База знаний студента. Реферат, курсовая, контрольная, диплом на заказ

Содержание.

	Стр.
1. Введение	3
2. Постановка задачи	3-4
3.  Описание  технологической  схемы.	5-7
3.1  Характеристика сырья и готовой продукции.	5
3.2  Описание технологической схемы установки «Деэтанизация бензина».	6-7
4. Технологический расчет ректификационной колонны.	8-14
4.1 Определение материального баланса всей колонны	8-9
4.2 Определение режима колонны	9-11
4.2.1 Определение давления в колонне	11
4.2.2 Определение температуры верха колонны	12
4.2.3 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 укрепляющей части при рабочем флегмовом числе	21-25
9. Расчет элементов отгонной части при рабочем паровом числе	26-30
10. Расчет питательной секции колонны	31-35
11. Расчет количества холодного орошения	35-37
12. Расчет тепловой нагрузки кипятильника и количества парового орошения в низу ее отгонной части	38-40
13. Основные размеры колонны	40-44
13.1 Определение диаметра колонны	40-42
13.2 Определение высоты колонны	42-43
13.3 Расчет диаметра штуцеров	43-44
14.  Расчет на прочность ректификационной колонны	45-56
Основные части аппарата	45
Принятые обозначения	45
1. Расчет на прочность	46
1.1 Расчет толщины корпуса	46
2. Расчет днищ колонны	46-48
2.1 Расчет толщины нижнего днища	46-47
2.2 Расчет толщины верхнего днища	47-48
3. Проведение гидроиспытания	48-49
4. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки	50-56
4.1 Геометрические и весовые характеристики аппарата	50
4.2 Расчет аппарата на ветровую нагрузку	51-52
4.3 Расчетная ветровая нагрузка	52-53
4.4 Ветровая нагрузка на площадку	53
4.5 Общие ветровые моменты	53-54
4.6 Расчет на резонанс	54
4.7 Определение напряжений в сварном  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, состав  сырья приведен в таблице 2.1., составы готовой продукции (ШФЛУ и фракции этановой) приведены соответственно в табл.2.2 и табл.2.3. Содержание пропана С₃Н₈ в дистилляте должно быть не ниже 20% весовых или 0,151 мольных долей, а содержание этана в остатке не должно превышать 3% весовых или 0,055 мольных долей.

 

Состав сырья, поступающего в колонну:

Таблица 2.1

№п/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	0,0005
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 укрепляющей и отгонной частей колонны, геометрические параметры колонны. Произвести прочностной расчет элементов колонны. Подобрать теплообменник (рибойлер), который должен будет обеспечить заданный режим работы ректификационной колонны. Произвести технологический и прочностной расчеты теплообменника.

3. Описание технологических схем установки «Деэтанизация бензина»

3.1  Характеристика сырья и готовой продукции.

    На Нефтегорский газоперерабатывающий  завод поступает пять потоков нефтяного газа, их составы приведены в табл . 3.3. После очистки от сероводорода и двуокиси углерода газ поступает на компримирование и «осушку», а выпавший углеводородный конденсат при этом направляется в колонну – деэтанизатор на установке «Деэтанизация бензина» для разделения на фракцию этановую и широкую фракцию легких углеводородов (ШФЛУ). Состав и характеристика углеводородного конденсата приведены в табл. 3.4, 3.10.  Готовая продукция: этановая фракция и ШФЛУ должны соответствовать ТУ, которые приведены в табл.3.1, 3.2.  

Таблица 3.1

Этановая фракция по ТУ 38- 101489-94.

№п/п	Наименование показателя	Марка А	Марка Б
1	2	3	4
1 2 3	Массовая доля компонента, %: метан , не более этан, не менее пропан, не более сумма углеводородов С4 и выше, не более Массовая доля СО2, %, не более Массовая доля Н2S, %, не более	2,0 95,0 3,0 отс. 0,02 0,002	20,0 60,0 не норм. 2,0 - 0,002

Таблица 3.2

ШФЛУ по ТУ 38.101524-93.

№п/п	Наименование показателя	Марка А	Марка Б
1	2	3	4
1 2 3 4	Массовая доля компонентов,% сумма С1 – С2, не более пропан, не менее сумма С4 – С5, не менее сумма С6 и выше, не более Массовая доля Н2S и меркаптановой серы, не более%, в том числе Н2S, не более Содержание свободной воды и щелочи Внешний вид	3,0 15,0 45,0 15,0 0,025 0,003 отс б/ц	5,0 - 40,0 30,0 0,05 0,003 отс б/ц

3.2  Описание технологической схемы установки «Деэтанизация бензина».

    Сырье, углеводородный конденсат, с установки НТК (низкотемпературной конденсации) поступает в сырьевые теплообменники Т – 3/1-5, где нагревается до температуры питания 50 - 60°С за счет тепла нижнего продукта, ШФЛУ (широкой фракции легких углеводородов),  деэтанизатора , колонны К – 5/2. Сырье поступает в межтрубное пространство теплообменников, а нижний продукт колонны – в трубное. Далее сырье подается на  15 тарелку колонны, предусмотрена подача и на 12 тарелку, где за счет ректификации происходит разделение  сырья на фракцию этановую и ШФЛУ(широкую фракцию легких углеводородов). Парогазовая смесь (ПГС) с верха колонны К – 5/2 с температурой 15 - 30°С поступает в трубное пространство испарителей И – 3/9-12. Где охлаждается до 6 - 10°С за счет холода жидкого аммиака. Газожидкостная смесь (ГЖС) из испарителей И – 3/9-12 направляется в рефлюксные емкости Е – 28/1-2, в которых происходит отделение жидкой фазы (рефлюкса) от газовой (этановой фракции).  Этановая фракция из емкостей   Е – 28/1-2  через регулирующий клапан направляется на ГРП (газораспределительный пункт) и далее потребителю. Рефлюкс из емкостей Е – 28/1-2 прокачивается на верх колонны на орошение. Жидкая фаза, стекая по тарелкам вниз, собирается на «глухой» тарелке, с которой самотеком поступает в межтрубное пространство рибойлеров Р – 3/3-6. В трубное пространство рибойлеров поступает острый   водяной пар с давлением 6 – 8 кгс/см². Парожидкостная смесь (ПЖС) из рибойлеров поступает в кубовую часть под «глухую» тарелку. Пары поднимаются вверх,  а жидкая фаза (ШФЛУ) охлаждается в теплообменниках Т – 3/1-5 и через регулирующий клапан направляется в товарный парк.

Состав углеводородного конденсата, поступающего в «деэтанизатор» с установки низкотемпературной конденсации (НТК).

Таблица 3.4

№п/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	0,0005
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 установки «Деэтанизация бензина».

Таблица 3.7

№п/п	Наименование аппарата	Ед. изм.	Технологическая норма
1	2	3	4
1	Деэтанизатор К – 5/2
	·	°С	50 – 60
	·	кгс/см2	28 – 31
	·	°С	90 – 108
	·	°С	15 – 30
2	Емкость Е – 28/1-2
	·	°С	6 – 10
	·	кгс/см2	30 – 31
3	Рибойлер Р – 3/3-6
	·	кгс/см2	6 – 8
	·	кгс/см2	2,5
4	Испаритель И – 3/9-12
	·	кгс/см2	28 – 31
	·	°С	15 – 30
	·	°С	6 – 10
5	Теплообменник Т – 3/1-5
	ШФЛУ
	·	°С	90 – 108
	·	°С	20 – 40
	Углеводородный конденсат
	·	°С	15 – 30
	·	°С	50 – 60

Технологический расчет ректификационной колонны.

4. Расчет ректификационной колонны.

 

   Расчет ректификационной колонны сводится к определению ее основных  геометрических размеров – диаметра и высоты. Оба параметра в значительной мере определяются гидродинамическим режимом колонны, который, в свою очередь, зависит от скоростей и физических свойств фаз. 

Рассчитаем часовой расход каждого компонента в колонну. Средняя молекулярная масса сырья определяется по формуле [1, стр.7]:

           ₈

Мср.= ∑Мi * с/i

(4.1)

           ¹

Таблица 4.1

№ компонента	Компоненты сырья	Молекулярная масса, М	Состав сырья в мольных долях, с/i	Мi * с/i	Состав сырья в массовых долях,  ci=  (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 установки не должно превышать 3% весовых или 0,055 массовых долей в остатке, а содержание  С₃Н₈ должно быть не менее 20% весовых или 0,151 массовых долей в дистилляте. Содержанием компонентов  iC₄H₁₀, nC₄H₁₀, iC₅H₁₂, nC₅H₁₂, C₆H₁₄  в дистилляте пренебрегаем ввиду их отсутствия.

