分离乙醇和水的混合物课程设计

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目录

第一章 概述……………………………………………………………………… 3 1.1 塔设备的类型……………………………………………………………………3 1.2 板式塔与填料塔的比较及选型…………………………………………………3

1.2.1 板式塔与填料塔的比较及选型…………………………………………3

1.2.2 塔设备的选型……………………………………………………………4

第二章 设计任务……………………………………………………………………5

2.1 设计摘要………………………………………………………………… 5 2.2 设计任务及条件………………………………………………………… 6 2.3 设计任务书……………………………………………………………… 6 第三章 设计方案简介………………………………………………………………8

3.1 设计方案的确定……………………………………………………………… 8

3.1.1 装置流程的确定……………………………………………………… 8 3.1.2 操作压力的选择……………………………………………………… 8 3.1.3 进料状况的选择……………………………………………………… 9 3.1.4 加热方式的选择……………………………………………………… 9 3.1.5 回流比的选择………………………………………………………… 9 3.2 塔板的类型与选择…………………………………………………………… 9

3.2.1 塔板的类型…………………………………………………………… 9 3.2.2 塔板的选择……………………………………………………………11 第四章 浮阀塔精馏工艺设计…………………………………………………… 11

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4.1 工艺计算………………………………………………………………………11

4.1.1 全塔物料衡算…………………………………………………………11

4.1.2 Rmin的确定…………………………………………………………… 12

4.1.3 塔板数的确定 ……………………………………………………… 14 4.2 精馏塔的工艺条件及有关物性数据的计算…………………………………19

4.2.1 操作压力………………………………………………………………19 4.2.2 操作温度………………………………………………………………19 4.2.3 平均摩尔质量…………………………………………………………20 4.2.4 平均密度………………………………………………………………21 4.2.5 液体平均表面张力计算………………………………………………22 4.3 精馏塔的塔体工艺尺寸计算…………………………………………………24

4.3.1 塔径的计算……………………………………………………………24 4.3.2 精馏塔有效高度的计算………………………………………………27 4.3.3 塔高的计算……………………………………………………………27 4.4 塔板主要工艺尺寸的计算……………………………………………………28

4.4.1 溢流装置计算…………………………………………………………28 4.4.2 塔板布置及浮阀数目与排列…………………………………………31 4.5 塔板流体力学验算……………………………………………………………33

4.5.1 气相通过浮阀塔板的压降……………………………………………33 4.5.2 淹塔……………………………………………………………………34 4.5.3 雾沫夹带………………………………………………………………35 4.6 塔板负荷性能图………………………………………………………………37

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4.6.1 雾沫夹带线……………………………………………………………37 4.6.2 液泛线…………………………………………………………………38 4.6.3 液相负荷上限线………………………………………………………39 4.6.4 漏液线…………………………………………………………………39 4.6.5 液相负荷下限线………………………………………………………40 工艺设计计算结果与主要符号说明……………………………………………… 44

主要参考文献……………………………………………………………………… 46

课程设计心得……………………………………………………………………… 46

第一章 概述

1.1 塔设备的类型

塔设备是化工、石油化工、生物化工、制药等生产过程中广泛采用的传质设备。根据塔内气液接触构件的结构形式，可分为板式塔和填料塔两大类。

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板式塔内设置一定数量的塔板，气体以鼓泡或喷射形式穿过板上的液层，进行传质与传热。在正常操作下，气相为分散相，液相为连续相，气相组成呈阶梯变化，属逐级接触逆流操作过程。

填料塔内装有一定高度的填料层，液体自塔顶沿填料表面下流，气体逆流向上（有时也采用并流向下）流动，气液两相密切接触进行传质与传热。在正常操作状况下，气相为连续相，液相为分散相，气相组成呈连续变化，属微分接触逆流操作过程。

1.2 板式塔与填料塔的比较及选型 1.2.1 板式塔与填料塔的比较

工业上评价塔设备的性能指标主要有以下几个方面：生产能力；分离效率；塔压降；操作弹性；结构、制造及造价等。现就板式塔与填料塔的性能比较如下：

（1） 生产能力

板式塔与填料塔的液体流动和传质机理不同。板式塔的传质是通过上升气体穿过板上的液层来实现的，塔板的开孔率一般占塔截面积的7%~10%；而填料塔的传质是通过上升气体和靠重力沿填料表面下降的液体接触实现。填料塔内件的开孔率通常在50%以上，而填料层的空隙率则超过90%，一般液泛点较高，故单位塔截面积上填料塔的生产能力一般均高于板式塔。

（2） 分离效率

一般情况下，填料塔具有较高的分离效率。工业上常用填料塔每米理论级为2~8级。而常用的板式塔，每米理论板最多不超过2级。研究表明，在压力小于0.3MPa时，填料塔的分离效率明显优于板式塔，在高压下，板式塔的分离效率略优于填料塔。

（3） 塔压降

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填料塔由于空隙率高，故其压降远远小于板式塔。一般情况下，板式塔每个理论级的压降为0.4~1.1kPa，填料塔为0.01~0.27kPa。通常，板式塔的压降高于填料塔5倍左右。压降低不仅能降低操作费用，节约能耗，对于精馏过程，还可使塔釜温度降低，有利于热敏性物系的分离。

（4） 操作弹性

一般来说，填料本身对气液负荷变化的适应性很大，故填料塔的操作弹性取决于塔内件的设计，特别是液体分布器的设计，因而可根据实际需要确定填料塔的操作弹性。而板式塔的操作弹性则受到塔板液泛、液沫夹带及降液管能力的，一般操作弹性较小。

（5） 结构、制造及造价等

一般来说，填料塔的结构较板式塔简单，故制造、维修也较为方便，但填料塔的造价通常高于板式塔。

应予指出，填料塔的持液量小于板式塔。持液量大，可使塔的操作平稳，不易引起产品的迅速变化，故板式塔较填料塔更易于操作。板式塔容易实现侧线进料和出料，而填料塔对侧线进料和出料等复杂情况不太适合。对于比表面积较大的高性能填料，填料层容易堵塞，故填料塔不宜直接处理有悬浮物或容易聚合的物料。 1.2.2塔设备的选型

工业上，塔设备主要用于蒸馏和吸收传质单元操作过程。传统的设计中，蒸馏过程多选用板式塔，而吸收过程多选用填料塔。近年来，随着塔设备设计水平的提高及新型塔构件的出现，上述传统已逐渐打破。在蒸馏过程中采用填料塔及在吸收过程中采用板式塔已有不少应用范例，尤其是填料塔在精馏过程中的应用已非常普遍。

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对于一个具体的分离过程，设计中选择何种塔型，应根据生产能力、分离效率、塔压降、操作弹性等要求，并结合制造、维修、造价等因素综合考虑。例如，

