Скачайте в формате документа WORD

Расчет ретификационной колонны становки Деэтанизации бензина

Содержание.



Стр.

1. Введение

3

2. Постановка задачи

3-4

3. Описаниеа технологическойа схемы.

5-7

3.1а Характеристика сырья и готовой продукции.

5

3.2а Описание технологической схемы становки 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 Определение давления низа колонны

12-13

4.2.4 Определение температуры 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 крепляющей 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 сварнома шве, 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 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, состава 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, 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

0,5

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 крепляющей 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 становки Деэтанизация бензина


3.1 Характеристика сырья и готовой продукции.


На Нефтегорский газоперерабатывающийа 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 лосушку, выпавший глеводородный конденсат при этом направляется в колонну - деэтанизатор на становке Деэтанизация бензина для разделения на фракцию этановую и широкую фракцию легких глеводородов (ШФЛУ). Состав и характеристика глеводородного 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 глеводородов 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


3.2а Описание технологической схемы становки Деэтанизация бензина.


Сырье, глеводородный конденсат, с установки НТК (низкотемпературной конденсации) поступает в сырьевые теплообменники Т - 3/1-5, где нагревается до температуры питания 50 - 60


Состав углеводородного конденсата, поступающего в деэтанизатор с становки 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

0,5

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 становки Деэтанизация бензина.

Таблица 3.7

№п/п

Наименование аппарата

Ед. изм.

Технологическая норма

1

2

3

4

1

Деэтанизатор К - 5/2




        

50 - 60


        

кгс/см2

28 - 31


        

90 - 108


        

15 - 30

2

Емкость Е - 28/1-2




        

6 - 10


        

кгс/см2

30 - 31

3

Рибойлер - 3/3-6




        

кгс/см2

6 - 8


        

кгс/см2

2,5

4

Испаритель И - 3/9-12




        

кгс/см2

28 - 31


        

15 - 30


        

6 - 10

5

Теплообменник Т - 3/1-5




ШФЛУ




        

90 - 108


        

20 - 40


Углеводородный конденсат




        

15 - 30


        

50 - 60

Технологический расчет ректификационной колонны.


4. Расчет ректификационной колонны.

 

Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основныха 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

№ компонента

Компоненты сырья

Молекулярная масса, М

Состав сырья в мольных долях, с/i

Мi * с/i

Состав сырья в массовых долях,

i<=а (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 становки не должно превышать 3% весовых или 0,055 массовых долей в остатке, содержание С3Н8 должно быть не менее 20% весовых или 0,151 массовых долей в дистилляте. Содержанием компонентова 4H10, nC4H10, iC5H12, nC5H12, C6H14а в дистилляте пренебрегаем ввиду их отсутствия.

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


Принимаем, что:


Х/R1а <= 0


iY/D4 =а 0


nY/D4 = 0


iY/D5а <= 0


nY/D5 = 0


Y/D6 <= 0




Принимаем, что:


Х/R1а <= 0


Y/D4 =а 0


Y/D5 = 0


Y/D6а <= 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,Е,8 - соответственно ак аметану, аэтану, апропану, а

4.1 Определение материального баланса всей колонны.


равнение 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 Ц 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/R4 + nX/R4 + iX/R5 + nX/R5 + X/R6 = 1,00, X/R2 = 0,055 по словию


1 - 0,055 = X/R3/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 Ц 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 равнения фаз:

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,

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 четом 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 равнению равновесия фаз:


3

∑ Y/Di / ki <= 1

(4.19)

1

где Y/Diа <- мольные доли компонентов в паровой фазе,

i - константа фазового равновесия, определяем по номограмме [2], приложение 10.

Путем подбора при TD = 250С = 29К константы фазового равновесия ki для давления 2,82 Мпа, будучи подставлены в это равнение, превращают его в тождество.


TD = 250С = 29К

Таблица 4.4

Компоненты дистиллята

ki при T = 298K,(250С)

P = 2,8Па

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 TR низа колонны определяем методом постепенного приближения по равнению равновесия фаз:


8

∑ ki * X/Ri = 1, [1], стр.11

(4.20)

2


Путем подбора такого ее значения, при котором константы фазового равновесия i для давления ПR = 2,86*106а Па, будучи подставлены в это равнение, превращают его в тождество. Такая температура равн TR = 940С.


