Материальный баланс завода, работающего на Вятской нефти

1186,31

49429,69

Легкий алкилат

270,48

741,03

30876,24

БГН

19,64

53,81

2242,16

ССДТ

2893,98

7928,70

330362,45

ГОДТ

1639,06

4490,58

187107,71

Тяж.алкилат

24,00

65,75

2739,40

Диз.с ГК

1230,91

3372,37

140515,35

Потери

94,77

259,64

10818,30

ВСГ

23,73

65,02

2709,23

Битумы

3771,59

10333,13

430546,88

ССРТ

798,77

2188,40

91183,34

Итого:

10114,64

27711,34

1154639,08

(без ВП)

10000,00

27397,26

1141552,51



2. Технологический расчет установки вакуумной перегонки мазута

С низа атмосферной колонны откачивается мазут, который нагревается в змеевике вакуум - печи и по двум тангенциальным вводам подаётся в вакуумную колонну. В сечении питания этой колонны над вводом сырья установлены отбойные тарелки для предотвращения "заноса" капель жидкого остатка.

Для орошения верха колонны используется верхнее циркуляционное орошение. Не конденсирующиеся в верху вакуумной колонны компоненты, представляющие смесь лёгких фракций, газов разложения, паров воды и воздуха выводятся из колонны и охлаждаются в АВО, затем в водяной холодильник поверхностного типа, после которого газожидкостная смесь поступает в систему создания вакуума. Вакуум в вакуумной колонне создаётся с помощью системы паровых эжекторов. Пары и газы после каждого эжектора поступают в конденсатор водяного пара. Образующийся конденсат стекает в отстойник, где компонент дизтоплива отделяется от воды и далее насосом откачивается с установки. Водяной конденсат чаще всего используется для промывки нефти в блоке ЭЛОУ.

Кроме острого орошения вакуумная колонна имеет два циркуляционных орошения, которыми отводится теплота ниже тарелок отбора фракций компонента дизтоплива и вакуумного газойля. Циркуляционные орошения осуществляются с помощью насосов, которыми флегма возвращается через теплообменники в колонну на вышележащую тарелку.

Компонент дизтоплива насосом последовательно прокачивается через теплообменник и АВО, после чего выводится с установки. Вакуумный газойль выводится с низа отпарной колонны насосом и после теплообменника и АВО откачивается с установки.

С низа вакуумной колонны отбирают гудрон, тепло которого используется на нагрев нефти.

Технологичекая схема установки вакуумной перегонки мазута приведена на рис. 3 .

2.1 Технологический расчет колонны

Материальный баланс колонны.

Материальный баланс вакуумной колонны составим на основе кривой ИТК мазута и заданной чёткости погоноразделения.

По кривой ИТК нефти выход фракций, кипящих выше 350?С, составляет 56,6%масс. Выход мазута на нефть с учётом 4,0%масс. фракции до 350?С, увлечённой в мазут в атмосферной колонне, составляет:

%

Плотность мазута составляет

Выход отдельных фракций в пересчёте на мазут:

до 350?С - %масс.

350 - 500?С - %масс.

выше 500?С - %масс

где 17,6;39,0 - выход соответствующих фракций на нефть п.о ИТК нефти, %масс с учктом прохождения ЭЛОУ. Принимаем температуру начала кипения фракции до 350?С равной 315?С.

Исходя из процентного выхода отдельных фракций, строим кривую ИТК мазута (рис. 4.). На этот же график наносим кривые плотности и молекулярной массы.

Чёткость разделения дистиллятов ректификационной колонны определяется степенью налегания фракционного состава смежных дистиллятов и оценивается разностью температур начала и конца кипения 10 и 90% отгонов высококипящего и низкокипящего смежных дистиллятов.

Так для вакуумного газойля целевыми фракциями является отгон, выкипающий от 350 до 500?С. Содержание смежных фракций оценивается отгоном, выкипающим до 350?С и выше 420?С. Зададимся концентрацией отдельных фракций в дистиллятах и составим материальный баланс по отдельным фракциям.

Расчёт произведём на 100 кг сырья.

yD=0,98 и xD=0,02 - концентрация фракции выкипающей до 350?С, соответственно в дизтопливе D3 и в вакуумном газойле D2.

Тогда материальный баланс по фракции до 350?С:

D3 * yD + D2 * xD = LM * бD

D3 *0,98 + D2 * 0,02 = 100 *0,04. (1)

Материальный баланс по фракциям, выкипающим до 500?С:

цD =0,05 - концентрация фракции, выкипающей выше 500?С, в вакуумном газойле D2;

xD =0,05 - концентрация фракций, выкипающих до 500?С, в гудроне D1.

D3 + D2 * (1 - цD ) +D1 * xD = LM * (бD + бD ),

D3 + D2 * (1 - 0,05) +D1 * 0,05 = LM * (0,04 + 0,5137), (2)

По всему сырью:

D3 + D2 + D1 = 100. (3)

В приведённых уравнениях бD , бD , бD - соответственно концентрации фракций до 350?С, 350 - 500?С в мазуте.

Решая совместно уравнения (1 - 3), определяем выход отдельных дистиллятов на 100 кг или в процентах на мазут при заданной чёткости разделения.

D3 = 3,0; D2 = 30 и D1 = 67 кг/100 кг мазута или %.

Кривые ИТК отдельных продуктов при заданной чёткости погоноразделения приведены на рис. 5.

В процессе нагрева сырья в трубчатой печи и длительного пребывания продуктов в колонне происходит разложение тяжёлых продуктов. Принимая во внимание опыт эксплуатации вакуумных колонн, принимаем выход газов разложения равным 0,3%масс. на мазут с молекулярной массой 44. Поскольку наибольшему разложению подвержены тяжёлые углеводороды, то выход газов разложения отнесём за счёт уменьшения выхода гудрона, т.е. D1= 66,7%масс.

Время работы установки принимаем 340дней, тогда:

LM = кг/ч

Таблица 2.1.

