Технологический расчет установки атмосферной перегонки производительностью 8млн т./год по переработке Ножовской нефти с получением максимального количества топливных дистиллятов

Технологический расчет установки атмосферной перегонки производительностью 8млн т./год по переработке Ножовской нефти с получением максимального количества топливных дистиллятов

Министерство образования и науки Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования

"Российский государственный университет нефти и газа имени И.М.Губкина"

Факультет химической технологии и экологии

Кафедра технологии переработки нефти

Курсовой проект

по дисциплине "Технология переработки нефти"

Технологический расчет установки атмосферной перегонки производительностью 8млн т./год по переработке Ножовской нефти с получением максимального количества топливных дистиллятов

Руководитель Клокова Т.П.

Студент: Мосолов К.А.

Москва 2014

Содержание

1. Характеристика нефти и нефтепродуктов

. Обоснование выбора и описание технологической схемы АТ

. Расчет ректификационной колонны К-1

. Расчет основной ректификационной колонны К-2

. Расчет трубчатой печи

. Расчет теплообменника

. Расчет конденсатора и холодильника

. Подбор насоса

Список использованной литературы

1.      Характеристика нефти и нефтепродуктов

Нефть - Ножовскаяяснополянскогонадгоризонта (Пермская область) [1]

.1 Физико- химическая характеристика нефти

Таблица 1

Нефть		Ножовская
Горизонт, ярус, подъярус		яснополянский надгоризонт
Глубина перфорации, м		1456-1438
№ скаважины		8
ρ 420		0,9041
М		348
ν20,сст		161,8
ν50,сст		30,54
Температура застывания, оС	с обработкой	-23
	без обработки	-4
Температура вспышки в закрытом тигле, оС		47
Давление насыщенных паров, мм рm. cm.	при 38оС	45
	при 50оС	100
Парафин	содержание, %	4,31
	температура плавления, оС	53
Содержание, %	серы	3,4
	азота	0,25
	смол сернокислотных	Выше 60
	смол селикагельных	25,93
	асфальтенов	6,66
Коксуемость, %		8,29
Зольность, %		0,06
Кислотное число, мг КОН на 1 г нефти		0,16
Выход фракции, вес, %	до 200 оС	14,3
	до 350 оС	37,0

Элементный состав нефти

Таблица 2

Содержание, %
С	Н	О	S	N
84,11	11,55	0,09	3,4	0,25

нефть ректификационный колонна теплообменник

Таблица 3 Состав газов (до С₅), растворенных в нефти

Состав газов (до С4), растворенных в нефтях, и низкокипящих углеводородов (до С5)
Фракция	Выход (на нефть), %	Содеражние индивидуальных углеводородов, вес.%
		С2Н6	С3H8	изо-С4Н10	н-С4Н10	изо-С5Н12	н-С5Н12
До С4	0,32	2,5	24,6	20,6	52,3	-	-
До С5	0,7	1,1	11,3	9,5	24,3	27,2	26,6

Разгонка нефти по ГОСТ 2177-66Таблица 4

Отгоняется (в %) до температуры, оС
Н.К.	120	140	150	160	180	200	220	240	250	280	300
80	2	3	7	8	12	15	18	22	24	28	34

Потенциальное содержание (в вес. %) фракций в нефтиТаблица 5

Отгоняется до температуры, оС	%
28	0,3
60	0,7
62	0,9
70	1,2
80	1,7
85	1,9
90	2,3
95	2,5
100	2,9
105	3,4
110	3,8
120	4,5
122	4,9
130	5,7
140	6,8
145	7,3
150	7,9
160	9,2
170	10,3
180	11,7
190	13,1
200	14,3
210	15,8
220	17,2
230	18,6
240	20,2
250	21,8
260	23,4
270	24,6
280	26,3
290	27,8
300	29,2
310	30,8
320	32,3
330	33,7
340	35,2
350	37,0
360	38,5
370	40,3
380	42,1
390	43,9
400	45,8
410	47,8
420	49,7
430	51,8
440	54,0
450	56,6
Остаток >450	43,4

Характеристика керосиновойфракции и марки реактивных топлив

Характеристика керосиновой фракции и марки реактивных топлив приведены в таблице 6 [6]

Таблица 6

Сравнивая показатели качества топлив можно сделать вывод, что для реактивного топлива подходит фракция 120-240°С, однако необходима предварительная гидроочистка для удаления непредельных и сернистых соединений, и гидродепарафинизация для улучшения низкозастывающих свойств топлива. Керосиновая фракция 120-240°С в данном случае будет подходить к следующим маркам топлива: Т-1С, Т-1, а также топливу ТС-1 (в случае увеличения высоты некоптящего пламени после процессов гидроочистки и гидродепарафинизации)

Характеристика дизельной фракции и марки дизельных топлив

Характеристика дизельной фракции и марки дизельных топлив приведены в таблице 7 [6]

Таблица 7

Сравнивая показатели качества топлив можно сделать вывод, что для дизельного топлива подходит фракция 240-350°С, однако необходима предварительная гидроочистка для удаления непредельных и сернистых соединений, и гидродепарафинизация для улучшения низкозастывающих свойств топлива. Возможно вследствие этих процессов снизится вязкость хотя бы в 2 раза. Дизельная фракция 240-350°С в данном случае будет подходить к дизельному летнему и дизельному летнему экологически чистому топливам.

.        Обоснование выбора и описание технологической схемы АТ

Как было показано выше (см. Табл.1), исследуемая Ножовская нефть содержит 3,4 % (масс.) серы и 1,9 % (масс.) фракции н.к.-85^оС, таким образом, ее следует перерабатывать по третьему варианту.[3]

Схема установки

1-отбензинивающая колонна; 2-атмосферная колонна; 3-отпарные колонны; 4- трубчатая печь; 5-циркуляионное орошение; I - нефть с ЭЛОУ; II - легкий бензин, н.к.-85^оС ; III - тяжелый бензин, 85-120^оС; IV - фракция 120-240^оС; V - фракция 240-350^оС; VII - мазут; VIII - газ; IX - водяной пар.

3.      Расчет ректификационной колонны К-1

Материальный баланс колонны К-1 представлен в таблице 8

Таблица 8 Материальный баланс колонны К-1

Продукты	% масс.на нефть	тыс т/год	т/сут	кг/ч
Приход:
нефть	100	8000	23529	980392
Итого	100	8000	23529	980392
Расход:
1. Головной погон	1,9	152	447	18627
фр-я н.к.-85
2. Полуотбенз. нефть	98,1	7848	23082	961765
Итого	100	8000	23529	980392

Построение кривых ИТК и ОИ нефти и нефтепродуктов

Определение Т ввода сырья в К-1

В концентрационной секции 20 тарелок, в отгонной принимаем 5 тарелок, давление в питательной секции принимается не выше 5 атм. (4,5 атм.), перепад давления с тарелки на тарелку принимаем 10 мм рт. ст. и кратность орошения от 1 до 2 по отношению к массе верхнего продукта. Принимаем, что орошение в колонне К-1 однократное.