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

Принимаем, что:

Х/R1  =   0
iY/D4 =  0
nY/D4 = 0
iY/D5  = 0
nY/D5 = 0
Y/D6   = 0

Принимаем, что:

Х/R1  =   0
Y/D4 =  0
Y/D5 = 0
Y/D6  = 0
Y/D7 = 0
Y/D8   = 0

Х^/, Y^/ - мольные доли компонентов соответственно в жидкости и парах.

R – индекс относится к остатку

D - индекс относится к дистилляту

1,2,…,8 – соответственно  к  метану,  этану,  пропану,  i-бутану,  n-бутану,   i-пентану,       n-бутану, гексану.

4.1 Определение материального баланса всей колонны.

   Уравнение материального баланса для всей колонны по общему количеству молей потоков и по каждому компоненту:

G = D + R	(4.1)
G * c/1 = D*Y/D1 + R*X/R1	(4.2)
G * c/2 = D*Y/D2 + R*X/R2	(4.3)
G * c/3 = D*Y/D3 + R*X/R3	(4.4)
G * c/4 = D*Y/D4 + R*X/R4	(4.5)
G * c/5 = D*Y/D5 + R*X/R5	(4.6)
G * c/6 = D*Y/D6 + R*X/R6	(4.7)
G * c/7 = D*Y/D7 + R*X/R7	(4.8)
G * c/8 = D*Y/D8 + R*X/R8	(4.9)

Подставим в эти уравнения известные нам величины:

100 * 0,01 = D*Y/D1 + (100 – D) * 0	(4.10)
100 * 0,1755 = D*Y/D2 + (100 – D) * 0,055	(4.11)
100 * 0,4073 = D * 0,151 + (100 – D) * X/R3	(4.12)
100 * 0,0916 = D * 0 + (100 – D) * iX/R4	(4.13)
100 * 0,2104 = D * 0 + (100 – D) * nX/R4	(4.14)
100 * 0,0437 = D * 0 + (100 – D) * iX/R5	(4.15)
100 * 0,0402 = D * 0 + (100 – D) * nX/R5	(4.16)
100 * 0,0214 = D * 0 + (100 – D) * X/R6	(4.17)

Суммируем уравнения  (4.12) – (4.17), должно выполняться условие:

X^/_R2 + X^/_R3 +  iX^/_R4 + nX^/_R4 + iX^/_R5 + nX^/_R5 + X^/_R6 = 1,00,       X^/_R2 = 0,055 по условию

1 – 0,055 = X^/_R3 +  iX^/_R4 + nX^/_R4 + iX^/_R5 + nX^/_R5 + X^/_R6

81,46 = D * 0,151 + (100 – D) * 0,945

D = 16,42 кмоль на 100кмоль сырья

R = 100 – 16,42 = 83,58 кмоль на 100 кмоль сырья

Находим значения  X^/ и Y^/ для всех компонентов:

100 * 0,01 = 16,42 * Y^/_D1

Y^/_D1 = 0,061

100 * 0,1755 = 16,42 * Y^/_D2 + (100 – 16,42) * 0,055

Y^/_D2 = 0,79

100 * 0,4073 = 16,42 * 0,151 + (100 – 16,42) * X^/_R3

X^/_R3 = 0,4576

100 * 0,0916 = (100 – 16,42) * iX^/_R4

iX^/_R4 = 0,11

100 * 0,2104 = (100 – 16,42) * nX^/_R4

nX^/_R4 = 0,252

100 * 0,0437 = (100 – 16,42) * iX^/_R5

iX^/_R5 = 0,052

100 * 0,0402 = (100 – 16,42) * nX^/_R5

nX^/_R5 = 0,048

100 * 0,0214 = (100 – 16,42) * X^/_R6

X^/_R6 = 0,025

∑ X^/_Ri = 1,00

Данные о составах и количествах дистиллята и остатке сведем в таблицу 4.2.

Таблица 4.2

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 уравнения  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,  P = 2,8МПа	Y/Di = X/Di, из табл. 3.2	ki * X/Di
СН4	5,0	0,061	0,305
С2Н6	0,83	0,79	0,66
С3Н8	0,29	0,151	0,044
∑	-	1,00	1,00

С учетом гидравлических потерь в трубопроводе от колонны до емкости орошения, давление на верху колонны принимаем на 0,02*10⁶ Па больше давления П₀, т.е.

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 уравнению равновесия фаз:

 ₃

∑ Y/Di / ki   = 1

(4.19)

 ¹

где Y^/_Di  - мольные доли компонентов в паровой фазе,

       k_i – константа фазового равновесия, определяем по номограмме [2], приложение 10.

Путем подбора при T_D = 25⁰С = 298К константы фазового равновесия k_i для давления 2,82 Мпа, будучи подставлены в это уравнение, превращают его в тождество.

T_D = 25⁰С = 298К

Таблица 4.4

Компоненты дистиллята	ki при T = 298K,(250С) P = 2,82МПа	Y/Di = X/Di, из табл. 3.2	Y/Di / ki
СН4	5,6	0,061	0,0108
С2Н6	1,26	0,79	0,627
С3Н8	0,42	0,151	0,36
∑	-	1,00	1,00

4.2.3.Определение давления низа колонны.

   Учитывая гидравлическое сопротивление тарелок, принимаем давление низа колонны на 0,04*10⁶Па больше давления 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 уравнению равновесия фаз:

 ₈

∑ ki * X/Ri = 1,            [1], стр.11

(4.20)

 ²

Путем подбора такого ее значения, при котором константы фазового равновесия  k_i для давления  П_R = 2,86*10⁶  Па, будучи подставлены в это уравнение, превращают его в тождество. Такая температура равна   T_R = 94⁰С.

Таблица 4.5

Компоненты дистиллята	ki при TR = 940С  (367K) P = 2,86МПа	X/Ri, из табл.3.2	ki * X/Ri
1	2	3	4
С2Н6	2,9	0,055	0,16
С3Н8	1,32	0,4576	0,6
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 уровней колонны давлениях и температурах рассчитаем коэффициенты относительной летучести компонентов. За эталонный компонент, т.е. компонент с относительной летучестью, равный единице, примем нормальный бутан, пятый компонент исходной системы.

   Давление в питательной секции колонны примем равным среднеарифметическому между 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 укрепляющей части колонны находим среднее значение коэффициента относительной летучести по формуле: [1], стр.11

αср. = 0,5(αiD  + αif),

(4.23)

где  α_iD – коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре   Т_D = 25⁰С (298 K) и давлении П_D = 2,82 МПа, α_if - коэффициент относительной летучести ввода сырья в колонну при Т_f = 56⁰С (329 К) и П_f = 2,84 МПа.

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

 

αср. = 0,5(αiR  + αif),

(4.24)

где    α_iR - коэффициент относительной летучести данного компонента при температуре     Т_R = 94⁰С (367 K) и давлении П_R = 2,86 МПа.

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

Таблица 4.6

Компоненты	Укрепляющая часть					Отгонная часть
	ki   при Тf=560С (329K)  Пf =2,84 МПа.	αif  при Тf=560С (329K)  Пf =2,84 МПа.	ki   при ТD=250С (298K)  ПD=2,82 МПа.	αiD  при ТD=250С (298K)  ПD=2,82 МПа.	αiср	ki   при ТR=940С (367K)  ПR=2,86 МПа.	αif  при ТR=940С (367K)  ПR=2,82 МПа.	αif
СН4	7,0	24	5,6	41,5	32,75	8,0	14,8	19,4
С2Н6	2,0	6,9	1,26	9,3	8,1	2,9	5,4	6,15
С3Н8	0,8	2,76	0,42	3,1	2,93	1,32	2,44	2,6
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 отгона  е^/  исходного сырья и состава фаз при Т = 56⁰С (329К) и давлении 2,84 МПа будем рассчитывать методом Трегубова по формулам [1], стр.12:

 _{8                8}

Σ X/i = Σ C/i /(1+е/ *(ki – 1)) = 1	(5.1)
1               1
8                8
Σ Y/i = Σ ki *X/i = 1	(5.2)

 ^{1               1}

путем подбора такого значения  е^/, при котором удовлетворяются эти равенства. При подборе мольной доли отгона е^/, самым оптимальным значением е^/, которое удовлетворяет приближенно обоим равенствам, является е^/ = 0,11.