Материальный баланс колонны

Потоки	Выход в % на	Количество, кг/ч
	нефть	мазут
Приход:
Мазут	58,95	100	820000
ИТОГО:	58,95	100	820000
Расход:
Газы разложения	0,23	0,3	2460
Компонент дизтоплива	2,12	3	24600
Вакуумный газойль	17,6	30	246000
Гудрон	39	66,7	546940
ИТОГО:	58,95	100	820000

Описание устройства вакуумной колонны.

Вакуумная колонна предназначена для получения продуктов, которые могут быть товарными или являться сырьём для других технологических установок.

Проектируемая вакуумная установка является сложной колонной (см. рис. 6.). Тепло, необходимое для создания горячего жидкого орошения в колонне, отводится в секции верхних конденсационных тарелок, первым и

вторым циркуляционными прошениями. Для отпарки лёгких фракций из вакуумного газойля служит стриппинг - секция.

В качестве контактных устройств используют клапанные балластные тарелки, обладающие низким гидравлическим сопротивлением, высоким диапазоном работы и малой металлоёмкостью. Над сечениями ввода сырья и верхней тарелкой устанавливаются отбойники из гофрированной сетки.

На основе опыта эксплуатации аналогичных колонн в концентрационной части колонны по отдельным секциям принимаем следующее число ректификационных тарелок:

· на компонент дизтоплива - 5,

· на вакуумный газойль - 3.

В верхней конденсационной секции устанавливаем 4 тарелки, для 1-го и 2-го циркуляционных орошений - по 2 тарелки. Общее число тарелок в концентрационной части - 16. В отгонной части колонны устанавливаем 4 тарелки, в стриппинг - секции - 5 тарелок.



Рис. 6. Схема вакуумной колонны.

вторым циркуляционными прошениями. Для отпарки лёгких фракций из вакуумного газойля служит стриппинг - секция.

В качестве контактных устройств используют клапанные балластные тарелки, обладающие низким гидравлическим сопротивлением, высоким диапазоном работы и малой металлоёмкостью. Над сечениями ввода сырья и верхней тарелкой устанавливаются отбойники из гофрированной сетки.

На основе опыта эксплуатации аналогичных колонн в концентрационной части колонны по отдельным секциям принимаем следующее число ректификационных тарелок:

· на компонент дизтоплива - 5,

· на вакуумный газойль - 3.

В верхней конденсационной секции устанавливаем 4 тарелки, для 1-го и 2-го циркуляционных орошений - по 2 тарелки. Общее число тарелок в концентрационной части - 16. В отгонной части колонны устанавливаем 4 тарелки, в стриппинг - секции - 5 тарелок.

Давление и температурный режим колонны.

Абсолютное давление на верху колонны принимаем 5330 Па (40мм.рт.ст.). Для клапанных балластных тарелок перепад давления на одну тарелку принимаем 400 Па. Гидравлическое сопротивление отбойника 200Па.

Таблица 2.2.

Абсолютное давление в различных сечениях колонны (Па).

Номер тарелки	18	17	15	11	8	5
Рабс	6730	7130	7930	9530	10330	11530

Давление в эвапорационном пространстве 0,0117 МПа.

Для составления теплового баланса колонны и оценки тепла, отводимого из колонны для создания горячего орошения, необходимо задаться температурным режимом колонны. Последующим расчётом при выбранной схеме отвода тепла некоторые температуры будут уточнены.

В вакуумной колонне для переработки мазута всё тепло, необходимое для процесса ректификации, вносится только с сырьём. Увеличение температуры сырья на входе в колонну приведёт к повышению доли отгона сырья и соответственно повысит количество вводимого тепла в колонну, что в свою очередь приведёт к возрастанию флегмового числа и повышению чёткости погоноразделения.

Во избежании процесса разложения сырья и возможности отложения кокса в трубах печи время пребывания должно быть ограничено, с этой целью в последние трубы по ходу мазута вводится водяной пар (до 1% на сырьё). При выборе схемы потоков в трубчатой печи рекомендуется мазут после конвекционной камеры направлять в змеевики труб, работающих с высокой теплонапряжённостью поверхности нагрева, а затем в змеевики с низкой теплонапряжённостью.

Учитывая всё вышеизложенное, принимаем температуру сырья на входе в колонну 380?С.

Температура низа колонны определяется температурой ввода сырья в колонну и расходом водяного пара подаваемого в низ колонны. Принимаем температуру гудрона, выводимого с низа колонны,360?С.

Температура верха колонны зависит от температуры и расхода жидкости, подаваемой на верхнюю тарелку конденсационной секции. С понижением температуры подаваемой жидкости снижается температура верха колонны и уменьшаются потери нефтепродукта уносимого из колонны газами разложения и водяными парами. Зададимся температурой верха колонны 80?С.

Температура вывода бокового погона зависит от фракционного состава дистиллята, остаточного давления на тарелке вывода бокового погона, расхода водяного пара и распределения орошения по высоте колонны. Для предварительных расчётов температуру вывода отдельных дистиллятов принимаем следующей:

· компонент дизтоплива - 170?С,

· вакуумный газойль - 260?С.

Температура низа стриппинг - секции зависит от расхода водяного пара и температуры вывода бокового погона. Принимаем температуру низа стриппинг - секции 250?С.

Температуру вывода флегмы с тарелок промежуточных циркуляционных орошений принимаем из условия равномерного перепада температур на тарелках в отдельных секциях колонны. Разность температур между встречными потоками паров и флегмы оцениваем равной 25?С.

Физические характеристики потоков.

Для последующих технологических расчётов необходимо знать значения плотности и молекулярной массы отдельных потоков.

Плотности и молекулярные массы компонента дизтоплива и вакуумного газойля найдём по кривым разгонки мазута (рис. 4.) и справочным данным.

Плотности флегмы и паров в отдельных сечениях колонны приняты ориентировочно из предположения равномерного изменения плотности от тарелки к тарелке (табл.2.3.).

Плотность гудрона найдём по формуле:

,

=0,9901.