Таблица 4.5

Компоненты дистиллята

ki при TR = 940Са (367K)

P = 2,8Па

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 ровней 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 крепляющей части колонны находим среднее значение коэффициента относительной летучести по формуле: [1], стр.11


αср. = 0,5(αiDа <+ αif),

(4.23)


где αiD - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре ТD = 250С (298 K) и давлении ПD = 2,82 Па, αif - коэффициент относительной летучести ввода сырья в колонну при Тf = 560С (329 К) и Пf = 2,84 Па.


Для отгонной части колонны среднее значение коэффициента относительной летучести вычислим по формуле [1], стр.12:


αср. = 0,5(αiRа <+ αif),

(4.24)


где αiR - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре ТR = 940С (367 K) и давлении ПR = 2,86 Па.


Полученные значения коэффициентов относительной летучести для всех компонентов исходной системы сведем в таб.4.6.





Таблица 4.6

Компоненты

Укрепляющая часть

Отгонная часть

ki а

при

Тf=560С (329K)а Пf =2,84 Па.

αif

при

Тf=560С (329K)а Пf =2,84 Па.

ki а

при

ТD=250С (298K)а ПD=2,82 Па.

αiD

при

ТD=250С (298K)а ПD=2,82 Па.

αiср

ki а

при

ТR=940С (367K)а ПR=2,86 Па.

αif

при

ТR=940С (367K)а ПR=2,82 Па.

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 отгон е/ аисходного сырья и состава фаз при Т = 560С (32К) и давлении 2,84 Па 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 значения е/, при котором довлетворяются эти равенства. При подборе мольной доли отгона е/, самым оптимальным значением е/, которое довлетворяет приближенно обоим равенствам, является е/ = 0,11.

Результаты расчета занесем в табл.5.1.



Таблица 5.1

Компоненты сырья

Состав сырья,

С/i

ki а

при

Тf=560С (329K)а

Пf =2,84 Па.

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 словий. Для нашего случая словия разделения заданы содержаниема 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:а 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) иа Пf <= 2,84 Па. По составу сырья табл.4.1 и словиям его разделения нетрудно становить, 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 равнения 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 равнения 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 С3Н8а в остатке и дистилляте, с помощью равнения 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 определима по равнению 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)*(1,414,1Ц2,764,1)+(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 равнению, по компонентам C3H8 и 4H10:



(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)*(14,1Ц1,414,1)+(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 равнению, по компонентам C3H8 и 4H10:



(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)*(14,1Ц1,414,1)+(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 изопентан 5H12


Состав X/R7 - нормального пентана nC5H12 определим по следующему равнению, по компонентам iC5H12 и 4H10:



(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)*(1,414,1Ц2,764,1)+(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 пентан 5H12



Состав X/R8 - гексана C6H14 определим по следующему равнению, по компонентам iC5H12 и 4H10:



(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)*(1,414,1Ц2,764,1)+(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 равнению, 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)*(1,414,1Ц2,764,1)+(0,4073/0,4577)*(244,1-1,414,1)+(0,0916/0,109 )*(2,764,1-244,1)=0


X/R1 = 25*10-6 Ц состав гексана C6H14


Это малая величина, что без всякого щерба для точности расчета можно принять X/R1 = 0.


Проверка:

8

Σ X/Ri = 1

а1

а8

Σ X/Ri = 0 + 0,055 + 0,4577 + 0,109 + 0,251 + 0,052 + 0,048 + 0,025 = 0,9977 = 1а верно

а1


Содержание Y/Di каждого из компонентов исходной системы в дистилляте определяем по равнению Багатурова [1], стр.15, которое записывается по любым трем компонентам исходной системы. Y/D3 = 0,151.


Для определения Y/D1 запишем равнение 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)*(2,76-4,1Ц6,9-4,1)+(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 равнение 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)*(1,41-4,1Ц6,9-4,1)+(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 Ц содержание изопропана iC4H10.


Это малая величина, что без всякого щерба для точности расчета можно принять Y/D4 = 0.