Результаты расчета занесем в табл.5.1.

Таблица 5.1

Компоненты сырья	Состав сырья, С/i	ki   при Тf=560С (329K)  Пf =2,84 МПа.	1+е/ *(ki – 1) е/ = 0,11	X/i = C/i /(1+е/(ki-1))	Y/i = ki *X/i
СН4	0,01	7,0	1,66	0,006	0.042
С2Н6	0,1755	2,0	1,11	0,158	0,32
С3Н8	0,4073	0,8	0,978	0,416	0.34
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 условий. Для нашего случая условия разделения заданы содержанием  С₃Н₈ в дистилляте (Y^/_D3 ≥ 0,151) и содержанием С₂Н₆ в остатке (X^/_R2 ≤ 0,055). Число степеней проектирования f находим по формуле [1], стр.13:

f = Z + 2,

(6.1)

где Z – число нулевых концентраций компонентов в продуктах разделения.

      Z = 0 – не задано, поэтому f = 2. Это означает , что для расчета режима полного орошения должны быть заданы какие – либо две концентрации:  Y^/_D3 ≥ 0,151 и X^/_R2 ≤ 0,055, следовательно задача полностью определена. Определим составы верхнего и нижнего продуктов колонны по всем компонентам исходной системы, согласно соотношениям Багатурова. В расчетах коэффициенты относительной летучести компонентов возьмем при Т_f = 56⁰С (329K) и  П_f = 2,84 МПа. По составу сырья табл.4.1 и условиям его разделения нетрудно установить, что в дистилляте колонны основным по содержанию компонентом является С₂Н₆. Т.к. мольная доля этана в дистилляте Y^/_D2 = 0,79 ( табл.4.2), то из уравнения материального баланса всей колонны по этану будем иметь:

D / G = (C/2 - X/R2) / (Y/D2 - X/R2)	(6.2)
D / G = (0,1755 – 0,055) / (0,79 – 0,055) = 0,164
R / G = 1 – D / G	(6.3)
R / G = 1 – 0,164 = 0,836

Из уравнения материального баланса всей колонны по пропану:

G / R = (Y/D3 - C/2) / (Y/D3 - X/R3)

(6.4)

G = 748,838 кмоль/час

R = 625,879 кмоль/час

G / R = 1,1965

Определим:

X/R3 = Y/D3 - G / R *(Y/D3 - C/2)	(6.5)
X/R3 = 0,151 – 1,1965*(0,151 – 0,4073)
X/R3 = 0,4577

По мольным долям С₂Н₆ и С₃Н₈  в остатке и дистилляте, с помощью уравнения Фенксе – Андервуда определим min число теоретических тарелок в колонне:

N = (lg(Y/D2 * X/R3) / (X/R2 * Y/D3)) / (lg(α2 / α3))	(6.6)
N = (lg(0,79*0,4577)) / (lg(6,9 / 2,76)) = 4,11

N = 4,1 тарелки

Состав iX^/_R4 определим  по уравнению Багатурова [1], стр.14:

(C/2 / X/R2)*( αN4 – αN3) + (C/3 / X/R3)*( αN2 – αN4) + (C/4 / X/R4)* ( αN3 – αN2) = 0	(6.7)
(0,1755/0,055)*(1,414,1–2,764,1)+(0,4073/0,4577)*(6,94,1-1,414,1)+(0,0916/X/R4 )*(2,764,1-6,94,1)=0

X^/_R4 = 0,109 – состав изобутана iC₄H₁₀

Состав X^/_R5 – нормального бутана nC₄H₁₀ определим по следующему уравнению, по компонентам C₃H₈ и  iC₄H₁₀:

(C/3 / X/R3)*( αN5 – αN4) + (C/4 / X/R4)*( αN3 – αN5) + (C/5 / X/R5)* ( αN4 – αN3) = 0	(6.8)
(0,4073/0,4577)*(14,1–1,414,1)+(0,0916/0,109)*(2,764,1-14,1)+(0,2104/X/R5 )*(1,414,1-2,764,1)=0

X^/_R5 = 0,251 – состав нормального бутана nC₄H₁₀

Состав X^/_R6 – изопентана iC₅H₁₂ определим по следующему уравнению, по компонентам C₃H₈ и  iC₄H₁₀:

(C/3 / X/R3)*( αN5 – αN4) + (C/4 / X/R4)*( αN3 – αN5) + (C/6 / X/R6)* ( αN4 – αN3) = 0	(6.9)
(0,4073/0,4577)*(14,1–1,414,1)+(0,0916/0,109)*(2,764,1-14,1)+(0,0437/X/R6 )*(1,414,1-2,764,1)=0

X^/_R6 = 0,052 – состав изопентана  iC₅H₁₂

Состав X^/_R7 – нормального пентана nC₅H₁₂ определим по следующему уравнению, по компонентам iC₅H₁₂ и  nC₄H₁₀:

(C/5 / X/R5)*( αN4 – αN3) + (C/6 / X/R6)*( αN5 – αN4) + (C/7 / X/R7)* ( αN3 – αN5) = 0	(6.10)
(0,2104/0,251)*(1,414,1–2,764,1)+(0,0437/0,052)*(14,1-1,414,1)+(0,0402/X/R6 )*(2,764,1-14,1)=0

X^/_R7 = 0,048 – состав нормального пентана  nC₅H₁₂

Состав X^/_R8 – гексана C₆H₁₄ определим по следующему уравнению, по компонентам iC₅H₁₂ и  nC₄H₁₀:

(C/5 / X/R5)*( αN4 – αN3) + (C/6 / X/R6)*( αN5 – αN4) + (C/8 / X/R8)* ( αN3 – αN5) = 0	(6.11)
(0,2104/0,251)*(1,414,1–2,764,1)+(0,0437/0,052)*(14,1-1,414,1)+(0,0214/X/R8 )*(2,764,1-14,1)=0

X^/_R8 = 0,025 – состав гексана C₆H₁₄

Состав X^/_R1 – метана CH₄ определим по следующему уравнению, по компонентам iC₄H₁₀ и  C₃H₈:

(C/1 / X/R1)*( αN4 – αN3) + (C/3 / X/R3)*( αN1 – αN4) + (C/4 / X/R4)* ( αN3 – αN1) = 0	(6.12)
(0,01/ X/R1)*(1,414,1–2,764,1)+(0,4073/0,4577)*(244,1-1,414,1)+(0,0916/0,109 )*(2,764,1-244,1)=0

X^/_R1 = 25*10^-6 – состав гексана C₆H₁₄

Это малая величина, что без всякого ущерба для точности расчета можно принять X^/_R1 = 0.

Проверка:

 ₈

Σ X^/_Ri = 1

 ¹

 ₈

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

 ¹

Содержание Y^/_Di каждого из компонентов исходной системы в дистилляте определяем по уравнению Багатурова [1], стр.15, которое записывается по любым трем компонентам исходной системы. Y^/_D3 = 0,151.

Для определения Y^/_D1 запишем уравнение по CH₄, C₂H₆, C₃H₈:

(C/1 / Y/D1)*( α-N3 – α-N2) + (C/2 / Y/D2)*( α-N1 – α-N3) + (C/3 / Y/D3)* ( α-N2 – α-N1) = 0	(6.13)
(0,01/ Y/D1)*(2,76-4,1–6,9-4,1)+(0,1755/0,79)*(24-4,1-2,76-4,1)+(0,4073/0,151 )*(6,9-4,1-24-4,1)=0

Y^/_D1= 0,0606 – содержание метана CH_4.

Для определения Y^/_D4 запишем уравнение по CH₄, C₂H₆, iC₄H₁₀:

(C/1 / Y/D1)*( α-N4 – α-N2) + (C/2 / Y/D2)*( α-N1 – α-N4) + (C/4 / Y/D4)* ( α-N2 – α-N1) = 0	(6.13)
(0,01/0,0606)*(1,41-4,1–6,9-4,1)+(0,1755/0,79)*(24-4,1-1,41-4,1)+(0,0916/Y/D4)*(6,9-4,1-24-4,1)=0

 

Y^/_D4 = 66*10^-5 – содержание изопропана iC₄H_10.

Это малая величина, что без всякого ущерба для точности расчета можно принять Y^/_D4 = 0.