Строим кривую ОИ при 4,5 атм и получаем, что Тввода сырья=156^оС, т.е. ниже чем требуется. Тогда принимаем Т=210^оС и определяем долю отгона по кривой ОИ и фракционный состав паровой фазы по кривой ИТК. Таким образом получаем, что в парах в колонну К-1 поступает фракция н.к.-193^оС и доля отгона равна e_К-1 = 0,1342

Определение Т верха колонны К-1

Фракция н.к.-85Таблица 9

Пределы выкипания фракции, оС	Выход на нефть, % масс.	Выход на фракцию, %масс.
28	0,3	15,79	15,79
55	0,4	21,05	36,84
62	0,2	10,53	47,37
70	0,3	15,79	63,16
80	0,5	26,32	89,47
85	0,2	10,53	100,00
Итого	1,9	100

Зная давление в питательной секции (4,5 атм) и количество тарелок в концентрационной части (от питательной секции до верха) n=20, можно найти давление верха колонны по формуле:

 

Температура низа колонны К-1

Фракция 85-к.к. Таблица 10

Пределы выкипания фракции, оС	Выход на нефть, % масс.	Выход на фракцию, %масс.	Сумма		Пределы выкипания фракции, оС	Выход на нефть, % масс.	Выход на фракцию, %масс.	Сумма
85	0,2	0,24	0,24		270	1,2	1,42	27,16
90	0,4	0,47	0,71		280	1,7	2,02	29,18
95	0,2	0,24	0,95		290	1,5	1,78	30,96
100	0,4	0,47	1,42		300	1,4	1,66	32,62
105	0,5	0,59	2,02		310	1,6	1,90	34,52
110	0,4	0,47	2,49		320	1,5	1,78	36,30
120	0,7	0,83	3,32		330	1,4	1,66	37,96
122	0,4	0,47	3,80		340	1,5	1,78	39,74
130	0,8	0,95	4,74		350	1,8	2,14	41,87
140	1,1	1,30	6,05		360	1,5	1,78	43,65
145	0,5	0,59	6,64		370	1,8	2,14	45,79
150	0,6	0,71	7,35		380	1,8	2,14	47,92
160	1,3	1,54	8,90		390	1,8	2,14	50,06
170	1,1	1,30	10,20		400	1,9	2,25	52,31
180	1,4	1,66	11,86		410	2	2,37	54,69
190	1,4	1,66	13,52		420	1,9	2,25	56,94
200	1,2	1,42	14,95		430	2,1	2,49	59,43
210	1,5	1,78	16,73		440	2,2	2,61	62,04
220	1,4	1,66	18,39		450	2,6	3,08	65,12
230	1,4	1,66	20,05		520	13,4	15,90	81,02
240	1,6	1,90	21,95		550	5	5,93	86,95
250	1,6	1,90	23,84		600	5	5,93	92,88
260	1,6	1,90	25,74		700	6	7,12	100,00

Зная давление в питательной секции (4,5 атм) и количество тарелок в отгонной части (от питательной секции до низа) n=5, можно найти давление низа колонны по формуле:

 

Температура низа колоны будет равна температуре 0%-го отгона по кривой ОИ полуотбензиненной нефти при давлении Р_Н, т.е. 178^оС. Однако для создания восходящего потока паров в отгонную часть колонны К-1 подается горячая струя, которая повышает температуру низа колонны. Эта температура на 20-30^оС выше температуры ввода сырья в колонну. Принимаем температуру горячей струи равной 240^оС.

Тепловой баланс колонны К-1

Перед началом расчета теплового баланса колонны К-1 необходимо построить график плотностей на кривой ИТК для того, чтобы можно было с помощью плотностей рассчитать энтальпии различных фракций. Исходные данные берутся из справочника [1]

Исходные данные для построения графика плотностей Таблица 11

Пределы выкипания фракций	Плотность фракций
28-60	0,6691
60-95	0,7125
95-122	0,73
122-150	0,7552
150-200	0,7981
200-250	0,844
250-300	0,8669
300-350	0,8863
350-400	0,9075
400-450	0,9289
Остаток выше 450	1,012

Приход тепла:

Расчет энтальпий ведется в соответствии с формулами из [5]

Для расчета энтальпий нефтепродуктов, находящихся в паровой фазе:

Для расчета энтальпий нефтепродуктов, находящихся в жидкой фазе:

По кривой плотностей определяем искомые значения для фракций:

ρ²⁰₄ (н.к.-85) = 0,6950ρ²⁰₄ (н.к.-193)= 0,7600

ρ²⁰₄ (85-к.к.) = 0,9280ρ²⁰₄ (193-к.к.)= 0,9450

Пересчитываем надля возможности расчета по выше указанным формулам:

=ρ²⁰₄+ 5α (значения α брались из справочника [2])

(н.к.-85) = 0,6995  (н.к.-193)= 0,7641

(85-к.к.) = 0,9310 (193-к.к.)= 0,9479

Количество тепла, вносимое сырьем -Q_c, определяется с учетом доли паровой и жидкой фаз. Доля отгона е определяется по кривой ОИ сырой нефти при температуре входа сырья в колонну К-1 (210^оС) и давлении, равном давлению в питательной секции колонны (4,5 атм= 3 420 мм рт. ст.). Графически получаем е = 0,1342.

Q_c = G_c×e× +G_c× (1-e)×,

где G_c - количество исходной нефти, поступающей в колонну, кг/ч;

е - доля отгона;

 - теплосодержание паров, кДж/кг;

 - теплосодержание жидкости, кДж/кг.

Количество тепла, вносимого горячей струей (является величиной неизвестной), определяют из теплового баланса как разность:

Q_г.с. = Q_расх - Q_прих.

Расход тепла:

1.      Q_б = G_б×,

где G_б - количество паров верхнего продукта, кг/ч;

 - теплосодержание паров верхнего продукта (фракции н.к.-85) при температуре верха колонны t_в = 125^оС.

2.      Q_пон = G_пон×,

где G_пон - количество полуотбензиненной нефти, кг/ч;

 - теплосодержание полуотбензиненной нефти при температуре низа колонны t_н = 240^оС.

3.      Q_ор = G_ор×Dq_ор = G_ор×( - ),

где G_ор - количество острого орошения (по составу острое орошение идентично верхнему продукту), кг/ч; согласно рекомендации [5, 10], зададимся кратностью орошения 1 и температурой верхнего орошения равной 35°С, тогда

G_ор = 1´G_б;

 = 603,87- теплосодержание паров орошения, отводимого из колонны вместе с верхним продуктом, при температуре верха колонны t_в = 125^оС;

= 73,139 - теплосодержание орошения, подаваемого в колонну в виде жидкости при температуре 35^оС.

Из теплового баланса определим количество тепла, которое необходимо внести в колонну горячей струей (кДж/ч):

Q_прих + Q_г.с. = Q_расх, откуда

Q_г.с. =11248484 + 501364776 + 9885926- 475108125=47391061кДж/ч

Зная количество тепла, вносимого горячей струей, можно определить необходимое количество циркулирующей горячей струи, которая представляет собой часть нижнего продукта колонны, циркулирующего в системе. Отводится она из колонны при температуре низа К-1 (240 ^оС) вместе с балансовым количеством полуотбензиненной нефти и после нагрева в печи возвращается в колонну. При нагреве в печи часть полуотбензиненной нефти превратится в пар. Поэтому и приходящая в низ колонны горячая струя будет представлять собой парожидкостную смесь, доля паровой фазы которой зависит от температуры нагрева в печи (температуры входа в колонну К-2). Последняя определяется по той точке кривой ОИ полуотбензиненной нефти, которая соответствует суммарному отбору светлых нефтепродуктов (отбор фракций, выкипающих до 350^оС, определяется по кривой ИТК полуотбензиненной нефти). Кривая ОИ должна быть построена для давления, соответствующего давлению в питательной секции колонны К-2, которое принимается равным 1,5-2 атм (принимаем 2 атм) [4].

Примем, давление в питательной секции К-2 Р_п.с.2 = 2 атм = 1 520 мм рт. ст. Хотя температура полуотбензиненной нефти, поступающей в колонну К-2, и температура горячей струи одинаковы, доля отгона этих потоков различна, что связано с различным давлением в колоннах К-2 и К-1. Доля отгона полуотбензиненной нефти должна равняться процентному отбору светлых нефтепродуктов (е_К-2 = 0,415). Доля же отгона горячей струи будет несколько ниже, и для ее определения необходимо построить кривую ОИ полуотбензиненной нефти для давления в месте ввода ее в колонну К-1:

Р_г.с. = Р_п.с. + Dр×n

где Р_п.с. = 1атм=760 мм рт. ст. - давление в питательной секции К-1;

Dр = 10 мм рт. ст. - перепад давления на 1 тарелку;

n= 5 - количество тарелок ниже питательной секции (до тарелки ввода горячей струи).