Дальнейший расчет компонентов до Y/D8 Ц гексана будет иметь такой же результат, поэтому принимаем: аY/D4 = Y/D5 = Y/D6 = Y/D7 = Y/D8 = 0.


Проверка:

8

Σ Y/Di = 1

а1

а8

Σ Y/Di = 0,0606 + 0,79 + 0,151 = 1,0016 = 1а верно

а1


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 числ rmin адля крепляющей части колонны будем вести по равнению 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 а<= 560С (329 К). Зададимся значением φ = 1,164.


Таблица 7.1

Компоненты сырья

C/i

αi

C/Ii

C/iа <- αi

(C/Ii) / (C/iа <- αi)

СН4

0,01

24

0,24

22,836

0,0105

С2Н6

0,1755

6,9

1,211

5,736

0,2

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 при φ = 1,164 равнение Андервуда с достаточной точностью довлетворяется, поэтому найденный параметр φ далее используем для определения rmin.

Минимальное флегмовое число для крепляющей части колонны рассчитаем по равнению Андервуда [1], стр.18:

n

rmin = ∑(φ*Y/Di) / (αi - φ)

(7.2)

i


3


rmin =а ∑(φ*Y/Di) / (αi Ц φ)

(7.4)

1

rmin =а (φ*Y/D1) / (α1 - φ) + (φ*Y/D2) / (α2 - φ) + (φ*Y/D3) / (α3 Ц φ) =

<=а 1,164 * [0,061 / (24 - 1,164) + 0,79 / (6,9 - 1,164) + 0,151 / (2,76 Ц 1,164)] = 0,28

rmin <=а 0,28

Минимальное паровое число Smin для отгонной части колонны может быть рассчитано аналогично по равнению Андервуда:

n

<- Smin = ∑(αi*X/Ri) / (αi - φ)

(7.5)

i


8


- Smin =а ∑( αi*X/Ri) / (αi - φ)

(7.6)

2

- Smin =а (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 крепляющей части колонны при рабочем флегмовом числе.


Произведем расчет элементов ректификации методом лот тарелки к тарелке в направлении сверху вниз, т.к. известен состав паров дистиллята, ходящих с верхней тарелки (табл.4.2)

Принимаем рабочее флегмовое число по всей высоте крепляющей части колонны постоянным: r <=а 0,66, т.к.


r <= 1,3 rmin <+ 0,3

(8.1)


Также принимаем среднее для всей крепляющей 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 равнению концентраций [1], стр.19:


Y/n = m*X/n-1 + (1 - m)*Y/D,

(8.3)


Где

m = r / (r +1)

(8.4)



m = 0,66 / 0,66 + 1 = 0,4



Тогда равнение 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 равнению [1], стр.19:


X/i = (Y/i i) / Σ Y/i i,

(8.6)


Где Y/i Ц 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 равнению [1],стр.19:


knC4H10 = Σ Y/i i

(8.7)


Зная k и определив среднее давление в крепляющей части:

Пср. = (ПD + Пf) / 2 = 2,82 + 2,84 = 2,83 Па,

По номограмме [2], находим температуру.


Первая тарелка:


Состав пара с первой тарелки известен, т.к. он одинаков с составом дистиллята колонны, поэтому по следующему равнению 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




Σ 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 равнению 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




Σ X/2i = 1 - верно



По номограмме [2], приложение 11 определяем температуру: T = 350С (308 К).


Третья тарелка:


Состав пара с третьей тарелки рассчитаем по равнению 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 равнению:



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




Σ X/3i = 1 - верно



Все расчеты для первой и второй тарелок, также аналогичные расчеты для других тарелок укрепляющей части сведены в табл.7.1.

При расчете пятой тарелки принимаем:


Y/54 = Y/5iC4H10 = 0,1


Расчет элементов ректификации в крепляющей 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


0,1*

0,7

0,368

1,445

0,15

-

0,15

0,10

-

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

0,42

-

0,42

0,3

0,15

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 Ц 0,11) - 0,836) / 0,836 = 0,194



S = 0,194

Состав флегмы по каждому компоненту находим по равнению концентраций:


X/n+1 = Y/n / m/ + (m/ - 1) / X/R

(9.2)


- индекс тарелки.


m/ = (S + 1) / S = (0,194 + 1) / 0,194 = 6,15


m/ = 6,15



Тогда равнение 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 равнению [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 равнению [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 Па,

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 равнению [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 равнению 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, температур Т1 = 840С.


