Результаты расчета

Результаты расчета для необратимой реакции первого порядка на пористой пластине приведены на рис. VI.7. Модуль Тиле определяется как [c.144]

Решение. Результаты расчета методом постепенного приближения точек начала кипения и конденсации данной смеси прп р=5,88-10 Па сведены в табл. 11.2. [c.74]

Рассмотрим результаты синтеза оптимальной схемы блока разделения продуктов реакции изомеризации прямогонной фракции н.к,—62°С [31]. Синтез проводили методом динамического программирования. В табл. IV. 16 приведен состав стабильного изомеризата и продуктов разделения. Для расчетов было принято, что фракция изопента-на содержит 2% (мол.) н-Сь фракция н-пентана—по 2,5% (мол.) ИЗ0-С5 и ызо-Се фракция изогексана — по1% (мол.) -С5 и н-Се фракция гексана — по 2,5% (мол.) изо-Св и н-Се фракция гептана —5% (мол.) н-Су. Синтез оптимальной схемы проведен на основе приведенных затрат. Результаты расчетов [c.245]

Задаемся различными значениями А и определяем У. Результаты расчета сведены в табл. 4. [c.248]

Получающиеся в результате расчетов по уравнениям (1.13) и (1.16) составы паровой и жидкой фаз относятся только к углеводородным компонентам, т. е. определяются без учета водяного пара или инертного компонента. [c.65]

Результаты расчетов коэффициентов активности Vi и Vj Для 12 различных значений концентраций ацетона и хлороформа как по уравнениям Ван Лаара (1.88) и (1.89), так и по уравнениям Маргулеса (1.96) и (1.97) приведены в табл. 1.6. Сопоставление рассчитанных по этим двум методам значений составов г р сч паровой фазы с имеющимися опытными данными, приведенными в той же таблице, показывает довольно близкую сходимость. В рассматриваемом случае соотношения Ван Лаара оказались несколько более точными, чем расчетные выражения Маргулеса (рис. 1.21). [c.57]

Таким образом, в методе динамического программирования вначале рассматривают синтез оптимальных подсистем ректификации. В первую очередь определяют подгруппы всех компонентов, состоящие из сырья, промежуточных и конечных продуктов разделения с числом компонентов или фракций больше двух. Далее для каждой группы рассчитывают все подсистемы или подпроблемы, т. е. все технологические схемы, обеспечивающие возможное разделение подгрупп компонентов. Наконец, результаты расчета каждой подсистемы суммируют по принципу оптимальности Белмана н [c.133]

Решение. Результаты расчета сопряженных значений равновесных концентраций жидкой и паровой фаз по уравнениям (1.62) и (1.63) сведены в табл. 1.2. [c.35]

Результаты расчетов показали применимость следующих приближенных уравнений [c.146]

На рис. IV. 15 показан результат расчета по формуле (IV. 67) при = 5 и 10 и значениях Ь и Ыиэ, рекомендованных в разделах IV. 3, стр. 123, и IV. 5, стр. 165. Уже при Рвэ < 100 поправка на продольную теплопроводность становится заметной, а при Кеэ < 40 она соизмерима с результатами определения Ыпэ без учета А,ь и обсуждаемый метод не может дать удовлетворительных результатов. [c.146]

На основе решения уравнений (IV. 83) и (IV. 84) определено отношение видимой величины конвективной составляющей продольной теплопроводности найденной при обработке опытных данных на основе решения уравнения (IV. 15), к истинной величине хЬ На рис. IV. 24 показаны результаты расчета величин р, = я, Д и Л = 0/7 [126] при Рг = 0,7, е = 0,4, ко/Хт = 8 и 13, что соответствует условиям опытов [27, первая ссылка]. [c.169]

При разделении омеси бензол —толуол— силолы следовало получить бензольную и ксилольпую фракции чистотой 99%. и толуольную фра/кцию чистотой 98% [36]. Для раюсматриваемого случая имеются два вариаита технолотичеюмих схем (рис. 1У-38). Результаты расчетов по определению оптимальных параметров процесса ректификации и (конструктивных разме ров аппаратов приведены в табл. 1У.20. [c.251]

Сравнение результатов расчета по этой формуле при трех заданных температурах с опытными данными приведено в табл. 1.1. [c.31]

По результатам расчетов, приведенных в этих примерах, можно построить кривую однократной перегонки для рассмотренной системы углеводород — вода, показанной на рис. II.8. [c.96]