Получим:

Р_г.с. = (4,5*760+10*5)/760 = 4,57 атм

Зная температуру горячей струи (в парах поступает фракция 85-300) , поступающей в К-1 (305^оС), по построенной кривой ОИ для давления Р_г.с. определяем ее долю отгона (е_К-1 = 0,33).

Предварительно находим плотности фракций 85-300°С и 300-к.к.

ρ²⁰₄ (85-300) = 0,8300 (85-300) = 0,8336

ρ²⁰₄ (300-к.к.) = 0,9690 (300-к.к.) = 0,9718

Количество тепла, вносимого горячей струи (кДж/ч):

Q_г.с. = G_г.с.[e + (1 - e) - ],

где G_г.с. - количество горячей струи, кг/ч;

 и теплосодержания паровой и жидкой фаз горячей струи при выходе из печи (при входе в колонну К-1), кДж/кг;

- теплосодержание горячей струи на выходе из колонны К-1 (при температуре низа колонны t_н = 240^оС), кДж/кг.

Отсюда количество горячей струи (кг/ч):

G_г.с.= = = 177192,2 кг/ч

Полный тепловой баланс колонны К-1 представлен в таблице 12

Тепловой баланс колонны К-1 Таблица 12

Наименование	% масс.на нефть	G,кг/ч	ρ15(15)	t,ᵒC	q, кДж/кг	Q, кДж/ч
Приход:
нефть, в т.ч:	100	980392	0,9041	210	-	475108125
паровая фаза	13,42		0,7641	210	765,61	-
жидкая фаза	86,58		0,9479		441,07
горячая струя	-	177192	-	305	764,22	47391061
Итого:	100	1157584	-	-		522499186
Расход:
головной погон	1,9	18627	0,6995	125	603,87	11248484
полуотбенз. нефть	98,1	961765	0,9310	240	521,3	501364776
орошение	-	0,6995	35	151,59	9885926
Итого:	100	999019	-	-	-	522499186

Определение основных размеров колонны К-1.

Диаметр колонны К-1 определяется по свободному сечению, через которое проходит максимальный объем паров. Объем паров вычисляется на основе уравнения Менделеева-Клапейрона:

 =,

где N - число молей в выбранном сечении (отношение массы G к молекулярной массе M);

t (^оС) и P (атм) - температура и давление в выбранном сечении.

Для колонны предварительного испарения К-1, работающей с подачей холодного испаряющегося орошения, таким сечением является сечение под верхней тарелкой [4].

В данном случае орошение G_ор уносит из колонны тепло Q_ор = 9885926 кДж/ч. В результате отвода тепла орошение конденсирует на верхней тарелке часть паров, поднимающихся ему навстречу. Конденсат или, что то же, горячее орошение стекает на расположенную ниже тарелку, где, встречая более горячие пары, испаряется и образует под тарелкой, с которой отводится верхнее орошение, количество паров G_пар, равное количеству горячего орошения G_гор.ор.. В этом случае

_гор.ор. = == 30911кг/ч,

где t - температура под верхней тарелкой, которая может быть принята равной температуре верха колонны (125^оС).

Объем паров под тарелкой будет равен суммарному объему паров горячего орошения и паров балансового бензина, находящихся в этом сечении, при этом количество паров над верхней тарелкой равняется суммарному количеству балансового бензина G_б и горячего орошения G_гор.ор.:

_пар = G_б + G_гор.ор.=18627 + 30911 = 49538 кг/ч

При этом:

SN= ,

где М_б - молекулярная масса бензина н.к.-85^оС.

Вычислим М_б по формуле Крэгга [5]:

Рассчитаем объем паров, подставив в указанную выше формулу значения температуры и давления на верху колонны К-1:

 == 1,13 м³/с

Поперечное сечение колонны вычислим по формуле: , где w - линейная скорость паров, м/с. Допустимая линейная скорость паров для отбензинивающих колоннсоставляет 0,6¸1,5 м/с [4]. Примем w = 0,8 м/с. Тогда: = 1,4125 м².

Диаметр колонны рассчитывается по уравнению:

 = = 1,34 м

В нефтяной промышленности принят нормальный ряд диаметров, который предусматривает равномерное увеличение площади поперечного сечения колонны при переходе от одного диаметра к другому [4]:

от 1.0 до 4.0 - через 0.2 м;

от 4.0 до 6.0 - через 0.5 м;

далее 6.4, 7.0, 8.0, 9.0 м.

В соответствии с этими данными принимаем значение диаметра атмосферной колонны К-1, равное D = 1,4 м.

Расстояние между тарелками должно обеспечивать:

Ø  легкость монтажа, ревизии и ремонта тарелок;

Ø  осаждение основной части капель, уносимых паром с нижележащей тарелки;

Ø  подпор для нормального стока флегмы по сливным трубам без захлебывания.

В зависимости от диаметра колонны D принимается:

D, м	1,0 1,6	1,6 2,0	2,0 2,4	> 2,4
Hт, мм	350  400	400  500	500  600	> 600

Одновременное увеличение диаметра и расстояния между тарелками связано в основном с необходимостью монтажа громоздких деталей. Так как рассчитанный диаметр колонны составляет 1,4 м, то принимаем расстояние между тарелками Н_т = 400 мм.

Высота колонны определяется числом тарелок и расстоянием между ними, остальные размеры принимаются на основании опыта работы промышленных установок.

Нормальные наружные люки для ревизии и ремонта размещают через несколько тарелок, в этом сечении расстояние между тарелками должно быть не менее 0,6 м. Примем это значение равным Н_люк = 600 мм.

Общее число тарелок в колонне N_общ складывается из числа тарелок в концентрационной N_конц и в отгонной N_отг секциях. Тогда: N_общ = 20 + 5 = 25 тарелок.

Расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем колонны может быть принято равным половине диаметра колонны, то есть h₁ = 1,4 / 2 = 0,7 м.

Высота концентрационной части колонны определяется в зависимости от числа тарелок (n = 20) по выражению:

₂ = (n - 1) ×H_т = (20 - 1) × 0,4 = 7,6 м

Высота питательной секции колонны принимается 0,81,2 м в соответствии с соотношением:

₃ = (2 ¸ 3) ×H_т = 2 × 0,4 = 0,8 м

Высоту отгонной части считают аналогично h₂, а именно:

₄ = (n - 1) ×H_т = (5 - 1) × 0,4 = 1,6 м

Расстояние от уровня жидкости внизу колонны до нижней тарелки принимают равным h₅ = 2¸ 2,5 м, чтобы пар равномерно распределялся по сечению колонны.

Высоту низа колонны определяют с учетом необходимого запаса жидкости в случае прекращения подачи сырья в колонну. Запас жидкости (полуотбензиненной нефти - остатка колонны К-1) определяется из соотношения:

_ост = 16,53 м³/ч,

где- абсолютная плотность остатка при температуре низа колонны (230^оС), кг/ м³:

t = 1 мин = 0,016 ч - запас времени, ч.

Отсюда высота, занимаемая жидким остатком:

h₆ = м

Обычно расстояние от отбойных пластин и сеток до тарелок принимается равным 0,60,75 расстояния между тарелками. Высота отпарной части колонны составляет 45 м для создания подпора жидкости к насосу.

