
f(Ti)=f(180+273)=3.96
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 | |||||
Рассчитаем константу фазового равновесия.
KPi=Pi/PF PF = 0,25 МПа
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 |
Определяем мольные доли компонентов в жидкой фазе питания
Рассчитываем мольные доли компонентов в паровой фазе питания
yi'=Kpi * Xi'
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
Определяем относительную плотность
d15x= Σ Xi'* d15i = 0,777 кг/мі
d15y= 0,771 кг/мі
5.9 Определяем массовые доли xi и yi
Определяем массовую долю отгона
e = e'*(My/MF) = 0,435 * (120,57/123,38) = 0,425
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(Tсрi) определяются из соотношения:
Константы фазового равновесия компонентов:
KPi = P0i / 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 Чxi) – 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 = 0,001ЧТ
В качестве начального приближения примем значение температуры в секции питания (120 єС).
Температура верха колонны
Из условия: Pв = 0,22 МПа
| Фракция | f(Ti) | yDi' | r = 1, T(r) = 180 °С | r = 2, T(r) = 118,59°С | |||||
| Pi, МПа | KPi | yDi'/ KPi | T(r+1) | KPi | yDi'/ KPi | T(r+1) | |||
| 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) = 135,94 °С | r = 4, T(r) = 142,6 °С | ||||
| KPi | yDi'/ KPi | T(r+1) | KPi | yDi'/ KPi | T(r+1) | |
| 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(r) = 143,296 °С | ||
| KPi | yDi'/ KPi | T(r+1) | |
| 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, МПа | KPi | yDi'/ KPi |
| 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 |
Температура низа колонны
Из условия Pн = 0,28 МПа
| Фракция | f(Ti) | xWi' | r = 1, T(r) = 180 °С | r = 2, T(r) = 196,24 °С | |||||
| Pi, МПа | Kpi | xWi'* Kpi | T(r+1) | Kpi | xWi'* Kpi | T(r+1) | |||
| 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 | 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) = 199,3 °С | r = 1, T(r) = 194,71 °С | r = 1, T(r) = 194,53°С | ||||||
| Kpi | xWi'* Kpi | T(r+1) | Kpi | xWi'* Kpi | T(r+1) | Kpi | xWi'* Kpi | T(r+1) |
| 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, МПа | 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 єC tв = 143,3 єC tF = 180 єC
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
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
Определяем минимальное флегмовое число
Rmin = 6,176 – 1,407 – 0,353 – 1 = 3,42
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
Тепловой баланс
| Фаза | d15i | t, єC | 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 |
Рассчитываем энтальпии основных потоков
Рассчитываем энтальпию парожидкостного питания
Температура холодного острого орошения – 80 єC. 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
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
Предварительный расчет диаметра колонны
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 єС)
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/(3600Ч7.665) = 10.956 м3/с.
Рабочая площадь тарелки рассчитывается по уравнению:
Sp = 1.269/(0.9 Ч 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) Ч 10-3/5 = (800+300) Ч 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 Ч 698.201 = 0.1 м3/с.
Ssl = 0.1 /(0.9 Ч 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
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 Чt)Ч1000 = (0.783 – 0.000515Ч194.5)Ч1000=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/(3600Ч9.308) = 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) Ч 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 Ч 702.833= 0.227 м3/с.
Ssl = 0.227/(0.9 Ч 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.
Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q Ч 3600/B = 0.1Ч3600/6.44 = 55.975 м2/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd = 2.84Ч Lv2/3 = 2.84Ч55.975 2/3 = 42 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
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.
Расчет удельного уноса жидкости:
е0 = (1.72Ч(83.3Ч Wp/(Н – Zf))1.38)/σ = (1.72 Ч(83.3Ч0.765/(800 – 342)1.38)/8.976 = 0.013
Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0Ч Gmas/ (ρlЧ3600))Ч3600 = 365.934 м3/ч
Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp / (3600Ч Ssl) =365.934/(3600Ч2.48) = 0.041 м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(BЧaЧ3600) =365.934/(6.44Ч0.08Ч3600)= 0.197 м/с
Условие Wc < 0.45 выполняется.
Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv = Qp/B =56.822 м2/ч
Δhd = 2.84Ч Lv2/3 = 42 мм
Скорость паров в точке переброса:
= 1.368 м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper = Ч 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 =(0.00253Ч Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 3.185 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0prЧSp = 9.492 м/с
Условие Vpr < V выполняется
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15ЧS0√(ρl/ρv) = 4.243м3/с
Условие Vmin< V выполняется.
Отгонная часть колонны.
Для низа колонны проверочный расчет проводится аналогично верхней части колонны.
Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q Ч 3600/B =126.803 м2/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd = 2.84Ч Lv2/3 = 2.84Ч126.803 2/3 = 72 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
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.
Расчет удельного уноса жикости:
е0 = (1.72Ч(83.3Ч Wp/(Н – Zf))1.38)/σ = (1.72 Ч(83.3Ч0.855/(800 – 502)1.38)/9.562 = 0.025
Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0Ч Gmas/ (ρlЧ3600))Ч3600 = 831.155 м3/ч
Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp / (3600Ч Ssl) =831.155 /(3600Ч2.48) = 0.093м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(BЧaЧ3600) =831.155/(6.44Ч0.08Ч3600)= 0.488 м/с
Условие Wc < 0.45 выполняется.
Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv = Qp/B =129.061 м2/ч
Δhd = 2.84Ч Lv2/3 = 73 мм
Скорость паров в точке переброса:
= 1.191м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper = Ч Sp = 17.057 м3/с
Условие V=12.238< Vper выполняется.
Проверка на отсутствие провала жидкости.
Скорость паров в режиме провала для клапанных тарелок:
W0pr =(0.00253Ч Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 4.488 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0prЧSp = 13.375 м/с
Условие Vpr < V не выполняется
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15ЧS0√(ρl/ρv) = 0.19 м3/с
Условие Vmin< V выполняется.
Построение диаграммы производительности тарелки.
Укрепляющая часть колонны.
Предельная нагрузка по жидкости из допустимой скорости жидкости в сливе:
Qs1 = 3600ЧWdop1ЧSsl = 3600Ч0.22Ч2.48 = 1964.16 м3/с
Qs2 = 3600ЧWcЧBЧa =3600Ч0.197Ч6.44Ч 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.
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 = 1.61Ч0.110.5 Ч 9.0480.2 
= 2.9 м/с
Vper = 2.9 Ч1.1 = 3.19 м3/с
V2 = 3.19 м3/с
Через точки [Q1,V1] и [Q2,V2] проведем линию захлебывания.
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 =(0.00253Ч 44.6+0.16)√(676.482/4.625)= 3.3 м/с
Vpr = W0pr Ч S0 = 3.3Ч0.121 = 0.4 м3/с
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.
Построение линии минимальных нагрузок по жидкости.
Минимальная нагрузка по жидкости рассчитывается по уравнению:
Qmin = LvminЧВ = 10Ч0.19 = 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.
Расчет высоты ректификационной колонны
Полная высота колонны рассчитывается по уравнению:
Hk = h1 + (Nykp – 1) ЧH + h2 +(Nотг – 1) ЧH + 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 = VwЧτ,
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 = 233.11Ч0.25 = 58.28 м3
h3 = 4ЧVн/(πDk2) = 4Ч58.28 /(3.14Ч5 2 ) = 2.96 м
Hk = 0.5Ч5 +(20 – 1)Ч0.8+1+(30 – 1)Ч0.8+2.96+4 = 48.86 м
Литература
Пекаревский Б.В., Гайле А.А. Расчет ректификационных колонн. СПб., 2007.
Дытнерский Ю.И. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., 2008.
Соколов Р.Б., Волков А.К. Алгоритм поиска проектных решений при разработке конструкций химических аппаратов. СПб., 1998.