Расчёт режима работы тарельчатой ректификационной колонны

Размещено на http://www.allbest.ru/

Введение

Исходные данные

1) Состав исходной смеси,% масс.:

пропан - 10;

изобутан - 15;

н-бутан - 20;

изопентан - 30;

н-пентан - 25.

2) Заданное содержание в дистилляте компонентов, % масс.:

изопентан - 0,15;

н-пентан -0,0.

3) Заданное содержание компонентов в кубовом остатке, % масс.:

пропан - 0,0;

изобутан - 0,0;

н-бутан - 0,2.

4) Расход исходной смеси равен 24000 кг/ч.

В данной работе необходимо:

1) Составить материальный баланс процесса.

2) Выбрать режим работы колонны, выбрать подходящие холодный и горячий хладагенты.

3) Рассчитать по уравнениям Андервуда и Фенске минимальное флегмовое число и число теоретических тарелок в колонне.

4) Оптимизировать флегмовое число по методу Джиллиленда и найти оптимальное число теоретических тарелок, соответствующее этому флегмовому числу.

5) Рассчитать средний коэффициент полезного действия тарелки и определить действительное число тарелок.

6) Составить тепловой баланс процесса и определить расход греющего пара в кипятильнике.

7) Выбрать тип тарелки, определить диаметр обечайки колонны и расстояние между тарелками.

8) Проверить гидравлическое сопротивление и откорректировать расстояние между тарелками и диаметр колонны.

9) Выполнить эскиз тарельчатой ректификационной колонны в масштабе.

тарельчатая ректификационная колонна флегмовое



1. Краткая теория процесса ректификации

Ректификация - процесс разделения бинарных или многокомпонентных паровых, а также жидких смесей на практически чистые компоненты или их смеси, обогащенные легколетучими или тяжелолетучими компонентами, процесс осуществляется в результате контакта неравновесных потоков пара и жидкости.

В настоящее время ректификация многокомпонентных углеводородных смесей в простых колоннах является одним из самых распространённых процессов в нефтегазопереработке; сюда относится выделение лёгких углеводородов из смеси широких фракций (деметанизация, деэтанизация, стабилизация бензинов и газоконденсатов), получение технического пропана и бутана из широких фракций, разделение смеси бутанов, пентанов и т. д.

Для заданного разделения смесей используют ректификационные установки, основным элементом которых являются ректификационные аппараты, представляющие собой ряд ступеней контакта, соединённых в противоточный разделительный каскад. Наиболее простое конструктивное оформление противоточного каскада в ректификационных аппаратах достигается при движение жидкости от одной ступени контакта к другой под действием силы тяжести [1, c. 12].

В зависимости от технологической схемы установки используются простые и сложные колонны, а также простые и сложные системы колонн.

Простая ректификационная колонна имеет один сырьевой поток, два продуктовых потока, один теплоподвод и один теплосъём по концам аппарата или только один теплоподвод и один теплосъём.

Для ректификации смеси на две фракции, обогащённые легко- и тяжелолетучими компонентами в заданном количестве или с заданным содержанием в них целевых компонентов применяется технологическая схема установки с полной ректификационной колонной. В таком аппарате сырьё подаётся в середину колонны, дистиллят, обогащённый легколетучими компонентами или фракциями, отбирается сверху, а остаток, обогащенный тяжелолетучими компонентами или фракциями, - снизу колонны. Секция колонны, расположенная выше ввода сырья, называется концентрационной или укрепляющей; секция, расположенная ниже ввода сырья, - отгонной или исчерпывающей [1, c. 13].

При отсутствии особых требований к качеству одного из продуктов применяют установки с неполными ректификационными колоннами: укрепляющими и отгонными. В укрепляющую колонну сырьё подаётся в паровой фазе под нижнюю тарелку, в отгонную - в жидкой фазе на верхнюю тарелку колонны.

Ректификация смесей может осуществляться так же с водяным паром или инертным газом, которые подаются в нижнюю часть колонны наряду с подогревом или вместо подогрева остатка [1, c. 14].

Сложная ректификационная колонна имеет больше одного сырьевого и больше двух продуктовых потоков, а так же промежуточные теплоподводы и теплосъёмы.

Применение сложных ректификационных колонн позволяет значительно уменьшить не только эксплуатационные, но и капитальные затраты за счёт улучшения термодинамических условий разделения, рациональной организации теплообмена, совмещения в одном аппарате нескольких технологических процессов и т. д. [1, c. 15].

Современные ректификационные аппараты можно классифицировать в зависимости от технологического назначения, давления и вида внутреннего устройства, обеспечивающего контакт пара и жидкости.

По технологическому назначению ректификационные аппараты подразделяются на колонны атмосферно-вакуумных установок, термического и каталитического крекингов, вторичной перегонки нефтепродуктов, ректификации газов и т. д.

В зависимости от применяемого давления аппараты подразделяются на вакуумные, атмосферные и работающие под давлением.

В зависимости от внутреннего устройства различают аппараты тарельчатые, насадочные, роторные (с вращающимися деталями). В нефтяной, химической, нефтехимической и газовой промышленности наиболее широко распространены тарельчатые и насадочные колонны.

Современные ректификационные аппараты должны обладать высокой разделительной способностью и производительностью, характеризоваться достаточной надёжностью и гибкостью в работе, обеспечивать низкие эксплуатационные расходы, иметь небольшую массу и быть конструктивно простыми и технологичными в изготовлении. Последние требования не менее важны, чем первые, поскольку они не только определяют капитальные затраты, но и в значительной мере влияют на эксплуатационные расходы, обеспечивают лёгкость и удобство изготовления аппаратов, их монтажа и демонтажа, ремонта, контроля, испытания, а так же безопасную эксплуатацию.

Особое значение имеет надёжность работы ректификационной установки, производящей сырьё для нефтехимических процессов. Это объясняется тем, что установки стоят во главе целого нефтехимического комплекса, стоимость которого во много раз превышает стоимость самих установок [1, c. 17].

В современных ректификационных аппаратах применяются самые разнообразные конструкции контактных устройств. Они непрерывно совершенствуются, свидетельством чему - непрекращающийся поток научных исследований и патентных материалов [1, c. 18].



2. Расчет материального баланса ректификационной колонны

Материальный баланс составляется с целью определения количества и состава дистиллята и кубового остатка при заданной четкости разделения.

Для дальнейшего расчета необходимо выбрать пару ключевых компонентов: легкий ключевой компонент - н-пентан, тяжелый ключевой компонент - бензол.

В данном случае расчет материального баланса сводится к решению системы уравнений:

где - количество исходной смеси (питания), кг/час;

- количество кубового остатка, кг/час;

- количество дистиллята, кг/час;

- концентрация i-ого компонента в питании, мас. дол.;

- концентрация i-ого компонента в дистилляте, мас. дол.;

- концентрация i-ого компонента в кубовом остатке, мас. дол.

При подстановке в систему уравнений известных величин она упрощается до вида:



24000 = W +D

24000 · 0,10 = W · 0,0 + D · Х₁^D

24000 · 0,15 = W · 0,0 + D · Х₂^D

24000 · 0,20 = W · 0,2 + D · Х₃^D

24000 · 0,30 = W · Х₄^W + D · 0,15

24000 · 0,25 = W · Х₅^W + D · 0,0

D = 10789,64

W = 11225,61

Х₁^D = 0,2224

Х₂^D = 0,3336

Х₃^D = 0,4424

Х₄^W = 0,5438

Х₅^W = 0,4542

По рассчитанным значениям составов и количеств дистиллята и кубового остатка, а так же по известному составу питания составляем материальный баланс колонны, который представлен в таблице 1.

Пересчет массовых долей в мольные осуществляется по формуле:

(1)

где концентрация i-го компонента в паровой фазе, мол. дол.;

концентрация i-го компонента в паровой фазе, мас. дол.;

молярная масса i-го компонента, кг/моль.

Концентрация пропана в питании по формуле (1) равна:



У_пропан = = 0,1425 моль. дол.

Расчет содержания остальных компонентов смеси в питании, дистилляте, кубовом остатке аналогичен, результаты представлены в таблице 1.

Таблица 1 - Материальный баланс процесса ректификации

Компонент	Молек. масса, кг/мол	Питание	Дистиллят	Кубовый остаток
		кг/ч	масс. доля	кмоль/ч	мольн. доля	кг/ч	масс. доля	кмоль/ч	мол. доля	кг/ч	масс. доля	кмоль/ч	мол. доля
пропан	44	0,1	2400	54,55	0,14	0,22	2400,00	54,55	0,27	0,00	0,00	0,00	0,00
I бутан	58	0,15	3600	62,07	0,16	0,33	3600,00	62,07	0,31	0,00	0,00	0,00	0,00
н бутан	58	0,2	4800	82,76	0,22	0,44	4773,58	82,30	0,41	0,00	26,42	0,46	0,00
I пентан	72	0,3	7200	100,00	0,26	0,00	16,18	0,22	0,00	0,54	7183,82	99,78	0,54
н пентан	72	0,25	6000	83,33	0,22	0,00	0,00	0,00	0,00	0,45	6000,00	83,33	0,45
Итого		1	24000	382,71	1,00	1,00	10789,76	199,14	1,00	1,00	13210,24	183,56	1,00



3. Выбор технологических параметров процесса

3.1 Определение параметров конденсации

В качестве хладагента задана промышленная оборотная вода, которая имеет начальную температуру 25 °С, конечную - 45 °С. По принятой температуре хладагента рассчитывается температура конца конденсации по уравнению:

t_кк = t_ха + (5-20), (1)

где t_ха - конечная температура хладагента, °С.

Согласно уравнению (1) температуру охлаждения (температура конца конденсации) принимают равной 50 °С.

При выбранной температуре конца конденсации рассчитывают давление конденсации по уравнению изотермы жидкой фазы [1, с. 70]:

(2)

где Р_конд - давление конденсации, МПа;

х_Di - мольная доля i -го компонента в дистилляте;

Р_i⁰ - давление насыщенного пара i - го компонента.

Давления насыщенных паров компонентов, входящих в смесь рассчитываем по уравнению.

, (3)

где п- давление насыщенного пара i-го компонента смеси при соответствующем значении температуры, атм (мм рт. ст.);

,, - справочные коэффициенты уравнения Антуана, индивидуальные для каждого компонента;

п-птемпература, при которой определяется давление насыщенного пара -го компонента многокомпонентной смеси, ^оС.

Коэффициенты уравнения Антуана для расчета давления насыщенных паров () компонентов смеси представлены в таблице 2.

Таблица 2 - Коэффициенты уравнения Антуана и давление насыщенных паров компонентов смеси при температуре конца конденсации t_к.к =92,99°С. [2, с. 533]

Компонент	Параметры Антуана	Рi, МПа
	А	В	С
пропан	4,4312	1048,9	278,76	1,7407	0,4767841
I бутан	4,3061	1120,165	271,853	0,6695	0,2086646
н бутан	4,769	1513,2	321,493	0,4963	0,205097
I пентан	3,9089	1020,12	233,097	0,2021	0,0002281
Итого:				3,2656	0,8908

Давление конденсации рассчитывается по уравнению (2) значения для расчета берем из таблиц 1 и 2:

Р_конд = (2,0560 · 0,9916) + (0,6302 · 0,0084) + (0,2709 · 0,0000) +

+ (0,2140· 0,0000) + (0,0361 · 0,0000) =2,0440 МПа.

Температура начала конденсации рассчитывается по уравнению изотермы паровой фазы:



где У_Vi - мольная доля i - го компонента в папах в верху колонны;

К_i - константа фазового равновесия i - го компонента.

- определяемая по формуле:

К _i = (5)

С помощью метода подбора средствами МS Excel настройки «Поиск решения» балы найдена температура t_нк равная 60,65°С.

Результаты расчета представлены в таблице 3.

Таблица 3 - Результаты расчета температуры начала конденсации

Компонент	Рi ,МПа	Кi
пропан	2,0826	1,0189	0,9733
н-бутан	0,6402	0,3132	0,0267
изопентан	0,2757	0,1349	0
н-пентан	0,2181	0,1067	0
н-гептан	0,0370	0,0181	0
Итого	3,2536		1,0000

3.2 Определение параметров верха колонны

Давление паров вверху колонны будет больше, чем давление конденсации, т. к. пары должны иметь напор для преодоления сопротивления шлемовой трубы и межтрубного пространства конденсатора. Этот напор принимают равным от 0,02 до 0,05 МПа. Для дальнейшей расчетов напор принимают равным 0,02 МПа.

Давление паров вверху колонны определяется по уравнению

Р_v = Р_конд + Р_шл, (6)

где Р_v - давление паров вверху колонны, МПа;

Р_конд - давление конденсации, МПа;

Р_шл - напор для преодоления сопротивления шлемовой трубы, МПа.

Тогда получают:

Р_v = 2,044 + 0,020 = 2,064 МПа.

Задаются температурой верха колонны равной 60,0 ⁰С с последующей проверкой. Константы фазового равновесия рассчитывают по формуле (5), где в качестве дистиллята подставляют давление паров вверху колонны, рассчитанных по уравнению (3) при температуре 60,0 ⁰С с использованием данных таблицы 2

Температура паров вверху колонны рассчитывается по уравнению (4) с помощью метода подбора средствами МS Excel настройки «Поиск решения» температура составила 61,14 °С. Расчет приведен в таблице 4.

Таблица 4 - Результаты расчета температуры паров вверху колонны

Компонент	Рi ,МПа	Кi
пропан	2,1028	1,0188	0,9733
н-бутан	0,6479	0,3139	0,0267
изопентан	0,2794	0,1354	0,0000
н-пентан	0,2211	0,1071	0,0000
н-гептан	0,0377	0,0144	0,0000
итого	3,2889		1,0000



3.3 Определение параметров в питании колонны

Давление в питании (зоне подачи сырья) рассчитываем по формуле:

P_f = P_v + P_укр (7)

где Р_f - давление в зоне подачи сырья, МПа;

P_v - давление паров вверху колонны, МПа;

P_укр - гидравлическое сопротивление тарелки в укрепляющей части колонны, МПа.

Гидравлическое сопротивление тарелок в укрепляющей части колонны рассчитывают по формуле [4, с. 244]:

Р_укр = · , (8)

где - число теоретических тарелок в укрепляющей части;

- гидравлическое сопротивление тарелки, МПа.

При таком давлении рассчитывается температура питания по уравнению изотермы жидкой фазы:

где Х_fi мольная доля i - го компонента в питании;

К_i - константа фазового равновесия.

Гидравлическое сопротивление клапанной тарелки в зоне питания принимается равным 0,0006 МПа, количество тарелок 15 штук. Тогда давление в зоне подачи сырья по формуле (7,8) будет равно:

P_f = 0,504 + 6 ·0,0003 = 0,5058 МПа.

Константы фазового равновесия компонентов смеси рассчитывают по уравнению (5).

Задаются температурой питания колонны равной 144,45 °С с последующей проверкой. Температуру питания (t_f) уточняют с помощью уравнения изотермы жидкой фазы (9). Результаты расчёта представлены в таблице 5.

Таблица 5 - Результаты расчёта температуры питания колонны. Температура питания 112,2 ⁰С. Давление в зоне подачи сырья 2,0730 МПа

Компонент	Рi ,МПа	Кi	Кi · хif
пропан	4,9629	2,3940	0,7340
н-бутан	1,8434	0,8892	0,1034
изопентан	0,9098	0,4389	0,0411
н-пентан	0,7674	0,3702	0,1040
н-гептан	0,1783	0,0860	0,0174
итого	8,6618		1,0000

3.4 Определение параметров в кубовой части колонны

Давление в кубовой части колонны рассчитывают по уравнению:

P_w = P_f + P_исч, (10)

где Р_W - давление в кубовой части колонны, МПа.;

P_f - давление в зоне подачи сырья, МПа.;

Р_исч - гидравлическое сопротивление тарелки в исчерпывающей части колонны, МПа.

Гидравлическое сопротивление тарелок в исчерпывающей части колонны рассчитывают по формуле [4, с. 244]:

Р_исч = · , (11)

где - число теоретических тарелок в исчерпывающей части;

- гидравлическое сопротивление тарелки, МПа.

При таком давлении рассчитывается температура питания по уравнению изотермы жидкой фазы:

где Х_Wi - мольная доля i - го компонента в кубовом остатке;

К_i - константа фазового равновесия.

Константы фазового равновесия компонентов смеси рассчитывают по уравнению (5).

Гидравлическое сопротивление тарелок принимают равным 0,0006 МПа, а количество -15 штук. Тогда давление в кубовой части колонны по формуле (10, 11) равно:

P_w = 2,0730 + 15 · 0,0006 = 2,0820 МПа.

При таком давлении рассчитывается температура в кубовой части колонны по уравнению (12). Средствами МS Excel настройки «Поиск решения» найдена t_W = 166,70 °С ,при которой Результаты расчета представлены в таблице 6.



Таблица 6 - Результаты расчета температуры в кубовой части колонны Температура в кубовой части колонны 166,70 ⁰С. Давление в кубовой части колонны 2,0820 МПа

Компонент	Рi ,МПа	Кi	Кi · хiw
пропан	9,8386	4,7255	0,0417
н-бутан	4,2139	2,0239	0,3303
изопентан	2,3030	1,1062	0,1490
н-пентан	2,0425	0,9810	0,3954
н-гептан	0,5997	0,2880	0,0836
итого	18,9977		1,0000

Исходя из значения температуры в кубовой части колонны, выбирают в качестве горячего теплоносителя (для кипятильника) водяной пар с температурой на 15 - 20 °С выше чем температура куба колонны.

Тогда параметры водяного пара следующие [4, с. 550]:

Давление - 1,00 МПа;

Температура - 179,0 °С;

Удельная теплота парообразования -2024 кДж/кг.

Рассчитывают среднюю температуру в колонне:

t_ср = (t_V + t_F + t_W)/3 = (61,14 + 112,16+ 166,70)/3 = 113,33 ⁰С



4. Расчет минимального флегмового числа и числа теоретических ступеней контакта

Флегма необходима для создания эффективного контакта между жидкостью и паром на тарелках, не орошаемым жидким питанием колонны. Флегмовым числом (R) называют отношение количества флегмы к количеству дистиллята.

R = , (13)

где R - флегмовое число;

Ф - количество флегмы;

D - количество дистиллята.

Флегмовое число (R) и число тарелок (N) в колонне являются основными параметрами, определяющими качество разделения при ректификации. Численные значения R и N показывают, на сколько легко разделяются целевые компоненты. При увеличении флегмового числа необходимое число тарелок уменьшается, и наоборот. Предельными значениями флегмового числа являются R_min и R ?. Оба этих значения являются крайними случаями и никогда не встречаются на практике. При R_min для достижения заданного качества разделения потребуется бесконечное число теоретических тарелок, при R ? потребуется минимальное число теоретических тарелок. Все методы расчета реальных флегмового числа и числа тарелок основаны на определении их минимальных значений. Заданное качество разделения может быть достигнуто при различных сочетаниях N и R. Выбор наилучшей пары N и R называется оптимизацией процесса ректификации или оптимизацией флегмового числа. На практике наиболее часто минимальное флегмовое число рассчитывают по уравнениям Андервуда ^[1]:

R_min + 1 = (14)

где R_min - минимальное флегмовое число;

x_Di - мольная доля i - го компонента в дистилляте;

O - вспомогательный коэффициент;

_i - коэффициент относительной летучести i - компонента.

1-q = (15)

где q - молярная доля жидкости в питании колонны (если питание в жидком виде, то q = 1);

x_Fi - мольная доля i - го компонента в питании;

Минимальное число теоретических тарелок определяют по уравнению Фенске отдельно для укрепляющей и исчерпывающей части^[1].

^, (16)

^, (17)

где - мольные доли легкого и тяжелого ключевого компонента в дистиллате соответственно;

- мольные доли легкого и тяжелого ключевого компонента в питании соответственно;

- мольные доли легкого и тяжелого ключевого компонента в кубовом остатке соответственно;

, - минимальное число теоретических тарелок для укрепляющей и исчерпывающей части соответственно;

_укр, _исч - коэффициенты относительной летучести при средних температурах в укрепляющей и исчерпывающей частях колонны соответственно. Он рассчитывается для каждой части по формуле:

, (18)

где , - давление насыщенного пара лёгкого и тяжёлого ключевых компонентов при средней температуре укрепляющей и исчерпывающей частей колонны, соответственно.

При ректификации многокомпонентных смесей методика составления материального баланса колонны по внешним потокам будет различаться в зависимости от четкости разделения смесей.

При четкой ректификации отдельные компоненты могут отсутствовать или быть в незначительных количествах в дистилляте и остатке. Для определения составов дистиллята и остатка используется понятие о ключевых компонентах. Ключевые компоненты в этом случае определяются как пограничные, между которыми производится заданное разделение - наименее летучий компонент в дистилляте будет легким ключевым и наиболее летучий в остатке - тяжелым ключевым компонентом.

Ключевой парой являются пропан и н-бутан. Легкий ключевой компонент пропан, тяжелый н-бутан.

Средняя температура колонны рассчитывается по уравнению:

t_ср = , (19)

t_ср = = 113,33 ⁰С

Средняя температура в укрепляющей и исчерпывающей частях колонны рассчитывается по формулам:

t_укр = , (20)

t_укр = = 86,65 °С.

t_исч = , (21)

t_исч = = 139,43 °С.

При нахождении методом подбора нужно учесть, что его значение будет находится между значениями коэффициента относительной летучести тяжёлого и лёгкого ключевых компонентов. Поэтому первоначально задаются и = 1,01 и затем с помощью MS Excel надстройки “Поиск решения” находят истинное значение и, таким образом, чтобы сумма в уравнении (15) была равна 0. В ходе расчёта величина и получилась равной 1,3000

Коэффициенты относительной летучести компонентов к тяжелому компоненту при средней температуре 113,33°С представлены в таблице 7.

Таблица 7 - Относительная летучесть компонентов при средней температуре в колонне

Компонент	Рi0, МПа	б
пропан	5,047642592	2,682650405
н-бутан	1,881587919	1
изопентан	0,931077224	0,494835886
н-пентан	0,78628403	0,417883226
н-гептан	0,183827758	0,097698203

Тогда минимальное флегмовое число, рассчитанное по уравнению (14) будет равно:

R_min =



Коэффициент относительной летучести для укрепляющей части колонны рассчитываем при t_ср.укр = 86,65°С по уравнению (18):

_укр = = 1,1188.

Для исчерпывающей части колонны при t_ср.исч = 139,43°С:

_исч = = 1,0916.

Минимальное число теоретических тарелок определяют по уравнению Фенске отдельно для укрепляющей и исчерпывающей части.

Минимальное число теоретических тарелок для укрепляющей части колонны расчитываем по уравнению (16):

= 2,9647шт.

Минимальное число теоретических тарелок для исчерпывающей части колонны рассчитываем по уравнению (17):

= 3,1081шт.

Общее число теоретических тарелок составит:

N = + = 2,9647 + 3,1081= 6,0729шт.



5. Оптимизация флегмового числа

Флегмовое число существенно влияет на размеры капитальных и эксплуатационных ( энергетических) затрат.

Оптимизацию флегмового числа проводят по методу Джиллиленда. Для этого необходимо последовательно выполнить следующий алгоритм:

а) задаются в диапазоне, например, от 1,1 до 2,4 несколькими значениями коэффициента избытка орошения

б) рассчитывают реальное флегмовое число по формуле [1, c. 34].

> в = (22)

где в - коэффициент избытка флегмы;

R - реальное флегмовое число.

Для в₁ = 1,10 реальное флегмовое число составит: R₁ = 1,10·0,90 = 0,99

Результаты расчёта R при других значениях коэффициента избытка флегмы представлены в таблице 8.

в) рассчитывают значение вспомогательных величин (комплексов) X, Y по формулам [1, c. 96 - 97]:

(23)

(24)

где X, Y - вспомогательные коэффициенты.

Для R₁ = 0,99 значение комплексов по формулам (23, 24) получается

Х₁ = 0,05 и У₁ =0,62.

Значения комплексов при остальных представлены в таблице 8.

г) рассчитывают реальное число теоретических тарелок по формуле [1, c. 100]:

(25)

где Y - вспомогательный комплекс, рассчитываемый по формуле (19);

- оптимальное число теоретических ступеней контакта;

минимальное число теоретических ступеней контакта.

Таблица 8 - Результаты оптимизации флегмового числа

Коэффициент избытка флегмы, в	Реальное флегмовое число, R	X	Y	Оптимальное число теоретических ступеней контакта, N
1,10	0,99	0,05	0,62	17,37	34,50
1,20	1,08	0,09	0,57	15,38	31,92
1,30	1,16	0,12	0,53	14,06	30,43
1,40	1,25	0,16	0,50	13,07	29,47
1,50	1,34	0,19	0,47	12,31	28,86
1,60	1,43	0,22	0,44	11,71	28,49
1,70	1,52	0,25	0,42	11,21	28,30
1,80	1,61	0,27	0,40	10,80	28,23
1,90	1,70	0,30	0,38	10,46	28,26
2,00	1,79	0,32	0,37	10,16	28,36
2,10	1,88	0,34	0,35	9,90	28,53
2,20	1,97	0,36	0,34	9,67	28,74
2,30	2,06	0,38	0,32	9,47	29,00
2,40	2,15	0,40	0,31	9,30	29,29

Тогда при значении Y₁ = 0,62 оптимальное число ступеней контакта составит:

N₁ = (6,07+ 0,62) / (1 - 0,62) = 17,37 .

При остальных значениях вспомогательного комплекса Y расчет аналогичен и представлен в таблице 8.

д) находят величину комплекса

Для он составит: 17,37 ? (0,99 + 1) = 34,50.

Результаты расчёта остальных комплексов представлены в таблице 8.

Средствами MS Excel надстройка “Поиск решения” находят такое значение R_опт, при котором комплекс принимает минимальное значение. Получилось R_опт =1,6100. Такому флегмовому числу соответствует число теоретических тарелок (N) равное 10,80. Графическая зависимость комплекса от изменения коэффициента избытка флегмы представлена на рисунке 1

Рисунок 1 - Графическая зависимость комплекса от изменения коэффициента избытка флегмы.

Оптимальное число теоретических тарелок для укрепляющей и исчерпывающей частей рассчитывают, соответственно, по уравнениям: [1, c. 239]:



(26)

, (27)

где , - оптимальное число теоретических тарелок, соответственно, для укрепляющей и исчерпывающей частей колонны.

Тогда оптимальное число теоретических тарелок для укрепляющей части по формуле (25) равно:

10,80 · 2,9647/ 6,0729 = 5,27 шт.

Оптимальное число теоретических тарелок в исчерпывающей части по формуле (25):

10,80 · 3,1081 / 6,0729 = 5,53 шт.

Общее оптимальное число теоретических тарелок в колонне равно :

5,27 + 5,53 = 10,80 шт.



6. Расчет числа действительных тарелок в колонне

В реальной ректификации на тарелке любой конструкции не достигается такое состояние равновесия, которое вытекает из уравнения Дальтона и Рауля [5, c. 60]:

(28)

(29)

где - парциальное давление i-го компонента, МПа;

- концентрация i-го вещества в газовой фазе, мол. дол.;

- концентрация i-го компонента в жидкой фазе, мол. дол.;

- общее давление системы, МПа.

В любой колонне требуется большее число реальных (действительных) тарелок, чем рассчитанное число теоретических. Для их определения пользуются формулой [4, с. 322]:

(30)

где з - коэффициент полезного действия тарелки (КПД), доля от единицы;

число теоретических тарелок в колонне, шт.;

число действительных тарелок в колонне, шт.

Имеется несколько эмпирических уравнений, которыми пользуются для нахождения КПД тарелки если нет надёжных данных о КПД для данной конкретной смеси, но чаще всего расчёт ведут по формуле О'Коннела:



^-0,245 (31)

где м_см - вязкость смеси, сП.

- коэффициент относительной летучести

Вязкость жидкости определяют по формуле [5, c. 389]:

(32)

где м - вязкость жидкости, сП;

Т - температура жидкости, К;

VISB, VISTO ? константы в уравнении вязкости жидкости, [2, с. 544-550].

Значения коэффициентов , для всех компонентов смеси представлены в таблице 9.

Таблица 9 - Литературные значения коэффициентов VISB, VISTO [2, с. 544-553]

Вещество	VISTO	VISB
пропан	133,41	222,67
н-бутан	160,2	265,84
изопентан	191,58	367,32
н-пентан	182,48	313,66
н-гептан	232,53	436,7

Расчёт по формуле (32) проводят для укрепляющей и исчерпывающей частей, подставляя температуру для каждой части в Кельвинах:

86,65 °С + 273,00 = 359,65 К, 139,43 °С + 273,00 = 412,43 К.



Тогда для пропана в укрепляющей части вязкость жидкости по формуле (32):

lg (м_{н-бутан}) = 222,67 ? (1/359,65 - 1/133,41) = -1,0500

м_{н-бутан} = 10^-1,0500 = 0891 сП

Расчёт вязкости остальных компонентов в укрепляющей и исчерпывающей части аналогичен. Результаты представлены в таблице 10.

Таблица 10 - Результаты расчета вязкости компонентов смеси в укрепляющей и исчерпывающей части колонны. Средняя температура укрепляющей части равна 359,65 К. Средняя температура исчерпывающей части равна 412,43 К.

Вещества	Вязкость компонентов смеси, сП
	в укрепляющей части	в исчерпывающей части
пропан	0,0891	0,0743
н-бутан	0,1202	0,0966
изопентан	0,1271	0,0940
н-пентан	0,1423	0,1101
н-гептан	0,2169	0,1516

Для определения вязкости смеси используют формулу [4, с. 15]:

Lgм_см = (33)

где м_i - динамический коэффициент вязкости i - го компонента, сП;

x_i -мольная доля i - го компонента в смеси (см таблицу 1).

Для укрепляющей части вязкость смеси жидкостей по формуле (33):

lg м_см = 0,9916 ? lg 0,0891 + 0,0084? lg 0,1202 + 0,0000? lg 0,1271 +

+ 0,0000? lg 0,0,1423 + 0,0000? lg 0,2169 = -1,0489

м_см = 10^-1,0489 = 0,0894 сП

Расчёт вязкости для исчерпывающей части аналогичен. Результаты представлены в таблице 11.

Таблица 11 - Результаты расчета вязкости смеси жидкостей в исчерпывающей и укрепляющей части колонны

компонент	Укрепляющая часть	Исчерпывающая часть
		, сП		, сП
пропан	-1,0412	0,0894	-0,0100	0,1154
н-бутан	-0,0077		-0,1656
изопентан	0,0000		-0,1383
н-пентан	0,0000		-0,3863
н-гептан	0,0000		-0,2377
сумма	-1,0489		-0,9379

Коэффициент полезного действия для укрепляющей и исчерпывающей части колонны рассчитывают по формуле (31). Используют коэффициенты летучести для укрепляющей и исчерпывающей части колонны, полученные в пункте 4.

Коэффициент полезного действия тарелки по формуле (31) для укрепляющей части:

з = 0,49 ? (1,1188?0,0894)^-0,245 = 0,86.

Коэффициент полезного действия тарелки по формуле (31) для исчерпывающей части:

з = 0,49 ? (1,0916 ? 0,1154)^-0,245 = 0,81.



Число действительных ступеней контакта рассчитывают по формуле (30) для верхней и нижней части колонны. В укрепляющей части колонны число действительных тарелок составит:

5,27 / 0,86 = 6,12 ? 7 тарелок

Для исчерпывающей части колонны число действительных тарелок по формуле (29) составит:

5,53 / 0,81 = 6,79 ? 7 тарелок.

Общее число ступеней контакта в колонне равно:

7 + 7 = 14 тарелок.



7. Определение расхода греющего пара

Для расчета тепловых составляющих материального баланса ректификационной колонны используется таблица материального баланса, представленного в таблицах 1,7. Теплофизические свойства всех компонентов смеси [3, с.269-350] для расчета теплового баланса колонны представлены в таблице 12.

Уравнение материального баланса ректификационной колонны имеет следующий вид [4, c. 48]:

Q_ф + Q_F + Q_кип = Q_v + Q_w + Q_потери (34)

где Q_F - тепловой поток, поступающий в колонну с питанием, Вт;

Q_кип - тепловой поток, поступающий в колонну из кипятильника, Вт;

Q_v - тепловой поток, поступающий в колонну с дистиллятом, Вт;

Q_w - тепловой поток, поступающий в колонну с кубовой жидкостью, Вт;

Q_ф - тепловой поток, поступающий в колонну сфлегмой, Вт.

В свою очередь каждое слагаемое рассчитывается по формулам:

Количество тепла, поступающего в колонну с парожидкостным питанием, рассчитывают по формуле [1, с. 46]:

Q_F=, (35)

где - массовый расход i - го компонента в питании, кг/ч;

- удельная теплоемкость жидкости i - го компонента в питании, кДж/кг ·К;

- температура питания, °С.

Количество тепла приходящее в колонну с флегмой:

Q_ф= (36)

где - массовый расход i - го компонента в дистилляте, кг/ч;

- удельная теплоемкость жидкости i - го компонента,кДж/кг ·К;

- температура флегмы, °С;

R - реальное флегмовое число.

Количество тепла, уходящего из колонны с кубовой жидкостью:

Q_w= (37)

где - массовый расход i - го компонента в кубовой жидкости, кг/ч;

- удельная теплоемкость жидкости i - го компонента в кубовой жидкости, кДж/кг ·К;

- температура кубовой жидкости, °С.

Количество тепла, уходящего из колонны с парами с верха колонны:

Q_v= (38)

где - массовый расход i - го компонента в дистилляте, кг/ч;

- удельная теплоемкость жидкости i - го компонента, кДж/кг ·К;

- температура верха колонны, °С;

R - реальное флегмовое число;

- удельная теплота парообразования i-го компонента, кДж/кг.

Питание поступает в жидком виде. Количество тепла Q_F, поступающего в колонну с питанием по формуле (35) при температуре питания 112,16 °С:

Q_F = (2800 ? 112,16 ? 0,2628 + 1400 ? 112,16 ? 3,4599 + 1400 ? 112,16 ? 2,9359 + 4200 ? 112,16 ? 2,9458+ 4200 ? 112,16 ? 2,6954) / 3600 = 1040,04 кВт.

Количество тепла Q_ф, приходящее в колонну с флегмой, рассчитывается по формуле (35) при температуре 60,65 °С:

Q_ф = (2743,87 ? 60,65 ? 3,4573 ? 1,61 + 30,52 ? 60,65 ? 2,7376 ? 1,61+ 0? 60,65? 2,5223 ? 1,61 + 0 ? 60,65 ? 2,5608 ? 1,61 + 0 ? 60,65 ? 2,4259 ? 1,61) / 3600 = 260,05 кВт.

Таблица 12 - Теплофизические свойства веществ [3, с.269-350]

Вещества	Теплоёмкость жидкости, кДж/(кг · °С)	Теплоём-кость пара, кДж/(кг °С) при температуре верха колонны (61,14°С)	Теплота парообразования, кДж/кг при температуре верха колонны (61,14°С)
	при темпера-туре питания (112,16 °С)	при температуре конца конденсации (60,65 °С)	при температуре куба колонны (166,70 °С)
пропан	0,2628	3,4573	2,3826	2,6617	255,2091
н-бутан	3,4599	2,7376	0,3228	1,8585	320,7517
изопентан	2,9359	2,5223	4,3518	1,8266	312,5042
н-пентан	2,9458	2,5608	3,9555	1,8401	338,1097
н-гептан	2,6954	2,4259	3,043	2,6461	342,7420

Количество тепла Q_w, уходящего из кубовой части колонны с жидкостью, рассчитывают по формуле (36) при температуре 166,70 °С:

Q_w = (56,13 ? 166,70 ? 2,3826+ 1369,52 ? 166,70 ? 0,3228 +1403,20 ? 166,70 ? 4,3518 + 4198,38 ? 166,70 ? 3,9555 + 4198,38 ? 166,70 ?3,0430) / 3600 = 1669,95 кВт

Количество тепла Q_v, уходящего с парами верха колонны, рассчитывают по формуле (37) при температуре 94,05 °С.

Тогда количество тепла, уходящего из верхней части колонны вместе с парами, составит:

Q_v = (2743,87 ? (1,61 + 1) ? (61,14 ? 2,6617 +255,21) + 30,52 ? (1,61 +

+ 1) ? (61,14, ? 1,8585+ 38320,75) + 0? (1,61 + 1) ? (61,14 ?1,83 + 312,50) +

+ 0 ? (1,61 + 1) ? (61,14 ? 1,84 + 338,11) + 0 ? (1,61 + 1) ? (61,14 ? 2,65+ 343,74)) / 3600 = 841,99 кВт.

Из формулы (34) находим количество тепла, поступающее в колонну из кипятильника. Оно составит:

Q_кип = Q_v + Q_w - Q_F - Q_ф

841,99 + 1669,95 - 260,05 - 1040,04 = 1211,85 кВт.

Расход греющего пара рассчитывают по формуле:

(39)

где r - удельная теплота парообразования водяного пара, кДж/кг.

Согласно пункту 3.4 она равняется 2024 кДж/кг.

Тогда расход греющего пара по формуле (39) составит:

G_гр.п = 1211,85 ? 3600 / 2024 = 2155,46 кг/ч.



8. Определение диаметра колонны и расстояния между тарелками

Укрепляющая часть

Рассчитывают плотность пара, для укрепляющей и исчерпывающей части, по формуле [4, с. 13]:

с_п = , (40)

где среднее давление в колонне, МПа;

температура в колонне, °С;

молекулярная масса i-го компонента смеси, кг/кмоль;

P₀ - давление газа при нормальных условиях, МПа.

Среднее давление в укрепляющей и исчерпывающей частях колонны находят, соответственно, по формулам:

(41)

(42)

где ,, - давления, соответственно, в дистилляте, питании и кубовой части колонны, МПа.

2,0685 МПа, Р_ср.исч. = 2,078 МПа.

Для пропана плотность пара в укрепляющей части, согласно формуле (40), составит:



=44,0 ? 273 ? 2,0685 / (22,4 ? (273 + 86,65) ? 0,1013) = 30,842 кг/м³.

Расчёт плотности пара для остальных компонентов в укрепляющей и исчерпывающей части аналогичен. Результаты представлены в таблице 13.

Плотность смеси паров в укрепляющей и исчерпывающей части рассчитывают по формуле [4, с. 13]:

с_см = у₁ · с₁ + у₂ · с₂ + …, (43)

где у₁, у₂, … - массовые доли компонентов газовой смеси;

с₁, с₂, … - плотности соответствующих компонентов смеси.

Таблица 13 - Результаты расчета плотности паров компонентов смеси в укрепляющей и исчерпывающей части. Средняя температура укрепляющей части колонны 86,65 °С. Средняя температура исчерпывающей части колонны 139,43 °С

Вещества	Плотность паров, кг/м3
	в укрепляющей части	в исчерпывающей части
пропан	30,842	27,013
н-бутан	40,656	35,608
изопентан	50,469	44,203
н-пентан	50,469	44,203
н-гептан	70,096	61,393

Для укрепляющей части плотность смеси по формуле (42) составит:

0,9890 ? 30,842+ 0,0110 ? 40,656 + 0,0000 ? 50,469 +

+ 0,0000 ? 50,469 + 0,0000 ? 50,469 = 30,950 кг/м³.

Для исчерпывающей части плотность смеси по формуле (37) составит:

0,0050 ? 27,013 + 0,1220 ? 35,608 + 0,1250 ? 44,203 +

+ 0,3740 ? 44,203 + 0,3740 ? 61,393 = 49,497 кг/м³.

Объемные расходы пара для укрепляющей и исчерпывающей частей колонны рассчитывают по формулам [1, с. 47]:

(44)

(45)

где удельная теплота парообразования смеси в кубе колонны, кДж/кг;

расход дистиллята, кг/ч;

реальное флегмовое число;

плотность пара, соответственно, в верхней и нижней частях, кг/м³.

Для верха колонны объёмный расход пара по формуле (44) составит:

2774,39 ? (1,61 + 1) / (11,184 ? 3600) = 0,07 м³/с.

Для того чтобы рассчитать необходимо, рассчитать удельную теплоту парообразования смеси в кубе колонны по формуле [4, с. 11]:

(46)

где - удельная теплота парообразования i-го компонента смеси, кДж/кг;

- концентрация i-го компонента в кубовой части колонны, масс. дол.

Результаты расчёта удельной теплоты парообразования смеси в кубе колонны представлены в таблице 14.

Таблица 14 - Результаты расчета удельной теплоты парообразования смеси компонентов в исчерпывающей части колонны при температуре 139,43 °С

Компоненты	Удельная теплота парообразования компонентов смеси, , кДж/кг		Удельная теплота парообразования смеси, , кДж/кг
пропан	70,800	0,354	241,592
н-бутан	141,590	17,274
изопентан	215,320	26,915
н-пентан	238,600	89,236
н-гептан	288,270	107,813

Объёмный расход пара в кубе колонны по формуле (45) составит:

1211,85 / (241,592 ? 49,497) = 0,10 м³/с

Рассчитывают плотность смесей жидкостей, в укрепляющей и исчерпывающей частях колонны по формуле [4, с. 12]:

, (47)

где x₁, x₂, …, x₅ - концентрация компонентов смеси, масс. дол.

Данные для расчёта плотности смеси жидкостей, а так же полученные результаты, для каждой части колонны, представлены в таблице 15.

Таблица 15 - Результаты расчёта плотности смесей жидкостей в укрепляющей и исчерпывающей части колонны

Компоненты	Укрепляющая часть	Исчерпывающая часть
	Плотность компонентов смеси, , кг/м3	Плотность смеси,ссм, кг/м3	Плотность компонентов смеси, , кг/м3	Плотность смеси,ссм, кг/м3
пропан	373,5	373,50	293,13	293,13
н-бутан	483,7		363
изопентан	545,55		464,2
н-пентан	554,35		478,7
н-гептан	624,92		571,1

Объёмный расход жидкости через данное сечение колонны, для укрепляющей и исчерпывающей части, рассчитывается по формулам [1, c. 47]:

L_укр = , (48)

L_исч = , (49)

где расход питания, кг/ч;

расход дистиллята, кг/ч;

R - реальное флегмовое число;

с_ж - плотность жидкости в соответствующих частях колонны, кг/м³;

с_п - плотность пара в соответствующих частях колонны, кг/м³.

Объемный расход жидкости для укрепляющей части колонны по формуле (48) равен:

L_укр = 2774,39 ? 1,61 / 373,50 = 11,98 м³/ч.

Объемный расход жидкости для исчерпывающей части колонны по формуле (49) равен:

L_исч = (14000 + 2774,39 ? 1,61) / 293,13 = 63,03 м³/ч.

Диаметр ректификационной колонны рассчитывают по максимально допустимой скорости паров в сечении колонны и объемному расходу паров в данном сечении колонны по формуле [1, с. 178]:

D = , (50)

где D - диаметр колонны, м;

V - объемный расход пара, м³/с;

- максимальная скорость паров, м/с.

Максимальная скорость паров рассчитывается по формуле Саудерса-Брауна [1, c. 179]:

(51)

где C_max - коэффициент, который определяется по формуле [1, c. 179]:

C_max = к₁ · с₁ - с₂ · (л - 35), (52)

где коэффициенты, зависящие от типа контактных устройств;

коэффициент, зависящий от расстояния между контактными устройствами;

л - коэффициент, определяемый по формуле [1, c. 179]:

л = ·, (53)

где жидкостная нагрузка, м³/ч;

число потоков на ступенях контакта;

V - расход пара, м³/с;

к ₁ - коэффициент, зависящий от типа контактного устройства;

коэффициент, зависящий от расстояния между ступенями контакта.

Для дальнейших расчетов выбираем клапанные тарелки. Для клапанной тарелки коэффициенты к₁ = 1,15 и с₂ = 4,00 [1, с. 179]. Принимают расстояние между тарелками равным 400 мм, тогда коэффициент с₁ будет равен 480 [1, c. 180]. Для того, чтоб значение величины л_исч получилась не больше 65, принимают поточность тарелки () равную одному. Тогда коэффициент л по формуле (53) для верха и низа колонны составит:

л_укр = 21,973;

л_исч = 75,636.

Значение величины л_исч получилась не больше 65, то поточность тарелки оставляют равную одному [1, с. 179]. Рассчитывают коэффициент C_max для каждой части колонны по формуле (52):

1,15 ? 480 - 4 ? (21,973 - 35) = 604,107;

1,15 ? 480 - 4 ? (75,636 - 35) = 389,458;

Тогда максимальная скорость паров в верхней и нижней части колонны по формуле (51) составит:

8,47 ? 10^-5 ? 604,107 ? = 0,988 м/с;

8,47 ? 10^-5 ? 389,458 ? = 0,564 м/с.



Рассчитывают диаметр колонны для верхней и нижней части колонны по формуле (50):

D_укр = = 0,290 м;

Для укрепляющей части колонны принимаем ближайшее стандартное значение диаметра D = 1,0 м.

D_исч = = 0,479 м.

Для исчерпывающей части колонны принимаем ближайшее стандартное значение диаметра D = 1,2 м.



9. Расчет гидравлического сопротивления ступеней контакта с переливами

Рабочую скорость, для верхней и нижней части колонны, рассчитывают по формуле [6, c. 231]:

(54)

где - объёмный расход пара в данном сечении колонны, м³/с.

Рабочая скорость пара в укрепляющей и исчерпывающей части колонны по формуле (54) равны соответственно:

4 ? 0,07 / 3,14 / (1,0)² = 0,08 м/с;

4 ? 0,10 / 3,14 / (1,2)² = 0,09 м/с;

Скорость паров в свободном сечении ступеней контакта (тарелки) рассчитывают по формуле [6, с. 236]:

, (55)

где - скорость пара в свободном сечении или отверстиях колонны, м³/с;

- рабочая скорость паров, м/с;

- доля свободного сечения в тарелке. Для клапанной тарелке равен 0,1[1,с. 179]

Скорость пара в свободном сечении для верхней и нижней части колонны по формуле (55) составит:

0,08 / 0,1 = 0,8 м/с, 0,09 / 0,1 = 0,9 м/с.

Гидравлическое сопротивление сухой ступени контакта (тарелки) рассчитывают по формуле [1, c. 188]:

ДС_сух = о· (56)

где ДС_сух - гидравлическое сопротивление сухой ступени контакта, мм ст.жидкости;

- ускорение свободного падения, равное 9,81 м/с²;

с_ж, с_п - плотность жидкости и пара соответственно, кг/м³;

- коэффициент, зависящий от типа контактного устройства. Для клапанных тарелок принимают равным 3,6 [1, с. 188].

Гидравлическое сопротивление сухой ступени контакта для укрепляющей и исчерпывающей части по формуле (55) соответственно равно:

3,6 ? 0,8² ? 30,95 / (2 ? 9,81 ? 373,50) ? 1000 = 1,35 мм ст. ж.;

3,6 ? 0,9² ? 14,665 / (2 ? 9,81 ? 728,51) ? 1000 = 3,23 мм ст. ж..

Гидравлическое сопротивление слоя жидкости на тарелке рассчитывают по формуле [1, c. 192]:

ДР_ж = h + Дh, (57)

где ДР_ж - гидравлическое сопротивление жидкости на ступени контакта, мм ст. жидкости;

- высота переливной планки, мм. Принимают равной 40 мм;

- высота подпора жидкости над переливной планкой, мм. Она рассчитывается по формуле [1, c. 191]:

Дh = k₁· k₂ · (58)

где - жидкостная нагрузка на единицу длины сливной планки, м³/(м ч);

k₁ - коэффициент, зависящий от типа переливной планки, находится в диапазоне от 2,8 до 3,2 для прямой сливной планки k₁ = 3 [1, с. 191];

k₂ - коэффициент, учитывающий сжатие потока стенками стакана.

Жидкостная нагрузка для укрепляющей и исчерпывающей части рассчитывается по соответствующим формулам [6, с 283]:

= , (59)

= , (60)

где - длина сливной планки, м.

Принимают отношение B/D равным 0,9, тогда длина сливной планки для укрепляющей части D = 0,9· 1,0 = 0,90, исчерпывающей части колонны D = =0,9 ·1,2 = 1,08.

Тогда жидкостная нагрузка для укрепляющей части колонны по формуле (59) составит:

= 13,31 м³/(м ? ч).

Для исчерпывающей по формуле (60) составит:

= 58,36 м³/(м ? ч).

Для расчёта высоты подпора жидкости над переливной планкой необходимо найти коэффициент k₂, его находят по графику зависимости ( )от величины. Значение этого комплекса составляет для верха колонны = 15,59 единиц, а для низа = 51,99 единиц. Отсюда коэффициент k₂ для верха колонны составит значение 3,00 [1, с. 191], а для низа 1,01 [1, с. 191].

По формуле (58) высота подпора жидкости над переливной планкой для укрепляющей и исчерпывающей части соответственно составит:

3 ? 1,01 ? 13,31 ^/3 = 17,02 мм ст. жидкости;

3 ? 1,05 ? 58,36^/3 = 47,39 мм ст. жидкости.

Гидравлическое сопротивление слоя жидкости, согласно формуле (57) составит значение:

50 + 17,02 = 67,02 мм ст. жидкости;

50 + 47,39 = 97,39 мм ст. жидкости.

Гидравлическое сопротивление тарелки рассчитывается по уравнению [1, c. 188]:

ДР = ДР_сух + ДР_ж, (61)

Соответственно для укрепляющей и исчерпывающей части колонны гидравлическое сопротивление составит:

1,35 + 67,02 = 68,37 мм ст. жидкости;

3,23 + 97,39 =100,62 мм ст. жидкости.

Полученное давление переводят в единицы измерения системы Си и получают:

68,37 ? 373,50 ? 9,81 / (1000 ? 1000000) = 0,00025 МПа;

100,62 ? 293,13 ? 9,81 / (1000 ? 1000000) = 0,00029 МПа.

Найденные значения сравнивают с ранее принятыми значениями гидравлического сопротивления укрепляющей и исчерпывающей части равного 0,00030 МПа и 0,00060 МПа соответственно. То же самое делают с полученными действительными тарелками.

Результаты расчёта основных параметров (с погрешностью менее 1%) представлены в таблице 16.

Таблица 16 - Значения основных параметров ректификационной колонны

Параметр	Значение
температура конца конденсации, °С	60,65
температура верха колонны, °С	61,14
давление верха колонны, МПа	2,06
температура питания колонны, °С	112,16
давление питания, МПа	2,07
температура куба колонны, °С	166,70
давление куба колонны, МПа	2,08
минимальное флегмовое число
минимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части, штук
минимальное число теоретических тарелок в исчерпывающей части, штук
Общее минимальное число теоретических тарелок, штук
оптимальное флегмовое число
оптимальное число теоретических тарелок в укрепляющей части
оптимальное число теоретических тарелок в исчерпывающей части
Общее оптимальное число теоретических тарелок
КПД тарелки в укрепляющей части
КПД тарелки в исчерпывающей части
действительное число тарелок в укрепляющей части
действительное число тарелок в исчерпывающей части
количество тепла, поступающего с парами кипятильника, кВт
стандартный диаметр колонны, м
сопротивление сухой тарелки в укрепляющей части, мм ст. жидкости
сопротивление сухой тарелки в исчерпывающей части, мм ст. жидкости
сопротивление слоя жидкости на тарелке в укрепляющей части, мм ст. жидкости
сопротивление слоя жидкости на тарелке в исчерпывающей части, мм ст. жидкости
гидравлическое сопротивление тарелки в укрепляющей части, Па
гидравлическое сопротивление тарелки в исчерпывающей части, Па



10. Проверка устойчивости работы тарелки

Для нормальной работы колонны, без захлебывания, необходимо, что-бы выполнялись 3 условия [1, с. 200]:

1) Н_всп < Н_мт +h_П;

2) у < 0,6·S ;

3) > _доп

где Н_всп - высота вспененного слоя жидкости, мм;

Н_мт - расстояние между ступенями контакта, мм;

h_П - высота переливной планки, мм;

у - вылет ниспадающей струи жидкости, мм;

S - максимальная ширина переливной планки, мм;

- время пребывания жидкости сливном устройстве, с;

_доп - допустимое время пребывания жидкости в сливном устройстве, с.

Производят проверку:

а) проверка первого условия нормальной работы сливного устройства Считается, что высота вспененного слоя жидкости примерно равна двум высотам светлого слоя жидкости. В свою очередь, высота светлого слоя жидкости рассчитывается по формуле [1, с. 198]:

(62)

где h' - высота светлого слоя жидкости, мм.

h_п - высота переливной планки, мм;

?h - высота подпора жидкости над переливной планкой, мм ст. жидкости;

? - градиент уровня жидкости, мм ст. жидкости;