Высота постамента составляет 45м. Примем h₇= 4м

При расчете высоты концентрационной секции колонны следует учитывать, что через 4 тарелки по высоте колонны установлено 3 люка для обеспечения монтажа и ремонта тарелок. В этих сечениях принимаем расстояние между тарелками Н_т = 600 мм.

Тогда h₂ = 7,6 + 3×0,2 = 8,2 м.

Полезная высота колонны Н_пол рассчитывается без учета высоты опорной обечайки h₇ и составляет:

Н_пол = = 0,7+8,2+0,8+1,6+2+10,7= 24 м

Полная высота колонны:

Н_кол = Н_пол + h₇ = 24 + 4,0 = 28 м.

На рис. 1 представлена схема для расчета высоты колонны К-2, где приняты следующие размеры:

Ø  h₁ = 0,7 м;

Ø  h₂ =8,2 м;

Ø  h₃ =0,8 м;

Ø  h₄ =1,6 м;

Ø  h₅ = 2,0 м;

Ø  h₆ =10,7 м;

Ø  h₇ = 4,0 м;

Ø  Н_кол = 28 м

.        Расчет основной ректификационной колонны К-2

Таблица 13 Материальный баланс колонны К-2

Поток	% масс на нефть	% масс на полуотбенз. нефть	тыс.т/год	т/сутки	кг/час
Приход
Полуотбензиненная нефть	98,1	100	7848	23082	961765
ИТОГО	98,1	100	7848	23082	961765
Расход
Фракция 85-1200С	2,6	3,08	242	711	29622
Фракция 120-2400С	15,7	18,63	1462	4300	179177
Фракция 240-3500С	16,8	19,92	1563	4598	191584
Мазут	63	58,37	4581	13473	561382
ИТОГО	98,1	100	7848	23082	961765

Режим температур и давлений.

В колонну К-2 подается отбензиненная нефть, орошение и водяной пар. Из колонны выводится головной погон - бензиновая фракция 85-120^оС, боковые погоны -фракция 120-240^оС, фракция 240-350^оС, орошение, водяной пар и остаток - мазут. Пары головного погона и водяной пар выводятся через шлемовую трубу колонны, жидкий погон из боковой части колонны и остаток - с низа колонны.

Температура отбензиненной нефти, поступающей в колонну К-2, определяется по точке кривой ОИ отбензиненной нефти, которая соответствует суммарному отбору светлых нефтепродуктов (допускается, что светлые нефтепродукты полностью испаряются в месте ввода сырья в колонну).

Ранее было показано, что значение температуры в питательной секции колонны К-2 составляет t_п.с.2 = 305^оС, давление Р_п.с.2 = 2 атм = 1 520 мм рт. ст.

Колонна К-2 в отличии от колонны К-1 работает с водяным паром. На основании заводских данных количество водяного пара, вводимого в колонну К-2, (G₁) составляет 1,0¸1,5 % (принимаем 1%) в пересчете на полуотбензиненную нефть, а подаваемого в отпарную колонну (G₂) - 2¸6 % (принимаем 2%) в пересчете на каждый боковой погон. Приняв соответственно 1,5 и 2,0 % водяного пара на поток, получим:

1)   G₁ = 0,01×961765=9617,65 кг/ч» 9618 кг/ч

2)   G₂ = 0,02 ×179177= 3583,54кг/ч» 3584 кг/ч

3)   G₃ = 0,02 ×191584= 3831,68 кг/ч » 3832 кг/ч

Температура паров, выходящих с верха колонны К-2, устанавливается по концу кривой ОИ головного погона при давлении, соответствующем парциальному давлению его паров в смеси с водяным паром.

На верху колонны, где имеется двухкомпонентная смесь паров бензина и воды, на основании закона Дальтона:

Р_б = p×,

где Р_б - парциальное давление паров бензина;

p- общее давление на верху колонны;

 - молярная концентрация паров бензина:

=

Предварительно находим плотности фракций 85-120°С, 120-240°С, 240-350°С:

ρ²⁰₄ (85-120) = 0,7260 (85-120) = 0,7304

ρ²⁰₄ (120-240) = 0,8080 (120-240) = 0,8118

ρ²⁰₄ (240-350) = 0,8750 (240-350) = 0,8784

ρ²⁰₄ (350-к.к.) = 0,9810 (350-к.к.) = 0,9836

Молекулярная масса бензина 85-120^оС определяется по формуле Крэгга:

Тогда N_б = = 274,05кмоль/ч;

_{вод.пар} = = 946,33кмоль/ч

Так как в колонне применяется острое верхнее орошение, выводимое в виде паров вместе с парами балансового бензина и водяным паром через шлемовую трубу колонны, то при определении температуры верха колонны необходимо учитывать это орошение, изменяющее молярную концентрацию и парциальное давление паров бензина.

Для нормальной работы атмосферной колонны достаточно 1 - 2-кратного орошения [4]. В соответствии с этой рекомендацией зададимся кратностью орошения 2. Тогда количество острого верхнего орошения составит:

_ор = 2×G_б = 2×29622кг/ч = 59244 кг/ч; N_ор = = 548,1кмоль/ч

Молярная концентрация паров бензина: == 0,4649

Общее давление наверху колонны К-2 принимается равным атмосферному давлению или несколько превышающему его. Примем p= 1,5атм = 1 140 мм рт. ст. Тогда парциальное давление паров бензина составит:

Р_б = 1,5× 0,4649 = 0,697атм = 530мм рт. ст.

Следовательно, температура паров, выходящих с верха колонны К-2, составит t_в2=88^оС.

По данным заводской практики, температура низа атмосферной колонны должна быть на 20-30^оС ниже температуры в питательной секции. Примем t_н2 = 305 - 20 = 285^оС.

Температура острого верхнего орошения составляет 35^оС, примем t_ор = 35^оС.

Температуру перегретого водяного пара, подаваемого в колонну, примем равной  = 350^оС. Этот пар обычно получают путем перегрева отработанного (мятого) пара от насосов с давлением 0,2-0,3 МПа в змеевике, расположенном в сырьевой или в специальной печи.

Количество тарелок в концентрационной секции колонны К-2 установим по перепаду температур между сечением ввода сырья (t_п.с.2 = 305^оС) и верхним сечением (t_в2 = 88^оС), исходя из перепада температур между соседними тарелками в 5-10^оС (принимаем 6^оС):

= = 36,2, принимаем = 37 тарелок.

Пусть для отбора керосиновой фракции 120-240^оС будем отводить с 13-ой тарелки, тогда дизельную фракцию 240-350^оС будем отводить с 25-ой тарелки. Число тарелок в отгонной секции атмосферной колонны составляет от 5 до 7 штук, примем = 7 тарелок. В зависимости от требуемой четкости погоноразделения выносные колонны имеют от 4 до 8 тарелок [4]. Примем число тарелок в стриппинг-секции N_стрип. = 7.

Температура бокового погона устанавливается по началу соответствующей кривой ОИ, так как выводимый из колонны жидкий боковой погон находится на тарелке при температуре закипания. В сечении вывода боковых погонов находятся и более легкокипящие компоненты, снижающие парциальное давление паров, а потому истинные температуры вывода боковых погонов обычно на 10-20^оС ниже температур начальных точек их кривых ОИ, построенных при атмосферном давлении.

Определим температуру вывода керосиновой фракции 120-240^оС аналогичным описанному выше способом:

1)  

2)   N_КФ = = 1087,24кмоль/ч

3)   N_{вод.пар} = = 946,33кмоль/ч

4)   Давление на 13-ой тарелке отвода фракции, исходя из того, что давление на верху колонны равно 1,5 атм (1140 мм рт ст.), а в питательной секции 2 атм (1520 мм рт ст.) и перепад между тарелками должен быть 5-10 мм рт ст. [4]. Проверим это предположение:

ммрт ст.