Загрязнение продуктов принято только соседними фракциями 85—105°С, н. к. — 62 °С., н-бутаном и 62—85 °С. Исходя из требований к качеству сырья установо1К риформинга и АГФУ чистота фракции 85—180°С принята равной 98% (масс.), а чистота головки стабилизации-95% (масс.). Для обеих схем был принят режим полной конденсации углеводородов, что позволяет максимально отбирать углеводороды Сз—С4 в сжиженном виде и тем самым расширять ресурсы сырья для установки АГФУ. Результаты расчета сведены в табл. 1У-5. [c.214]

Результаты расчета сведены в табл. 11.7. [c.95]

Каким образом достигается сходимость результатов расчета отгонной и укрепляющей секций на тарелке питания, было показано выше. [c.404]

При составлении полного материального баланса операции обычно решают систему уравнений типа (4.10) с двумя или тремя неизвестными. При этом могут использоваться формулы для вычисления равновесного и фактического выхода продукта нли скорости процесса. Результаты расчетов сводятся в таблицу материального баланса по массе исходных веществ и продуктов реакции и выражаются в килограммах. При несовпадении Оприх и Срасх рассчитывается невязка баланса [c.63]

Были предложены и другие модели реакторов неполного смешения, наиример, модель реактора с байпасом части реагирующей смесп и модель параллельно включенных реакторов с различными временами контакта. С помощью таких моделей можно объяснить функции распределения времени пребывания в реакторе, определяемые экспериментально в опытах с трассирующим веществом. Эти функции распределения можно использовать при расчете реакций первого порядка. Как мы уже видели, в случае реакций с порядком, отличным от первого, недостаточно знать только функцию распределения времени пребывания в реакторе. Однако в отсутствие более полной информации о процессе можно и в этом случае использовать ири расчете полученную функцию распределения, если доказано, что результат расчета сравнительно мало зависит от изменений неизвестных параметров. Этот вопрос подробно рассмотрен в книге Левеншниля, упомянутой в библиографии (см. стр. 213). [c.204]

Результаты расчетов рассмотренных выше примеров подытожены в табл. 11.9. [c.97]

Расчет ио этим уравнениям и ио данным парожидкостного равновесия ведется методом постепенного приближения. Результаты расчета отгонной секции приведены в табл. 111.8, а укрепляющей — в табл. 111.9. [c.190]

Для потарелочного расчета колонны важное значение имеет то обстоятельство, что в потоках, отходящих из секции питания, в которой должны быть увязаны результаты расчета отгонной н укрепляющей секций, очевидно, должны присутствовать все компоненты сырья. Возникает вопрос, каким же образом, двигаясь снизу вверх по отгонной секции или сверху вниз по укрепляющей, можно достичь составов потоков секции питания, если отправные точки расчета, остаток и дистиллят, содержат лишь неуловимые количества нераспределенных компонентов. Эту трудность обычно преодолевают следующим образом. Начиная с какой-то тарелки отгонной секции, подправляют составы ее фаз, введя некоторое количество легких нераспределенных компонентов, практически не содержащихся в остатке, а начиная с какой-то тарелки укрепляющей секции, вводят в состав ее фаз некоторое количество тяжелых нераспределенных компонентов, практически не содержащихся в дистилляте. Такое регулирование составов не может быть произвольным, ибо должно обеспечить получение составов фаз тарелки питания в конце расчета секций колонны. Поскольку нет объективных количественных критериев, позволяющих устанавливать меру и уровень ввода дополнительных компонентов в состав потоков отгонной и укрепляющей секций, приходится прибегать к методу подбора и вести расчет сложной колонны путем последовательных приближений. [c.345]

Третья часть программы осуш,ествляет выдачу на печать результатов расчета, а также вычисление дополнительных показателей качества нефтепродуктов. Например, по специальным программам кривые ИТК пересчитываются в кривые фракционной разгонки, определяются основные характеристики четкости ректификации, температуры вспышки и кристаллизации дизельных топлив, октановые числа бензинов и т. д. [c.89]

Для раосматриваемого случая разделения четырехкомпонентной смеси, как известно, имеется пять вариантов схем ректификации (ом. рнс. П-Ю). Выбор оптимальной схемы разделения проведен на основе анализа приведенных затрат. Результаты расчетов по определению оптимальных парамет1ров разделения для каждого варианта схемы приведены в табл. IV.22. [c.252]

Оптимизацию проводили по минимуму приведенных затрат. В результате расчетов получено оптималиное значение отборов псевдокумола в первой колонне 81% и во второй 98,3% от потенциала содержание примесей мезитилена и гемимеллитола 1,25 и 0,75% (масс.) соответственно. Оптимальные тех1Нологичеокие параметры двух колонн агрегата при отборе 81% в первой колонне и полученных концентрациях примесей приведены ниже [c.262]

