Утилизация кислого гудрона

на тарелках циркуляционных орошений - 10 мм рт. ст.;

на тарелках стриппинг-секций - 5 мм рт. ст.;

между верхней тарелкой и емкостью орошения - 25 мм рт. ст.

При определении абсолютного давления в различных сечениях колонны перепад давления между сечением вывода бокового погона и верхом стриппинг-секции, а также гидравлическое сопротивление отбойников не учитываются.

Температуру сырья на входе в колонну К-2 принимаем 350оС, доля отгона сырья при этой температуре примерно равна доле отбора светлых компонентов из сырья.

Физические характеристики внешних материальных потоков

Плотность флегмы и паров в отдельных сечениях колонны может быть принята ориентировочно из предложения равномерного перепада плотности на одну тарелку в отдельных секциях колонны [9].

Физические характеристики внешних материальных потоков приведены в таблице 3.9.

Таблица 3.9 - Физические характеристики внешних материальных потоков

Поток	Условное обозначение	420	М
Отбензиненная нефть	F0	0,752	117,3
Бензин	D3	0,683	167,1
Керосин	W3	0,774	213,9
Дизельное топливо	W2	0,852	313,1
Мазут	W1	0,953	340,0

Расчет процесса однократного испарения сырья на входе в колонну К-2

Относительное количество паровой фазы, образующейся при однократном испарении сырья на входе в колонну, рассчитывается по одному из уравнений [9]:

где х`Fi, y*Fi, x*Fi - мольные концентрации отдельных фракций, соответственно, в сырье, в паровой и в жидких фазах сырья;

К - константа фазового равновесия i-го компонента;

е` - мольная доля отгона сырья на входе в колонну.

Расчет процесса однократного испарения сырья проводился при температуре ввода сырья в колонну tвх=250oC и при давлении 1600 мм рт. ст.

Мольная доля отгона - 0,95.

Массовая доля отгона - 0,848.

Молекулярные массы: сырья - 209,7, паровой фазы - 121,6, жидкой фазы - 313,12.

Относительная плотность паровой фазы по кривым разгонки полуотбензиненной нефти 0,73.

Относительная плотность жидкой фазы определится из уравнения:

. 0,904.

Выбор схемы орошения в колонне [9]

Съем тепла в колонне может быть осуществлен различными способами.

Весь избыток тепла снимается вверху колонны. В этом случае возможны три варианта:

Острым испаряющим орошением, при этом флегмовое число в верхней части колонны максимально, вниз по высоте колонны нагрузки по паровой и жидкой фазе снижаются, соответственно уменьшается эффективность работы тарелок; утилизация тепла в этом случае практически невозможна; расход хладагента в конденсаторе-холодильнике высокий;

Верхним циркуляционным орошением, при этом возможна утилизация тепла при большой поверхности теплообмена, так как температурный напор в теплообменных аппаратах нагрева сырья будет небольшим;

Совместно острым и верхним циркуляционным орошением.

Избыток тепла снимается вверху колонны и промежуточными циркуляционными орошениями; съем тепла должен быть организован таким образом, чтобы обеспечить необходимое флегмовое число в каждой секции колонны; нагрузки тарелок по паровой и жидкой фазе выравниваются, диаметр колонны при этом будет минимальным; возможна утилизация тепла при меньшей поверхности теплообмена, чем для первого случая.

Количество тепла, которое необходимо снять орошением, определяется из совместного решения уравнений материального и теплового баланса соответствующей секции колонны.

Расчет температурного режима сложной колонны [9]

Расчет температурного режима колонны и нагрузок по пару и жидкости в отдельных сечениях проводится, начиная с отгонной секции.

Температура паров принимается равной среднему значению между температурой жидкости на входе в отпарную секцию и температурой остатка. Энтальпии паровых и жидкостных потоков рассчитываются по формулам Крега, кДж/кг:

Тепло, выделяемое водяным паром при охлаждении от температуры входа до температуры в соответствующем сечении в колонне К-2 и стриппинг-секциях, не учитывая, так как оно составляет небольшую величину и в некоторой степени компенсирует также не учитываемые в расчете тепловые потери от корпуса колонны в окружающую среду. На рисунке 3.8 представлен тепловой баланс отгонной секции колонны.