（1）对于热敏性物系的分离，要求塔压降尽可能低，选用填料塔较为适宜； （2）对于有侧线进料和出料的工艺过程，选用板式塔较为适宜；

（3）对于有悬浮物或容易聚合物系的分离，为防止堵塞，宜选用板式塔； （4）对于液体喷淋密度极小的工艺过程，若采用填料塔，填料层得不到充分润湿使其分离效率明显下降，故宜选用板式塔；

（5）对于易发泡物系的分离，因填料层具有破碎泡沫的作用，宜选用填料塔。

第二章 设计任务

2.1 设计摘要

今采用一F1型浮阀塔进行乙醇-水二元物系的精馏分离，要求乙醇的生产能力为3000t/年，塔顶溜出液中乙醇浓度不低于94%，残液中乙醇含量小于3%。原料液中含乙醇为40%，其余为水（以上均为质量分数）。且精馏塔顶压力为4KPa（表压），单板压降≤0.7KPa。

本设计任务为分离乙醇和水的混合物。对于二元混合物的分离，应采用常压下的连续精馏装置。本设计采用泡点进料，将原料液通过预热器（再沸器）加热至泡点后送入精馏塔内。塔顶上升蒸汽采用全凝器冷凝，冷凝液在泡点下一部分回流至塔内，其余部分经产品冷却器冷却后送入储罐。该物系属不分离物系，最小回流比较小，故操作回流比取最小回流比的1.6倍。塔釜采用直接蒸汽加热，釜底产品经冷却后送至储罐。 2.2 设计任务和条件

（1) 原料液含乙醇40％（质量分数，下同），其余为水。 （2）产品乙醇含量不低于94％。 （3）残液中乙醇含量小于3％。

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（4）生产能力为年产3000t的乙醇产品。 （5）操作条件

精馏塔的塔顶压力 4kPa（表压） 进料状态 泡点进料 回流比 R=1.6Rmin

加热蒸汽压力 101.33kPa（表压） 单板压降 不大于0.70kPa（表压） (6) 设备型式为浮阀塔（F1型）。 （7）厂址位于盐城地区。

（8）设备工作日为300天/年，24h连续运行。 （9）盐城地区夏天水温为16~18℃。 （10）盐城当地大气压为101.4kPa。

2.3 设计任务书

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设计题目：乙醇—水精馏浮阀塔设计 课程设计的目的与意义： (1) 初步掌握化工单元操作设计的基本方法和程序； (2) 训练我们的基本技能，如计算、绘图、运用设计资料（手册、标准和规范）、使用经验数据，进行经验估算和处理数据等； (3) 提高运用工程语言（简洁的文字、清晰的图表、正确的计算）表达设计思想能力。 (4) 培养我们理论联系实际的正确设计思想，训练综合运用已学过的理论和实际知识去分析和解决工程问题的能力。 课程设计的内容： 设计一个常压浮阀精馏塔，分离含乙醇0.40（以下皆为质量分率）的乙醇—水混合液，进料温度为35℃，要求获得0.94的塔顶产品和0.03的塔釜产品，年生产量为3000t,再沸器用2atm的水蒸汽作为加热介质，塔顶全凝器采用冷水为冷凝介质。通过翻阅大量的资料进行工艺计算、物性数据处理、塔体塔板尺

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寸计算、流体力学计算、画负荷性能图等对浮阀塔展开了全方面的设计。 工艺操作条件： 精馏塔的塔顶压力 4kPa 进料状态 泡点进料 回流比 R=1.6Rmin 加热蒸汽压力 101.33kPa 单板压降 不大于0.70kPa 设备型式为浮阀塔（F1型） 课题设计任务： （1） 完成主题设备的工艺设计与计算； （2） 有关附属设备的设计和选型； （3） 绘制带控制点的工艺流程简图和主体设备的工艺条件图； （4） 编写设计说明书。 主要参考书： [1]王国胜.化工原理课程设计.大连：大连理工大学出版社，2006.8 [2]申迎华、郝晓刚.化工原理课程设计.北京：化学工业出版社，2009.5 [3]贾绍义，柴诚敬等.化工原理课程设计.天津：天津大学出版社，2002.8 [4]付家新、王为国、肖稳发.化工原理课程设计（典型化工单元操作设备设计）.北京：化学工业出版社，2010.10 [5]任晓光.化工原理课程设计指导.北京：化学工业出版社，2009.1 [6]濮存恬.精细化工过程及设备.北京：化学工业出版社，1996 [7]夏清、陈常贵.化工原理（上册）.天津：天津大学出版社，2005.1 [8]夏清、陈常贵.化工原理（下册）.天津：天津大学出版社，2005.1 第三章 设计方案简介

3.1 设计方案的确定 3.1.1 装置流程的确定

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蒸馏装置包括精馏塔、原料预热器，蒸馏釜（再沸器）、冷凝器、釜液冷却器和产品冷却器等设备。蒸馏过程按操作方式的不同，分为连续蒸馏和间歇蒸馏两种流程。连续蒸馏具有生产能力大，产品质量稳定等优点，工业生产中以连续蒸馏为主。间歇蒸馏具有操作灵活、适应性强等优点，适合于小规模、多品种或多组分物系的初步分离。

蒸馏通过物料在塔内的多次部分气化与多次部分冷凝实现分离，热量自塔釜输入，由冷凝器和冷却器中的冷却介质将余热带走。在此过程中，热能利用率很低，为此，在确定装置流程时应考虑余热的利用。譬如，用原料作为塔顶产品（或釜液产品）冷却器的冷却介质，既可将原料预热，又可节约冷却介质。 另外，为保持塔的操作稳定性，流程中除用泵直接送入塔原料外也可采用高位槽送料，以免受泵操作波动的影响。

塔顶冷凝装置可采用全冷凝器、分凝器两种不同的设置。工业上采用全冷凝器为主，以便于准确地控制回流比。塔顶分凝器对上升蒸气有一定的增浓作用，若后继装置使用气态物料，则宜用分凝器。

总之，确定流程时要较全面、合理地兼顾设备、操作费用、操作控制及安全诸因素。

3.1.2操作压力的选择

蒸馏过程按操作压力不同，分为常压蒸馏、减压蒸馏和加压蒸馏。一般地，除热敏性物系外，凡通过常压蒸馏能够实现分离要求，并能用江河水或循环水将镏出物冷凝下来的物系，都应采用常压蒸馏；对热敏性物系或者混合物泡点过高的物系，则宜采用减压蒸馏；对常压下镏出物冷凝温度过低的物系，需提高塔压或者采用深井水、冷冻盐水作为冷却剂；而常压下呈气态的物系必须采用加压蒸馏。例如苯乙烯常压沸点为145.2℃，而将其加热到102℃以上就会发生聚合，故苯乙烯应采用减压蒸馏；脱丙烷塔操作压力提高到1765kPa时，冷凝温度约为50℃，便可用江河水或者循环水进行冷却，则运转费用减少；石油气常压呈气态，必须采用加压蒸馏。