Дальнейший расчет компонентов до Y^/_D8 – гексана будет иметь такой же результат, поэтому принимаем:  Y^/_D4 = Y^/_D5 = Y^/_D6 = Y^/_D7 = Y^/_D8 = 0.

Проверка:

 ₈

Σ Y^/_Di = 1

 ¹

 ₈

Σ Y^/_Di = 0,0606 + 0,79 + 0,151 = 1,0016 = 1  верно

 ¹

Проверка по составам остатка и дистиллята выдерживается с достаточной точностью, следовательно составом Y^/_D3 = 0,151 мы задались правильно, и верно определили min число теоретических тарелок при режиме полного орошения колонны.

7.      Режим минимального орошения.

   Режим min орошения является вторым из предельных, теоретически возможных, при котором число теоретических тарелок в колонне равно бесконечности.

   Необходимо определить min флегмовое число или min паровое число. Определение min флегмового числа  r_min  для укрепляющей части колонны будем вести по уравнению Андервуда [1], стр.17, методом постепенного приближения, зная состав исходного сырья (табл.4.1), мольную долю отгона верхнего и нижнего продуктов колонны (табл.4.2).

 ₈

Σ(αi*Ci) / (αi – φ) = e/

(7.1)

¹

Методом подбора находим параметр φ, беря значения α_i для компонентов системы при средней температуре в колонне T_f  = 56⁰С (329 К). Зададимся значением φ = 1,164.

Таблица 7.1

Компоненты сырья	C/i	αi	C/I*αi	C/i  - αi	(C/I*αi) / (C/i  - αi)
СН4	0,01	24	0,24	22,836	0,0105
С2Н6	0,1755	6,9	1,211	5,736	0,2111
С3Н8	0,4073	2,76	1,124	1,596	0,7043
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 уравнение Андервуда с достаточной точностью удовлетворяется, поэтому найденный параметр φ далее используем для определения r_min.

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

             _n

rmin = ∑(φ*Y/Di) / (αi – φ)	(7.2)
i
3
rmin =  ∑(φ*Y/Di) / (αi – φ)	(7.4)

             ¹

r_min =  (φ*Y^/_D1) / (α₁ – φ) + (φ*Y^/_D2) / (α₂ – φ) + (φ*Y^/_D3) / (α₃ – φ) =

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

r_min =  0,28

Минимальное паровое число  S_min для отгонной части колонны может быть рассчитано аналогично по уравнению Андервуда:

               _n

- Smin = ∑(αi*X/Ri) / (αi – φ)	(7.5)
i
8
- Smin =  ∑( αi*X/Ri) / (αi – φ)	(7.6)

               ²

- S_min =  (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 укрепляющей части колонны при рабочем флегмовом числе.

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

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

r = 1,3 rmin + 0,3

(8.1)

 

Также принимаем среднее  для всей укрепляющей части значение коэффициентов относительной летучести,  для определения составов равновесия фаз. Колонна работает с полным конденсатором, т.е. состав орошения, подаваемого на верх, одинаков с составом дистиллята. Состав паров ( по каждому компоненту), покидающих любую тарелку, рассчитывается по уравнению концентраций [1], стр.19:

Y/n = m*X/n-1 + (1 – m)*Y/D,

(8.3)

Где  n – номер тарелки (верхняя тарелка считается первой)

m = r / (r +1)	(8.4)
m = 0,66 / 0,66 + 1 = 0,4

Тогда уравнение концентраций примет следующий вид:

Y/n = 0,4*X/n-1 + 0,6*Y/D

(8.5)

Состав флегмы (по каждому компоненту), равновесный парам, рассчитывается по уравнению [1], стр.19:

X/i = (Y/i /αi) / Σ Y/i /αi,

(8.6)

 Где Y^/_i – мольная доля данного компонента в парах, покидающих туже тарелку, что и флегма. Температура на любой теоретической тарелке определяется по константе фазового равновесия эталонного компонента – nC₄H₁₀. Рассчитаем ее по уравнению [1],стр.19:

knC4H10 = Σ Y/i /αi

(8.7)

Зная k и определив среднее давление в укрепляющей части:

  П_ср. = (П_D + П_f) / 2 = 2,82 + 2,84 = 2,83 МПа,

 По номограмме [2], находим температуру.

Первая тарелка:

Состав пара с первой тарелки известен, т.к. он одинаков с составом дистиллята колонны, поэтому по следующему уравнению рассчитаем состав равновесной с этим паром флегмы, стекающей с первой тарелки:

X/11 = (Y/1 /α1) / (Y/1 /α1 + Y/2 /α2 + Y/3 /α3)	(8.8)
X/11 = (0,061 / 32,75) / (0,061 / 32,75 + 0,79 / 8,1 + 0,151 / 2,93) = 0,0124
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 уравнению концентраций, зная состав флегмы с первой тарелки:

Y^/₂₁ = 0,4*X^/₁₁ + 0,6*Y^/_D1

Y^/₂₁ = 0,4*0,0124 + 0,6*0,061 = 0,04156

Y^/₂₂ = 0,4*0,65 + 0,6*0,79 = 0,734

Y^/₂₃ = 0,4*0,3433 + 0,6*0,151 = 0,2279

Σ Y^/_2i = 1 – верно

Состав флегмы со второй тарелки находим, как и состав флегмы с первой тарелки:

X/21 = (0,04156 / 32,75) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,0075
X/22 = (0,734 / 8,1) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,5329
X/23 = (0,2279 / 2,93) / (0,04156 / 32,75 + 0,734 / 8,1 + 0,2279 / 2,93) = 0,4576
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 уравнению концентраций, зная состав встречной флегмы со второй тарелки:

Y^/_3i = 0,4*X^/_2i + 0,6*Y^/_Di

Y^/₃₁ = 0,4*0,0075 + 0,6*0,061 = 0,0396

Y^/₃₂ = 0,4*0,5329 + 0,6*0,79 = 0,6872

Y^/₃₃ = 0,4*0,4576 + 0,6*0,151 = 0,2736

Σ Y^/_3i = 1 – верно

По номограмме [2], приложение 11 определяем температуру на третьей тарелке: T = 38⁰С (311 К).

Состав флегмы с третьей тарелки находим по уравнению:

X/31 = (0,0396 / 32,75) / (0,0396 / 32,75 + 0,6872 / 8,1 + 0,2736 / 2,93) = 0,0067
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, а также аналогичные расчеты для других тарелок укрепляющей части сведены в табл.7.1.

При расчете пятой тарелки принимаем:

Y^/₅₄ = Y^/_5iC4H10 = 0,0001

Расчет элементов ректификации в укрепляющей части следует прекратить на той очередной тарелке (в нашем случае седьмой), которую покидают равновесные жидкая и паровая фазы.

Таблица 8.1

Компоненты	Первая тарелка,   T = 250C									Вторая тарелка,   T = 350C
	αi		Y/Di		Y/Di /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				0,0001*		0,00007	0,000368		1,445	0,00015	-	0,00015	0,00010	-
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	0,000042		-		0,000042			0,00003		0,00015
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 – 0,11) – 0,836) / 0,836 = 0,194

S = 0,194

Состав флегмы по каждому компоненту находим по уравнению концентраций:

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

(9.2)

n – индекс тарелки.

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

m^/ = 6,15

Тогда уравнение концентраций примет вид:

X/n+1 = 0,163*Y/n + 0,837* X/R

(9.3)

Состав равновесных флегме паров по каждому компоненту рассчитывается по уравнению [1], стр.27:

Y/n = (αi*X/i) / Σ (αi*X/i)

(9.4)

Где i – номер компонента; X^/_i – мольная доля компонента во флегме, покидающей ту же тарелку, что и пары. Температура на любой теоретической тарелке определяется по константе фазового равновесия nC₄H₁₀, которая рассчитывается по уравнению [1], стр.27:

knC4H10 = 1 / Σ X/i * αi

(9.5)

Зная k_nC4H10 и определив среднее давление в отгонной части:

  П_ср. = (П_R + П_f) / 2 = 2,86 + 2,84 = 2,85 МПа,

 По номограмме [2] приложение11, находим температуру.

