Расчет колонны выделения фракции 120-128

КурсоваяПомощь в написанииУзнать стоимостьмоей работы

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: Рассчитываем энтальпию парожидкостного питания Температура холодного острого орошения — 80? C. Потери в окружающую среду… Читать ещё >

Расчет колонны выделения фракции 120-128 (реферат, курсовая, диплом, контрольная)

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=214 480

Температура ввода сырья: tF=180 ?C

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, ?C	d20i кг/м?	ai	d15i кг/м?	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? C.

1.2. Определяем относительную плотность компонентов при 15? C.

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	38 606,4	363,33
120−124	0,050	0,055	10 724,0	95,61
124−128	0,050	0,054	10 724,0	93,87
128−150	0,295	0,299	63 271,6	519,78
150−179	0,425	0,383	91 154,0	665,81
Сумма				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/м?

tF=180 ?C => d20iF=0,794 кг/м?

3. Состав и расходы компонентов дистиллята

3.1 Определяем массовый расход дистиллята

D=50 641,1 кг/час

3.2 Определяем расход легкого ключевого компонента в дистилляте

d120−124=D*yD=50 641,1*0,16=8102,6 кг/час


Фракция	yDi	yDi'	d, кг/час	d', кмоль/час
102−120	0,762	0,772	38 606,4	363,33
120−124	0,160	0,154	8102,6	72,33
124−128	0,078	0,074	3932,1*	34,42
128−150
150−179
Сумма			50 641,1	470,1

3.3. Определяем расход тяжелого ключевого компонента в дистилляте

d (124−128)=50 641,1 — (38 606,4 + 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=3932,1/50 641,1=0,078

3.5 Определяем мольные расходы компонентов дистиллята.

di' = di / Mi

Найдем суммарный мольный расход дистиллята D'=?di'=470,10 кмоль/час

3.6. Определяем среднюю молекулярную массу дистиллята.

MD=D/D'=50 641,1/470,1=107,72 кг/кмоль

3.7. Определяем относительную плотность

d15=0,753 кг/м?

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
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	63 271,6	519,78
150−179	0,556	0,525		665,81
Cумма			163 838,9	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=214 480 — 50 641,1 = 163 838,9 кг/час

W'=1738,4 — 470,1 = 1268,3 кмоль/час

4.2. Определяем массовые и мольные доли

x_Wi = W_i / W

x_Wi' = W_i' / W'

4.3. Определяем относительную плотность и среднюю молекулярную массу кубового остатка

d15W = 0,782 кг/м?

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
					? 0,992	? 0,997	? 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=? Xi'*Mi Mx=125,73 кг/кмоль

My=? yi'*Mi My=120,57 кг/кмоль

5.8. Определяем относительную плотность

d15x=? Xi'* d15i = 0,777 кг/м?

d15y= 0,771 кг/м?

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 (T_срi) определяются из соотношения:

Константы фазового равновесия компонентов:

K_Pi = P⁰_i / P

Температуры верха и низа колонны определяются как корни уравнений численным методом Ньютона — Рафсона:

g (T) =? (y_Di / K_i_{, в}) — 1 = 0,

g (T) =? (K_i_{, н} ?x_i) — 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 ?С).

6.1. Температура верха колонны Из условия: P_в = 0,22 МПа


Фракция	f (T_i)	y_Di'	r = 1, T⁽^r⁾ = 180 °С	r = 2, T⁽^r⁾ = 118,59°С
			P_i, МПа	K_Pi	y_Di'/ K_Pi	T⁽^r⁺¹⁾	K_Pi	y_Di'/ K_Pi	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
					?0,4675	118,59°С		1,8406	135,94 °С


Фракция	r = 3, T⁽^r⁾ = 135,94 °С	r = 4, T⁽^r⁾ = 142,6 °С
	K_Pi	y_Di'/ K_Pi	T⁽^r⁺¹⁾	K_Pi	y_Di'/ K_Pi	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
	K_Pi	y_Di'/ K_Pi	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

t_B = 143,3°С; f (143,3+273) = 4,611


Фракция	f (T_i)	y_Di'	P_i, МПа	K_Pi	y_Di'/ K_Pi
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

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			194,53

Результаты расчетов T_Н = 194,5°С; f (194,5+273) = 3,737


Фракция	f (T_i)	xWi'	P_i, МПа	K_Pi	xWi'*K_Pi
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

