close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Расчет ретификационной колонны установки «Деэтанизации бензина»

код для вставкиСкачать
Aвтор: Макаров С. Примечание:от автора: Чертежи раскрывать в AUTOCAD 2006г., Самара, Самарский Государственный Технический Университет
Содержание.
Стр.1. Введение32. Постановка задачи3-43. Описание технологической схемы.5-7 3.1 Характеристика сырья и готовой продукции.53.2 Описание технологической схемы установки "Деэтанизация бензина".6-74. Технологический расчет ректификационной колонны.8-144.1 Определение материального баланса всей колонны8-94.2 Определение режима колонны9-114.2.1 Определение давления в колонне114.2.2 Определение температуры верха колонны12 4.2.3 Определение давления низа колонны12-134.2.4 Определение температуры низа колонны13 4.2.5 Расчет коэффициентов относительной летучести13-145. Расчет доли отгона и состава жидкой и паровой фаз сырья при его подаче156. Расчет режима полного орошения 16-197. Расчет режима минимального орошения208. Расчет элементов укрепляющей части при рабочем флегмовом числе21-259. Расчет элементов отгонной части при рабочем паровом числе26-3010. Расчет питательной секции колонны31-3511. Расчет количества холодного орошения35-3712. Расчет тепловой нагрузки кипятильника и количества парового орошения в низу ее отгонной части38-4013. Основные размеры колонны40-4413.1 Определение диаметра колонны40-4213.2 Определение высоты колонны42-4313.3 Расчет диаметра штуцеров43-4414. Расчет на прочность ректификационной колонны45-56 Основные части аппарата45 Принятые обозначения451. Расчет на прочность461.1 Расчет толщины корпуса462. Расчет днищ колонны46-482.1 Расчет толщины нижнего днища46-472.2 Расчет толщины верхнего днища47-483. Проведение гидроиспытания48-494. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки50-56 4.1 Геометрические и весовые характеристики аппарата50 4.2 Расчет аппарата на ветровую нагрузку51-52 4.3 Расчетная ветровая нагрузка 52-53 4.4 Ветровая нагрузка на площадку53 4.5 Общие ветровые моменты53-54 4.6 Расчет на резонанс 54 4.7 Определение напряжений в сварном шве, соединяющим аппарат с опорой при гидроиспытании 54-55 4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны55-56 4.9 Расчет опорного кольца56 4.10 Расчет фундаментных болтов56Список использованной литературы571. Введение
Ректификация - массообменный процесс, который осуществляется в большинстве случаев в противоточных колонных аппаратах с контактными элементами (насадки, тарелки). Существует ряд особенностей процесса ректификации (различное соотношение нагрузок по жидкости и пару в нижней и верхней частях колонны, переменные по высоте колонны,физические свойства фаз и коэффициент распределения, совместное протекание процессов массо- и теплопереноса), все это осложняет расчет. Одна из сложностей заключается в отсутствии обобщенных закономерностей для расчета кинетических коэффициентов процесса ректификации.
2. Постановка задачи.
Рассчитать ректификационную колонну непрерывного действия многокомпонентной смеси с производительностью по сырью 36500кг/ч, состав сырья приведен в таблице 2.1., составы готовой продукции (ШФЛУ и фракции этановой) приведены соответственно в табл.2.2 и табл.2.3. Содержание пропана С3Н8 в дистилляте должно быть не ниже 20% весовых или 0,151 мольных долей, а содержание этана в остатке не должно превышать 3% весовых или 0,055 мольных долей.
Состав сырья, поступающего в колонну:
Таблица 2.1
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%
весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли1СН4160,330,00330,0210,012С2Н63010,80,1080,360,17553С3Н84436,770,36770,8360,40734iС4Н105810,90,1090,1880,09165nС4Н105825,030,25030,4310,21046iС5Н12726,450,06450,090,04377nС5Н12725,940,05940,0830,04028С6Н14863,780,03780,0440,0214Σ--100,001,002,053≈1,00
Состав готовой продукции (ШФЛУ):
Таблица 2.2
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли1СН4160,000,000,000,002С2Н6303,000,030,10,0553С3Н84435,000,350,7950,4354iС4Н105814,000,140,2410,1315nС4Н105823,000,230,3960,2166iС5Н12725,000,050,0690,03787nС5Н12725,000,050,0690,03788С6Н148615,000,150,1740,095Σ--100,001,001,817≈1,00
Состав готовой продукции (Фракция этановая):
Таблица 2.3
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%
весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли12345671СН40,00120,120,750,2182С2Н60,00650,652,170,6313С3Н841,0022,90,2290,520,1514iС4Н1011,30,10,0010,00180,00055nС4Н1028,50,000,000,000,006iС5Н126,650,000,000,000,007∑nС5Н126,940,000,000,000,008С6Н145,610,000,000,000,00Σ--100,001,003,44≈1,00
Требуется определить: давление и температуру верха колонны, зоны питания, низа колонны; рассчитать элементы ректификации укрепляющей и отгонной частей колонны, геометрические параметры колонны. Произвести прочностной расчет элементов колонны. Подобрать теплообменник (рибойлер), который должен будет обеспечить заданный режим работы ректификационной колонны. Произвести технологический и прочностной расчеты теплообменника.
3. Описание технологических схем установки "Деэтанизация бензина"
3.1 Характеристика сырья и готовой продукции.
На Нефтегорский газоперерабатывающий завод поступает пять потоков нефтяного газа, их составы приведены в табл . 3.3. После очистки от сероводорода и двуокиси углерода газ поступает на компримирование и "осушку", а выпавший углеводородный конденсат при этом направляется в колонну - деэтанизатор на установке "Деэтанизация бензина" для разделения на фракцию этановую и широкую фракцию легких углеводородов (ШФЛУ). Состав и характеристика углеводородного конденсата приведены в табл. 3.4, 3.10. Готовая продукция: этановая фракция и ШФЛУ должны соответствовать ТУ, которые приведены в табл.3.1, 3.2. Таблица 3.1
Этановая фракция по ТУ 38- 101489-94.
№п/пНаименование показателя Марка АМарка Б12341 2
3Массовая доля компонента, %:
метан , не более
этан, не менее
пропан, не более
сумма углеводородов С4 и выше, не более
Массовая доля СО2, %, не более
Массовая доля Н2S, %, не более
2,0
95,0
3,0
отс.
0,02
0,002
20,0
60,0
не норм.
2,0
-
0,002
Таблица 3.2
ШФЛУ по ТУ 38.101524-93.
№п/пНаименование показателяМарка АМарка Б12341
2
3
4Массовая доля компонентов,%
сумма С1 - С2, не более
пропан, не менее
сумма С4 - С5, не менее
сумма С6 и выше, не более
Массовая доля Н2S и меркаптановой серы, не более%,
в том числе Н2S, не более
Содержание свободной воды и щелочи
Внешний вид
3,0
15,0
45,0
15,0
0,025
0,003
отс
б/ц
5,0
-
40,0
30,0
0,05
0,003
отс
б/ц
3.2 Описание технологической схемы установки "Деэтанизация бензина".
Сырье, углеводородный конденсат, с установки НТК (низкотемпературной конденсации) поступает в сырьевые теплообменники Т - 3/1-5, где нагревается до температуры питания 50 - 60°С за счет тепла нижнего продукта, ШФЛУ (широкой фракции легких углеводородов), деэтанизатора , колонны К - 5/2. Сырье поступает в межтрубное пространство теплообменников, а нижний продукт колонны - в трубное. Далее сырье подается на 15 тарелку колонны, предусмотрена подача и на 12 тарелку, где за счет ректификации происходит разделение сырья на фракцию этановую и ШФЛУ(широкую фракцию легких углеводородов). Парогазовая смесь (ПГС) с верха колонны К - 5/2 с температурой 15 - 30°С поступает в трубное пространство испарителей И - 3/9-12. Где охлаждается до 6 - 10°С за счет холода жидкого аммиака. Газожидкостная смесь (ГЖС) из испарителей И - 3/9-12 направляется в рефлюксные емкости Е - 28/1-2, в которых происходит отделение жидкой фазы (рефлюкса) от газовой (этановой фракции). Этановая фракция из емкостей Е - 28/1-2 через регулирующий клапан направляется на ГРП (газораспределительный пункт) и далее потребителю. Рефлюкс из емкостей Е - 28/1-2 прокачивается на верх колонны на орошение. Жидкая фаза, стекая по тарелкам вниз, собирается на "глухой" тарелке, с которой самотеком поступает в межтрубное пространство рибойлеров Р - 3/3-6. В трубное пространство рибойлеров поступает острый водяной пар с давлением 6 - 8 кгс/см2. Парожидкостная смесь (ПЖС) из рибойлеров поступает в кубовую часть под "глухую" тарелку. Пары поднимаются вверх, а жидкая фаза (ШФЛУ) охлаждается в теплообменниках Т - 3/1-5 и через регулирующий клапан направляется в товарный парк.
Состав углеводородного конденсата, поступающего в "деэтанизатор" с установки низкотемпературной конденсации (НТК).
Таблица 3.4
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%
весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли1СН4160,330,00330,0210,012С2Н63010,80,1080,360,17553С3Н84436,770,36770,8360,40734iС4Н105810,90,1090,1880,09165nС4Н105825,030,25030,4310,21046iС5Н12726,450,06450,090,04377nС5Н12725,940,05940,0830,04028С6Н14863,780,03780,0440,0214Σ--100,001,002,053≈1,00
Состав готовой продукции (ШФЛУ):
Таблица 3.5
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли12345671СН4160,000,000,000,002С2Н6303,000,030,10,0553С3Н84435,000,350,7950,4354iС4Н105814,000,140,2410,13112345675nС4Н105823,000,230,3960,2166iС5Н12725,000,050,0690,03787nС5Н12725,000,050,0690,03788С6Н148615,000,150,1740,095Σ--100,001,001,817≈1,00
Состав готовой продукции (Фракция этановая):
Таблица 3.6
№п/пКомпонентМолекулярная масса, М%
весовыеМассовые долиМоли,
% / ММольные доли12345671СН416120,120,750,2182С2Н630650,652,170,6313С3Н84422,90,2290,520,1514iС4Н10580,10,0010,00180,00055nС4Н10580,000,000,000,006iС5Н12720,000,000,000,007nС5Н12720,000,000,000,008С6Н14860,000,000,000,00Σ--100,001,003,44≈1,00
Технологические параметры установки "Деэтанизация бензина".
Таблица 3.7
№п/пНаименование аппаратаЕд. изм.Технологическая норма12341Деэтанизатор К - 5/2* температура входа сырья°С50 - 60* давлениекгс/см228 - 31* температура низа°С90 - 108* температура верха°С15 - 302Емкость Е - 28/1-2* температура рефлюкса°С6 - 10* давлениекгс/см230 - 313Рибойлер Р - 3/3-6* давление острого паракгс/см26 - 8* давление отработанного паракгс/см22,54Испаритель И - 3/9-12* давлениекгс/см228 - 31* температура входа°С15 - 30* температура выхода°С6 - 105Теплообменник Т - 3/1-5ШФЛУ* температура входа°С90 - 108* температура выхода°С20 - 40Углеводородный конденсат* температура входа°С15 - 30* температура выхода°С50 - 60Технологический расчет ректификационной колонны.
4. Расчет ректификационной колонны.
Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основных геометрических размеров - диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяются гидродинамическим режимом колонны, который, в свою очередь, зависит от скоростей и физических свойств фаз. Рассчитаем часовой расход каждого компонента в колонну. Средняя молекулярная масса сырья определяется по формуле [1, стр.7]:
8 Мср.= ∑Мi * с/i(4.1) 1
Таблица 4.1
№ компонентаКомпоненты сырьяМолекулярная масса, МСостав сырья в мольных долях, с/iМi * с/iСостав сырья в массовых долях,
ci= (Мi*с/I)/ ∑Мi * с/iКоличество сырьякг/чкмоль/ч123456781СН4160,010,160,0033120,457,5282С2Н6300,17555,2650,1083942131,43С3Н8440,4073117,920,367713421,05305123456784iС4Н10580,09165,31280,1093978,568,595nС4Н10580,210412,20320,25039135,95157,526iС5Н12720,04373,14640,06452354,2532,77nС5Н12720,04022,89440,05942168,130.18С6Н14860,02141,84040,03781379,716,0∑-≈1,00Мср.= 48,74221,0036500748,838
Ввиду незначительного допускаемого содержания СН4 в остатке, пренебрегаем им. Содержание С2Н6 в остатке в соответствии с регламентом установки не должно превышать 3% весовых или 0,055 массовых долей в остатке, а содержание С3Н8 должно быть не менее 20% весовых или 0,151 массовых долей в дистилляте. Содержанием компонентов iC4H10, nC4H10, iC5H12, nC5H12, C6H14 в дистилляте пренебрегаем ввиду их отсутствия. Для удобства расчет проведем для 100кмоль сырья. Составы выражены в мольных долях.
Принимаем, что:
Х/R1 = 0iY/D4 = 0nY/D4 = 0iY/D5 = 0 nY/D5 = 0 Y/D6 = 0
Принимаем, что:
Х/R1 = 0Y/D4 = 0Y/D5 = 0Y/D6 = 0 Y/D7 = 0 Y/D8 = 0
Х/, Y/ - мольные доли компонентов соответственно в жидкости и парах.
R - индекс относится к остатку
D - индекс относится к дистилляту
1,2,...,8 - соответственно к метану, этану, пропану, i-бутану, n-бутану, i-пентану, n-бутану, гексану.
4.1 Определение материального баланса всей колонны.
Уравнение материального баланса для всей колонны по общему количеству молей потоков и по каждому компоненту:
G = D + R(4.1)G * c/1 = D*Y/D1 + R*X/R1(4.2)G * c/2 = D*Y/D2 + R*X/R2(4.3)G * c/3 = D*Y/D3 + R*X/R3(4.4)G * c/4 = D*Y/D4 + R*X/R4(4.5)G * c/5 = D*Y/D5 + R*X/R5(4.6)G * c/6 = D*Y/D6 + R*X/R6(4.7) G * c/7 = D*Y/D7 + R*X/R7(4.8)G * c/8 = D*Y/D8 + R*X/R8(4.9)
Подставим в эти уравнения известные нам величины:
100 * 0,01 = D*Y/D1 + (100 - D) * 0(4.10)100 * 0,1755 = D*Y/D2 + (100 - D) * 0,055(4.11)100 * 0,4073 = D * 0,151 + (100 - D) * X/R3(4.12)100 * 0,0916 = D * 0 + (100 - D) * iX/R4(4.13)100 * 0,2104 = D * 0 + (100 - D) * nX/R4(4.14)100 * 0,0437 = D * 0 + (100 - D) * iX/R5(4.15)100 * 0,0402 = D * 0 + (100 - D) * nX/R5(4.16)100 * 0,0214 = D * 0 + (100 - D) * X/R6(4.17)
Суммируем уравнения (4.12) - (4.17), должно выполняться условие:
X/R2 + X/R3 + iX/R4 + nX/R4 + iX/R5 + nX/R5 + X/R6 = 1,00, X/R2 = 0,055 по условию
1 - 0,055 = X/R3 + iX/R4 + nX/R4 + iX/R5 + nX/R5 + X/R6
81,46 = D * 0,151 + (100 - D) * 0,945
D = 16,42 кмоль на 100кмоль сырья
R = 100 - 16,42 = 83,58 кмоль на 100 кмоль сырья
Находим значения X/ и Y/ для всех компонентов:
100 * 0,01 = 16,42 * Y/D1
Y/D1 = 0,061
100 * 0,1755 = 16,42 * Y/D2 + (100 - 16,42) * 0,055
Y/D2 = 0,79
100 * 0,4073 = 16,42 * 0,151 + (100 - 16,42) * X/R3
X/R3 = 0,4576
100 * 0,0916 = (100 - 16,42) * iX/R4
iX/R4 = 0,11
100 * 0,2104 = (100 - 16,42) * nX/R4
nX/R4 = 0,252
100 * 0,0437 = (100 - 16,42) * iX/R5 iX/R5 = 0,052
100 * 0,0402 = (100 - 16,42) * nX/R5
nX/R5 = 0,048
100 * 0,0214 = (100 - 16,42) * X/R6
X/R6 = 0,025
∑ X/Ri = 1,00
Данные о составах и количествах дистиллята и остатке сведем в таблицу 4.2.
Таблица 4.2
КомпонентыСырье, кмольДистиллятОстатокD*X/DiY/Di = X/DiR*X/RiX/RiСН41,001,000,061--С2Н617,5512,970,794,60,055С3Н840,732,480,15138,250,4576iС4Н109,16--9,190,11nС4Н1021,04--21,060,252iС5Н124,37--4,350,052nС5Н124,02--4,010,048С6Н142,14--2,10,025∑100,0016,42≈1,0083,58≈1,00
4.2 Определение режима колонны.
4.2.1. Определение давления в колонне.
Технологический режим емкости орошения соответствует следующим параметрам:
t = 100C, T = 283K
P = 28 кгс/см2 = 2,8 Мпа
Проверим равенство уравнения фаз:
3
∑ ki * X/Di = 1(4.18) 1
Константы фазового равновесия определим по номограмме [2], приложение 10: Таблица 4.3
Компоненты дистиллятаki при T = 283K,
P = 2,8МПаY/Di = X/Di, из табл. 3.2ki * X/DiСН45,00,0610,305С2Н60,830,790,66С3Н80,290,1510,044∑-1,001,00
С учетом гидравлических потерь в трубопроводе от колонны до емкости орошения, давление на верху колонны принимаем на 0,02*106 Па больше давления П0, т.е.
ПD = П0 + 0,02*106 = 2,8*106 + 0,02*106 = 2,82 Мпа = 28,2 кгс/см2.
ПD = 2,82 Мпа = 28,2 кгс/см2.
4.2.2.Определение температуры верха колонны.
Температуру верха колонны TD определим методом постоянного приближения по уравнению равновесия фаз:
3
∑ Y/Di / ki = 1(4.19) 1
где Y/Di - мольные доли компонентов в паровой фазе,
ki - константа фазового равновесия, определяем по номограмме [2], приложение 10.
Путем подбора при TD = 250С = 298К константы фазового равновесия ki для давления 2,82 Мпа, будучи подставлены в это уравнение, превращают его в тождество.
TD = 250С = 298К
Таблица 4.4
Компоненты дистиллятаki при T = 298K,(250С)
P = 2,82МПаY/Di = X/Di,
из табл. 3.2Y/Di / kiСН45,60,0610,0108С2Н61,260,790,627С3Н80,420,1510,36∑-1,001,00
4.2.3.Определение давления низа колонны.
Учитывая гидравлическое сопротивление тарелок, принимаем давление низа колонны на 0,04*106Па больше давления ПD, т.е.
ПR = ПD + 0,04*106 = 2,82 + 0,04*106 = 2,86*106 Па
ПR = 2,86*106 Па
4.2.4.Определение температуры низа колонны.
Температуру TR низа колонны определяем методом постепенного приближения по уравнению равновесия фаз:
8
∑ ki * X/Ri = 1, [1], стр.11(4.20) 2
Путем подбора такого ее значения, при котором константы фазового равновесия ki для давления ПR = 2,86*106 Па, будучи подставлены в это уравнение, превращают его в тождество. Такая температура равна TR = 940С.
Таблица 4.5
Компоненты дистиллятаki при TR = 940С (367K)
P = 2,86МПаX/Ri,
из табл.3.2ki * X/Ri1234С2Н62,90,0550,16С3Н81,320,45760,6iС4Н100,680,110,07481234nС4Н100,540,2520,136iС5Н120,270,0520,014nС5Н120,230,0480,011С6Н140,1250,0250,003∑-≈1,00≈1,00
4.2.5.Расчет коэффициентов относительной летучести.
При известных для разных уровней колонны давлениях и температурах рассчитаем коэффициенты относительной летучести компонентов. За эталонный компонент, т.е. компонент с относительной летучестью, равный единице, примем нормальный бутан, пятый компонент исходной системы.
Давление в питательной секции колонны примем равным среднеарифметическому между ПD и ПR:
Пf = (ПD + ПR) / 2(4.21)
Пf = (2,82 + 2,86) / 2 = 2,84 Мпа
Пf = 2,84 Мпа
Коэффициент относительной летучести для любого компонента вычислим по следующей формуле: [1], стр.11
αi = ki / k4(4.22) Для укрепляющей части колонны находим среднее значение коэффициента относительной летучести по формуле: [1], стр.11
αср. = 0,5(αiD + αif),(4.23)
где αiD - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре ТD = 250С (298 K) и давлении ПD = 2,82 МПа, αif - коэффициент относительной летучести ввода сырья в колонну при Тf = 560С (329 К) и Пf = 2,84 МПа.
Для отгонной части колонны среднее значение коэффициента относительной летучести вычислим по формуле [1], стр.12:
αср. = 0,5(αiR + αif),(4.24)
где αiR - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре ТR = 940С (367 K) и давлении ПR = 2,86 МПа.
Полученные значения коэффициентов относительной летучести для всех компонентов исходной системы сведем в таб.4.6.
Таблица 4.6
КомпонентыУкрепляющая частьОтгонная частьki при Тf=560С (329K) Пf =2,84 МПа.αif при Тf=560С (329K) Пf =2,84 МПа.ki при ТD=250С (298K) ПD=2,82 МПа.αiD при ТD=250С (298K) ПD=2,82 МПа.αiсрki при ТR=940С (367K) ПR=2,86 МПа.αif при ТR=940С (367K) ПR=2,82 МПа.αif СН47,0245,641,532,758,014,819,4С2Н62,06,91,269,38,12,95,46,15С3Н80,82,760,423,12,931,322,442,6iС4Н100,411,410,21,481,4450,681,261,34nС4Н100,2910,135110,5411iС5Н120,140,480,0610,450,4650,270,50,49nС5Н120,1250,430,0460,340,3850,230,420,425С6Н140,050,170,0180,130,150,1250,290,2
5. Расчет доли отгона и состава жидкой и паровой фаз сырья при подаче его в колонну.
Мольную долю отгона е/ исходного сырья и состава фаз при Т = 560С (329К) и давлении 2,84 МПа будем рассчитывать методом Трегубова по формулам [1], стр.12:
8 8
Σ X/i = Σ C/i /(1+е/ *(ki - 1)) = 1(5.1) 1 1 8 8Σ Y/i = Σ ki *X/i = 1(5.2) 1 1
путем подбора такого значения е/, при котором удовлетворяются эти равенства. При подборе мольной доли отгона е/, самым оптимальным значением е/, которое удовлетворяет приближенно обоим равенствам, является е/ = 0,11.
Результаты расчета занесем в табл.5.1.
Таблица 5.1
Компоненты сырьяСостав сырья,
С/iki при Тf=560С (329K) Пf =2,84 МПа.1+е/ *(ki - 1) е/ = 0,11X/i =
C/i /(1+е/(ki-1))Y/i = ki *X/iСН40,017,01,660,0060.042С2Н60,17552,01,110,1580,32С3Н80,40730,80,9780,4160.34iС4Н100,09160,410,9350,0980,041nС4Н100,21040,290,9220,2280,07iС5Н120,04370,140,9050.0480,007nС5Н120,04020,1250,9040,0440,0055С6Н140,02140,050,8960,0240,0012Σ1,00--≈1,00≈1,00
6. Расчет режима полного орошения.