Определение доли отгона при вводе сырья в колонну.

Расчёт доли отгона производили по методике А.М.Трегубова с учётом парциального давления водяного пара, который подаётся в змеевик трубчатой печи.

При заданном составе сырья и молекулярной массе узких нефтяных фракций находим молярные концентрации отдельных фракций в сырье.

Молекулярная масса сырья:

МF = .

Расчёт доли отгона проводится при температуре ввода сырья в колонну tF = 380?C и давлении 0,0117 МПа.

Таблица 2.3.

Физические характеристики потоков

Поток	t50%	420	Мол. масса
Сырьё в колонну Компонент дизтоплива Вакуумный газойль Гудрон Флегма с 15-й тарелки " с 10-й " " с 8-й " " с 5-й " Пары с 4-й тарелки	Ї 328 398 Ї Ї Ї Ї Ї Ї	0,9343 0,8690 0,8962 0,9901 0,8740 0,8963 0,8986 0,9265 0,8950	415 266 350 570 282 347 358 Ї 380

Таблица 2.4. Пересчёт массовых концентраций в мольные

Пределы кипения фракций, ?С	?С	М	xFi * 103	ni	x'Fi
315 - 350 350 - 400 400 - 450 450 - 500 выше 500	328 375 425 460 600	266 315 373 421 550	4,00 27,50 18,22 9,04 41,23	1,5050 8,7313 4,8849 2,1482 7,4962	0,0608 0,3526 0,1972 0,0867 0,3027
ИТОГО	Ї	Ї	100,00	34,7655	1,0000

Относительный мольный расход водяного пара к сырью определяем по формуле:

,

где z0 - количество водяного пара приходящего с сырьём,

z0=0,01 * 820000 = 8200 кг/ч,

.

Расчёт доли отгона проводили на ЭВМ, последовательность и результаты расчёта сведены в таблице 2.5.

Количество паровой и жидкой фаз, полученных при однократном испарении сырья на вводе сырья в колонну, составляет:

GF = e * F = 0,605 * 820000 = 493640 кг/ч,

GF = (1 - e) * F = 0,395 * 820000 = 326360 кг/ч.

Таблица 2.5.

Определение доли отгона на входе сырья в колонну

tF=380?C, р=0,0117 МПа, e'= 0,6967, Z'/F'=0,2243

Пределы кипения фракций, ?С	x'Fi	Рi							x*i	y*i
315 - 350 350 - 400 400 - 450 450 - 500 выше 500	0,0608 0,3526 0,1972 0,0867 0,3027	0,2889 0,1208 0,0443 0,0208 0,0006	24,6325 10,3013 3,7741 1,7732 0,0509	23,6325 9,3013 2,7741 0,7732 - 0,9491	16,4648 6,4802 1,9327 0,5387 -0,6612	17,4648 7,4802 2,9327 2,5387 0,3388	5,5257 2,3108 0,8466 0,3978 0,0114	22,9905 9,7910 3,7793 1,9365 0,3502	0,0026 0,0360 0,0522 0,0448 0,8644	0,0861 0,4904 0,2604 0,1050 0,0581
ИТОГО	1,0000	Ї	Ї	Ї	Ї	Ї	Ї	Ї	1,0000	1,0000

где Рi - давление насыщенных паров отдельных фракций на входе в колонну, МПа;

Z'и F' - число молей водяного пара и сырья на входе в колонну.

x*I =,

y*i = ,

Парциальное давление нефтяных паров

Урi = Уpi * x'i = 0,008873.

Молекулярная масса сырья

MF = У x'Fi * Mi= 404,

жидкой фазы

Mx = У x'i * Mi = 526,

паровой фазы

My= У y'i * Mi = 351,

.Массовая доля отгона

e = e' * = 0,6967.

Тепловой баланс колонны.

Для составления теплового баланса колонны необходимо найти плотность паровой и жидкой фаз при вводе сырья в колонну и количества водяного пара, поступающего в колонну.

Плотность паровой фазы при массовой доле отгона равной 0,605 находим по кривым разгонки мазута (см. рис. 1.).

420п=0,922.

Плотность жидкой фазы вычисляем по правилу смешения:

; 420ж = 0,9538.

Принимаем расход водяного пара в низ колонны равным 2% на сырьё и в стриппинг - секцию 1% на отбираемый погон.

z = 0,02 * 820000 = 16400 кг/ч,

z1 = 0,01 * 246000 = 2460 кг/ч,

zоб = 8200 + 2460 + 16400 = 27060 кг/ч.

Таблица 2.6.

Приходные и расходные статьи теплового баланса колонны

Потоки	G, кг/ч		t,?C	qt , кДж/кг	Q
					ГДж/ч	кВт
Приход
Мазут
а) паровая фаза	493640	0,922	380	1128,3	557,0	154710,8
б) жидкая фаза	326360	0,954	380	905,97	295,7	82131,9
Водяной пар
а) в низ колонны и стриппинг	18860	Ї	400	3273	61,7	17147,0
б) с сырьём	8200	Ї	380	3238	26,6	7375,5
ИТОГО	847060	Ї	Ї	Ї	940,9	261365,2
Расход
Газы разложения	2460	М = 44	80	533	1,3	364,2
Ком-т дизтоплива	24600	0,869	170	359,68	8,8	2457,8
Вакуум. газойль	246000	0,896	250	556,73	137,0	38043,5
Гудрон	546940	0,99	360	830,36	454,2	126155,8
Водяной пар	27060	Ї	80	2650	71,7	19919,3
ИТОГО	847060	Ї	Ї	Ї	673,0	186940,7



Выбор схемы орошения в колонне.

Тепло в вакуумной колонне, предназначенное для образования жидкого горячего орошения при частичной конденсации паров в колонне, можно снять на верхних конденсационных тарелках или совместно на верхних конденсационных тарелках и промежуточными циркуляционными орошениями.

