Расчет ректификационной колонны непрерывного действия

(табл.8.1)

Y/Сi

(табл.4.1)

0,596хY/лi=0,596хY/6i

0,404хY/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 х Y/лi + 0,837 х X/Ri	X/mi = 0,108 х X/кi + 0,892 х X/Ci
	Y/лi = Y/6i (табл.8.1)	X/Ri (табл.8.1)	0,163хY/лi=0,163хY/6i	0,837хX/Ri	X/mi	X/кi= X/6i (табл.8.1)	X/Сi (табл.4.1)	0,108хX/кi= 0,108 х X/6i	0,892хX/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.

10. Расчет количества холодного орошения

(D+q0), Y/Di

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:

VmхQm + g0хq0 = gkхqk + (D + g0)хQD

g0 = (VmхQm - gkхqk - DхQD) / (QD - q0)

Где Vm, gk и D - количества потоков, известные из предыдущих расчетов, Qm , qk,QD и q0 - энтальпии соответствующих потоков (рис.11.1), кДж/кмоль.

ПD = 2,82МПа Пf = 2,82МПа

TD = 250C Tf = 560C T6ук. = 460C

Vm = 27,22

gk = 10,82

Для определения энтальпий потоков, рассчитаем их средние молекулярные массы. колонна летучесть паровой нагрузка

MVm = У Mi х Y/mi (поток Vm)

Mgk = У Mi х X/ki (поток gk)

MD = У Mi х Y/Di (потоки D

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 х Y/Di	X/ki	Mi х X/ki	Y/mi	Mi х 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:

QD = 425 х 31,32 = 13311 кДж / кмоль

qk = 380 х 37,6 = 14288 кДж / кмоль

Qm = 485 х 33,81 = 16398 кДж / кмоль

q0 = 315 х 31,32 = 9866 кДж / кмоль

Подставим значения количеств потоков и их энтальпий в уравнение теплового баланса:

g0 = (27,22 х 16398 - 10,82 х 14288 - 16,4 х 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 = TD. В случае работы колонны с парциальным конденсатором, флегма q1 образуется в нем. Тогда количество горячего орошения на верху колонны определим по следующему уравнению, [1],стр.33:

q1 = q0 х [(QD - q0) / Q2 - qD)]

Где Q2 - энтальпия паров со второй тарелки, qD - энтальпия флегмы q1 при T1 = TD. Как показывают расчеты, Q2 мало отличается от QD, поэтому можно принять, что Q2 = QD, также ввиду близости составов дистиллята и флегмы q1, будем считать что qD есть энтальпия жидкого дистиллята при TD = 250С, тогда

q1 = q0 х [(QD - q0) / QD - qD)]

По графику [3], стр.54 найдем:

qD = 325 х 31,32 = 10179 кДж / кмоль

Получим:

q1 = 21 х [(13311 - 9866) / (13311 - 10179)] = 23

q1 = 23 кмоль на 100 кмоль сырья

Флегмовое число на верху колонны будет равно:

ri = g1 / D

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.

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

Для определения энтальпий qm, Qл и qR потоков рассчитаем их средние молекулярные массы:

Mgm = У Mi х X/mi (поток gm)

MVл = У Mi х Y/лi (поток Vл)

MR = У Mi х X/Ri (поток R)

Расчеты сведем в табл 11.1:

Таблица 11.1

Компоненты сырья	Mi	Поток Vл	Поток gm	Поток R
		Y/лi	Mi х Y/лi	X/mi	Mi х X/mi	X/Ri	Mi х 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:

Qл = 590 х 43,6 = 25724 кДж /кмоль

qm = 310 х 50,7 = 15717 кДж /кмоль

qR = 465 х 52,1 = 24227 кДж /кмоль

Подставим в уравнение теплового баланса:

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

QP = 873749 кДж /кмоль на 100 кмоль сырья

Для определения количества VR парового орошения, идущего из кипятильника под нижнюю (первую) отгонную тарелку, необходимо написать уравнение теплового баланса кипятильника. Из рис. 12.1 следует, что:

(R + VR) х q1 + QP = R х qR + VR х QR

VR = [QP - R(qR - q1)] / (QR - q1)

Где q1 и QR - энтальпии соответственно флегмы, стекающей с нижней отгонной тарелки в кипятильник и пара. Поступающего из кипятильника на эту тарелку.

Средние молекулярные массы потоков:

MR+VR = У Mi х X/1i

MVR = У Mi х Y/Ri

X/1i и Y/Ri возьмем из табл.8.1, расчеты сведем в таблицу 12.2.

Таблица 11.2

Компоненты сырья	Mi	Поток (VR + R)	Поток VR
		X/1i	Mi х X/1i	Y/Ri	Mi х 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 х 51 = 14790 кДж/ кмоль

QR = 560 х 45,2 = 25312 кДж/ кмоль

Тогда:

VR = [873749 - 83,6 х (24227 - 14790)] / (25312 - 14790) = 8,1 кмоль

VR = 8,1 кмоль на 100 кмоль сырья.

Раньше было найдено количество парового орошения на верху отгонной части Vл = 16,22 кмоль на 100 кмоль сырья. Количество паров к низу отгонной части уменьшается вдвое.

12. Основные размеры колонны

12.1 Определение диаметра колонны

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

Dв = [(4хVсек.) / р х щ]1/2

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

Определим Vсек:

V2 = g1 + D - под верхней укрепляющей тарелкой

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 х Gв х Т2 х 0,1 х 106 х Z) / 3600 х 273 х рD

где Gв - часовое количество паров на верху колонны.

Gв = (V2 х Gчас.) / Mср. х 100

Gв = (39,4 х 36500) / 48,74 х 100 = 295 кмоль/ час

Gчас.- производительность колонны по сырью кг/ч, Mср.- средняя молекулярная масса сырья ( табл.4.1). При определении объема паров, ввиду повышенного давления (П = 2,82 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 Ткр.= 305,4К [4], стр 45, критическое давление - Пкр. = 4,95 МПа, температура паров этана из табл.7.1 равна Т2 = 308К (350С).

Приведенная температура этана:

Тпр. = Т2 / Ткр.

Тпр. = 308 / 305,4 = 1,01

Приведенное давление этана:

Ппр. = ПD / Пкр.

Ппр. = 2,82 / 4,95 = 0,57

Z = 0,9 [4], стр.47

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

Vсек. = 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, ПD = 2,82 МПа

свпар. = [D х (r + 1)] / 3600 х Vвсек. = Gв / 3600 х Vвсек

свпар. = 295 / 3600 х 0,065 = 1,26 кг / м3

свпар. = 1,26 кг / м3

сэтана = 1,356 кг / м3

Определим часовое количество паров внизу колонны Gн:

Gн = (VR х R) х Gн / Mср. х 100

Gн = (8,1 + 83,6) х 36500 / 100 х 48,74 = 683 кмоль / час.

Объем паров внизу колонны определим по формуле [1], стр.37:

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

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

Приведенная температура пропана:

Тпр. = Т1 / Ткр.

Тпр. = 357 / 370 = 0,96

Приведенное давление пропана:

Ппр. = ПR / Пкр.

Ппр. = 2,86 / 4,32 = 0,66

Z = 0,6 [4], стр.47

спропана = 2,02 кг / м3

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

Vнсек. = 0,12м3/с

снпар. = Gн / 3600 х Vнсек

снпар. = 683 / 3600 х 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.

щmax = C х v(сж - сп) / сп

щвmax = 0,065 х ((1,356 - 1,26) / 1,26)1/2 = 0,02 м/с

щвmax = 0,02 м/с

щнmax = 0,065 х ((2,02 - 1,58) / 1,58)1/2 = 0,034 м/с

щнmax = 0,034 м/с

Dв = [(4хVвсек.) / р х щ]1/2 = [(4 х 0,065) / 3,14 х 0,02]1/2 = 2,03м

Dв = 2,03м

Dн = [(4хVвсек.) / р х щ]1/2 = [(4 х 0,12) / 3,14 х 0,034]1/2 = 2,12м

Dн = 2,12м

Принимаем диаметр колонны D = 2,2м

12.2 Определение высоты колонны

КПД колпачковой тарелки зт = 0,5 [1], стр.38. Число теоретических тарелок для укрепляющей части колонны Nут = 6, следовательно:

Nур = Nт / зт

Nур = 6 / 0,5 = 12 тарелок

Для отгонной части Nот = 6, следовательно:

Nор = Nт / зт

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 hD = 2,2м. Высоту питательной секции (расстояние между нижней укрепляющей и верхней отгонной тарелками) hG = 2м, расстояние между нижним днищем и нижней отгонной тарелкой hR = 4м. Тогда рабочая высота колонны будет равна:

Hр = hD + (Nур - 1) х hт + hG + (Nор - 1) х hт + hR

Hр = 2,2 + (12 - 1) х 0,6 + 2 + (12 - 1) х 0,6 + 4 = 21,4

Hр = 21,4м - общая высота колонны.

12.3 Расчет диаметра штуцеров

Диаметр штуцера dш зависит от допустимой скорости потока щдоп и определяется, как и диаметр колонны, из уравнения объемного расхода:

dш = [Vп / (0,785 х щдоп)]1/2

Где Vп - объемный расход потока в трубопроводе.

Допустимая скорость потока щдоп зависит от фазового состояния.

Определим диаметр штуцера А - входа смеси:

dА = [F / (3600 х сж х 0,785 х щдоп)]1/2

F = 36500 кг / ч

щдоп. = 1,5 м / с

сж = 620 кг / м3

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

Принимаем диаметр штуцера А, dА = 125мм, lА = 175 мм, согласно [6], стр.324.

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

dВ = [Vвп / ( 0,785 х щдоп)]1/2

Vвп = 0,065 м3 / с

щдоп. = 15 м / с

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

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

Определим диаметр штуцера С - входа флегмы (орошения):

dС = [D х r / (3600 х сжв х 0,785 х щдоп)]1/2

D =16,42 кмоль / час = 17483,5 кг / ч

щдоп. = 1 м / с

сжв = 620 кг / м3

r = 0,66

dС = [17483,5 х 0,66 / (3600 х 620 х 0,785 х 1)]1/2 = 0,081 м

Принимаем диаметр штуцера С, dС = 125мм, lС = 175 мм, согласно [6], стр.324.

Определим диаметр штуцера D - входа пара:

dD = [Vнс / ( 0,785 х щдоп)]1/2

Vнс = 0,065 м3 / с

щдоп. = 20 м / с

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

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

Определим диаметр штуцера Е - выхода кубовой части:

dЕ = [R / (3600 х сжн х 0,785 х

R =83,58 кмоль / час = 19016,5 кг / ч

щдоп. = 0,4 м / с

сжн = 620 кг / м3

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

Принимаем диаметр штуцера Е, dЕ = 250 мм, lЕ = 250 мм, согласно [6], стр.324.

13. 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
[у]2009Г2С = 196МПа	Допускаемое напряжение стали 09Г2С при Т = 200С
ц = 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

13.1 Расчет на прочность

Расчет толщины стенки корпуса.

Расчет толщины стенки ректификационной колонны выполним в соответствии с ГОСТ 14249 - 89 по формуле:

S = Sp + C,

где S - принятая толщина стенки,

Sp - расчетная толщина стенки,

С - прибавка.

Sp = PD/2[у] хц-P,

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

D = 220см - внутренний диаметр корпуса,

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

ц = 0,9 - коэффициент сварного шва

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

S = 1,99 + 0,5 = 2,49 см ? 25 мм

Принимаем S = 28 мм

14. Расчет днищ колонны

14.1 Расчет толщины нижнего днища

Толщину днища определим по следующей формуле:

S = PхD / (2хцх[у] - 0,5хP) + C

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

D = 220 см - внутренний диаметр корпуса,

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

ц = 0,9 - коэффициент сварного шва

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

S = 28,6 х 220 / (2 х 0,9 х 1770 - 0,5 х 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 {(KэхR / 510) х vny х P / 10-6 х E

S1? S1R + C,

где Kэ = 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,

ny = 2,4 - коэффициент запаса устойчивости,

[у] = 1770 кгс/см2,

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

S1R = (0,9 х 220 / 510) х v2,4 х 28,6 / 10-6 х 1,91х 10-6 = 2,33 мм

S1R = 2,86 х 2200 / 2 х 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.

14.2 Расчет толщины верхнего днища

S = PхD / (2хцх[у] - 0,5хP) + C

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

D = 220см - внутренний диаметр верхнего корпуса,

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

ц = 0,9 - коэффициент сварного шва

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

S = 28,2 х 220 / (2 х 0,9 х 1960 - 0,5 х 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 {(KэхR / 510) х vny х P / 10-6 х E

S1? S1R + C,

где Kэ = 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,

ny = 2,4 - коэффициент запаса устойчивости,

[у] = 1960 кгс/см2,

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

S1R = (0,9 х 2200 / 510) х v2,4 х 2,82 / 10-6 х 1,99х 10-5 = 7,16 мм

S1R = 2,82 х 2200 / 2 х 196 = 15,82 мм

S1? 15,82 + 5 = 20,8 мм

Принимаем S1 = 28 мм

15. Проведение гидроиспытания

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

Рпр = 1,5 х Р ([у]20 / [у]t), при Ррасч = 0,07 - 0,05МПа

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

Рпр = 1,5 х 2,86 х 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 х 10-2

Рг = 4,78 + 21,4 х 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 уt.

у = Рг х (Dв + S) / 2 х S х ц ? 0,9 уt ,

где Рг = 4,99 Мпа, Dв = 2200 мм, S = 28 мм, ц = 0,92 - коэффициент прочности продольного сварного шва, уt = 260 Мпа - [7], стр.61, таб.9.

у = 4,99 х (2200 + 28) / 2 х 28 х 0,92 ? 0,9 х 260

у = 216 ? 234 верно

16. Расчет аппарата на действие ветровой нагрузки

16.1 Геометрические и весовые характеристики аппарата

Таблица 16.1

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	1,99х107
1 - 2	10,85	0,028	2,256	2,256	2,456	2,456	65,7	0,1960	0,1216	0,1078	1,95х107
2 - 3	1,75	0,028	2,256	2,256	2,456	2,456	6,9	0,1960	0,1216	0,1078	1,91х107

F = 0,785398 х (Dн2 - Dв2)

I = 0,0625 х (Dн2 + Dв2) х F

W = 2I / Dн

16.2 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 хv Q / g х ( (H / E хI ) +4ц0),

где Q - вес аппарата,

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

g = 9,81 м/с2 - ускорение свободного падения, ц0 - угол поворота опорного сечения фундамента под действием единичного момента, (МНхм)-1.

Для цилиндрических аппаратов:

I = (р / 64) х (D4н - D4в)

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

Ki = (j х H / 2хEхI1) х Ai + ц0хбi стр.106 [8]

H / 2хEхI1 = 22,4 / 2х1,99х10-7х0,1216 = 0,46х10-5

Ai = 1,5хбi2 - 0,5хбi3 стр.106 [8]

бi = xi / H стр.106 [8]

б1 = 17,5 / 22,4 = 0,78

б2 = 7,175 / 22,4 = 0,32

б3 = 0,875 / 22,4 = 0,039

А1 = 1,5х0,782 - 0,5х0,783 = 0,675

А2 = 1,5х0,322 - 0,5х0,323 = 0,137

А3 = 1,5х0,0392 - 0,5х0,0393 = 0,0023

ц0 - угол поворота опорного сечения.

ц0= 1 / СфхIф стр.106 [8]

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

Iф=0,065хD24 стр.106 [8]

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

Iф=0,065х2,64= 2,97м4

ц0=1/1000000 х 2,97 =3,3х10-7

К1 = 0,46 х 10-5 х 0,675 + 3,4 х 10-5 х 0,78 = 2,96х10-5

К2 = 0,46 х 10-5 х 0,137 + 3,4 х 10-5 х 0,32 = 1,15х10-5

К3 = 0,46 х 10-5 х 0,039 + 3,4 х10-5 х 0,0023 = 0,026х10-5

Т =1,79 х 22,4 х v98,1 / 9,81 х ((22,4 / 1,95 х 107 х 0,1216 + 4 х 0,033 х 10-5)) = 1,36 с

16.3 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 0х иiхc

иi = 2,05 - коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора с увеличением высоты хi над поверхностью земли, [8] стр.105

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

q1= 45х2,05х0,7 = 64,6кг/м2

P = вхqхDнизхh,

в - коэффициент увеличения скоростного напора

в = 1 + жх m

ж = 0,25 - коэффициент динамичности, зависящий от периода собственных колебаний [2] стр.105 рис.76, в зависимости от параметра е.

е = Tхvq0 / 260

е = 1,36х v45х10-4 / 260 = 0,006

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

Таблица 16.3

Участки	0 - 1	1 - 2	2 - 3
m	1,2	1,1	1,0
в = 1 + ж х m	1,3	1,275	1,25

Участок 0 - 1: h = 9,8м, q = 64,6кг/м2, Dниз = 2,456м, в = 1,3

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

Участок 1 - 2: h = 10,85м, q = 45кг/м2, Dниз = 2,456м, в = 1,275

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

Участок 2 - 3: h = 1,75м, q = 45кг/м2, Dниз = 2,456м, в = 1,25

P3 = 1,25 х 45 х 2,456 х 1,75 = 241,8 кгс

16.4 Ветровая нагрузка на площадку

P = 2,34 х q х f,

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 х 45 х 1,54 = 162,16 кгс

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

16.5 Общие ветровые моменты

Сечение 1 - 1

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

Сечение 2 - 2

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

Сечение 3 - 3

М3 = 2021,3 х (17,5 - 12,6) + 162,16 х (23,1+21,1 + 18,6 + 15,6 + 12,6 - 12,6 х 5)= 14444,85 кгсхсм

16.6 Расчет на резонанс

Критическая скорость ветра:

Vкр = 5хDиз. / T

Vкр = 5х 2,456 / 1,36 = 9,03 м/с

Расчетный динамический момент:

Сечение 1 - 1

Mд = 0,5х(V2крхH2хD / (H / 3хEхI) +ц0) х [0,55х(H/6хEхI) +( ц0 /3)]

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

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

16.7 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:

ус = (Qmax / fc) + (M/ / Wc),

fc- площадь опасного сечения шва,

Wc - момент сопротивления сварного шва изгибу,

Qmax - 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 = рDнх0,7хS, [8] стр.114

Wc = 0,8х0,7хSхDн2, [8] стр.114

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

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

M/ = 53467,96 кгсхсм

Qmax = 201400 кг

ус = (201400 / 1511,52) + (53467,96 / 94580,8) = 133,81 кгс/см2

Напряжение в сварном шве при работе на срез:

ус ? 0,8хцх[у]

[у] = 1770 кгс/см2 - допускаемое напряжение растяжения для основного металла,

ц = 0,8 - коэффициент прочности сварного шва.

ус ? 0,8 х 1770 х 0,8 = 1113,6 кгс/см2

ус = 393,28 кгс/см2 ? 1132,8 кгс/см2 верно

16.8 Напряжения, передаваемые опорным кольцом на фундамент колонны

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

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

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 = Dнх(1 - 0,65хk0), [8] стр. 107

D2 = Dнх(1 + 1,35хk0), [8] стр. 107

k0 = 0,075 при Dн = 2,256 м - коэффициент, определяемый по графику рис.79 [8] и равный отношению ширины кольца к Dн.

F = р/ 4 х( D22 - D12)

D1 = 2,256 х (1 - 0,65 х 0,075) = 2,146 м

D2 = 2,256 х (1 + 1,35 х 0,075) = 2,484 м

F = р/ 4 х (248,42 - 214,62) = 12284,8 см2

W = р/ 32 х [(D24 - D14) / D2]

W = р/ 32 х [(248,44 - 214,64) / 248,4] = 666140,9см3

у max = (Qmax / F) ± (M / W) - определим при гидроиспытании.

у max = 209714

у max = (209714 / 12284,8) ± (61311,46 / 666140,9)

у max = 17,16 кгс/см2 - при сжатии

у max = 16,98 кгс/см2 - при растяжении

16.9 Расчет опорного кольца

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

Lк = (D2 - D1) / 2

Lк = (248,4 - 214,6) / 2 = 16,9 см

Тогда толщину опорного кольца определим по формуле:

д = Lк / 40 х ( v3х у max )

д = 16,9 / 40 х ( v3х 17,16 ) = 3,0см

16.10 Расчет фундаментных болтов

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

dв = 0,1v у maxхF / 3хZхр

dв = 0,1v 16,98х12284,8 /3х8х3,14 = 2,91 см

Устанавливаем фундаментные болты с dв = 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.

Размещено на Allbest.ru