Режим полного (бесконечно большого ) орошения колонны является одним из предельных, теоретически возможных случаев работы колонны. При этом колонна будет иметь минимальное число теоретических тарелок. Для разделения исходной системы на продукты примерно одного итого же состава в условиях оптимального орошения требуется приблизительно вдвое больше теоретических тарелок, чем при полном орошении.
Расчет режима полного орошения состоит в определении количества и составов верхнего и нижнего продуктов колонны на основе заданных условий. Для нашего случая условия разделения заданы содержанием С3Н8 в дистилляте (Y/D3 ≥ 0,151) и содержанием С2Н6 в остатке (X/R2 ≤ 0,055). Число степеней проектирования f находим по формуле [1], стр.13:
f = Z + 2, (6.1)
где Z - число нулевых концентраций компонентов в продуктах разделения.
Z = 0 - не задано, поэтому f = 2. Это означает , что для расчета режима полного орошения должны быть заданы какие - либо две концентрации: Y/D3 ≥ 0,151 и X/R2 ≤ 0,055, следовательно задача полностью определена. Определим составы верхнего и нижнего продуктов колонны по всем компонентам исходной системы, согласно соотношениям Багатурова. В расчетах коэффициенты относительной летучести компонентов возьмем при Тf = 560С (329K) и Пf = 2,84 МПа. По составу сырья табл.4.1 и условиям его разделения нетрудно установить, что в дистилляте колонны основным по содержанию компонентом является С2Н6. Т.к. мольная доля этана в дистилляте Y/D2 = 0,79 ( табл.4.2), то из уравнения материального баланса всей колонны по этану будем иметь:
D / G = (C/2 - X/R2) / (Y/D2 - X/R2) (6.2)D / G = (0,1755 - 0,055) / (0,79 - 0,055) = 0,164R / G = 1 - D / G(6.3)R / G = 1 - 0,164 = 0,836
Из уравнения материального баланса всей колонны по пропану:
G / R = (Y/D3 - C/2) / (Y/D3 - X/R3)(6.4)
G = 748,838 кмоль/час
R = 625,879 кмоль/час
G / R = 1,1965
Определим:
X/R3 = Y/D3 - G / R *(Y/D3 - C/2)(6.5)X/R3 = 0,151 - 1,1965*(0,151 - 0,4073)X/R3 = 0,4577
По мольным долям С2Н6 и С3Н8 в остатке и дистилляте, с помощью уравнения Фенксе - Андервуда определим min число теоретических тарелок в колонне:
N = (lg(Y/D2 * X/R3) / (X/R2 * Y/D3)) / (lg(α2 / α3))(6.6)N = (lg(0,79*0,4577)) / (lg(6,9 / 2,76)) = 4,11
N = 4,1 тарелки
Состав iX/R4 определим по уравнению Багатурова [1], стр.14:
(C/2 / X/R2)*( αN4 - αN3) + (C/3 / X/R3)*( αN2 - αN4) + (C/4 / X/R4)* ( αN3 - αN2) = 0(6.7)(0,1755/0,055)*(1,414,1-2,764,1)+(0,4073/0,4577)*(6,94,1-1,414,1)+(0,0916/X/R4 )*(2,764,1-6,94,1)=0 X/R4 = 0,109 - состав изобутана iC4H10
Состав X/R5 - нормального бутана nC4H10 определим по следующему уравнению, по компонентам C3H8 и iC4H10:
(C/3 / X/R3)*( αN5 - αN4) + (C/4 / X/R4)*( αN3 - αN5) + (C/5 / X/R5)* ( αN4 - αN3) = 0(6.8)(0,4073/0,4577)*(14,1-1,414,1)+(0,0916/0,109)*(2,764,1-14,1)+(0,2104/X/R5 )*(1,414,1-2,764,1)=0 X/R5 = 0,251 - состав нормального бутана nC4H10
Состав X/R6 - изопентана iC5H12 определим по следующему уравнению, по компонентам C3H8 и iC4H10:
(C/3 / X/R3)*( αN5 - αN4) + (C/4 / X/R4)*( αN3 - αN5) + (C/6 / X/R6)* ( αN4 - αN3) = 0(6.9)(0,4073/0,4577)*(14,1-1,414,1)+(0,0916/0,109)*(2,764,1-14,1)+(0,0437/X/R6 )*(1,414,1-2,764,1)=0 X/R6 = 0,052 - состав изопентана iC5H12
Состав X/R7 - нормального пентана nC5H12 определим по следующему уравнению, по компонентам iC5H12 и nC4H10:
(C/5 / X/R5)*( αN4 - αN3) + (C/6 / X/R6)*( αN5 - αN4) + (C/7 / X/R7)* ( αN3 - αN5) = 0(6.10)(0,2104/0,251)*(1,414,1-2,764,1)+(0,0437/0,052)*(14,1-1,414,1)+(0,0402/X/R6 )*(2,764,1-14,1)=0 X/R7 = 0,048 - состав нормального пентана nC5H12
Состав X/R8 - гексана C6H14 определим по следующему уравнению, по компонентам iC5H12 и nC4H10:
(C/5 / X/R5)*( αN4 - αN3) + (C/6 / X/R6)*( αN5 - αN4) + (C/8 / X/R8)* ( αN3 - αN5) = 0(6.11)(0,2104/0,251)*(1,414,1-2,764,1)+(0,0437/0,052)*(14,1-1,414,1)+(0,0214/X/R8 )*(2,764,1-14,1)=0 X/R8 = 0,025 - состав гексана C6H14
Состав X/R1 - метана CH4 определим по следующему уравнению, по компонентам iC4H10 и C3H8:
(C/1 / X/R1)*( αN4 - αN3) + (C/3 / X/R3)*( αN1 - αN4) + (C/4 / X/R4)* ( αN3 - αN1) = 0(6.12)(0,01/ X/R1)*(1,414,1-2,764,1)+(0,4073/0,4577)*(244,1-1,414,1)+(0,0916/0,109 )*(2,764,1-244,1)=0 X/R1 = 25*10-6 - состав гексана C6H14
Это малая величина, что без всякого ущерба для точности расчета можно принять X/R1 = 0.
Проверка:
8
Σ X/Ri = 1
1
8 Σ X/Ri = 0 + 0,055 + 0,4577 + 0,109 + 0,251 + 0,052 + 0,048 + 0,025 = 0,9977 = 1 верно
1
Содержание Y/Di каждого из компонентов исходной системы в дистилляте определяем по уравнению Багатурова [1], стр.15, которое записывается по любым трем компонентам исходной системы. Y/D3 = 0,151.
Для определения Y/D1 запишем уравнение по CH4, C2H6, C3H8:
(C/1 / Y/D1)*( α-N3 - α-N2) + (C/2 / Y/D2)*( α-N1 - α-N3) + (C/3 / Y/D3)* ( α-N2 - α-N1) = 0(6.13)(0,01/ Y/D1)*(2,76-4,1-6,9-4,1)+(0,1755/0,79)*(24-4,1-2,76-4,1)+(0,4073/0,151 )*(6,9-4,1-24-4,1)=0 Y/D1= 0,0606 - содержание метана CH4.
Для определения Y/D4 запишем уравнение по CH4, C2H6, iC4H10:
(C/1 / Y/D1)*( α-N4 - α-N2) + (C/2 / Y/D2)*( α-N1 - α-N4) + (C/4 / Y/D4)* ( α-N2 - α-N1) = 0(6.13)(0,01/0,0606)*(1,41-4,1-6,9-4,1)+(0,1755/0,79)*(24-4,1-1,41-4,1)+(0,0916/Y/D4)*(6,9-4,1-24-4,1)=0 Y/D4 = 66*10-5 - содержание изопропана iC4H10.
Это малая величина, что без всякого ущерба для точности расчета можно принять Y/D4 = 0.
Дальнейший расчет компонентов до Y/D8 - гексана будет иметь такой же результат, поэтому принимаем: Y/D4 = Y/D5 = Y/D6 = Y/D7 = Y/D8 = 0.
Проверка:
8
Σ Y/Di = 1
1
8 Σ Y/Di = 0,0606 + 0,79 + 0,151 = 1,0016 = 1 верно
1
Проверка по составам остатка и дистиллята выдерживается с достаточной точностью, следовательно составом Y/D3 = 0,151 мы задались правильно, и верно определили min число теоретических тарелок при режиме полного орошения колонны.
7. Режим минимального орошения.
Режим min орошения является вторым из предельных, теоретически возможных, при котором число теоретических тарелок в колонне равно бесконечности.
Необходимо определить min флегмовое число или min паровое число. Определение min флегмового числа rmin для укрепляющей части колонны будем вести по уравнению Андервуда [1], стр.17, методом постепенного приближения, зная состав исходного сырья (табл.4.1), мольную долю отгона верхнего и нижнего продуктов колонны (табл.4.2).
8
Σ(αi*Ci) / (αi - φ) = e/ (7.1)1
Методом подбора находим параметр φ, беря значения αi для компонентов системы при средней температуре в колонне Tf = 560С (329 К). Зададимся значением φ = 1,164.
Таблица 7.1
Компоненты сырьяC/iαiC/I*αiC/i - αi(C/I*αi) / (C/i - αi)СН40,01240,2422,8360,0105С2Н60,17556,91,2115,7360,2111С3Н80,40732,761,1241,5960,7043iС4Н100,09161,410,1290,2460,5244nС4Н100,210410,2104-0,164-1,2829iС5Н120,04370,480,021-0,684-0,0307nС5Н120,04020,430,017-0,734-0,0232С6Н140,02140,170,0036-0,994-0,00363∑----0,11 Из табл. 7.1 видно, что при φ = 1,164 уравнение Андервуда с достаточной точностью удовлетворяется, поэтому найденный параметр φ далее используем для определения rmin.
Минимальное флегмовое число для укрепляющей части колонны рассчитаем по уравнению Андервуда [1], стр.18:
n
rmin = ∑(φ*Y/Di) / (αi - φ)(7.2) i 3rmin = ∑(φ*Y/Di) / (αi - φ)(7.4) 1
rmin = (φ*Y/D1) / (α1 - φ) + (φ*Y/D2) / (α2 - φ) + (φ*Y/D3) / (α3 - φ) = = 1,164 * [0,061 / (24 - 1,164) + 0,79 / (6,9 - 1,164) + 0,151 / (2,76 - 1,164)] = 0,28
rmin = 0,28
Минимальное паровое число Smin для отгонной части колонны может быть рассчитано аналогично по уравнению Андервуда:
n
- Smin = ∑(αi*X/Ri) / (αi - φ) (7.5) i 8- Smin = ∑( αi*X/Ri) / (αi - φ)(7.6) 2
- Smin = (6,9*0,055)/(6,9-1,164) + (0,4576*2,76)/(2,76-1,164) + (1,41*0,11)/(1,41-1,164) + (1*0,252)/(1-1,164) + (0,48*0,052)/(0,48-1,164) + (0,43*0,048)/(0,43-1,164) + (0,17*0,025)/(0,17-1,164) = - 0,1
Smin = 0,12 8. Расчет элементов ректификации укрепляющей части колонны при рабочем флегмовом числе.