Следовательно количество тарелок было выбрано верно. Давление на 13-ой тарелке будет равно:

мм рт ст. = 1,671атм

5)   Парциальное давление КФ:

Р_КФ = p₁₅×= 1,671×0,535» 0,894атм

6)   Температура вывода керосиновой фракции из колонны К-2 соответствует температуре 0 %-ого отгона по кривой ОИ, построенной при Р_КФ = 0,894атм =679 мм рт. ст. и составляет = 141^оС.

Температуру КФ на выходе из отпарной колонны принимают на 20^оС ниже температуры жидкости на входе в стриппинг-секцию [4], то есть:

= 141 - 20 = 121^оС

Определим температуру вывода дизельной фракции 240-350^оС аналогичным описанному выше способом:

1)  

2)   N_ДФ = = 746,77кмоль/ч

3)   N_{вод.пар} = =747,22кмоль/ч

4)   Давление на 25-ой тарелке отвода фракции:

p₂₅ = 1 140 + 25× 10 = 1 390 ммрт. ст. = 1,83атм

5)   Парциальноедавление ДФ:

Р_ДФ = p₂₅×= 1,83× 0,5»0,915атм

6)   Температура вывода дизельной фракции из колонны К-2 соответствует температуре 0 %-ого отгона по кривой ОИ, построенной при Р_ДФ = 0,915 атм = 695,4 мм рт. ст. и составляет = 259^оС.

Температуру ДФ на выходе из отпарной колонны принимают на 20^оС ниже температуры жидкости на входе в стриппинг-секцию [4], то есть:

= 259 - 20 = 239^оС

Тепловой баланс колонны К-2.

В колонну К-2 тепло подается с нагретой в печи полуотбензиненной нефтью, а также с подаваемым в низ колонны водяным паром.

Отводится тепло с верхним продуктом - бензиновой фракцией, боковыми погонами - КФ и ДФ и остатком, а также отводится острым (испаряющимся) орошением.

Расчет теплового баланса основной ректификационной колонны К-2 производится аналогично расчету теплового баланса колонны предварительного испарения К-1.

Приход тепла:

1)   Количество тепла, вносимое сырьем (полуотбензиненной нефтью) -Q_пон, определяется с учетом доли паровой и жидкой фаз. Доля отгона е определяется по кривой ОИ полуотбензиненной нефти при температуре входа сырья в колонну К-2, или, что то же, нагрева в печи (305^оС) и давлении, равном давлению в питательной секции колонны (2 атм= 1 520 мм рт. ст.). Графически получаем е = 0,415

_пон = G_пон[e× + (1-e)×],

где G_пон - количество полуотбензиненной нефти, поступающей в колонну, кг/ч;

е - доля отгона полуотбензиненной нефти при температуре нагрева в печи;

= 907,86 кДж/кг- теплосодержание паров полуотбензиненной нефти при температуре выхода из печи (рассчитано ранее в тепловом балансе К-1)

= 682,57 кДж/кг- теплосодержание жидкой фазы полуотбензиненной нефти при температуре выхода из печи.

_пон= 961765*(0,415*907,86 + (1-0,415)*682,57)= 746392491 кДж/ч

2)   Количество тепла, вносимого водяным паром:

_{вод.пар} = G_{вод.пар}×Dq =G_{вод.пар} ( -),

где G_{вод.пар} - количество водяного пара, кг/ч;

= 3176,59кДж/кг- теплосодержание водяного пара на входе в колонну К-2, кДж/кг;

= 2657,81кДж/кг- теплосодержание водяного пара на выходе из колонны К-2, кДж/кг; (из Сарданашвили)

_{вод.пар} = 9618*(3176,59-2657,81) = 4989626 кДж/ч

Расход тепла:

1)   с верхним продуктом: Q_б = G_б×,

где G_б - количество паров бензина, кг/ч;

- теплосодержание паров бензина (фракции 85-120^оС) при температуре верха колонны К-2 t_в2 = 88^оС.

= 255,07*(4-0,7304)-308,99 = 525 кДж/кг

Q_б=29622*525 = 15551550 кДж/ч

2)   с боковым продуктом: Q_КФ = G_КФ×,

где G_пон - количество дизельной фракции, кг/ч;

- теплосодержание керосиновой фракции при температуре вывода ее из колонны =141^оС.

 =  = 301,57 кДж/кг

Q_КФ = 179177*301,57 = 54034408 кДж/ч

3)   с боковым продуктом:

Q_ДФ = G_ДФ×,

где G_пон - количество дизельной фракции, кг/ч;

- теплосодержание дизельной фракции при температуре вывода ее из колонны = 259^оС.

 =  = 588,09 кДж/кг

Q_ДФ = 191584*588,09 = 112668635 кДж/ч

4)   с остатком: Q_ост = G_ост×,

где Q_ост - количество остатка (мазута), кг/ч;

- теплосодержание остатка при температуре низа колонны t_н2 = 285^оС.

 =  = 624,21 кДж/кг

Q_ост = 561382*624,21 = 350420258 кДж/ч

5)   с острым (испаряющимся) орошением: Q_ор = G_ор×Dq_ор = G_ор× (-),

где G_ор - количество острого орошения (по составу острое орошение идентично верхнему продукту), кг/ч; при кратности орошения 2 получим G_ор = 2´G_б;

= 525кДж/кг - теплосодержание паров орошения при температуре верха колонны t_в2 = 88^оС;

- теплосодержание орошения, подаваемого в колонну в виде жидкости при температуре 35^оС.

=  71,57 кДж/кг

Q_ор = 2*29622*(525-71,57) = 26863007 кДж/ч

Найдем количество тепла, которое необходимо снимать циркуляционным орошением:

_ц.о. = Q_прих- Q_расх = (Q_пон + Q_{вод.пар}) - (Q_б+ Q_КФ + Q_ДФ + Q_ост + Q_ор) = (746392491 + 4989626) - (15551550 + 54034408 + 112668635 + 35040258 + 26863007) = 191844259кДж/ч

Тепловой баланс колонны К-2 Таблица 14

Наименование	% масс.на нефть	% масс.на полуотб	G,кг/ч	ρ15(15)	t,ᵒC	q, кДж/кг	Q, кДж/ч
Приход:
полуотбензиненная нефть	98,1		961765	0,931035	305	-	746392491
водяной пар	-	-	9618	-	350	518,78	4989626
Итого:	98,1	100	971383	-	-	-	751382117
Расход:
фракция 85-1200С	2,6	3,08	29622	0,7304	88	525	15551550
фракция 120-2400С	15,7	18,63	179177	0,8118	141	301,57	54034408
фракция 240-3500С	16,8	19,92	191584	0,8784	259	588,09	112668635
мазут	63	58,37	561382	0,9836	285	624,21	350420258
острое орошение	-	-	0,7304	35	453,43	26863007
циркуляционное орошение	-	-	1251185	0,8223	80	152,47	191844259
Итого:	98,1	100	-	-	-	-	751382117

Рассчитаем количество циркуляционного орошения G_ц.о., необходимого для обеспечения нормальной работы колонны (кг/ч):

_ц.о. =

где - теплосодержание жидкости (флегмы), стекающей с тарелки вывода циркуляционного орошения (при температуре t₁ на 14-ой тарелке);

- теплосодержание жидкости, поступающей на тарелку ввода циркуляционного орошения.

