UNIVERSITATEA PETROL-GAZE PLOIEŞTI FACULTATEA DE TEHNOLOGIA PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE CATEDRA INGINERIA PRELUCRĂRII PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE
Proiect la disciplina: TEHNOLOGIA DISTILĂRII PETROLULUI
TEMA PROIECTULUI : Elaborarea anteproiectului tehnologic al unei instalaţii de distilare atmosferică
Studentă, PISCOCI ANA -MARIA
Conducător, Prof. Dr. Ing. Ion ONUŢU
Date de proiectare : 1.Tipul ţiţeiului şi caracteristicile acestuia: T2 2.Produsul obţinut în cantitate maximă: MOTORINA 3.Capacitatea instalaţiei de DA (Debitul de prelucrare): 4,2*106 t/an 4.Temperatura de intrare a ţiţeiului în instalaţie: 2200C 5.Supravaporizat:2,5 6.Temperatura şi presiunea aburului: 2900C,7 atm 7.Combustibil folosit la cuptoare: combustibil lichid-păcură
Se cere : 1.Stabilirea conţinutului potenţial de produse albe 2.Calculul proprietăţilor medii ale produselor 3.Alegerea schemei tehnologice(tipul de coloană) 4.Calculul sistemului de fracţionare: 4.1Alegerea pe baza datelor din literatură a numărului şi tipului de talere necesare în coloană 4.2Calculul presiunilor şi temperaturilor din coloană 5.Sarcina termică a cuptorului tubular 6.Cantitatea de apă de răcire din condensatorul de la vârful coloanei 7.Bilanţul material şi termic pe coloană 8.Descriere fluxului tehnologic,a controlului fabricaţiei,a măsurilor principale de protecţia muncii,consumuri şi aspecte economice 9.Schema generală a instalaţiei automatizată
Introducere În industria de prelucrare a petrolului şi petrochimică, un rol deosebit îl au coloanele de fracţionare.Calculul complet al unei coloane de fracţionare presupune dimensionarea tehnologică şi dimensionarea mecanică, cele două dimensionări fiind interdependente. În această lucrare sunt prezentate elemente privind calculul tehnologic pentru un tip de coloană şi anume coloana de distilare atmosferică a ţiţeiului. Pornind de la datele de proiectare care includ proprietăţile fizico-chimice ale materiei prime , precum şi caracteristicile produselor obţinute, acest proiect prezintă calculul sistemului de fracţionare pentru coloana mai sus menţionată. Distilarea atmosferică a ţiţeiului reprezintă prima etapă din cadrul proceselor de prelucrare complexă a ţiţeiului. Ţiţeiul este separat într-o serie de facţiuni înguste cu limite de distilare bine definite: benzină; petrol; motorină; păcură – în instalaţia de distilare atmosferică şi în continuare în instalaţia de distilare în vid, de unde rezultă fracţiuni de uleiuri sau distilate de vid şi un reziduu. Aparatele principale ale unei instalaţii de distilare sunt : coloana de fracţionare; cuptorul tubular; schimbătoarele de căldură; pompele; aparatura pentru producerea vidului. Prin distilarea atmosferică se realizează separarea ţiţeiului, după încălzire şi vaporizare, într-o serie de fracţiuni înguste şi reziduu, ce constituie materii prime pentru o serie de procese de prelucrare ulterioară.
COLOANE DE DISTILARE ATMOSFERICĂ GENERALITĂŢI Specificul unei instalaţii de distilare atmosferică este conferit de natura şi calitatea ţiţeiului prelucrat. Astfel se întâlnesc următoarele tipuri: instalaţii cu o singura coloană; instalaţii cu două coloane; instalaţii cu vaporizator preliminar şi o coloană de fracţionare.
Instalaţii D.A. cu o singură coloană Această instalaţie este pentru ţiţeiuri cu un potenţial relativ scăzut de produse uşoare (gaze,benzina). Acest tip de instalaţie prezintă unele avantaje cum ar fi:este simplă,cuprinde un număr redus de echipamente, conductele au lungime mai mică,consumul de combustibil şi abur este mai redus datorită fracţiilor uşoare prezente în zona de vaporizare a coloanei. În acest tip de instalaţie, ţiţeiul este tras de la rezervoare cu o pompă şi trecut prin schimbătoare de căldură pentru a fi preîncălzit la temperatura necesară la desalinarea electrică. Prin procesul de mai sus se realizează separarea apei, a impurităţilor mecanice şi a unor săruri minerale conţinute în ţiţei. După desalinare, ţiţeiul îşi urmează circuitul prin alte schimbătoare de căldură unde îşi continuă încălzirea, apoi este introdus în cuptor, unde are loc încălzirea şi vaporizarea parţială. Ţiţeiul, parţial vaporizat, intră în coloana de distilare atmosferică în zona de vaporizare. În coloană, pe baza diferenţelor punctelor de fierbere are loc separarea ţiţeiului pe fracţiuni. În urma distilării ţiţeiului, din coloană se separă: Vapori de benzină uşoară –se obţin la vârful coloanei şi sunt apoi condensaţi într-un condensator tubular cu apă. Benzina se acumulează apoi în vasul de reflux, împreună cu apa rezultată din condensarea aburului introdus în coloană pentru striparea păcurii şi în stripere pentru striparea fracţiunilor laterale. La partea superioară a vasului de reflux se separă gazele prezente în ţiţei, iar benzina uşoară rezultată este trimisă o parte ca reflux rece la vârful coloanei iar restul se trimite la depozit. Fracţiunile de benzină grea, petrol, motorină –se extrag lateral din coloana de distilare atmosferică în faza lichidă. Acestea se stripează cu abur sau în stripere cu refierbător. Fracţiunile laterale extrase fac apoi schimb de căldură cu ţiţeiul şi se răcesc cu apă înainte de a fi trimise la depozit. Păcura stripată care după ce preîncălzeşte ţiţeiul,este răcită şi trimisă la depozit.