При отводе тепла совместно на верхних конденсационных тарелках и промежуточными циркуляционными орошениями нагрузки колонны по паровой и жидкой фазам по высоте выравниваются, при этом диаметр колонны будет меньше. Тепло промежуточных циркуляционных орошений используется для нагрева сырья при высоком температурном напоре.

Тепло отводимое из колонны орошением,

ДQ = Qпр - Qрасх = (940,9 - 673,0) * 106 = 267,9 * 106 кДж/ч.

Опыт эксплуатации вакуумных колонн показал, что наиболее благоприятные условия работы наблюдаются при наибольшем отводе тепла в верху колонны. В этом случае возрастает флегмовое число в верхней секции колонны, что обеспечивает надёжное погоноразделение верхнего и последующих боковых погонов.

Определим количество циркулирующей жидкости на конденсационных тарелках, необходимое для конденсации нефтяных паров и охлаждения инертных газов.



Рис.7. Схема конденсационной секции колонны.

Количество нефтяных паров, поступающих на нижнюю тарелку конденсационной секции, определяется из материального баланса.

Gп = D3 + g17 ,

где g17 - количество горячего орошения, стекающего с 17-й тарелки.

Задаёмся значением флегмового числа под 17-й тарелкой равным 6 и найдём и найдём количество орошения, стекающего из конденсационной секции:

Gп = D3 * (1+6) = 24600 * 7 = 172200 кг/ч.

Количество инертных газов, выводимых с верха колонны,

Gин = Gг + zоб ,

D3' - пары компонента дизтоплива, присутствие которых определяется условиями равновесия с жидкостью на верхней тарелке, кг/ч.

Давление насыщенных паров компонента дизтоплива находим при температуре

Tп = 80?С по нижеприведённым формулам.

Р = 101323 * (EXP(0,794 * Y0)),

Y0 = ,

f(t) = : f(ti) = ,

где t и ti - соответственно заданная температура системы и температура кипения фракции, ?С.

f(t) = ,

f(ti) =,

Y0 = ,

Р = 101323 * (EXP(0,794 * ( - 10,66 )) = 2,14 Па.

Молярная концентрация паров на верху колонны:

ya' = ,

где рв - абсолютное давление в верху колонны, Па.

Находим число молей и массу нефтяных паров:

,

где nz и nг - число молей водяного пара и газов разложения,

na - число молей нефтяных паров.

nz = ,

nг = ,

na =кмоль.

Молекулярная масса нефтяных паров MD = 266 кг/кмоль, тогда:

D3'= 266 * 0,423 = 112 кг/ч.

Количество инертных газов:

Gин = 24600 +17756 = 42356 кг/ч ,

Выход компонента дизтоплива, выводимого с 17-й тарелки, соответственно уменьшится:

D3 - D3' = 24600 - 112 =24488 кг/ч.

Минимальное количество циркулирующей жидкости на 1 кг инертных газов вычисляется из материального и теплового балансов конденсационной секции из допущения, что температура жидкости, отбираемой с нижней конденсационной тарелки, равна температуре паров поступающих на эту тарелку.

кг/кг ин.газа.

Принимаем коэффициент избытка циркулирующей жидкости равным 1,15, тогда:

gц.фл'= К * gm'= 1,15 * 6,93 =7,97 кг/кг ин. газа.

Необходимое количество циркулирующей жидкости на верхних конденсационных тарелках:

gц.фл = 7,97 * 19265 = 153476 кг/ч.

Из теплового баланса секции конденсационных тарелок находим температуру жидкости стекающей с 17-й тарелки, t17=184?C.

Тепло, отводимое циркулирующей жидкостью на верхних конденсационных тарелках:

Qв.ох. = gц.фл* (qжt - qжt ) = 153476 * (397,28 - 135,4) = 40,192 * 106 кДж/ч.

Тепло, отводимое 1-м и 2-м циркуляционными орошениями,

Q1ЦО + Q2ЦО = ДQ - Qв.ох. = (197,06 - 40,192) * 106 = 156,87 * 106 кДж/ч.

Принимаем разделение отводимого тепла между 1-м и 2-м циркуляционными орошениями в отношении 2,5 к 2,0:

Q1ЦО = кДж/ч;

Q2ЦО = 69,72 * 106 кДж/ч.

Уточнение температур на тарелках

отбора боковых погонов.

Температура на тарелках вывода боковых погонов соответствует температуре начала однократного испарения жидкости, находящейся на данной тарелке при парциальном давлении нефтяных паров на этой тарелке. Поскольку в стриппинг - секции происходит отпарка только лёгких фракций, то наклон кривой разгонки и температуру 50%-го отгона как для дистиллята, так и для флегмы, поступающей в стриппинг, можно принять одинаковыми.

Результаты расчёта по определению температур начала и конца ОИ компонента дизтоплива и вакуумного газойля приведены в таблице 2.7.

Температура жидкости, отводимой с тарелки отбора компонента дизтоплива, была уточнена из теплового баланса конденсационной секции:

t17=184?C.

При составлении теплового баланса колонны принятое значение этой величины было 170?С, т.е. на 14?С ниже расчётной, следовательно количество тепла, отводимого компонентом дизтоплива при температуре 184?С составит:

QD - D' = 14981 * 397,28 = 5,95 * 106 кДж/ч.

QD' = 146 * 508,39 = 0,055 * 106 кДж/ч.

Таблица 2.7. К определению tнОИ и tкОИ дистиллятов при 0,1 МПа

Продукты	Температура по ИТК, ?С	б, ?С/%	t50ИТК, ?С	Температура по ОИ, ?С
	t10	t70			tнОИ	tкОИ
Компонент дизтоплива Вакуумный газойль	319 357	334 420	0,25 1,05	328 398	328 383	330 407

Общее тепло отводимое компонентом дизтоплива:

QD = (5,95 + 0,055) * 106 = 6,005 * 106 кДж/ч.

В предварительных расчётах эта величина составляла 5,428*106 кДж/ч.

ДQD = (6,005 - 5,428) * 106 = 0,577 * 106 кДж/ч.