Температуру t₁ принимаем исходя из равномерного перепада температур между соседними тарелками в 5-10^оС (ранее приняли 6^оС). Поскольку температура вывода керосиновой фракции с 13-ой тарелки равняется 141^оС, то получим t₁= 141+ 1× 6 = 147^оС. Температуру входа в колонну К-2 циркуляционного орошения принимаем равнойt₂ = 80^оС [4]. Плотность циркулирующей жидкости принимаем, основываясь на предположении о равномерном перепаде данного показателя на каждую тарелку. Тогда, учитывая плотность керосиновой фракции, получим:

= 0,8080+ 1× 0,005 = 0,8130 = 0,8168

=  = 314,8 кДж/кг

= = 161,47 кДж/кг

Расход циркулирующей жидкости составит:

_ц.о. == 1251185,4»1251185 кг/ч

Определение основных размеров колонны К-2

Основные размеры основной ректификационной колонны К-2 определяются так же, как и размеры колонны предварительного испарения К-1.

При определении диаметра колонны К-2 для установления сечения, наиболее нагруженного по парам, проверяются объемы паров в испарительном пространстве (питательной секции) колонны и под тарелками, с которых выводится орошение.

.        Сечение под 1-ой тарелкой, на которую стекает холодное орошение (пары бензина, холодное орошение и водяной пар, подаваемый в низ К-2 и стриппинг-секции):

_пар = G_б + G_хол.ор. + G_{вод.пар} = 29622 + 59244 + (9618 + 3584 + 3832) = 105900 кг/ч

2.      Сечение под 13-ой тарелкой (циркуляционное орошение, пары, поступающие из отпарнойколонны, и то же суммарное количество водяных паров):

_пар = G_стрип. + G_{вод.пар}+ G_ц.о. = 1251185+0,19×179177+ (9618 + 3584 + 3832) = 1302263кг/ч,

где G_стрип. = е_КТ×G_КФ - количество паров отпариваемых в стриппинг-секции (доля отгона е_КФ= 0,19 определяется графически в соответствии с температурой входа фракции КФ в отпарную колонну, равной 141^оС)

.        Сечение под 25-ой тарелкой (циркуляционное орошение, пары, поступающие из отпарной колонны, и водяные пары):

_пар = G_стрип. + G_{вод.пар}+ G_ц.о. =0,25*191584 +1251185 + (9618 + 3832) = 1312531 кг/ч,

где G_стрип. = е_ДФ×G_ДФ - количество паров отпариваемых в стриппинг-секции (доля отгона е_ДФ= 0,25 определяется графически в соответствии с температурой входа фракции ДФв отпарную колонну, равной 259^оС).

4.      Сечение под 37-ой тарелкой (пары отбензиненной нефти и водяной пар, подаваемый в низ К-2):

G_пар = G_{неф.пар.} + G_{вод.пар} = e_k-2*G_пон + G₁ = 0,415*961765 + 9618 = 408750 кг/ч

Как видно из предлагаемых расчетов, наиболее нагруженным является сечение под 25-ой тарелкой, где нагрузка по парам составляет: G_пар = 1312531кг/ч.

Исходя из этого рассчитаем объем паров по уравнению Менделеева-Клапейрона:

 == 33,9 м³,

На основании практических данных линейная скорость паров в свободном сечении для колонны К-2 составляет w = 0,6 ¸ 1,15 м/с [5]. Примем w = 1,0 м/с, тогда площадь поперечного сечения колонны составит:

= = 33,9м²

Диаметр колонны рассчитывается по уравнению:

D = = 6,57м

В соответствии со стандартом принимаем значение диаметра атмосферной колонны К-2 равным D_К-2 = 7 м.

Расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем колонны принимаем равным половине диаметра колонны, то есть h₁ = 7 / 2 = 3,5 м.

Высота концентрационной части колонны К-2 (n = 37):

₂ = (n - 1) ×H_т = (37 - 1) × 0,600 = 21,6 м

Высота питательной секции колонны:

₃ = (2 ¸ 3) ×H_т = 2 × 0,600 = 1,2 м

Высота отгонной части колонны К-2 (n = 7):

₄ = (n - 1) ×H_т = (7 - 1) × 0,600 = 3,6 м

Расстояние от уровня жидкости внизу колонны до нижней тарелки принимают равнымh₅ = 1 ¸ 2 м, чтобы пар равномерно распределялся по сечению колонны.

Высота, занимаемая жидким остатком в колонне, подсчитывается исходя из 5-10-минутного запаса жидкости при температуре низа колонны (329,4^оС):

_ост = 55,5 м³/ч,

где- абсолютная плотность остатка при температуре низа колонны (285^оС), кг/ м³:

= 981 - 0,522× (285 - 20) = 842,67» 843

t = 5 мин = 0,083 ч - запас времени, ч.

Отсюда высота, занимаемая жидким остатком:

h₆ = 1,44м

Высоту постамента принимаем h₇ = 4,0 м.

При расчете высоты концентрационной секции колонны учтем, что через 4 тарелки по высоте колонны установлено 10 люков для обеспечения монтажа и ремонта тарелок. В этих сечениях принимаем расстояние между тарелками Н_т = 800 мм. Тогда:

₂ = 21,6 + 10× 0,8 = 29,6 м

Полезная высота колонны Н_пол (без учета высоты опорной обечайки h₇):

Н_пол = = 3,5 + 29,6 + 1,2 + 3,6 + 2,0 + 1,44 = 41,34 м.

Полная высота колонны:

Н_К-2 = Н_пол + h₇ = 41,34 + 4,0 = 45,34 м ≈ 46 м

5.      Расчет трубчатой печи

Температурный режим печи

Температура сырья (полуотбензиненной нефти) на входе в печь соответствует температуре низа отбензинивающей колонны установки атмосферной перегонки нефти и составляет t_вх = 240⁰C.

Температура сырья на выходе из печи соответствует температуре его на входе в колонну К-2, равной t_вых = 305⁰C.

Температура насыщенного водяного пара на входе в пароперегреватель печи соответствует температуре насыщения его при выбранном давлении низа К-1 в 4,57атм = 4,57 кг/см². Согласно справочных данных этому давлению соответствует теплосодержание i_нас = 2745,7 кДж/кг [5], температура насыщенного пара t_насыщ. = 147,8⁰С [16].

Температура перегретого водяного пара на выходе из пароперегревателя соответствует температуре поступления его в колонну и составляет t_{перегр.} = 350 ⁰С, откуда теплосодержание перегретого водяного пара i_пер = 3 171,4 кДж/кг [13].

Температура дымовых газов на входе в конвекционную секцию печи составляет по заводским данным 800-850 ⁰С [4], примем t_{дым.газ.} = 850 ⁰С.

Температура уходящих из печи дымовых газов на 120-150 ⁰С выше температуры сырья, подаваемого в печь: t_{ух.дым.газ.} = 240 + 150 = 390 ⁰С.

Полезная тепловая нагрузка печи

Полезная тепловая нагрузка печи (кДж/ч):

_пол = + или

Q_пол = G_сыр [е× + (1 - е) ×-] + G_{вод.пара} [(i_пер - i_нас) + х×l],где

_сыр - количество полуотбензиненной нефти, кг/ч;

G_{вод.пара}- суммарное количество водяного пара (G₁ + G₂ + G₃ = 9618 + 3584 + 3832 = 17034 кг/ч);

е = 0,415 - весовая доля отгона (доля светлых нефтепродуктов);

= 907,86 кДж/кг и = 682,57 кДж/кг - теплосодержание паровой и жидкой фазы полуотбензиненной нефти на выходе из печи (при t_вых = 305⁰C, плотность полуотбензиненной нефти: 928 - 0,607 (305 - 20) = 755 кг/м³;

= 510,25 кДж/кг - теплосодержание полуотбензиненной нефти на входе в печь (при t_вх = 240⁰C, плотность полуотбензиненной нефти: 928 - 0,607 (240- 20) = 794,46 кг/м³,;

i_пер = 3171,4 - теплосодержание перегретого водяного пара, кДж/кг;

i_нас = 2745,7- теплосодержание насыщенного водяного пара, кДж/кг;

х - доля влаги в насыщенном водяном паре (0,03 ¸ 0,05, примем х = 0,03);

l = 2257,2 - скрытая теплота парообразования воды, кДж/кг [13].

