Расчет ретификационной колонны установки «Деэтанизации бензина»

Примечаниеот автора: Чертежи раскрывать в AUTOCAD
Загрузить архив:
Файл: ref-23852.zip (260kb [zip], Скачиваний: 97) скачать

Содержание.

Стр.

1. Введение

3

2. Постановка задачи

3-4

3.Описание  технологическойсхемы.

5-7

3.1Характеристика сырья и готовой продукции.

5

3.2Описание технологической схемы установки «Деэтанизация бензина».

6-7

4. Технологический расчет ректификационной колонны.

8-14

4.1 Определение материального баланса всей колонны

8-9

4.2 Определение режима колонны

9-11

4.2.1 Определение давления в колонне

11

4.2.2 Определение температуры верха колонны

12

4.2.3 Определениедавления низа колонны

12-13

4.2.4 Определениетемпературы низа колонны

13

4.2.5 Расчет коэффициентов относительной летучести

13-14

5. Расчет доли отгона и состава жидкой и паровой фаз сырья при его подаче

15

6. Расчет режима полного орошения

16-19

7. Расчет режима минимального орошения

20

8. Расчет элементов укрепляющей части при рабочем флегмовом числе

21-25

9. Расчет элементов отгонной части при рабочем паровом числе

26-30

10. Расчет питательной секции колонны

31-35

11. Расчет количества холодного орошения

35-37

12. Расчет тепловой нагрузки кипятильника и количества парового орошения в низу ее отгонной части

38-40

13. Основные размеры колонны

40-44

13.1 Определение диаметра колонны

40-42

13.2 Определение высоты колонны

42-43

13.3 Расчет диаметра штуцеров

43-44

14.Расчет на прочность ректификационной колонны

45-56

           Основные части аппарата

45

           Принятые обозначения

45

1. Расчет на прочность

46

1.1 Расчет толщины корпуса

46

2. Расчет днищ колонны

46-48

2.1 Расчет толщины нижнего днища

46-47

2.2 Расчет толщины верхнего днища

47-48

3. Проведение гидроиспытания

48-49

4. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки

50-56

4.1 Геометрические и весовые характеристики аппарата

50

4.2 Расчет аппарата на ветровую нагрузку

51-52

4.3 Расчетная ветровая нагрузка

52-53

4.4 Ветровая нагрузка на площадку

53

4.5 Общие ветровые моменты

53-54

4.6 Расчет на резонанс

54

4.7 Определение напряжений в сварномшве, соединяющим аппарат с опорой при гидроиспытании

54-55

           4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны

55-56

          4.9 Расчет опорного кольца

56

          4.10 Расчет фундаментных болтов

56

Список использованной литературы

57

1. 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 заключаетсяв 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, составсырья 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/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%

весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

СН4

16

0,33

0,0033

0,021

0,01

2

С2Н6

30

10,8

0,108

0,36

0,1755

3

С3Н8

44

36,77

0,3677

0,836

0,4073

4

4Н10

58

10,9

0,109

0,188

0,0916

5

4Н10

58

25,03

0,2503

0,431

0,2104

6

5Н12

72

6,45

0,0645

0,09

0,0437

7

5Н12

72

5,94

0,0594

0,083

0,0402

8

С6Н14

86

3,78

0,0378

0,044

0,0214

Σ

-

-

100,00

1,00

2,053

≈1,00

Состав готовой продукции (ШФЛУ):

Таблица 2.2

№п/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

СН4

16

0,00

0,00

0,00

0,00

2

С2Н6

30

3,00

0,03

0,1

0,055

3

С3Н8

44

35,00

0,35

0,795

0,435

4

4Н10

58

14,00

0,14

0,241

0,131

5

4Н10

58

23,00

0,23

0,396

0,216

6

5Н12

72

5,00

0,05

0,069

0,0378

7

5Н12

72

5,00

0,05

0,069

0,0378

8

С6Н14

86

15,00

0,15

0,174

0,095

Σ

-

-

100,00

1,00

1,817

≈1,00

Состав готовой продукции (Фракция этановая):

Таблица 2.3

№п/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%

весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

2

3

4

5

6

7

1

СН4

0,00

12

0,12

0,75

0,218

2

С2Н6

0,00

65

0,65

2,17

0,631

3

С3Н8

41,00

22,9

0,229

0,52

0,151

4

4Н10

11,3

0,1

0,001

0,0018

0,0005

5

4Н10

28,5

0,00

0,00

0,00

0,00

6

5Н12

6,65

0,00

0,00

0,00

0,00

7∑

5Н12

6,94

0,00

0,00

0,00

0,00

8

С6Н14

5,61

0,00

0,00

0,00

0,00

Σ

-

-

100,00

1,00

3,44

≈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 газоперерабатывающийзавод 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/п

Наименование показателя

Марка А

Марка Б

1

2

3

4

1

2

3

Массовая 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/п

Наименование показателя

Марка А

Марка Б

1

2

3

4

1

2

3

4

Массовая 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


3.2Описание 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 на15 тарелку колонны, предусмотрена подача и на 12 тарелку, где за счет ректификации происходит разделениесырья 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/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%

весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

СН4

16

0,33

0,0033

0,021

0,01

2

С2Н6

30

10,8

0,108

0,36

0,1755

3

С3Н8

44

36,77

0,3677

0,836

0,4073

4

4Н10

58

10,9

0,109

0,188

0,0916

5

4Н10

58

25,03

0,2503

0,431

0,2104

6

5Н12

72

6,45

0,0645

0,09

0,0437

7

5Н12

72

5,94

0,0594

0,083

0,0402

8

С6Н14

86

3,78

0,0378

0,044

0,0214

Σ

-

-

100,00

1,00

2,053

≈1,00

Состав готовой продукции (ШФЛУ):

Таблица 3.5

№п/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

2

3

4

5

6

7

1

СН4

16

0,00

0,00

0,00

0,00

2

С2Н6

30

3,00

0,03

0,1

0,055

3

С3Н8

44

35,00

0,35

0,795

0,435

4

4Н10

58

14,00

0,14

0,241

0,131

1

2

3

4

5

6

7

5

4Н10

58

23,00

0,23

0,396

0,216

6

5Н12

72

5,00

0,05

0,069

0,0378

7

5Н12

72

5,00

0,05

0,069

0,0378

8

С6Н14

86

15,00

0,15

0,174

0,095

Σ

-

-

100,00

1,00

1,817

≈1,00

Состав готовой продукции (Фракция этановая):

Таблица 3.6

№п/п

Компонент

Молекулярная масса, М

%

весовые

Массовые доли

Моли,

% / М

Мольные доли

1

2

3

4

5

6

7

1

СН4

16

12

0,12

0,75

0,218

2

С2Н6

30

65

0,65

2,17

0,631

3

С3Н8

44

22,9

0,229

0,52

0,151

4

4Н10

58

0,1

0,001

0,0018

0,0005

5

4Н10

58

0,00

0,00

0,00

0,00

6

5Н12

72

0,00

0,00

0,00

0,00

7

5Н12

72

0,00

0,00

0,00

0,00

8

С6Н14

86

0,00

0,00

0,00

0,00

Σ

-

-

100,00

1,00

3,44

≈1,00

Технологические параметры установки «Деэтанизация бензина».

Таблица 3.7

№п/п

Наименование аппарата

Ед. изм.

Технологическая норма

1

2

3

4

1

Деэтанизатор К – 5/2

·

°С

50 – 60

·

кгс/см2

28 – 31

·

°С

90 – 108

·

°С

15 – 30

2

Емкость Е – 28/1-2

·

°С

6 – 10

·

кгс/см2

30 – 31

3

Рибойлер Р – 3/3-6

·

кгс/см2

6 – 8

·

кгс/см2

2,5

4

Испаритель И – 3/9-12

·

кгс/см2

28 – 31

·

°С

15 – 30

·

°С

6 – 10

5

Теплообменник Т – 3/1-5

ШФЛУ

·

°С

90 – 108

·

°С

20 – 40

Углеводородный конденсат

·

°С

15 – 30

·

°С

50 – 60

Технологический расчет ректификационной колонны.

4. Расчет ректификационной колонны.

   Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основныхгеометрических 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

№ компонента

Компоненты сырья

Молекулярная масса, М

Состав сырья в мольных долях, с/i

Мi * с/i

Состав сырья в массовых долях,

ci=(Мi/I)/ ∑Мi * с/i

Количество сырья

кг/ч

кмоль/ч

1

2

3

4

5

6

7

8

1

СН4

16

0,01

0,16

0,0033

120,45

7,528

2

С2Н6

30

0,1755

5,265

0,108

3942

131,4

3

С3Н8

44

0,4073

117,92

0,3677

13421,05

305

1

2

3

4

5

6

7

8

4

4Н10

58

0,0916

5,3128

0,109

3978,5

68,59

5

4Н10

58

0,2104

12,2032

0,2503

9135,95

157,52

6

5Н12

72

0,0437

3,1464

0,0645

2354,25

32,7

7

5Н12

72

0,0402

2,8944

0,0594

2168,1

30.1

8

С6Н14

86

0,0214

1,8404

0,0378

1379,7

16,0

-

≈1,00

Мср.= 48,7422

1,00

36500

748,838

   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 содержаниеС3Н8 должно быть не менее 20% весовых или 0,151 массовых долей в дистилляте. Содержанием компонентовiC4H10, nC4H10, iC5H12, nC5H12, C6H14в дистилляте пренебрегаем ввиду их отсутствия.

Для удобства расчет проведем для 100кмоль сырья. Составы выражены в мольных долях.

Принимаем, что:

Х/R1=   0

iY/D4 =0

nY/D4 = 0

iY/D5= 0

nY/D5 = 0

Y/D6   = 0

Принимаем, что:

Х/R1=   0

Y/D4 =0

Y/D5 = 0

Y/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 значенияX/ 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

Компоненты

Сырье, кмоль

Дистиллят

Остаток

D*X/Di

Y/Di = X/Di

R*X/Ri

X/Ri

СН4

1,00

1,00

0,061

-

-

С2Н6

17,55

12,97

0,79

4,6

0,055

С3Н8

40,73

2,48

0,151

38,25

0,4576

4Н10

9,16

-

-

9,19

0,11

4Н10

21,04

-

-

21,06

0,252

5Н12

4,37

-

-

4,35

0,052

5Н12

4,02

-

-

4,01

0,048

С6Н14

2,14

-

-

2,1

0,025

100,00

16,42

≈1,00

83,58

≈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 уравненияфаз:

3

∑ ki * X/Di = 1

(4.18)

1

Константы фазового равновесия определим по номограмме [2], приложение 10:

Таблица 4.3

Компоненты дистиллята

ki при T = 283K,

P = 2,8МПа

Y/Di = X/Di,

из табл. 3.2

ki * X/Di

СН4

5,0

0,061

0,305

С2Н6

0,83

0,79

0,66

С3Н8

0,29

0,151

0,044

-

1,00

1,00

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 дистиллята

ki при T = 298K,(250С)

P = 2,82МПа

Y/Di = X/Di,

из табл. 3.2

Y/Di / ki

СН4

5,6

0,061

0,0108

С2Н6

1,26

0,79

0,627

С3Н8

0,42

0,151

0,36

-

1,00

1,00

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 TRниза 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 равновесияkiдля давленияПR = 2,86*106Па, будучи подставлены в это уравнение, превращают его в тождество. Такая температура равна   TR = 940С.

Таблица 4.5

Компоненты дистиллята

ki при TR = 940С(367K)

P = 2,86МПа

X/Ri,

из табл.3.2

ki * X/Ri

1

2

3

4

С2Н6

2,9

0,055

0,16

С3Н8

1,32

0,4576

0,6

4Н10

0,68

0,11

0,0748

1

2

3

4

4Н10

0,54

0,252

0,136

5Н12

0,27

0,052

0,014

5Н12

0,23

0,048

0,011

С6Н14

0,125

0,025

0,003

-

≈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)

гдеαiD – 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

Компоненты

Укрепляющая часть

Отгонная часть

ki

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.

αiср

ki

при

ТR=940С (367K)ПR=2,86 МПа.

αif

при

ТR=940С (367K)ПR=2,82 МПа.

αif

СН4

7,0

24

5,6

41,5

32,75

8,0

14,8

19,4

С2Н6

2,0

6,9

1,26

9,3

8,1

2,9

5,4

6,15

С3Н8

0,8

2,76

0,42

3,1

2,93

1,32

2,44

2,6

4Н10

0,41

1,41

0,2

1,48

1,445

0,68

1,26

1,34

4Н10

0,29

1

0,135

1

1

0,54

1

1

5Н12

0,14

0,48

0,061

0,45

0,465

0,27

0,5

0,49

5Н12

0,125

0,43

0,046

0,34

0,385

0,23

0,42

0,425

С6Н14

0,05

0,17

0,018

0,13

0,15

0,125

0,29

0,2

5. Расчет доли отгона и состава жидкой и паровой фаз сырья при подаче его в колонну.

Мольную долю отгонае/ 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                8

Σ Y/i = Σ ki *X/i = 1

(5.2)

1               1

путем подбора такого значенияе/, 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 сырья

Состав сырья,

С/i

ki

при

Тf=560С (329K)

Пf =2,84 МПа.

1+е/ *(ki – 1) е/ = 0,11

X/i =

C/i /(1+е/(ki-1))

Y/i = ki *X/i

СН4

0,01

7,0

1,66

0,006

0.042

С2Н6

0,1755

2,0

1,11

0,158

0,32

С3Н8

0,4073

0,8

0,978

0,416

0.34

4Н10

0,0916

0,41

0,935

0,098

0,041

4Н10

0,2104

0,29

0,922

0,228

0,07

5Н12

0,0437

0,14

0,905

0.048

0,007

5Н12

0,0402

0,125

0,904

0,044

0,0055

С6Н14

0,0214

0,05

0,896

0,024

0,0012

Σ

1,00

-

-

≈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 содержаниемС3Н8 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) = 0,164

R / 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 С3Н8в 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 определимпо 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 иiC4H10:

(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 иiC4H10:

(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 изопентанаiC5H12

Состав X/R7 – нормального пентана nC5H12 определим по следующему уравнению, по компонентам iC5H12 иnC4H10:

(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 пентанаnC5H12

Состав X/R8 – гексана C6H14 определим по следующему уравнению, по компонентам iC5H12 иnC4H10:

(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 иC3H8:

(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 = 1верно

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 = 1верно

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 числаrminдля 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 сырья

C/i

αi

C/Ii

C/i- αi

(C/Ii) / (C/i- αi)

СН4

0,01

24

0,24

22,836

0,0105

С2Н6

0,1755

6,9

1,211

5,736

0,2111

С3Н8

0,4073

2,76

1,124

1,596

0,7043

4Н10

0,0916

1,41

0,129

0,246

0,5244

4Н10

0,2104

1

0,2104

-0,164

-1,2829

5Н12

0,0437

0,48

0,021

-0,684

-0,0307

5Н12

0,0402

0,43

0,017

-0,734

-0,0232

С6Н14

0,0214

0,17

0,0036

-0,994

-0,00363

-

-

-

-

0,11

    Из табл. 7.1 видно, что приφ = 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

             3

rmin =  ∑(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 числоSminдля 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 среднеедля 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)

Гдеn – 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 i) / Σ Y/i i,

(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 i

(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 1) / (Y/1 1 + Y/2 2 + Y/3 3)

(8.8)