Произведем расчет для кипятильника и первой тарелки (считая снизу), результаты занесем в табл.8.1. Кипятильник (нулевая отгонная тарелка). Состав остатка колонны известен, поэтому рассчитываем состав паров, равновесных с остатком, поступающих из кипятильника на первую отгонную тарелку по уравнению [1], стр.27:

Y/02=(α2*X/R2)/( α2*X/R2+α3*X/R3+α4*X/R4+α5*X/R5+α6*X/R6+α7*X/R7+α8*X/R8)	(9.6)
Y/02=6,15*0,055/ (6,15*0,055+2,6*0,4576+1,34*0,11+1*0,252+0,49*0,052+0,425*0,048+0,2*0,025) = 0,3383 / 1,9784 = 0,171
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 уравнению концентраций, зная состав паров из кипятильника:

X/12 = 0,163*Y/02 + 0,837* X/R2	(9.7)
X/12 = 0,163*0,171 + 0,837*0,055 = 0,07387
X/13 = 0,163*0,6014 + 0,837*0,4576 = 0,481
X/14 = 0,163*0,0745 + 0,837*0,11 = 0,1042
X/15 = 0,163*0,1274 + 0,837*0,252 = 0,232
X/16 = 0,163*0,0129 + 0,837*0,052 = 0,0456
X/17 = 0,163*0,0103 + 0,837*0,048 = 0,0419
X/18 = 0,163*0,00253 + 0,837*0,025 = 0,0214
Σ X/1i = 1,00

По номограмме [2], приложение 11, температура  Т₁ = 84⁰С.

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

Расчет элементов ректификации в отгонной  части следует прекратить на той очередной тарелке (в нашем случае седьмой), которую покидают равновесные жидкая и паровая фазы.

Таблица 9.1

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	-	0,000412	0,021	0,0214	0,0043	0,002	-
∑	-	1,00	1,9784	1,00	-	-	-	1,00	2,12	1,00	-

Компоненты	Вторая тарелка,   T2 = 810С							Третья тарелка,   T3 = 780С
	αi	0,163 *Y/1i	0,837* X/Ri	X/2i = 0,163*Y/1i+ 0,837* X/Ri	αi*X/2i	Y/2i= αi*X/2i / Σ αi*X/2i	k = 1 / Σ X/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	0,00033	0,021	0,0213	0,0043	0,002		0,00032	0,021	0,0213	0,00426	0,00196
∑	-	-	-	1,00	2,155	1,00		-	-	1,00	2,167	1,00

Компоненты	Четвертая тарелка,   T4 = 750С							Пятая тарелка,   T5 = 720С
	αi	0,163 *Y/3i	0,837* X/Ri	X/4i = 0,163*Y/3i+ 0,837* X/Ri	αi*X/4i	Y/4i= αi*X/4i / Σ αi*X/4i	k = 1 / Σ X/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	0,00032	0,021	0,02132	0,00426	0,00196		0,00032	0,021	0,02132	0,00426	0,00196
∑	-	-	-	1,00	2,171	1,00		-	-	1,00	2,175	1,00

Компоненты	Шестая тарелка,   T6 = 680С							Седьмая тарелка,   T7 = 660С
	αi	0,163 *Y/5i	0,837* X/Ri	X/6i = 0,163*Y/5i+ 0,837* X/Ri	αi*X/6i	Y/6i= αi*X/6i / Σ αi*X/6i	k = 1 / Σ X/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	0,00032	0,021	0,0213	0,00426	0,00196		0,00032	0,021	0,0213	0,00426	0,00196
∑	-	-	-	1,00	2,18	1,00		-	-	1,00	2,2	1,00

10. Расчет питательной секции колонны.

   Сравнивая составы паровых и жидких потоков, покидающих седьмую тарелку, считая сверху и седьмую тарелку, считая снизу колонны, убеждаемся, что они приблизительно одинаковы и близки к составам паровой и жидкой фаз сырья. Это значит, что за нижнюю укрепляющую тарелку должна быть  принята шестая тарелка, считая сверху, а за верхнюю отгонную – шестая тарелка, считая снизу колонны.

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

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

 

                                     

                                               D, Y^/_Di

                               

               

         6

                              V_m, Y^/_mi

                                               

              V_Л,                V_C,     q_к,  

              Y^/_Лi               Y^/_Ci   X^/_кi

G_т,C_i              

                         q_ci,

                        X^/_Ci       

                        q_mi, X^/_mi

       6

                                            R, X^/_Ri

                     

                             Рис. 10.1

     Флегмовое рабочее число укрепляющей части равно r = 0,66, а рабочее паровое число в отгонной части S = 0,194, произведем расчет для 100 кмоль сырья.

qк = r * D	(10.1)
qк = 0,66 * 16,4 = 10,82

 

q_к – это количество флегмы, стекающей с шестой укрепляющей тарелки.

  

Vm = qк + D	(10.2)
Vm = 10,82 + 16,4 = 27,22

   

V_m – количество пара, поступающего из питательной секции на шестую тарелку.

Vл = S * R	(10.3)
Vл = 0,194 * 83,6 = 16,22

V_л – количество пара, уходящего с шестой отгонной тарелки.

Vс = e/ * G	(10.4)
Vс = 0,11* 100 = 11,00

V_с – количество  паровой фазы сырья.

qс = (1 - e/ )* G	(10.5)
qк = (1 – 0,11) * 100 = 89

q_с – количество жидкой фазы сырья.

Проверка:

 

Vm = Vл + Vc	(10.6)
Vm = 16,22 + 11 = 27,22

 

qm = qк + qc	(10.7)
qm = 10,82 + 89 = 99,82

qm = Vm + R	(10.8)
qm = 16,22 + 83,6 = 99,82

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

Определим составы потоков.

Зная состав флегмы q_к, стекающей с шестой укрепляющей тарелки, состав пара V_л, уходящего с шестой отгонной тарелки и состав паровой фазы сырья V_с, можно рассчитать состав пара V_m, поступающего из питательной секции на шестую укрепляющую тарелку, по следующим уравнениям [1], стр.30:

Vm*Y/mi = qк * X/кi + D*Y/Di	(10.9)
Vm*Y/mi = Vл * Y/лi + Ve*Y/Ci	(10.10)
Y/mi = 0,4 * X/кi + 0,6*Y/Di	(10.11)
Y/mi = 0,596 * Y/лi + 0,404 * Y/Ci	(10.12)

   Расчеты составов Y^/_mi по этим уравнениям для каждого компонента сведены в табл.10.1.

Из табл.10.1 видно, что составы пара Y^/_mi, рассчитанные по обоим уравнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количества и составы потоков, проходящих питательную секцию, удовлетворяют основным уравнениям материального баланса для верхнего уровня этой секции.

   Зная состав пара V_л, уходящего с шестой отгонной тарелки, состав флегмы  q_к, стекающей с шестой укрепляющей тарелки и состав жидкой фазы сырья q_к, можно рассчитать состав флегмы q_m, поступающей из питательной секции на шестую отгонную тарелку, по уравнениям [1], стр.30:

qm * X/mi = Vл * Y/лi + R*X/Ri	(10.13)
qm * X/mi = qк * X/кi + qс * X/Ci	(10.14)
X/mi = 0,163 * Y/лi + 0,837 * X/Ri	(10.15)
X/mi = 0,108 * X/кi + 0,892 * X/Ci	(10.16)

Расчеты составов X^/_mi по этим уравнениям для каждого компонента сведены в табл.10.1.

