5 - WiKi

4.2 Технологический расчет ректификационной колонны К-21
Колонна предназначена для выделения этилена из этан-этиленовой
фракции.
Данная колонна работает в режиме не полной конденсации. Отбор
дистиллята осуществляется в виде готового этилена, пары колонны через
конденсатор-холодильник поступают в рефлюксную емкость, где происходит
их частичная конденсация. Сконденсировавшаяся часть подается в колонну в
виде орошения [11].
Известным является состав и количество дистиллята, а также
температура конденсации. Целью расчета является расчет давления в
рефлюксной емкости и определение состава и количества жидкой фазы и
верхнего продукта колонны.
Константы Антуана компонентов пирогаза представлены в виде
матрицы:
 15.6637 
A'   15.5368  B' 
Этилен


15.7027


Пропилен
Этан
Температура
в
блоке
 1511.42 
 1347.01 


1807.53


конденсации
 17.16 
C'   18.15 



26.15


принимаем
на
12С
выше
температуры хладагента. Так как конденсация верхнего продукта происходит
за счет конденсации этилена в дефлегматоре с температурой -30С,
температуру конденсации примем Tkond= -18C = 255 K.
Определяем давление насыщенных паров по уравнению Антуана 4.19,
атм.:


exp  A' i 
Pi


C'i  Tkond 
B'i
760
[10, c.10]
(4.19)
 14.521136 
P   24.935577 


3.225422


где Рi – давление насыщенных паров компонентов, атм.;
Аi, Bi, Ci – константы Антуана компонентов пирогаза;
Тkond – температура в блоке конденсации, К.
Мольный состав, мол. доли, приведен в соответствующих матрицах:
 0.2081 
c   0.7858 


 0.0061 
Этилен
Этан
Пропилен
 0.0004 
y   0.9995 


 0.0001 
c  1
 0.8859 
x   0.0882 


 0.0258 
y  1
x  1
Задаемся давлением в блоке конденсации Pkond = 24.91 атм.
Определяем константы фазового равновесия К компонентов из
соотношения 4.20:
Ki
Pi
Pkond
[10, c.12]
(4.20)
где Рi – давление насыщенных паров компонентов;
Pkond - давлением в блоке конденсации
 0.582944 
K   1.001027 


0.129483


Для проверки правильности принятого давления в рефлюксной емкости
запишем уравнение изотермы парового состояния 4.21:
3

i1
yi
Ki
 0.999933
[10, c.13]
(4.21)
где yi – мольная доля i-го компонента смеси в паровом потоке;
Ki – константа фазового равновесия.
Состав жидкой фазы Xli в блоке конденсации, мол. доли, найдем по
формуле 4.22, данные выведены в таблице 4.7:
X1i
yi
[10, c.15]
Ki
(4.22)
Мольный состав верхнего продукта равен D = 177.59 кмоль/ч
Зададимся рабочим флегмовым числом Rrab = 8
Мольный расход флегмы, FL, кмоль/ч, определим по формуле 4.23:
FL
Rrab D
[10, c.15]
(4.23)
где D – мольный расход верхнего продукта;
Rrab – рабочее флегмовое число.
FL = 1420.72 кмоль/ч
Определим мольный расход компонентов флегмы, XFLi, кмоль/ч, по
формуле 4.24, данные выведены в таблице 4.7:
XFLi
FL X1i
[10, c.16]
(4.24)
где FL – мольный расход флегмы;
Xl – состав жидкой фазы.
Мольный расход паров с верха колонны, кмоль/ч, найдем по формуле
4.25:
PK=FL+D
PK=1598.31 кмоль/ч
[10, c.16]
(4.25)
Мольный состав компонентов с верха колонны, YPKi, мол. доли, по
формуле 4.26, данные представлены в таблице 4.7:
YPK i
X1iFL  yiD
PK
[10, c.17]
(4.26)
где FL – мольный расход флегмы;
Xl – состав жидкой фазы;
D – мольный расход верхнего продукта;
yi – мольная доля i-го компонента смеси в паровом потоке;
PK - мольный расход паров с верха колонны.
Мольный поток компонентов с верха колонны, PKompi, кмоль/ч, по
формуле 4.27, данные представлены в таблице 4.7:
PKompi
X1iFL  yiD
[10, c.18]
(4.27)
Таблица 4.7 – результаты рассчитанные по вышеперечисленным формулам
Компоненты
Xli, мол.
XFLi,
YPKi,
PKompi,
доли
кмоль/ч
мол. доли
кмоль/ч
Этан
0.00069
0.974859
0.000654
1.045895
Этилен
0.99847
1418.5531
0.998589
1596.054
пропилен
0.00077
1.097225
0.000698
1.114984
Давление верха колонны примем такое же как и в блоке конденсации,
запишем равенство 4.28:
DKV=Pkond
[10, c.20]
(4.28)
где DKV - давление верха колонны;
Pkond – давление в блоке конденсации.
DKV = 24.91 атм.
Давление низа колонны примем на 0.4 атм. Выше, чем наверху,
запишем не равенство 4.29:
DKN=DKV+0.4
[10, c.20]
(4.29)
где DKN – давление в нижней части колонны;
DKV - давление верха колонны.
DKN=25.31 атм.
Расчет доли отгона в блоке конденсации
Запишем уравнение изотермы парожидкостного потока 4.30:
OI ( e) 
3
YPK i
i1
 Pi

1  e
 1
 Pkond


[10, c.21]
(4.30)
где YPKi - мольный поток компонентов с верха колонны;
Pkond – давление в блоке конденсации;
Рi – давление насыщенных паров компонентов.
Решаем это уравнение графическим методом в программе Mathcad
Расчет доли отгона представлен на рисунке 4.1
OI ( e)
1
1
0.9999
0.2
0.3
e
Рисунок 4.1 - Расчет доли
отгона в блоке конденсации
Зададимся приближенным значением доли отгона е = 0.350884
Необходимо ввести соотношение 4.31:
e
root  OI( e)  1  e
[10, c.22]
(4.31)
Найденное значение доли отгона в блоке конденсации е = 0.350884
Определим расчетное значение флегмового числа с помощью формулы
4.32:
1
1
e
R1rab
[10, c.22]
(4.32)
где е – мольная доля отгона в блоке конденсации.
R1rab = 8.090909
Расчетное значение флегмового числа соответствует принятому ранее,
следовательно, расчет верен.
Расчет температуры верха колонны
Температура верха колонны находится методом подбора по уравнению
изотермы парового состояния.
Для решения задачи с помощью Mathcad необходимо найти давление
насыщенных паров компонентов вверху колонны по уравнению 4.19:

exp  A' 1 
P1 ( T )



C' 1  T 
B' 1
[10, c.10]
(4.19)
760
где Рi – давление насыщенных паров компонентов, атм.;
Аi, Bi, Ci – константы Антуана компонентов пирогаза;
Тkond – температура в блоке конденсации, К.
Запишем уравнение изотермы парового состояния в виде уравнения
6.33:
TV( T ) 
y1 DKV
P1 ( T )

y2 DKV
P2 ( T )

y3 DKV
P3 ( T )
[10, c.23]
где DKV - давление верха колонны;
Рi – давление насыщенных паров компонентов, атм.;
yi – мольная доля i-го компонента смеси в паровом потоке.
Данная задача решается графическим методом в программе Mathcad,
представленным на рисунке 4.2
1.5
TV( T)
1
1
0.5
240
250
260
270
T
Рисунок 4.2 - Определение
температуры верха колонны
Зададимся приближенным значением температуры верха Т = 255 К
Необходимо ввести соотношение 4.34:
TV
root ( TV( T)  1  T )
[10, c.24]
(6.34)
Найденное значение температуры верха Т = 255 К
Расчет температуры низа колонны
Температура низа колонны находится методом подбора по уравнению
изотермы жидкого состояния 4.35:
TN ( T ) 
P1 ( T ) x1
DKN

P2 ( T ) x2
DKN

P3 ( T ) x3
DKN
где DKN - давление низа колонны;
Рi – давление насыщенных паров компонентов, атм.;
xi – мольная доля i-го компонента смеси в жидком потоке.
Данная задача решается графическим методом в программе Mathcad,
представленным на рисунке 4.3
1.5
TN ( T)
1
1
0.5
260
270
280
290
T
Рисунок 4.3 - Определение
температуры низа колонны
Зададимся приближенным значением температуры верха Т = 276.2 К
Необходимо ввести соотношение 4.36:
root ( TN( T )  1  T )
TN
[10, c.24]
(6.36)
Найденное значение температуры верха Т = 276.2 К
Расчет доли отгона в точке ввода сырья
Давление
в
месте
ввода
сырья,
DKF,
определим
как
среднеарифметическое между давлением верха и низа колонны 6.37:
DKF
DKV  DKN
2
[10, c.25]
(4.37)
где DKV - давление на верху колонны, атм.
DKN - давление в низу колонны, атм.
DKF
= 25.11 атм.
Питание поступает в колонну при температуре Т = 265.5 К
Найдем давление насыщенных паров компонентов при данных
условиях по формуле 4.19:
 18.997168 
P   31.744404 


4.561054


Определяем долю отгона в месте ввода сырья методом подбора, по
уравнению изотермы парожидкостного потока 4.38:
OI ( e) 
3
ci
i1
 Pi

1  e 
 1
 DKF


[10, c.26]
(4.38)
где с - мольный состав питания, мол. доли;
P i - давление насыщенных паров, атм.;
DKF - давление в колонне в месте ввода сырья, атм.
Решаем это уравнение графическим методом в программе Mathcad,
представленным на рисунке 4.4
OI ( e)
1
1
0.9
0.1
0.2
e
Рисунок 4.4 - Определение доли
отгона в точке ввода сырья
Зададимся приближенным значением доли отгона е = 0
Находим долю отгона по соотношению 4.31:
Найденное значение доли отгона в блоке конденсации е = 0
Состав жидкой фазы на тарелке питания, XFi, мол. доли найдем по
формуле 4.39, данные по которому приведены в таблице 4.8:
XFi
ci
 Pi

1  e 
 1
 DKF

[10, c.28]
(4.39)
где с - мольный состав питания, мол. доли;
P i - давление насыщенных паров, атм.;
DKF - давление в колонне в месте ввода сырья, атм.;
е - мольная доля отгона в месте ввода сырья.
Состав паровой фазы на тарелке питания, YFi, мол. доли найдем по
формуле 4.40, данные по которому приведены в таблице 4.8:
YFi
Pi
DKF
XFi
[10, c.29]
(4.40)
где - P i - давление насыщенных паров, атм.;
DKF - давление в колонне в месте ввода сырья, атм.;
XFi -состав жидкой фазы на тарелке питания, мол. доли.
Таблица 4.8– Составы паровой и жидкой фазы на тарелке питания
Компоненты
XFi, мол. доли
YFi, мол. доли
1
2
3
Этан
0.2081
0.15744
Этилен
0.7858
0.993419
Пропилен
0.0061
0.001108
Расчет числа тарелок в колонне
Расчет коэффициентов относительной летучести компонентов по
отношению к тяжелому ключевому компоненту, по формуле 4.41:
Ai 
Pi
P3
[10, c.30]
где P i - давление насыщенных паров i-го компонента, атм.
(4.41)
Р3 - давление насыщенных паров тяжелого ключевого компонента,
атм.
 4.165083 
A   6.959884 


1


Минимальное число тарелок в укрепляющей секции найдем по
формуле 4.42:
 y1 c2 

y

c
2
1


Nmin1 
 A1 
log 
 A2 
log
[10, c.31]
(4.42)
где у1 - концентрация ЛКК в верхнем продукте;
у2 - концентрация ТКК в верхнем продукте;
с1 – концентрация ЛКК;
с2 – концентрация ТКК;
А1 - коэффициент относительной летучести ЛКК;
А2 - коэффициент относительной летучести ТКК.
Nmin1  12.650032
Минимальное число тарелок в отгонной секции найдем по формуле
4.43:
 x2 c1 

 x1 c2 
Nmin2 
 A1 
log 
 A2 
log
[10, c.31]
(4.43)
где х3 - концентрация легкого ключевого компонента в кубе;
х7 - концентрация тяжелого ключевого компонента в кубе.
Nmin2  7.081209
Общее
минимальное
число
тарелок
в
колонне
равна
сумме
минимального числа тарелок в верхней и нижней частях колонны 4.44:
Nmin
Nmin1  Nmin2
[10, c.32]
(4.44)
где Nmin2 - минимальное число тарелок в нижней части колонны;
Nmin1 - минимальное число тарелок в верхней части колонны.
Nmin  19.731241
Расчет минимального и оптимального (рабочего) флегмового числа по
методу Андервуда.
Для расчета минимального флегмового числа необходимо методом
подбора определить параметр , для которого выполняется условие:

( 1.01  1.11  9)
Параметр  является корнем уравнения 4.45:
F  

i
ci 

 Ai

A


i


[10, c.33]
где Аi - коэффициент относительной летучести i-го компонента;
c - мольный состав сырья, молю доли;
- параметр.
Определение параметра представлена на рисунке 4.5
F 
e
0.1
0
4.5
4.55

(4.45)
Рисунок 4.4 - Определение параметра 
Зададимся приближенным значением параметра = 4.548
Находим долю отгона по соотношению 4.46:

root  F    e  
[10, c.34]
(4.46)
Найденное значение параметра равно = 4.548
Найденное значение параметра  составляет 4.548, путем подстановки
которого в выражение 4.47 вычисляется значение минимального флегмового
числа
 3
  yi 


Rmin 
Ai   

i  1


[10, c.35]
(4.47)
где Аi - коэффициент относительной летучести i-го компонента;
у - мольный состав дистиллята, мол. доли;
- параметр.
Rmin = 5.688628
Вычисление оптимального (рабочего) флегмового числа, R, ведем по
формуле 4.48:
R
1.35 Rmin  0.35
[10, c.35]
(4.48)
где Rmin - минимальное флегмовое число.
R = 8.029648
Вычисление минимального и оптимального парового числа
Вычисление минимального парового числа, Smin, производим по
формуле 4.49:
3

Smin 
i1
Aixi
[10, c.36]
Ai  
(4.49)
где Аi - коэффициент относительной летучести i-го компонента;
х - мольный состав кубового продукта, мол. доли;
- параметр.
Smin  1.517503
Мольный расход сырья равен F = 231.1 кмоль/ч
Мольный расход верхнего продукта равен Dg = 177.668 кмоль/ч
Мольный расход кубового остатка равен W = 54.431 кмоль/ч
Вычисление рабочего парового числа, Srab, ведем по формуле 4.50:
R
Srab
Dg
W
 ( 1  e) 
F
F
W
F
[10, c.36]
(4.50)
где R - рабочее флегмовое число;
Dg - мольный расход верхнего продукта, кмол./ ч;
F - мольный расход сырья, кмоль/ч;
W - мольный расход кубового остатка, кмоль/ч;
е - мольная доля отгона в месте ввода сырья.
Srab  29.455284
Определение необходимого числа тарелок
Оптимальное
число
тарелок
в
укрепляющей
части
колонны
определяется по формуле 4.51:
Nopt1
1.7 Nmin1  0.7
[10, c.37]
(4.51)
где Nmin1 -минимальное число тарелок в укрепляющей части колонны
Nopt1  22.205055
Оптимальное число тарелок в отгонной части колонны определяется по
формуле 4.51:
Nopt2
1.7 Nmin2  0.7
[10, c.37]
(4.51)
где Nmin2 - минимальное число тарелок в отгонной части колонны
Nopt2  12.738056
Общее число тарелок в колонне, как сумма числа тарелок в отгонной и
укрепляющей частях 4.52:
N
Nopt1  Nopt2
[10, c.38]
(4.52)
где Nopt1 - минимальное число тарелок в укрепляющей части;
Nopt2- минимальное число тарелок в отгонной части.
N  34.94311
С учетом КПД тарелок ɳ=0.5:
Получим действительное число тарелок 4.53:
Nreal
N

[10, c.38]
(4.53)
где - N - общее число тарелок в колонне;
 - КПД тарелок.
Nreal  69.886221
Принимаем число тарелок N = 70
Расчет диаметра колонны
Далее последовательно определим все коэффициенты, необходимые
для расчета диаметра, соответственно для верхнего и нижнего сечения
колонны.
Мольный расход паров с верха колонны, кмоль/ч, найдем по формуле
4.25:
V1mol = 1598.31 кмоль/ч
Мольный расход паров с верха колонны, кмоль/ч, найдем по формуле
4.54:
V2mol = W * Srab
[10, c.40]
где W - количество кубового остатка, кмоль/ч;
(4.54)
Srab - рабочее паровое число.
V2mol = 1603.28 кмоль/ч
Плотность компонентов кг/м3 ρ1, ρ2 представлены в матричном виде:
 115.12 
1   121.41 


 651 
 60.732 
2   63.065 


 530 
Плотность жидкой фазы в верхней части колоны, V, найдем по
формуле 4.55:
3
V 
 YPKi1i
[10, c.41]
(4.55)
i1
где YPK i - мольный состав компонентов с верха колонны, мол. доли;
ρ1 - плотность компонентов.
V  121.768124 кг/м3
Плотность жидкой фазы в нижней части колоны, N, найдем по
формуле 4.56:
3
N 
 xi2i
i1
[10, c.41]
где xi – мольный состав компонентов с низу колонны, мол. доли.
N  73.038812 кг/м3
(4.56)
Средняя молекулярная масса паровой фазы в верхней части колонны,
MMV, 4.57 ,кг/кмоль:
3
MMV 

MiYPK i
[10, c.42]
(4.57)
i1
где YPK i - мольный состав компонентов с верха колонны, мол. доли;
М - молярная масса, кг/кмоль.
MMV  28.009414 кг/кмоль
Плотность паров в верхней части колонны, gV, 6.58 , кг/м3:
gV
MMV273 DKV
22.4 TV1.013
[10, c.43]
(4.58)
где MMV - средняя молекулярная масса паровой фазы в верхней части
колонны, кг/кмоль;
DKV - давление в верхней части колонны, атм;
TV - температура в верхней части колонны, К.
gV  32.919065 кг/м3
Средняя молекулярная масса паровой фазы в нижней части колонны,
MMN, 4.59 ,кг/кмоль:
3
MMN 

Mixi
[10, c.42]
i1
где xi - мольный состав компонентов с низу колонны, мол. доли;
М - молярная масса, кг/кмоль.
MMN  30.1302 кг/кмоль
Плотность паров в нижней части колонны, gN, 4.58, кг/м3:
(4.59)
gN
MMN 273 DKN
22.4 TN 1.013
[10, c.43]
(4.58)
где MMN - средняя молекулярная масса паровой фазы в нижней части
колонны, кг/кмоль;
DKN - давление в нижней части колонны, атм.;
TN - температура в нижней части колонны, К.
gN  33.218487 кг/м3
Коэффициенты сжимаемости паров верхнего и нижнего потока, на
основе справочных данных Z1=1, Z2=1:
Секундный объем паров в верхней части колонны, V1sek, 4.60, м3/с:
V1sek
22.4 V1mol TVZ1
3600 273 DKV
[10, c.44]
(4.60)
где V1mol - количество паров проходящее через верхнее сечение
колонны, кмоль/ч;
Z1 - коэффициент сжимаемости паров верхнего потока;
TV - температура в верхней части колонны, К;
DKV - давление в верхней части колонны, атм.
V1sek  0.372911 м3/с
Секундный объем паров в нижней части колонны 4.61, м3/с:
V2sek
22.4 V2mol TN Z2
3600 273 DKN
[10, c.44]
где V2mol - количество паров проходящее через нижнее сечение
колонны, кмоль/ч;
Z2 - коэффициент сжимаемости паров нижнего потока;
(4.61)
TN - температура в нижней части колонны, К;
DKN - давление в нижней части колонны, атм.
V2sek  0.398767 м3/с
Введем коэффициент, зависящий от числа тарелок, принимается для
расстояния между тарелками 0,6 м равным К1=600:
Допустимая скорость паров в верхней части колонны, ULV по формуле
4.62, м/с:
ULV
0.305
V  gV
Kl 
3600
gV
[10, c.46]
(4.62)
где Kl - коэффициент, зависящий от числа тарелок;
V - плотность жидкой фазы в верхней части колонны, кг/м3;
gV- плотность паров в верхней части колонны, кг/м3.
ULV = 1.85512 м/с
Диаметр верхней части колонны, DkV, определим по формуле 4.63, м:
DkV
V1sek
0.785 ULV
[10, c.47]
(4.63)
где V1sek - секундный объем паров в верхней части колонны, м3/с;
ULV - допустимая скорость паров в верхней части колонны, м/с.
DkV  1.602441 м
Принимаем диаметр верхней части колонны DkV = 1600 мм.
Допустимая скорость пара в нижней части колонны 4.64, м/с
ULN
0.305
N  gN
Kl 
3600
gN
[10, c.46]
где Kl - коэффициент, зависящий от числа тарелок;
(4.62)
N - плотность жидкой фазы в нижней части колонны, кг/м3;
gN - плотность паров в нижней части колонны, кг/м3.
ULN = 0.195 м/с
Диаметр нижней части колонны по формуле 4.63, м
DkN
V2sek
0.785 ULN
[10, c.47]
(4.63)
где V2sek - секундный объем паров в нижней части колонны, м3/с;
ULN - допустимая скорость паров в нижней части колонны, м/с.
DkN  1.614016 м
Принимаем диаметр нижней части колонны DkN = 1600 мм.
Расчёт высоты ректификационной колонны
Число тарелок в верхней (укрепляющей) части колонны NU = 44:
Число тарелок в нижней (отгонной) части колонны NO = 26:
Расстояние между тарелками – a = 400 мм:
Высота крышки h1, мм, можно определить по формуле 4.64:
h1  0.5 DkV
[10, c.48]
(4.64)
где - DkV - диаметр верхней части колонны, мм.
h1  800 мм
Расстояние от верхней тарелки до сварного шва h2, мм, по формуле
4.65:
h2  3a
h2  1200 мм
[10, c.48]
(4.65)
Высота
укрепляющей
и
отгонной
части
колонны
h3
и
h5
соответственно в мм, по формуле 4.66:
h3
( NU  1) a
[10, c.48]
(4.66)
[10, c.48]
(4.66)
h3  17200 мм
h5
( NO  1)a
h5  10000 мм
Высоту места ввода сырья h4, примем равной 1000 мм:
Расстояние от нижней тарелки до зеркала жидкости в кубе колонны h6,
примем 1500 мм:
Высота кубовой части h7, примем 1000 мм:
Высота днища h8, мм, по формуле 4.67:
h8
0.5 DkN
[10, c.48]
(4.67)
где DkN - диаметр нижней части колонны, мм.
h8  800 мм
Общая высота колонны H, мм, как сумма 4.68:
8
H

hi
i1
H  33500 мм
[10, c.48]
(4.68)
Расчет теплового баланса колонны
Q5
Q1
Q3
Q6
Q2
Q4
Q1 - тепло, поступающее с питанием
Q2 - тепло, поступающее с греющим пропиленом
Q3 - тепло, поступающее с флегмой
Q4 - тепло, уходящее с кубовой жидкостью
Q5 - тепло, уходящее с парами этилена
Q6 - тепло из окружающей среды
Рисунок 4.5 - Схема тепловых потоков
Исходные данные для расчета:
- питание заходит в колонну в виде жидкости;
- теплоносителем в кипятильнике является пропилен с температурой
276К;
- тепло, заходящее в колонну равно количеству тепла, поступающего с
теплоносителем в кипятильник.
Теплоемкости углеводородов, кДж/кг*К , приведены в виде матрицы:
 2.395 
C1   1.69 


2.026


Переводим молярные доли потоков колонны в массовые доли с
помощью формул 4.69 - 4.73:
ci Mi
cmi 
3
[10, c.50]
(4.69)
 ciMi

i1
YPKmi 
YPK iMi
3
(5.68)
YPK iMi

[10, c.50]
[10, c.48]
(4.70)
(5.68)
i1
X1mi 
X1i Mi
3

 X1iMi
[10, c.50]
(4.71)
i1
xmi 
xi Mi
3

 xiMi
[10, c.50]
(4.72)
i1
Массовые доли потоков приведены в таблице 4.9
Таблица 4.9 – Массовые доли потоков колонны К-21
Компоненты
Сырье сmi,
Верх
Флегма Xli,
масс. доли колонны
масс. доли
YPKi,
масс. доли
Этан
0.21904
0.000701
0.000735
Этилен
0.771971
0.998253
0.998107
Пропилен
0.008989
0.001046
0.001158
Массовый расход сырья, F в кг/ч, по формуле 4.73:
Куб. остаток
Xmi,
масс. доли
0.882072
0.081964
0.035964
3
Fm  F 
ciMi

[10, c.52]
(4.73)
i1
где сi - мольная доля компонента в сырья, мол. доля;
Мi - молярная масса компонента, кг/кмоль;
F - мольный расход сырья , кмоль/ч.
Fm  6586.71976 кг/ч
Массовый расход паров с верха колонны, PKm в кг/ч, по формуле 4.74:
3
PKm  PK 
YPK iMi

[10, c.52]
(4.74)
i1
где YPK i - состав паров с верха колонны, мол. доля;
Мi - молярная масса компонента, кг/кмоль;
PK - мольный расход паров с верха колонны, кмоль/ч.
PKm  44767.726584 кг/ч
Массовый расход флегмы, FLm кг/ч, 4.75:
3
FLm  FL 

X1iMi
[10, c.52]
i1
где - X1i - состав флегмы, мол. доли;
Мi - молярная масса компонента, кг/кмоль;
FL - мольный расход флегмы, кмоль/ч.
FLm  39794.815886 кг/ч
Массовый расход кубового остатка Wm, кг/ч, 4.76:
(4.75)
3
Wm  W 

xiMi
[10, c.52]
(4.76)
i1
где - xi - состав кубового остатка, мол. доли;
Мi - молярная масса компонента, кг/кмоль;
W - мольный расход кубового остатка, кмоль/ч.
Wm  1640.016916 кг/ч
Средние удельные теплоёмкости потоков, кДж/кг*К, найдем по
формулам 4.77 – 4.80:
3
Cf 
C1icmi

[10, c.53]
(4.77)
i1
Cf  1.847444 кДж/кг*К
3
Cy 
C1iYPKmi

[10, c.53]
(4.78)
i1
Cy  1.690846 кДж/кг*К
3
Cw 

C1ixmi
[10, c.53]
(4.79)
i1
Cw  2.323945 кДж/кг*К
3
CFL 

C1iX1mi
[10, c.53]
(4.80)
i1
CFL  1.690907 кДж/кг*К
Средняя удельная теплота парообразования питания и дистиллята
находится исходя из аддитвивности теплот парообразования компонентов,
составляющих смесь, кДж/кг:
 486 
R'   482 


440


Средняя удельная теплота парообразования сырья. по формуле
аддитивности 4.81:
3
r1 
R'icmi

[10, c.54]
(4.81)
i1
где R' i - теплота парообразования соответствующего компонента;
cmi - состав сырья, масс. доли.
r1  482.498625 кДж/кг
Средняя удельная
колонны, r, кДж/кг 4.82:
3
r 

теплота
парообразования
R'iYPKmi
верхнего
[10, c.54]
продукта
(4.82)
i1
где R' i - теплота парообразования соответствующегокомпонента;
YPKmi - состав верхнего продукта, масс. доли.
r  481.958869 кДж/кг
Мольная доля отгона в точке ввода сырья е = 0
Температура в месте ввода сырья Т=265.5 К
Массовая доля отгона в месте ввода сырья, em, находится по формуле
4.83
3

em  e 
YFiMi
i1
3

i1
[10, c.56]
ciMi
(4.83)
где сi - мольная доля компонента в сырья, мол. доли;
Мi - молярная масса компонента, кг/кмоль;
е - мольная доля отгона в точке ввода сырья;
YFi - состав паровой фазы на тарелке питания.
em = 0
Таким
образом,
можем
определить
теплоты
приходящие
с
соответствующими потоками.
Теплота, приходящая с сырьем, кДж/ч, по формуле 4.84:
Qf
FmCf T  F emr1
[10, c.57]
(4.84)
где Fm - массовый расход сырья, кг/ч;
Cf - средняя удельная теплоемкость сырья, кДж/кг*К;
em - массовая доля отгона в точке ввода сырья;
Т - температура в месте ввода сырья, К;
F - мольный расход сырья, моль/ч;
r1 - средняя удельная теплота парообразования сырья, кДж/кг.
Qf  3230761.738 кДж/ч
Теплота, уходящая с кубовым остатком, кДж/ч, по формуле 4.85:
Qw
WmCwTN
[10, c.57]
(4.85)
где Wm - массовый расход кубового остатка, кг/ч;
Cw - средняя удельная теплоемкость кубового остатка, кДж/кг*К;
TN - температура в низу колонны, К.
Qw  1052673.218 кДж/ч
Теплота, уходящая с парами с верха колонны, кДж/ч, по формуле 4.86:
Qy
PKm( r  Cy TV)
[10, c.57]
где PKm - массовый расход паров с верха колонны, кг/ч;
(4.86)
Cy - средняя удельная теплоемкость паров с верха колонны,
кДж/кг*К,
TV - температура на верху колонны, К;
r - средняя удельная теплота парообразования верхнего
продукта, кДж/кг.
Qy  40878297.453 кДж/ч
Теплота, приходящая с флегмой, кДж/ч, по формуле 4.87:
Qr
FLmCFL TV
[10, c.57]
(4.87)
где FLm - массовый расход флегмы, кг/ч;
CFL - средняя удельная теплоемкость флегмы, кДж/кг*К;
TV - температура верха колонны, К.
Qr  38040264 кДж/ч
Тепловая нагрузка на кипятильник, кДж/ч, 4.88:
Q2
Qy  Qw  ( Qr  Qf )
[10, c.58]
(4.88)
Q2  659944.933 кДж/ч
Энтальпия пропилена подаваемого в кипятильник Энт=362.2 кДж/кг.
Количество пропилена-теплоагента подаваемого в кипятильник, кг/ч,
4.89:
G1
Q2
Энт
[10, c.59]
(4.89)
где Q2 -количество тепла которое необходимо подвести в кипятильник;
Энт - энтальпия пропилена, кДж/кг.
G1  1822.046 кг/ч
Средняя удельная теплота парообразования кубового остатка R2,
кДж/кг, 4.90:
3
R2 

R'ixmi
i1
[10, c.54]
(4.90)
где R' i - теплота парообразования, кДж/ч;
xmi - состав кубового продукта, масс доли.
R2  484.018 кДж/ч
Количество кубового остатка подаваемого в кипятильник, кг/ч, по
формуле 4.91:
Q2
G2
[10, c.59]
(4.91)
R2
где Q2 - количество тепла которое необходимо подвести в кипятильник
R2 - средняя удельная теплота парообразования кубового остатка.
G2  1363.472 кг/ч