X/11 = (0,061 / 32,75) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,0124

X/12 = (0,79 / 8,1) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,65

X/13 = (0,151 / 2,93) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,3433

ΣX/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) = 0,0075

X/22 = (0,734 / 8,1) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,5329

X/23 = (0,2279 / 2,93) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,4576

ΣX/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

ΣY/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) = 0,0067

X/31 = (0,6872 / 8,1) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,4711

X/31 = (0,2736/ 2,93) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,5189

ΣX/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

Компоненты

Первая тарелка,   T = 250C

Вторая тарелка,   T = 350C

αi

Y/Di

Y/Di i,

X/1i = (Y/i i) /

Σ Y/i i,

αi,

0,4X/1i

0,6Y/Di

Y/2i = 0,4X/1i + 0,6Y/Di

Y/2i i,

X/2i=(Y/2i i) /

Σ Y/2ii,

СН4

32,75

0,061

0,00186

0,0124

32,75

0,00496

0,0366

0,04156

0,00127

0,0075

С2Н6

8,1

0,79

0,0975

0,65

8,1

0,26

0,474

0,734

0,0906

0,5329

С3Н8

2,93

0,151

0,0515

0,3433

2,93

0,1373

0,0906

0,2279

0,0778

0,4576

4Н10

1,445

-

-

-

1,445

-

-

-

-

-

4Н10

1,0

-

-

-

1,0

-

-

-

-

-

5Н12

0,465

-

-

-

0,465

-

-

-

-

-

5Н12

0,385

-

-

-

0,385

-

-

-

-

-

С6Н14

0,15

-

-

-

0,15

-

-

-

-

-

-

1,00

0,15

1,00

-

-

-

1,00

0,17

1,00

Компоненты

Третья тарелка,   T = 380C

Четвертая тарелка,   T = 400C

αi

0,4X/2i

0,6Y/Di

Y/3i = 0,4X/2i + 0,6Y/Di

Y/3i i,

X/3i = (Y/3i i)/

Σ Y/3i i,

αi,

0,4X/3i

0,6Y/Di

Y/4i = 0,4X/3i + 0,6Y/Di

Y/4i i,

X/4i=(Y/4i i) /

Σ Y/4ii,

СН4

32,75

0,003

0,0366

0,0396

0,0012

0,00670

32,75

0,0027

0,0366

0,0393

0,0012

0,0065

С2Н6

8,1

0,2132

0,474

0,6872

0,0848

0,4711

8,1

0,1884

0,474

0,6624

0,082

0,4432

С3Н8

2,93

0,183

0,0906

0,2736

0,0934

0,5189

2,93

0,2076

0,0906

0,2982

0,102

0,5514

4Н10

1,445

-

-

-

-

-

1,445

-

-

-

-

-

4Н10

1,0

-

-

-

-

-

1,0

-

-

-

-

-

5Н12

0,465

-

-

-

-

-

0,465

-

-

-

-

-

5Н12

0,385

-

-

-

-

-

0,385

-

-

-

-

-

С6Н14

0,15

-

-

-

-

-

0,15

-

-

-

-

-

-

-

-

1,00

0,18

1,00

-

-

-

1,00

0,185

1,00


Продолжение Таблицы 8.1

Компоненты

Пятая тарелка,   T = 440C

Шестая тарелка,   T = 460C

αi

0,4X/4i

0,6Y/Di

Y/5i = 0,4X/4i + 0,6Y/Di

Y/5i i,

X/5i = (Y/5i i)/

Σ Y/5i i,

αi,

0,4X/5i

0,6Y/Di

Y/6i = 0,4X/5i + 0,6Y/Di

Y/6i i,

X/6i=(Y/6i i) /

Σ Y/6ii,

СН4

32,75

0,0026

0,0366

0,0392

0,00119

0,0063

32,75

0,0025

0,0366

0,0391

0,00119

0,006

С2Н6

8,1

0,1773

0,474

0,6513

0,081

0,4263

8,1

0,171

0,474

0,645

0,0796

0,4189

С3Н8

2,93

0,221

0,0906

0,3116

0,1063

0,56

2,93

0,224

0,0906

0,3146

0,1073

0,5650

4Н10

1,445

0,0001*

0,00007

0,000368

1,445

0,00015

-

0,00015

0,00010

-

4Н10

1,0

-

-

-

-

-

1,0

-

-

-

-

-

5Н12

0,465

-

-

-

-

-

0,465

-

-

-

-

-

5Н12

0,385

-

-

-

-

-

0,385

-

-

-

-

-

С6Н14

0,15

-

-

-

-

-

0,15

-

-

-

-

-

-

-

-

1,00

0,19

1,00

-

-

-

1,00

0,2

1,00

Компоненты

Седьмая тарелка,   T = 460C

αi

0,4X/6i

0,6Y/Di

Y/7i = 0,4X/6i + 0,6Y/Di

Y/7i i,

X/7i = (Y/7i i)/Σ Y/7i i,

СН4

32,75

0,0025

0,0366

0,0391

0,00119

0,006

С2Н6

8,1

0,1676

0,474

0,6416

0,0792

0,3960

С3Н8

2,93

0,226

0,0906

0,3166

0,10905

0,5589

4Н10

1,445

0,000042

-

0,000042

0,00003

0,00015

4Н10

1,0

-

-

-

-

-

5Н12

0,465

-

-

-

-

-

5Н12

0,385

-

-

-

-

-

С6Н14

0,15

-

-

-

-

-

-

-

-

1,00

0,2

1,00


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/R23*X/R34*X/R45*X/R56*X/R67*X/R78*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 = 0,171