Таблица 10.1

Компоненты сырья	Y/mi = 0,4 * X/кi + 0,6*Y/Di					Y/mi = 0,596 * Y/лi + 0,404 * Y/Ci
	X/кi = X/6i	Y/Di (табл.7.1)	0,4*X/кi= 0,4 * X/6i	0,6*Y/Di= 0,6* X/Di	Y/mi	Y/лi= Y/6i (табл.8.1)	Y/Сi (табл.4.1)	0,596*Y/лi=0,596*Y/6i	0,404*Y/Ci	Y/mi
СН4	0,0062	0,061	0,0025	0,0366	0,0391	-	0,042	-	-	-
С2Н6	0,4189	0,79	0,1676	0,474	0,6416	0,2458	0,32	0,1465	0,1293	0,2758
С3Н8	0,5650	0,151	0,226	0,0906	0,3166	0,5682	0,34	0,3386	0,1374	0,476
iС4Н10	0,00052	0	0,000042	-	0,000042	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	0,0005	0,0017
∑	1,00	1,00		-	1,00	1,00	1,00	-	-	1,00

Компоненты сырья	X/mi = 0,163 * Y/лi + 0,837 * X/Ri					X/mi = 0,108 * X/кi + 0,892 * X/Ci
	Y/лi = Y/6i (табл.8.1)	X/Ri (табл.8.1)	0,163*Y/лi=0,163*Y/6i	0,837*X/Ri	X/mi	X/кi= X/6i (табл.8.1)	X/Сi (табл.4.1)	0,108*X/кi= 0,108 * X/6i	0,892*X/Ci	X/mi
СН4	-	-	-	-	-	-	0,006	-	0,0054	0,0054
С2Н6	0,2458	0,055	0,04	0,046	0,086	0,0062	0,158	0,00067	0,141	0,1417
С3Н8	0,5682	0,4576	0,0926	0,383	0,4756	0,4189	0,416	0,0452	0,3711	0,4163
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	0,00052	0,228	0,000056	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	0,00032	0,0209	0,0212	-	0,024	-	0,0214	0,0214
∑	1,00	1,00	-	-	1,00	1,00	1,00	-	-	1,00

   Из табл.10.1 составы X^/_mi флегмы, рассчитанные по обоим уравнениям, отличаются незначительно и могут считаться одинаковыми. Следовательно, количество и составы потоков, проходящих питательную секцию, удовлетворяют основным уравнениям материального баланса для нижнего уровня этой секции.

11. Расчет количества холодного орошения.

                                                                    (D+q₀), Y^/_Di

   Q_D, T_D=25⁰C

                                                                                             q₀, X^/_Di                             

                                        1    П_D=2,82МПа

                                                                                                  q₀, T₀=10⁰C

                                                           Q₂               q₁    g₁

                                         2  V₂,Y^/_2i

                                         5

                                         6

                                                V_m        Q_m        g_к        q_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 уравнения теплового баланса ее укрепляющей части. Согласно схеме (рис.10.1), уравнение запишется так:

Vm*Qm + g0*q0 = gk*qk + (D + g0)*QD	(11.1)
g0 = (Vm*Qm  - gk*qk – D*QD) / (QD – q0)	(11.2)

Где 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 = 2,82МПа     П_f = 2,82МПа

T_D = 25⁰C             T_f = 56⁰C               T_6ук. = 46⁰C  

V_m = 27,22

g_k =  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	-	-	0,00052	0,0302	0,000042	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 уравнение теплового баланса:

g₀ = (27,22 * 16398 – 10,82 * 14288 – 16,4 * 13311) / (13311 – 9866) = 21 кмоль

g₀ = 21 кмоль на 100 кмоль сырья

При работе колонны с полным конденсатором  - холодильником, флегма q₁(рис.11.1), стекающая с верхней тарелки, служит горячим орошением на верху колонны, т.к. температура флегмы T₁ = 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 – 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 – 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 укрепляющей части до r = 1,4 на верху колонны. Так как число теоретических тарелок рассчитывалось при постоянном значении r = 0,66, то оно получилось с некоторым превышением, обеспечивающим известный резерв разделительной способности колонны.

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

                                                        q_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

           q_R                                              q₁

                       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 углеводородов [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)
VR = [QP – R(qR – 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  и 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:

V_R = [873749 – 83,6 * (24227 – 14790)] / (25312 – 14790) = 8,1 кмоль

V_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 уменьшается вдвое.

13. Основные размеры колонны.

13.1 Определение диаметра колонны.

Внутренний диаметр колонны определим по формуле [1], стр.36:

Dв = [(4*Vсек.) / π * ω]1/2

(13.1)

Где Vсек.- наибольший секундный объем паров, проходящих через сечение колонны, ω – допускаемая скорость паров в полном  (свободном) сечении колонны.

Определим  Vсек:

V2 = g1 + D – под верхней укрепляющей тарелкой	(13.2)
V2 = 23+16,4 = 39,4 кмоль на 100 кмоль сырья под нижней укрепляющей тарелкой
Vm = 27,22  кмоль на 100 кмоль сырья над верхней отгонной тарелкой
Vл=16,22кмоль на 100кмоль сырья внизу колонны(под нижней отгонной тарелкой)
VR = 8,1 кмоль на 100 кмоль сырья

Из всех расчетов видно, что наиболее нагруженным по парам , является верхнее сечение колонны. Объем паров на верху колонны (под первой тарелкой) определим по формуле [1], стр.37:

Vсек. = (22,4 * Gв * Т2 * 0,1 * 106 * Z) / 3600 * 273 * πD

(13.3)

где 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 МПа), введен коэффициент сжимаемости Z. По табл. 8.1, пары на верху колонны практически полностью состоят из этана. Поэтому коэффициент сжимаемости для них можно найти, как для паров чистого этана. Критическая температура этана Т_кр.= 305,4К [4], стр 45, критическое давление – П_кр. = 4,95 МПа, температура паров этана из табл.7.1 равна    Т₂ = 308К (35⁰С).

 Приведенная температура этана:

Тпр. = Т2 / Ткр.	(13.5)
Тпр. = 308 / 305,4 = 1,01

Приведенное давление этана:

Ппр. = ПD / Пкр.	(13.5)
Ппр. = 2,82 / 4,95 = 0,57

Z = 0,9 [4], стр.47

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

(13.6)

V_сек. = 0,065 м³ /с

   С учетом того, что дистиллят колонны практически полностью состоит из этана, найдем плотности его в жидком и парообразном состоянии при температуре и давлении на верху колонны:

Т = 25⁰С,  П_D = 2,82 МПа

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:

Vнсек. = (22,4 * Gн * Т * 0,1 * 106 * Z) / 3600 * 273 * πR

(13.9)

Предварительно определим коэффициент сжимаемости Z. Пары внизу колонны в основном состоят из пропана:  Т_кр.= 370 К [4], стр 45, критическое давление – П_кр. = 4,32 МПа, температура паров пропана из табл.8.1 равна    Т₁ = 357 К (84⁰С).

Приведенная температура пропана:

Тпр. = Т1 / Ткр.	(13.10)
Тпр. = 357 / 370 = 0,96

Приведенное давление пропана:

Ппр. = ПR / Пкр.	(13.11)
Ппр. = 2,86 / 4,32 = 0,66

Z = 0,6 [4], стр.47

ρ_{пропана} = 2,02 кг / м³

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

V^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 равным  h = 600мм. По [5],  рис.7.2 находим С – коэффициент, зависящий от конструкции тарелок. С = 0,065.

ωmax = C * √(ρж – ρп) / ρп

(13.13)

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

ω^в_max = 0,02 м/с

ω^н_max = 0,065 * ((2,02 – 1,58)  / 1,58)^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

Принимаем  диаметр колонны D = 2,2м

13.2 Определение высоты колонны.

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

Hр = hD + (Nур – 1) * hт + hG + (Nор – 1) * hт + hR	(13.16)
Hр = 2,2 + (12 – 1) * 0,6 + 2 + (12 – 1) * 0,6 + 4 = 21,4

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 уравнения объемного расхода:

dш = [Vп / (0,785 * ωдоп)]1/2

(13.17)

Где V_п  - объемный расход потока в трубопроводе.

   Допустимая скорость потока  ω_доп зависит от фазового состояния.

   Определим диаметр штуцера  А – входа смеси:

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

(13.18)

F = 36500 кг / ч

ω_доп. =  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 =  125мм, l_А = 175 мм, согласно [6], стр.324.

   Определим диаметр штуцера  В – входа дистиллята (паровой фазы):

dВ = [Vвп / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.20)

V^в_п = 0,065 м³ / с

ω_доп. =  15 м / с

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

(13.21)

 Принимаем диаметр штуцера В,  d_В =  250 мм, l_А = 250 мм, согласно [6], стр.324.

   Определим диаметр штуцера  С – входа флегмы (орошения):

dС = [D * r / (3600 * ρжв * 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.22)

D =16,42 кмоль / час = 17483,5 кг / ч

ω_доп. =  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 =  125мм, l_С = 175 мм, согласно [6], стр.324.

   Определим диаметр штуцера  D – входа пара:

dD = [Vнс / ( 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.24)

V^н_с = 0,065 м³ / с

ω_доп. =  20 м / с

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

(13.25)

Принимаем диаметр штуцера D,  d_D =  125мм, l_D = 175 мм, согласно [6], стр.324.

