Установка атмосферной перегонки нефти

После 17-ой тарелки переходим на 6-ю тарелку дизельного стриппинга.

С 1-ой тарелки основной колонны стекает мазут с плотностью 0,9396. Перепад плотности на один межтарельчатый интервал в сечении между 17-ой и 1-ой тарелками составляет:

Плотность на 16-ой тарелке 0,8140+0,0084=0,8225.

Плотность на 15-ой тарелке 0,8225+0,0084=0,8309

И так далее.

Аналогично плотности рассчитывается по тарелкам молекулярный вес.

в) Температурный режим.

Температуры верха колонны и вывода боковых фракций определяются графическим методом. Сначала строятся кривые ИТК фракций бензина, керосина и дизтоплива.

Рассмотрим пример для фракции бензина 105-1900С. Для построения составляется таблица 8.

В таблице 8 выход узких фракций на бензин рассчитывается по пропорции, принимая потенциальное содержание 10,96 % масс. за 100 %. Например, для узкой фракции 105-1180С:

% масс.

Суммарный выход для узкой фракции 118-1390С:

10,0 + 21,2 = 31,2 % масс.

Для 139-1540С:

31,2 + 17,2 = 48,4 % масс.

Далее по точкам 1050 - 0 % ; 1180 - 10,0 %; 1390 - 31,2 %; 1540 - 48,4 %; 1700 - 70,6 %; 1860 - 93,6 % и 1900 - 100,0 % строится кривая ИТК бензина.

Таблица 6

Физические характеристики потоков в различных секциях колонны

Секция	Номер тарелки	Давление под тарелкой, кПа	Плотность жидкости на тарелке,	Молекулярный вес жидкости на тарелке	Температура на тарелке, 0С
Секция бензина	34	140,6	0,7450	130	165,77
	33	141,2	0,7486	133	171,72
	32	141,8	0,7522	136	177,67
	31	142,4	0,7557	140	183,62
	30	143	0,7593	143	189,57
	29	143,6	0,7629	146	195,52
	28	144,2	0,7665	149	201,47
	27	144,8	0,7701	153	207,42
2-ое ЦО	26	145,4	0,7745	158	213,32
	25	146	0,7789	163	219,22
Секция керосина	24	146,6	0,7833	169	225,12
	23	147,2	0,7877	174	231,02
	22	147,8	0,7920	179	236,92
	21	148,4	0,7964	185	242,82
	20	149	0,8008	190	248,72
	19	149,6	0,8052	195	254,63
	18	150,2	0,8096	201	260,53
	17	150,8	0,8140	206	266,43
1-ое ЦО	16	151,4	0,8225	220	274,48
	15	152	0,8309	234	282,53
Секция дизтоплива	14	152,6	0,8394	249	290,58
	13	153,2	0,8478	263	298,64
	12	153,8	0,8563	277	306,69
	11	154,4	0,8647	291	314,74
	10	155	0,8732	305	322,79
	9	155,6	0,8816	319	330,84
	8	156,2	0,8901	333	338,90
	7	156,8	0,8985	348	346,95
Отгонная часть	6	157,4	0,9069	362	355
	5	158	0,9154	376	350
	4	158,6	0,9238	390	345
	3	159,2	0,9323	404	340
	2	159,8	0,9407	418	335
	1	160,4	0,9492	432	330

Таблица 7

Физические характеристики потоков на тарелках стриппинг-секций

Стриппинг	Номер тарелки	Плотность жидкости на тарелке,	Молекулярный вес жидкости на тарелке	Температура на тарелке, 0С
Стриппинг К-3/2	6	0,7736	156	204,09
	5	0,7772	159	200,75
	4	0,7808	162	197,42
	3	0,7844	166	194,09
	2	0,7880	169	190,75
	1	0,7915	172	187,42
Стриппинг К-3/1	6	0,8184	212	263,93
	5	0,8228	217	261,43
	4	0,8272	222	258,93
	3	0,8316	228	256,43
	2	0,8360	233	253,93
	1	0,8404	238	251,43

Таблица 8а Выход узких фракций бензина 105-1900С

Пределы кипения узких фракций, 0С	Выход узких фракций на нефть, % масс.	Выход узких фракций на бензин, % масс.	Суммарный выход узких фракций, % масс.
105 - 118	1,10	10,0	10,0
118 - 139	2,32	21,2	31,2
139 - 154	1,88	17,2	48,4
154 - 170	2,43	22,2	70,6
170 - 186	2,52	23,0	93,6
186 - 190	0,71	6,4	100,0
Сумма	10,96	100,0	-

Таблица 8б Выход узких фракций керосина 190-2300С

Пределы кипения узких фракций, 0С	Выход узких фракций на нефть, % масс.	Выход узких фракций на бензин, % масс.	Суммарный выход узких фракций, % масс.
190 - 200	1,764	24,8	24,8
200 - 215	2,52	35,4	60,2
215 - 228	2,54	35,7	96,0
228 - 230	0,287	4,0	100
Сумма	7,111	100,0	-

Таблица 8в Выход узких фракций дизельного топлива 230 - 3500С

Пределы кипения узких фракций, 0С	Выход узких фракций на нефть, % масс.	Выход узких фракций на бензин, % масс.	Суммарный выход узких фракций, % масс.
230 - 246	2,293	11,9	11,9
246 - 259	2,58	13,4	25,4
259 - 274	2,58	13,4	38,8
274 - 292	2,58	13,4	52,3
292 - 310	2,69	14,0	66,3
310 - 326	2,71	14,1	80,4
326 - 344	2,74	14,3	94,7
344 - 350	1,027	5,3	100,0
Сумма	19,200	100,0	-

Затем на основе кривых ИТК строятся прямые однократного испарения (ОИ) при атмосферном давлении по методу Обрядчикова и Смидович. Для этого сначала определяются температуры отгона фракций по кривым ИТК и тангенс угла наклона ИТК (табл.9).