Рисунок 3.8 - Тепловой баланс в отгонной секции колонны

Таблица 3.10 - Материальный баланс отгонной секции

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М		Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количество тепла, ГДж/ч
Приход:
W1	36000	313	0,953	250	540,03	19,44
G0	-	280	0,865	250	822,48	G0822,4810-6
Итого:	19,44 + G0822,4810-6
Расход:
W1	36000	313	0,953	230	488,88	17,60
G0	-	280	0,865	240	899,17	G0899,1710-6
Итого:	17,60 + G0899,1710-6

Из теплового баланса G0=14012,46 кг/ч, а паровое число составит G0/W1=0,39.

Парциальное давление нефтяных паров над верхней тарелкой отгонной секции определится по уравнению: мм рт. ст.,

где эв - абсолютное давление над верхней тарелкой отгонной секции;

G0`, z`1 - количество молей, соответственно, нефтяных и водяных паров.

При давлении 760 мм рт. ст. нефтяные пары, как было принято, имеют температуру 250оС, при рассчитанном парциальном давлении, равном 249,64 мм рт. ст., температура паров равна примерно 240оС. Из этого следует, что предварительно принятая температура соответствует расчетной.

Для определения нагрузок в сечении отвода жидкости в стриппинг-секцию К-3/1 предварительно примем температуру жидкости на 15-й тарелке:

Тепловой баланс стриппинг-секции дизельного топлива [9]

Температуру дизельного топлива на выходе из стриппинг-секции примем на 20оС ниже температуры жидкости на входе:

Температуру паров, уходящих из стриппинг-секции, принимаем равной среднему значению между температурами жидкости, поступающей с 15-й тарелки, и дизельного топлива, отбираемого из К-3/1(таблица 3.11).

Таблица 3.11 - Тепловой баланс

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М		Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количество тепла, ГДж/ч
Приход:
W2	41500	214	0,852	230	517,04	21,46
Gстр.1		160	0,805	230	796,99	803,9910-6 G стр,1
Итого:	21,46 + 796,9910-6 G стр,1
Расход:
W2	41500	214	0,852	210	464,41	19,27
Gстр. 1		160	0,805	220	803,99	773,9910-6 G стр,1
Итого:	19,27 + 803,9910-6 G стр,1

Из теплового баланса Gстр1= 12342 кг/ч, а паровое число составит Gстр1/W2=0,3.

Парциальное давление нефтяных паров над верхней тарелкой стриппинг-секции определится по уравнению:

мм рт. ст.,

где 15 - абсолютное давление над верхней тарелкой стриппинг-секции, принимаем равным давлению над тарелкой бокового отбора;

Gстр1`, z`2 - количество молей, соответственно, нефтяных и водяных паров, подаваемых в стриппинг-секцию.

При давлении 760 мм рт. ст. нефтяные пары имеют температуру 215,8оС, при рассчитанном парциальном давлении, равном 960 мм рт. ст., температура паров равна примерно 220оС. Предварительно принятая температура соответствует расчетной, и дополнительный пересчет не требуется.

Количество жидкости, отводимой в стриппинг-секцию с 15-й тарелки: кг/ч.

Плотность и молекулярная масса этой жидкости определяется по правилу смешения.

Примем температуру паров, поступающих с 14-й тарелки, на 10оС выше температуры жидкости на 15-й тарелке, т.е. 245оС (таблица 3.12).

Таблица 3.12 - Тепловой баланс

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М		Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количество тепла, ГДж/ч
Приход:
GF	63460	122	0,73	250	871,21	308,44
gF	354040	313	0,904	250	554,47	80,93
g15		209	0,805	230	396,00	39610-6g15
Итого:	389,37+39610-6g15
Расход:
D3	258000	102	0,683	240	607,49	156,73
W3	82000	213	0,774	240	570,66	46,79
W2	41500	214	0,852	240	543,91	22,57
g15		209	0,805	240	559,56	559,56 10-6g15
W1	36000	313	0,953	245	527,11	18,98
Qцо1						Qцо1
Итого:	245,07+559,5610-6g15 + Qцо1

Из теплового баланса: (559,56-396) ·10-6 ГДж/ч.