Произведем расчет элементов ректификации методом "от тарелки к тарелке" в направлении сверху вниз, т.к. известен состав паров дистиллята, уходящих с верхней тарелки (табл.4.2)
Принимаем рабочее флегмовое число по всей высоте укрепляющей части колонны постоянным: r = 0,66, т.к. r = 1,3 rmin + 0,3(8.1) Также принимаем среднее для всей укрепляющей части значение коэффициентов относительной летучести, для определения составов равновесия фаз. Колонна работает с полным конденсатором, т.е. состав орошения, подаваемого на верх, одинаков с составом дистиллята. Состав паров ( по каждому компоненту), покидающих любую тарелку, рассчитывается по уравнению концентраций [1], стр.19:
Y/n = m*X/n-1 + (1 - m)*Y/D,(8.3)
Где n - номер тарелки (верхняя тарелка считается первой)
m = r / (r +1)(8.4)m = 0,66 / 0,66 + 1 = 0,4
Тогда уравнение концентраций примет следующий вид:
Y/n = 0,4*X/n-1 + 0,6*Y/D(8.5)
Состав флегмы (по каждому компоненту), равновесный парам, рассчитывается по уравнению [1], стр.19:
X/i = (Y/i /αi) / Σ Y/i /αi,(8.6)
Где Y/i - мольная доля данного компонента в парах, покидающих туже тарелку, что и флегма. Температура на любой теоретической тарелке определяется по константе фазового равновесия эталонного компонента - nC4H10. Рассчитаем ее по уравнению [1],стр.19:
knC4H10 = Σ Y/i /αi(8.7)
Зная k и определив среднее давление в укрепляющей части:
Пср. = (ПD + Пf) / 2 = 2,82 + 2,84 = 2,83 МПа,
По номограмме [2], находим температуру.
Первая тарелка:
Состав пара с первой тарелки известен, т.к. он одинаков с составом дистиллята колонны, поэтому по следующему уравнению рассчитаем состав равновесной с этим паром флегмы, стекающей с первой тарелки:
X/11 = (Y/1 /α1) / (Y/1 /α1 + Y/2 /α2 + Y/3 /α3)(8.8)X/11 = (0,061 / 32,75) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,0124X/12 = (0,79 / 8,1) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,65X/13 = (0,151 / 2,93) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,3433Σ X/1i = 1 - верно
В обозначении концентрации первый нижний индекс - номер тарелки, второй - номер компонента. Температура верха Т = 250С (298 К).
Вторая тарелка:
Состав пара со второй тарелки рассчитаем по уравнению концентраций, зная состав флегмы с первой тарелки:
Y/21 = 0,4*X/11 + 0,6*Y/D1
Y/21 = 0,4*0,0124 + 0,6*0,061 = 0,04156
Y/22 = 0,4*0,65 + 0,6*0,79 = 0,734
Y/23 = 0,4*0,3433 + 0,6*0,151 = 0,2279
Σ Y/2i = 1 - верно
Состав флегмы со второй тарелки находим, как и состав флегмы с первой тарелки:
X/21 = (0,04156 / 32,75) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,0075X/22 = (0,734 / 8,1) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,5329X/23 = (0,2279 / 2,93) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,4576Σ X/2i = 1 - верно
По номограмме [2], приложение 11 определяем температуру: T = 350С (308 К).
Третья тарелка:
Состав пара с третьей тарелки рассчитаем по уравнению концентраций, зная состав встречной флегмы со второй тарелки: Y/3i = 0,4*X/2i + 0,6*Y/Di Y/31 = 0,4*0,0075 + 0,6*0,061 = 0,0396
Y/32 = 0,4*0,5329 + 0,6*0,79 = 0,6872
Y/33 = 0,4*0,4576 + 0,6*0,151 = 0,2736
Σ Y/3i = 1 - верно
По номограмме [2], приложение 11 определяем температуру на третьей тарелке: T = 380С (311 К).
Состав флегмы с третьей тарелки находим по уравнению:
X/31 = (0,0396 / 32,75) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,0067X/31 = (0,6872 / 8,1) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,4711X/31 = (0,2736/ 2,93) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,5189Σ X/3i = 1 - верно
Все расчеты для первой и второй тарелок, а также аналогичные расчеты для других тарелок укрепляющей части сведены в табл.7.1.
При расчете пятой тарелки принимаем:
Y/54 = Y/5iC4H10 = 0,0001 Расчет элементов ректификации в укрепляющей части следует прекратить на той очередной тарелке (в нашем случае седьмой), которую покидают равновесные жидкая и паровая фазы.
Таблица 8.1
КомпонентыПервая тарелка, T = 250CВторая тарелка, T = 350CαiY/DiY/Di /αi,X/1i = (Y/i /αi) /
Σ Y/i /αi,αi,0,4X/1i0,6Y/DiY/2i = 0,4X/1i + 0,6Y/DiY/2i /αi,X/2i=(Y/2i /αi) /
Σ Y/2i/αi,СН432,750,0610,001860,012432,750,004960,03660,041560,001270,0075С2Н68,10,790,09750,658,10,260,4740,7340,09060,5329С3Н82,930,1510,05150,34332,930,13730,09060,22790,07780,4576iС4Н101,445---1,445-----nС4Н101,0---1,0-----iС5Н120,465---0,465-----nС5Н120,385---0,385-----С6Н140,15---0,15-----∑-1,000,151,00---1,000,171,00КомпонентыТретья тарелка, T = 380CЧетвертая тарелка, T = 400Cαi0,4X/2i0,6Y/DiY/3i = 0,4X/2i + 0,6Y/DiY/3i /αi,X/3i = (Y/3i /αi)/
Σ Y/3i /αi,αi,0,4X/3i0,6Y/DiY/4i = 0,4X/3i + 0,6Y/DiY/4i /αi,X/4i=(Y/4i /αi) /
Σ Y/4i/αi,СН432,750,0030,03660,03960,00120,0067032,750,00270,03660,03930,00120,0065С2Н68,10,21320,4740,68720,08480,47118,10,18840,4740,66240,0820,4432С3Н82,930,1830,09060,27360,09340,51892,930,20760,09060,29820,1020,5514iС4Н101,445-----1,445-----nС4Н101,0-----1,0-----iС5Н120,465-----0,465-----nС5Н120,385-----0,385-----С6Н140,15-----0,15-----∑---1,000,181,00---1,000,1851,00
Продолжение Таблицы 8.1
КомпонентыПятая тарелка, T = 440CШестая тарелка, T = 460Cαi0,4X/4i0,6Y/DiY/5i = 0,4X/4i + 0,6Y/DiY/5i /αi,X/5i = (Y/5i /αi)/
Σ Y/5i /αi,αi,0,4X/5i0,6Y/DiY/6i = 0,4X/5i + 0,6Y/DiY/6i /αi,X/6i=(Y/6i /αi) /
Σ Y/6i/αi,СН432,750,00260,03660,03920,001190,006332,750,00250,03660,03910,001190,006С2Н68,10,17730,4740,65130,0810,42638,10,1710,4740,6450,07960,4189С3Н82,930,2210,09060,31160,10630,562,930,2240,09060,31460,10730,5650iС4Н101,4450,0001*0,000070,0003681,4450,00015-0,000150,00010-nС4Н101,0-----1,0-----iС5Н120,465-----0,465-----nС5Н120,385-----0,385-----С6Н140,15-----0,15-----∑---1,000,191,00---1,000,21,00КомпонентыСедьмая тарелка, T = 460Cαi0,4X/6i0,6Y/DiY/7i = 0,4X/6i + 0,6Y/DiY/7i /αi,X/7i = (Y/7i /αi)/Σ Y/7i /αi,СН432,750,00250,03660,03910,001190,006С2Н68,10,16760,4740,64160,07920,3960С3Н82,930,2260,09060,31660,109050,5589iС4Н101,4450,000042-0,0000420,000030,00015nС4Н101,0-----iС5Н120,465-----nС5Н120,385-----С6Н140,15-----∑---1,000,21,00
9. Расчет элементов ректификации отгонной части колонны при рабочем паровом числе.
Определим рабочее паровое число по формуле [1], стр.21:
S = (r* (D/G) + (1 - e/) - R/G) / (R/G)(9.1)S = (0,66* 0,164 + (1 - 0,11) - 0,836) / 0,836 = 0,194
S = 0,194
Состав флегмы по каждому компоненту находим по уравнению концентраций:
X/n+1 = Y/n / m/ + (m/ - 1) / X/R(9.2)
n - индекс тарелки.
m/ = (S + 1) / S = (0,194 + 1) / 0,194 = 6,15
m/ = 6,15
Тогда уравнение концентраций примет вид:
X/n+1 = 0,163*Y/n + 0,837* X/R(9.3)
Состав равновесных флегме паров по каждому компоненту рассчитывается по уравнению [1], стр.27:
Y/n = (αi*X/i) / Σ (αi*X/i)(9.4)
Где i - номер компонента; X/i - мольная доля компонента во флегме, покидающей ту же тарелку, что и пары. Температура на любой теоретической тарелке определяется по константе фазового равновесия nC4H10, которая рассчитывается по уравнению [1], стр.27:
knC4H10 = 1 / Σ X/i * αi(9.5)
Зная knC4H10 и определив среднее давление в отгонной части: Пср. = (ПR + Пf) / 2 = 2,86 + 2,84 = 2,85 МПа,
По номограмме [2] приложение11, находим температуру.
Произведем расчет для кипятильника и первой тарелки (считая снизу), результаты занесем в табл.8.1. Кипятильник (нулевая отгонная тарелка). Состав остатка колонны известен, поэтому рассчитываем состав паров, равновесных с остатком, поступающих из кипятильника на первую отгонную тарелку по уравнению [1], стр.27:
Y/02=(α2*X/R2)/( α2*X/R2+α3*X/R3+α4*X/R4+α5*X/R5+α6*X/R6+α7*X/R7+α8*X/R8)(9.6)Y/02=6,15*0,055/ (6,15*0,055+2,6*0,4576+1,34*0,11+1*0,252+0,49*0,052+0,425*0,048+0,2*0,025) = 0,3383 / 1,9784 = 0,171Y/02 = 0,171Y/03 = 0,6014Y/04 = 0,0745Y/05 = 0,1274Y/06 = 0,0129Y/07 = 0,0103Y/08 = 0,00253Σ Y/n = 1,00
Константа фазового равновесия эталонного компонента nC4H10 равна, [1], стр.27:
knC4H10 = 1 / Σ X/i * αi
knC4H10 = 1 / 1,9784 = 0,505
По номограмме [2], приложение 11, температура в кипятильнике (внизу колонны): Т0 = ТR = 940С (367 К).
Первая тарелка:
Состав флегмы с первой тарелки рассчитаем по уравнению концентраций, зная состав паров из кипятильника:
X/12 = 0,163*Y/02 + 0,837* X/R2(9.7)X/12 = 0,163*0,171 + 0,837*0,055 = 0,07387X/13 = 0,163*0,6014 + 0,837*0,4576 = 0,481X/14 = 0,163*0,0745 + 0,837*0,11 = 0,1042X/15 = 0,163*0,1274 + 0,837*0,252 = 0,232X/16 = 0,163*0,0129 + 0,837*0,052 = 0,0456X/17 = 0,163*0,0103 + 0,837*0,048 = 0,0419X/18 = 0,163*0,00253 + 0,837*0,025 = 0,0214Σ X/1i = 1,00
По номограмме [2], приложение 11, температура Т1 = 840С.
Все расчеты для нулевой и первой тарелок, а также аналогичные расчеты для других тарелок отгонной части сведены в табл.9.1.
Расчет элементов ректификации в отгонной части следует прекратить на той очередной тарелке (в нашем случае седьмой), которую покидают равновесные жидкая и паровая фазы.
