Санкт-Петербургский государственный технологический институт
(Технический университет)
Кафедра технологии Факультет химической технологии
нефтехимических и органических веществ и
углехимических производств полимерных материалов
Курс 5
Группа 443
Курсовая работа
Тема: «Расчет колонны выделения фракции 120-128»
Студент Николаев Ю.В.
Личная подпись
Руководитель Пекаревский Б.В.
Личная подпись
Оценка
Подпись руководителя
Санкт–Петербург 2008 г.
Содержание
Исходные данные для расчета
Определение физико-химических свойств компонентов питания
Состав и расходы компонентов питания
Состав и расходы компонентов дистиллята
Состав и расходы компонентов остатка
Расчет мольной доли отгона. Определение составов паровой и жидкой фаз двухфазного питания
Определение температур верха и низа колонны
Определение флегмового числа
Тепловой баланс ректификационной колонны
Расчет величин внутренних потоков жидкости и пара в колонне
Предварительный расчет диаметра колонны для укрепляющей секции
Предварительный расчет диаметра колонны для отгонной секции
Литература
Исходные данные
Производительность колонны по сырью: F=214480
Температура ввода сырья: tF=180 ºC
Давление в секции питания: PF=0,25 МПа
Давление наверху колонны: РВ=0,22 МПа
Давление внизу колонны: РН=0,28 МПа
Состав сырья: Фракция XF 102 – 120 0,18
Легко кипящий компонент 120 – 124 0,05
Тяжело кипящий компонент 124 – 128 0,05
128 – 150 0,295
150 – 179 0,425
Содержание легко кипящего компонента в дистилляте:
yD=0,16
Содержание легко кипящего компонента в кубовом остатке:
xW=0,016
Определение физико-химических свойств компонентов питания
Фракция
tср, ºC
d20i
кг/м³
ai
d15i
кг/м³
Kw
Mi,
кг/кмоль
xFi
xFi'
102-120
111,0
0,746
9,003*
10^-4
0,751
11,77
106,30
0,180
0,209
120-124
122,0
0,755
9,002*
10^-4
0,760
11,74
112,02
0,050
0,055
124-128
126,0
0,758
9,0015*
10^-4
0,763
11,73
114,25
0,050
0,054
128-150
139,0
0,768
9,000*
10^-4
0,773
11,71
121,60
0,295
0,299
150-179
164,5--PAGE_BREAK----PAGE_BREAK----PAGE_BREAK--
KPi
S
e'=0,3
e'=0,4
e'=0,5
102-120
0,209
5,32
0,478
1,91
0,164
0,153
0,144
120-124
0,055
5,06
0,378
1,51
0,048
0,046
0,044
124-128
0,054
4,97
0,347
1,39
0,048
0,047
0,045
128-150
0,299
4,70
0,262
1,05
0,295
0,293
0,292
150-179
0,383
4,22
0,147
0,59
0,437
0,458
0,482
Σ 1,007
Σ 1,007
Σ 1,007
Рассчитаем константу фазового равновесия.