Максимальное количество тепла, которое можно снять циркуляционным орошением:ГДж/ч, при этом вся жидкость с 15-й тарелки поступает в стриппинг-секцию, т.е. 15-я тарелка «глухая», g15=0.

Принимаем: Qцо1=0,8 ·=115,44 ГДж/ч, в этом случае

g15= 176442,1 кг/ч, G14= 557942,1 кг/ч.

Количество жидкости на 15-й тарелке:

g15(общ)=g15+ g(стр1)= 176442,1 + = 230284,14 кг/ч.

Принимаем, что с 16-й тарелки на 15-ю поступает такое же количество жидкости:

g16 = g15(общ)= 230284,14 кг/ч.

Количество паров над 15-й тарелкой:

G15=D3+W3+g16= 570284,14 кг/ч.

Для проверки принятой в начале расчета температуры жидкости на 15-й тарелке определим парциальное давление фракции дизельного топлива в парах по уравнению:

= 817,48 мм рт. ст.

Тепловой баланс стриппинг секции керосина [9]

Принимаем температуру жидкости на 25-й тарелке:

Температуру керосина на выходе из стриппинг-секции принимаем на 16оС ниже температуры жидкости на входе:

Температуру паров, уходящих из стриппинг-секции принимаем равной 176оС. Составляем тепловой баланс и заносим значения в таблицу 3.13. Из теплового баланса Gстр2= 16812 кг/ч, паровое число составляет 0,2.

Таблица 3.13 - Тепловой баланс

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М		Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количество тепла, ГДж/ч
Приход:
W3	82000	167	0,774	184	417,75	34,26
G стр2		136	0,688	184	700,99	700,99106Gстр2
Итого:	34,26 + 700,9910-6Gстр2
Расход:
W3	82000	167	0,774	168	376,27	30,85
G стр2		136	0,688	176	903,31	903,31106Gстр2
Итого:	30,85 + 903,3110-6Gстр2



Парциальное давление нефтяных паров над верхней тарелкой этой стриппинг-секции 840 мм рт.ст. Количество жидкости, отводимой в стриппинг-секцию с 25-й тарелки: gстр2= 98812 кг/ч.

Плотность и молекулярная масса этой жидкости: =0,759, М=162.

Принимаем температуру паров под 25-й тарелкой на 10оС выше температуры жидкости на 25-й тарелке. Составляем тепловой баланс и заносим значения в таблицу 3.14.

Таблица 3.14 - Тепловой баланс

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М	P420	Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количество тепла, ГДж/ч
Приход:
GF	354040	122	0,73	250	871,21	308,44
gF	145960	313	0,904	250	554,47	80,93
g25		115	0,802	184	550,39	550,3910-6g25
Итого:	389,37+550,3910-6g25
Расход:
D3	258000	102	0,683	194	472,84	121,99
W3	82000	213	0,774	194	444,17	36,42
g25		115	0,802	194	436,35	436,3510-6g25
W2	41500	214	0,852	194	423,35	17,57
W1	36000	313	0,953	230	488,88	17,60
Qцо1						115,44
Qцо2						Qцо2
Итого:	309,02+436,3510-6g25

Максимальное количество тепла, которое можно снять циркуляционным орошением: (Qцо2)макс=80,35 ГДж/час, принимаем Qцо2=0,8 =64,28 ГДж/ч, в этом случае g25= 141400,41 кг/ч, G24= 481400,41 кг/ч.

Количество жидкости на 25-й тарелке:

g25(общ)=g25+g(стр2)= 481400,41+ 98812= 580212,41 кг/ч. 

Принимаем, что с 16-й тарелки на 15-ю поступает такое же количество жидкости: g26=g25(общ)=580212,41 кг/ч.

Флегмовое число g26/D3=2,25.

Количество паров над 25й тарелкой: G25=D3+g26=838212,41 кг/ч.

Из уравнения теплового баланса, составленного для всей сложной колонны, определим количество тепла, которое необходимо отобрать сверху колонны холодным орошением:

11,07 ГДж/ч.