Таблица 9.1
КомпонентыКипятильник, Т0 = ТR = 940СПервая тарелка, T1 = 840СαiX/Riαi*X/RiY/0i= αi*X/Ri /
Σ αi*X/Rik = 1 /Σ X/Ri*αi0,163 *Y/0i0,837*
X/RiX/1i = 0,163*Y/0i+ 0,837* X/Riαi*X/1iY/1i= αi*X/1i /
Σ αi*X/1ik = 1 /
Σ X/1i*αiСН419,4----------С2Н66,150,0550,33830,171-0,027870,0460,073870,45430,2143-С3Н82,60,45761,18980,6014-0,0980,38300,4811,2510,5901-iС4Н101,340,110,14740,0745-0,01210,09210,10420,140,066-nС4Н101,00,2520,2520,12740,5050,0210,2110,2320,2320,10940,472iС5Н120,490,0520,02550,0129-0,00210,04350,04560,02230,0105-nС5Н120,4250,0480,02040,0103-0,00170,04020,04190,01780,0084-С6Н140,20,0250,0050,00253-0,0004120,0210,02140,00430,002-∑-1,001,97841,00---1,002,121,00-
КомпонентыВторая тарелка, T2 = 810СТретья тарелка, T3 = 780Сαi0,163 *Y/1i
0,837*
X/RiX/2i = 0,163*Y/1i+ 0,837* X/Riαi*X/2iY/2i= αi*X/2i /
Σ αi*X/2ik = 1 /
Σ X/2i*αi0,163 *Y/2i0,837*
X/RiX/3i = 0,163*Y/2i+ 0,837* X/Riαi*X/3iY/3i= αi*X/3i /
Σ αi*X/3ik = 1 /
Σ X/3i*αiСН419,4------------С2Н66,150,03490,0460,0810,49820,2312-0,0380,0460,0840,51660,2384-С3Н82,60,09620,38300,47921,2460,5782-0,09420,38300,47721,2410,5727-iС4Н101,340,0110,09210,1030,13820,0641-0,01050,09210,10260,13750,0635-nС4Н101,00,01780,2110,2290,2290,10630,4660,01730,2110,22830,22830,10540,462iС5Н120,490,00170,04350,04520,02210,01030,001660,04350,04520,02210,0102nС5Н120,4250,001370,04020,04160,01770,008210,001340,04020,04150,01760,0081С6Н140,20,000330,0210,02130,00430,0020,000320,0210,02130,004260,00196∑---1,002,1551,00--1,002,1671,00
КомпонентыЧетвертая тарелка, T4 = 750СПятая тарелка, T5 = 720Сαi0,163 *Y/3i
0,837*
X/RiX/4i = 0,163*Y/3i+ 0,837* X/Riαi*X/4iY/4i= αi*X/4i /
Σ αi*X/4ik = 1 /
Σ X/4i*αi0,163 *Y/4i0,837*
X/RiX/5i = 0,163*Y/4i+ 0,837* X/Riαi*X/5iY/5i= αi*X/5i /
Σ αi*X/5ik = 1 /
Σ X/5i*αiСН419,4------------С2Н66,150,0390,0460,0850,52280,241-0,03920,0460,0860,530,244-С3Н82,60,09340,38300,47641,2390,571-0,09310,38300,47611,2380,5692-iС4Н101,340,01040,09210,10250,13740,0633-0,01030,09210,10240,13720,063-nС4Н101,00,017180,2110,2280,2280,1050,4560,01710,2110,22810,22810,10480,452iС5Н120,490,001660,04350,04520,02210,01010,001650,04350,04520,02210,0101nС5Н120,4250,001320,04020,041520,01760,0080,00130,04020,04150,01760,008С6Н140,20,000320,0210,021320,004260,001960,000320,0210,021320,004260,00196∑---1,002,1711,00--1,002,1751,00
КомпонентыШестая тарелка, T6 = 680ССедьмая тарелка, T7 = 660Сαi0,163 *Y/5i
0,837*
X/RiX/6i = 0,163*Y/5i+ 0,837* X/Riαi*X/6iY/6i= αi*X/6i /
Σ αi*X/6ik = 1 /
Σ X/6i*αi0,163 *Y/6i0,837*
X/RiX/7i = 0,163*Y/6i+ 0,837* X/Riαi*X/7iY/7i= αi*X/7i /
Σ αi*X/7ik = 1 /
Σ X/7i*αiСН419,4------------С2Н66,150,040,0460,0870,53510,2458-0,0410,0460,0880,54120,247-С3Н82,60,09280,38300,47581,2370,5682-0,09260,38300,47561,23660,5646-iС4Н101,340,01020,09210,10230,1370,0629-0,01030,09210,1130,15140,069-nС4Н101,00,0170,2110,2280,2280,10470,4460,0170,2110,2280,2280,1040,44iС5Н120,490,001640,04350,0450,0220,01010,001640,04350,0450,0220,01nС5Н120,4250,00130,04020,04150,01760,0080,00130,04020,04150,01760,008С6Н140,20,000320,0210,02130,004260,001960,000320,0210,02130,004260,00196∑---1,002,181,00--1,002,21,00
10. Расчет питательной секции колонны.
Сравнивая составы паровых и жидких потоков, покидающих седьмую тарелку, считая сверху и седьмую тарелку, считая снизу колонны, убеждаемся, что они приблизительно одинаковы и близки к составам паровой и жидкой фаз сырья. Это значит, что за нижнюю укрепляющую тарелку должна быть принята шестая тарелка, считая сверху, а за верхнюю отгонную - шестая тарелка, считая снизу колонны.
Питательная секция колонны будет расположена между шестой укрепляющей и шестой отгонной тарелками.
При расчете питательной секции необходимо показать, что количества и составы проходящих ее потоков удовлетворяют основным уравнениям материального баланса для верхнего и нижнего уровней (сечений) этой секции.
D, Y/Di
6
Vm, Y/mi
VЛ, VC, qк, Y/Лi Y/Ci X/кi
Gт,Ci qci,
X/Ci qmi, X/mi
6
R, X/Ri
Рис. 10.1
Флегмовое рабочее число укрепляющей части равно r = 0,66, а рабочее паровое число в отгонной части S = 0,194, произведем расчет для 100 кмоль сырья.
qк = r * D(10.1)qк = 0,66 * 16,4 = 10,82 qк - это количество флегмы, стекающей с шестой укрепляющей тарелки.
Vm = qк + D(10.2)Vm = 10,82 + 16,4 = 27,22 Vm - количество пара, поступающего из питательной секции на шестую тарелку.
Vл = S * R(10.3)Vл = 0,194 * 83,6 = 16,22
Vл - количество пара, уходящего с шестой отгонной тарелки.
Vс = e/ * G(10.4)Vс = 0,11* 100 = 11,00
Vс - количество паровой фазы сырья.
qс = (1 - e/ )* G(10.5)qк = (1 - 0,11) * 100 = 89
qс - количество жидкой фазы сырья.
Проверка:
Vm = Vл + Vc(10.6)Vm = 16,22 + 11 = 27,22
qm = qк + qc(10.7)qm = 10,82 + 89 = 99,82
qm = Vm + R(10.8)qm = 16,22 + 83,6 = 99,82
qm - количество флегмы, поступающей из питательной секции на шестую отгонную тарелку.
Определим составы потоков.
Зная состав флегмы qк, стекающей с шестой укрепляющей тарелки, состав пара Vл, уходящего с шестой отгонной тарелки и состав паровой фазы сырья Vс, можно рассчитать состав пара Vm, поступающего из питательной секции на шестую укрепляющую тарелку, по следующим уравнениям [1], стр.30:
Vm*Y/mi = qк * X/кi + D*Y/Di(10.9)Vm*Y/mi = Vл * Y/лi + Ve*Y/Ci(10.10)Y/mi = 0,4 * X/кi + 0,6*Y/Di(10.11)Y/mi = 0,596 * Y/лi + 0,404 * Y/Ci(10.12)
Расчеты составов Y/mi по этим уравнениям для каждого компонента сведены в табл.10.1.
Из табл.10.1 видно, что составы пара Y/mi, рассчитанные по обоим уравнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количества и составы потоков, проходящих питательную секцию, удовлетворяют основным уравнениям материального баланса для верхнего уровня этой секции.
Зная состав пара Vл, уходящего с шестой отгонной тарелки, состав флегмы qк, стекающей с шестой укрепляющей тарелки и состав жидкой фазы сырья qк, можно рассчитать состав флегмы qm, поступающей из питательной секции на шестую отгонную тарелку, по уравнениям [1], стр.30:
qm * X/mi = Vл * Y/лi + R*X/Ri(10.13)qm * X/mi = qк * X/кi + qс * X/Ci(10.14)X/mi = 0,163 * Y/лi + 0,837 * X/Ri(10.15)X/mi = 0,108 * X/кi + 0,892 * X/Ci(10.16)
Расчеты составов X/mi по этим уравнениям для каждого компонента сведены в табл.10.1.
Таблица 10.1
Компоненты сырьяY/mi = 0,4 * X/кi + 0,6*Y/DiY/mi = 0,596 * Y/лi + 0,404 * Y/CiX/кi = X/6iY/Di
(табл.7.1)0,4*X/кi=
0,4 * X/6i0,6*Y/Di=
0,6* X/DiY/miY/лi= Y/6i
(табл.8.1)Y/Сi
(табл.4.1)0,596*Y/лi=0,596*Y/6i0,404*Y/CiY/miСН40,00620,0610,00250,03660,0391-0,042---С2Н60,41890,790,16760,4740,64160,24580,320,14650,12930,2758С3Н80,56500,1510,2260,09060,31660,56820,340,33860,13740,476iС4Н100,0005200,000042-0,0000420,06290,0410,03750,01660,0541nС4Н10-----0,10470,070,06240,02830,0907iС5Н12-----0,01010,0070,0060,002830,0088nС5Н12-----0,0080,00550,00480,00220,007С6Н14-----0,001960,00120,00120,00050,0017∑1,001,00-1,001,001,00--1,00
Компоненты сырьяX/mi = 0,163 * Y/лi + 0,837 * X/RiX/mi = 0,108 * X/кi + 0,892 * X/CiY/лi = Y/6i
(табл.8.1)X/Ri
(табл.8.1)0,163*Y/лi=0,163*Y/6i0,837*X/RiX/miX/кi= X/6i
(табл.8.1)X/Сi
(табл.4.1)0,108*X/кi=
0,108 * X/6i0,892*X/CiX/miСН4------0,006-0,00540,0054С2Н60,24580,0550,040,0460,0860,00620,1580,000670,1410,1417С3Н80,56820,45760,09260,3830,47560,41890,4160,04520,37110,4163iС4Н100,06290,110,01030,09210,10240,56500,0980,0610,08740,1484nС4Н100,10470,2520,01710,21090,2280,000520,2280,0000560,20340,2035iС5Н120,01010,0520,00160,04350,0451-0,048-0,04280,0428nС5Н120,0080,0480,00130,040,0413-0,044-0,03920,0392С6Н140,001960,0250,000320,02090,0212-0,024-0,02140,0214∑1,001,00--1,001,001,00--1,00
Из табл.10.1 составы X/mi флегмы, рассчитанные по обоим уравнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количество и составы потоков, проходящих питательную секцию, удовлетворяют основным уравнениям материального баланса для нижнего уровня этой секции.
11. Расчет количества холодного орошения.
(D+q0), Y/Di
QD, TD=250C
q0, X/Di 1 ПD=2,82МПа
q0, T0=100C
Q2 q1 g1
2 V2,Y/2i 5
6
Vm Qm gк qк
Y/mi, T=560C
X/6i, T=460C
Рис.11.1
Количество q0 (в кмоль на 100 кмоль сырья) холодного орошения, подаваемого на верх колонны, определяется из уравнения теплового баланса ее укрепляющей части. Согласно схеме (рис.10.1), уравнение запишется так:
Vm*Qm + g0*q0 = gk*qk + (D + g0)*QD(11.1)g0 = (Vm*Qm - gk*qk - D*QD) / (QD - q0)(11.2)
Где Vm, gk и D - количества потоков, известные из предыдущих расчетов, Qm , qk,QD и q0 - энтальпии соответствующих потоков (рис.11.1), кДж/кмоль.
ПD = 2,82МПа Пf = 2,82МПа TD = 250C Tf = 560C T6ук. = 460C Vm = 27,22
gk = 10,82
Для определения энтальпий потоков, рассчитаем их средние молекулярные массы.