CALCULUL TEHNOLOGIC AL COLOANELOR DE DISTILARE ATMOSFERICĂ În vederea efectuării calculului tehnologic al coloanelor de distilare atmosferică,sunt necesare următoarele date de proiectare : Tipul şi caracteristicile ţiţeiului -( curba PRF, curba % medii-densitate conţinut de sulf, conţinutul de impurităţi etc. ); Calitatea produselor ce vor fi obţinute -( limite de distilare, procente distilate la o anumită temperatură, densitate etc. ); Capacitatea instalaţiei, t/an ; Date privind utilităţile folosite în proces ( parametrii tehnologici ai apei şi aburului, puterea calorică a combustibilului etc. ); Gradul de separare ( decalajul ) între fracţiunile ce urmează a fi obţinute. În urma calculului tehnologic pentru coloana de distilare atmosferică se determină: Potenţialul de produse cu specificaţiile date. Caracteristicile produselor obţinute. Numărul de talere necesar pentru separarea diferitelor fracţiuni. Regimul de presiuni din coloană. Regimul de temperaturi din coloană. Gradul de separare între fracţiuni, comparându-se cu gradul de separare (decalaj) impus. Diametrul şi înălţimea coloanei. Sarcina termică a cuptorului. Consumurile de utilităţi.
CAPITOLUL I 1. STABILIREA POTENŢIALUL DE PRODUSE ALBE Potenţialul de produse albe reprezintă procentul maxim de produse de o anumită calitate ce se obţine dintr-un anumit ţiţei supus distilării. Ca metodă de calcul a potenţialului de produse albe se alege metoda care utilizează drept criteriu de separare, temperaturile finale pe curbele STAS ale produselor şi decalajele pe curbele STAS între produsele fracţionate. Etapele de calcul: 1. Se trasează curba PRF a ţiţeiului care corelează temperatura de fierbere cu procentele volum distilate (din datele de proiectare). 2. Se stabilesc limitele de distilare pe curba STAS pentru produsele ce urmează a fi obţinute din tabelul următor: Tabel 1. Temperaturi finale pe curba STAS (0C) recomandate Produsul Benzină uşoară Benzină grea Petrol Motorină uşoară Motorină grea
Produsul principal obţinut în cantitate maximă Benzină Petrol Motorină 102 - 135 120 – 135 120 – 135 205 160 205 300 300 295 360 360 360 < 370 <370 <370
3.Se stabilesc decalajele pe curba STAS între produsele vecine:
d(5-95) STAS = t5% PG – t95% PU 4. Se transformă decalajul pe curba STAS în decalaj pe curba PRF cu ajutorul graficului de corelare: SPRF = t100% PU-t0% PG 5. Se corelează temperatura la 100% distilate pe curba STAS cu temperatura la 100% pe curba PRF. 6. Se calculează temperatura iniţială pe curba PRF a produsului uşor cu relaţia :
t0%PU=t100%PG-SPRF (PU-PG) 7. Se calculează temperatura de tăiere între produsul uşor şi greu cu relaţia:
tt PU PG
t100% PU t0% PG 2
8. Din curba PRF a ţiţeiului în funcţie de temperatura de tăiere se citeşte procentul volum cumulat de produse distilate (curba 1,anexa). 9. Se determină potenţialul de produse albe(tabelul 1.1):
Tabelul 1.1 Calculul potenţialului de produse albe Produs
Simbol
tfinal STAS,ºC
Benzină Uşoară
D4
130
Benzina Grea
D3
205
Decalaj dSTAS,ºC 17
tfinal PRF,ºC
135
Suprapunere SPRF,ºC 46,5
218 22
Petrol
Motorină
D2
295
D1
370
111, 75
12
Potenţial %vol. 12
205, 05
27,1
15,1
290. 25
41,9
14,8
25,9 312
3
ttăiere %vol ºC cumulat
393
43,5
393
68,8
26,8
Din datele de proiectare privitoare la ţiţei (tabelul 1.2) se trasează: curba PRF ţiţei(graficul 1- anexă); curba de procente medii-densitate şi randament-densitate (graficul 2 – anexă) curba VE a ţiţeiului la presiune atmosferică, pornind de la curba PRF prin metoda Edmister-Okamoto(graficul 1- anexă). Datele de proiectare ale ţiţeiului Se dă un ţiţei cu următoarele caracteristici: 15 - d15 = 0,868 kg/m3 - % S = 0,12
Tabelul 1.2. Curba PRF Nr. fracţiuni 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
Limite de distilare la 760 mmHg,0C 30-50 50-75 75-100 100-125 125-150 150-175 175-200 200-225 225-250 250-275 275-310 310-340 340-370 370-400 400-430 430+
% vol. distilat 2,0 1,8 3,3 4,6 5,0 4,0 4,4 4,0 5,1 7,1 3,4 6,4 6,6 4,9 6,2 31,2
distilate cumulate 2,0 3,8 7,1 11,7 16,7 20,7 25,1 29,1 34,2 41,3 44,7 51,1 57,7 62,6 68,8 100,0
Tabel 1.3 Curba de %med-densitate şi -densitate Număr fracţii 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
15 d15
% medii
0,645 0,667 0,715 0,745 0,769 0,788 0,804 0,816 0,829 0,846 0,860 0,876 0,886 0,899 0,911 0,977
1,0 2,9 5,4 9,4 14,2 18,7 22,9 27,1 31,6 42,1 47,0 51,9 58,4 64,15 69,7 88,4
0,645 0,655 0,683 0,707 0,725 0,738 0,749 0,759 0,769 0,782 0,788 0,799 0,809 0,816 0,825 0,872
Curba VE la presiune atmosferică prin metoda Edmister-Okamoto
Permite trasarea curbei VE prin puncte pornind de la curba PRF determinată experimental.Metoda este aplicabilă îndeosebi fracţiunilor relativ înguste pentru care se obţin curbe VE mai precise decât în cazul fracţiunilor largi. Etape de calcul: Se împarte curba de referinţă (PRF) în şase segmente:0-10%, 10-30%, 30-50%, 50-70%, 70-90%, 90-100%.Se stabilesc diferenţele de temperatură ( t) la capetele acestor intervale:
t0-10% PRF = t10% PRF – t0% PRF t10-30% PRF = t30% PRF — t10% PRF t30-50% PRF = t50% PRF — t30% PRF t50-70%PRF = t70% PRF —t50% PRF t70-90% PRF = t90% PRF — t70% PRF t90-100% PRF = t100% PRF — t90% PRF În cazul utilizării curbei STAS drept curbă de referinţă se procedează identic. Cu ajutorul temperaturii t50% şi a diferenţei de temperatură 10-30% PRF pe curba de referinţă,se determină diferenţa de temperaturăla 50% distilat între curba VE şi curba de referinţă(fig.3 sau 4 din Ghidul de proiectare).