KPi=Pi/PF PF = 0,25 МПа
Определяем мольную долю отгона по формуле Трегубова
/>
/>
Фракция
XFi'
XFi
Xi'
Xi
yi'
yi
102-120
0,209
0,180
0,150
0,127
0,287
0,253
120-124
0,055
0,050
0,045
0,040
0,068
0,063
124-128
0,054
0,050
0,046
0,042
0,064
0,061
128-150
0,299
0,295
0,293
0,283
0,308
0,311
150-179
0,383
0,425
0,466
0,508
0,275
0,313
Определяем мольные доли компонентов в жидкой фазе питания
/>
Рассчитываем мольные доли компонентов в паровой фазе питания
yi'=Kpi * Xi' продолжение
--PAGE_BREAK--
Определяем средние молекулярные массы жидкой и паровой фаз
Mx= Σ Xi'*Mi Mx=125,73 кг/кмоль
My= Σ yi'*Mi My=120,57 кг/кмоль
Определяем относительную плотность
d15x= Σ Xi'* d15i = 0,777 кг/м³
d15y= 0,771 кг/м³
5.9 Определяем массовые доли xi и yi
/>
/>
Определяем массовую долю отгона
e = e'*(My/MF) = 0,435 * (120,57/123,38) = 0,425
Определение температуры продуктов в верхнем и нижнем сечении колонны
Давление насыщенных паров узких нефтяных фракций при умеренных давлениях в системе может быть рассчитано по уравнению Ашворта:
/>
Значения вспомогательной функции от рабочей температуры f(Ti) и средних температур выкипания узких фракций f(Tсрi) определяются из соотношения:
/>
Константы фазового равновесия компонентов:
KPi= Pi/ P
Температуры верха и низа колонны определяются как корни уравнений численным методом Ньютона – Рафсона:
g(T) = ∑ (yDi/ Ki, в) – 1 = 0,
g(T) = ∑ (Ki, н ×xi) – 1 = 0
Итерационная формула для определения улучшенного значения корня выглядит следующим образом:
T(r+1) = T(r) — g (T(r))/ g' (T(r)), где r – номер итерации.
Для упрощения расчетов примем:
g' (T) ≈ [g(T+∆T) – g(T)] / ∆T, ∆T= 0,001×Т
В качестве начального приближения примем значение температуры в секции питания (120 ºС).
Температура верха колонны
Из условия: Pв = 0,22 МПа
Фракция
f(Ti)
yDi'
r = 1, T(r)= 180 °С
r = 2, T(r)= 118,59°С
Pi, МПа
KPi
yDi'/KPi
T(r+1)
KPi
yDi'/KPi
T(r+1)
102-120
5,32
0,72
0,478
2,17
0,3311
0,56
1,2762
120-124
5,06
0,154
0,379
1,72
0,085
0,42
0,3674
124-128
4,97
0,074
0,347
1,58
0,0469
0,38
0,197
продолжение
--PAGE_BREAK----PAGE_BREAK----PAGE_BREAK--
0,72
0,3799
0,72
0,3785
∑
1,097
194,71
1,0034
194,53
1
194,53
Результаты расчетов TН = 194,5°С; f(194,5+273) = 3,737
Фракция
f(Ti)
xWi'
Pi, МПа
KPi
xWi'*KPi
120-124
5,06
0,018
0,495
1,77
0,032
124-128
4,97
0,047
0,456
1,63
0,07
128-150
4,70
0,410
0,350
1,25
0,513
150-179
4,22
0,525
0,202
0,72
0,379
∑
1
1
7. Определение флегмового числа
Рн = 0,28 МПа Рв = 0,22 МПа РF = 0,25 МПа
tн= 194,5ºCtв= 143,3ºCtF = 180 ºC
7.1 Определяем значения коэффициентов относительной летучести
Фракция
αiв
αiн
αiF
αi
102-120
3,81
3,06
3,24
3,36
120-124
2,95
2,45
2,56
2,65
124-128
2,68
2,26
2,36
2,43
128-150
1,96
1,73
1,78
1,82
150-179
1
1
1
1
/>
Находим среднее геометрическое значение коэффициентов относительной летучести
/>
Определяем значения вспомогательного параметра уравнения Андервуда
Σ αi* XFi'/ (αi— θ) = e'
Корень уравнения будем оттискивать на участке 2,65
Зададимся значениями θ:2, 3. И найдем при этих значениях величину
Σ αi* XFi'/ (αi— θ) = e'
e'(2) = 0,516 + 0,224 + 0,305 – 3,023 – 0,383 = — 2,36.
e'(3) = 1,951 – 0,416 – 0,23 – 0,461 – 0,192 = 0,65 продолжение
--PAGE_BREAK--
/>
θ = 2,94
Определяем минимальное флегмовое число
/>Rmin = 6,176 – 1,407 – 0,353 – 1 = 3,42
Определяем min и рабочее число теоретических тарелок
/>Nmin= 0,735/0,038 – 1 = 18,34
Рабочее число
/>N=(0,4+18,34)/(1-0,4) = 31,23
Рассчитываем minи рабочее число тарелок для укрепляющей секции.