8
MVm = Σ Mi * Y/mi (поток Vm)(11.3) 1 8Mgk = Σ Mi * X/ki (поток gk)(11.4) 1 8MD = Σ Mi * Y/Di (потоки D и g0)(11.5) 1 Значения Y/mi, X/ki и Y/Di берем из табл.7.1 и 8.1. Расчет сведем в табл.11.1
Таблица 11.1
Компоненты сырьяМiПотоки D и g0Поток gkПоток VmY/DiMi * Y/DiX/kiMi * X/kiY/miMi * Y/miСН4160,0610,9760,00620,09920,03910,6256С2Н6300,7923,70,418912,5670,641619,248С3Н8440,1516,6440,565024,860,316613,93iС4Н1058--0,000520,03020,0000420,0024nС4Н1058------iС5Н1272------nС5Н1272------С6Н1486------∑-1,00MD =31,321,00Mgk =37,61,00MVm =33,81 Пользуясь графиком энтальпий смесей легких углеводородов по температурам, давлениям (для паров) и молекулярным массам потоков [3], стр.54, находим энтальпии:
QD = 425 * 31,32 = 13311 кДж / кмоль
qk = 380 * 37,6 = 14288 кДж / кмоль
Qm = 485 * 33,81 = 16398 кДж / кмоль
q0 = 315 * 31,32 = 9866 кДж / кмоль
Подставим значения количеств потоков и их энтальпий в уравнение теплового баланса:
g0 = (27,22 * 16398 - 10,82 * 14288 - 16,4 * 13311) / (13311 - 9866) = 21 кмоль
g0 = 21 кмоль на 100 кмоль сырья
При работе колонны с полным конденсатором - холодильником, флегма q1(рис.11.1), стекающая с верхней тарелки, служит горячим орошением на верху колонны, т.к. температура флегмы T1 = TD. В случае работы колонны с парциальным конденсатором, флегма q1 образуется в нем. Тогда количество горячего орошения на верху колонны определим по следующему уравнению, [1],стр.33:
q1 = q0 * [(QD - q0) / Q2 - qD)](11.6)Где Q2 - энтальпия паров со второй тарелки, qD - энтальпия флегмы q1 при T1 = TD. Как показывают расчеты, Q2 мало отличается от QD, поэтому можно принять, что Q2 = QD, также ввиду близости составов дистиллята и флегмы q1, будем считать что qD есть энтальпия жидкого дистиллята при TD = 250С, тогда q1 = q0 * [(QD - q0) / QD - qD)](11.7)
По графику [3], стр.54 найдем:
qD = 325 * 31,32 = 10179 кДж / кмоль
Получим:
q1 = 21 * [(13311 - 9866) / (13311 - 10179)] = 23 q1 = 23 кмоль на 100 кмоль сырья
Флегмовое число на верху колонны будет равно:
ri = g1 / D (11.8)ri = 23 / 16,4 = 1,4
Следовательно, флегмовое число возрастает от r = 0,66 внизу укрепляющей части до r = 1,4 на верху колонны. Так как число теоретических тарелок рассчитывалось при постоянном значении r = 0,66, то оно получилось с некоторым превышением, обеспечивающим известный резерв разделительной способности колонны.
12. Расчет тепловой нагрузки кипятильника колонны и количества парового орошения в низу ее отгонной части.
qm,gm,X/mi Tm = T6 = 460C
Qл,Vл,Y/лi Tл = T6 = 680C
6 5
1
VR, Y/Ri Qk ПR=2,86 T1 = 840C
TR = 940C
(R + VR), X/
R, X/Ri
qR q1
QP Рис.12.1
Для определения энтальпий qm, Qл и qR потоков рассчитаем их средние молекулярные массы:
8
Mgm = Σ Mi * X/mi (поток gm)(12.1) 1 8MVл = Σ Mi * Y/лi (поток Vл)(12.2) 1 8MR = Σ Mi * X/Ri (поток R)(12.3) 1
Расчеты сведем в табл.12.1:
Таблица 12.1
Компоненты сырьяMiПоток VлПоток gmПоток RY/лiMi * Y/лiX/miMi * X/miX/RiMi * X/RiСН416------С2Н6300,24587,3740,0862,580,0551,65С3Н8440,568225,000,475620,930,457620,13iС4Н10580,06293,650,10245,940,116,38nС4Н10580,10476.070,22813,2240,25214,62iС5Н12720,01010,72720,04513,250,0523,74nС5Н12720,0080,5760,04132,970,0483,46С6Н14860,001960,1690,02121,8230,0252,15∑-1,00MVл = 43,61,00Mgm = 50,71,00MR = 52,1С помощью графиков энтальпий смесей легких углеводородов [3],стр.54 находим:
Qл = 590 * 43,6 = 25724 кДж /кмоль
qm = 310 * 50,7 = 15717 кДж /кмоль
qR = 465 * 52,1 = 24227 кДж /кмоль
Подставим в уравнение теплового баланса:
QP = 16,22 * 25724 + 83,6 * 24227 - 99,82 * 15717 = 873749 кДж /кмоль
QP = 873749 кДж /кмоль на 100 кмоль сырья
Для определения количества VR парового орошения, идущего из кипятильника под нижнюю (первую) отгонную тарелку, необходимо написать уравнение теплового баланса кипятильника. Из рис. 12.1 следует, что:
(R + VR) * q1 + QP = R * qR + VR * QR(12.4)VR = [QP - R(qR - q1)] / (QR - q1)(12.5)
Где q1 и QR - энтальпии соответственно флегмы, стекающей с нижней отгонной тарелки в кипятильник и пара. Поступающего из кипятильника на эту тарелку.
Средние молекулярные массы потоков:
8
MR+VR = Σ Mi * X/1i
2
8
MVR = Σ Mi * Y/Ri
2
X/1i и Y/Ri возьмем из табл.8.1, расчеты сведем в таблицу 12.2.
Таблица 12.2
Компоненты сырьяMiПоток (VR + R)Поток VRX/1iMi * X/1iY/RiMi * Y/RiСН416----С2Н6300,073872,220,1715,13С3Н8440,48121,160,601426,46iС4Н10580,10426,0440,07454,32nС4Н10580,23213,460,12747,39iС5Н12720,04563,280,01290,93nС5Н12720,04193,0170,01030,74С6Н14860,02141,860,002530,218∑-1,00MR+VR = 511,00MVR = 45,2
Пользуясь графиком энтальпий [3], стр.54, находим:
q1 = 290 * 51 = 14790 кДж/ кмоль
QR = 560 * 45,2 = 25312 кДж/ кмоль
Тогда:
VR = [873749 - 83,6 * (24227 - 14790)] / (25312 - 14790) = 8,1 кмоль
VR = 8,1 кмоль на 100 кмоль сырья.
Раньше было найдено количество парового орошения на верху отгонной части Vл = 16,22 кмоль на 100 кмоль сырья. Количество паров к низу отгонной части уменьшается вдвое.
13. Основные размеры колонны.
13.1 Определение диаметра колонны.
Внутренний диаметр колонны определим по формуле [1], стр.36:
Dв = [(4*Vсек.) / π * ω]1/2(13.1)
Где Vсек.- наибольший секундный объем паров, проходящих через сечение колонны, ω - допускаемая скорость паров в полном (свободном) сечении колонны.
Определим Vсек:
V2 = g1 + D - под верхней укрепляющей тарелкой(13.2)V2 = 23+16,4 = 39,4 кмоль на 100 кмоль сырья под нижней укрепляющей тарелкойVm = 27,22 кмоль на 100 кмоль сырья над верхней отгонной тарелкойVл=16,22кмоль на 100кмоль сырья внизу колонны(под нижней отгонной тарелкой)VR = 8,1 кмоль на 100 кмоль сырья
Из всех расчетов видно, что наиболее нагруженным по парам , является верхнее сечение колонны. Объем паров на верху колонны (под первой тарелкой) определим по формуле [1], стр.37:
Vсек. = (22,4 * Gв * Т2 * 0,1 * 106 * Z) / 3600 * 273 * πD(13.3)
где Gв - часовое количество паров на верху колонны.
Gв = (V2 * Gчас.) / Mср. * 100(13.4)Gв = (39,4 * 36500) / 48,74 * 100 = 295 кмоль/ час
Gчас.- производительность колонны по сырью кг/ч, Mср.- средняя молекулярная масса сырья ( табл.4.1). При определении объема паров, ввиду повышенного давления (П = 2,82 МПа), введен коэффициент сжимаемости Z. По табл. 8.1, пары на верху колонны практически полностью состоят из этана. Поэтому коэффициент сжимаемости для них можно найти, как для паров чистого этана. Критическая температура этана Ткр.= 305,4К [4], стр 45, критическое давление - Пкр. = 4,95 МПа, температура паров этана из табл.7.1 равна Т2 = 308К (350С).
Приведенная температура этана:
Тпр. = Т2 / Ткр.(13.5)Тпр. = 308 / 305,4 = 1,01
Приведенное давление этана:
Ппр. = ПD / Пкр.(13.5)Ппр. = 2,82 / 4,95 = 0,57
Z = 0,9 [4], стр.47
Vсек. = (22,4 * 295 * 308 * 0,1 * 106 * 0,9) / 3600 * 273 * 2,82 * 106 = 0,065 м3 /с(13.6)
Vсек. = 0,065 м3 /с
С учетом того, что дистиллят колонны практически полностью состоит из этана, найдем плотности его в жидком и парообразном состоянии при температуре и давлении на верху колонны:
Т = 250С, ПD = 2,82 МПа
ρвпар. = [D * (r + 1)] / 3600 * Vвсек. = Gв / 3600 * Vвсек(13.7)ρвпар. = 295 / 3600 * 0,065 = 1,26 кг / м3
ρвпар. = 1,26 кг / м3
ρэтана = 1,356 кг / м3
Определим часовое количество паров внизу колонны Gн:
Gн = (VR * R) * Gн / Mср. * 100(13.8)Gн = (8,1 + 83,6) * 36500 / 100 * 48,74 = 683 кмоль / час.
Объем паров внизу колонны определим по формуле [1], стр.37:
Vнсек. = (22,4 * Gн * Т * 0,1 * 106 * Z) / 3600 * 273 * πR(13.9)
Предварительно определим коэффициент сжимаемости Z. Пары внизу колонны в основном состоят из пропана: Ткр.= 370 К [4], стр 45, критическое давление - Пкр. = 4,32 МПа, температура паров пропана из табл.8.1 равна Т1 = 357 К (840С).
Приведенная температура пропана:
Тпр. = Т1 / Ткр.(13.10)Тпр. = 357 / 370 = 0,96
Приведенное давление пропана:
Ппр. = ПR / Пкр.(13.11)Ппр. = 2,86 / 4,32 = 0,66
Z = 0,6 [4], стр.47
ρпропана = 2,02 кг / м3
Vнсек. = (22,4 * 683 * 367 * 0,1 * 106 * 0,6) / 3600 * 273 * 2,86 * 106 = 0,12м3/с
Vнсек. = 0,12м3/с
ρнпар. = Gн / 3600 * Vнсек(13.12)ρнпар. = 683 / 3600 * 0,12 = 1,58 кг / м3
Расстояние между тарелками по всей высоте колонны принимаем равным h = 600мм. По [5], рис.7.2 находим С - коэффициент, зависящий от конструкции тарелок. С = 0,065.
ωmax = C * √(ρж - ρп) / ρп (13.13)
ωвmax = 0,065 * ((1,356 - 1,26) / 1,26)1/2 = 0,02 м/с
ωвmax = 0,02 м/с
ωнmax = 0,065 * ((2,02 - 1,58) / 1,58)1/2 = 0,034 м/с
ωнmax = 0,034 м/с
Dв = [(4*Vвсек.) / π * ω]1/2 = [(4 * 0,065) / 3,14 * 0,02]1/2 = 2,03м
Dв = 2,03м
Dн = [(4*Vвсек.) / π * ω]1/2 = [(4 * 0,12) / 3,14 * 0,034]1/2 = 2,12м
Dн = 2,12м
Принимаем диаметр колонны D = 2,2м
13.2 Определение высоты колонны.