Таблица 9 Характеристика кривых ИТК фракций

Фракция	Температура отгона по кривой ИТК, 0С	Тангенс угла наклона (t70-t10)/60
	10%	50%	70%
Бензин	117,01	155,19	170,68	0,89
Керосин	194,13	210,65	218,54	0,41
Дизтопливо	241,97	289,01	313,25	1,19

Прямая ОИ каждой фракции строится по двум точкам (начало - 0% и конец - 100%), которые определяются по графику Обрядчикова и Смидович в зависимости от тангенса угла наклона ИТК и температуры отгона t50.

Результаты приведены в табл.10.

Таблица 10 Параметры прямых ОИ фракций

Фракция	Процент ИТК, соответствующий началу ОИ - 0% масс.	Процент ИТК, соответствующий концу ОИ - 100% масс.
Бензин	30	62
Керосин	42	54
Дизтопливо	31	61

Для построения прямой ОИ, например, для бензина, находим на рис.2 на оси абцисс точку 30%, проводим вертикаль до пересечения с кривой ИТК и далее горизонталь влево до пересечения с осью ординат. Получаем первую точку прямой ОИ, соответствующей 0 % отгона Затем проводим вертикаль от точки на оси абцисс 62% до пересечения с кривой ИТК и далее горизонталь вправо. Получаем вторую точку прямой ОИ, соответствующей 100% отгона. Соединив эти две точки, получаем прямую ОИ бензина.

Аналогично по данным табл.10 строятся прямые ОИ для керосина и дизтоплива. Далее корректируем прямую ОИ бензина на его парциальное давление наверху колонны. Задаёмся расходом водяного пара в низ колонны (Z1) 3% масс. от мазута и в стриппинг-секции (Z2 и Z3) 2% масс. от бокового погона:

Z1 = 0,03 · R1 = 0,03 · 84234,2 = 2527,0 кг/ч

Z2 = 0,02 · R2 = 0,02 · 26259,4 = 525,2 кг/ч

Z3 = 0,02 · R3 = 0,02 · 10248,1 = 205,0 кг/ч

Общий расход водяного пара:

Принимаем предварительно кратность холодного орошения вверху колонны 3:1. Тогда количество острого холодного орошения:

gxол = 3 · D2 = 3 · 15949,6 = 47848,8 кг/ч

Парциальное давление бензиновых паров наверху колонны:

где - абсолютное давление наверху колонны, кПа



и - молекулярный вес бензина D2 и воды.

Далее корректируем прямую ОИ бензина на давление 102,28 кПа. Новая прямая ОИ будет параллельна старой и располагаться выше, если давление выше атмосферного (101,3 кПа) или ниже, если давление ниже атмосферного.

Поэтому для построения новой ОИ достаточно найти одну точку, через которую и проводят прямую, параллельную старой ОИ. Для этого по методу Пирумова находим температуру, соответствующую точке пересечения ИТК и ОИ бензина.

Далее по графику Кокса (приложение 4) находим точку пересечения данной температуры (на оси ординат) и атмосферного давления (на оси абцисс). Переносим эту точку строго параллельно находящимся на графике наклонным прямым до пересечения с вертикальной линией, соответствующей парциальному давлению бензина. Полученная точка соответствует новой температуре, на которую и переносится точка пересечения ИТК и ОИ. Через эту точку проводим прямую, параллельную старой ОИ. Это и будет прямая ОИ бензина для давления 102,28 кПа.

Температура верха колонны соответствует температуре конца прямой ОИ бензина при давлении 102,28 кПа.



Кривые ИТК и ОИ

Рис. 4.1

По графику tверха = 165,770С. Эта температура соответствует температуре верхней, 34-ой тарелки, т.е. t34 = 165,770С.

Температура вывода керосина с 27-ой тарелки соответствует температуре начала ОИ керосина. По графику t27 = 207,420С.

Температура вывода дизтоплива с 17-ой тарелки соответствует температуре начала ОИ дизтоплива. По графику t17 = 266,430С.

Температура сырья (полуотбензиненной нефти) на входе в колонну составляет, как правило, 340-360°С, что соответствует температуре отгона светлых фракций. Примем температуру сырья на входе в колонну 355°С, т.е. tLо = 3550С. Температуры вывода керосина и дизтоплива из стриппинг-секций будут ниже температур вывода этих фракций с 27 и 17 тарелок за счёт эффекта водяного пара, который приводит к активному испарению лёгких фракций и поглощению тепла. Перепад температур в стриппингах зависит от расхода водяного пара и примерно оценивается величиной, равной (7 - 10)Сп, где Сп - расход водяного пара в % масс. Для тяжелых фракций перепад ниже, чем для лёгких. Примем перепад температур в керосиновом стриппинге 200, в дизельном стриппинге 150.

Тогда температура вывода керосина из стриппинга:

tкер = 207,42 - 20 = 187,420С

Эта температура соответствует температуре нижней 1-й тарелки керосинового стриппинга.

Температура вывода дизтоплива из стриппинга:

tдт = 266,43 - 15 = 251,430С

Эта температура соответствует температуре нижней 1-й тарелки дизельного стриппинга.

Температура вывода мазута с низа колонны принимается на 15-250 ниже температуры ввода сырья (также за счёт эффекта испарения лёгких фракций в присутствии водяного пара). Примем температуру вывода мазута:

tмаз = 355 - 25 = 3300С

Эта температура соответствует температуре нижней 1-й тарелки основной колонны.

Так как сырьё колонны поступает на 6-ю тарелку, то температура на этой тарелке t6 = 3550С.

Полученные таким образом температуры на соответствующих тарелках вносим в табл.6 и 7. Остальные температуры на тарелках определяем аналогично плотности из расчёта равномерного перепада по каждому сечению. Примем также температуру холодного орошения вверху колонны tхол = 35°С, температуру ввода второго циркуляционного орошения (на 26-ю тарелку) tЦ2 = 70°С, температуру первого циркуляционного орошения (на 16-ю тарелку) tЦ1 = 100°С.

2.5. ДОЛЯ ОТГОНА СЫРЬЯ НА ВХОДЕ В КОЛОННУ

Доля отгона сырья позволяет определить количество паровой и жидкой фазы полуотбензиненной нефти на входе в колонну. Это необходимо для расчёта теплового баланса колонны.