Y/02 = 0,171

Y/03 = 0,6014

Y/04 = 0,0745

Y/05 = 0,1274

Y/06 = 0,0129

Y/07 = 0,0103

Y/08 = 0,00253

Σ 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 = 0,07387

X/13 = 0,163*0,6014 + 0,837*0,4576 = 0,481

X/14 = 0,163*0,0745 + 0,837*0,11 = 0,1042

X/15 = 0,163*0,1274 + 0,837*0,252 = 0,232

X/16 = 0,163*0,0129 + 0,837*0,052 = 0,0456

X/17 = 0,163*0,0103 + 0,837*0,048 = 0,0419

X/18 = 0,163*0,00253 + 0,837*0,025 = 0,0214

Σ X/1i = 1,00

По номограмме [2], приложение 11, температураТ1 = 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 отгоннойчасти следует прекратить на той очередной тарелке (в нашем случае седьмой), которую покидают равновесные жидкая и паровая фазы.


Таблица 9.1

Компоненты

Кипятильник,   Т0 = ТR = 940С

Первая тарелка,   T1 = 840С

αi

X/Ri

αi*X/Ri

Y/0i= αi*X/Ri /

Σ αi*X/Ri

k = 1 /Σ X/Rii

0,163 *Y/0i

0,837*

X/Ri

X/1i = 0,163*Y/0i+ 0,837* X/Ri

αi*X/1i

Y/1i= αi*X/1i /

Σ αi*X/1i

k = 1 /

Σ X/1ii

СН4

19,4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

С2Н6

6,15

0,055

0,3383

0,171

-

0,02787

0,046

0,07387

0,4543

0,2143

-

С3Н8

2,6

0,4576

1,1898

0,6014

-

0,098

0,3830

0,481

1,251

0,5901

-

4Н10

1,34

0,11

0,1474

0,0745

-

0,0121

0,0921

0,1042

0,14

0,066

-

4Н10

1,0

0,252

0,252

0,1274

0,505

0,021

0,211

0,232

0,232

0,1094

0,472

5Н12

0,49

0,052

0,0255

0,0129

-

0,0021

0,0435

0,0456

0,0223

0,0105

-

5Н12

0,425

0,048

0,0204

0,0103

-

0,0017

0,0402

0,0419

0,0178

0,0084

-

С6Н14

0,2

0,025

0,005

0,00253

-

0,000412

0,021

0,0214

0,0043

0,002

-

-

1,00

1,9784

1,00

-

-

-

1,00

2,12

1,00

-

Компоненты

Вторая тарелка,   T2 = 810С

Третья тарелка,   T3 = 780С

αi

0,163 *Y/1i

0,837*

X/Ri

X/2i = 0,163*Y/1i+ 0,837* X/Ri

αi*X/2i

Y/2i= αi*X/2i /

Σ αi*X/2i

k = 1 /

Σ X/2ii

0,163 *Y/2i

0,837*

X/Ri

X/3i = 0,163*Y/2i+ 0,837* X/Ri

αi*X/3i

Y/3i= αi*X/3i /

Σ αi*X/3i

k = 1 /

Σ X/3ii

СН4

19,4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

С2Н6

6,15

0,0349

0,046

0,081

0,4982

0,2312

-

0,038

0,046

0,084

0,5166

0,2384

-

С3Н8

2,6

0,0962

0,3830

0,4792

1,246

0,5782

-

0,0942

0,3830

0,4772

1,241

0,5727

-

4Н10

1,34

0,011

0,0921

0,103

0,1382

0,0641

-

0,0105

0,0921

0,1026

0,1375

0,0635

-

4Н10

1,0

0,0178

0,211

0,229

0,229

0,1063

0,466

0,0173

0,211

0,2283

0,2283

0,1054

0,462

5Н12

0,49

0,0017

0,0435

0,0452

0,0221

0,0103

0,00166

0,0435

0,0452

0,0221

0,0102

5Н12

0,425

0,00137

0,0402

0,0416

0,0177

0,00821

0,00134

0,0402

0,0415

0,0176

0,0081

С6Н14

0,2

0,00033

0,021

0,0213

0,0043

0,002

0,00032

0,021

0,0213

0,00426

0,00196

-

-

-

1,00

2,155

1,00

-

-

1,00

2,167

1,00

Компоненты

Четвертая тарелка,   T4 = 750С

Пятая тарелка,   T5 = 720С

αi

0,163 *Y/3i

0,837*

X/Ri

X/4i = 0,163*Y/3i+ 0,837* X/Ri

αi*X/4i

Y/4i= αi*X/4i /

Σ αi*X/4i

k = 1 /

Σ X/4ii

0,163 *Y/4i

0,837*

X/Ri

X/5i = 0,163*Y/4i+ 0,837* X/Ri

αi*X/5i

Y/5i= αi*X/5i /

Σ αi*X/5i

k = 1 /

Σ X/5ii

СН4