КПД колпачковой тарелки ηт = 0,5 [1], стр.38. Число теоретических тарелок для укрепляющей части колонны Nут = 6, следовательно:
Nур = Nт / ηт(13.14)Nур = 6 / 0,5 = 12 тарелок Для отгонной части Nот = 6, следовательно:
Nор = Nт / ηт(13.15)Nор = 6 / 0,5 = 12 тарелок Холодное орошение подается на первую (верхнюю) укрепляющую тарелку. Паровое орошение из кипятильника (испарителя) колонны подается под ее нижнюю отгонную тарелку. На основании практических данных, примем расстояние между верхним днищем колонны и ее верхней укрепляющей тарелкой hD = 2,2м. Высоту питательной секции (расстояние между нижней укрепляющей и верхней отгонной тарелками) hG = 2м, расстояние между нижним днищем и нижней отгонной тарелкой hR = 4м. Тогда рабочая высота колонны будет равна:
Hр = hD + (Nур - 1) * hт + hG + (Nор - 1) * hт + hR(13.16)Hр = 2,2 + (12 - 1) * 0,6 + 2 + (12 - 1) * 0,6 + 4 = 21,4
Hр = 21,4м - общая высота колонны.
13.3 Расчет диаметра штуцеров.
Диаметр штуцера dш зависит от допустимой скорости потока ωдоп и определяется, как и диаметр колонны, из уравнения объемного расхода:
dш = [Vп / (0,785 * ωдоп)]1/2(13.17)
Где Vп - объемный расход потока в трубопроводе.
Допустимая скорость потока ωдоп зависит от фазового состояния.
Определим диаметр штуцера А - входа смеси:
dА = [F / (3600 * ρж * 0,785 * ωдоп)]1/2(13.18)
F = 36500 кг / ч
ωдоп. = 1,5 м / с
ρж = 620 кг / м3
dА = [36500 / (3600 * 620 * 0,785 * 1,5)]1/2 = 0,118 м(13.19)
Принимаем диаметр штуцера А, dА = 125мм, lА = 175 мм, согласно [6], стр.324.
Определим диаметр штуцера В - входа дистиллята (паровой фазы):
dВ = [Vвп / ( 0,785 * ωдоп)]1/2(13.20)
Vвп = 0,065 м3 / с
ωдоп. = 15 м / с
dА = [0,065 / ( 0,785 * 15)]1/2 = 0,074 м(13.21)
Принимаем диаметр штуцера В, dВ = 250 мм, lА = 250 мм, согласно [6], стр.324.
Определим диаметр штуцера С - входа флегмы (орошения):
dС = [D * r / (3600 * ρжв * 0,785 * ωдоп)]1/2(13.22)
D =16,42 кмоль / час = 17483,5 кг / ч
ωдоп. = 1 м / с
ρжв = 620 кг / м3
r = 0,66
dС = [17483,5 * 0,66 / (3600 * 620 * 0,785 * 1)]1/2 = 0,081 м(13.23)
Принимаем диаметр штуцера С, dС = 125мм, lС = 175 мм, согласно [6], стр.324.
Определим диаметр штуцера D - входа пара:
dD = [Vнс / ( 0,785 * ωдоп)]1/2(13.24)
Vнс = 0,065 м3 / с
ωдоп. = 20 м / с
dD = [0,12 / ( 0,785 * 20)]1/2 = 0,087 м(13.25)
Принимаем диаметр штуцера D, dD = 125мм, lD = 175 мм, согласно [6], стр.324.
Определим диаметр штуцера Е - выхода кубовой части:
dЕ = [R / (3600 * ρжн * 0,785 * ωдоп)]1/2(13.26)
R =83,58 кмоль / час = 19016,5 кг / ч
ωдоп. = 0,4 м / с
ρжн = 620 кг / м3
dС = [19016,5 / (3600 * 620 * 0,785 * 0,4)]1/2 = 0,233 м(13.27)
Принимаем диаметр штуцера Е, dЕ = 250 мм, lЕ = 250 мм, согласно [6], стр.324.
14. Расчет на прочность ректификационной колонны.
Основные части аппарата.
Таблица 1
№п/пНаименование части аппаратаКол-воРазмеры, ммОсновной металлДанные о сваркеВнутр.диам,DвТолщина,SВысота,LМаркаГОСТ или ТУВид сваркиМарка электрода1Корпус 12200281990009Г2С5520-62Электросварка
Э50А ГОСТ9467 - 602Днище верхнее122002875009Г2С5520-623Днище нижнее122002875009Г2С5520-624Кольцо опорное14130/374036Вст3500-58ЭЧ2
Принятые обозначения.
Дв = 220 см Внутренний диаметр корпусаДиз = 245,6 смДиаметр корпуса с изоляциейР = 2,86 МПаРабочее давление в колонне Ддн = Диаметр наружный нижнего днища Д/дн = Диаметр наружный верхнего днища Двок = Диаметр внутренний опорного кольцаДнок = Диаметр наружный опорного кольцаС = 5ммПрибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении[σ]2009Г2С = 196МПаДопускаемое напряжение стали 09Г2С при Т = 200Сφ = 0,9Коэффициент сварного шва
Вес аппарата.
Вес аппарата по проектуQ1 = 78800 кгВес металлоконструкцийQ2 = 8000 кгВес изоляцииQ3 = 6900 кгВес аппарата в рабочем состоянииQ4 = 98100 кгВес аппарата при гидравлическом испытанииQ5 = 209714 кгВес аппарата при гидравлическом испытании без веса опоры и нижнего днищаQ6 = 201400 кг
1. Расчет на прочность.
1.1 Расчет толщины стенки корпуса.
Расчет толщины стенки ректификационной колонны выполним в соответствии с ГОСТ 14249 - 89 по формуле:
S = Sp + C,(1.1)
где S - принятая толщина стенки,
Sp - расчетная толщина стенки,
С - прибавка. Sp = PD/2[σ] *φ-P,(1.2)
где Р = 28,6 кгс/см2 - внутреннее давление, D = 220см - внутренний диаметр корпуса,
[σ] = 1770 кгс/см2 - допускаемое напряжение при данной температуре, t = 940С, φ = 0,9 - коэффициент сварного шва
Sp = 28,6 * 220 /( 2 * 1770 * 0,9 - 28,6) = 1,99 см
S = 1,99 + 0,5 = 2,49 см ≈ 25 мм
Принимаем S = 28 мм
2.0 Расчет днищ колонны.
2.1. Расчет толщины нижнего днища.
Толщину днища определим по следующей формуле:
S = P*D / (2*φ*[σ] - 0,5*P) + C(2.1)
где Р = 28,6 кгс/см2 - внутреннее давление, D = 220 см - внутренний диаметр корпуса,
[σ] = 1770кгс/см2 - допускаемое напряжение при данной температуре, t = 940С, φ = 0,9 - коэффициент сварного шва
С = 0,5см - прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении.
S = 28,6 * 220 / (2 * 0,9 * 1770 - 0,5 * 28,6) + 0,5 = 1,98см
S = 19,8 мм
Принимаем S = 28 мм
Толщина стенки приближенно определяется по следующим формулам с последующей проверкой:
S1R = max {(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E
P * R / 2 * [σ] (2.2)
S1≥ S1R + C,(2.3)
где Kэ = 0,9 - коэффициент для эллиптических днищ,
R = D = 220см - радиус кривизны в вершине днища по внутренней поверхности,
С = 0,5см - прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении,
ny = 2,4 - коэффициент запаса устойчивости,
[σ] = 1770 кгс/см2,
E = 1,91 * 10-5МПа = 1,91 * 10-6кгс/см2, по таблице [7] - модуль продольной упругости материала нижнего днища при расчетной температуре Т = 940С
S1R = (0,9 * 220 / 510) * √2,4 * 28,6 / 10-6 * 1,91* 10-6 = 2,33 мм
S1R = 2,86 * 2200 / 2 * 177 = 17,8 ммS1≥ 17,8 + 5 = 22,77 мм
Принимаем S1 = 28 мм
Для стандартных днищ с R = D и H = 0,25D толщина стенки днищ близка к толщине стенки цилиндрической обечайки.
2.2. Расчет толщины верхнего днища.
S = P*D / (2*φ*[σ] - 0,5*P) + C(2.4)
где Р = 28,2 кгс/см2 - внутреннее давление, D = 220см - внутренний диаметр верхнего корпуса,
[σ] = 1960кгс/см2 - допускаемое напряжение при данной температуре, t = 25 0С, φ = 0,9 - коэффициент сварного шва
С = 0,5см - прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении.
S = 28,2 * 220 / (2 * 0,9 * 1960 - 0,5 * 28,2) + 0,5 = 1,76 см
S = 28 мм
Принимаем S = 28мм
Толщина стенки приближенно определяется по следующим формулам с последующей проверкой:
S1R = max {(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E
P * R / 2 * [σ] (2.5)
S1≥ S1R + C,(2.6)
где Kэ = 0,9 - коэффициент для эллиптических днищ,
R = D = 220см - радиус кривизны в вершине днища по внутренней поверхности,
С = 0,5см - прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении,
ny = 2,4 - коэффициент запаса устойчивости,
[σ] = 1960 кгс/см2,
E = 1,99 * 10-5МПА = 1,99 * 10-6кгс/см2, по таблице [7] - модуль продольной упругости материала нижнего днища при расчетной температуре Т = 250С
S1R = (0,9 * 2200 / 510) * √2,4 * 2,82 / 10-6 * 1,99* 10-5 = 7,16 мм
S1R = 2,82 * 2200 / 2 * 196 = 15,82 ммS1≥ 15,82 + 5 = 20,8 мм
Принимаем S1 = 28 мм
3. Проведение гидроиспытания.
При проведении гидравлического испытания аппаратов на заводе - изготовителе проводят на пробное давление:
Рпр = 1,5 * Р ([σ]20 / [σ]t), при Ррасч = 0,07 - 0,05МПа(3.1)
Для стали 09Г2С [σ]20 = 196МПа, [σ]94 = 176МПа, Рпр = 1,5 * 2,86 * 196 / 176 = 4,78 МПа
Так как проводим гидравлическое испытание ректификационной колонны, высотой H = 21,4м, то в нижней части аппарата возникает давление, превышающее пробное на величину давления столба воды:
Рг = Рпр + H * 10-2(3.2)
Рг = 4,78 + 21,4 * 10-2 = 4,99 МПаДавление в верхней точке аппарата, находящегося в рабочем положении, должно быть равно пробному. При расчете аппаратов следует проверить, напряжение в стенке при гидравлическом испытании от суммарного давления, чтобы не превышало 0,9 σt. σ = Рг * (Dв + S) / 2 * S * φ ≤ 0,9 σt ,(3.3)
где Рг = 4,99 Мпа, Dв = 2200 мм, S = 28 мм, φ = 0,92 - коэффициент прочности продольного сварного шва, σt = 260 Мпа - [7], стр.61, таб.9.
σ = 4,99 * (2200 + 28) / 2 * 28 * 0,92 ≤ 0,9 * 260
σ = 216 ≤ 234 верно
4. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки.
4.1Геометрические и весовые характеристики аппарата.
Таблица 4.1
Участок аппаратаВысота участка, мТолщина стенки, мНаружный диаметр, DнРасчетный диаметр с учетом изоляцииНаружный диаметр изоляции, Dиз, мВес участка аппарата в рабочем состоянии,тПлощадь сечения стенки, F, м2Момент инерции сечения стенки, I, мМомент сопротивления сечения стенки,W,мМодуль упругости металла стенки, E,т/м2Внутрен. диаметр, мНаруж. диаметр, м0 - 19,80,0282,2562,2562,4562,45625,50,19600,12160,10781,99*1071 - 210,850,0282,2562,2562,4562,45665,70,19600,12160,10781,95*1072 - 31,750,0282,2562,2562,4562,4566,90,19600,12160,10781,91*107
F = 0,785398 * (Dн2 - Dв2)I = 0,0625 * (Dн2 + Dв2) * FW = 2I / Dн
4.2 Расчет аппарата на ветровую нагрузку.