Рассчитать долю отгона можно аналитическим способом по методу А.М.Трегубова. Это трудоёмкий метод.

Наиболее простой способ - графический. Для этого сначала составляем таблицу 11 и строим по её данным (рис.2) кривую ИТК полуотбензиненной нефти (аналогично построению ИТК светлых фракций). Конец кипения сырья можно принять в пределах 6000С.

газ перегонка нефть установка



Таблица 11 Выход узких фракций полуотбензиненной нефти

Пределы кипения узких фракций, 0С	Выход узких фракций на нефть, % масс.	Выход узких фракций на полуотбензиненную нефть, % масс.	Суммарный выход узких фракций, % масс.
105 - 118	1,10	1,21	1,21
118 - 139	2,32	2,55	3,76
139 - 154	1,88	2,07	5,83
154 - 170	2,43	2,67	8,50
170 - 186	2,52	2,77	11,27
186 - 200	2,47	2,72	13,99
200 - 215	2,52	2,77	16,76
215 - 228	2,54	2,79	19,55
228 - 246	2,58	2,84	22,39
246 - 259	2,58	2,84	25,22
259 - 274	2,58	2,84	28,06
274 - 292	2,58	2,84	30,90
292 - 310	2,69	2,96	33,85
310 - 326	2,71	2,98	36,83
326 - 344	2,74	3,01	39,85
344 - 361	2,91	3,20	43,05
361 - 376	2,95	3,24	46,29
376 -395	3,02	3,32	49,61
395 - 410	3,06	3,36	52,97
410 - 424	3,02	3,32	56,29
424 - 452	3,13	3,44	59,74
452 - 460	3,02	3,32	63,06
Остаток	33,6	36,94	100,00
Сумма	90,95	100,00	-

Далее по данным кривой ИТК сырья, по графику Обрядчикова и Смидович составляем таблицы 12 и 13 и строим прямую ОИ полуотбензиненной нефти.

Полученная прямая ОИ сырья соответствует атмосферному давлению - 101,3 кПа. Но в зоне питания, под 7-ой тарелкой, давление составляет 153,8 кПа (табл.6). Поэтому корректируем прямую ОИ сырья по графику Кокса на давление 153,8 кПа.

По полученной новой ОИ определяем долю отгона. Для этого на оси

Таблица 12 Характеристика кривой ИТК полуотбензиненной нефти

Фракция	Температура отгона по кривой ИТК, 0С	Тангенс угла наклона (t70-t10)/60
	10%	50%	70%
105-К.К.	174,11	395,24	487,44	5,22

Таблица 13 Параметры прямой ОИ полуотбензиненной нефти

Фракция	Процент ИТК, соответствующий началу ОИ - 0% масс.	Процент ИТК, соответствующий концу ОИ - 100% масс.	Температура, соответствующая началу ОИ	Температура, соответствующая концу ОИ
105-К.К.	5	78	172,27	544,54

Кординат находим точку, соответствующую температуре ввода сырья (3550С), проводим от неё горизонталь до пересечения с прямой ОИ. От полученной точки пересечения проводим вертикаль на ось абцисс. Получаем процент отгона сырья - 42,4%. Т.е. доля отгона полуотбензиненной нефти при 3550С и 153,8 кПа составляет е = 0,424.

2.6 ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОЛОННЫ

Тепловой баланс колонны рассчитывается с целью определения количества тепла, которое необходимо снять орошениями.

Приходные и расходные статьи теплового баланса приведены в табл.14. Потери тепла в окружающую среду не внесены в тепловой баланс, это дает некоторый запас при определении тепла, снимаемого орошениями в колонне.

Энтальпию углеводородных паровых IП и жидкостных IЖ потоков рассчитываем по формулам:

, кДж/кг

где Т - температура потока, К

- относительная плотность потока.

, кДж/кг

Энтальпия перегретого водяного пара приведена в приложении 2.

Количество паровой фазы сырья:

LП = L0 · е = 136691·0,424 = 57917,52 кг/ч.

Количество жидкой фазы сырья:

LЖ = L0 - Lп = 136691 - 57917,52 = 78773,18 кг/ч.

Энтальпию водяного пара определяем по приложению 2 на входе в колонну при температуре 4000С и давлении 6 ат, на выходе из колонны при температуре 1510С и давлении 1 ат (интерполяцией).

Энтальпию по формуле для парового потока рассчитываем только для бензина и паровой фазы сырья. Остальные потоки - по формуле для жидкости.

Относительную плотность паровой фазы сырья рассчитаем с учётом того, что в её составе находятся в основном светлые фракции:



Таблица 14 Тепловой баланс колонны

Поток	Обозначение	Массовый расход G, кг/ч	t, 0С	Энтальпия I, кДж/кг	Количество тепла Q, кВт
ПРИХОД:
Паровая фаза сырья	LП	57917,52	355	1117,96	17985,92
Жидкая фаза сырья	LЖ	78773,78	355	834,98	18270,65
Водяной пар	?Z	3257,18	400	3273,23	2961,52
Итого	-	139948,48	-	-	39218,09
РАСХОД:
Бензин	D2	15949,62	165,77	672,61	2979,96
Керосин	R3	10248,14	187,42	422,65	1203,15
Дизтопливо	R2	26259,36	251,43	580,05	4231,03
Мазут	R1	84234,18	330,00	761,84	17825,76
Водяной пар	?Z	3257,18	165,77	2809,87	2542,29
Итого	-	139948,48	-	-	28782,19

Энтальпия паровой фазы сырья при 3550С

Относительную плотность для жидкой фазы сырья можно принять равной плотности мазута , тогда

Количество тепла в кВт для каждого потока определяем по формуле:

Общее количество тепла, которое необходимо снять орошениями в колонне:

Qор = Qприх - Qрасход = 39218,09 - 28782,19 = 10435,9 кВт =

= 37569244,01кДж/кг

Этот избыток тепла в колонне снимается острым холодным орошением вверху колонны и двумя промежуточными циркуляционными орошениями под тарелками отбора боковых фракций.