19,4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

С2Н6

6,15

0,039

0,046

0,085

0,5228

0,241

-

0,0392

0,046

0,086

0,53

0,244

-

С3Н8

2,6

0,0934

0,3830

0,4764

1,239

0,571

-

0,0931

0,3830

0,4761

1,238

0,5692

-

4Н10

1,34

0,0104

0,0921

0,1025

0,1374

0,0633

-

0,0103

0,0921

0,1024

0,1372

0,063

-

4Н10

1,0

0,01718

0,211

0,228

0,228

0,105

0,456

0,0171

0,211

0,2281

0,2281

0,1048

0,452

5Н12

0,49

0,00166

0,0435

0,0452

0,0221

0,0101

0,00165

0,0435

0,0452

0,0221

0,0101

5Н12

0,425

0,00132

0,0402

0,04152

0,0176

0,008

0,0013

0,0402

0,0415

0,0176

0,008

С6Н14

0,2

0,00032

0,021

0,02132

0,00426

0,00196

0,00032

0,021

0,02132

0,00426

0,00196

-

-

-

1,00

2,171

1,00

-

-

1,00

2,175

1,00

Компоненты

Шестая тарелка,   T6 = 680С

Седьмая тарелка,   T7 = 660С

αi

0,163 *Y/5i

0,837*

X/Ri

X/6i = 0,163*Y/5i+ 0,837* X/Ri

αi*X/6i

Y/6i= αi*X/6i /

Σ αi*X/6i

k = 1 /

Σ X/6ii

0,163 *Y/6i

0,837*

X/Ri

X/7i = 0,163*Y/6i+ 0,837* X/Ri

αi*X/7i

Y/7i= αi*X/7i /

Σ αi*X/7i

k = 1 /

Σ X/7ii

СН4

19,4

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

С2Н6

6,15

0,04

0,046

0,087

0,5351

0,2458

-

0,041

0,046

0,088

0,5412

0,247

-

С3Н8

2,6

0,0928

0,3830

0,4758

1,237

0,5682

-

0,0926

0,3830

0,4756

1,2366

0,5646

-

4Н10

1,34

0,0102

0,0921

0,1023

0,137

0,0629

-

0,0103

0,0921

0,113

0,1514

0,069

-

4Н10

1,0

0,017

0,211

0,228

0,228

0,1047

0,446

0,017

0,211

0,228

0,228

0,104

0,44

5Н12

0,49

0,00164

0,0435

0,045

0,022

0,0101

0,00164

0,0435

0,045

0,022

0,01

5Н12

0,425

0,0013

0,0402

0,0415

0,0176

0,008

0,0013

0,0402

0,0415

0,0176

0,008

С6Н14

0,2

0,00032

0,021

0,0213

0,00426

0,00196

0,00032

0,021

0,0213

0,00426

0,00196

-

-

-

1,00

2,18

1,00

-

-

1,00

2,2

1,00


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 бытьпринята 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 – количествопаровой 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 сырья

Y/mi = 0,4 * X/кi + 0,6*Y/Di

Y/mi = 0,596 * Y/лi + 0,404 * Y/Ci

X/кi = X/6i

Y/Di

(табл.7.1)

0,4*X/кi=

0,4 * X/6i

0,6*Y/Di=

0,6* X/Di

Y/mi

Y/лi= Y/6i

(табл.8.1)

Y/Сi

(табл.4.1)

0,596*Y/лi=0,596*Y/6i

0,404*Y/Ci

Y/mi

СН4

0,0062

0,061

0,0025

0,0366

0,0391

-

0,042

-

-

-

С2Н6

0,4189

0,79

0,1676

0,474

0,6416

0,2458

0,32

0,1465

0,1293

0,2758

С3Н8

0,5650

0,151

0,226

0,0906

0,3166

0,5682

0,34

0,3386

0,1374

0,476

4Н10

0,00052

0

0,000042

-

0,000042

0,0629

0,041

0,0375

0,0166

0,0541

4Н10

-

-

-

-

-

0,1047

0,07

0,0624

0,0283

0,0907

5Н12

-

-

-

-

-

0,0101

0,007

0,006

0,00283

0,0088

5Н12

-

-

-

-

-

0,008

0,0055

0,0048

0,0022

0,007

С6Н14

-

-

-

-

-

0,00196

0,0012

0,0012

0,0005

0,0017

1,00

1,00

-

1,00

1,00

1,00

-

-

1,00

Компоненты сырья

X/mi = 0,163 * Y/лi + 0,837 * X/Ri

X/mi = 0,108 * X/кi + 0,892 * X/Ci

Y/лi = Y/6i

(табл.8.1)

X/Ri

(табл.8.1)

0,163*Y/лi=0,163*Y/6i

0,837*X/Ri

X/mi

X/кi= X/6i

(табл.8.1)

X/Сi

(табл.4.1)