   Определим диаметр штуцера  Е – выхода кубовой части:

dЕ = [R / (3600 * ρжн * 0,785 * ωдоп)]1/2

(13.26)

R =83,58 кмоль / час = 19016,5 кг / ч

ω_доп. =  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 =  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	09Г2С	5520-62	Электросварка	Э50А ГОСТ9467 - 60
2	Днище верхнее	1	2200	28	750	09Г2С	5520-62
3	Днище нижнее	1	2200	28	750	09Г2С	5520-62
4	Кольцо опорное	1	4130/3740	36		Вст3	500-58		ЭЧ2

 

 

Принятые обозначения.

Дв = 220 см	Внутренний диаметр корпуса
Диз = 245,6 см	Диаметр  корпуса с изоляцией
Р = 2,86 МПа	Рабочее давление в колонне
Ддн =	Диаметр наружный нижнего днища
Д/дн =	Диаметр наружный верхнего днища
Двок =	Диаметр внутренний опорного кольца
Днок =	Диаметр наружный опорного кольца
С = 5мм	Прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении
[σ]2009Г2С = 196МПа	Допускаемое напряжение стали 09Г2С при Т = 200С
φ = 0,9	Коэффициент сварного шва

Вес аппарата.

 

Вес аппарата по проекту	Q1 = 78800 кг
Вес металлоконструкций	Q2 = 8000 кг
Вес изоляции	Q3 = 6900 кг
Вес аппарата в рабочем состоянии	Q4 = 98100 кг
Вес аппарата при гидравлическом испытании	Q5 = 209714 кг
Вес аппарата при гидравлическом испытании без веса опоры и нижнего днища	Q6 = 201400 кг

1.     

            Расчет толщины 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  - расчетная толщина стенки,

      С – прибавка. 

Sp = PD/2[σ] *φ-P,

(1.2)

где Р  = 28,6 кгс/см² – внутреннее давление,

      D = 220см – внутренний диаметр корпуса,

      [σ]  = 1770 кгс/см² – допускаемое напряжение при данной температуре, t = 94⁰С,

      φ = 0,9 – коэффициент сварного шва

Sp = 28,6 * 220 /( 2 * 1770 * 0,9 – 28,6) = 1,99 см

S = 1,99  +  0,5 = 2,49 см  ≈ 25 мм

Принимаем  S = 28 мм

2.0 Расчет днищ колонны.

2.1. Расчет толщины нижнего днища.

Толщину днища определим по следующей формуле:

S = P*D / (2*φ*[σ] – 0,5*P) + C

(2.1)

где Р  = 28,6 кгс/см² – внутреннее давление,

      D = 220 см – внутренний диаметр корпуса,

      [σ]  = 1770кгс/см² – допускаемое напряжение при данной температуре, t = 94⁰С,

      φ = 0,9 – коэффициент сварного шва

      С = 0,5см – прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении.

S = 28,6 * 220 / (2 * 0,9 * 1770 – 0,5 * 28,6) + 0,5 = 1,98см

S = 19,8 мм

Принимаем S = 28 мм

Толщина стенки приближенно определяется по следующим формулам с последующей проверкой:

S1R  = max {(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E                        P * R / 2 * [σ]

(2.2)

S1≥ S1R + C,

(2.3)

где K_э  = 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,

       n_y = 2,4 – коэффициент запаса устойчивости,

       [σ]  = 1770 кгс/см²,

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

S1R = (0,9 * 220 / 510) * √2,4 * 28,6 / 10-6 * 1,91* 10-6  = 2,33 мм

S1R = 2,86 * 2200 / 2 * 177 = 17,8 мм
S1≥ 17,8 + 5 = 22,77 мм

Принимаем S₁ = 28 мм

Для стандартных днищ с R = D  и H = 0,25D  толщина стенки днищ близка к толщине стенки цилиндрической обечайки.

2.2. Расчет толщины верхнего днища.

S = P*D / (2*φ*[σ] – 0,5*P) + C

(2.4)

где Р  = 28,2 кгс/см² – внутреннее давление,

      D = 220см – внутренний диаметр верхнего корпуса,

      [σ]  = 1960кгс/см² – допускаемое напряжение при данной температуре, t = 25 ⁰С,

      φ = 0,9 – коэффициент сварного шва

      С = 0,5см – прибавка на коррозию и вытяжку при изготовлении.

S = 28,2 * 220 / (2 * 0,9 * 1960 – 0,5 * 28,2) + 0,5 = 1,76 см

S = 28 мм

Принимаем S = 28мм

Толщина стенки приближенно определяется по следующим формулам с последующей проверкой:

S1R  = max {(Kэ*R / 510) * √ny * P / 10-6 * E                        P * R / 2 * [σ]

(2.5)

S1≥ S1R + C,

(2.6)

где K_э  = 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,

       n_y = 2,4 – коэффициент запаса устойчивости,

       [σ]  = 1960 кгс/см²,

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

S1R = (0,9 * 2200 / 510) * √2,4 * 2,82 / 10-6 * 1,99* 10-5  = 7,16 мм

S1R = 2,82 * 2200 / 2 * 196 = 15,82 мм
S1≥ 15,82 + 5 = 20,8 мм

Принимаем S₁ = 28 мм

3. Проведение гидроиспытания.

При проведении гидравлического испытания аппаратов на заводе – изготовителе проводят на пробное давление:

Рпр = 1,5 * Р ([σ]20 / [σ]t), при Ррасч = 0,07 – 0,05МПа

(3.1)

Для стали 09Г2С   [σ]₂₀ = 196МПа,   [σ]₉₄ = 176МПа,

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

   Так как проводим гидравлическое испытание ректификационной колонны, высотой H = 21,4м, то в нижней части аппарата возникает давление, превышающее пробное на величину давления столба воды:

Рг = Рпр + H * 10-2

(3.2)

Рг = 4,78 + 21,4 * 10-2 = 4,99 МПа

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

При расчете аппаратов следует проверить, напряжение в 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 Мпа  - [7], стр.61, таб.9.

σ = 4,99 * (2200 + 28) / 2 * 28 * 0,92 ≤ 0,9 * 260

σ = 216 ≤ 234 верно

4. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки.

4.1Геометрические и весовые характеристики аппарата.

Таблица 4.1

Участок аппарата	Высота участка, м	Толщина стенки, м	Наружный диаметр, Dн	Расчетный диаметр с учетом изоляции		Наружный диаметр изоляции, Dиз, м	Вес участка аппарата в рабочем состоянии,т	Площадь сечения стенки, F, м2	Момент инерции сечения стенки, I, м	Момент сопротивления сечения стенки,W,м	Модуль упругости металла стенки, E,т/м2
				Внутрен. диаметр, м	Наруж. диаметр, м
0 - 1	9,8	0,028	2,256	2,256	2,456	2,456	25,5	0,1960	0,1216	0,1078	1,99*107
1 – 2	10,85	0,028	2,256	2,256	2,456	2,456	65,7	0,1960	0,1216	0,1078	1,95*107
2 - 3	1,75	0,028	2,256	2,256	2,456	2,456	6,9	0,1960	0,1216	0,1078	1,91*107

F = 0,785398 * (Dн2 – Dв2)

I = 0,0625 * (Dн2 + Dв2) * F

W = 2I / Dн

4.2 Расчет  аппарата на ветровую нагрузку.

Для аппарата с постоянной  по высоте площадью сечения, период собственных колебаний в секундах определяется по следующей формуле:

T = 1,79H *√ Q / g * ( (H / E *I ) +4φ0),

(4.1)

где Q – вес аппарата,

I- экваториальный момент инерции площади поперечного сечения стенки  корпуса, м⁴,

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

Для цилиндрических аппаратов:

I = (π / 64) * (D4н -  D4в)

(4.2)

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

Ki = (j * H / 2*E*I1) * Ai + φ0*αi            стр.106 [8]

(4.3)

 

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

Ai = 1,5*αi2 – 0,5*αi3                               стр.106 [8]

(4.4)

αi = xi / H                                                   стр.106 [8]

(4.5)

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

Координаты центров тяжести

А1 = 1,5*0,782 – 0,5*0,783 = 0,675 А2 = 1,5*0,322 – 0,5*0,323 = 0,137 А3 = 1,5*0,0392 – 0,5*0,0393 = 0,0023

φ₀ – угол поворота опорного сечения.