2.7 ВНУТРЕННИЕ МАТЕРИАЛЬНЫЕ ПОТОКИ В КОЛОННЕ

а) Верхнее сечение колонны

Схема третьей простой колонны

Рис.7.1

Из совместного решения материального и теплового баланса 3-ей простой колонны при условии, что с 27-й тарелки вся флегма перетекает в стриппинг-секцию керосина, можно определить количество холодного орошения gхол, подаваемого на верхнюю тарелку.

Материальный баланс 3-ей простой колонны:

G26 + z3 + gхол = G34 + R3,

где G26 и G34- нефтяные и водяные пары, поднимающиеся с 26-й и 34-й тарелки.

G26 = D2 + R3 + z1 + z2

G34 = D2 + gхол + z1 + z2+ z3

Введём обозначения:

z1,2 = z1 + z2

z1,2,3 = z1 + z2 + z3

На основе материального баланса составляем тепловой баланс:

Количество холодного орошения gхол, кг/ч:

В данном уравнении числитель - это тепло, снимаемое холодным остроиспаряющимся орошением Qхол:



, кДж/ч

Тогда

,

В приведённых уравнениях:

и - энтальпия нефтяных паров с 26-й и с 34-й тарелки соответственно, кДж/кг. Рассчитывается в зависимости от плотности и температуры на соответствующих тарелках;

Iкер - энтальпия жидкого керосина на выходе из стриппинга (из теплового баланса), кДж/кг;

Iхол - энтальпия холодного орошения, кДж/кг. Рассчитывается при принятой температуре холодного орошения tхол = 350С и плотности бензина D2,

- энтальпия водяного пара на входе в керосиновый стриппинг при 400оС (из теплового баланса), кДж/кг;

и - энтальпия водяного пара, поднимающегося с 26-й и 34-й тарелки соответственно, кДж/кг. Определяется по приложению 2 при давлении 1 ат интерполяцией в зависимости от температуры на тарелке.

=2903,50 кДж/кг; =2809,87 кДж/кг; =3273,23 кДж/кг;

Количество флегмы стекающей с 34-й тарелки, кг/ч:

Схема потоков верхней части колонны

Рис.7.2

где - энтальпия нефтяных паров, поднимающихся с 33-й тарелки, кДж/кг. Рассчитывается при температуре и плотности на 33-й тарелки.

- энтальпия жидкости, стекающей с 34-й тарелки, кДж/кг.

Флегмовое число в данном сечении колонны:

Количество всех нефтяных и водяных паров наверху колонны, кг/ч:

Gв = D2 + gхол + z1,2,3

Объемный расход паров наверху колонны, м3/с:

МD2 - молекулярный вес тяжёлого бензина,

Т34 - температура на 34-й тарелке, К,

РВ - давление наверху колонны, кПа.

Плотность паровой фазы наверху колонны, кг/м3

Относительная плотность жидкой фазы наверху колонны при температуре верха:

где t - температура верха, т.е. 34-й тарелки (табл.6),

- относительная плотность на 34-й тарелке (табл.6).

Абсолютная плотность жидкой фазы, кг/м3:

Нагрузка верхней тарелки по жидкости, м3/ч:

б). Среднее сечение колонны

Из совместного решения материального и теплового баланса 2-й простой колонны при условии, что с 17-й тарелки вся флегма перетекает в стриппинг-секцию дизтоплива, можно определить количество тепла QЦ2, снимаемого вторым циркуляционным орошением.

Материальный баланс 2-й простой колонны:

G16 + z2 + gЦ2 = G26 + R2 + g25(ор)

где G16 и G26- нефтяные и водяные пары, поднимающиеся с 16-й и 26-й тарелки.

G16 = D2 + R3 + R2 + z1

G26 = D2 + R3 + z1 + z2

g25(ор) - количество жидкой фазы, стекающей с 25-й тарелки в холодильник второго орошения, кг/ч.

gЦ2 - количество второго циркуляционного орошения, поступающего из холодильника на 26-ю тарелку, кг/ч.

Очевидно, что массовый расход

g25(ор) = gЦ2

Тепловой баланс 2-ой простой колонны:

Где - энтальпия нефтяных паров, поднимающихся с 16-й тарелки, кДж/кг;

- энтальпия водяных паров, поднимающихся с 16-й тарелки, кДж/кг;

- энтальпия второго циркуляционного орошения, подаваемого при принятой температуре tЦ2 = 700С на 26-ю тарелку, кДж/кг;



Схема второй простой колонны

Рис.7.3

- энтальпия жидкой флегмы, стекающей с 25-й тарелки в холодильник второго орошения, кДж/кг;

IДТ - энтальпия жидкого дизельного топлива, стекающего с низа стриппинга (из теплового баланса колонны), кДж/кг.

Из данного уравнения находится количество второго циркуляционного орошения, кг/ч:

Числитель данного уравнения - количество тепла QЦ2, снимаемого вторым циркуляционным орошением. Тогда

, кг/ч

Количество флегмы, стекающей с 25-й тарелки на 24-ю, кг/ч:

Флегмовое число на данной тарелке:

Количество нефтяных и водяных паров, поднимающихся с 24-ой тарелки, кг/ч:

Объем паров над 24-й тарелкой, м3/с:

где Т24 - температура на 24-й тарелке, К;

Р25 - давление под 25-й тарелкой, кПа;

МR3 - молекулярный вес керосина;

Мg25 - молекулярный вес флегмы с 25-й тарелки (табл.6).

Плотность паровой фазы над 24-й тарелкой:

Относительная плотность жидкой фазы на 25-й тарелке при рабочих условиях:

где t - температура на 25-й тарелке (табл.6),

- относительная плотность на 25-й тарелке (табл.6).

Абсолютная плотность жидкой фазы:

кг/м3

Нагрузка 25-й тарелки по жидкости:

в) Нижнее сечение колонны

Количество тепла, снимаемое первым циркуляционным орошением, кДж/ч:

QЦ1 = Qор - Qхол - QЦ2

где Qор - количество тепла, которое необходимо снять всеми орошениями (из теплового баланса колонны К-2), кДж/ч.

