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	iС4Н10	58	10,9	0,109	0,188	0,0916
5	nС4Н10	58	25,03	0,2503	0,431	0,2104
6	iС5Н12	72	6,45	0,0645	0,09	0,0437
7	nС5Н12	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	iС4Н10	58	14,00	0,14	0,241	0,131
5	nС4Н10	58	23,00	0,23	0,396	0,216
6	iС5Н12	72	5,00	0,05	0,069	0,0378
7	nС5Н12	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	iС4Н10	11,3	0,1	0,001	0,0018	0,5
5	nС4Н10	28,5	0,00	0,00	0,00	0,00
6	iС5Н12	6,65	0,00	0,00	0,00	0,00
7∑	nС5Н12	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	iС4Н10	58	10,9	0,109	0,188	0,0916
5	nС4Н10	58	25,03	0,2503	0,431	0,2104
6	iС5Н12	72	6,45	0,0645	0,09	0,0437
7	nС5Н12	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	iС4Н10	58	14,00	0,14	0,241	0,131
1	2	3	4	5	6	7
5	nС4Н10	58	23,00	0,23	0,396	0,216
6	iС5Н12	72	5,00	0,05	0,069	0,0378
7	nС5Н12	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	iС4Н10	58	0,1	0,001	0,0018	0,5
5	nС4Н10	58	0,00	0,00	0,00	0,00
6	iС5Н12	72	0,00	0,00	0,00	0,00
7	nС5Н12	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*с/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	iС4Н10	58	0,0916	5,3128	0,109	3978,5	68,59
5	nС4Н10	58	0,2104	12,2032	0,2503	9135,95	157,52
6	iС5Н12	72	0,0437	3,1464	0,0645	2354,25	32,7
7	nС5Н12	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 +а /_R4 + nX^/_R4 + iX^/_R5 + nX^/_R5 + X^/_R6 = 1,00, X^/_R2 = 0,055 по словию

1 - 0,055 = X^/_R3 +а /_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
iС4Н10	9,16	-	-	9,19	0,11
nС4Н10	21,04	-	-	21,06	0,252
iС5Н12	4,37	-	-	4,35	0,052
nС5Н12	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.

П_D = П₀ + 0,02*10⁶ = 2,8*10⁶ + 0,02*10⁶ = 2,82 Мпа = 28,2 кгс/см².

П_D = 2,82 Мпа = 28,2 кгс/см².

4.2.2.Определение температуры верха колонны.

Температуру верха колонны T_D 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 T_D = 25⁰С = 29К константы фазового равновесия k_i для давления 2,82 Мпа, будучи подставлены в это равнение, превращают его в тождество.

T_D = 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 П_D, т.е.

П_R = П_D + 0,04*10⁶ = 2,82 + 0,04*10⁶ = 2,86*10⁶ Па

П_R = 2,86*10⁶ Па

4.2.4.Определение температуры низа колонны.

Температуру T_R 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 П_R = 2,86*10⁶а Па, будучи подставлены в это равнение, превращают его в тождество. Такая температура равн T_R = 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
iС4Н10	0,68	0,11	0,0748
1	2	3	4
nС4Н10	0,54	0,252	0,136
iС5Н12	0,27	0,052	0,014
nС5Н12	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 П_D и П_R:

Пf = (ПD + ПR) / 2

(4.21)

П_f = (2,82 + 2,86) / 2 = 2,84 Мпа

П_f = 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 α_iD - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре Т_D = 25⁰С (298 K) и давлении П_D = 2,82 Па, α_if - коэффициент относительной летучести ввода сырья в колонну при Т_f = 56⁰С (329 К) и П_f = 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 α_iR - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре Т_R = 94⁰С (367 K) и давлении П_R = 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
iС4Н10	0,41	1,41	0,2	1,48	1,445	0,68	1,26	1,34
nС4Н10	0,29	1	0,135	1	1	0,54	1	1
iС5Н12	0,14	0,48	0,061	0,45	0,465	0,27	0,5	0,49
nС5Н12	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
iС4Н10	0,0916	0,41	0,935	0,098	0,041
nС4Н10	0,2104	0,29	0,922	0,228	0,07
iС5Н12	0,0437	0,14	0,905	0.048	0,007
nС5Н12	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 Т_f = 56⁰С (329K) иа П_f <= 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 CH_4.