Соответственно этой разности тепла, отводимого компонентом дизтоплива между расчётной и предварительно принятой температурой, изменим количество тепла отводимого 1-м циркуляционным орошением:

Q1ЦО = (87,15 - 0,577) * 106 = 86,573 * 106 кДж/ч

Расход 1-го циркуляционного орошения:

g1ЦО = кг/ч.

Температуру жидкости на тарелке отбора фракции вакуумного газойля находим как температуру однократного испарения этой жидкости при парциальном давлении нефтяных паров на 10-й тарелке.

Из теплового и материального балансов по верхнему контуру над 10-й тарелкой определяем количество горячего орошения, стекающего на 10-ю тарелку.

t11= 250?C; T10= 275?C; 420фл= 0,8902; М= 342.

Давление на 10-й тарелке 9530 Па.

Расчёт величины парциального давления нефтяных паров на 10-й тарелке представлен в таблице 2.8.

Р = 268 + 4431 = 4699 Па.

Точка пересечения кривых ОИ и ИТК при р = 0,1 МПа, tпер = 394?С.

Разность температур в точке пересечения кривых ОИ и ИТК при изменении парциального давления нефтяных паров:

Дt = 394 - 275 = 119?C.

Температура начала ОИ вакуумного газойля при Рн.п.= 4537 Па:

tнОИ = t10 = 383 - 119 =264?C.

Таблица 2.8.

К определению парциального давления нефтяных паров

Продукты	G, кг/ч	Mi	ni =Gi /Mi	yi'=ni /Уni	Pi=р * yi'
Газы разложения	2460	44	55,9091	0,017622	162
Компонент дизтоплива	24600	266	92,4812	0,0291492	268
Горячее орошение	520167	342	1520,96	0,4793916	4431
Водяной пар	27060	18	1503,33	0,4738371	4669
ИТОГО	574287	Ї	3172,68	1	9530

Принятая температура на 10-й тарелке на 4?С выше расчётной. Температура низа стриппинг - секции К - 1 соответственно будет ниже, а именно, tK - 1 = 254?C.

Тепло отводимое фракцией вакуумного газойля из стриппинг - секции при уточнённой температуре:

QD = 266590 * 567,33 = 151,25 * 106 кДж/ч

тогда

ДQD = (151,25 - 148,421) * 106 =2,829 * 106 кДж/ч.

Соответственно изменим количество тепла отводимого 2-м циркуляционным орошением:

Q2ЦО = (69,72 - 2,829) * 106 = 66,891 * 106 кДж/ч.

Расход 2-го циркуляционного орошения:

g2ЦО = кг/ч.

Уточнённый тепловой баланс колонны приведён в таблице 2.9.

Определение нагрузок тарелок в отдельных сечениях колонны по паровой и жидкой фазам

Определение нагрузок тарелок необходимо для выбора диаметра колонны, расчёта свободного сечения тарелок и гидравлического расчёта тарелок.

Из совместного решения материального и теплового балансов в отдельных сечениях находим нагрузки тарелок по паровой и жидкой фазам.

20-я тарелка

Т19 = 100?С; t20 = 75?C; 420фл = 0,8690; М = 266.

Горячее орошение на 19-ю тарелку:

g20 = кг/ч.

Изменение энтальпии водяного пара и газов разложения на отдельной тарелке незначительное, поэтому в расчёте горячего орошения это не учитывается.

Количество нефтяных паров:

Gн. п. = 157704 - 153476 = 4228 кг/ч.

Таблица 2.9.

Уточнённый тепловой баланс колонны.

Потоки	G, кг/ч	t,?C	qt , кДж/кг	Q ГДж/ч
Приход
Мазут
а) паровая фаза	493640	380	1128,26	154710,8
б) жидкая фаза	326360	380	905,97	82131,9
Водяной пар
а) в низ колонны и стриппинг	18860	400	3273	17147,0
б) с сырьём	8200	380	3238	7375,5
ИТОГО	847060	Ї	Ї	261365,2
Расход
Газы разложения	2460	80	533	364,2
Ком-т дизтоплива
а) с 17-й тарелки	24488	184	397,28	2456,6
б) с верху	112	80	508,39	1,1
Вакуум. газойль	246000	254	567,33	38043,5
Гудрон	546940	360	830,36	126155,8
Водяной пар	27060	80	2650	19919,3
ВСЕГО	847060	Ї	Ї	186940,5

Тепло, отводимое орошениями

Потоки	G, кг/ч	t, ?C	qt , кДж/ч	Q, ГДж/ч
		выход	вход	выход	вход
На конденсационных тарелках 1-е ЦО 2-е ЦО	153476 374937 143512	184 190 295	70 90 110	397,28 407,74 679,64	135,4 176,84 213,54	40,192 86,573 66,891
ВСЕГО	Ї	Ї	Ї	Ї	Ї	193,66
ИТОГО	Ї	Ї	Ї	Ї	Ї	581,288

Количество нефтяных и водяных паров под 20-й тарелкой:

Gп = Gн. п.+ zоб + D3' + Gг = 4228 + 17756 +109 + 1509 = 23602 кг/ч.

Объём паров:

Плотность паров:

п =

Плотность жидкости при t = 75?C ж = 831 кг/м3, тогда количество жидкости стекающей с 20-й тарелки:

Lж = м3/ч.

15-я тарелка

Т14 = 215?С; t16 = 190?C; 420фл = 0,8740; М = 282.

Количество жидкости стекающей на 15-ю тарелку:

Флегмовое число:

Ф15 =.

Объём паров:

Плотность паров:

п =

Плотность жидкости при t = 190?C ж = 759 кг/м3, тогда количество жидкости стекающей с 15-й тарелки:

Lж = м3/ч

4-я тарелка

Из материального и теплового балансов отгонной части колонны находим нагрузки по парам и жидкости (см. рис. 4.).

g5 + gF = G4 +W1 ,

g5* qж360? + gF* qж380? = G4 qп370? +W1 qж360? ,

Из материального баланса количество паров, поднимающихся с 4-й на 5-ю тарелку:

G4 = 198635 - 219811 + g5 = g5 - 21126.