Все расчеты для нулевой и первой тарелок, также аналогичные расчеты для других тарелок отгонной части сведены в табл.9.1.

Расчет элементов ректификации в отгоннойа части 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

-

0,412

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

0,33

0,021

0,0213

0,0043

0,002


0,32

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

0,32

0,021

0,02132

0,00426

0,00196


0,32

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

0,32

0,021

0,0213

0,00426

0,00196


0,32

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, беждаемся, что они приблизительно одинаковы и близки к составам паровой и жидкой фаз сырья. Это значит, что за нижнюю крепляющую тарелку должна быть принята шестая тарелка, считая сверху, за верхнюю отгонную - шестая тарелка, считая снизу колонны.

Питательная секция колонны будет расположена между шестой крепляющей и шестой отгонной тарелками.

При расчете питательной секции необходимо показать, что количества и составы проходящих ее потоков довлетворяют основным уравнениям материального баланса для верхнего и нижнего ровней (сечений) этой секции.


D, Y/Di

6

Vm, Y/mi

VЛ, VC, к,

Y/Лi Y/Ci X/кi

Gт,Ci


ci,

X/Ci

mi, X/mi

6


R, X/Ri



Рис. 10.1



Флегмовое рабочее число крепляющей части равно r = 0,66, 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 крепляющей тарелки.


m = qк + D

(10.2)



m = 10,82 + 16,4 = 27,22


m - количество пара, поступающего из питательной секции на шестую тарелку.

л = S * R

(10.3)



л = 0,194 * 83,6 = 16,22



л - количество пара, ходящего с шестой отгонной тарелки.


с = e/ * G

(10.4)



с = 0,11* 100 = 11,00



с - количество паровой фазы сырья.


qс = (1 - e/ )* G

(10.5)



qк = (1 - 0,11) * 100 = 89



qс - количество жидкой фазы сырья.


Проверка:

 

m = Vл + Vc

(10.6)



m = 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 крепляющей тарелки, состав пара Vл, ходящего с шестой отгонной тарелки и состав паровой фазы сырья Vс, можно рассчитать состав пара Vm, поступающего из питательной секции на шестую крепляющую тарелку, по следующим равнениям [1], стр.30:


m*Y/mi = qк * X/кi + D*Y/Di

(10.9)



m*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 равнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количества и составы потоков, проходящих питательную секцию, удовлетворяют основным равнениям материального баланса для верхнего ровня этой секции.

Зная состав пара Vл, ходящего с шестой отгонной тарелки, состав флегмы ак, стекающей с шестой крепляющей тарелки и состав жидкой фазы сырья qк, можно рассчитать состав флегмы qm, поступающей из питательной секции на шестую отгонную тарелку, по равнениям [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 равнениям 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

0,52

0

0,42

-

0,42

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

0,5

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

0,67

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

0,52

0,228

0,56

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

0,32

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 равнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количество и составы потоков, проходящих питательную секцию, довлетворяют основным равнениям материального баланса для нижнего ровня этой секции.





11. Расчет количества холодного орошения.


(D<+q0), Y/Di


QD, TD<=250C

0, X/Di


1 ПD=2,8Па

0, T0=100C

Q2 1 g1

2а V2,Y/2i



5



6

Vm Qm к к


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 равнения теплового баланса ее крепляющей части. Согласно схеме (рис.10.1), уравнение запишется так:


m*Qm + g0*q0 = gk*qk + (D + g0)*QD

(11.1)



g0 = (Vm*Qm а<- 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 = 2,8МП Пf = 2,8Па

TD = 250C Tf = 560C T6ук. = 460C

m = 27,22

gk =а 10,82

Для определения энтальпий потоков, рассчитаем их средние молекулярные массы.