Количество первого циркуляционного орошения, кг/ч:

где - энтальпия жидкой фазы, стекающей с 15-й тарелки, кДж/кг;

- энтальпия первого циркуляционного орошения, подаваемого при принятой температуре tЦ1 = 1000С на 16-ю тарелку, кДж/кг.

Количество флегмы, стекающей с 15-й тарелки на 14-ю, кг/ч:

Флегмовое число на данной тарелке:

Ф15 =

Количество нефтяных и водяных паров, поднимающихся с 14-ой тарелки, кг/ч:

G14 = D2 + R3 + R2 + g15 + z1

Объем паров над 14-й тарелкой, м3/с:

где Т14 - температура на 14-й тарелке, К;

Р15 - давление под 15-й тарелкой, кПа;

МR3 - молекулярный вес керосина;

МR2 - молекулярный вес дизтоплива;

Мg15 - молекулярный вес флегмы с 15-й тарелки (табл.6).

Плотность паровой фазы над 14-й тарелкой, кг/м3

Относительная плотность жидкой фазы на 15-й тарелке при рабочих условиях:

где t - температура на 15-й тарелке (табл.6),

- относительная плотность на 15-й тарелке (табл.6).

Абсолютная плотность жидкой фазы, кг/м3:

Нагрузка 15-й тарелки по жидкости, м3/ч:

Результаты расчётов по всем сечениям колонны сводим в таблицу.

Таблица 15 Внутренние материальные потоки

Сечение под тарелкой	Флегмовое число	Объёмный расход паров V, м3/с	Плотность паров П, кг/м3	Абсолютная плотность жидкости Ж, кг/ м3	Нагрузка тарелки по жидкости LЖ, м3/ч
34	1,11	2,70	2,91	620,43	28,65
25	1,66	4,87	4,15	617,51	70,29
15	1,47	6,53	5,63	636,34	121,39

2.8. ДИАМЕТР КОЛОННЫ

Диаметр колонны рассчитывается по наиболее нагруженному сечению по парам V, м3/с (табл.15). В нашем случае это сечение под 15-й тарелкой.

Расстояние между тарелками принимается в зависимости от диаметра колонны (см. табл.16). На практике указанные рекомендации не всегда выполняются. Для большинства колонн расстояния между тарелками принимаются таким образом, чтобы облегчить чистку, ремонт и инспекцию тарелок: в колоннах диаметром до 2 м - не менее 450 мм, в колоннах большего диаметра - не менее 600 мм, в местах установки люков - не менее 600 мм. Кроме этого, в колоннах с большим числом тарелок для снижения высоты колонны, её металлоёмкости и стоимости расстояние между тарелками уменьшают.

Принимаем предварительно расстояние между тарелками, затем проверяется соответствие этой величины и рассчитанным диаметром.

Диаметр колонны (в м) рассчитывается из уравнения расхода:

где VП - объёмный расход паров в наиболее нагруженном сечении, м3/с;

Wmax - максимальная допустимая скорость паров, м/с

где Сmax - коэффициент, зависящей от типа тарелки, расстояния между тарелками, нагрузки по жидкости;

Ж и П - плотность жидкой и паровой фазы в данном сечении колонны, кг/м3 (табл.15).

Сmax = K1 . K2 . C1 - К3( - 35)

Коэффициент находится по уравнению:

,

где LЖ - нагрузка тарелки по жидкости, м3/ч (табл.15);

n - число потоков жидкости на тарелке (принимается).

Примем к установке тарелки клапанные прямоточные, расстояние между тарелками примем 600 мм, число потоков по жидкости на тарелке равным двум. Тогда К1 = 1,15, С1 = 1050, К2 = 1,0, К3 = 4,0.

Таблица 16 Стандартные значения диаметров колонн

Диаметр колонны, м
0,4	0,9	1,8	2,6	3,6	5,6	8,5
0,5	1,0	2,0	2,8	3,8	6,3	9,0
0,6	1,2	2,2	3,0	4,0	7,0	9,5
0,7	1,4	2,4	3,2	4,5	7,5	10,0
0,8	1,6	2,5	3,4	5,0	8,0	10,5

Примем предварительно диаметр 2,8 м.

Проверяем скорость паров при принятом диаметре колонны, м/с:

Она должна находиться в пределах 0,6 - 1,15 м/с.

Расход жидкости на единицу длины слива, м3/(м . ч):

где - относительная длина слива, принимается в пределах 0,65-0,75.

Полученное значение должно быть меньше максимально допустимого, которое составляет м3/(м·ч). Если нагрузка получилась больше, следует увеличить число потоков n.

Параметры WП и Lv находятся в допустимых пределах. Следовательно, диаметр колонны 2,8 м принят верно.

2.9. УТОЧНЕНИЕ ТЕМПЕРАТУР ВЫВОДА БОКОВЫХ ФРАКЦИЙ

а). Уточнение температуры вывода керосина.

Для уточнения температуры флегмы на 27-й тарелке, с которой отбирается керосин, составляется уравнение материального и теплового балансов и определяется количество флегмы g28, стекающей с 28-й тарелки на 27-ю.

Уравнение материального баланса:

G27 + gхол = G34 + g28

где G27 = D2 + g28 + z1,2,3

G34 = D2 + gхол + z1,2,3

Уравнение теплового баланса:

Или

Правая часть уравнения - это тепло, снимаемое холодным орошением Qхол.

Тогда количество флегмы, стекающей с 28-й тарелки, кг/ч:

Для расчёта парциального давления нефтяных паров под 28-й тарелкой составляем таблицу 17.

Таблица 17 Парциальное давление паров

Поток	Массовый расход, кг/ч	Молекулярный вес, Мi	Мольный расход, кмоль/ч	Мольная доля, yi	Парциальное давление потока, Рi, кПа
D2	15949,6	130	122,65	0,3124	45,04
g28	13300,2	149	89,03	0,2268	32,70
z1,2,3	3257,2	18	180,95	0,4609	66,46
?	32507,0	-	392,64	1,0000	-

Мольный расход определяется по выражению:

Парциальное давление потоков

Pi=P28 · yi

где Р28 - абсолютное давление под 28-й тарелкой (табл.6). Р28=144,2 кПа.