_пол = 961765× [0,415×907,86 + (1 - 0,415) × 682,57- 510,25] + 17034× [(3171,4 - 2745,7) + 0,03× 2 257,2] = 264056748кДж/ч

Коэффициент полезного действия печи и расход топлива

Потери тепла в окружающую среду составляют 4-8 % от низшей теплотворной способности . Низшая теплотворная способность газообразного топлива определяется по формуле (кДж/кг):

= åQ_i×x_i,где

_i - низшая теплотворная способность компонентов топлива,

x_i - весовые доли компонентов топлива.

Пересчитаем состав топлива [6] на массовые проценты, используя следующую формулу:

w_i =× 100 %, где

w_i - массовая концентрация i-ого компонента топлива, % масс.;

j_i - объемная доля i-ого компонента топлива, % об.;

М_i - молекулярная масса i-ого компонента топлива, г/моль.

Результаты пересчета для удобства сведем в таблицу: Таблица 15

Компнент	ji, %	Мi, г/моль	ji ×Мi	wi,%	Qi,ккал/кг	wi×Qi/100
Метан СН4	43,3	16	692,8	19,7	11 900	2 345,33
Этан С2Н6	12,4	30	372	10,6	11 300	1 195,84
Пропан С3Н8	8,5	44	374	10,6	11 050	1 175,67
å!4	35,8	58	2076,4	59,1	10900	6 438,54
å	100	-	3 515	100	-	11 155,38

Получим: = 11 155,38ккал/кг = 11 155,38× 4,187= 46707,56кДж/кг

Тогда потери тепла в окружающую среду (примем 4 % от) составят:

q_окр.ср.=0,04×46707,56= 1868,30кДж/кг

Потери тепла с уходящими дымовыми газами q_ух.д.г. устанавливаются по графику [5] в соответствии с выбранной температурой уходящих газов (t_{ух.дым.газ.} = 390⁰С). Получили q_{ух.д.г. ≈} 9000 кДж/кг.

Коэффициент полезного действия печи h рассчитывается по формуле:

h= == 0,767

Коэффициент полезного действия современных печей составляет h= 0,65 ¸ 0,85.

Расход топлива:

В = == 7370,8 кг/ч

6.      Расчет теплообменника

Выбор потоков, отдающих тепло для нагрева сырья

Для нагрева сырья обычно используется тепло боковых погонов и остатка колонны в тех случаях, когда массовые количества и температуры их достаточно велики. Тепло остальных потоков используется лишь в том случае, когда не удается достигнуть желаемой конечной температуры нагрева сырья.

Для дистиллятных продуктов рекомендуется использовать кожухотрубчатые теплообменники, для остаточных - теплообменники типа "труба в трубе". Дистилляты надлежит посылать в межтрубное пространство, нефть и остатки (более загрязненные продукты) - в трубы.[4]

Температурный режим

Рассчитаем теплообменник, в котором в качестве теплоносителя используется дизельное топливо. Начальная температура теплоносителя на входе его в теплообменник соответствует температуре на выходе его из отпарной колонны (⁰С), конечная температура теплоносителя на выходе из теплообменника на 50-70 ⁰Сниже начальной, примем t_кон = 239 - 69 = 170⁰С. Начальная температура сырья, поступающего в первый теплообменник составляет 17-20 ⁰С, примем = 20⁰С, конечная температура сырья , воспринимающего тепла, определяется из уравнения теплового баланса теплообменника.

Тепловой баланс теплообменника

Тепловой баланс теплообменника рассчитывается на основе следующего уравнения [4]:

h - к. п. д. теплообменника; потери тепла теплоносителем в окружающую среду обычно составляют 2-10 %, примем их равными 5 %, тогдаh = 100 - 5 = 95 %;

G_тепл = 191584 - вес теплоносителя (ДФ), кг/ч;

G_cыр = 980392 - вес нефти, кг/ч;

=- теплосодержание теплоносителя на входе в теплообменник, кДж/кг;

 

=- теплосодержание теплоносителя на выходе из теплообменника, кДж/кг;

 

=- теплосодержание сырья (нефти) на выходе из теплообменника, кДж/кг; =- теплосодержание сырья (нефти) на выходе из теплообменника, кДж/кг, плотность нефти при 20 ⁰С равна 904,1 кг/м³;

=0,9041 + 5*0,000633 = 0,9073

=

Подставив значения получим следующее выражение:

,95 ×191584× (534,02 - 358,58) = 980392× (- 36,16), откуда

= 68,73 кДж/кг

Рассчитанному значению теплоемкости согласно справочных таблиц [5] соответствует значение температуры = 37,5⁰С.

Поверхность теплообмена и подбор типовых теплообменников

Поверхность теплообмена определяется из уравнения:

 = F×k×Dt_ср, где

 - количество передаваемого тепла, кДж/ч;

F - поверхность теплообмена, м²;

k - коэффициент теплопередачи, кДж/(м²×ч×⁰С);

Dt_ср- средняя разность температур, ⁰С.

Количество подаваемого тепла вычисляется, как было показано в п. 6.3. при расчете теплового баланса:

 = 0,95×191584× (534,02 - 358,58) = 31930922кДж/ч

Подбор коэффициента теплопередачи осуществляется согласно заводских данных [4] в пределах 150 ¸ 250 кДж/(м²×ч×⁰С), примемk = 200 кДж/(м²×ч×⁰С).

При противотоке среднюю разность температур определяют, пользуясь следующей условной схемой:

_нач = 239⁰C¾¾¾®t_кон = 170⁰C (горячий теплоноситель - ДФ)

t_кон= 37,5⁰C¬¾¾¾t_нач= 20 ⁰C (холодный теплоноситель - нефть)

Dt_н= 239 - 37,5 = 201,5 ⁰CDt_к= 170 - 20 = 150⁰C, где

Dt_н, Dt_к- большая и меньшая разности температур между теплоносителями.

Если £ 2, то среднюю разность температур с погрешностью не более 4 % можно вычислить как среднеарифметическую [3]. Поскольку в нашем случае это отношение составляет 1,34, то воспользуемся формулой:

Dt_ср = == 175,8⁰C

Подставляя установленные величины Q, k и Dt_ср, получим значение поверхности теплообмена:

F = = = 908,2 м²

Принимаем типовой кожухотрубчатый теплообменник со стандартной рекомендуемой поверхностью F_станд = 464 м²в количестве2 шт. [6]

.        Расчет конденсатора и холодильника

Температурный режим

Головные погоны атмосферных колонн (пары бензина, орошения и водяной пар) конденсируются и охлаждаются в воздушных холодильниках от температуры верха колонны (для К-2 t_верха= 88⁰С) до 60-70 ⁰С. Воздух, нагнетаемый вентилятором, нагревается от температуры на входе в 15-20 ⁰С (примем 15 ⁰С) до температуры на выходе в 60-70 ⁰С (примем 70 ⁰С).

Боковые погоны и остаток после теплообменников следует доохлаждать в воздушных холодильниках. Конечные температуры потоков, при которых они следуют в парк, могут быть приняты следующими [4]:

· для дизельных фракций 50-70 ⁰С (примем 70 ⁰С);

· длямазута 75-90 ⁰С.

Тепловой баланс воздушного конденсатора-холодильника

_ДФ (-) = V_возд×r_возд×с_возд (-),где

G_ДФ = 191584- вес ДФ, кг/ч;

= 358,58кДж/кг - теплосодержание ДФ на входе в конденсатор-холодильник (при температуре выхода фракции из теплообменника);

- теплосодержание ДФ на выходе из конденсатора-холодильника кДж/кг;

 

_возд - объем воздуха, нагнетаемого вентиллятором, м³/ч;

r_возд = 1,2929 - плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м³;

с_возд = 1,0 - теполемкость воздуха, кДж/(кг× ⁰С);

, - температура воздуха на выходе (60⁰С) и на входе (20 ⁰С) в конденсатор-холодильник.