Записываем результаты полученных расчетов в таблицу 3.15, 3.16.

Таблица 3.15 - Тепловой баланс

Условное обозначение потока	Расход, кг/ч	М	420	Температура, оС	Энтальпия, кДж/кг	Количест-во тепла, ГДж/ч
Приход:
GF	354040	122	0,73	250	871,21	308,44
gF	145960	313	0,904	250	554,47	80,93
Итого:						389,37
Расход:
D3	258000	102	0,683	165	472,84	121,99
W3	82000	213	0,774	178	444,17	36,42
W2	41500	214	0,852	240	543,91	22,57
W1	36000	313	0,953	230	488,88	17,60
Всего с продуктами:						198,59

Таблица 3.16 - Тепло, снимаемое орошением

Технологич. поток	Расход, кг/ч	420	Темпер. вых., оС	Темпер. вх., оС	Энт. вых., кДж/кг	Энт. вх., кДж/кг	Колич. тепла, ГДж/ч
Холодное орошение	19518,65	0,753	165	50	669	102	11,07
2-е циркул. орошение	187408,77	0,812	207	60	462	119	64,28
1-е циркул. орошение	260583,76	0,873	278	100	642	199	115,44
Всего с орошениями							190,79
Итого:							389,37

Расчет основных размеров колонны К-2 [9]

Диаметр колонны определяется по максимально допустимой скорости паров и их объему в наиболее загруженном сечении. Объем паров рассчитывается с учетом водяного пара по уравнению:

, м3/с

Таблица 3.17 - Тепловой баланс

Сечение над тарелкой №	М	G', кмоль/ч	z', кмоль/ч	t,	Р, мм рт.ст.	Vп, м3/с
31	122	1044,5	488	159	1084	10,58
25	140	823	488	194	1166	9,10
24	142	810	472	204	1210	8,75
15	195	890	472	230	1290	9,20
14	199	790	417	240	1300	8,25
5	200	850	417	250	1395	8,23
4	280	228	417	250	1400	4,17

Максимально допустимая линейная скорость паров для колонн с переливными тарелками рассчитывается по уравнению, м/с:

,

где C - коэффициент, зависящий от расстояния между тарелками и условий ректификации, м/ч;

- абсолютные плотности соответственно жидкости и паров при температуре и давлении в расчетном сечении, кг/м3.

Плотность паровой фазы определяют по формуле:

,

где G - суммарный массовый расход всех паров, проходящих через рассчитываемое сечение.

Диаметр колонны рассчитываем для сечения над 5-ой тарелкой, где G=176470,56 кг/ч, g=191176,44 кг/ч.

Объем паров Vп=9,80 м3/с.

Плотность паров сп=9,55 кг/м3.

Плотность жидкости сж=904 кг/м3.

С=775 м/ч.

Таким образом, максимально допустимая скорость паров

0,664 м/с.

Максимальный диаметр:3,81 м.

Минимальный диаметр: 2,88 м.

Фактический диаметр: 3,34 м.

По нормальному ряду принимаем диаметр D=3,4 м.

Принимаем расстояние между тарелками H=500 мм.

Высоту низа колонны определяют с учетом необходимого запаса жидкости в случае прекращения подачи сырья в колонну. Запас жидкости определяют из соотношения:

,

где - запас времени.

Для расчета общей высоты колонны рассчитываем следующие высоты:

расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем - h1=D/2, h1=1,7 м;

высота концентрационной части - h2=H*(Nk-1), h2=13 м;

высота питательной секции - h3=1,5 м;

высота отгонной части -h4= H*(No-1), h4=1,5 м;

расстояние от уровня жидкости до нижней тарелки - h5=1.5 м;

высота запаса жидкости - h6=3,5 м;

высота опорной части колонны - h7=4 м.

Общая высота колонны составляет Hкол=26,7 м.

3.4.4 Расчет теплообменного аппарата. Конструктивный тепловой расчет [7]

Средние арифметические температуры теплоносителей:

єС,єС.

Основные показатели горячего и холодного теплоносителей приведены в таблице 3.18. Исходя из этих показателей, может быть выбран теплообменный аппарат подходящей конструкции.