В работе [26] проведена обработка опытных данных предыдущих исследователей по методике, изложенной в разделе IV.4, стр. 132. Для обработки отобраны опыты с зернистыми слоями из нетеплопроводного материала при > 6 теплопроводность стенкп и величина ссо были настолько велики, что принималось Ист Кст- Величины находили по данным [23]. Результаты расчета пристенной теплоотдачи в диапазоне Кеэ = 150—4000 выражены зависимостью [c.134]

Результаты расчетО(В оптимальных технологических параметров схем ЦГФУ, соответствующих минимальным приведенным затратам, показаны -в табл. У-115. Из приведенных данных видно, что оптимальной является схема д, соответствующая принципу деления сырья пополам. Однако для разделения этого же сырья, поступающего при 4 МПа, оптимальной будет схема а, для которой условные -приведенные затраты иа 12% меньше, чем по схеме д. Таким образом, при выборе оптимальных технологических схем разделения необходимо учитывать также термодинамические параметры сырья. [c.290]

В качестве примера ниже приведены результаты расчета указанных показателей для различных установтк АВТ и АТ [10] установки п "в чной перегонки нефти характеризуются высокими [c.319]

На рис. IV. 14 показаны результаты расчета отношения Ыио/Ыист по формуле (IV. 54) в зависимости от Не и я и в соответствии с данными по Хг и Нист, рекомендованными в разделах .3, стр. 123 и IV.4, стр. 138. В области ХоАг = 5—15 результаты расчета практически одинаковы. Из рис. IV. 14 следует, что только при Йе > 10 термическое сопротивление теплопереносу у стенки трубы становится соизмеримым с термическим сопротивлением теплопереносу из ядра потока к стенке. При Не < 10 и и > 10 основное сопротивление теплопереносу находится в самом зернистом слое. [c.139]

В работах [1 27, третья ссылка] проведено сравнение результатов расчета общих коэффициентов теплоотдачи с опытными данными разных исследователей. Несмотря на то, что при этом приняты разные данные по Нист, соответствие расчетов и опытов в обоих случаях удовлетворительное при Ке > 100. Это подтверждает вывод о том, что пристенное сопротивление обычно не является основным в процессе теплоотдачи от труб с зернистым слоем при п > 5 — 10. [c.139]

Кривая ИТК разделена на 9 ириблизитольпо равных узких фракций, пределы выкииаппя которых Дг п мольные содержания в походной системе приведены в табл. 11.11, где также помещены приближенные расчеты температур начала и конца кипения этой спстемы. Интегрирование по уравнениям (11.84) п (11.85), заменено суммированием с использованием усредненных летучих свойств, и поэтому результаты расчета носят чисто иллюстративный характер. [c.105]

Для расчета колонны требуется построить кривые иарожидкостног равновесия рассматриваемой спстемы пропан — м-бутан при давлении 14,71 10 Па. Расчет точек изобарных кривых кппенпя и конденсации и равновесной диаграммы у—х ведется с помощью констант фазового равновесия и уравнений парожпдкостного равновесия (1.62) и (1.63). Ход и результаты расчета сведены в табл. 111.3. [c.183]

Теперь концентрации компонентов в остатке можно рассчитать по материальному балансу. Результаты расчета сведены в табл. VIII.1. [c.364]

Очень важно дополнить результаты расчета составов ОПК по уравнению (VIII.48) вычислением энтальпии сырья, ибо иногда она может оказаться практически неприемлемой. [c.375]

Результаты расчета составов ОПК по уравнению (VIII.48) сведены в табл. VIII.5. По константе равновесия гексана aik =i,%b определена температура ОПК, равная rp=93° , и рассчитаны энтальпии ее фаз гр и Ярр, приведенные в той же табл. VIII.5. [c.378]

Область предельных концентраций орошаемой отгонной колонны совпадает с ОПК отгонной колонны, питаемой недогретым сырьем, еслп начальные условия разделения в обеих колоннах назначаются одни и те же. Поэтому результаты расчетов, приведенных в табл. VIII.5, в полной мере относятся и к орошаемой отгонной колонне. [c.378]

Область предельных концентраций укрепляющей колонны, оборудованной кипятильником, не отличается от ОПК укрепляющей колонны, питаемой перегретым паровым сырьем, если начальные условия разделения в обеих колоннах назначаются одни и те же. Поэтому результаты расчетов, приведенные в табл. VIII.6, в полной мере относятся и к укрепляющей колонне, оборудованной кипятильником. [c.381]

Справочник химика 21

Химия и химическая технология