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 iC₄H_10.

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 r_min 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 α_i для компонентов системы при средней температуре в колонне T_f а<= 56⁰С (329 К). Зададимся значением φ = 1,164.

Таблица 7.1

Компоненты сырья	C/i	αi	C/I*αi	C/iа <- αi	(C/I*αi) / (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
iС4Н10	0,0916	1,41	0,129	0,246	0,5244
nС4Н10	0,2104	1	0,2104	-0,164	-1,2829
iС5Н12	0,0437	0,48	0,021	-0,684	-0,0307
nС5Н12	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 r_min.

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

r_min =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

r_min <=а 0,28

Минимальное паровое число S_min 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

- S_min =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

S_min <= 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 /αi) / Σ Y/i /αi,

(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 /αi

(8.7)

Зная k и определив среднее давление в крепляющей части:

П_ср. = (П_D + П_f) / 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 /α1) / (Y/1 /α1 + Y/2 /α2 + Y/3 /α3)	(8.8)
X/11 = (0,061 / 32,75) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,0124
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 /αi,	X/1i = (Y/i /αi) / Σ Y/i /αi,	αi,	0,4X/1i	0,6Y/Di	Y/2i = 0,4X/1i + 0,6Y/Di	Y/2i /αi,	X/2i=(Y/2i /αi) / Σ Y/2i/αi,
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
iС4Н10	1,445	-	-	-	1,445	-	-	-	-	-
nС4Н10	1,0	-	-	-	1,0	-	-	-	-	-
iС5Н12	0,465	-	-	-	0,465	-	-	-	-	-
nС5Н12	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 /αi,	X/3i = (Y/3i /αi)/ Σ Y/3i /αi,	αi,	0,4X/3i	0,6Y/Di	Y/4i = 0,4X/3i + 0,6Y/Di	Y/4i /αi,	X/4i=(Y/4i /αi) / Σ Y/4i/αi,
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
iС4Н10	1,445	-	-	-	-	-	1,445	-	-	-	-	-
nС4Н10	1,0	-	-	-	-	-	1,0	-	-	-	-	-
iС5Н12	0,465	-	-	-	-	-	0,465	-	-	-	-	-
nС5Н12	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 /αi,	X/5i = (Y/5i /αi)/ Σ Y/5i /αi,	αi,	0,4X/5i	0,6Y/Di	Y/6i = 0,4X/5i + 0,6Y/Di	Y/6i /αi,	X/6i=(Y/6i /αi) / Σ Y/6i/αi,
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
iС4Н10	1,445			0,1*	0,7	0,368	1,445	0,15	-	0,15	0,10	-
nС4Н10	1,0	-	-	-	-	-	1,0	-	-	-	-	-
iС5Н12	0,465	-	-	-	-	-	0,465	-	-	-	-	-
nС5Н12	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 /αi,	X/7i = (Y/7i /αi)/Σ Y/7i /αi,
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
iС4Н10	1,445	0,42	-	0,42	0,3	0,15
nС4Н10	1,0	-	-	-	-	-
iС5Н12	0,465	-	-	-	-	-
nС5Н12	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 k_nC4H10 и определив среднее давление в отгонной части:

П_ср. = (П_R + П_f) / 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/R2+α3*X/R3+α4*X/R4+α5*X/R5+α6*X/R6+α7*X/R7+α8*X/R8)	(9.6)
Y/02=6,15*0,055/ (6,15*0,055+2,6*0,4576+1,34*0,11+1*0,252+0,49*0,052+0,425*0,048+0,2*0,025) = 0,3383 / 1,9784 = 0,171
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

k_nC4H10 = 1 / 1,9784 = 0,505

По номограмме [2], приложение 11, температура в кипятильнике (внизу колонны): Т₀ = Т_R = 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/Ri*αi	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/1i*αi
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	-
iС4Н10	1,34	0,11	0,1474	0,0745	-	0,0121	0,0921	0,1042	0,14	0,066	-
nС4Н10	1,0	0,252	0,252	0,1274	0,505	0,021	0,211	0,232	0,232	0,1094	0,472
iС5Н12	0,49	0,052	0,0255	0,0129	-	0,0021	0,0435	0,0456	0,0223	0,0105	-
nС5Н12	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/2i*αi	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/3i*αi
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	-
iС4Н10	1,34	0,011	0,0921	0,103	0,1382	0,0641	-	0,0105	0,0921	0,1026	0,1375	0,0635	-
nС4Н10	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
iС5Н12	0,49	0,0017	0,0435	0,0452	0,0221	0,0103		0,00166	0,0435	0,0452	0,0221	0,0102
nС5Н12	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/4i*αi	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/5i*αi
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	-
iС4Н10	1,34	0,0104	0,0921	0,1025	0,1374	0,0633	-	0,0103	0,0921	0,1024	0,1372	0,063	-
nС4Н10	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
iС5Н12	0,49	0,00166	0,0435	0,0452	0,0221	0,0101		0,00165	0,0435	0,0452	0,0221	0,0101
nС5Н12	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/6i*αi	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/7i*αi
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	-
iС4Н10	1,34	0,0102	0,0921	0,1023	0,137	0,0629	-	0,0103	0,0921	0,113	0,1514	0,069	-
nС4Н10	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
iС5Н12	0,49	0,00164	0,0435	0,045	0,022	0,0101		0,00164	0,0435	0,045	0,022	0,01
nС5Н12	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

V_m, Y^/_mi

V_Л, V_C, к,

Y^/_Лi Y^/_Ci X^/_кi

G_т,C_i

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

q_к - 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

q_с - 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

q_m - количество флегмы, поступающей из питательной секции на шестую отгонную тарелку.

Определим составы потоков.

Зная состав флегмы q_к, стекающей с шестой крепляющей тарелки, состав пара V_л, ходящего с шестой отгонной тарелки и состав паровой фазы сырья V_с, можно рассчитать состав пара V_m, 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 V_л, ходящего с шестой отгонной тарелки, состав флегмы ак, стекающей с шестой крепляющей тарелки и состав жидкой фазы сырья q_к, можно рассчитать состав флегмы q_m, 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
iС4Н10	0,52	0	0,42	-	0,42	0,0629	0,041	0,0375	0,0166	0,0541
nС4Н10	-	-	-	-	-	0,1047	0,07	0,0624	0,0283	0,0907
iС5Н12	-	-	-	-	-	0,0101	0,007	0,006	0,00283	0,0088
nС5Н12	-	-	-	-	-	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
iС4Н10	0,0629	0,11	0,0103	0,0921	0,1024	0,5650	0,098	0,061	0,0874	0,1484
nС4Н10	0,1047	0,252	0,0171	0,2109	0,228	0,52	0,228	0,56	0,2034	0,2035
iС5Н12	0,0101	0,052	0,0016	0,0435	0,0451	-	0,048	-	0,0428	0,0428
nС5Н12	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

Q_D, T_D<=25⁰C

0, X^/_Di

1 П_D=2,8Па

0, T₀=10⁰C

Q₂ 1 g₁

2а V₂,Y^/_2i

5

6

V_m Q_m 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 V_m, gk и D - количества потоков, известные из предыдущих расчетов, Q_m , q_k,Q_D и q₀ - энтальпии соответствующих потоков (рис.11.1), кДж/кмоль.