Таблица 3.18 - Свойства теплоносителей

Показатель	Значение
Холодный теплоноситель - нефть
Теплоемкость, cpm, Дж/(кг•К)	2050
Коэфф. теплопроводности, , Вт/(м•К)	0,125
Кинематич. коэфф. вязкости, •10-6 ,м2/с	7,0
Коэфф. объемного расшир., 10-4 ,К-1	7,2
Плотность, , кг/м3	820
Число Прандтля, Pr	90,0
Горячий теплоноситель - дизельное топливо
Теплоемкость, cpm, Дж/(кг•К)	2800
Коэфф.теплопроводности, , Вт/(м•К)	0,080
Кинематич. коэфф. вязкости, •10-6 ,м2/с	0,5
Коэфф. объемного расшир., 10-4 ,К-1	12,7
Плотность, , кг/м3	680
Число Прандтля, Pr	11,0

Мощность теплообменного аппарата:

Вт;

кВт;

.

Средняя разность температур:

Средняя логарифмическая разность температур (уравнение Грасгофа):

.

Наибольшая и наименьшая разности температур:



;

єC;

єC.

Предварительное определение водяного эквивалента поверхности нагрева и размеров аппарата.

Водяной эквивалент

Расчетная площадь поверхности теплообмена.

Коэффициент теплопередачи k:

Коэффициент теплоотдачи для горячего теплоносителя 1=150500Вт/(м2К). Примем 1=325 Вт/(м2К).

Коэффициент теплоотдачи для холодного теплоносителя 2=50020000Вт/(м2К). Примем 2=10250 Вт/(м2К).

Термические сопротивления загрязнений:

Rз1=0,0005 м2К/Вт;Rз2=0,0029 м2К/Вт.

Материал труб - сталь Ст40, ст=48,1 Вт(мК).

Толщина стенок 1,53 мм. Примем ст=2 мм.



Расчетная площадь поверхности .

Площади проходных сечений: ,

где w - скорость течения теплоносителя в ТА.

Скорость выбираем в соответствии с методическими рекомендациями:

w1 = ( 0,5 ч 3,0) м/с, w2 = ( 0,2 ч 1,0) м/с,

Определение истинного индекса противоточности для многоходовых теплообменных аппаратов:

Индекс противоточности Pmin=

Истинный индекс противоточности: P=

3.4.5 Предварительный выбор теплообменного аппарата по каталогу [7]

Учитывая расчетные площадь поверхности теплообмена и площади проходных сечений, выбираем двухходовой кожухотрубчатый теплообменный аппарат с плавающей головкой (таблица 3.19).

Таблица 3.19 - Конструктивные характеристики кожухотрубного теплообменного аппарата

Площадь поверхности теплообмена, м2	635
Число ходов по трубам, nx	2
Наружный диаметр кожуха	-
Внутренний диаметр кожуха D1, мм	1200
Наружный диаметр труб dн, мм	25
Толщина стенки , мм	2
Активная длина труб l, мм	9000
площадь проходного сечения между перегородками fмп, м2	28•10-2
площадь проходного сечения в вырезе перегородки fв, м2	12,6•10-2
площадь проходного сечения одного хода по трубам fох, м2	15,5•10-2
Расположение труб в пучке	В вершинах квадрата

Определение коэффициента теплоотдачи от горячего теплоносителя к стенке (бтр, Вт/(м2•К)).

Холодный теплоноситель направляем в трубное пространство.

Средняя скорость теплоносителя в трубном пространстве:

Число Рейнольдса :

Так как режим течения переходный, то значения необходимых коэффициентов будут равны: С = 8,809; i = 0; j = 0; y=0,43; Prc=30 для температуры tc=(t1m+t2m)/2=137,5oC.



Определение коэффициента теплоотдачи от стенки к холодному теплоносителю (бмтр, Вт/(м2•К)).

Горячий теплоноситель пускаем в межтрубное пространство.

Число Нуссельта: ,

где С = 0,772; С1 = 0,4; СZ = 1; m = 0,6; n = 0,36 ; Prc=18.

Уточнение коэффициента теплопередачи к (Вт/(м2•К)), водяного эквивалента поверхности нагрева кF (Вт/К), площади поверности F(м2).