Из теплового и материального балансов количество жидкости, стекающей с 5-й на 4-ю тарелку:

G4 = 82328 - 21126 = 61202 кг/ч.

Паровое число:

П =

Нагрузка 4-й тарелки по жидкости:

g5 + gF = 198685 + 82328 = 281013 кг/ч

Плотность флегмы, поступающей на 4-ю тарелку:

420фл =

375? =739 кг/м3.

Объём жидкости:

Lж = м3/ч

Объём паров:

Плотность паров:

п = кг/м3.

Расчёт стриппинг - секции К - 1С.

Материальный и тепловой баланс секции:

g10 + z1 = Gп + D2 ,

g10 * qж264? + z1 * (i400? - iT )= Gп * qпT + Q ,

D2 =266590 кг/ч, z1 =2666 кг/ч.

tD =254?C, t10 =264?C, 420g= 0,8963.

K - 1C = 9130 + ДPтр = 9130 + 500 = 9630 Па.

Принимаем Тп =262?С, Мп =305, 420=0,8725.

2666 * (3280 - 3004) + Gп * 594,36 + 266590 * 594,36 =

= Gп * 845,05 + 151,245 * 106.

Gп = кг/ч.

Паровое число:

П =

Объём паров:

м3/с

Плотность паров:

п = 34344/(3600 * 3,3) = 0,208 кг/м3.

ж = 745 кг/м3,

Lж =м3/ч.

Определение диаметра колонны.

Диаметр колонны определяется по наиболее нагруженной тарелке по паровой фазе.

Вакуумная колонна условно делится на три пояса: верхний пояс для конденсационных тарелок, средний - для концентрационных и нижний - для отгонных.

Для верхнего пояса наиболее нагруженной тарелкой является 17-я тарелка.

Максимальная скорость паров:

wмакс = Cмакс *,

где Cмакс - коэффициент, зависящий от типа тарелок, расстояния между ними, нагрузки по жидкости на единицу длины слива, плотности паров и жидкости.

Cмакс = 8,47*10-5 * (К1 *К2 *С1 - С2 *( - 35)) ,

При расстоянии между тарелками более 350 мм коэффициент

К2 = 1,0,

К1 для клапанных тарелок принимаем 1,2,

С1 определяется по графику, в зависимости от расстояния между тарелками,

С2 для клапанных балластных тарелок равен 4,0.

Значение находят из следующего выражения:

=

где Lж - нагрузка тарелки по жидкости, м3/ч;

V1 - объём паров в данном сечении, м3/с;

р - число потоков жидкости на тарелке.

Для конденсационной части наиболее нагруженной является 17-я тарелка, тогда при расстоянии между тарелками 600 мм С1= 765, К2 = 1,0, К1=1,2, С2=4,0.

=

Cмакс = 8,47*10-5 * (1,2 *1,0 *765 - 4,0 *(12,4 - 35)) = 0,0854,

wмакс = 0,0854 * м/с,

Диаметр верхнего пояса:

D =м.



Согласно нормалям на тарелки принимаем Dв= 7 м; сечение колонны Sк= 19,6 м2, относительная площадь прохода паров Fсв= 0,136, длина бокового слива В= 3,2 м, тарелки двухпоточные по жидкости.

Удельная нагрузка тарелки по жидкости:

LV = м3/мч

Для верхнего пояса минимальную нагрузку по парам имеет 20-я тарелка.

Определим минимально-допустимую скорость паров 20-й тарелки:

Смин = 0,0915 * Fсв = 0,0915 * 0,136 = 0,0124,

wмин = 0,0124 м/с

Фактическая скорость паров на 20-й тарелке:

wп =м/с

Проведённые расчёты показывают устойчивость работы 20-й тарелки.

Для концентрационной части наиболее нагруженной является 15-я тарелка, тогда при расстоянии между тарелками 800 мм С1= 870, К2 = 1,0, К1=1,2, С2=4,0.

=

Cмакс = 8,47*10-5 * (1,2 *1,0 *870 - 4,0 *(66,56 - 35)) = 0,1,

wмакс = 0,1 * м/с,

Диаметр концентрационной части:

D =м.

Согласно нормалям на тарелки принимаем Dв= 8 м; сечение колонны Sк= 50,24 м2, относительная площадь прохода паров Fсв= 0,163, длина бокового слива В= 5,13 м, тарелки двухпоточные по жидкости.

Для отгонной части:

Максимально-допустимая скорость паров на 4-й тарелке

=

Cмакс = 8,47*10-5 * (1,2 *1,0 *765- 4,0 *(50,4 - 35)) = 0,0725,

wмакс = 0,0725 * м/с,

Диаметр нижнего пояса:

D =м.

Для отгонной части принимаем диаметр Dк= 5 м, Sк= 23,7 м2, Fсв= 0,131, В= 2,7 м.

wмин = 0,0915 * 0,131 * м/с.

wп =м/с.

2.2 Расчет трубчатой печи

Трубчатые печи предназначены для нагрева сырья (продукта) за счёт тепла выделяющегося при сжигании топлива. В печах обычно имеются камеры двух типов - радиантные и конвекционные. Существуют различные конструкции трубчатых печей, отличающиеся способом передачи тепла количеством топочных камер, способом сжигания топлива, формой камеры сгорания, расположением труб змеевика. Производительность трубчатых печей на НПЗ колеблется в широких пределах и достигает 1000 т/ч. Разработаны проекты трубчатых печей типа З, Г, В и Ц. Далее приведем расчёт трубчатой печи [13].

Полезная тепловая нагрузка печи (Qпол , кДж/ч) складывается из тепла, затраченного на нагрев и испарение сырья, на перегрев водяного пара[11]:

Qпол =Qнагр + Qисп + Qпер.в.п. ,

Тепло, необходимое для нагрева сырья:

Qнагр = GF * (1 - e) * (qжвых - qжвх ),

Qнагр = 820000 * 0,395 * (905,97 - 826,75) = 25,66 * 106 кДж/ч.