φ0= 1 / Сф*Iф                                стр.106 [8]

(4.6)

где -  С_ф = 1000 т/м³ - коэффициент  упругого неравномерного сжатия грунта, [8] стр.106

Iф=0,065*D24                                                стр.106 [8]

(4.7)

D₂ = 2,6м  – наружный диаметр фундаментного кольца аппарата

I_ф=0,065*2,6⁴= 2,97м⁴

φ₀=1/1000000 * 2,97 =3,3*10^-7

К1 = 0,46 * 10-5 * 0,675  +  3,4 * 10-5 * 0,78 = 2,96*10-5 К2 = 0,46 * 10-5 * 0,137  +  3,4 * 10-5 * 0,32 = 1,15*10-5 К3 = 0,46 * 10-5 * 0,039  +  3,4 *10-5 * 0,0023 = 0,026*10-5

Т =1,79 * 22,4 * √98,1 / 9,81 * ((22,4 / 1,95 * 107 * 0,1216 + 4 * 0,033 * 10-5))  = 1,36 с

4.3 Расчетная ветровая нагрузка.

Скоростной напор ветра для высоты над поверхностью земли до 10м q₀ = 45кг/м², [8] стр.105. Нормативное значение статистической составляющей ветровой нагрузки:

q1=q 0* θi*c

(4.8)

θ_i = 2,05 – коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора с увеличением высоты х_i над поверхностью земли, [8]  стр.105

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

     q₁= 45*2,05*0,7 = 64,6кг/м²

P = β*q*Dниз*h,

(4.9)

β – коэффициент увеличения скоростного напора

β = 1 + ζ* m

(4.10)

ζ = 0,25 – коэффициент динамичности, зависящий от периода собственных колебаний [2] стр.105 рис.76, в зависимости от параметра ε.

ε = T*√q0 / 260

(4.11)

ε = 1,36* √45*10^-4 / 260   = 0,006

m – коэффициент пульсаций, определяется по графику [8] рис.77, стр.105.

Таблица 4.3

Участки	0 - 1	1 - 2	2 - 3
m	1,2	1,1	1,0
β = 1 + ζ * m	1,3	1,275	1,25

Участок 0 – 1: h = 9,8м, q = 64,6кг/м², D_низ = 2,456м, β = 1,3

P₁ = 1,3 * 64,6 * 2,456 * 9,8 = 2021,3 кгс 

Участок 1 - 2: h = 10,85м, q = 45кг/м², 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  = P₂ = P₃ = P₄ = P₅ = 2,34 * 45 * 1,54 = 162,16 кгс

P₆  = P₇ = P₈ = P₉ = P₁₀ = 2,34 * 45 * 1,87 = 196,9 кгс

4.5 Общие ветровые моменты.

Сечение 1 - 1

М₁ = 2021,3 * 17,5 + 1529 * 7,175 + 241,8 * 0,875 + 162,16*(23,1+21,1+18,6+15,6+12,6) = 61311,46 кгс*см

Сечение 2 - 2

М₂ = 2021,3 * (17,5 - 1,75) +1529 * (7,175 – 1,75) +162,16 * (23,1 + 21,1 + 18,6 + 15,6 + 12,6-1,75 * 5) = 53467,96 кгс*см

Сечение 3 - 3

М₃ = 2021,3 * (17,5 – 12,6) + 162,16 * (23,1+21,1 + 18,6 + 15,6 + 12,6 – 12,6 * 5)= 14444,85 кгс*см

4.6 Расчет на резонанс.

Критическая скорость ветра:

Vкр = 5*Dиз. / T

(4.13)

Vкр = 5* 2,456 / 1,36 = 9,03 м/с

Расчетный динамический момент:

Сечение 1 - 1

Mд = 0,5*(V2кр*H2*D / (H / 3*E*I) +φ0) * [0,55*(H/6*E*I) +( φ0 /3)]

(4.14)

Mд = 0,5 * (9,032 * 22,42 * 2,456 /(22,4 / 3 * 1,95 * 107 * 0,1216) + 3,3 * 10-7) *[0,55*(22,4 / 6 * 1,95 * 107 * 0,1216) + 3,3 * 10-7 / 3 = 14094,24 кгс*см

Так как изгибающие моменты от резонанса меньше изгибающих моментов от ветровых нагрузок, то дальнейший расчет производим по изгибающим моментам от ветровых нагрузок.

4.7 Определение напряжений в сварном шве, соединяющим аппарат с опорой при гидроиспытании.

Напряжение в сплошном сварном шве, крепящем корпус аппарата к цилиндрической опорной части (см рис.1, приложения ), определяют в опасном сечении 2 - 2 по формуле [8] стр. 113: 

σс = (Qmax / fc) + (M/ / Wc),

(4.15)

 

 f_c- площадь опасного сечения шва,

W_c – момент сопротивления сварного шва изгибу,

Q_max – вес аппарата при гидроиспытании без учета опоры,

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

fc = πDн*0,7*S,                                       [8] стр.114

(4.16)

Wc = 0,8*0,7*S*Dн2,                               [8] стр.114

(4.17)

fc = 3,14 * 245,6 * 0,7 * 2,8 = 1511,52 см2

Wc = 0,8 * 0,7 * 2,8 * 245,62 = 94580,8 см3

M^/ = 53467,96 кгс*см

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 = 1113,6 кгс/см2

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

4.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны.

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

σ max = (Qmax / F) + (M / W),          [8] стр.107

(4.19)

F – опорная площадь фундаментного кольца,

W – момент сопротивления изгибу опорной площади фундаментного кольца.

Для цилиндрических аппаратов внутренний и наружный диаметры опорного фундаментного кольца обычно принимают равными:

D1 = Dн*(1 – 0,65*k0),                 [8] стр. 107

(4.20)

D2 = Dн*(1 + 1,35*k0),                 [8] стр. 107

(4.21)

k₀ = 0,075  при  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 = π/ 4 * (248,42 – 214,62) = 12284,8 см2

W = π/ 32 * [(D24 – D14) / D2]

(4.23)

 

W = π/ 32 * [(248,44 – 214,64) / 248,4] = 666140,9см3

σ _max = (Q_max / F) ± (M / W)  - определим при гидроиспытании.

        

σ _max = 209714

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

σ _max = 17,16 кгс/см² – при сжатии

σ _max = 16,98 кгс/см² – при растяжении

4.9 Расчет опорного кольца.

Рассматривается участок опорного кольца шириной 1 см, как консольная балка с равномерно распределенной нагрузкой:

Lк = (D2 – D1) / 2

(4.24)

 

Lк = (248,4 – 214,6) / 2 = 16,9 см

Тогда толщину опорного кольца определим  по формуле:

δ =  Lк / 40 * ( √3* σ max   )

(4.25)

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

4.10 Расчет фундаментных болтов.

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

 

dв = 0,1√ σ max*F / 3*Z*π

(4.26)

dв = 0,1√ 16,98*12284,8 /3*8*3,14   = 2,91 см

Устанавливаем фундаментные болты с d_в = 3,615 см, М42.

Список  использованной  литературы.

1. Кузнецов  А. А.,  Кагерманов  С. М.,  Судаков  Е. Н.  Расчеты  процессов  и  аппаратов  нефтеперерабатывающей  промышленности  Л:  Химия,  1974 г.
2. Эрих  В. Н.,  Рахина  М. Г.,  Рудин  М. Г.  Химия  и  технология  нефти  и  газа.  Л:  Химия,  1977 г.
3. Гуревич  И. Л.  Общие  свойства  первичные  методы  переработки  нефти  и  газа.  Москва:  Химия  1972 г.
4. Павлов  К. Ф.,  Раманков  П. Г.,  Носков  А. А.  Примеры  и  задачи  по  курсу  процессов  и  аппаратов  технологии.   Химия  1981 г.
5. Лашинский  А. А. Точинский  А. Р.  Основы  конструирования  и  расчета   химической  аппаратуры  Москва-Ленинграт  1963 г.
6. Сосуды  и  аппараты  нормы  и  методы  расчета  на  прочность  ГОСТ  14249-89  Москва.
7. Вихман  Г. Л.,  Круглов  С. А.  Основы  конструирования  аппаратов  и  машин  нефтеперерабатывающих  заводов.  Москва  Машиностроение  1978 г.
8. Фаразов  С. А. Оборудование  нефтеперерабатывающих  заводов  и  его  эксплуатация.  Москва  Химия  1978 г.

Содержание. Стр. 1. Введение 3 2. Постановка задачи 3-4 3.  Описание  технологической  схемы. 5-7 3.1  Характеристика сырья и готовой продукции. 5