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3.1.3进料状况的选择

蒸馏操作有五种进料热状况，进料热状况不同，影响塔内各层塔板的气、液相负荷。工业上多采用接近泡点的液体进料和饱和液体（泡点）进料，通常用釜残液预热原料。若工艺要求减少塔釜的加热量，以避免釜温过高，料液产生聚合或结焦，则应采用气态进料。 3.1.4加热方式的选择

蒸馏大多采用间接蒸汽加热，设置再沸器。有时也可采用直接蒸汽加热，例如釜残液中的主要组分是水，且在低浓度下轻组分的相对挥发度较大时（如乙醇与水混合液）宜用直接蒸汽加热，其优点是可以利用压力较低的加热蒸汽以节省操作费用，并省掉间接加热设备。但由于直接蒸汽的加入，对釜内溶液气一定稀释作用，在进料条件和产品纯度、轻组分收率一定的前提下，釜液浓度相应较低，故需要在提留段增加塔板以达到生产要求。 3.1.5回流比的选择

回流比是精馏操作的重要工艺条件，其选择的原则是使设备费和操作费用之和最低。设计时，应根据实际需要选定回流比，也可参考同类生产的经验值选定。必要时可选用若干个R值，利用吉列兰图（简捷法）求出对应理论板数N，作出N-R曲线，从中找出适宜操作回流比R，也可作出R对精馏操作费用的关系线，从中确定适宜回流比R。 3.2 塔板的类型与选择

3.2.1塔板的类型

塔板是板式塔的主要构件，分为错流式塔板和逆流式塔板两类，工业以错流式塔板为主，常用的错流式塔板主要有以下几种。 1. 泡罩塔板

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泡罩塔板是工业上应用最早的塔板，其主要元件为升气管及泡罩。泡罩安装在升气管的顶部，分圆形和条形两种，国内应用较多的是圆形泡罩。泡罩尺寸分为80mm、100mm、150mm三种，可根据塔径的大小选择。通常塔径小于1000mm，选用80mm的泡罩；塔径大于2000mm，选用150mm的泡罩。泡罩塔板的主要优点是操作弹性较大，液气比范围大，不易堵塞，适于处理各种物料，操作稳定可靠。其缺点是结构复杂，造价高；板上液层厚，塔板压降大，生产能力及板效率较低。近年来，泡罩塔板已逐渐被筛板、浮阀塔版所取代。在设计中除特殊需要（如分离粘度大、易结焦等物系）外一般不宜选用。 2. 筛孔塔板

筛孔塔板简称筛板，结构特点为塔板上开有许多均匀的小孔。根据孔径的大小，分为小孔径筛板（孔径为3~8mm）和大孔径筛板（孔径为10~25mm）两类。工业应用中心以小孔径筛板为主，大孔径多用于某些特殊场合（如分离粘度大、易结焦的物系）。

筛板的优点是结构简单，造价低；板上页面落差小，气体压降低，生产能力较大；气体分散均匀，传质效率较高。其缺点是筛孔易堵塞，不宜处理易结焦、粘度大的物料。

应予指出，尽管筛板传质效率高，但若设计和操作不当，易产生漏液，使得操作弹性减小，传质效率下降，故过去工业上应用较为谨慎。近年来，由于设计和控制水平的不断提高，可使筛板的操作非常精确，弥补了上述不足，故应用日趋广泛。在确保精确设计和采用先进控制手段的前提下，设计中可大胆选用。 3. 浮阀塔板

浮阀塔板是在泡罩塔板和筛孔塔板的基础上发展起来的，它吸收了两种塔板的优点。

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其结构特点是在塔板上开有若干个阀孔，每个阀孔装有一个可以上下浮动的阀片。气流从浮阀周边水平地进入塔板上液层，浮阀可根据气流流量的大小而上下浮动，自行调节。浮阀的类型很多，国内常用的有F1型、V-4型及T型等，其中以F1型浮阀应用最为普遍。

浮阀塔板的优点是结构简单、制造方便、造价低；塔板开孔率大，生产能力大；由于阀片可随气量变化自由升降，故操作弹性大；因上升气流水平吹入液层，气液接触时间较长，故塔板效率较高。其缺点是处理易结焦、高粘度的物料时，阀片易与塔板粘结；在操作过程中有时会发生阀片脱落或卡死等现象，使塔板效率和操作弹性下降。 3.2.2 塔板的选择

应予指出，以上介绍的仅是几种较为典型的浮阀形式。由于浮阀具有生产能力大，操作弹性大及塔板效率高等优点，且加工方便，故有关浮阀塔板的研究开发远较其他型式的塔板广泛，是目前新型塔板研究开发的主要方向。近年来研究开发出的新型浮阀有船型浮阀、管型浮阀、梯形浮阀、双层浮阀、V-V浮阀、混合浮阀等，其共同的特点是加强了流体的导向作用和气体的分散作用，使气液两相的流动更趋于合理，操作弹性和塔板效率得到进一步的提高。但应指出，在工业应用中，目前还多采用F1型浮阀已有系列化标准，各种设计数据完善，便于设计和对比。而采用新型浮阀，设计数据不够完善，给设计带来一定的困难，但随着新型浮阀性能数据的不断发表及工业应用的增加，其设计数据会逐步完善，在有较完善的数据下，设计中可选用新型浮阀。

第四章 浮阀塔精馏工艺设计

4.1 工艺计算 4.1.1全塔物料衡算

原料液及塔顶、塔底产品的摩尔分数如下。

乙醇的摩尔质量MA=46kg/kmol,水的摩尔质量MB=18kg/kmol,则

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aAMA0.4/46xF0.2069aA1aA0.4/460.6/18MAMBaAMA0.94/46xD0.8598aA1aA0.94/460.06/18 MAMAaAMA0.03/46xW0.0120aA1aA0.03/460.97/18MAMA

3000103D9.9031kmol/h

300240.8598460.140218总物料

FDW （3-1） FxFDxDWxW （3-2）

易挥发组分

联立式3-1、3-2解得

F43.0777kmol/h

D9.9031kmol/h W33.1746kmol/h 式中 F——原料液流量，kmol/h；

D——塔顶产品（镏出液）流量，kmol/h； W——塔底产品（釜残液）流量，kmol/h；

xF——原料液中易挥发组分的摩尔分数；

xD——镏出液中易挥发组分的摩尔分数；

xW——釜残液中易挥发组分的摩尔分数。

4.1.2 Rmin的确定

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乙醇-水体系为非理想体系，其平衡曲线有下凹部分，当操作线与q线（进料方程）的交点尚未落在平衡线上之前，操作线已与平衡线相切，如图1中点g所示。为此恒浓区出现在点g附近。此时Rmin可由点的斜率求得。