8

MVm = Σ Mi * Y/mi (поток Vm)

(11.3)

1


8


Mgk = Σ Mi * X/ki (поток gk)

(11.4)

1


8


MD = 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 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

-

-

0,52

0,0302

0,42

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 равнение 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 конденсаторома <- 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 Ц 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 Ц 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 крепляющей 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.



m,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


R 1


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


8


MVл = Σ Mi * 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 глеводородов [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)



R = [QP Ц R(qR Ц 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 аи 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:


R = [873749 Ц 83,6 * (24227 - 14790)] / (25312 - 14790) = 8,1 кмоль


R = 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 меньшается 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 полнома (свободном) сечении колонны.

Определима Vсек:


2 = g1 + D - под верхней крепляющей тарелкой

(13.2)



2 = 23+16,4 = 39,4 кмоль на 100 кмоль сырья под нижней крепляющей тарелкой




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




л=16,22кмоль на 100кмоль сырья внизу колонны(под нижней отгонной тарелкой)




R <= 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:


сек. = (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 Па), 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,К [4], стр 45, критическое давление - Пкр. = 4,95 Па, температура паров этана из табл.7.1 равн Т2 = 30К (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


сек. = (22,4 * 295 * 308 * 0,1 * 106 * 0,9) / 3600 * 273 * 2,82 * 106 = 0,065 м3

(13.6)


сек. = 0,065 м3

С четом 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 Па


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:


нсек. = (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:а Ткр.= 370 К [4], стр 45, критическое давление - Пкр. = 4,32 Па, температура паров пропана из табл.8.1 равн 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



нсек. = (22,4 * 683 * 367 * 0,1 * 106 * 0,6) / 3600 * 273 * 2,86 * 106 = 0,12м3



нсек. = 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 равныма

ωmax = C * √(ρж - ρп) / ρп

(13.13)


ωвmax = 0,065 * ((1,356 Ц 1,26)а 1/2 = 0,02 м/с

ωвmax = 0,02 м/с


ωнmax = 0,065 * ((2,02 Ц 1,58)а 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


Принимаема диаметр колонны D = 2,2м



13.2 Определение высоты колонны.


КПД колпачковой тарелки ηт = 0,5 [1], стр.38. Число теоретических тарелок для крепляющей 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) крепляющую тарелку. Паровое орошение из кипятильника (испарителя) колонны подается под ее нижнюю отгонную тарелку. На основании практических данных, примем расстояние между верхним днищема колонны и ее верхней крепляющей тарелкой hD = 2,2м. Высоту питательной секции (расстояние между нижней крепляющей и верхней отгонной тарелками) аG = 2м, расстояние между нижним днищем и нижней отгонной тарелкойа R = 4м. Тогда рабочая высота колонны будет равна:


Hр = hD + (Nур Ц 1) * hт + hG + (Nор Ц 1) * hт + hR

(13.16)



Hр = 2,2 + (12 Ц 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 равнения объемного расхода:


dш = [Vп / (0,785 * ωдоп)]1/2

(13.17)


Где Vпа <- объемный расход потока в трубопроводе.

Допустимая скорость поток ωдоп зависит от фазового состояния.


Определим диаметр штуцер А - входа смеси:


dА = [F / (3600 * ρж * 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.18)


F = 36500 кг / ч

ωдоп. =а 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 =а 125мм, lА = 175 мм, согласно [6], стр.324.


Определим диаметр штуцер В - входа дистиллята (паровой фазы):


dВ = [Vвп / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.20)


вп = 0,065 м3 / с

ωдоп. =а 15 м / с



dА = [0,065 / ( 0,785 * 15)]1/2 = 0,074 м

(13.21)


Принимаем диаметр штуцера В, dВ =а 250 мм, lА = 250 мм, согласно [6], стр.324.



Определим диаметр штуцер 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. =а 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 =а 125мм, lС = 175 мм, согласно [6], стр.324.



Определим диаметр штуцер D - входа пара:


dD = [Vнс / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.24)


нс = 0,065 м3 / с

ωдоп. =а 20 м / с



dD = [0,12 / ( 0,785 * 20)]1/2 = 0,087 м

(13.25)


Принимаем диаметр штуцера D, dD =а 125мм, lD = 175 мм, согласно [6], стр.324.