П_D = 2,8МП П_f = 2,8Па

T_D = 25⁰C T_f = 56⁰C T_6ук. = 46⁰C

_m = 27,22

g_k =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
iС4Н10	58	-	-	0,52	0,0302	0,42	0,0024
nС4Н10	58	-	-	-	-	-	-
iС5Н12	72	-	-	-	-	-	-
nС5Н12	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:

Q_D = 425 * 31,32 = 13311 кДж / кмоль

q_k = 380 * 37,6 = 14288 кДж / кмоль

Q_m = 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 = T_D. 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, q_D - энтальпия флегмы q₁ при T₁ = T_D. Как показывают расчеты, Q₂ мало отличается от Q_D, поэтому можно принять, что Q₂ = Q_D, также ввиду близости составов дистиллята и флегмы q₁, будем считать что q_D есть энтальпия жидкого дистиллята при T_D = 25⁰С, тогда

q1 = q0 * [(QD Ц q0) / QD - qD)]

(11.7)

По графику [3], стр.54 найдем:

q_D = 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,g_m,X^/_mi T_m = T₆ = 46⁰C

Q_л,V_л,Y^/_лi T_л = T₆ = 68⁰C

6

5

1

V_R, Y^/_Ri Q_k П_R=2,86 T₁ = 84⁰C

T_R = 94⁰C

(R + V_R), X^/

R, X^/_Ri

R 1

Q_P Рис.12.1

Для определения энтальпий q_m, Q_л и q_R 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
iС4Н10	58	0,0629	3,65	0,1024	5,94	0,11	6,38
nС4Н10	58	0,1047	6.07	0,228	13,224	0,252	14,62
iС5Н12	72	0,0101	0,7272	0,0451	3,25	0,052	3,74
nС5Н12	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:

Q_л = 590 * 43,6 = 25724 кДж /кмоль

q_m = 310 * 50,7 = 15717 кДж /кмоль

q_R = 465 * 52,1 = 24227 кДж /кмоль

Подставим в уравнение теплового баланса:

Q_P = 16,22 * 25724 + 83,6 * 24227 - 99,82 * 15717 = 873749 кДж /кмоль

Q_P = 873749 кДж /кмоль на 100 кмоль сырья

Для определения количества V_R 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 Q_R - энтальпии соответственно флегмы, стекающей с нижней отгонной тарелки в кипятильник и пара. Поступающего из кипятильника на эту тарелку.

Средние молекулярные массы потоков:

₈

M_R+VR = Σ M_i * X^/_1i

²

₈

M_VR = Σ M_i * 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
iС4Н10	58	0,1042	6,044	0,0745	4,32
nС4Н10	58	0,232	13,46	0,1274	7,39
iС5Н12	72	0,0456	3,28	0,0129	0,93
nС5Н12	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

Q_R = 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 V_л = 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 G_в - часовое количество паров на верху колонны.

Gв = (V2 * Gчас.) / Mср. * 100	(13.4)
Gв = (39,4 * 36500) / 48,74 * 100 = 295 кмоль/ час

G_час.- производительность колонны по сырью кг/ч, M_ср.- 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 Т_кр.= 305,К [4], стр 45, критическое давление - П_кр. = 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 /с

(13.6)

_сек. = 0,065 м³ /с

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, П_D = 2,82 Па

ρвпар. = [D * (r + 1)] / 3600 * Vвсек. = Gв / 3600 * Vвсек	(13.7)
ρвпар. = 295 / 3600 * 0,065 = 1,26 кг / м3

ρ^в_пар. = 1,26 кг / м³

ρ_этана = 1,356 кг / м³

Определим часовое количество паров внизу колонны G_н:

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 Т_кр.= 370 К [4], стр 45, критическое давление - П_кр. = 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

ρ_{пропана} = 2,02 кг / м³

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

^н_сек. = 0,12м³/с

ρнпар. = Gн / 3600 * Vнсек	(13.12)
ρнпар. = 683 / 3600 * 0,12 = 1,58 кг / м3

Расстояние между тарелками по всей высоте колонны принимаем равныма

ωmax = C * √(ρж - ρп) / ρп

(13.13)

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

ω^в_max = 0,02 м/с

ω^н_max = 0,065 * ((2,02 Ц 1,58)а 1/2 = 0,034 м/с

ω^н_max = 0,034 м/с

D_в = [(4*V^всек.) / π * ω]^1/2 = [(4 * 0,065) / 3,14 * 0,02]^1/2 = 2,03м

D_в = 2,03м

D_н = [(4*V^всек.) / π * ω]^1/2 = [(4 * 0,12) / 3,14 * 0,034]^1/2 = 2,12м

D_н = 2,12м

Принимаема диаметр колонны D = 2,2м

13.2 Определение высоты колонны.