表1 常压下乙醇—水溶液的平衡数据

xD,yD向平衡线作切线

液相中乙醇气相中乙醇液相中乙醇气相中乙醇的摩尔分数的摩尔分数y 的摩尔分数x 的摩尔分数y x 0.0 0.01 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.14 0.18 0.20

0.0 0.11 0.175 0.273 0.340 0.392 0.430 0.482 0.513 0.525 15

0.45 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70 0.75 0.80 0.85 0.4 0.635 0.657 0.678 0.698 0.725 0.755 0.785 0.820 0.855 0.4 盐城师范学院化工原理课程设计

0.25 0.30 0.35 0.40

0.551 0.575 0.595 0.614 0.90 0.95 1.0 0.8 0.942 1.0

图 1

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由图1可见，该切线与y轴交于点（0,0.2），则其斜率为

Rmin0.85980.2Rmin10.85980

解之得 Rmin=3.299 。所以，R=1.6R4.1.3 塔板数的确定 一.精馏塔的气、液相负荷

由于物料采用泡点进料，q=1,则有

LRD5.27849.903152.2725kmol/h

min=5.2784 。

LqF52.272543.077795.3502kmol/h L′ V(R1)D6.27849.903162.1756kmol/h

二.回收率

乙醇的回收率为：

乙醇DxD9.90310.8598100％100％95.53％ FxF43.07770.2069 水的回收率为： 水W(1xW)33.1746(10.0120)100％100％95.94％

F(1xF)43.0777(10.2069) 三. 操作线方程

根据回流比求精馏段操作线方程为

xDR5.27840.8598xx0.8407x0.1369 yR1R15.278415.27841 提馏段操作线方程为

yL′W95.350233.1746x-xWx-0.01201.5336x-0.00L′-WL′-W95.350233.174695.350233.1746四.图解法求理论板层数

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采用直角阶梯法求理论板层数，如图（2）所示。在塔底或恒沸点附近作图时将图局部放大。

图 2 图解法求理论塔板数 求解结果为：

总理论板层数 NT=16（不包括再沸器） 进料板位置 NF=15

精馏段的理论板层数 N精=14

提馏段的理论板层数 N提=2（包括进料板） 五.实际板层数的初步求取 设ET=44﹪,则

精馏段实际板层数 NT精140.4431.82≈32

提馏段实际板层数 NT提20.444.55≈5

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总实际板层数 NpN精N提32537 六.塔板总效率估算 （1）操作压力计算

塔顶操作压力 pDp当地p表101.44105.4kPa 每层塔板压降 Δp0.7kPa

塔底操作压力 pWpDΔp Np105.40.737131.3(kPa) (2)操作温度计算

表2 常压下乙醇—水系统的t-x(y)数据 沸点/℃ 100.0 95.5 .0 86.7 85.3 84.1 82.7 82.3

乙醇摩尔分数 液相x 0.000 0.019 0.072 0.097 0.124 0.166 0.234 0.261 气相y 0.000 0.170 0.3 0.438 0.470 0.509 0.545 0.558 沸点/℃ 81.5 80.7 79.8 79.7 79.3 78.7 78.4 78.2 乙醇摩尔分数 液相x 0.327 0.397 0.508 0.520 0.573 0.676 0.747 0.4 气相y 0.583 0.612 0.656 0.660 0.684 0.739 0.782 0.4 19

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图（3） 气液相平衡图

由图（3）得

塔顶温度 tD78.2℃ 塔底温度 tW96.8℃

平均温度 tm(78.296.8)87.50℃

2 （3）粘度的计算

·s，则 在tm=87.50℃时，查表得μ·s,μ乙醇0.4159mPaH2O0.3258mPa0.32580.3444(mPa·s) μLxiμLi0.20690.4159(10.2069)(4)相对挥发度的计算 相平衡方程为 yαx，且过点q（xq,yq)

1(α1)x q=1，xqxF0.2069

由图（2）得，yq0.537

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所以yqαxq1(α1)xqα0.20690.537

1(α1)0.2069 解得α4.4457 （5）塔板总效率的估算

奥康奈尔(o’commell)全塔效率图得：

0.245塔效率： ET′ 0.49(αμ) 因为 α4.4457，μ·s L0.3444mPa0.4414， 可解得ET′因为ET′ET0.14％(＜1％)，所以假设成立。

七.实际塔板层数的确定

取塔板总效率ET0.4414，则 精馏段实际板层数 N精14提馏段实际板层数 N提20.441431.72≈32

0.44144.53≈5

总实际板层数 NpN精N提32537 4.2 精馏塔的操作工艺条件及相关物性数据的计算 4.2.1 操作压力

塔顶操作压力 pDp当地p表101.44105.4kPa 每层塔板压降 Δp0.7kPa

进料板压降 pF105.40.732127.8kPa 塔底操作压降 pW127.80.75131.3kPa 精馏段平均压降 pm(105.4127.8)2116.6kPa 提馏段平均压降 pm(131.3127.8)2129.55kPa 4.2.2 操作温度

21

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由图（3）得

塔顶温度 tD78.2℃ 进料板温度 tF83.2℃ 塔底温度 tW96.8℃

精馏段平均温度 tm(78.283.2)80.7℃

2 提馏段平均温度 tm(96.883.2)90℃

24.2.3 平均摩尔质量

一.塔顶混合物平均摩尔质量计算

由xDy10.8598，查平衡曲线（见图1）的x10.8325。

MLDm0.832546(10.8325)1843.31(kg/kmol) MVDm0.859846(10.8598)1842.0744(kg/kmol)

二.进料板混合物平均摩尔质量计算

由图解理论板（见图2）得

yF0.3269

查平衡曲线（见图1）得

xF0.0532

MLFm0.053246(10.0532)1819.46(kg/kmol) MVFm0.326946(10.3269)1827.1532(kg/kmol)

三.塔底混合物平均摩尔质量计算

由xW0.0120,由图解理论板（见图2）得

yw0.12

MLFm0.012046(10.0120)1818.336(kg/kmol) MVFm0.1246(10.12)1846(kg/kmol) 精馏段混合物平均摩尔质量

22

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MLm(43.3119.46)31.3998(kg/kmol)

2 MVm(42.074427.1532)34.6138(kg/kmol)

2提馏段混合物平均摩尔质量

MLm(18.33619.46)18.9128(kg/kmol)