7. Определение флегмового числа Рн = 0,28 МПа Рв = 0,22 МПа РF = 0,25 МПа

tн = 194,5 ?C tв = 143,3 ?C tF = 180? C

7.1 Определяем значения коэффициентов относительной летучести


Фракция	?iв	?iн	?iF	?i
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

Находим среднее геометрическое значение коэффициентов относительной летучести

7.2. Определяем значения вспомогательного параметра уравнения Андервуда

? ?i* XFi' / (?i — ?) = e'

Корень уравнения будем оттискивать на участке 2,65<? <2,43

Зададимся значениями ?: 2, 3. И найдем при этих значениях величину

? ?i* XFi' / (?i — ?) = 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

? = 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, ?C	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		696,7 408,2 530,8		11,4010⁷ 11,4510⁷
Расход тепла Дистиллят Остаток Доп. сверху	Ж Ж	0,753 0,782 0,753	143,3 194,5	325,4 446,4 169,0	50 641,1 163 838,9	1,6510⁷ 7,3010⁷ 13,9*10⁷

8.1. Рассчитываем энтальпии основных потоков

8.2. Рассчитываем энтальпию парожидкостного питания Температура холодного острого орошения — 80? C. 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*10⁷ кДж/час

9. Расчет величин внутренних потоков жидкости и пара в колонне (в массовых долях) Укрепляющая секция

Gв = D*(R + 1) = 50 641,1*5,97 = 302 327,4 кг/час

Lв = Gв — D = 251 686,3 кг/час Отгонная секция

Gн = Qв/(itн (пара) — itн (жидкости)) = 11,45*10⁷/(725,6 — 446,4) = 410 100,3 кг/час

Lн = Gн + W = 573 939,2 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 h_с=50мм, ориентировочную величину динамического подпора жидкости над сливной перегородкой? hd=50мм.

Расчет скорости паров в точке захлебывания.

Линейная скорость паров в точке «переброса» жидкости рассчитывается по уравнению:

где? — поверхностное натяжение на границе пар — жидкость при рабочих условиях; - плотность пара, кг/м³.

где Tkr — псевдокритическая температура, К,

?l — плотность жидкости при средней температуре укрепляющей секции колонны (84.5 ?С)

?l = (0.772 — 0.515*143.3)*1000 = 698.201 кг/м³

Tkr = 204.6 + 273

Тогда поверхностное натяжение равно дин/см Плотность пара при температуре укрепляющей части колонны

?v = 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 = 302 327.4/(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 = 251 686.3/3600? 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:

?l = (d₂₀ — 0.515 ?t)?1000 = (0.783 — 0.515?194.5)?1000=702.833 кг/м³

Поверхностное натяжение равно

? = 9.562 дин/см Плотность пара при температуре отгонной секции колонны:

?v = 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 = 410 100.3/(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 = 573 939.2/3600? 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:

?hd = 2.84? Lv^2/3 = 2.84?55.975 ^2/3 = 42 мм Минимально допустимая величина для клапанных тарелок? hd ?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)/? = (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/ (?l?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

?hd = 2.84? Lv^2/3 = 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 =(0.253? Lv+0.16)v (?l/?v)= 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?S0v (?l/?v) = 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:

?hd = 2.84? Lv^2/3 = 2.84?126.803 ^2/3 = 72 мм Минимально допустимая величина для клапанных тарелок? hd ?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 = 502 мм Условие Zf < Н выполняется.

3. Расчет удельного уноса жикости:

е0 = (1.72?(83.3? Wp/(Н — Zf))^1.38)/? = (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/ (?l?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

?hd = 2.84? Lv^2/3 = 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 =(0.253? Lv+0.16)v (?l/?v)= 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?S0v (?l/?v) = 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, ?hd, 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

?hd = 2.84 = 35.8 мм

Wpper = 1.61?0.11^0.5? 9.048^0.2 ^{= 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 =(0.253? 44.6+0.16)v (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 = 1 м;

h3 — высота между нижней тарелкой и нижним днищем;

h4 — высота опорной части колонны, h4 = 4 м.

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:

V_H = Vw??,

где? — необходимый запас времени = 0.25 ч.

Vw — объемный расход кубового остатка, м³/ч

Vw = W/ ?w = 163 838.9/702.833 = 233.11 м³/ч

Vн = 233.11?0.25 = 58.28 м³

h3 = 4? Vн/(?Dk²) = 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

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.

Показать весь текст

Заполнить форму текущей работой