Проверочный тепловой расчет.

1. Мощность теплообменного аппарата Q, кВт по данным проверочного расчета (расчет второго рода) [7].

;

; ;

,

или - приведённый водяной эквивалент.

Вт

2. Расчет конечных действительных температур теплоносителей.

Действительные температуры теплоносителей на выходе из теплообменного аппарата:

єС; oC.

3. Расчет погрешностей определяемых величин.

t1=

t2=

Q=

F=

Схема теплообменного аппарата.

1.Площадь для построения диаграммы: F`=F/2=635/2=317,5 м2.

2.Тепловая мощность:

3.Промежуточные температуры:

oC

oC



Рисунок 3.9 - Зависимость температур горячего (дизельное топливо) и холодного (нефть) теплоносителей от площади поверхности теплообменного аппарата

Рисунок 3.10 - Двухходовой кожухотрубчатый теплообменник с плавающей головкой

1 - крышка распределительной камеры; 2 - распределительная камера; 3 - неподвижная трубная решетка; 4 - кожух; 5 - теплообменная труба; 6 - поперечная перегородка; 7 - по-движная трубная решетка; 8 - задняя крышка кожуха; 9 - крышка плавающей головки; 10 - опора; 11 - катковая опора трубного пучка [7, c.78].



Таблица 3.20 - Геометрические характеристики расположения труб в пучке

Наружный диаметр труб dн, мм	t, мм	Поперечный шаг труб S1 = t, мм	Продольный шаг труб S2, мм
25	32	45,3	22,65

2

Рисунок 3.11 - Схемы движения теплоносителей и положение перегородок в

распределительной камере и задней крышке теплообменного аппарата

Рисунок 3.12 - Схема расположения труб в пучке

3.4.6 Расчет трубчатой печи[10]

Трубчатая печь - аппарат, предназначенный для нагрева и частичного испарения нефти. В качестве топлива в трубчатых печах может использоваться газ или мазут.

Температурный режим печи.

Температура сырья на входе в печь соответствует температуре низа отбензинивающей колонны К-1 установки АТ с двукратным испарением и двукратной ректификацией, т.е. Твх =250oC.

Температура сырья на выходе из печи соответствует температуре его на входе в колонну К-2, Твых = 250oC.

Исходя из практических данных, давление в печи принимают 0,2-0,3 МПа. Принимаем Р = 0,3МПа.

Температура насыщенного водяного пара на входе в пароперегреватель печи соответствует температуре насыщения его при выбранном давлении. Следовательно, Тнас.вп=133oC при давлении Р = 0,3МПа.

Температура перегретого водяного пара на выходе из пароперегревателя соответствует температуре поступления его в колонну равной 400oС.

Температура дымовых газов на входе в конвекционную секцию составляет 800-850oС (по заводским данным). Примем 850oС.

Температура уходящих из печи дымовых газов на 120-150oС выше температура сырья, подаваемого в печь, т.е. Т=250 + 120 = 370oС.

Полезная тепловая нагрузка, КПД и расход топлива.

Топливом для современных печей служит газ. Тепло, выделяющееся при сгорании топлива, расходуется на нагрев сырья и испарение той его части, которая соответствует доле светлых нефтепродуктов (полезное тепло), а также теряется в окружающую среду и с уходящими дымовыми газами (потери).

Полезная тепловая нагрузка печи рассчитывается по следующей формуле:

Qпол = Qполс + Qполвп или

Qпол = Gс*[e*qt1п + (1-e)*qt1ж - qtж] + Gвп*[(iпер - iнас) + xl] кДж/ч,

где е - массовая доля отгона (доля светлых нефтепродуктов);

qt1п, qt1ж - теплосодержание нефтяных потоков на выходе из печи,кДж/кг;

qtж - теплосодержание сырья на входе в печь, кДж/кг;

inep - теплосодержание перегретого водяного пара, кДж/кг;

iнас - теплосодержание насыщенного водяного пара, кДж/кг,

х - доля влаги в насыщенном водяном паре (х = 0,04);

х l - скрытая теплота парообразования воды [4].