2 MVm(4627.1532)36.5766(kg/kmol)

24.2.4平均密度 一.气相平均密度

由理想气体状态方程计算，即 精馏段 ρVmpmMVm116.634.61381.37(kg/m3) RTm8.314(80.7273.15)pmMVm129.5536.57661.57(kg/m3) RTm8.314(90273.15) 提镏段 ρVm二.液相平均密度

液相平均密度依据下式计算，即

1ωi

ρiρm （1）塔顶液相平均密度

3737.5kg/m 由tD78.2℃，查手册得ρ，ρm3。 乙醇水971.253kg/ ρLDm0.94737.510.06748.503(kg/m3)

971.253（2）进料板液相平均密度

3734.5kg/m 由tF83.2℃，查手册得ρ，ρm3 。 乙醇水967.847kg/ 进料板液相的质量分数

ωA ρLFm0.0532460.1256

0.053246(1-0.0532)181930.709(kg/m3)

0.1256(1-0.1256)734.5967.847 23

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（3）塔底液相平均密度

3由tw96.8℃，查手册得ρ，ρm3。 乙醇725.3kg/m水951.068kg/ρLWm0.03725.310.97942.269(kg/m3)

951.068（4）液相平均密度

(748.503930.709)839.606(kg/m3) 精馏段 ρLm2(942.269930.709)936.4(kg/m3) 提馏段 ρLm24.2.5液体平均表面张力计算 一.塔顶液相平均表面张力的计算

3σ25.610Ν/m，且乙醇的临界25℃当乙醇的质量分数为94％时，查表得

温度为243℃，水的临界温度为374.2℃，，则混合液体的临界温度为：

TmCDxiTiC0.8598243(10.8598)374.2261.394℃ 将混合液体的临界温度代入

σTT261.39478.21.2 tD(mCDD)1.2()0.7369

σTmCDT25℃261.3942525℃3 解得 σtD18.851810Ν/m

二.进料板液相平均表面张力的计算

3当乙醇的质量分数为40％时，查表得σ25℃27.810Ν/m，且乙醇的临界

温度为243℃，水的临界温度为374.2℃，，则混合液体的临界温度为：

TmCFxiTiC0.2069243(10.2069)374.2347.0547℃ 将混合液体的临界温度代入

σTT347.054783.21.2 tF(mCFF)1.2()0.7873

σTmCFT25℃347.05472525℃3 解得 σtF21.886910Ν/m

三.塔底液相平均表面张力的计算

24

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3 当乙醇的质量分数为3％时，查表得σ25℃53.910Ν/m，且乙醇的临界

温度为243℃，水的临界温度为374.2℃，则混合液体的临界温度为：

TmCWxiTiC0.0120243(10.0120)374.2372.63℃ 将混合液体的临界温度代入

σTT372.6396.81.2 tW(mCWW)1.2()0.7015

σTmCWT25℃372.632525℃3 解得 σtD37.8110Ν/m

四.平均表面张力

(18.851821.8869)20.3694(103Ν/m) 、 精馏段 σLm2(37.8121.8869)29.8485(103Ν/m) 提馏段 σLm2表3 物性数据表

平均压降pm 精馏段 提馏段 精馏段平均温度 提馏段平均温度 MLm 116.6kPa 129.55kPa 80.7℃ 90℃ 31.3998kg/kmol 34.6138kg/kmol 18.9128kg/kmol 36.5766kg/kmol 1.37kg/m3 839.606kg/m3 1.57kg/m3 936.4kg/m3 20.3694×103Ν/m3 29.8485×103Ν/m3 平均温度tm 精馏段 平均摩尔质量 提馏段 MVm MVm MLm ρVm 精馏段 ρLm平均密度 ρVm 提馏段 ρLm液相平均表面张力σLm 精馏段 提馏段 25

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4.3 精馏塔的塔体工艺尺寸计算 4.3.1塔径的计算

一.精馏段的气、液相体积流率为

qv,Vqn,VMVm3600ρVm62.175634.61380.43(m3/s)

36001.37qv,Lqn,LMLm3600ρLm52.272531.39980.000543(m3/s)

3600839.606 由umaxCρ0.2LρV[式中C由CC20(σ/0.02)]计算，其中的C20由图ρV（4）查取，图的横坐标为

qv,Lqv,Vρ0.0005433600839.6061/2(L)1/2()0.0308ρ0.4336001.37V

图（4） 史密斯关联图

取板间距HT0.45m，板上液层高度hL0.05m，则

HThL0.450.050.4(m)

26

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查图（4）得C200.0826，则

3 CC20(σ/0.02)0.20.0826(20.369410)0.20.0829 0.02 umaxCρ839.6061.37LρV0.08292.05(m/s) ρ1.37V取安全系数为0.6，则空塔气速为

u0.6umax0.62.051.23(m/s)

D4qv,Vπu40.430.6723(m)

3.141.23 按标准塔径圆整后为 D0.7m

依表3，经验算后选取的板间距不适合，应重新计算。

表4 塔板间距与塔径的关系

塔径D/m 板间距HT/mm 0.3~0.5 200~300 0.5~0.8 250~350 0.8~1.6 300~450 1.6~2.4 350~600 2.4~4.0 400~600 取板间距为HT0.3m,板上液层高度hL0.05m，则

HThL0.30.050.25(m)

查图（4）得C200.0526，则

CC20(σ/0.02) umaxC0.2320.3694100.0526()0.20.0528

0.02ρ839.6061.37LρV0.05281.306(m/s) ρ1.37V取安全系数为0.6，则空塔气速为

u0.6umax0.61.3060.7836(m/s)

D4qv,Vπu40.430.8423(m)

3.140.7836 27

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按标准塔径圆整后为 D0.8m

由依表3，经验算后选取的板间距适合。因此塔径D0.8m。 二. 提馏段的气、液相体积流率为

qv,Vqn,VMVm3600ρVmqn,LMLm62.175636.57660.4024(m3/s)

36001.57qv,L3600ρLm52.272518.91280.000293(m3/s)

3600936.4由umaxCρLρV0.2[式中C由CC20(σ/0.02)]计算，其中的C20由图（4）ρV查取，图的横坐标为

qv,Lqv,Vρ0.0002933600936.41/2(L)1/2()0.0178 ρ0.402436001.57V 查图（4）得C200.0512，则

30.20.0512(29.848510)0.20.0555 CC20(σ/0.02)0.02 umaxCρ936.41.57LρV0.05551.3543(m/s) ρ1.57V取安全系数为0.6，则空塔气速为

u0.6umax0.61.35430.8126(m/s)

D4qv,Vπu40.40240.7942(m)