Определим диаметр штуцер 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. =а 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 =а 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

0ГС

5520-62

Электросварка


Э5А ГОСТ9467 - 60

2

Днище верхнее

1

2200

28

750

0ГС

5520-62

3

Днище нижнее

1

2200

28

750

0ГС

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

Диаметра корпуса с изоляцией

Р = 2,86 Па

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<]200ГС = 19Па

Допускаемое напряжение стали 0ГС при Т = 200С

φ = 0,9

Коэффициент сварного шва


Вес аппарата.

 

Вес аппарата по проекту

Q1 = 78800 кг

Вес металлоконструкций

Q2 = 8 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 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 а<- расчетная толщина стенки,

С - прибавка.



Sp = PD

(1.2)


где Ра <= 28,6 кгс/см2 - внутреннее давление,

D = 220см - внутренний диаметр корпуса,

[σ<]а <= 1770 кгс/см2 Ц 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 = 1,99а <+а 0,5 = 2,49 сма ≈ 25 мм



Принимаема 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 Ра <= 28,6 кгс/см2 - внутреннее давление,

D = 220 см - внутренний диаметр корпуса,

[σ<]а <= 1770кгс/см2 Ц 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:



S1Rа <= max <{(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E


(2.2)


S1≥ S1R + C,

(2.3)


где Kэа <= 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,

y = 2,4 - коэффициент запаса стойчивости,

[σ<]а <= 1770 кгс/см2,

E = 1,91 * 10-5Па = 1,91 * 10-6кгс/см2, по таблице [7] - модуль продольной пругости материала нижнего днища при расчетной температуре Т = 940С


S1R = (0,9 * 220 / 510) * √2,4 * 28,6 / 10-6 * 1,91* 10-6а <= 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 = Dа и H = 0,25Dа 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 Ра <= 28,2 кгс/см2 - внутреннее давление,

D = 220см - внутренний диаметр верхнего корпуса,

[σ<]а <= 1960кгс/см2 Ц 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:


S1Rа <= max <{(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E


(2.5)


S1≥ S1R + C,

(2.6)


где Kэа <= 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,

y = 2,4 - коэффициент запаса стойчивости,

[σ<]а <= 1960 кгс/см2,

E = 1,99 * 10-5МПА = 1,99 * 10-6кгс/см2, по таблице [7] - модуль продольной пругости материала нижнего днища при расчетной температуре Т = 250С


S1R = (0,9 * 2200 / 510) * √2,4 * 2,82 / 10-6 * 1,99* 10-5а <= 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 *([σ<]20 / [σ<]t), при Ррасч = 0,07 - 0,0Па

(3.1)


Для стали 0ГС [σ<]20 = 19Па, [σ<]94 = 17Па,


Рпр = 1,5 * 2,86 * 196 / 176 = 4,78 Па



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 Па


Давление 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 Мп <- [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.Геометрические и весовые характеристики аппарата.

Таблица 4.1


Участок аппарата

Высота частка, м

Толщина стенки, м

Наружный диаметр, Dн

Расчетный диаметр с четом изоляции

Наружный диаметр изоляции, Dиз, м

Вес частка аппарата в рабочем состоянии,т

Площадь сечения стенки, F, м2

Момент инерции сечения стенки, I, м

Момент сопротивления сечения стенки,W,м

Модуль пругости 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 Расчета аппарата на ветровую нагрузку.


Для аппарата с постояннойа 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 стенкиа корпуса, м4,

g = 9,81 м/с2 - ускорение свободного падения, φ0 - гол поворота опорного сечения фундамента под действием единичного момента, (МН*м)-1.

Для цилиндрических аппаратов:


I = (π / 64) * (D4н -а D4в)

(4.2)



Относительное перемещение центров масс частков от единичного момента зависит от жесткости корпуса аппарата, пругих свойств грунта, конструктивной схемы аппарата.


Ki = (j * H / 2*E*I1) * Ai + φ0i 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


1 = 1,5*0,782 - 0,5*0,783 = 0,675

2 = 1,5*0,322 - 0,5*0,323 = 0,137

3 = 1,5*0,0392 - 0,5*0,0393 = 0,0023




φ0 Ц гол поворота опорного сечения.