Парциальное давление нефтяных паров под 28-й тарелкой:

= PD2 + Pg28 = 45,04 + 32,70=77,74 кПа.

В предварительном расчете температуры вывода керосина с 27-ой тарелке (раздел 4) парциальное давление нефтяных паров было принято равным атмосферному 101,3 кПа и t27 = 207,42 °С.

Фактическое значение парциального давления составляет 77,74 кПа. Если оно значительно отличается от атмосферного (101,3 кПа), необходимо скорректировать прямую ОИ керосина на рассчитанное парциальное давление.

Производим корректировку температуры вывода керосина с 27-й тарелки. Для этого строим новую прямую ОИ керосина по методу Пирумова при давлении 77,74 кПа.

Затем определяем температуру начала ОИ - это будет новая температура вывода керосина в стриппинг с 27-й тарелки = 193,42°С.

Уточняем температуру вывода керосина из стриппинга, оС:

= 193,45 - 20 = 173,45 °С

При этой температуре определяем энтальпию жидкого керосина и количество тепла, выводимое керосином из стриппинга:

кДж/ч = 1100,21 кВт

< Qкер(1100,21 кВт < 1203,15 кВт )., то с керосином уходит меньше тепла, чем ранее. Поэтому вторым циркуляционным орошением необходимо снимать больше тепла, кДж/кг:

кВт = 370562,02 кДж/кг.

Поэтому:

кДж/ч

Корректируем количество второго циркуляционного орошения, кг/ч:

б) Уточнение температуры вывода дизтоплива.

Для уточнения температуры флегмы на 17-й тарелке, с которой отбирается дизтопливо, составляется уравнение материального и теплового балансов и определяется количество флегмы g18, стекающей с 18-й тарелки на 17-ю.

Уравнение материального баланса:

G17 + gхол + z3 = G34 +R3 + g18

где

G17 = D2 +R3 + g18 + z1,2

G34 = D2 + gхол + z1,2,3

Уравнение теплового баланса:

Или:

Так как Qхол = , то количество флегмы, стекающей с 28-й тарелки, кг/ч:

Для расчёта парциального давления нефтяных паров под 18-й тарелкой составляем таблицу 18.

Таблица 18 Парциальное давление паров

Поток	Массовый расход, кг/ч	Молекулярный вес, Мi	Мольный расход, кмоль/ч	Мольная доля, yi	Парциальное давление потока, Рi, кПа
D2	15949,6	130	122,65	0,1746	26,22
R3	10248,1	172	59,60	0,0848	12,74
g18	65748,4	187	350,81	0,4993	74,99
z1,2	3052,2	18	169,57	0,2413	36,25
?	94998,4	-	702,63	1,0000	-

Молекулярный вес флегмы, стекающей с 18-й тарелки, соответствует молекулярному весу жидкости на этой тарелке (табл.6).

Мольный расход определяется по выражению:

Парциальное давление потоков:

Pi=P18 · yi

где Р18 - абсолютное давление под 18-й тарелкой (табл.6). Р18=150,2 кПа.

Парциальное давление нефтяных паров под 18-й тарелкой, кПа:

= PD2 + PR3 + Pg18 = 113,96 кПа

= 272,43оС

Уточняется температуру вывода керосина из стриппинга, оС:

При этой температуре корректируется количество тепла, выводимое дизтопливом из стриппинга, кДж/ч:

> QДТ(4251,25 кВт > 4231,03 кВт ), то с дизтопливом уходит больше тепла, чем ранее. Поэтому первым циркуляционным орошением необходимо снимать уже меньше тепла, кДж/кг

кДж/ч = 4251,25 кВт

кВт = 72792,65475 кДж/кг.



Поэтому

кДж/ч

Корректируем количество второго циркуляционного орошения, кг/ч:

Таблица 20

Уточнённый тепловой баланс колонны

Поток	Обозначение	Массовый расход G, кг/ч	t, 0С	Энтальпия I, кДж/кг	Количество тепла Q,кВт
ПРИХОД:
Паровая фаза сырья	LП	57917,52	355	1117,96	17985,92
Жидкая фаза сырья	LЖ	78773,78	355	834,98	18270,65
Водяной пар	?Z	3257,18	400	3273,23	2961,52
Итого	-	139948,48	-	-	39218,09
РАСХОД:
Бензин	D2	15949,62	165,77	672,61	2979,96
Керосин	R3	10248,14	173,42	386,49	1100,21
Дизтопливо	R2	26259,36	252,43	582,82	4251,25
Мазут	R1	84234,18	330,00	761,84	17825,76
Водяной пар	?Z	3257,18	165,77	2809,87	2542,29
Итого	-	139948,48	-	-	28699,48

Qприх - Qрасх = 10518,61кВт

Условие выполняется.

2.10. РАСЧЕТ СТРИППИНГ-СЕКЦИЙ

Из совместного решения уравнений материального и теплового балансов находится нагрузка верхней тарелки каждой стриппинг-секции по паровой и жидкой фазе. Затем по максимальной паровой нагрузке определяется единый диаметр стриппинг-секций.

а). Расчет стриппинг-секции керосина.

Уравнение материального баланса без учёта водяного пара:

g27 = G6 + R3

где g27 - количество флегмы, стекающей с 27-й тарелки в стриппинг, кг/ч;

G6 - количество паров, уходящих с верхней, 6-й тарелки стриппинга под 27-ю тарелку атмосферной колонны, кг/ч.

Уравнение теплового баланса с учётом водяного пара:

Отсюда с учётом уравнения материального баланса находится количество нефтяных паров G6, кг/ч

где - энтальпия жидкости при уточнённой температуре (= 193,42°С) и плотности на 27-й тарелке, кДж/кг;

- энтальпия нефтяных паров при температуре и плотности на верхней, 6-й тарелке стриппинга, кДж/кг.

- энтальпия водяного пара при температуре 6-й тарелки стриппинга, кДж/кг. Определяется по приложению 2.

Новая, скорректированная температура на верхней, 6-й тарелке стриппинга, с учётом изменения температуры на 27-й тарелке, будет t6 = 190,090С.

Где 386,49 кДж/кг - энтальпия керосина при скорректированной температуре вывода из стриппинга.