3.140.8126 按标准塔径圆整后为 D0.8m

由依表3，经验算后选取的板间距适合。因此塔径D0.8m。 又因为精馏段，提馏段塔径相同，因此取D0.8m 塔的截面积为 AT 实际空塔气速为 精馏段 uqv,VAT0.430.8686(m/s)

0.5024π23.14D0.820.5024m2 44 28

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提馏段 u4.3.2精馏塔有效高度的计算

精馏段有效高度为

qv,VAT0.40240.8010(m/s)

0.5024Z精（N精4）HT（324）0.38.4（m）

提馏段有效高度为

（N提2）HT（52）0.30.9（m） Z提

在进料板上方开1个人孔，在精馏段设3个人孔，其高度均为0.8m。故精馏塔的有效高度为

ZZ精Z提0.848.40.90.8412.5（m） 4.3.3塔高的计算

塔高H

HHd(NS2)HTSHTHFHBHL

其中，N为实际塔板数，Hd为塔顶与第一块板之间的距离且一般取1—1.5m，

S为人孔数且5～7块板设一人孔，HT为板间距（m），HT为人孔处的板间距且

一般取0.6m， HF为进料板处的板间距且一般取二倍的板间距（m），HB为塔釜与最下一块板的距离且一般取1—1.5m，HL为裙座高度且一般为1.5—2m。

注：1．在塔高计算时确定的人孔数不包括塔顶和塔釜所设的人孔。 2．此处计算的塔高是塔总高，即从塔的底座至塔顶封头处的高度。

S3716 5 根据上式计算塔高H：

 HHd(NS2)HTSHTHFHBHL

1.3(3762)0.360.60.91.31.817.6(m)

29

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板式塔塔高示意图

再沸器示意图

4.4塔板主要工艺尺寸的计算 4.4.1溢流装置计算

因塔径D0.8m，可选用单溢流弓形降液管，采用凹型受液盘。各项计算如下。

30

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图（5）塔板溢流形式

（a）U型流 （b）单溢流 （c）双溢流

一.堰长lW

取lW0.66D0.660.80.528(m) 二.溢流堰高度hW

由hWhLh0W。选用平直堰，堰上液层高度h0W依下式计算，即

how近似取E=1，则 精馏段 how2.843600qv,L23E() 1000lW2.8436000.000543231()0.0068(m) 10000.528提馏段 how2.8436000.000293231()0.0045(m) 10000.528 取板上液层高度hL0.05m，故

精馏段 hWhLh0W0.050.00680.0432(m) 提馏段 hWhLh0W0.050.00450.0455(m) 三.弓形降液管宽度Wd和截面积Af 由

lW0.66查图（6），得 D31

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AfW0.0722，d0.124

DAT

图（6）弓形降液管的宽度与面积

故 Af0.0722AT0.07220.50240.0363(m2) Wd0.124D0.1240.80.0992(m) 依式θ3600AfHT验算液体在降液管中停留时间 qv,L3600AfHT36000.03630.3＞5(s) 20.06(s)qv,L0.00054336003600AfHT36000.03630.3＞5(s) 37.17(s)qv,L0.0002933600 精馏段 θ 提馏段 θ 故降液管设计合理。 四.降液管底隙高度ho

32

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图（7）降液管示意图 h0 取u00.08m/s，则

精馏段 h0qv,L

3600lWu0qv,L3600lWu036000.0005430.0129(m)

36000.5280.08

＞0.006(m) hWh00.04320.01290.0303(m) 提馏段 h0qv,L3600lWu036000.0002930.0069(m)

36000.5280.08＞0.006(m) hWh00.04550.00690.0386(m)故降液管底隙高度设计合理。

4.4.2塔板布置及浮阀数目与排列

取阀孔动能因数F011，用式u0F0求孔速u，即 ρV 精馏段 u0F0ρVF0ρV111.37111.579.40(m/s)

提馏段 u08.78(m/s)

依式Nqv,V求每层塔板上的浮阀数（其中阀孔直径d00.039m），π2d0u04即

33

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精馏段 Nqv,V0.4339

π23.14d0u00.03929.4044 提馏段 Nqv,V0.402438

π23.14d0u00.03928.7844取边缘区宽度Wc0.06m，破沫区宽度Ws0.07m。

π2xRsin1()计算塔板上的鼓泡区面积，即 依式Aa2xR2x2180°RD0.8Wc0.060.34(m) 22D0.8 x(WdWs)(0.09920.07)0.2308(m)

22 Rπ2xRsin1() Aa2xR2x2180°Rπ0.23080.342sin1() 20.23080.342-0.23082180°0.34 =0.2877（m）

浮阀排列方式采用等腰三角形叉排。取同一横排的孔心距为：

t75mm0.075m，则可按下式估算排间距t´,即

2

 t′Aa0.28770.0983(m)98.3(mm) Nt390.075 考虑到塔的直径较小，必须采用分块式塔板。而各分块板的支撑与衔接也要占去一部分鼓泡区面积，因此排间距不宜采用98mm，而应小于此值，故取t´=65mm。

34

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按t=75mm,t´=65mm以正三角形叉排方式作图，如图（8）所示 ：

实际阀数为40。

按N=40重新核算孔速及阀孔动能因数：

u0qv,V0.439.14(m/s) π2πd0N0.03924044 F0u0ρV9.141.3710.70

阀孔动能因数变化不大，仍在9~12范围内。

塔板开孔率=

u0.8686100％9.5％ u09.144.5塔板流体力学验算

4.5.1气相通过浮阀塔板的压降

可根据式hphchlhσ计算塔板压降 一.干板阻力

由式u0c(73.11/1.825 计算，即 )ρv73.11/1.82573.11/1.825)()8.84(m/s) ρ1.37v 精馏段 u0c( 35

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提馏段 u0c(

73.11/1.82573.11/1.825)()8.20(m/s) ρ1.57vu2ρ 因u0＞u0c ，则hc按式hc5.340v计算，即

2gρL9.1421.370.0371(m) 精馏段 hc5.3429.81839.6068.4321.570.0324(m) 提馏段 hc5.3429.81936.4 二.板上充气液层阻力h1

本设备分离乙醇和水的混合液，即液相为水，可取充气系数ε00.5。依据

ε式h10hL计算，即：

h10.50.050.025(m)

三.克服表面张力所造成的阻力h0

因本设计采用浮阀塔，其h0很小，可忽略不计。因此，气体流经一层浮阀塔的压降所相当的液柱高度为

精馏段 hphchl0.03710.0250.0621(m)

提馏段 hphchl0.03240.0250.0574(m)

单板压降

精馏段Δpphpρ Lg0.0621839.6069.81511.49(Pa) 提馏段Δpphpρ Lg0.0574936.49.81527.33(Pa)4.5.2淹塔