φ0= 1 / Сф*Iф стр.106 [8]

(4.6)



где -а Сф = 1 т/м3 - коэффициента пругого неравномерного сжатия грунта, [8] стр.106


Iф=0,065*D24 стр.106 [8]

(4.7)


D2 = 2,6ма - наружный диаметр фундаментного кольца аппарата


Iф=0,065*2,64= 2,97м4


φ0=1/1 * 2,97 =3,3*10-7



К1 = 0,46 * 10-5 * 0,675а <+а 3,4 * 10-5 * 0,78 = 2,96*10-5

К2 = 0,46 * 10-5 * 0,137а <+а 3,4 * 10-5 * 0,32 = 1,15*10-5

К3 = 0,46 * 10-5 * 0,039а <+а 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))а <= 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 величением высоты хi над поверхностью земли, [8]а стр.105


с = 0,7 - аэродинамический коэффициент, зависящий от формы аппарата, [8]а стр.105,рис.77



1= 45*2,05*0,7 = 64,6кг/м2



P = β*q*Dниз*h,

(4.9)



β - коэффициент величения 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 кгса


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 а<= P2 = P3 = P4 = P5 = 2,34 * 45 * 1,54 = 162,16 кгс

P6 а<= 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)= 1,85 кгс*см





4.6 Расчет на резонанс.


Критическая скорость ветра:


кр = 5*Dиз. / T

(4.13)



кр = 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:а


σс = (Qmax / fc) + (M/ / Wc),

(4.15)


c<- площадь опасного сечения шва,

Wc - момент сопротивления сварного шва изгибу,

Qmax - вес аппарата при гидроиспытании без чета опоры,

M/ - изгибающий момент относительно сечения сварного шва от ветровых и эксцентрично приложенных массовых нагрузок, действующих выше сварного шва.


c = 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 = 3,6 кгс/см2



σс = 393,28 кгс/см2 ≤ 1132,8 кгс/см2а верно






4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны.


Максимальное напряжение на опорной поверхности фундаментного кольца при max Qmaxа 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 = 0,075а 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 = π2 - 214,62) = 12284,8 см2



W = π/ 32 * [(D24 - D14) / D2]

(4.23)


W = π4 Ц 214,64) / 248,4] = 140,9см3



σ max = (Qmax / F) (M / W)а <- определим при гидроиспытании.

σ max = 209714


σ max = (209714 / 12284,8) (61311,46 / 140,9)


σ max = 17,16 кгс/см2 Ц при сжатии


σ max = 16,98 кгс/см2 Ц 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 определима по формуле:


δ =а Lк / 40 * ( √3* σ max )

(4.25)


δ =а 16,9 / 40 * ( √3* 17,16а ) = 3,0см






4.10 Расчет фундаментных болтов.


Число болтов принимаем равным 8. Внутренний диаметр резьбы фундаментного болта определим из словия 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.







Списока использованнойа литературы.


  1. Кузнецова А. А., Кагерманова С. М., Судакова Е. Н. Расчеты процессова и аппаратова нефтеперерабатывающейа промышленности Л:а Химия, 1974 г.
  2. Эриха В. Н., Рахин М. Г., Рудина М. Г. Химия и технология нефтиа и газа. Л:а Химия, 1977 г.
  3. Гуревича И. Л. Общие свойств первичные методы переработки нефтиа и газа. Москва:а Химия 1972 г.
  4. Павлова К. Ф., Раманкова П. Г., Носкова А. А. Примеры и задачи поа курсу процессова иа аппаратова технологии. Химия 1981 г.
  5. Лашинскийа А. А. Точинскийа А. Р. Основы конструирования и расчета химическойа аппаратуры Москва-Ленинграта 1963 г.
  6. Сосуды и аппараты нормы и методы расчет н прочность ГОТа 14249-89а Москва.
  7. Вихмана Г. Л., Круглова С. А. Основы конструирования аппаратова иа машина нефтеперерабатывающиха заводов. Москв Машиностроение 1978 г.
  8. Фаразова С. А. Оборудованиеа нефтеперерабатывающиха заводова и егоа эксплуатация. Москв Химия 1978 г.