Определяем количество флегмы, стекающей в керосиновый стриппинг, кг/ч:

g27 = G6 + R3

Объёмный расход паров, уходящих с 6-й тарелки стриппинга, м3/с

где Т6 - температура на 6-й тарелке, К;

Р27 - давление под 27-й тарелкой атмосферной колонны, кПа;

М6 - молекулярный вес нефтяных паров с 6-й тарелки стриппинга (табл.7).

Плотность паровой фазы, кг/м3:

кг/м3

Относительная плотность жидкой фазы, стекающей с 27-й тарелки атмосферной колонны на верхнюю тарелку стриппинга при рабочих условиях:

где t - температура на 27-й тарелке;

- относительная плотность на 27-й тарелке.

Абсолютная плотность жидкой фазы, кг/м3:

= 627,6 кг/м3

Нагрузка верхней, 6-й тарелки стриппинга по жидкости:

= м3/ч

б). Расчёт стриппинг-секции дизтоплива.

Уравнение материального баланса без учёта водяного пара:

g17 = G6 + R2

где g17 - количество флегмы, стекающей с 17-й тарелки в стриппинг, кг/ч;

G6 - количество паров, уходящих с верхней, 6-й тарелки стриппинга под 17-ю тарелку атмосферной колонны, кг/ч.

Уравнение теплового баланса с учётом водяного пара:

Отсюда с учётом уравнения материального баланса находится количество нефтяных паров G6, кг/ч:

где - энтальпия жидкости при температуре и плотности на 17-й тарелке, кДж/кг;

- энтальпия нефтяных паров при температуре и плотности на верхней, 6-й тарелке стриппинга, кДж/кг;

- энтальпия водяного пара при температуре 6-й тарелки стриппинга, кДж/кг. Определяется по приложению 2.

Определяется количество флегмы, стекающей в стриппинг дизтоплива, кг/ч:

g17 = G6 + R2

g17 = 4418,72+20281,4=7981,50кг/ч

Объёмный расход паров, уходящих с 6-й тарелки стриппинга, м3/с:

где Т6 - температура на 6-й тарелке, К;

Р17 - давление под 17-й тарелкой атмосферной колонны, кПа;

М6 - молекулярный вес нефтяных паров с 6-й тарелки стриппинга (табл.7).

Плотность паровой фазы, кг/м3

кг/м3

Относительная плотность жидкой фазы, стекающей с 17-й тарелки атмосферной колонны на верхнюю тарелку стриппинга при рабочих условиях:

где t - температура на 17-й тарелке;

- относительная плотность на 17-й тарелке.

Абсолютная плотность жидкой фазы, кг/м3:

= 621,30кг/м3

Нагрузка верхней, 6-й тарелки стриппинга по жидкости:

= м3/ч

Результаты расчётов сводим в таблицу.



Таблица 21. Параметры стриппинг-секций

Стриппинг-секция	Объёмный расход паров V, м3/с	Плотность паров П, кг/м3	Абсолютная плотность жидкости Ж, кг/ м3	Нагрузка тарелки по жидкости LЖ, м3/ч
Керосина	0,202	3,43	627,6	20,31
Дизтоплива	0,555	3,99	621,3	12,85

Далее определяется стриппинг, имеющий наибольшую нагрузку по паровой фазе V и рассчитывается его диаметр по методике, приведённой в разделе 8. Рекомендуется принимать в расчёте однопоточные тарелки. Диаметр второго стриппинга принимается равным первому.

В нашем случае стриппинг дизтоплива имеет наибольшую нагрузку по паровой фазе.

Примем к установке тарелки клапанные однопоточные, расстояние между тарелками примем 450 мм. Тогда К1 = 1,15, С1 = 765, К2 = 1,0, К3 = 4,0.

Принимаем к установке диаметр стриппинг-секций 0,5 м.

2.11. ВЫСОТА КОЛОННЫ

Высота атмосферной колонны рассчитывается по уравнению:

HK = H1 + HK + HИ + НП + Н2 + НН + НО, м



Где H1 - высота от верхнего днища до верхней тарелки, м;

HK - высота концентрационной тарельчатой части колонны, м;

HИ - высота отгонной, исчерпывающей тарельчатой части колонны, м;

НП - высота секции питания, м;

Н2 - высота от уровня жидкости в кубе колонны до нижней тарелки, м;

НН - высота низа колонны, от уровня жидкости до нижнего днища, м;

НО - высота опоры, м.

Высота Н1 (сепарационное пространство) принимается равной 0,5 диаметра колонны, если днище полукруглое, и 0,25 диаметра, если днище эллиптическое. Полушаровые днища применяют для колонн диаметром более 4 метров. Поэтому Н1 = 0,7 м.

Высоты НК и НН зависят от числа тарелок в соответствующих частях колонны и расстояния между ними:

НК = (Nконц - 1)·h = (28 - 1)·0,6 = 16,2 м

НИ = (Nотг - 1)·h = (6 - 1)·0,6 = 3,0 м

Высота секции питания НН берется из расчета расстояния между тремя-четырьмя тарелками:

НП = (3 - 1)·0,6 = 1,2 м

Высота Н2 принимается равной от 1 до 2 метров, чтобы разместить глухую тарелку и иметь равномерное распределение по сечению колонны паров. Примем Н2 = 1,5 м.

Высота низа (куба) колонны НН рассчитывается, исходя из 5-10 минутного запаса мазута, необходимого для нормальной работы насоса в случае прекращения подачи сырья в колонну:



с3304(1) = 0,9492 - (0,001838 - 0,00132·0,9492)·(330 - 20) = 0,7678

FK = 0,785·DK2 - площадь поперечного сечения колонны, м2.

HH=1,49

Штуцер отбора нижнего продукта должен находится на отметке не ниже 4-5 метров от земли для того, чтобы обеспечить нормальную работу горячего насоса. Поэтому высота опоры Н0 конструируется с учетом обеспечения необходимого подпора жидкости и принимается высотой не менее 4-5 метров. Примем Н0 = 4,0 м.

Полная высота колонны:

HK = 28,1 м.