为了防止淹塔现象的发生，要求控制降液管中清液层高度Hdφ(HThW)。

Hd可用下式计算，即：

HdhphLhd

36

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一.与气体通过塔板的压降相当的液柱高度

精馏段 hp0.0621(m) 提馏段 hp0.0574(m) 二.液体通过降液管的压头损失hd

因不设进口堰，故按下式计算，即

q0.0005432 精馏段 hd0.153(v,L)20.153()0.000259(m)

lWh00.5280.025q0.0002932 提馏段 hd0.153(v,L)20.153()0.0000754(m)

lWh00.5280.025三.板上液层高度h1

取hL0.05m，则

精馏段 HdhphLhd0.06210.050.0002590.1124(m)

提馏段 HdhphLhd0.05740.050.00007540.1075(m)

取φ0.5，HT0.3，

精馏段 hW0.0432m，则

HThw0.5(0.30.0432)0.1716

提馏段 hW0.0455m，则

φ(HThW)0.5(0.30.0455)0.1728(m)

可见Hd＜φ(HThW)，符合防止淹塔的要求。 4.5.3雾沫夹带

按下式计算泛点率F1，即

q F1v,VρV1.36qv,LZLρLρVKCFAb100％ （a）

37

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q或 F1板上液体流径长度

v,VρVρLρV0.78KCFAT100％ (b)

ZLD2Wd0.820.09920.6016(m)

板上液流面积

AbAT2Af0.502420.03630.4298(m2)

水和乙醇可按正常系统取物性系数K=1.0

图（9）泛点负荷系数与密度的关系

又由图（9）查得泛点负荷系数CF0.08，将以上数值代入式（a）,得

q （1） 精馏段 F1

v,VρV1.36qv,LZLρρLVKCFAb100％

0.43461.371.360.0005430.6016839.6061.37100％52.6％

1.00.080.429838

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又按式（b）计算泛点率，得

q F1v,VρVρLρV0.78KCFAT0.43100％

1.37839.6061.37100％56.3％ 

0.7810.080.5024q （2）提馏段 F1

v,VρV1.36qv,LZLρLρVKCFAb100％

0.40241.571.360.0002930.6016936.41.57100％48.66％

1.00.080.4298又按式（b）计算泛点率，得

q F1v,VρVρLρV0.78KCFAT100％

1.57936.41.57100％52.60％ 

0.7810.080.50240.4024根据经验，若泛点率控制在下列范围内，可保证物沫夹带量满足

eV＜0.1kg液/kg汽。

大塔 F1＜80％ 直径小于0.9m塔 F1＜70％ 减压塔 F1＜75％

因为计算出的泛点率都在70％以下，故可知雾沫夹带量能够满足要求。 4.6塔板负荷性能图（精馏段） 4.6.1雾沫夹带线

39

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q按式F1v,VρV1.36qv,LZLρρLVKCFAb 作出

对于一定的物系及一定的塔板结构，式中ρρV，L，Ab，K，CF及ZL均为已知值，相应于eV0.1的泛点率上限值亦可确定，将各已知数代入上式，便得出

qv,Vqv,L，可作出负荷性能图中的雾沫夹带线。

按泛点率=70％计算，如下

q

v,V1.371.36qv,L0.6016839.6061.370.7

1.00.080.4298整理得 0.0404qv,V0.8182qv,L0.0241 （c） 或 qv,V0.596520.25qv,L

雾沫夹带线为直线，则在操作范围内任取两个qv,L值，依式（c）算出相应的qv,V值列于表5中。

表5 雾沫夹带线数据

qv,L/(m3/s) qv,V/(m3/s) 4.6.2液泛线

0.0008 0.5803 0.0012 0.5722 由φ(HThW)hphLhdhch1hσhLhd确定液泛线。忽略式中hσ，得

2qρVu0φ(HThW)5.340.153(v,L)2(1ε0ρ2glhLW02.843600qv,L2/3)hWE()1000lW

ρρ 因物系一定，塔板结构尺寸一定，则HT，hW，h0，lW，εV，L，0及φ等均为定值，而u0与qv,V又有如下关系，即

u0qv,V π2d0N4 40

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式中阀孔数N与孔径d0亦为定值。因此，可将上式简化得

22/3q2v,V0.549516967.38qv,L7.8819qv,L （d）

在操作范围内任取若干个qv,L值，依式(d)算出相应的qv,V值列于表6中。

表6 液泛线数据

qv,L/(m3/s)0.0006 0.0009 0.0018 0.0024 qv,V/(m3/s) 0.6981 4.6.3液相负荷上限线

0.6799 0.6147 0.5572 液体的最大流量应保证在降液管中停留时间不低于3~5s。计算如下： 液体在降液管中停留时间 θ3600AfHT3~5s qv,L求出上限液体流量qv,L值（常数），在 qv,V-qv,L图上，液相负荷上限线为与气体流量qv,V无关的竖直线。

以θ=5s作为液体在降液管中停留时间的下限，则

(qv,L)max4.6.4漏液线

AfHT0.03630.30.002178(m3/s) （e） 55对于F1型重阀，依F0u0ρV5计算，则u05π。又知qv,Vd20Nu0，即

4ρVπ5 qv,Vd2N04ρV式中d0，N，ρV均为已知数，故可由此式求出气相负荷qv,V的下限值，据此作出与液相流量无关的水平漏液线。

以F05作为规定气体最小负荷的标准，则

41

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π5π52(qv,V)mind2N0.039180.204(m3/s) (f) 044ρ1.37V4.6.5液相负荷下限线

取堰上液层高度h0w0.006m，作为液相负荷下限条件，依下列h0w的计算式

how2.843600(qv,L)min23E() 1000lW计算出qv,L的下限值，依次作出液相负荷下限线，该线为与气相流量无关的竖直直线。

2.843600(qv,L)min23E()0.006 1000lW取E=1，则

qv,Lmin(0.0061000)3/20.5280.00045(m3/s) (g)

2.8413600根据表5，表6及式(e)~(g)可分别作出塔板负荷性能图上的①~⑤共五条线，见图（10）。

由塔板负荷性能图可以看出：

42

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（1）在任务规定的气液负荷下的操作点A（设计点），处在适宜操作区域内的适中位置。