КПД колпачковой тарелки η_т = 0,5 [1], стр.38. Число теоретических тарелок для крепляющей части колонны N^у_т = 6, следовательно:

Nур = Nт / ηт	(13.14)
Nур = 6 / 0,5 = 12 тарелок

Для отгонной части N^о_т = 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 h_D = 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

H_р = 21,4м - общая высота колонны.

13.3 Расчет диаметра штуцеров.

Диаметр штуцера d_ш зависит от допустимой скорости потока ω_доп и определяется, как и диаметр колонны, из равнения объемного расхода:

dш = [Vп / (0,785 * ωдоп)]1/2

(13.17)

Где V_па <- объемный расход потока в трубопроводе.

Допустимая скорость поток ω_доп 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

ω_доп. =а 1,5 м / с

ρ_ж = 620 кг / м³

dА = [36500 / (3600 * 620 * 0,785 * 1,5)]1/2 = 0,118 м

(13.19)

Принимаем диаметр штуцера А, d_А =а 125мм, l_А = 175 мм, согласно [6], стр.324.

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

dВ = [Vвп / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.20)

^в_п = 0,065 м³ / с

ω_доп. =а 15 м / с

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

(13.21)

Принимаем диаметр штуцера В, d_В =а 250 мм, l_А = 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

ω_доп. =а 1 м / с

ρ_ж^в = 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, d_С =а 125мм, l_С = 175 мм, согласно [6], стр.324.

Определим диаметр штуцер D - входа пара:

dD = [Vнс / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.24)

^н_с = 0,065 м³ / с

ω_доп. =а 20 м / с

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

(13.25)

Принимаем диаметр штуцера D, d_D =а 125мм, l_D = 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

ω_доп. =а 0,4 м / с

ρ_ж^н = 620 кг / м³

dС = [19016,5 / (3600 * 620 * 0,785 * 0,4)]1/2 = 0,233 м

(13.27)

Принимаем диаметр штуцера Е, d_Е =а 250 мм, l_Е = 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,

S_p 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 K_эа <= 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 K_эа <= 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 σ_t.

σ = Рг * (Dв + S) / 2 * S * φ ≤ 0,9 σt,

(3.3)

где Р_г = 4,99 Мпа, D_в = 2200 мм, S = 28 мм, φ = 0,92 - коэффициент прочности продольного сварного шва, σ_t = 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 + φ0*αi стр.106 [8]

(4.3)

H / 2*E*I1 = 22,4 / 2*1,99*10-7*0,1216 = 0,46*10-5

Ai = 1,5*αi2 - 0,5*αi3 стр.106 [8]

(4.4)

αi = xi / H стр.106 [8]

(4.5)

α1 = 17,5 / 22,4 = 0,78 α2 = 7,175 / 22,4 = 0,32 α3 = 0,875 / 22,4 = 0,039

Координаты центров тяжести

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 С_ф = 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

I_ф=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)

θ_i = 2,05 - коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора с величением высоты х_i 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, D_низ = 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, D_низ = 2,456м, β = 1,275

P₂ = 1,275 * 45 * 2,456 * 10,85 = 1529 кгс

Участок 2 - 3: h = 1,75м, q = 45кг/м², D_низ = 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,

W_c - момент сопротивления сварного шва изгибу,

Q_max - 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

Q_max = 201400 кг

σ_с = (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 Q_maxа 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 D_н = 2,256 м - коэффициент, определяемый по графику рис.79 [8] и равный отношению ширины кольца к D_н.

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 = (Q_max / 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 d_в = 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.