0,108*X/кi=

0,108 * X/6i

0,892*X/Ci

X/mi

СН4

-

-

-

-

-

-

0,006

-

0,0054

0,0054

С2Н6

0,2458

0,055

0,04

0,046

0,086

0,0062

0,158

0,00067

0,141

0,1417

С3Н8

0,5682

0,4576

0,0926

0,383

0,4756

0,4189

0,416

0,0452

0,3711

0,4163

4Н10

0,0629

0,11

0,0103

0,0921

0,1024

0,5650

0,098

0,061

0,0874

0,1484

4Н10

0,1047

0,252

0,0171

0,2109

0,228

0,00052

0,228

0,000056

0,2034

0,2035

5Н12

0,0101

0,052

0,0016

0,0435

0,0451

-

0,048

-

0,0428

0,0428

5Н12

0,008

0,048

0,0013

0,04

0,0413

-

0,044

-

0,0392

0,0392

С6Н14

0,00196

0,025

0,00032

0,0209

0,0212

-

0,024

-

0,0214

0,0214

1,00

1,00

-

-

1,00

1,00

1,00

-

-

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

                                         2V2,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 = ΣMi * Y/mi (поток Vm)

(11.3)

1

8

Mgk = ΣMi * X/ki (поток gk)

(11.4)

1

           8

MD = ΣMi * 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 сырья

Мi

Потоки D и g0

Поток gk

Поток Vm

Y/Di

Mi * Y/Di

X/ki

Mi * X/ki

Y/mi

Mi * Y/mi

СН4

16

0,061

0,976

0,0062

0,0992

0,0391

0,6256

С2Н6

30

0,79

23,7

0,4189

12,567

0,6416

19,248

С3Н8

44

0,151

6,644

0,5650

24,86

0,3166

13,93

4Н10

58

-

-

0,00052

0,0302

0,000042

0,0024

4Н10

58

-

-

-

-

-

-

5Н12

72

-

-

-

-

-

-

5Н12

72

-

-

-

-

-

-

С6Н14

86

-

-

-

-

-

-

-

1,00

MD =31,32

1,00

Mgk =37,6

1,00

MVm =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 = ΣMi * X/mi (поток gm)

(12.1)

1

8

MVл = ΣMi * Y/лi (поток Vл)

(12.2)

1

           8

MR = Σ Mi * X/Ri (поток R)

(12.3)

          1

Расчеты сведем в табл.12.1:

Таблица 12.1

Компоненты сырья

Mi

Поток Vл

Поток gm

Поток R

Y/лi

Mi * Y/лi

X/mi

Mi * X/mi

X/Ri

Mi * X/Ri

СН4

16

-

-

-

-

-

-

С2Н6

30

0,2458

7,374

0,086

2,58

0,055

1,65

С3Н8

44

0,5682

25,00

0,4756

20,93

0,4576

20,13

4Н10

58

0,0629

3,65

0,1024

5,94

0,11

6,38

4Н10

58

0,1047

6.07

0,228

13,224

0,252

14,62

5Н12

72

0,0101

0,7272

0,0451

3,25

0,052

3,74

5Н12

72

0,008

0,576

0,0413

2,97

0,048

3,46

С6Н14

86

0,00196

0,169

0,0212

1,823

0,025

2,15

-

1,00

MVл = 43,6

1,00

Mgm = 50,7

1,00

MR = 52,1

С 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/1iи Y/Ri возьмем из табл.8.1, расчеты сведем в таблицу 12.2.

Таблица 12.2

Компоненты сырья

Mi

Поток (VR + R)

Поток VR

X/1i

Mi * X/1i

Y/Ri

Mi * Y/Ri

СН4

16

-

-

-

-

С2Н6

30

0,07387

2,22

0,171

5,13

С3Н8

44

0,481

21,16

0,6014

26,46

4Н10

58

0,1042

6,044

0,0745

4,32

4Н10

58

0,232

13,46

0,1274

7,39

5Н12

72

0,0456

3,28

0,0129

0,93

5Н12

72

0,0419

3,017

0,0103

0,74

С6Н14

86

0,0214

1,86

0,00253

0,218

-

1,00

MR+VR = 51

1,00

MVR = 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 частиVл = 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.

ОпределимVсек:

V2 = g1 + D – под верхней укрепляющей тарелкой

(13.2)

V2 = 23+16,4 = 39,4 кмоль на 100 кмоль сырья под нижней укрепляющей тарелкой

Vm = 27,22кмоль на 100 кмоль сырья над верхней отгонной тарелкой

Vл=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

(13.6)

Vсек. = 0,065 м3

   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 колонныопределим 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

Vнсек. = 0,12м3

ρнпар. = Gн / 3600 * Vнсек

(13.12)

ρнпар. = 683 / 3600 * 0,12 = 1,58 кг / м3

Расстояние между тарелками по всей высоте колонны принимаем равнымh = 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

Принимаемдиаметр колонны D = 2,2м

13.2 Определение высоты колонны.

КПД колпачковой тарелкиηт = 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 днищемколонны 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 тарелкойhR = 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 потокаωдоп зависит от фазового состояния.

   Определим диаметр штуцераА – 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 штуцераВ – 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 штуцераС – 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 штуцераD – 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 штуцераЕ – 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/п

Наименование части аппарата

Кол-во

Размеры, мм

Основной металл

Данные о сварке

Внутр.диам,Dв

Толщина,S

Высота,L

Марка

ГОСТ или ТУ

Вид сварки

Марка электрода

1

Корпус

1

2200

28

19900

09Г2С

5520-62

Электросварка

Э50А ГОСТ9467 - 60

2

Днище верхнее

1

2200

28

750

09Г2С

5520-62

3

Днище нижнее

1

2200

28

750

09Г2С

5520-62

4

Кольцо опорное

1

4130/3740

36

Вст3

500-58

ЭЧ2

Принятые обозначения.