（2）塔板的气相负荷上限完全由雾沫夹带控制。

（3）按照固定的液气比，由图（10）查出塔板的气相负荷上限

(qv,V)max0.586m3/s,气相负荷下限(qv,V)min0.204m3/s，所以：

操作弹性=

4.6´塔板负荷性能图（提馏段） 4.6.1´雾沫夹带线

0.5862.873 0.204q按式F1v,VρV1.36qv,LZLρρLVKCFAb 作出

对于一定的物系及一定的塔板结构，式中ρρV，L，Ab，K，CF及ZL均为已知值，相应于eV0.1的泛点率上限值亦可确定，将各已知数代入上式，便得出

qv,Vqv,L，可作出负荷性能图中的雾沫夹带线。

按泛点率=70％计算，如下

q

v,V1.571.36qv,L0.6016936.41.570.7

1.00.080.4298整理得 0.04098qv,V0.8182qv,L0.0240688 （c´） 或 qv,V0.587319.9658qv,L

雾沫夹带线为直线，则在操作范围内任取两个qv,L值，依式（c´）算出相应的qv,V值列于表5´中。

表5´ 雾沫夹带线数据

qv,L/(m3/s) qv,V/(m3/s) 4.6.2´液泛线

0.0008 0.5713 0.0012 0.5633 43

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由φ(HThW)hphLhdhch1hσhLhd确定液泛线。忽略式中hσ，得

2qρVu0φ(HThW)5.340.153(v,L)2(1ε0ρ2glhLW02.843600qv,L2/3)hWE()1000lW

因物系一定，塔板结构尺寸一定，则HT，hW，h0，lW，ρρεV，L，0及φ等均为定值，而u0与qv,V又有如下关系，即

u0qv,V π2d0N4 式中阀孔数N与孔径d0亦为定值。因 此，可将上式简化得

2/3q2q2v,V0.522557607.4053v,L7.6552qv,L （d´）

在操作范围内任取若干个qv,L值，依式(d´)算出相应的qv,V值列于表6´中。

表6´ 液泛线数据

qv,L/(m3/s)0.0006 0.0009 0.0018 0.0024 qv,V/(m3/s)0.6688 4.6.3´液相负荷上限线

0.6360 0.4718 0.2312 液体的最大流量应保证在降液管中停留时间不低于3~5s。计算如下： 液体在降液管中停留时间 θ3600AfHT3~5s qv,L求出上限液体流量qv,L值（常数），在 qv,V-qv,L图上，液相负荷上限线为与气体流量qv,V无关的竖直线。

以θ=5s作为液体在降液管中停留时间的下限，则

(qv,L)maxAfHT0.03630.30.002178(m3/s) （e´） 55 44

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4.6.4´漏液线

对于F1型重阀，依F0u0ρV5计算，则u05π。又知qv,Vd20Nu0，即

4ρVπ5 qv,Vd2N04ρV式中d0，N，ρV均为已知数，故可由此式求出气相负荷qv,V的下限值，据此作出与液相流量无关的水平漏液线。

以F05作为规定气体最小负荷的标准，则

π5π52(qv,V)mind2N0.039400.1906(m3/s) (f´) 044ρ1.57V4.6.5´液相负荷下限线

取堰上液层高度h0w0.006m，作为液相负荷下限条件，依下列h0w的计算式

how2.843600(qv,L)min23E() 1000lW计算出qv,L的下限值，依次作出液相负荷下限线，该线为与气相流量无关的竖直直线。

2.843600(qv,L)min23E()0.006 1000lW取E=1，则

qv,Lmin(0.0061000)3/20.5280.00045(m3/s) (g´)

2.8413600根据表4´，表5´及式(e´)~(g´)可分别作出塔板负荷性能图上的①~⑤共五条线，见图（10´）。

45

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由塔板负荷性能图可以看出：

（4）在任务规定的气液负荷下的操作点A´（设计点），处在适宜操作区域内的适中位置。

（5）塔板的气相负荷上限完全由雾沫夹带控制。

（6）按照固定的液气比，由图（10´）查出塔板的气相负荷上限

(qv,V)max0.576m3/s,气相负荷下限(qv,V)min0.1906m3/s，所以：

操作弹性=

0.5763.022

0.1906

表7 浮阀塔板工艺设计结果

项目 数值及说明 精馏段 提馏段 备注 塔径D/m 板间距HT/m 0.8 0.3 46

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塔板型式 空塔气速u/(m/s) 堰长lw/m 堰高hw/m 板上液层高度hL/m 降液管底隙高度h0/m 浮阀数N/个 阀孔气速u0/(m/s) 阀孔动能因数F0 临界阀孔气速uoc/(m/s) 孔心距t/m 排间距t’/m 单板压降△Pp/Pa 液体在降液管内停留时间θ/s 降液管内清液层高度Hd/m 泛点率/% 气相负荷上限（qv,V）max 气相负荷下限（qv,V）min 操作弹性

单溢流弓形降液管 1.23 0.528 0.0432 0.0455 0.05 0.0129 0.0069 40 40 9.14 8.43 10.70 10.56 8.84 8.20 0.075 0.065 700 20.06 37.17 0.1124 0.1075 52.6 48.66 0.586 0.204 0.576 0.1906 分块式塔板 等腰三角形叉排 指同一横排的孔心距 只相邻两横排的中心线距离 雾沫夹带控制 漏液控制 2．873 3.022 47

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参考文献

[1]王国胜.化工原理课程设计.大连：大连理工大学出版社，2006.8 [2]申迎华、郝晓刚.化工原理课程设计.北京：化学工业出版社，2009.5 [3]贾绍义，柴诚敬等.化工原理课程设计.天津：天津大学出版社，2002.8 [4]付家新、王为国、肖稳发.化工原理课程设计（典型化工单元操作设备设计）.北京：化学工业出版社，2010.10

[5]任晓光.化工原理课程设计指导.北京：化学工业出版社，2009.1 [6]濮存恬.精细化工过程及设备.北京：化学工业出版社，1996 [7]夏清、陈常贵.化工原理（上册）.天津：天津大学出版社，2005.1 [8]夏清、陈常贵.化工原理（下册）.天津：天津大学出版社，2005.1

课程设计心得

课程设计是繁琐的，但收获是丰富的。这次我设计了常压下，乙醇-水的精馏塔——浮阀塔。通过计算主要巩固了物料衡算、热量衡算、塔板数计算、塔板结构设计计算等化工原理所学过的知识。

作为一名应用化学专业大三的学生，我觉得能做这样的课程设计是十分必要的。在过去的大学生活里我们学到了很多知识。今天终于派上用场了，但仅仅这些是远远不够的，在查阅大量的书籍的同时我也学到了很多课堂上没见过的知识，让我在以后的学习生活中知识面宽了。

在这个过程中，我学到了很多知识如excel作图、查阅文献资料、word排版、CAD制图等，这对我们的以后的发展更为有益，比如为即将面临的毕业论文、考研或毕业后的工作打下坚实的基础。

由于能力以及实践还有许多不足，希望老师能够批评指正。

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