Qпол = 500000·[0,7·1140,02 + (1-0,7)·897,51 - 659,16] +5000·[(3280,62- 2700)+0,04·2262] = 207,41·106 кДж/ч.

Потери тепла в окружающую среду составляет 4-8% от низшей теплотворной способности. Низшую теплотворную способность Qрн принимаем равной 47233,532 кДж/ч [5].

Потери тепла в окружающую среду составят:

кДж/ч.

Потери тепла с уходящими дымовыми газами устанавливается по графику в соответствии с выбранной температурой уходящих газов.

При температуре 8500С, Qд.г.= 8500 кДж/кг.

КПД печи устанавливается по формуле:

Расход топлива в печи:

кг/ч.

3.4.7 Расчет конденсатора-холодильника [10]

Расчет проводится на примере расчета аппарата воздушного конденсатора-холодильника для охлаждения бензиновой фракции.

Температурный режим.

Воздух, нагнетаемый вентилятором, нагревается от температуры на входе 15-20°С до температуры на выходе 60-70°С. Принимаем температуру на входе 20°С, температуру на выходе 60°С.

Конечная температура потока, при которой бензиновая фракция следует в парк, может быть принята в пределах 50-70°С. Принимаем 70°С.

Тепловой баланс.

Gбенз*(qtвхбенз-qtвыхбенз)+Gвод пар*(Свод пар (tначв.п. -100)+l вод.пар+ Своды(100- tконводы))= =Vв*св*Cв*(tвыхв-tвхв),

где gбенз - масса бензиновой фракции, кг/ч;

qtвхбенз, qtвыхбенз - теплосодержание бензиновой фракции на входе и выходе из

АВО, кДж/кг;

vb - объем воздуха, нагнетаемого вентилятором, м3/ч;

св - плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3;

Св - теплоемкость воздуха 1,0 кДж/кг°С;

tвыхв, tвхв - температура воздуха на входе и выходе из АВО, °С;

Gвод.пар - масса водяного пара, кг/ч;

Свод. пар - теплоемкость водяных паров, кДж/кгоС;

tначв.п, tконводы - начальная и конечная температуры водяного пара и воды соответственно, оС;

l вод. пар - теплота конденсации водяного пара, кДж/кг;

Своды - теплоемкость воды, кДж/кгоС.

Из теплового баланса определяется расход воздуха:

258000·(635,36-144,99) + 5000·(2,0531·(163-100)+ 2608,2 + 4,174·(100-70))= Vв ·1,29·1,0·(60 - 20)

Vв = 2729249,74 м3/ч.

Поверхность конденсации и охлаждения.

Поверхность конденсации или охлаждения определяется при помощи того же уравнения, что и поверхность теплообменников.

,

где коэффициент теплопередачи К для воздушных конденсаторов и холодильников с оребренными трубами принимается в пределе от 42 до 209 кДж/м2·ч·°С;

Принимаем К=209 кДж/м2·ч·°С.

Средняя разность температур фср для воздушных конденсаторов и холодильников, в которых имеется перекрестное движение теплообменивающихся потоков, принимается равным 0,8·фср противотока.

Твхгор = 163°С Твыхгор=70°С

Твыххол = 60°С Твххол=20°С

?Тв= Твхгор - Твыххол = 176,3-60=116,3 ?Тн= Твыхгор - Твххол = 70-20=50

Так как отношение ?Тв/?Тн >2, то

фср” = 0,878,62 = 62,90oC.

Q = 27,0·106 кДж/ч.

Принимаем воздушный конденсатор-холодильник на 7500 м2.



3.4.8 Подбор насоса [6]

На установках АТ в основном применяются центробежные насосы. От правильного выбора насосов в значительной степени зависит нормальная работа установки. Выбор насосов осуществляется по следующим техническим характеристикам: типу, коррозионной стойкости, производительности, общему напору, кавитационному запасу, типу и исполнению уплотнения.

Производительность насоса выбирается по расходу жидкости с учетом изменения ее плотности от температуры и коэффициента запаса или возможных колебаний нагрузки на насос при различных вариантах его эксплуатации.

Выбираем для расчета сырьевой насос.