2.12 Диаметр штуцеров

Диаметры штуцеров определяют из уравнения расхода по допустимой скорости потока:

где V - объемны расход потока через штуцер, м3/с;

величина допустимой скорости Wдоп принимается в зависимости от назначения штуцера и фазового состояния потока, м/с

Скорость жидкостного потока:
на приеме насоса (из колонны)	0,2-0,6
на выкиде насоса (подача в колонну)	1-2
Скорость парового потока:
дистиллята с верха колонны и из кипятильника в колонну	10-30
с верха отпарных секций	10-40
при подаче в колонну	30-50
Скорость парожидкостного потока при подаче сырья в колонну (условно дается по однофазному жидкостному потоку, м/с)	0,5-1,0

Рассчитанный диаметр штуцера далее округляется в большую сторону до ближайшего стандартного значения (табл. 12.1).

Таблица 12.1

Стандартные значения диаметров штуцеров Dy, мм

10	50	200	600	1400	2600
15	65	250	800	1600	2800
20	80	300	900	1800	3000
25	100	350	1000	2000
32	125	400	1100	2200
40	150	500	1200	2400

2.12.1 Ввод сырья в колонну

Массовый расход потока через штуцер L0 = 136691 кг/ч.

Относительная плотность полуотбензиненной нефти с204L0 = 0,8839.

Относительная плотность при температуре ввода сырья:

сt4(L0) = 0,6590

Абсолютная плотность полуотбензиненной нефти при этой температуре сL0 = 659,00 кг/м3.

Примем скорость парожидкостного потока в штуцере Wдоп = 1,0 м/с.

Объемный расход потока:

0,058 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,271 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 300 мм.

2.12.2 Вывод бензина

Объемный расход паров через штуцер Vв = 2,70 м3/с.

Примем скорость паров Wдоп = 30 м/с.

Диаметр штуцера:

Dш=0,339 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 350 мм.

2.12.3 Вывод мазута

Массовый расход потока через штуцер R1 = 84234,318 кг/ч.

Относительная плотность мазута с204R1 = 0,9492.

Относительная плотность при температуре низа колонны:

сt4(R1) = 0,7532

Абсолютная плотность мазута при этой температуре сR1 = 753,18 кг/м3.

Примем скорость парожидкостного потока в штуцере Wдоп = 0,6 м/с.

Объемный расход потока

0,031 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,257 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 300 мм.

2.12.4 Ввод водяного пара

Массовый расход водяного пара через штуцер Z1 = 2527,03 кг/ч.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 40 м/с.

Температура пара составляет 400°С, давление Рраб = 6 ат.

Объемный расход потока:

0,359 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,107 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 125 мм.

2.12.5 Вывод первого циркуляционного орошения

Первое ЦО выводится с 15-й тарелки в количестве gЦ1 = 42677,05 кг/ч. Если в предыдущих расчетах производилась корректировка температуры вывода дизтоплива, в расчете необходимо использовать скорректированное количество орошения.

Абсолютная плотность орошения при температуре на 15-й тарелке сж(15) = 636,34 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 0,6 м/с.

Объемный расход потока

0,019 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,199 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 200 мм.



2.12.6 Ввод первого циркуляционного орошения

Первое ЦО подается при температуре 100°С, при ней абсолютная плотность орошения составит 771,63 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 1,5 м/с.

Объемный расход потока

0,015 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,114 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 125 мм.

2.12.7 Вывод второго циркуляционного орошения

Второе ЦО выводится с 25-й тарелки в количестве gЦ2 = 33083,82 кг/ч. Если в предыдущих расчетах производилась корректировка температуры вывода керосина, в расчете необходимо использовать скорректированное количество орошения.

Абсолютная плотность орошения при температуре на 25-й тарелке сж(25) = 617,51 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 0,6 м/с.

Объемный расход потока

0,015 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,178 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 200 мм.

2.12.8 Ввод второго циркуляционного орошения

Второе ЦО подается при температуре 70°С, при ней абсолютная плотность орошения составит 738,36 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 1,5 м/с.

Объемный расход потока

0,012 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,103 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 125 мм.

2.12.9 Вывод дизтоплива в стриппинг

Дизтопливо в стриппинг выводится с 17-й тарелки в количестве g17 = 7982 кг/ч.

Абсолютная плотность жидкости при температуре на 17-й тарелке сж(17) = 621,30 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 0,6 м/с.

Объемный расход потока:

Vдт 0,0036 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,087 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 100 мм.

13.10 Ввод паров из стриппинга дизтоплива

Объемный расход паров через штуцер V6 = 0,555 м3/с.

Примем скорость паров Wдоп = 30 м/с.

Диаметр штуцера:

Dш=0,154 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 200 мм.

13.11 Вывод керосина в стриппинг

Керосин в стриппинг выводится с 27-й тарелки в количестве g27 = 12744 кг/ч. Абсолютная плотность жидкости при температуре на 27-й тарелке сж(17) = 627,60 кг/м3.

Примем скорость потока в штуцере Wдоп = 0,6 м/с.

Объемный расход потока:

Vкер 0,0056 м3/с

Диаметр штуцера:

Dш=0,109 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 125 мм.

13.12 Ввод паров из стриппинга керосина

Объемный расход паров через штуцер V6 = 0,202 м3/с.

Примем скорость паров Wдоп = 30 м/с.

Диаметр штуцера:

Dш=0,093 м

Примем к установке стандартный диаметр Dy = 100 мм.



Список используемой литературы

Савченков А.Л. Технологический расчет установки атмосферной перегонки нефти: Учебное пособие. - Тюмень: ТюмГНГУ, 2006. - 98 с.

Багиров И. Т. Современные установки первичной переработки нефти. -- М.: Химия, 1974, 240 с.

Александров И. А. Ректификационные и адсорбционные аппараты. -- М.: Химия, 1981. 280 с.

Багатуров С. А. Основы теории и расчета перегонки и ректификации. -- М.: Химия, 1974. -- 440 с.

Ахметов С. А. Технология глубокой переработки нефти и газа. -- Уфа: Гилем, 2002. 672 с.

Размещено на Allbest.ru