Подставив в указанную выше формулу приведенные значения, рассчитаем количество воздуха, нагнетаемого вентиллятором (м³/ч):

* (358,58 -135,27) = V_возд× 1,2929 × 1,0 (70 - 15), откуда

V_возд = 601644 м³/ч

Тепловой баланс погружного водяного холодильника

G_ДТ (-) = G_воды (-),где

G_ДФ = 191584- вес ДФ, кг/ч;

= 135,27 кДж/кг - теплосодержание ДФ на входе в холодильник (при температуре выхода фракции из конденсатора-холодильника);

 - теплосодержание ДФ на выходе из водяного холодильника;

 

, - температура охлаждающей воды на выходе (40^оС) и на входе (25^оС) в холодильник. Определим расход охлаждающей воды:

(135,27 -74,97) = G_воды (40 - 25), откуда

G_воды = 770168 кг/ч

Поверхность конденсации и охлаждения

Поверхность конденсации и охлаждения определяется при помощи уже рассмотренного выше уравнения:

 = F×k×Dt_ср,где

 - количество передаваемого тепла, кДж/ч;

F - поверхность теплообмена, м²;

k - коэффициент теплопередачи, кДж/(м²×ч×⁰С);

Dt_ср- средняя разность температур, ⁰С.

Количество подаваемого тепла вычисляется как было показано при расчете тепловых балансов воздушного конденсатора-холодильника и водяного холодильника:

Q_АВО= 191584 (358,58 -135,27) = 42782623кДж/ч

Q_{вод.хол.} = 191584 (135,27 -74,97) = 11552515кДж/ч

Коэффициент теплопередачи для аппарата воздушного охлаждения (АВО) с оребренными трубками принимается в пределах 42 ¸ 209 кДж/(м²×ч×⁰С), примемk_АВО= 170 кДж/(м²×ч×⁰С).[10]

Коэффициент теплопередачи для водяных конденсаторов-холодильников подбирается по заводским данным, примемk_к.-х. = 370 кДж/(м²×ч×⁰С).

Средняя разность температур Dt_ср для воздушных холодильников и конденсаторов, в которых имеется перекрестное движение теплообменивающихся потоков, принимается равной 0,8×Dt_ср противотока. Среднюю разность температур противотока определим, как было описано ранее, пользуясь следующей условной схемой:

_нач = 170⁰C¾¾¾®t_кон = 70 ⁰C (горячий поток - ДФ)

t_кон= 60 ⁰C¬¾¾¾t_нач= 20 ⁰C (холодный поток - воздух)

Dt_н= 170 - 60 = 110⁰CDt_к= 70 - 20 = 50⁰C, где

Dt_н, Dt_к- большая и меньшая разности температур между теплоносителями.

Если £ 2, то среднюю разность температур с погрешностью не более 4 % можно вычислить как среднеарифметическую [4]. Поскольку в нашем случае это отношение составляет 2,2, то воспользуемся формулой:

Dt_ср = == 76,2⁰C

Тогда средняя разность температур для АВО составит: Dt_ср = 0,8×76,2 = 61⁰C.

Средняя разность температур для водяного холодильника:

_нач = 70⁰C¾¾¾®t_кон = 40 ⁰C (горячий поток - ДФ)

t_кон = 40 ⁰C¬¾¾¾t_нач= 25 ⁰C (холодный поток - вода)

Dt_н = 70 - 40 = 30⁰CDt_к = 40 - 25 = 15⁰C

Важно отметить, что для обеспечения надлежащего температурного напора начальная температура воды должна быть ниже конечной температуры продукта на 15-20 ⁰С. Поскольку отношение большей разности температур между теплоносителями к меньшей равняется 2, то рассчитаем Dt_ср для водяного холодильника по формуле:

Dt_ср = == 22,5⁰C

Подставляя установленные величины Q, k и Dt_ср, получим следующие значения поверхностей теплообмена для АВО и водяного холодильника соответственно:

F_АВО = == 4126 м²

F_{вод.хол.} = = = 1388 м²

В соответствии с установленными значениями поверхностей теплообмена выберем воздушный аппарат на 5000 м²и водяной аппарат на 1500 м².

8.      Подбор насоса

Гидравлическая мощность насосов (л. с.) устанавливается по формуле:

N= ,где

 - производительность насоса, кг/ч; Н - напор водяного столба (1 атм = 10 м. вод. ст.), м; r - относительная плотность жидкости при температуре перекачки. Осуществим подбор насоса для перекачки основного сырьевого потока сырой нефти, поступающей на установку атмосферной перегонки в питательную секцию колонны предварительного испарения К-1. Производительность насоса будет равняться расходу нефти и составит G = 980392 кг/ч. Напор водяного столба определим в соответствии с давлением в питательной секции колонны К-1, равным 4,5 атм, откуда Н = 45 м. вод. ст. Относительная плотность нефти при температуре перекачки (210⁰С) составит:

904,1 - 0,633 (210 - 20)=783,83 кг/м³.

Подставив полученные значения в формулу, вычислим гидравлическую мощность насоса:

N = » 209л. с.

Подбор типа и марки насоса производится по установленным величинам часового объема перекачиваемой жидкости V и напора Н в метрах столба перекачиваемой жидкости (при температуре перекачки).

V = == 1251 м³/ч

N = 209× 0,736 кВт×ч = 153,8 кВт×ч

На технологических установках и в общезаводском хозяйстве НПЗ применяются лопастные (центробежные и осевые), вихревые и объемные (поршневые, плунжерные, шестеренчатые, винтовые, пластинчатые) насосы. Центробежные насосы обеспечивают равномерную подачу продукта, занимают меньше места, чем поршневые, имеют более простую конструкцию. Рассчитанным значениям V, H и N соответствует центробежный нефтяной насос (ненормализованный) марки НМ 1250-260 [6], характеристики которого приведем в виде таблицы 16.

Таблица 16 Характеристика центробежного нефтяного насоса марки НМ 1250-260

Значение	Подача, м3/ч	Напор, мвод. ст.	Потребляемая мощность, кВт
табличное	1250	260	1250
рассчетное	1251	45	153,8

Список использованной литературы

1.      Нефти СССР (справочник), том 1,2,3,4. - М.: Химия, 1971-1974.

.        Гуревич И.Л. Технология переработки нефти и газа.ч. 1. - М.: Химия, 1972. - 360с.

.        Альбом технологических схем процессов переработки нефти и газа./ Под ред. Б.И.Бондаренко. - М.: Химия. 1983. - 128с.: ил.

.        Ю.А. Володин, О.Ф. Глаголева, Т.П. Клокова. Технологический расчет установки атмосферной перегонки с применением программирования на персональном компьютере. - М.: РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина. 1998. - 62с.

.        Сарданашвили А.Г., Львова А.И. Примеры и задачи по технологии переработки нефти и газа. - М.: Химия, 1973, 1980.

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

.        Справочник нефтепереработчика.// Под ред. Г.А. Ластовкина, Е.Д. Радченко и М.Г. Рудина. - Л.: Химия, 1986. - 648 с., ил.

.        Топлива, смазочные материалы, технические жидкости. Ассортимент и применение. Справочник.// Под ред. Школьникова. - М.: Химия, 1989. - 432с.

.        Топлива, смазочные материалы, технические жидкости. Ассортимент и применение. Справочник.// Под ред. В.М. Школьникова. - М.: Изд. центр "Техинформ" международной академии информации, 1999. - 596с.