,

где Gн - часовой расход нефти, т/ч;

gп - выход или удельный расход потоков, gп = 1 кг/кг;

K - коэффициент запаса, К= 1,2-1,3;

с204 - плотность нефти при температуре перекачки, кг/м3.

Принимаем напор Н = 40м.

м3/ч.

При данной производительности выбираем (тип/размер) насос 14НДс-Нф540. Нефтяные насосы типа НДC-горизонтальные одноступенчатые с рабочим колесом двухстороннего входа рабочей среды - предназначены для перекачивания нефтепродуктов с температурой от -3 до +200 °С. Вал имеет выносные опоры, корпус состоит из двух частей с горизонтальным разъемом, материал основных частей - чугун.

Список использованных литературных источников

1. Сборник «Нефти Восточных районов СССР» , М,; Химия, 1971-74 гг.

2. Капустин В. М., Рудин М. Г. Химия и технология переработки нефти. Учебное пособие. М.; Химия, 2013.-496 с.

3. Козлов Б. И. Процессы алкилирования, изомеризации и полимеризации в нефтепереработке.-М.; Химия, 1990г. 64 с.

4. Технология переработки нефти ч. 1 Первичная переработка нефти/ под редакцией О. Ф. Глаголевой, В.М. Капустина.-М,; Химия, 2007, 400 с.

5. Технология переработки нефти ч. 2 Деструктивные процессы/ под редакцией В.М. Капустина, А.А. Гуреева-М,; Химия, 2007, 334 с.

6. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: справочник Рабинович Г. Г., Рябых П. М., Хохряков П. А. и др.; Под ред. Е. Н. Судакова.- З-е изд., перераб. и доп. -М.: Химия, 1979. - 568 с., ил.

7. Калинин А.Ф., Расчет и выбор конструкции кожухотрубного теплообменного аппарата: Методические указания по курсовому проектированию. 2-е издание, переработанное и дополненное. - М.: РГУ нефти и газа им. И.М. Губкина, 2002. - 82 с.

8. Н. К. Матвеева, Т. П. Клокова, Методические указания к курсовому проектированию по курсу «Технология переработки нефти и газа», М.: МИНГ им. И. М. Губкина, 1986. 36 с.

9. Прокофьева Т.В., Владимиров А.И. Технологический расчет атмосферной колонны установки АВТ. - М.: ГАНГ, 1996, 68 с.

10. Кузнецов А.А., Кагерманов С.М., Судаков Е.Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности. - М.: Химия, 1966г., 336 с.

11. Технический регламент "О требованиях к автомобильному и авиационному бензину, дизельному и судовому топливу, топливу для реактивных двигателей и топочному мазуту" от 27 февраля 2008 г (с изменениями от 25 сентября, 30 декабря 2008 г., 21 апреля 2010 г.)

12. М. Г. Рудин, В. Е. Сомов, А. С. Фомин. Карманный справочник нефтепереработчика. - М.: ЦНИИТЭнефтехим ОАО, 2004, 336 с.



Приложение 1

Поточная схема переработки Уметской нефти 4 млн т.

Список сокращений, использованных в поточной схеме:

АГФУ - абсорбционно-газофракционирующая установка;

ГО - гидроочистка;

АТ - атмосферная трубчатка;

УПСК - установка производства серной кислоты;

Кат. крекинг - каталитический крекинг;

ДТ - дизельное топливо;

РТ - реактивное топливо;

ССБ - станция смешения бензина;

ССДТ - станция смешения дизельного топлива;

ППФ - пропан-пропиленовая фракция;

ВСГ - водородсодержащий газ.

Приложение 2

Технологическая схема атмосферной перегонки нефти

Н-1-9- насосы; Т-1-5- теплообменники; Х-1-4- водяные холодильники; АВО-1-4- аппараты воздушного охлаждения; К-1 - ректификационная колонна; К-2- основная ректификационная колонна; П-1- трубчатая печь; К-3,4- отпарная колонна. I- обессоленная нефть; II- водяной пар; III- газ; IV- фракция легкого бензина; V- фракция тяжелого бензина; VI- керосиновая фракция; VII- фракция дизельного топлива; VIII- мазут.

Размещено на Allbest.ru