t50%(VE-PRF) = t50% VE — t50% PRF Temperatura la 50% pe curba de referinţă fiind cunoscută se calculează temperatura la 50% pe curba VE cu relaţa:
t50% VE = t50%(VE-PRF) + t50% PRF Din diferenţele de temperatură la capetele intervalelor pe curba de referinţă prin intermediul fig.6-Ghid de proiectare se determină diferenţele de temperatură la capetele intervalelor curbei VE Pornind de la temperatura la 50% pe curba VE,cu ajutorul diferenţelor de temperatură la capetele intervalelor pe curba VE se calculează temperaturile la 0%, 10%, 30%,etc. pe curba VE cu relaţiile:
t30% VE = t50% VE – t30-50% VE t10% VE = t30% VE – t10-30% VE t0% VE = t10% VE – t0-10% VE t70% VE = t50% VE + t50-70% VE t90% VE = t70% VE + t70-90% VE t100% VE = t90% VE + t90-100% VE Temperaturile astfel obţinute permit trasarea curbei VE.
Tabel 1.4 Curba VE la 1 atm prin metoda Edmister –Okamoto %vol. distilat 0 10 30 50 70
tPRF, 0C 30 135,0
tPRF, 0 C 85,0
tVE, 0C
tVE,0C
39,0
140,0 179,0
99,0
70,0
320
249,0 90,0
61,0
85,0
56,0
301 354
310,0 366,0
CAPITOLUL II 2.1 CALCULUL PROPRIETĂŢILOR MEDII ALE PRODUSELOR Pentru produsele obţinute de distilare se determină : 15 Densitatea d15 şi d 420 .Limitele de variaţii a densităţii pentru produsele distilate sunt : - Benzină 0,700 – 0,780 - Petrol 0,800 – 0,830 - Motorină 0,850 – 0,905 15 Densitatea d15 se determină din curba de % medii –densitate, citind densitatea la jumătatea intervalului corespunzător fiecărui produs. Masa moleculară medie - M . Masa moleculară medie se determină din graficul care corelează densitatea d 1515 , M , factorul de caracterizare şi temperatura medie molară de fierbere sau temperatura la 50% pe curba PRF sau cu ajutorul relaţiei:
M
15 44,29 d15 15 1,03 d15
Limitele aproximative ale masei moleculare medii pentru produsele obţinute din distilarea ţiţeiului sunt : - Benzină 90 – 160 - Petrol 180 – 200 - Motorină 210 – 260 Factorul de caracterizare, K se determină cu relaţia:
1,216 3 T 15 d15 Principalele caracteristici ale fracţiunilor distilate se prezintă în tabelul 2.1.1 K
Tabelul 2.1.1 Caracteristicile produselor Produsul Benzină uşoară Benzina grea Petrol Motorină Păcură
Simbolul
d 420
15 d 15
t50% PRF
M
K
D4
0,712
0,710
96,0
136,1
12,27
D3
0,752
0,750
136,0
155,5
12,01
D2
0,809
0,806
235,0
194,12
11,99
D1
0,893
0,880
350,0
289,0
11,73
B
0,9567
0,9567
-
-
-
t 368,0 407,0 503,0 613,0 -
2.2 TRASAREA CURBELOR PRF ŞI VE Din datele de proiectare se trasează curba PRF a ţiţeiului,cunoscându-se curba PRF a ţiţeiului şi potenţialul de produse albe se trasează pentru fiecare produs curba PRF şi VE.Acestea se trasează transformând procentele volum faţă de ţiţei în procente volum faţă de produsul considerat şi se construieşte graficul t =f(%vol distilat) pentru fiecare produs. Curbele PRFşi VE pentru produse şi la presiunea de 1 atm se trasează după metoda descrisă mai sus (metoda Edmister – Okamoto). Tabel 2.2.1 Curbele PRF şi VE pentru benzină uşoară % vol distilate 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 1
tPRF,0C
tPRF, 0C
30 32,5 50,0 60,0 80,0 105,0 117,5 122,5 127,5 132,5 144,0
tVE, 0C
2,5
0,5
27,2
9,0
45
20,0
17,5
7,0
10,0
3,0
11,5
2,3
tVE,0C 53,0 53,5 62,5 102,5 109,5 112,5 115,5
Tabel 2.2.2 Curbele PRF şi VE pentru benzina grea % vol distilate 0 10
tPRF,0C 84,0 118,0
tPRF, 0C 34,0
tVE, 0C 4,5
tVE,0C 140,0 145,5
20 30 40 50 60 70 80 90 100
124,0 135,0 145,0 154,0 166,0 170,0 179,0 185,0 218,0
17,0
4,0
19,0
5,5
16,0
4,0
15,0
4,0
33,0
10,0
149,5 154,0 158,0 162,0 172,0
Tabel 2.2.3 Curbele PRF şi VE pentru petrol % vol distilate 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
tPRF,0C
tPRF, 0C
tVE, 0C
tVE,0C
168,0 197,0 203,0 213,0 221,0 229,0 235,5 244,0 256 262 290
29,0
4,0
16,0
4,0
16,0
5,0
15,0
4,0
18,0
5,0
28
6
216,0 221,0 225,0 233,0 238,0 244,0 265
Tabel 2.2.4 Curbele PRF şi VE pentru motorină % vol distilate
tPRF,0C
tPRF, 0C
tVE, 0C
tVE,0C
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
241.0 278,0 287,0 298,0 304,0 319,0 324,0 344,0 350,0 360,0 370,o
36,5
9,5
20,0
5,8
21,0
5,8
25,0
9,6
15,0
5,0
10,0
2,0
280 297,0 307,4 313,2 322,7 327,7 329,7
Graficele pentru fiecare fracţiune în parte se găsesc în anexă(fig.3 Curbele PRF,VE pt. benzina uşoară; fig.4 Curbele PRF,VE pt. benzina grea; fig.5 Curbele PRF,VE pt. petrol; fig.6 Curbele PRF,VE pt. motorină ). Bilanţul material pe coloana de DA şi proprietăţile medii ale produselor este prezentat în tabelul ce urmează:
Tabel 2.2.5 Bilanţ material pe coloana de D.A.