/> Nmin(укр) = 6,96
Nукр = (0,4 + 6,96)/(1 — 0,4) = 12,27
Для отгонной секции
Nотг = 18,96
Тепловой баланс
Фаза
d15i
t,ºC
i, кДж/кг
Расход, кг/час
Q, кДж/час
Приход тепла
Питание:
Пар
Жидкость
Пар + жидкость
Доп. в куб
П
Ж
ПЖ
0,771
0,777
180
180
696,7
408,2
530,8
214480
11,4*10^7
11,45*10^7
Расход тепла
Дистиллят
Остаток
Доп. сверху
Ж
Ж
,753
0,782
0,753
143,3
194,5
80
325,4
446,4
169,0
50641,1
163838,9
1,65*10^7
7,30*10^7
13,9*10^7
Рассчитываем энтальпии основных потоков
/>
Рассчитываем энтальпию парожидкостного питания
/>
Температура холодного острого орошения – 80 ºC. Потери в окружающую среду принимаем 5% от общего количества расходуемого тепла и с учетом этого находим дополнительное количество тепла, которое следует подвести в куб колонны
QВ = 1,05*(QD + QW + Qd – QF) = 11,45*10^7 кДж/час
Расчет величин внутренних потоков жидкости и пара в колонне (в массовых долях)
Укрепляющая секция
Gв = D*(R + 1) = 50641,1*5,97 = 302327,4 кг/час
Lв = Gв – D = 251686,3 кг/час
Отгонная секция
Gн = Qв/(itн(пара) — itн(жидкости)) = 11,45*10^7/(725,6 – 446,4) = 410100,3 кг/час
Lн = Gн + W = 573939,2 кг/час
Предварительный расчет диаметра колонны продолжение
--PAGE_BREAK--
Укрепляющая часть колонны
Выбор типа тарелки.
К тарельчатым массообменным устройствам предъявляются следующие основные требования: низкая металлоемкость; высокая производительность, высокая эффективность (т.е. высокий коэффициент полезного действия практической тарелки); малое гидравлическое сопротивление тарелки; широкий диапазон устойчивой работы (тарелка должна эффективно работать как при больших, так и при малых нагрузках по жидкости и пару).
Для данной колонны выбираются клапанные прямоточные тарелки. Клапанные тарелки являются барботажными. Главными конструктивными элементами клапанных тарелок являются перфорированное основание тарелки и клапаны, в нерабочем состоянии перекрывающие отверстия в основании тарелки, а под действием потока пара поднимающиеся на некоторую высоту, которая определяется их массой или ограничителями подъема.
Клапанные тарелки, благодаря регулируемому сечению, обеспечивают высокую эффективность в широком диапазоне нагрузок. К их достоинствам относятся также почти полное отсутствие «провала» жидкости на нижележащую тарелку и малый унос жидкости паром, поднимающимся не вертикально, а наклонно к плоскости тарелки.
Примем расстояние между клапанными тарелками для верха колонны Н=800мм, высоту сливной перегородки hс=50мм, ориентировочную величину динамического подпора жидкости над сливной перегородкой Δhd=50мм.
Расчет скорости паров в точке захлебывания.
Линейная скорость паров в точке «переброса» жидкости рассчитывается по уравнению:
/>
где σ – поверхностное натяжение на границе пар – жидкость при рабочих условиях; />— плотность пара, кг/м3.
/>
где Tkr– псевдокритическая температура, К,
ρl– плотность жидкости при средней температуре укрепляющей секции колонны (84.5 ºС)
/>
ρl= (0.772 – 0.000515*143.3)*1000 = 698.201 кг/м3
Tkr= 204.6 + 273
Тогда поверхностное натяжение равно дин/см
Плотность пара при температуре укрепляющей части колонны
/>
ρv= 7.665 кг/м3
Тогда скорость паров в точке захлебывания
/>= 1.34 м/с
Расчет рабочей площади тарелки.
Объемная нагрузка по пару в верхнем сечении колонны:
/>
где Gmas– массовая нагрузка по парам в данном сечении колонны.
