| 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
)
= 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
|
6.2. 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 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.
|