Тепло, необходимое для испарения сырья:

Qисп = GF * e * (qпвых - qжвх ),

Qисп = 820000 * 0,605 * (1128,26 - 826,75) = 149,6 * 106 кДж/ч.

Тепло, необходимое для перегрева водяного пара:

Qпер.в.п.= L * (x * l + C * (t2 - t1 )),

где L - количество перегреваемого водяного пара, кг/ч;

х - влажность насыщенного водяного пара;

l - теплота испарения воды, кДж/кг;

C - теплоёмкость, кДж/(кг * град);

t2 - температура перегретого водяного пара, ?С;

t1 - температура насыщенного водяного пара, ?С.

Qпер.в.п.= 8200 * (0,02 * 2260,98 + 2,09 * (400 - 120)) = 6,87 * 106 кДж/ч.

Полезная тепловая нагрузка печи:

Qпол =(25,66 + 149,6 + 6,87) * 106 = 182,1 * 106 кДж/ч = 43,05 *106 ккал/ч.

Теплота сгорания топлива (низшая) зависит от его состава. В нашем случае используется мазут, следующего элементного состава (%масс.):

С - 86,82; Н - 12,10; О - 0,12; S - 0,56.

Низшую теплоту сгорания топлива Qрн для жидких топлив можно определить по формуле:

Qрн= 81 * С + 246 * Н + 26 * (S - O),

Qрн = (81 * 86,82 + 246 * 12,1 + 26 * 0,44) * 4,187

= 41955,67 кДж/кг.

Коэффициент полезного действия определим по формуле [12]:

= ,

Где q1 - потери тепла печью в окружающую среду, кДж на 1 кг топлива;

q2 - потери тепла с уходящими из печи дымовыми газами, кДж на 1 кг топлива.

Потери тепла печью в окружающую среду q1 примем равными 4% от низшей теплоты сгорания топлива:

q1 = 0,04 * Qрн=0,04 * 41955,67 = 1678,25 кДж на 1 кг топлива.

Примем температуру уходящих дымовых газов на 170?С выше температуры поступающего в печь сырья, тогда Тух = 793?С, по графику найдём:

q2 =10650 кДж на 1 кг топлива [12].

Тогда:

=

Расход топлива:

В =,

где Qпол - полезная тепловая нагрузка печи, кДж/ч;

Qрн - низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг;

- КПД печи.

В =кг/ч.

Полная тепловая нагрузка печи:

Qп =кДж/ч.

По величине полной тепловой нагрузки печи выбираем печь типа В. эта печь секционная узкокамерная, с верхним отводом дымовых газов и вертикальными трубами радиантного змеевика [13].

2.3 Расчёт теплообменных аппаратов

На НПЗ широко используют тепло отходящих с установок горячих продуктов для нагрева исходного сырья, что, в свою очередь позволяет снизить расход топлива в печи.

Из теплообменных аппаратов наиболее распространёнными являются поверхностные аппараты рекуперативного типа, в которых теплопередача от горячего теплоносителя к холодному через разделяющую их стенку происходит непрерывно.

В этом разделе представлен упрощённый расчёт, целью которого является определение поверхности теплообмена и необходимого числа типовых аппаратов.

Горячий теплоноситель - фракция вакуумного газойля, холодный - сырая нефть (tн = 50?С).

Уравнение теплового баланса теплообменного аппарата [12]:

G1 * * (qжвх - qжвых ) = G2 * (qнвых - qнвх ),

где qжвх ,qжвых - энтальпия вакуумного газойля при начальной (Т1') и конечной (Т1'') температурах, кДж/кг;

qнвых ,qнвх - энтальпия нефти прильной (Т2') и конечной (Т2'') температурах, кДж/кг;

- коэффициент использования тепла, принимаем 0,96.

Из этого уравнения определим qнвых и затем её конечную температуру Т2''.

Температура вакуумного газойля на входе в теплообменный аппарат 254?С на выходе - 100?С.

Тогда:

246000* 0,96 * (567,33 - 195,75 ) = 735294 * (qнвых - 97,65),

qнвых=кДж/кг.

Этой энтальпии соответствует температура Т2''= 108?С.

Тепловая нагрузка теплообменника равна:

Q1 = 24600 * 0,96 * (567,33 - 195,75) = 94,123 *106 кДж/ч.

Средний температурный напор ?Тср в теплообменнике определяем по формуле Грасгофа, имея в виду, что в аппарате осуществляется противоток теплоносителей по схеме:

254? 100?

108? 50?

?Тмакс = 145? ?Тмин =50?

Поверхность теплообмена определяют из уравнения теплопередачи:

Q = K * F * ?Тср ,

откуда

F =

где F - поверхность теплообмена, м2;

К - коэффициент теплопередачи, кДж/(м2 * ч * град) [12];

?Тср - средняя логарифмическая разность температур, ?С.

F =м2.

Необходимое число типовых теплообменников:

n =,

где F - рассчитанная поверхность теплообмена, м2;

F1 - поверхность теплообмена одного стандартного теплообменника, м2.

Выбираем кожухотрубчатый теплообменник с поверхностью теплообмена 864 м2, выполненный в соответствие с ГОСТ 14246 - 79.

n =

В нашем случае достаточно двух теплообменных аппаратов, характеристика, которых приведена ниже.

Техническая характеристика теплообменника [13]:

Диаметр, мм

- кожуха 1200,

- труб 20,

Длина труб, мм 9000, Число ходов 4,

Поверхность теплообмена, м2 864.

2.4 Расчёт аппарата воздушного охлаждения

В данном разделе проведён расчёт холодильника для охлаждения вакуумного газойля воздухом до температуры 45?С, при этом принимаем, что воздух нагревается с 20?С до 60?С.

Тепловая нагрузка холодильника [11]:

Q1 = G1 * (qжвх - qжвых ),

где Q1 - количества тепла, отнимаемого от вакуумного газойля в холодильнике, кДж/ч;

qжвх , qжвых - энтальпия фракции соответственно при температуре Т1' = 100?С и Т1'' = 45?С.