V= 302327.4/(3600×7.665) = 10.956м3/с.
Рабочая площадь тарелки рассчитывается по уравнению:
/>
Sp= 1.269/(0.9 × 1.722) = 0.819 м2
Расчет допустимой скорости жидкости в сливном устройстве.
Допустимая скорость жидкости в сливном устройстве:
Для случая малого пенообразования const = +300 мм, тогда
Wdop = (H + const) × 10-3/5 = (800+300) × 10-3/5= 0.22 м/с.
Расчет площади сливных устройств.
Площадь сливных устройств:
/>
где Q– объемная нагрузка по жидкости в произвольном сечении укрепляющей секции колонны.
/>
Lmas– массовая нагрузка по жидкости в данном сечении колонны.
Q= 251686.3/3600 × 698.201 = 0.1м3/с.
Ssl= 0.1 /(0.9 × 0.22) = 0.506м2
Диаметр и основные геометрические размеры согласно ГОСТ.
На основании проведенных расчетов выбираем следующие параметры клапанной однопоточной колонны:
Диаметр колонны Dk= 5000 мм
Длина пути жидкости на тарелке Lt= 1.455 м
Площадь поперечного сечения колонны Sk= 19.625 м2
Периметр слива В = 6.44 м
Площадь прохода паров S0 = 2.98 м2
Рабочая площадь тарелки Sp= 14.32 м2
Площадь сливных устройств Ssl= 2.48 м2
Зазор между сливом и приемной перегородкой b= 0.06 м
Зазор под сливным стаканом а = 0.08 м
Отгонная часть колонны
Предварительный расчет диаметра колонны для отгонной части колонны практически аналогичен расчету для укрепляющей части. Расчет скорости паров в точке захлебывания. Линейная скорость паров в точке «переброса» жидкости рассчитывается по уравнению:
/>
/>
ρl= (d20– 0.000515 ×t)×1000 = (0.783 – 0.000515×194.5)×1000=702.833 кг/м3
Поверхностное натяжение равно
σ = 9.562 дин/см
Плотность пара при температуре отгонной секции колонны:
/>
ρv= 9.308 кг/м3
Тогда скорость паров в точке захлебывания:
/>= 1.232 м/с.
Расчет рабочей площади тарелки.
Объемная нагрузка по пару в верхнем сечении колонны:
/>
где Gmas– массовая нагрузка по парам в данном сечении колонны.
V= 410100.3/(3600×9.308) = 12.238 м3/с. продолжение
--PAGE_BREAK--
Рабочая площадь тарелки рассчитывается по уравнению:
/>
Sp= 11.04 м2
Расчет допустимой скорости жидкости в сливном устройстве.
Допустимая скорость жидкости в сливном устройстве:
Для случая малого пенообразования const = +300 мм, тогда
Wdop = (H + const) × 10-3/5 = 0.22 м/с.
Расчет площади сливных устройств.
Площадь сливных устройств:
/>
где Q– объемная нагрузка по жидкости в произвольном сечении укрепляющей секции колонны.
/>
Lmas– массовая нагрузка по жидкости в данном сечении колонны.
Q= 573939.2/3600 × 702.833= 0.227 м3/с.
Ssl= 0.227/(0.9 × 0.22) = 1.146 м2
Диаметр и основные геометрические размеры согласно ГОСТ.
На основании проведенных расчетов выбираем следующие параметры клапанной однопоточной колонны:
Диаметр колонны Dk= 5000 мм
Длина пути жидкости на тарелке Lt= 1.45 м
Площадь поперечного сечения колонны Sk= 19.625 м2
Периметр слива В = 6.44 м
Площадь прохода паров S0 = 2.98 м2
Рабочая площадь тарелки Sp= 14.32м2
Площадь сливных устройств Ssl= 2.48 м2
Зазор между сливом и приемной перегородкой b= 0.06 м
Зазор под сливным стаканом а = 0.08 м
Проверочный гидравлический расчет выбранной тарелки
Укрепляющая часть колонны.
Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q× 3600/B= 0.1×3600/6.44 = 55.975 м2/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd= 2.84× Lv2/3= 2.84×55.975 2/3 = 42 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
Определение величины уноса жидкости парами.
Отношение объемного расхода паров к рабочей площади тарелки:
Wp = V/Sp = 0.765 м/с
Высота пены на тарелках:
Zf = 342 м
Условие Zf
Расчет удельного уноса жидкости:
е0 = (1.72×(83.3× Wp/(Н – Zf))1.38)/σ = (1.72 ×(83.3×0.765/(800 – 342)1.38)/8.976 = 0.013
Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0× Gmas/ (ρl×3600))×3600 = 365.934 м3/ч
Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp/ (3600× Ssl) =365.934/(3600×2.48) = 0.041 м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(B×a×3600) =365.934/(6.44×0.08×3600)= 0.197 м/с
Условие Wc
Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv= Qp/B=56.822 м2/ч
Δhd= 2.84× Lv2/3= 42 мм
Скорость паров в точке переброса:
/>= 1.368 м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper= × Sp= 1.368*14.32 = 19.588 м3/с
Условие V=10.956
Проверка на отсутствие провала жидкости.
Скорость паров в режиме провала для клапанных тарелок:
W0pr=(0.00253× Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 3.185 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0pr×Sp = 9.492 м/с
Условие Vpr
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15×S0√(ρl/ρv) = 4.243м3/с
Условие Vmin
Отгонная часть колонны.
Для низа колонны проверочный расчет проводится аналогично верхней части колонны. продолжение
--PAGE_BREAK--
Определение минимальной нагрузки по жидкости и проверка на отсутствие конусообразования.
Удельная нагрузка по жидкости:
Lv = Q× 3600/B =126.803 м2/ч
Динамический подпор жидкости над сливной перегородкой:
Δhd= 2.84× Lv2/3= 2.84×126.803 2/3 = 72 мм
Минимально допустимая величина для клапанных тарелок Δhd ≥13 мм. Условие выполняется.
Определение величины уноса жидкости парами.
Отношение объемного расхода паров к рабочей площади тарелки:
Wp = V/Sp = 0.855м/с
Высота пены на тарелках:
Zf = 502мм
Условие Zf
Расчет удельного уноса жикости:
е0 = (1.72×(83.3× Wp/(Н – Zf))1.38)/σ = (1.72 ×(83.3×0.855/(800 – 502)1.38)/9.562 = 0.025
Расчетный объемный расход жидкости с учетом уноса:
Qp = (Q + е0× Gmas/ (ρl×3600))×3600 = 831.155 м3/ч
Проверка на захлебывание сливного устройства.
Отношение скорости жидкости в сливе к площади слива:
Wl = Qp/ (3600× Ssl) =831.155/(3600×2.48) = 0.093м/с
Условие Wl ≤ Wdop выполняется.
Отношение скорости жидкости под сливным стаканом к поперечному сечению зазора:
Wc = Qp/(B×a×3600) =831.155/(6.44×0.08×3600)= 0.488 м/с
Условие Wc
Проверка на захлебывание тарелки.
Удельная нагрузка по жидкости и динамический подпор жидкости с учетом уноса:
Lv= Qp/B=129.061 м2/ч
Δhd= 2.84× Lv2/3= 73 мм
Скорость паров в точке переброса:
/>= 1.191м/с
Объемная нагрузка по пару в точке переброса:
Vper= × Sp= 17.057 м3/с
Условие V=12.238
Проверка на отсутствие провала жидкости.
Скорость паров в режиме провала для клапанных тарелок:
W0pr=(0.00253× Lv+0.16)√(ρl/ρv)= 4.488 м/с
Объемный расход паров на нижней границе эффективной работы тарелки:
Vpr = W0pr×Sp = 13.375 м/с
Условие Vpr
Минимальная нагрузка по пару в устойчивом режиме работы:
Vmin = 0.15×S0√(ρl/ρv) = 0.19 м3/с
Условие Vmin
Построение диаграммы производительности тарелки.
Укрепляющая часть колонны.
Предельная нагрузка по жидкости из допустимой скорости жидкости в сливе:
Qs1 = 3600×Wdop1×Ssl= 3600×0.22×2.48 = 1964.16 м3/с
Qs2 = 3600×Wc×B×a=3600×0.197×6.44× 0.08 = 365.38 м3/с
Меньшее из значений наносим на ось абсцисс и проводим через эту точку вертикальную линию, ограничивающую пропускную способность слива по жидкости.
Построение линии захлебывания тарелки.
Произвольно выбираются два значения нагрузки по жидкости и для них рассчитываются значения
Lv, Δhd, Wpper иVper.
Возьмем Q1 = Qp= 365.934м3/ч, тогда V1 = 1.22 м3/с
Q2 = 50 м3/ч, тогда
Lv= 50/1.12 = 44.6 м2/ч
Δhd= 2.84/>= 35.8 мм
Wpper= 1.61×0.110.5 ×9.0480.2 = 2.9 м/с
Vper= 2.9 ×1.1 = 3.19 м3/с
V2 = 3.19 м3/с
Через точки [Q1,V1] и [Q2,V2] проведем линию захлебывания.
Построение линии, ограничивающей зону эффективной работы тарелки.
При тех же выбранных нагрузках по жидкости Q1 и Q2 рассчитываются нагрузки по пару в режиме провала продолжение
--PAGE_BREAK--
Vpr = 0.368 м/с.
Для Q1 Vpr = 0.368 м3/с, для Q2:
W0pr=(0.00253× 44.6+0.16)√(676.482/4.625)= 3.3 м/с
Vpr = W0pr× S0 = 3.3×0.121 = 0.4 м3/с
Построение линии, ограничивающей свободу устойчивости работы тарелки.
Рассчитанное ранее значение Vmin = 0.19 м3/с наносится на ось ординат и через полученную точку проводим горизонтальную прямую.
Построение линии минимальных нагрузок по жидкости.
Минимальная нагрузка по жидкости рассчитывается по уравнению:
Qmin = Lvmin×В = 10×0.19 = 1.9 м3/ч
Для клапанных тарелок Lvmin = 10 м2/ч
Точка Qmin наносится на ось абсцисс и проводится прямая, параллельная оси ординат.
На диаграмму производительности тарелки наносится рабочая точка М с координатами, равными рабочим нагрузкам
Qp = 26.786 м3/ч, V = 1.26 м3/с.
Рабочая точка находится в области удовлетворительной работы тарелки. Приложение 1.
Аналогично строится диаграмма для отгонной части колонны.
Расчет высоты ректификационной колонны
Полная высота колонны рассчитывается по уравнению:
Hk = h1 + (Nykp– 1) ×H + h2 +(Nотг – 1) ×H + h3 + h4,
где h1 – расстояние от верхнего днища до первой ректификационной тарелки, h1 = 0.5 Dk;
Nykp, Nотг – число тарелок в укрепляющей и отгонной секциях;
h2 – высота секции питания, h2 = 1м;
h3 – высота между нижней тарелкой и нижним днищем;
h4 – высота опорной части колонны, h4 = 4м.
Величина h3 рассчитывается с учетом необходимого запаса жидкости на случай прекращения подачи сырья в колону. Необходимый для этого объем нижней части колонны рассчитывается по формуле:
VH = Vw×τ,
где τ – необходимый запас времени = 0.25 ч.
Vw – объемный расход кубового остатка, м3/ч
Vw = W/ ρw = 163838.9/702.833 = 233.11 м3/ч
Vн = 233.11×0.25 = 58.28 м3
h3 = 4×Vн/(πDk2) = 4×58.28 /(3.14×5 2 ) = 2.96 м
Hk = 0.5×5 +(20– 1)×0.8+1+(30 – 1)×0.8+2.96+4 = 48.86 м
Литература
Пекаревский Б.В., Гайле А.А. Расчет ректификационных колонн. СПб., 2007.
Дытнерский Ю.И. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии. М., 2008.
Соколов Р.Б., Волков А.К. Алгоритм поиска проектных решений при разработке конструкций химических аппаратов. СПб., 1998.