Produsul
Simbol
Randamente faţă de ţiţei
Densitate
% vol
%g
d 420
15 d 15
M kmol/kg
Debite
m3/h
Kg/h
Kmol/h
Benzină uşoară
D4
12,0
9,40
0.712
0.710
136,10
69,52
49490,0
0.363
Benzină grea
D3
15,1
12,60
0.7
0.750
155.50
88,05
66210.0
0.425
Petrol
D2
14,8
13,10
0.809
0.806
194,12
85,34
69040.0
0.355
Motorină
D1
26,8
24,40
0.893
0.880
289,0
149,75
133730,0
0.460
Total distilate
Di
62,2
60,50
0,811
0,815
-
392,66
31847,0
-
Păcură
B
37,8
39,50
0.979
0.983
-
210,74
206530,0
-
Ţiţei
F
100
100
0.870
0.8667
-
603,45
525000,0
-
CAPITOLUL III 3.1.ALEGEREA SCHEMEI TEHNOLOGICE Utilajele principale ale instalaţiei de distilare atmosferică sunt : Coloana de fracţionare Cuptorul tubular Aparatura de condensare şi schimb de căldură Stripere Pompe În cadrul calculului tehnologic al coloanei de distilare atmosferică a ţiţeiului se consideră după felul refluxului ce se dă în coloană trei tipuri de coloane : tip U, tip R, tip A.
3.2. COLOANĂ DE DISTILARE ATMOSFERICĂ DE TIP U La acest tip de coloană prelucrarea căldurii cedată de produsele petroliere pentru a se răci de la temperatura de intrare până la temperatura de ieşire din coloană se realizează cu un reflux rece introdus deasupra primului taler de la vârful coloanei. (figura 3.2.) Coloana de tip U este neeconomică deoarece căldura eliminată nu poate fi recuperată datorită unui nivel de temperatură prea scăzut şi este eliminată în atmosferă prin condensatorul răcitor de la vârful coloanei. Alimentarea coloanei se face cu ţiţei parţial vaporizat în zona de vaporizare, iar produsele laterale care se extrag de pe talere în stare lichidă sunt trecute prin stripere în care se elimină produsele uşoare antrenate la scoaterea fracţiunii din coloană. Fracţia uşoară eliminată prin stripare se reintroduce în coloană cu un taler mai sus decât talerul de extragere, iar produsele stripate după ce fac schimb de căldură cu ţiţeiul sunt răcite şi trimise la rezervoare. Din zona de stripare a coloanei se obţine păcură. La coloana de tip U debitele de lichid şi vapori prin coloană cresc considerabil de la bază spre vârf, ceea ce determină dimensionarea coloanei pe baza debitelor existente la vârful coloanei; aceasta conduce la un diametru mai mare pentru acest tip de coloană decât pentru tipul A sau tipul R. Figura 3.2. Schema tehnologică a unei coloane de DA ~ tip U
CAPITOLUL IV 4. Calculul sistemului de fracţionare Deşi coloanele de tip U nu se mai folosesc în industrie, ca atare, modul de calcul al coloanelor de tip R şi A se bazează pe un calcul preliminar al unei coloane de tip U. Eficienţa fracţionării într-o coloană de DA depinde de numărul de talere utilizat şi de refluxul intern.
4.1. Alegerea numărului de talere Datorită dificultăţii determinării numărului de talere pentru distilarea unei materii prime complexe cum este ţiţeiul, alegerea numărului de talere se face pe baza datelor practice din literatură. Majoritatea coloanelor de distilare atmosferică au de la 25 la 35 talere între zona de vaporizare şi vârful coloanei. În tabelul 4.1.1 este dat numărul de talere ales pentru diversele zone ale coloanei de DA.
Tabelul 4.1.1. Numărul de talere ales pentru zonele coloanei de distilare atmosferică Zonă de separare
Numărul de talere
Benzina-Petrol
5
Petrol-Motorina usoara
5
Motorina usoara-Motorina grea
4
Motorină grea– Zonă de vaporizare
3
Baza coloanei
4
Stripere
4
4.2. Alegerea presiunilor în coloană
Figura 4.2. Stabilirea presiunilor în punctele cheie din coloană.
Calculul presiunilor în coloană în punctele cheie din coloană se face pe baza datelor din literatură,conform schemei din figura 3.2. Relaţiile folosite la calculul presiunilor: VR =760+ (10-50) mm Hg VC =VR+(250-350) mmHg
D3 =VC+Nt(VC-D3) · Pt D2 =VC+Nt(VC-D2) · Pt D1 =VC+Nt(VC-D1) · Pt ZV =VC+Nt(VC-ZV) · Pt b =ZV+Nt(VC-ZE) · Pt ec=ZV+(150-250) mmHg ,unde:
VR – presiunea în vasul de reflux (mmHg) care se alege în funcţie de mediul de răcire şi de cantitatea de gaze rezultate din ţiţei; VC – presiunea la vârful coloanei, mmHg;
Pt – căderea de presiune pe taler, care în funcţie de tipul de taler utilizat se alege între 5 – 10 mm Hg în coloanele de distilare atmosferică; Di – presiunea pe talerul de extragere a fracţiunii DI , mmHg Nt(VC-Di) - numărul de talere între vârful coloanei şi talerul de extragere al fracţiunii DI , mmHg NZV-ZE - numărul de talere între zona de vaporizare şi zona de epuizare (stripare) ZV - presiunea în zona de vaporizare,mmHg b - presiunea în baza coloanei, mmHg ec - presiunea în ieşirea din cuptor, mmHg iZV - presiunea la intrarea în zona de vaporizare Tabelul 4.2.1 Presiunile în coloană Locul unde se măsoară presiunea
Presiunea în mmHg
Notaţie
Vas de reflux
Numărul talerelor -
800
Vârf coloană
25
1100
Taler extragere benzină grea
14
1145
VR VC D3
Taler extragere petrol
13
1150
Taler extragere motorină
8
1226
Zonă de vaporizare
-
1253
Baza coloanei
-
1280
Ieşire cuptor
-
1553
D2 D1 ZV b ec
4.3. Trasarea curbelor VE ţiţei la ZV şi ec Curbele VE ţiţei la aceste presiuni sunt necesare pentru calculul temperaturilor la intrarea în zona de vaporizare şi la ieşirea din cuptor. Temperaturile la 50% distilate pentru ZV şi ec se obţin cu nomograma AZNÎI. Tabelul 4.3.1. Temperaturile obţinute la ZV şi EC. Notaţie
Presiune, mm Hg
t50%VE
P
760
305
ZV
1182
330
ec
1553
305
CAPITOLUL V 5. CALCULUL TEMPERATURILOR DIN COLOANA DE D.A.
Coloana de fracţionare a ţiţeiului are trei zone importante: zona de alimentare sau vaporizare; zona de fracţionare; zona de stripare sau de epuizare. În zona de fracţionare sunt foarte importante temperaturile pe talerele de extragere a fracţiunilor laterale şi la vârful coloanei,deoarece acestea determină limitele de distilare ale produselor respective.
5.1. CALCULUL BILANŢULUI DE MATERIALE ÎN ZONA DE VAPORIZARE ŞI STRIPARE A COLOANEI Materia primă (ţiţeiul), F este alimentată în zona de vaporizare a coloanei parţial vaporizată. Bilanţul de materiale în zona de vaporizare şi stripare este prezentat în figura: 4.1. Semnificaţia notaţiilor este următoarea: F – materie primă; AB – abur de stripare introdus la baza coloanei; Debitul de abur se calculează ca produs între raţia de abur şi debitul de păcură stripată. Se utilizează abur de joasă presiune supraîncălzit. Caracteristicile aburului utilizat se aleg din date practice sau din literatură.
Figura 5.1. Fluxurile materiale în zonele de vaporizare şi de stripare. B’ – fracţia vaporizată din ţiţei la intrarea în coloană corespunzătoare tIZV şi IZV;
L0 = supravaporizantul care asigură reflexul intern între talerul de extragere al primului produs lateral D1 şi zona de vaporizare. Supravaporizatorul se alege în funcţie de calitatea primului produs lateral şi alte consideraţii economice. În mod obişnuit supravaporizantul se alege 2 – 4% volum faţa de ţiţei. Vs – vapori stripaţi din lichidul care intră în zona de stripare din baza coloanei. Vs se poate calcula cu relaţiile: VS = Lezv·SF sau VS=Lezv·B Stripare determinată în funcţie de raţia de abur (Anexa 1,fig. I.4). B – păcură stripată; Lezv – lichid la ieşirea din zona de vaporizare; D – sumă de produse distilate D = D1+ D2+ D3+ D4 VHEZV - vapori hidrocarburi la ieşirea din zona de vaporizare. Din figură rezultă: VHEZV =V’+VS = D + L0 Rezultatele calculului debitelor volumice şi masice, precum şi densităţile fluxurilor din zona de vaporizare şi stripare se pot prezenta într-un tabel de forma de mai jos. Tabelul 5.1.1. Calculul bilanţului de materiale în zona de vaporizare şi striparea coloanei
Flux Ţiţei Total distilate Păcură Supravaporizat Fracţie vapori din ţiţei în ZV Fracţie lichidă din ţiţei în ZV Lichid ieşire din ZV Vapori stripaţi Abur stripare
Simbol
%vol
Debit volumic (m3/h)
F
100,00
603,45
0.867
0.870
Di
62,20
392,66
0.815
0.811
318470
60.66
B
37,80
210,79.7
0.983
0.979
206530
39,34
L0
3.00
18,10
0.911
0.907
16410
3,13
V’
54,80
330,60
0.814
0.808
267120
50,88
B’
45,20
272,7
0.931
0.926
294490
56,09
LEZV
47,20
284,8
0.949
0.945
269130
51,26
VS
9,90
59,74
0.772
0.768
45880
8,74
AB
-
-
-
-
5900
-
15 15
d
d
20 4
Debit masic (kg /h)
%gr
525000
100.00
Densităţile fluxurilor materiale implicate sunt cunoscute sau se determină astfel: 1) Densitatea ţiţeiului se cunoaşte din date de proiectare. 2) Densitatea dD se poate determina prin curba de randament – densitate sau cu formula:
dD i
3)
% gr. Di d titei %vol. Di
Densitatea păcurii se determină cu relaţia:
100 d F 4 %vol. D d 4D 20
dB
20
%vol.B
Densitatea supravaporizatorului L0 se determină din curba de procente medii – densitate. 4) Densitatea vaporilor din ţiţei la intrarea în zona de vaporizare,d v, se determină din curba de randament – densitate sau procente medii – densitate. 5) Densitatea fracţiilor lichide din ţiţeiul intrat în ZV,d B, se determină dintr-un bilanţ masic: F d F V 'dV ' dB' B' F·dF=V’·dv’ +B’·dB’ unde F,V’,B’ sunt exprimate în procente volum. 6) Densitatea lichidului la ieşirea din zona de vaporizare este dată de relaţia:
dL
eZV
B'd B ' L0 d L 0 LeZV
unde B’, L0, Lezv se exprimă în procente volum. 7)
Densitatea vaporilor stripaţi, dVs se poate determina:
cu relaţia :
unde Lezv, B şi Vs se exprimă în procente volum. din curba de procente medii - densitate
5.2
dV S
LeZV d LeZV B d B vs
. CALCULUL TEMPERATURILOR ÎN COLOANA DE D.A. DE TIP U
Se vor determina temperaturile la intrare în zona de vaporizare, în baza coloanei precum şi la ieşirea din cuptor. De asemenea, se vor determina şi temperaturile pe talerele de extragere a fracţiunilor laterale, la vârful coloanei şi la ieşirea din stripere a produselor.
5.2.1. CALCULUL TEMPERATURII LA INTRARE ÎN ZONA DE VAPORIZARE, tizv Temperatura la intrarea în zona de vaporizare t iZV se obţine din curba VEŢIŢEI trasată pentru presiunea din zona de vaporizare,zv,tizv corespunde procentului de ţiţei vaporizat la intrarea în zona de vaporizare, V’: V’ – se determină din bilanţ material pe coloană F= V’+B’=100 V’=100 - B’ B’+L0 = Lezv = B+VS Lezv = B+VS Lezv = B+ Lezv ·SF Lezv (1- SF)=B AB=28 kg abur/m3 abur stripat. SF se alege din grafic funcţie de raţia de abur – SF=21,0 %volum. LeZV B'
B 1 SF
deci B' L0
B 1 SF
B L0 1 SF
Din V’+B’=100 V’=100-B’ rezultă: B 1 S F V’ = 52% din graficul VE la ZV : Semnificaţia termenilor este cea menţionată anterior. V ' 100 L0
tiZV=3050 C
5.2.2. CALCULUL TEMPERATURII ŢIŢEIULUI LA IEŞIRE DIN CUPTOR, t ec Temperatura ţiţeiului la ieşirea din cuptor , tec se determină presupunând că pe conducta de transfer (cuptor – coloană) are loc o vaporizare adiabată, deci Qec= QiZV. Algoritmul de calcul este următorul: 1) Se presupune tec = tiZV + (1..3)0C tec=3070C 2) Se verifică tec prin bilanţ termic: QiZV= Qec (kcal/h) QIzv=Qv’+ QB’=GV’’·Htizv+ GB’·htizv Qec=Qvec+ QBec=GVec·Htec+ GBec·htec 15 Entalpiile produselor petroliere se determină grafic funcţie de d15 şi temperatura fluidului sau cu relaţii ce ţin seama de starea lichidă sau de vapori a produselor. 15
H=(50,2+0,109·t+0,00014·t2)(4- d15 ) – 73,8 h
0,403 t 0,00045 t 2 d15 15
Procentele de vapori din ţiţei la ieşirea din cuptor se determină din curba VE a ţiţeiului trasată la presiunea de ieşire din cuptor (ec) şi temperatura presupusă. Se consideră că presiunea este corectă dacă:
Qec QiZV 0,5C 0,5 GF
-
dVec se alege din CPM – densitate cu valoarea la jumătate F d F Vec dVec d Bec Bec 1.Calculul temperaturii la ieşire din cuptor Se presupune tec=tizv+(1 3):C =307:C
Se verifica tec prin BT:Qizv=Qec Kcal/h
5.2.3. CALCULUL TEMPERATURII DIN BAZA COLOANEI, tB Temperatura din baza coloanei, tB ,se determină printr-un bilanţ termic pe conturul I deasupra talerului 4.
Figura 5.2.3 Bilanţ material şi termic în zona de vaporizare a coloanei DA.
Algoritmul de calcul este următorul : 1) Se presupune tB = tIZV –(10-20)0C tB= 2900C 2) Se calculează, presupunând o variaţie liniară a temperaturii în zona de stripare, t 4:
t IZV t B 4 t4=301,250C 3) Se consideră tLo= tIZV – 10 0C tLo=295 0C 4) Se face un bilanţ termic pe conturul I : t4 t IZV
t5 t iA tB t4 t4 QBt IZV ' QLo Q A QB QVS Q A QI=Qe 5) Se calculează:
dB tB
h
GB ' ht IZV GLo ht 5 GAi H AiAi GB
, t Ai
GVS H t 4 GAe H AeZV , 4 t
Tabelul 5.2.3.1. Calculul temperaturii din baza coloanei.
Debit
Entalpie
Flux termic
kcal/kg
kcal/h
290
170,77
38550192,7
18,10
295
172,24
38450173,74
2724,03
-
290 pp
725,49
5394337,37
0,979
206530.00
210,79
301,25
138,94
41239046,45
0,772
0,768
45880,00
59,74
304
-
-
2724,03
-
290
Flux
%vol./F
15 d15
d 420
Debit kg/h
B’
45,20
0.931
0.926
294490
272,70
Lo
3,00
0,911
0,907
16410.00
AB, I
-
-
-
B
37,80
0,983
VS
9,90
AB, e
-
m3/h
t, 0C
147,63 657,22
987522,12 1112798,33
5.2.4. CALCULUL TEMPERATURII ÎN ZONA DE VAPORIZARE,tZV Temperatura în zona de vaporizare a coloanei DA ,t ZV se determină prin bilanţ termic pe conturul II . Algoritmul de calcul este următorul : 1) Se presupune tZV = tİZV – (1-2 ) 0C tZV =3040C 2) Se face bilanţul termic : QI= Qe QV’’+ QVs = QV hezv
H
d V Hezv Hezv
GV ' H tdIZVV ' GVs H td4Vs GVHezv
V 'dV ' Vs dVs V 'Vs 3) În funcţie de ( HV (Hezv), dV (Hezv) ) tZV =303,5 0C 4) Se compară tZV pp cu tZV calc iar diferenţa admisă este de 0,5 0C tZV pp= 304 0C dVHezv
tZV calc=303.5 0C Tabelul 5.2.4.1. Calculul temperaturii în zona de vaporizare.
Flux
%vol./F
d
20
15 15
d4
Debit,
Debit
kg/h
m3/h
O
t C
Entalpia
Flux termic
Kcal/Kg
Kcal/Kg
V’
54,80
0,814
0,808
267120
330,60
305
233,54
38550192,7
Vs
9,90
0,772
0,768
45880
59,74
304
147,63
987522,12
VHezv
65,20
0,813
0,808 304099,84
375,77
303,5
240,74
73208995,48
Tabelul 5.2.4.2. Valorile temperaturilor din coloana DA Temperatura calculată
Notaţie
t,0C
La intrare în ZV
tiZV
305
La ieşire din cuptor
tec
307
La baza coloanei
tb
290
În zona de vaporizare
tZV
304
5.3 CALCULUL TEMPERATURILOR PE TALERELE DE CULEGERE ALE PRODUSELOR LATERALE ŞI LA BAZA STRIPERELOR Calculul temperaturilor pe talerele de extragere ale produselor laterale. Temperatura pe talerul de culegere a unei fracţii laterale corespunde cu temperatura de fierbere a produsului nestripat ce se extrage în condiţiile de pe taler. Pe talerul de culegere efect de gaz inert se consideră a avea aburul şi toate fracţiunile de deasupra celei care se extrage, exceptând fracţia imediat superioară. Temperatura pe talerul de extragere a unui produs lateral va fi temperatura la 0% pe curba VE la o atmosferă a produsului nestripat corectată la presiunea parţială a vaporilor produsului de deasupra talerului. Algoritmul de calcul pentru determinarea temperaturii pe talerul de culegere n Di este: 1. Se determină t0%Di’, prin extrapolarea curbei VE la o atmosferă a produsului nestripat D i cu procentul de vapori stripaţi VSi. t0%VE Di – temperatura de fierbere a produsului nestripat Di’
2. Se determină funcţie de t0%Di’ cu graficul I.8. (anexă îndrumar) temperatura aproximativă pe talerul de culegere al produsului Di, tDi. 3. Se face bilanţ termic pe conturul situat deasupra talerului de extragere al produsului DI şi până în baza coloanei pentru a se determina căldura preluată de refluxul R Di+1. 4. Se calculează QR(Di+1) 5. Se calculează cantitatea de reflux care curge pe talerul de culegere al produsului D I în Kg/h , respectiv Kmol/h: QR GRDi 1 t Di Di 1t di 1 H d Di hd Di 1 6.
Se calculează presiunea parţială a vaporilor de produs pe talerul D I, pDi: mRDi 1 pDi Di mRDi 1 mAB mD (i 2) mD (i 3) mD (i 4)
unde: Di – presiunea pe talerul DI, mmHg mR(Di+1) – număr de moli de reflux care cade pe talerul de culegere al produsului DI, kmol/h mAB – numărul de moli de abur dat la baza coloanei , kmol/h;pentru D 2, D3 ,D4, se adaugă şi aburul introdus în striperele inferioare. mD(I+2) ,mD(I+3) ,mD(I+4) – numărul de moli de fracţiuni superioare produsului D I ,care au efect de gaz inert. 7. În funcţie de pDi şi t0%VE Di,se calculează temperatura pe taler 8. Se compară tDi calculat cu tDi presupus. Diferenţa admisă este 1 – 2 0C Deoarece în calculul temperaturilor pe talerele de culegere a fracţiunilor laterale intervin fluxuri ce circulă prin stripere, este necesar calculul striperului. Calculul striperelor În coloana de distilare atmosferică, lichidul de pe talere este străbătut de vapori ce pot avea o compoziţie foarte variată. În urma stripării creşte temperatura de inflamabilitate a produsului şi temperatura iniţială de distilare. Striparea se poate realiza folosind un gaz inert – abur, metan sau un refierbător. Se folosesc raţii de abur de 20-30 Kg/m3/produs stripat. Calculul striperului va cuprinde:
Bilanţ material pe stripere ( cu abur) şi caracterizarea fluxurilor implicate. Bilanţ termic pe striper şi stabilirea temperaturilor de ieşire din striper.
Bilanţul material pe stripere cu abur:
Bilanţul material se face în jurul striperului din care se scoate produsul stripat, Di (conturul I).
Figura A. Bilanţul material pe striperul cu abur Relaţiile de calcul : Di’= Di + VS(Di) VS(Di)=Di’- Di VS(Di)=Di’ *SF Di’ =Di + Di’* SF Di
Di 1 SF
Tabel 5.3 Bilanţul material pe stripere
Bilanţul termic pe striperul cu abur Calculul temperaturii în baza striperului, t2Di Etapele de calcul 1) În funcţie de SFi se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar), unde t aproximativ reprezintă scăderea de temperatură între intrarea produsului în striper şi baza striperului pentru produsul Di 2) În funcţie de t aproximativ se determină diferenţa reală de temperatura între intrarea în striper şi baza striperului, t real(graficul I.6., anexă – îndrumar);
3) În cazul striperului cu abur temperatura scade din vârf spre bază şi se consideră o variaţie liniară între talerele 1 şi 4. t t4 ta lim real 4 t2Di = talim - treal 4)
Se verifică t2Di prin efectuarea unui bilanţ termic conform conturului III, în jurul striperului din care iese produsul Di (figura B.)
Figura B. Bilanţul termic pe striperul cu abur
Qi Qe QD 'i QA QDi QV QA I
SDi
I
GD ' htd GAi ,i H tπ GDi htd G Di
1
Di
i
i
d
D2
2 Di
Din bilanţ rezultă ht2(Di) , [kcal/kg] 5) În funcţie de entalpie, la densitatea Di, se determină t2Di. 6) Se compară t2Di calculat cu t2Di presupus. Diferenţa admisă între temperaturi este de 1 – 2 C
5.3.1 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a motorinei,D1
V SDi
Ht
4
V SDi
GAi ,
Figura 5.3.1 Bilanţul termic pentru determinarea temperaturii t D1 Se face bilanţul termic pe conturul V din figura 5.3.1 Punctele din coloana de distilare Varf Bu TalerBg taler P taler M
temperatura
Temperatura aproximativa
t100%VE t0%VE t0%VE t0%ve
116 139 221 280
Tabelul 5.3.1.1 Bilanţ termic pe conturul V pentru verificarea temperaturii tD1
Fluxul
Debit, kg/h
15 d 15
Temperatura C
Entalpia, kcal/kg
Flux termic, kcal/h
Intrări V’
267120
0.814
305
233,54
38550192,70
B’