Для аппарата с постоянной по высоте площадью сечения, период собственных колебаний в секундах определяется по следующей формуле:
T = 1,79H *√ Q / g * ( (H / E *I ) +4φ0),(4.1)
где Q - вес аппарата, I- экваториальный момент инерции площади поперечного сечения стенки корпуса, м4,
g = 9,81 м/с2 - ускорение свободного падения, φ0 - угол поворота опорного сечения фундамента под действием единичного момента, (МН*м)-1.
Для цилиндрических аппаратов:
I = (π / 64) * (D4н - D4в)(4.2)
Относительное перемещение центров масс участков от единичного момента зависит от жесткости корпуса аппарата, упругих свойств грунта, конструктивной схемы аппарата.
Ki = (j * H / 2*E*I1) * Ai + φ0*αi стр.106 [8](4.3) H / 2*E*I1 = 22,4 / 2*1,99*10-7*0,1216 = 0,46*10-5
Ai = 1,5*αi2 - 0,5*αi3 стр.106 [8](4.4)
αi = xi / H стр.106 [8](4.5)
α1 = 17,5 / 22,4 = 0,78
α2 = 7,175 / 22,4 = 0,32
α3 = 0,875 / 22,4 = 0,039 Координаты центров тяжести
А1 = 1,5*0,782 - 0,5*0,783 = 0,675
А2 = 1,5*0,322 - 0,5*0,323 = 0,137
А3 = 1,5*0,0392 - 0,5*0,0393 = 0,0023
φ0 - угол поворота опорного сечения.
φ0= 1 / Сф*Iф стр.106 [8](4.6)
где - Сф = 1000 т/м3 - коэффициент упругого неравномерного сжатия грунта, [8] стр.106
Iф=0,065*D24 стр.106 [8](4.7)
D2 = 2,6м - наружный диаметр фундаментного кольца аппарата
Iф=0,065*2,64= 2,97м4 φ0=1/1000000 * 2,97 =3,3*10-7 К1 = 0,46 * 10-5 * 0,675 + 3,4 * 10-5 * 0,78 = 2,96*10-5
К2 = 0,46 * 10-5 * 0,137 + 3,4 * 10-5 * 0,32 = 1,15*10-5
К3 = 0,46 * 10-5 * 0,039 + 3,4 *10-5 * 0,0023 = 0,026*10-5
Т =1,79 * 22,4 * √98,1 / 9,81 * ((22,4 / 1,95 * 107 * 0,1216 + 4 * 0,033 * 10-5)) = 1,36 с 4.3 Расчетная ветровая нагрузка.
Скоростной напор ветра для высоты над поверхностью земли до 10м q0 = 45кг/м2, [8] стр.105. Нормативное значение статистической составляющей ветровой нагрузки:
q1=q 0* θi*c(4.8)
θi = 2,05 - коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора с увеличением высоты хi над поверхностью земли, [8] стр.105
с = 0,7 - аэродинамический коэффициент, зависящий от формы аппарата, [8] стр.105,рис.77
q1= 45*2,05*0,7 = 64,6кг/м2
P = β*q*Dниз*h,(4.9)
β - коэффициент увеличения скоростного напора
β = 1 + ζ* m(4.10)
ζ = 0,25 - коэффициент динамичности, зависящий от периода собственных колебаний [2] стр.105 рис.76, в зависимости от параметра ε.
ε = T*√q0 / 260(4.11)
ε = 1,36* √45*10-4 / 260 = 0,006
m - коэффициент пульсаций, определяется по графику [8] рис.77, стр.105.
Таблица 4.3
Участки0 - 11 - 22 - 3m1,21,11,0β = 1 + ζ * m1,31,2751,25
Участок 0 - 1: h = 9,8м, q = 64,6кг/м2, Dниз = 2,456м, β = 1,3
P1 = 1,3 * 64,6 * 2,456 * 9,8 = 2021,3 кгс Участок 1 - 2: h = 10,85м, q = 45кг/м2, Dниз = 2,456м, β = 1,275
P2 = 1,275 * 45 * 2,456 * 10,85 = 1529 кгс Участок 2 - 3: h = 1,75м, q = 45кг/м2, Dниз = 2,456м, β = 1,25
P3 = 1,25 * 45 * 2,456 * 1,75 = 241,8 кгс 4.4 Ветровая нагрузка на площадку.
P = 2,34 * q * f,(4.12)
q- составляющая ветровой нагрузки,
f- сумма проекций всех элементов площадки вне зоны аэродинамической тени.
f = 1,54м2 - для верхней части аппарата,
f = 1,87м2 - для нижней части аппарата.
Количество площадок для обеих частей - по пять.
P1 = P2 = P3 = P4 = P5 = 2,34 * 45 * 1,54 = 162,16 кгс
P6 = P7 = P8 = P9 = P10 = 2,34 * 45 * 1,87 = 196,9 кгс
4.5 Общие ветровые моменты.
Сечение 1 - 1
М1 = 2021,3 * 17,5 + 1529 * 7,175 + 241,8 * 0,875 + 162,16*(23,1+21,1+18,6+15,6+12,6) = 61311,46 кгс*см
Сечение 2 - 2
М2 = 2021,3 * (17,5 - 1,75) +1529 * (7,175 - 1,75) +162,16 * (23,1 + 21,1 + 18,6 + 15,6 + 12,6-1,75 * 5) = 53467,96 кгс*см
Сечение 3 - 3
М3 = 2021,3 * (17,5 - 12,6) + 162,16 * (23,1+21,1 + 18,6 + 15,6 + 12,6 - 12,6 * 5)= 14444,85 кгс*см 4.6 Расчет на резонанс.
Критическая скорость ветра:
Vкр = 5*Dиз. / T(4.13)
Vкр = 5* 2,456 / 1,36 = 9,03 м/с
Расчетный динамический момент:
Сечение 1 - 1
Mд = 0,5*(V2кр*H2*D / (H / 3*E*I) +φ0) * [0,55*(H/6*E*I) +( φ0 /3)](4.14)
Mд = 0,5 * (9,032 * 22,42 * 2,456 /(22,4 / 3 * 1,95 * 107 * 0,1216) + 3,3 * 10-7) *[0,55*(22,4 / 6 * 1,95 * 107 * 0,1216) + 3,3 * 10-7 / 3 = 14094,24 кгс*см
Так как изгибающие моменты от резонанса меньше изгибающих моментов от ветровых нагрузок, то дальнейший расчет производим по изгибающим моментам от ветровых нагрузок.
4.7 Определение напряжений в сварном шве, соединяющим аппарат с опорой при гидроиспытании.
Напряжение в сплошном сварном шве, крепящем корпус аппарата к цилиндрической опорной части (см рис.1, приложения ), определяют в опасном сечении 2 - 2 по формуле [8] стр. 113: σс = (Qmax / fc) + (M/ / Wc),(4.15) fc- площадь опасного сечения шва,
Wc - момент сопротивления сварного шва изгибу,
Qmax - вес аппарата при гидроиспытании без учета опоры,
M/ - изгибающий момент относительно сечения сварного шва от ветровых и эксцентрично приложенных массовых нагрузок, действующих выше сварного шва.
fc = πDн*0,7*S, [8] стр.114(4.16)
Wc = 0,8*0,7*S*Dн2, [8] стр.114(4.17)
fc = 3,14 * 245,6 * 0,7 * 2,8 = 1511,52 см2
Wc = 0,8 * 0,7 * 2,8 * 245,62 = 94580,8 см3
M/ = 53467,96 кгс*см
Qmax = 201400 кг
σс = (201400 / 1511,52) + (53467,96 / 94580,8) = 133,81 кгс/см2
Напряжение в сварном шве при работе на срез:
σс ≤ 0,8*φ*[σ](4.18)
[σ] = 1770 кгс/см2 - допускаемое напряжение растяжения для основного металла,
φ = 0,8 - коэффициент прочности сварного шва.
σс ≤ 0,8 * 1770 * 0,8 = 1113,6 кгс/см2
σс = 393,28 кгс/см2 ≤ 1132,8 кгс/см2 верно
4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны.
Максимальное напряжение на опорной поверхности фундаментного кольца при max Qmax и соответствующих изгибающих моментах M от действия ветровых и весовых сил:
σ max = (Qmax / F) + (M / W), [8] стр.107(4.19)
F - опорная площадь фундаментного кольца,
W - момент сопротивления изгибу опорной площади фундаментного кольца.
Для цилиндрических аппаратов внутренний и наружный диаметры опорного фундаментного кольца обычно принимают равными:
D1 = Dн*(1 - 0,65*k0), [8] стр. 107(4.20)
D2 = Dн*(1 + 1,35*k0), [8] стр. 107(4.21)
k0 = 0,075 при Dн = 2,256 м - коэффициент, определяемый по графику рис.79 [8] и равный отношению ширины кольца к Dн.
F = π/ 4 *( D22 - D12)(4.22)
D1 = 2,256 * (1 - 0,65 * 0,075) = 2,146 м
D2 = 2,256 * (1 + 1,35 * 0,075) = 2,484 м
F = π/ 4 * (248,42 - 214,62) = 12284,8 см2
W = π/ 32 * [(D24 - D14) / D2](4.23) W = π/ 32 * [(248,44 - 214,64) / 248,4] = 666140,9см3
σ max = (Qmax / F) ± (M / W) - определим при гидроиспытании.
σ max = 209714
σ max = (209714 / 12284,8) ± (61311,46 / 666140,9) σ max = 17,16 кгс/см2 - при сжатии
σ max = 16,98 кгс/см2 - при растяжении
4.9 Расчет опорного кольца.
Рассматривается участок опорного кольца шириной 1 см, как консольная балка с равномерно распределенной нагрузкой:
Lк = (D2 - D1) / 2 (4.24) Lк = (248,4 - 214,6) / 2 = 16,9 см Тогда толщину опорного кольца определим по формуле:
δ = Lк / 40 * ( √3* σ max )(4.25)
δ = 16,9 / 40 * ( √3* 17,16 ) = 3,0см
4.10 Расчет фундаментных болтов.
Число болтов принимаем равным 8. Внутренний диаметр резьбы фундаментного болта определим из условия прочности на растяжение:
dв = 0,1√ σ max*F / 3*Z*π (4.26)
dв = 0,1√ 16,98*12284,8 /3*8*3,14 = 2,91 см
Устанавливаем фундаментные болты с dв = 3,615 см, М42.
Список использованной литературы.
1. Кузнецов А. А., Кагерманов С. М., Судаков Е. Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности Л: Химия, 1974 г.
2. Эрих В. Н., Рахина М. Г., Рудин М. Г. Химия и технология нефти и газа. Л: Химия, 1977 г.
3. Гуревич И. Л. Общие свойства первичные методы переработки нефти и газа. Москва: Химия 1972 г.
4. Павлов К. Ф., Раманков П. Г., Носков А. А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов технологии. Химия 1981 г.
5. Лашинский А. А. Точинский А. Р. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры Москва-Ленинграт 1963 г.
6. Сосуды и аппараты нормы и методы расчета на прочность ГОСТ 14249-89 Москва.
7. Вихман Г. Л., Круглов С. А. Основы конструирования аппаратов и машин нефтеперерабатывающих заводов. Москва Машиностроение 1978 г.
8. Фаразов С. А. Оборудование нефтеперерабатывающих заводов и его эксплуатация. Москва Химия 1978 г.
Документ
Категория
Технология
Просмотров
1 047
Размер файла
1 831 Кб
Теги
курсовая
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа