第31卷第3期2002年3月辽 宁 化 工Liaoning Chemical Industry V ol. 31,N o. 3March ,2002
化工设备
精馏塔裙座高度的确定
王利卿, , (, )
摘 要:, 并推导了计算公式, , 。关 ; : T Q 050. 2 文献标识码: A 文章编号: 10040935(2002) 0312703
1 前 言
在精馏装置的工艺设计中, 为了给精馏过程
提供所需的热量(热源) , 需要把塔底的再沸器产生的蒸汽送回精馏塔内, 按其输送的方式, 可分为热虹吸式循环(自然循环) 和强制循环(机械循环) 两种。其中依靠流体的密度差的热虹吸式循环方式在设计中应用的最为广泛, 他不仅能够省去循环泵, 降低设备投资, 而且具有再沸器传热系数大, 加热段滞留时间短, 结构紧凑等特点。但此时, 如果塔底裙座高度设计不正确, 会使精馏操作不能正常进行。为此, 在精馏装置的设计中, 裙座高度的计算就显得十分重要。本文根据流体力学知识, 运用Bernoulli 方程式, 推导出精馏塔塔底裙座高度的计算公式, 为工程设计提供了一个可靠的理论依据, 可供广大化工工艺和化工设备设计者参考。
且:uA ≈0,u B =u 1(AB 段管内流体流速) ;
-3
ρ ; L -塔底液体的密度, 单位kgm
Σh f1-AB 段管内摩擦阻力, 单位Pa
图1 精馏塔塔底工艺流程示意简图
将上述已知条件代入式(1) 中有:
g (H 1+H x +H y ) +
u 2P =++Σh f1ρ2ρL L P 2 裙座高度Hx 的推导
设再沸器与塔设备高度差(塔设备底封头到
再沸器塔顶部的距离) 为Hx , 如图1所示。
在塔底液面A 与再沸器入口处截面B (其内侧) 间列Bernoulli 方程式
gZ A +
[1]
整理后又有:
P A -P B =ρh f1+L [Σ
2-g (H 1+H x +H y ) ]2
(2)
同理, 在以D 截面为基准面、在C D 截面间(均为管外侧
) 间列Bernoulli 方程式, 有:
+g (H 1+H x +H y ) =+Σh f2ρρg L g L
, 基准面为B 面, 有:
(
1)
2
2+=gZ B +++Σh f1ρ22ρL L
式中:P C ,P D -分别为C ,D 截面处流体的压强, 单位Pa ; 且:P D =P A ;
式中:Z A ,Z B -分别为A ,B 截面对基准面的高度, 单位m ; P A ,P B -分别为A ,B 截面处流体的压强, 单位Pa ; u A ,u B -分别为A ,B 截面处流体的流速, 单位ms -1
收稿日期: 2001212211
作者简介: 王利卿(1959-) , 男, 讲师。
辽 宁 化 工 2002年3月128
-3
ρ ; g L -为CD 管路内流体的密度, 单位kgm
λ式中:λ1、2-分别为AB 段管路和CD 段管路间的摩擦系数;
l 1、l 2-分别为AB 段管路和CD 段管路当量长度与实
(3)
Σh f2-CD 段管内摩擦阻力, 单位Pa
整理有:
P C -P A =ρh f2-g (H 1+H g +H y ) ]g L [Σ
际长度之和, 单位m ;
d 1、d 2-分别为AB 段管路和CD 段管路内直径, 单位
m ;
(2) 式+(3) 式有:
u 2
P C -P B =ρh f1+-g (H 1+H x +H y ) ]+ρh f2-g (H 1+L [Σg L [Σ2H g +H y ) ]
(4)
u 1、u 2-分别为AB 段管路和CD 段管路内流体的流速, 单位ms -1
而:Σh f1=
λd 1
2
2
(5)
将式(5和式(6) 代入式(4) :
Σh f1=
λl u 2d 2
2
=ρL [
6l u 2λl (+) -H 1+H x +H y ) ]+ρ[-g (H 1+H g +H y ) ]g L 212d 2
ρg L [
u 2λl -g (H 1+H g +H x ) ]2d 2
(7) (9)
在截面BC 方程式:
gZ B +
22
+
ρL
=gZ c +
22
+
+Σh fBC
ρL
已知: Z B =0,Z C =H y ,u B =u C
P B -故有:
P C =ρh fBC +gH y ]L [Σ
(8)
而AB 管路直管段总长与局部当量长度之
和, 即:
l 1=Σl e +(H x +h 1) +l A ′B
式中:Σh fBC =(△P 1+△P 2) ・Fi ・Ns ・Np [1];
△P 1、△P 2-分别为直管和弯管中因为摩擦而引起的压强降, 单位Pa ;
且:△P 1=λ
2
ρu
2
ρ3u 2
式中:h 1-下封头曲面高度, 单位m ;
l e -AB 段管路局部当量长度之和, 单位m ; l A ′B -由A 到B 之管路直管长度之和, 单位m α=Σ令: l e -h 1+l A ′B 则应有: l 1=α+H x
(10)
dH 2
、△P 2=
其中:dH -为再沸器换热管直径, 单位m ; L -再沸器管束高度, 单位m ;
u -流体在换热管内的流速, 单位ms -1; Fi -为结构校正系数, 无因次; Np -管层数; Ns -串联壳层数
同理:CD 段直管路总长与局部当量长度总和为:
l 2=Σl e +H x +l D ′D
其中:l D ′到D 之管路直管长度之和, 单位m D -由D ′令: b =Σl e +l D ′D 则有: l 2=b +H x
(11)
由式(7) 和式(8) 得到:
ρL [
λl u 2(1+) -g (H 1+H x ) +Σh fBC ]=2d 1
将式(10) 和式(11) 代入式(9) 中有:
αλd ) u 21-2
ρλb u ρΣh fBC -ρ2g -ρL H 1+ρgl H 1+ρgl H g ) -2L L (1+
H x =
(
22
ρλλu ρu d (12)
d 1
+
d 2
) -2(ρL +ρg L ) g
依流体连续性方程有:
πππ222
L u 1d 1=g L u 2d 2=L nud i =Q
4
4
4
所以有: u 1=2
πρL d 1u 2=u =
2
πρg L d
2(13) (14) (15)
裙座高度:
H =H x +H y +H 2-h
(16)
其中:h -裙座顶部到下封头切线的距离, 单位m ; H y -为再沸器的高度, 单位m
如果裙座与塔体连接是对接焊、下封头是椭
圆形封头, 则有:
h =(
D +t 1) 4
(1D +t 1-t 2) 2(+t 1) 22
2
πρL nd i
其中:d i -换热管内直径, 单位m ; n -换热管根数, 单位个;
Q -由塔底进入再沸器液体量, 单位kgs -1
其中:D i -封头内径, 单位mm ; (下转第132页)
辽 宁 化 工 2002年3月132
表1 氯化反应显微监测实验结果表
编号
实验
日期
5. 215. 225. 235. 23
记录项目通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%
开始通氯
11:507:309:5020:10
所观测现象与通氯时间
出 现出现正六角形出 现六棱形晶体晶 体针状晶体
12:5533. 38:3022. 310:4017. 421:2028
13:3047. 49:2542. 612:0044. 8:151
14:207910:4070. 413:3075. 923:4084
全部为针状晶成品有效氯含量Π%
体、停止通氯
15:0010012:0010014:4010061. 3860. 8162. 0061. 56
1234
出现六棱形晶体5080, 状晶体点。, 以免通氯过量, 使产物分解。显微镜下, 当看到的全是硕大针状晶体且六角形晶体全部消失时, 反应即到终点。
(2) 显微监测可以有效监控氯化反应进程, 并准确确定反应终点。产品有效氯含量可以达到
参考文献
[1] E. 席勒等著. 陆美华译. 石灰[M].北京:中国建筑出版
社,1981
[2] 汪小兰, 田荷珍, 耿承延. 基础化学[M].北京:高等教
育出版社,1995
[3] 王凯. 漂粉精生产中对石灰石质量的要求的探讨[J].
内蒙古化工,1987, (2) :21-22
Microobservation Method in Chlorination R eaction
WANG K e 2cheng
(Department of Chemistry , T angshan 063000, China )
Abstract :Microobservation method can effectively m onitor the chlorination reaction process in production of bleaching powder concen 2
trate and accurately determine the reaction endpoint. Both the yield and quality of the product are obviously elevated. K ey w ords :Microobservation ; Chlorination reaction ; Production of bleaching powder concentrate
(上接第128页)
t 1-封头厚度, 单位mm ; t 2-裙座厚度, 单位mm
量下无法保证正常循环; 过大, 使塔设备高度增加
而造成成本增加。因此, 应对塔器裙座的高度作精确的计算, 由计算公式(16) 可以看出, 影响裙座高度的因素主要为流体的阻力, 因此, 设计时应对管道材料、直径、布置走向、弯头阀门及其他管件作精心的选择和计算。
参考文献
[1] 姚玉英. 化工原理(上) [M]. 天津:天津科学技术出版
由式(12) 和式(16) 可见, 在影响裙座高度H
的众多参数中, 管路直径d 1、d 2是主要因素, 而且管路直径d 1、d 2增大, 裙座高度H 降低; 反之,d 1、d 2减小, 裙座高度增大。
3 结 论
塔底为自然循环的精馏装置塔器裙座高度是维持流体循环的推动力, 高度不足, 在给定的循环
社. 1993
[2] 曲文海. 压力容器与化工设备实用手册[M].北京:化
工出版社. 2000. 3
[3] 湛卢丙. 石油化工设备[J].31-35. 1992. 2
Determination of R ectification Tow er Skit H eight
WANG Li 2qing , Y AN Shao 2feng , QI Jin 2gang
Abstract :Calculation method
of rectification tower skit height in erect hot siphon reboiler and calculation formula were introduced in this
paper. main factors of this formula were analyzed. K ey w ords :T ower skit ; F ormula ; Rectification
第31卷第3期2002年3月辽 宁 化 工Liaoning Chemical Industry V ol. 31,N o. 3March ,2002
化工设备
精馏塔裙座高度的确定
王利卿, , (, )
摘 要:, 并推导了计算公式, , 。关 ; : T Q 050. 2 文献标识码: A 文章编号: 10040935(2002) 0312703
1 前 言
在精馏装置的工艺设计中, 为了给精馏过程
提供所需的热量(热源) , 需要把塔底的再沸器产生的蒸汽送回精馏塔内, 按其输送的方式, 可分为热虹吸式循环(自然循环) 和强制循环(机械循环) 两种。其中依靠流体的密度差的热虹吸式循环方式在设计中应用的最为广泛, 他不仅能够省去循环泵, 降低设备投资, 而且具有再沸器传热系数大, 加热段滞留时间短, 结构紧凑等特点。但此时, 如果塔底裙座高度设计不正确, 会使精馏操作不能正常进行。为此, 在精馏装置的设计中, 裙座高度的计算就显得十分重要。本文根据流体力学知识, 运用Bernoulli 方程式, 推导出精馏塔塔底裙座高度的计算公式, 为工程设计提供了一个可靠的理论依据, 可供广大化工工艺和化工设备设计者参考。
且:uA ≈0,u B =u 1(AB 段管内流体流速) ;
-3
ρ ; L -塔底液体的密度, 单位kgm
Σh f1-AB 段管内摩擦阻力, 单位Pa
图1 精馏塔塔底工艺流程示意简图
将上述已知条件代入式(1) 中有:
g (H 1+H x +H y ) +
u 2P =++Σh f1ρ2ρL L P 2 裙座高度Hx 的推导
设再沸器与塔设备高度差(塔设备底封头到
再沸器塔顶部的距离) 为Hx , 如图1所示。
在塔底液面A 与再沸器入口处截面B (其内侧) 间列Bernoulli 方程式
gZ A +
[1]
整理后又有:
P A -P B =ρh f1+L [Σ
2-g (H 1+H x +H y ) ]2
(2)
同理, 在以D 截面为基准面、在C D 截面间(均为管外侧
) 间列Bernoulli 方程式, 有:
+g (H 1+H x +H y ) =+Σh f2ρρg L g L
, 基准面为B 面, 有:
(
1)
2
2+=gZ B +++Σh f1ρ22ρL L
式中:P C ,P D -分别为C ,D 截面处流体的压强, 单位Pa ; 且:P D =P A ;
式中:Z A ,Z B -分别为A ,B 截面对基准面的高度, 单位m ; P A ,P B -分别为A ,B 截面处流体的压强, 单位Pa ; u A ,u B -分别为A ,B 截面处流体的流速, 单位ms -1
收稿日期: 2001212211
作者简介: 王利卿(1959-) , 男, 讲师。
辽 宁 化 工 2002年3月128
-3
ρ ; g L -为CD 管路内流体的密度, 单位kgm
λ式中:λ1、2-分别为AB 段管路和CD 段管路间的摩擦系数;
l 1、l 2-分别为AB 段管路和CD 段管路当量长度与实
(3)
Σh f2-CD 段管内摩擦阻力, 单位Pa
整理有:
P C -P A =ρh f2-g (H 1+H g +H y ) ]g L [Σ
际长度之和, 单位m ;
d 1、d 2-分别为AB 段管路和CD 段管路内直径, 单位
m ;
(2) 式+(3) 式有:
u 2
P C -P B =ρh f1+-g (H 1+H x +H y ) ]+ρh f2-g (H 1+L [Σg L [Σ2H g +H y ) ]
(4)
u 1、u 2-分别为AB 段管路和CD 段管路内流体的流速, 单位ms -1
而:Σh f1=
λd 1
2
2
(5)
将式(5和式(6) 代入式(4) :
Σh f1=
λl u 2d 2
2
=ρL [
6l u 2λl (+) -H 1+H x +H y ) ]+ρ[-g (H 1+H g +H y ) ]g L 212d 2
ρg L [
u 2λl -g (H 1+H g +H x ) ]2d 2
(7) (9)
在截面BC 方程式:
gZ B +
22
+
ρL
=gZ c +
22
+
+Σh fBC
ρL
已知: Z B =0,Z C =H y ,u B =u C
P B -故有:
P C =ρh fBC +gH y ]L [Σ
(8)
而AB 管路直管段总长与局部当量长度之
和, 即:
l 1=Σl e +(H x +h 1) +l A ′B
式中:Σh fBC =(△P 1+△P 2) ・Fi ・Ns ・Np [1];
△P 1、△P 2-分别为直管和弯管中因为摩擦而引起的压强降, 单位Pa ;
且:△P 1=λ
2
ρu
2
ρ3u 2
式中:h 1-下封头曲面高度, 单位m ;
l e -AB 段管路局部当量长度之和, 单位m ; l A ′B -由A 到B 之管路直管长度之和, 单位m α=Σ令: l e -h 1+l A ′B 则应有: l 1=α+H x
(10)
dH 2
、△P 2=
其中:dH -为再沸器换热管直径, 单位m ; L -再沸器管束高度, 单位m ;
u -流体在换热管内的流速, 单位ms -1; Fi -为结构校正系数, 无因次; Np -管层数; Ns -串联壳层数
同理:CD 段直管路总长与局部当量长度总和为:
l 2=Σl e +H x +l D ′D
其中:l D ′到D 之管路直管长度之和, 单位m D -由D ′令: b =Σl e +l D ′D 则有: l 2=b +H x
(11)
由式(7) 和式(8) 得到:
ρL [
λl u 2(1+) -g (H 1+H x ) +Σh fBC ]=2d 1
将式(10) 和式(11) 代入式(9) 中有:
αλd ) u 21-2
ρλb u ρΣh fBC -ρ2g -ρL H 1+ρgl H 1+ρgl H g ) -2L L (1+
H x =
(
22
ρλλu ρu d (12)
d 1
+
d 2
) -2(ρL +ρg L ) g
依流体连续性方程有:
πππ222
L u 1d 1=g L u 2d 2=L nud i =Q
4
4
4
所以有: u 1=2
πρL d 1u 2=u =
2
πρg L d
2(13) (14) (15)
裙座高度:
H =H x +H y +H 2-h
(16)
其中:h -裙座顶部到下封头切线的距离, 单位m ; H y -为再沸器的高度, 单位m
如果裙座与塔体连接是对接焊、下封头是椭
圆形封头, 则有:
h =(
D +t 1) 4
(1D +t 1-t 2) 2(+t 1) 22
2
πρL nd i
其中:d i -换热管内直径, 单位m ; n -换热管根数, 单位个;
Q -由塔底进入再沸器液体量, 单位kgs -1
其中:D i -封头内径, 单位mm ; (下转第132页)
辽 宁 化 工 2002年3月132
表1 氯化反应显微监测实验结果表
编号
实验
日期
5. 215. 225. 235. 23
记录项目通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%通氯时间通氯量Π%
开始通氯
11:507:309:5020:10
所观测现象与通氯时间
出 现出现正六角形出 现六棱形晶体晶 体针状晶体
12:5533. 38:3022. 310:4017. 421:2028
13:3047. 49:2542. 612:0044. 8:151
14:207910:4070. 413:3075. 923:4084
全部为针状晶成品有效氯含量Π%
体、停止通氯
15:0010012:0010014:4010061. 3860. 8162. 0061. 56
1234
出现六棱形晶体5080, 状晶体点。, 以免通氯过量, 使产物分解。显微镜下, 当看到的全是硕大针状晶体且六角形晶体全部消失时, 反应即到终点。
(2) 显微监测可以有效监控氯化反应进程, 并准确确定反应终点。产品有效氯含量可以达到
参考文献
[1] E. 席勒等著. 陆美华译. 石灰[M].北京:中国建筑出版
社,1981
[2] 汪小兰, 田荷珍, 耿承延. 基础化学[M].北京:高等教
育出版社,1995
[3] 王凯. 漂粉精生产中对石灰石质量的要求的探讨[J].
内蒙古化工,1987, (2) :21-22
Microobservation Method in Chlorination R eaction
WANG K e 2cheng
(Department of Chemistry , T angshan 063000, China )
Abstract :Microobservation method can effectively m onitor the chlorination reaction process in production of bleaching powder concen 2
trate and accurately determine the reaction endpoint. Both the yield and quality of the product are obviously elevated. K ey w ords :Microobservation ; Chlorination reaction ; Production of bleaching powder concentrate
(上接第128页)
t 1-封头厚度, 单位mm ; t 2-裙座厚度, 单位mm
量下无法保证正常循环; 过大, 使塔设备高度增加
而造成成本增加。因此, 应对塔器裙座的高度作精确的计算, 由计算公式(16) 可以看出, 影响裙座高度的因素主要为流体的阻力, 因此, 设计时应对管道材料、直径、布置走向、弯头阀门及其他管件作精心的选择和计算。
参考文献
[1] 姚玉英. 化工原理(上) [M]. 天津:天津科学技术出版
由式(12) 和式(16) 可见, 在影响裙座高度H
的众多参数中, 管路直径d 1、d 2是主要因素, 而且管路直径d 1、d 2增大, 裙座高度H 降低; 反之,d 1、d 2减小, 裙座高度增大。
3 结 论
塔底为自然循环的精馏装置塔器裙座高度是维持流体循环的推动力, 高度不足, 在给定的循环
社. 1993
[2] 曲文海. 压力容器与化工设备实用手册[M].北京:化
工出版社. 2000. 3
[3] 湛卢丙. 石油化工设备[J].31-35. 1992. 2
Determination of R ectification Tow er Skit H eight
WANG Li 2qing , Y AN Shao 2feng , QI Jin 2gang
Abstract :Calculation method
of rectification tower skit height in erect hot siphon reboiler and calculation formula were introduced in this
paper. main factors of this formula were analyzed. K ey w ords :T ower skit ; F ormula ; Rectification