Q1 = 246000 * (195,75 - 81,76) = 29,86 * 106 кДж/ч.

Массовый и объёмный расход воздуха:

G1 * (qжвх - qжвых ) = G2 * (Cp''* Т2'' - Cp' * Т2'),

найдём:

G2 =,

Где G2 - количество воздуха, кг/ч;

Cp'', Cp' - средние теплоёмкости (при постоянном давлении) воздуха соответственно при его конечной и начальной температурах, определённые по

Имеем:

G2 =кг/ч.

Найдём плотность воздуха при его начальной температуре Т2' =293 К и нормальном давлении Р0 = 101323 Па, из уравнения:

в =,

где 0 - плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м3.

в =кг/ч.

Секундный расчётный расход воздуха:

Vв =м3/с.

Поверхность теплообмена определяют из уравнения теплопередачи:

F =

где F - поверхность теплообмена, м2;

К - коэффициент теплопередачи, кДж/(м2 * ч * град);

?Тср - средняя логарифмическая разность температур, ?С.

Средняя логарифмическая разность температур [12]:

,

где макс, мин - соответственно большая и меньшая разность температур, которая определяется по формулам:

макс = + 0,5 * ?Тср ,

мин = - 0,5 * ?Тср ,

Где

- разность среднеарифметических температур горячего и холодного теплоносителей;

?Т - характеристическая разность температур.

= ,

Рассчитаем

?Т по формуле:

?Т =,

Где



?Т1 = Т1' - Т1'' -

перепад температур в горячем потоке;.

?Т2 = Т2'' - Т2' -

перепад температур в холодном потоке;

Р - индекс противоточности, принимаем Р = 0,98.

?Т = ,

= ,

макс = 32,5 + 0,5 * 20,02 = 42,51?С,

мин = 32,5 - 0,5 * 20,02 = 22,49?С,

Поверхность теплообмена:

F =м2.

Мощность электродвигателя к вентилятору:

Nэ = 0,00981 * ,

где - КПД вентилятора, принимаем равным 0,62;

?Р - аэродинамическое сопротивление пучка труб, принимаем 300Па [12];

Vв - секундный расход воздуха, м3/с.

Nэ = 0,00981 * кВт.

При подборе электродвигателя расчётную мощность следует увеличить на 10% для обеспечения запуска двигателя. Поэтому действительная мощность двигателя [13]:

NЭ.Д. =1,1 * Nэ =1,1 * 80,5 = 88,5 кВт.

Выбираем аппарат воздушного охлаждения горизонтального типа.

Характеристика АВГ:

Число рядов труб 4

Коэффициент оребрения труб 14,6

Длина труб, мм 4000

Поверхность теплообмена, м2 1250

Мощность электродвигателя, кВт 90

2.5 Подбор технологического насоса

Подача и напор являются основными величинами, характеризующими насос. Поэтому наш расчёт будет сводится к определению этих характеристик и подбору насоса по каталогу.

Подача насоса [13]:

Q =,

где G - количество перекачиваемой среды, в нашем случае гудрона, кг/м3.

гt - плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3, г360? = 815 кг/м3.

Q =м3.

Напор насоса:

Н =,

где Р1 - давление в аппарате, из которого перекачивается жидкость, Па;

Р2 - давление в аппарате, в который ведётся перекачка жидкости, Па;

Нг - геометрическая высота подъёма жидкости, м.ст.ж., принимаем равной 10;

hп - суммарные потери напора, м.ст.ж., принимаем равными 70;

ж - плотность перекачиваемой жидкости, кг/м3.

Н = м.ст.ж.,

Мощность, затрачиваемая на перекачивание:

Nп = ж * g * Q * H,

Nп = 815 * 9,8 * 0,83 * 100 = 67 кВт.

Мощность, развиваемая на валу электродвигателя:

N =

где пер, н - КПД соответственно передачи и насоса.

Принимаем пер = 1,0; н = 0,95, тогда

N =кВт.

По каталогу подбираем насос НК - 560/120А [13].

Характеристика насоса:

Подача, м3/ч 300

Напор, м.ст.ж. 100

Потребляемая мощность, кВт 152



Список использованной литературы

1. Гурвич Иосиф Львович "Технология переработки нефти и газа" ч.1 - М. Химия,1972г. - 360с.

2. Смидович Е.В. "Технология переработки нефти и газа" ч.2 - М.: Химия, 1968 - 376 с..

3. ГОСТ 9965.

4. Технологическая индексация ОСТ 38.11.97 - 80.

5. ТУ 39 - 1623 - 93.

6. "Топлива, смазочные материалы, технические жидкости. Ассортимент

применения" Справочник под ред. В.М.Школьникова - М.: Издательский

центр "Техинформ", 1999. - 596 с.

7. Баннов П.Г. Процессы переработки нефти (1 и 2ч.) - М.:ЦНИИТЭнефтехим, 2001. - 415с.

8. Рудин М.Г., Драбкин Е.А. "Краткий справочник нефтепереработчика". - Л.: Химия, 1980 - 328 с.

9. Осинина О.Г. " Определение физико-технических и тепловых характеристик нефтепродуктов, углеводородов и некоторых газов" - М.:МИНГ, - 1986 г.

10. Капустин В.М., Кукес С.Г., Бертлусини Р.Г. Нефтеперерабатывающая промышленность США и бывшего СССР, М., Химия, 1995.

11. Альбом технологических схем процессов переработки нефти и газа. (Под редакцией Бондаренко Б.И.) М., Химия, 1983.

12. Кузнецов А.А., Кагерманов С.М., Судаков Е.Н. "Расчёты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности". - Л.: Химия, 1974 - 344 с.

13. Рудин М.Г., Драбкин Е.А. "Краткий справочник нефтепереработчика". - Л.: Химия, 1980 - 328 с.

Размещено на Allbest.ru