Дв = 220 см                               

Внутренний диаметр корпуса

Диз = 245,6 см

Диаметркорпуса с изоляцией

Р = 2,86 МПа

Рабочее давление в колонне

Ддн =

Диаметр наружный нижнего днища

Д/дн =

Диаметр наружный верхнего днища

Двок =

Диаметр внутренний опорного кольца

Днок =

Диаметр наружный опорного кольца

С = 5мм

Прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении

[σ]2009Г2С = 196МПа

Допускаемое напряжение стали 09Г2С при Т = 200С

φ = 0,9

Коэффициент сварного шва

Вес аппарата.

Вес аппарата по проекту

Q1 = 78800 кг

Вес металлоконструкций

Q2 = 8000 кг

Вес изоляции

Q3 = 6900 кг

Вес аппарата в рабочем состоянии

Q4 = 98100 кг

Вес аппарата при гидравлическом испытании

Q5 = 209714 кг

Вес аппарата при гидравлическом испытании без веса опоры и нижнего днища

Q6 = 201400 кг

1.

Расчет толщины стенкикорпуса.


                                                                   

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

ПринимаемS = 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 мм

S1≥ 17,8 + 5 = 22,77 мм

Принимаем S1 = 28 мм

Для стандартных днищ с R = Dи H = 0,25Dтолщина 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 мм

S1≥ 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 МПа

Давление в верхней точке аппарата, находящегося в рабочем положении, должно быть равно пробному.

При расчете аппаратов следует проверить, напряжение в стенкепри 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 аппарата

Высота участка, м

Толщина стенки, м

Наружный диаметр, Dн

Расчетный диаметр с учетом изоляции

Наружный диаметр изоляции, Dиз, м

Вес участка аппарата в рабочем состоянии,т

Площадь сечения стенки, F, м2

Момент инерции сечения стенки, I, м

Момент сопротивления сечения стенки,W,м

Модуль упругости металла стенки, E,т/м2

Внутрен. диаметр, м

Наруж. диаметр, м

0 - 1

9,8

0,028

2,256

2,256

2,456

2,456

25,5

0,1960

0,1216

0,1078

1,99*107

1 – 2

10,85

0,028

2,256

2,256

2,456

2,456

65,7

0,1960

0,1216

0,1078

1,95*107

2 - 3

1,75

0,028

2,256

2,256

2,456

2,456

6,9

0,1960

0,1216

0,1078

1,91*107

F = 0,785398 * (Dн2 – Dв2)

I = 0,0625 * (Dн2 + Dв2) * F

W = 2I / Dн


4.2 Расчетаппарата на ветровую нагрузку.

Для аппарата с постояннойпо 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 + φ0iстр.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 - коэффициентупругого 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

Участки

0 - 1

1 - 2

2 - 3

m

1,2

1,1

1,0

β = 1 + ζ * m

1,3

1,275

1,25

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/см2верно

4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны.

Максимальное напряжение на опорной поверхности фундаментного кольца при maxQmaxи соответствующих изгибающих моментах M от действия ветровых и весовых сил:

σmax = (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 = 0,075приDн = 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

σmax = (Qmax / F) ± (M / W)  - определим при гидроиспытании.

        

σmax = 209714

σmax = (209714 / 12284,8) ± (61311,46 / 666140,9)

σmax = 17,16 кгс/см2 – при сжатии

σmax = 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 определимпо формуле:

δ =Lк / 40 * ( √3* σmax   )

(4.25)

δ =16,9 / 40 * ( √3* 17,16) = 3,0см

4.10 Расчет фундаментных болтов.

Число болтов принимаем равным 8. Внутренний диаметр резьбы фундаментногоболта определим из условия прочности на растяжение:

dв = 0,1√ σmax*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  использованнойлитературы.

  1. КузнецовА. А.,КагермановС. М.,  СудаковЕ. Н.Расчеты  процессовиаппаратовнефтеперерабатывающейпромышленностиЛ:  Химия,1974 г.
  2. ЭрихВ. Н.,РахинаМ. Г.,  РудинМ. Г.Химия  итехнологиянефти  игаза.Л:  Химия,1977 г.
  3. ГуревичИ. Л.Общиесвойства  первичныеметодыпереработкинефти  игаза.Москва:  Химия1972 г.
  4. ПавловК. Ф.,РаманковП. Г.,  НосковА. А.Примеры  изадачипо  курсупроцессови  аппаратовтехнологии.   Химия  1981 г.
  5. ЛашинскийА. А. ТочинскийА. Р.Основы  конструированияирасчета   химическойаппаратурыМосква-Ленинграт1963 г.
  6. Сосуды  иаппаратынормы  иметодырасчета  напрочностьГОСТ  14249-89Москва.
  7. ВихманГ. Л.,КругловС. А.  Основыконструированияаппаратови  машин  нефтеперерабатывающих  заводов.МоскваМашиностроение1978 г.
  8. ФаразовС. А. Оборудование  нефтеперерабатывающих  заводовиего  эксплуатация.МоскваХимия  1978 г.