294490
0.931
305
170,77
5298367,5
ABi Ieşiri B D 1’ D2
5242.5
-
290
725,49
5394337,37
205530
0.983
264
138,94
4123904,45
107866,80 69040
0.880 0,806
264 264
145,25 153,44
15667652,67 10173005,70
D3
66210
0.750
264
159,06
9968710,21
D4 ABe
49490 5242.5
0.710 -
264 -
163,48 716,33
6169300,00 5326228,74
1. Se presupune tD1 în funcţie de tD1’ din graficul I.8.(îndrumar) tD’1=2640C tD1 pp=264C 2. Se calculeaza: .
QRD 2 1 Qi Qe 11986938 ,76 kcal / h
QRD 2 1 QF Q AB Q A1 QLVS D 2 QB QD1 QD1 ' QVeD2
[kcal / h]
unde : QLVS D 2 G LVS D 2 ht D 2 1 QVeD2 G D3 H tdDD23 G D4 H tdDD2 4 (G A G A1 ) H tDD 22
G RD
2 1
m R D 2 1
Q RD G RD
211
M D2
182672,03 kg / h
2 1
H t D 2 ht D
cantitatea de reflux care cade pe talerul nD1:
211
691,94 kmol / h
4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de motorină
p D1 D1
m RD
11
m RD
11
m D3 m D 4 m AB
584 ,10 mmHg
5. Se compară tD1 presupus cu tD1 calculat. Diferenţa admisă 1–2C Din nomograma AZNÎI, f(pD1 ,tD1’) tD1=264C tD1 calc - tD1 pp=264– 264 = 0C
Calculul temperaturii în baza striperului de motorină Striper cu abur 1) În funcţie de SF se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar). taprox = 30:C 2) În funcţie de t aproximativ se determină diferenţa reală de temperatura între intrarea în striper şi baza striperului, treal(graficul I.6., anexă – îndrumar); treal = 20:C
t real 259C 4 t2D1 = talim - treal=244C 3)
4)
t 4 t a lim
Se verifică t2D1 din bilanţul termic
Qi Qe QD 'i QA QDi QV QA I
SDi
I
GD ' htd GAi ,i H tπ GDi htd G Di
1
i
Di
i
Din bilanţ rezultă ht 2
D1
d
D2
2 Di
V SDi
Ht
V SDi
4
GAi ,e H tπ
Di
4
Qi Qe 127,28 kcal / kg GD1
5)
În funcţie de entalpie, se determină t2D1: t2D1=243,22C. 6) Se compară t2D1 calculat cu t2D1 presupus. Diferenţa admisă între temperaturi este de 1 – 2 C. t2D1pp - t2D1calc = 10C
Tabelul 5.3.1.2 Bilanţ termic pe striperul de motorină
Fluxul
Debit , kg/h
15 d 15
Temperatura C
Entalpia, kcal/kg
Q Kcal/h 10
D 1’
107866,80
O,880
264
145,25
15667652,10
A1,i
2724,03
-
290
725,49
1976256,52
TOTAL
-
-
-
-
17643909.22
D1
82300,00
0.893
244
127,28
10475144,00
VSD1
25566,80
0,806
258
204,16
5219717,89
A1,e
2724,03
-
259
713,95
7164511,86
TOTAL
-
-
-
-
-
5.3.2 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului,D2
Figura 5.3.2. Bilanţul termic pentru determinarea temperaturii tD2 Se face bilanţul termic pe conturul VI din figura 5.3.2 1.Se presupune tD2 în funcţie de tD2’ din grafic I.8.(îndrumar) tD2’=210C QRD 2 1 Qi Qe 20737775 ,09 kcal / h
QRD 2 1 QF Q AB Q A1 QLVS D 2 QB QD1 QD1 ' QVeD2 unde : QLVS D 2 G LVS D 2 ht D 2 1 QVeD2 G D3 H tdDD23 G D4 H tdDD2 4 (G A G A1 ) H tDD 22
3.Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul nD2:
[kcal / h]
G RD
2 1
m R D 2 1
Q RD G RD
211
M D2
300416,86 kg / h
2 1
H t D 2 ht D
211
1384,41 kmol / h
4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de D2: Pd2=986,46mm Hg 5. Se compară tD2 presupus cu tD2 calculat. Diferenţa admisă 1–2C f(pD2 ,t0% VE D2’) din graficul AZNÎİ tD2 calc=2110C
Calculul temperaturii în baza striperului de petrol 1) În funcţie de SF se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar) taprox = 24 2) În funcţie de t aproximativ se determină diferenţa reală de temperatura între intrarea în striper şi baza striperului, t real(graficul I.6., anexă – îndrumar); treal = 18 3)
t 4 t a lim
t real 205,5C 4
4) Se verifică t2D2 din bilanţul termic :
Qi Qe QD 'i QA QDi QV QA I
SDi
I
GD ' htd GAi ,i H tπ GDi htd G Di
1
Din bilanţ rezultă
i
Di
i
ht2 D 2
d
D2
2 Di
V SDi
Qi Qe 78,00 kcal / kg GD2
5) În funcţie de entalpie, se determină t2D2 t2D2 calc = 190C.
Ht
4
V SDi
GAi ,e H tπ 4
Di
Tabelul 5.3.2.2 Bilanţ termic pe striperul de petrol
Fluxul
Debit kg/h
15 d 15
Temperatura, C
Intrări D2’
60328,36
0.823
210
A2,i
1693,19
-
290
725,49
1228392,41
Ieşiri D2
69044,00
0.806
192
99,36
14869433,6
VSD2
13808,00
0.770
205,5
176,49
2010026,45
A2,e
1698,19
-
205,5
688,49
1165774,38
Entalpia, kcal/kg 112,98
Flux termic, kcal/kg 6815857,44
Figura 5.3.3. Bilanţul termic pentru determinarea temperaturii t D3
Tabelul 5.3.3.1. Calculul temperaturii pe talerul de benzina grea
1. Se presupune tD3 în funcţie de tD3’ din grafic I.8.(îndrumar) tD3’=140C tD3 pp=140C
2. Se calculează: QRD 31 Qi Qe 32263523,30kcal / h
QRD 31 QF Q AB Q A1 Q A2 QLVS D 3 QB QD1 QD2 QVeD3 unde : QLVS D 3 G LVS D 3 ht D 31 QVeD3 G D4 H tdDD3 4 (G AB G A1 G A 2 ) H tDD 33
[kcal / h]
3. Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul n D3:
G RD31 m RD
3 1
Q RD
3 1
H t D 3 ht D311 G RD
311
M D3
422131,65kg / h
2412,17kmol / h
4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de D3:
p D3 D3
m RD31 m RD
3 1
m Ab m A1 m A 2
918 ,00 mmHg
5. Se compară tD3 presupus cu tD3 calculat. Diferenţa admisă 1–2C f(pD3 ,t0% VE D3’) din graficul AZNÎİ tD3 calc=141C Calculul temperaturii în baza striperului de benzina grea 1) În funcţie de SF se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar) taprox=22.5:C 2) În funcţie de t aproximativ se determină diferenţa reală de temperatura între intrarea în striper şi baza striperului, treal(graficul I.6., anexă – îndrumar); treal=16:C
3)
4)
t real 136C 4 t3D3 = talim - treal=124C t 4 t a lim
Se verifică t3D3 din bilanţul termic
[Qi ] [Qe ] QD 'i QAI QDi QVSDi QAI d
GD1 ' htdDiDi GAi,i H ti i GDi htd2 DDi2 GV SDi H t 4 V SDi GAi, e H t4 Di Din bilanţ rezultă
ht3D 3
Qi Qe 66,24 kcal / kg GD3
5)
În funcţie de entalpie, se determină t3D3 t3D3=126C.
6)
Se compară t3D3 calculat cu t3D3 presupus.
Diferenţa admisă între temperaturi este de 1 – 2 C. Tabelul 5.3.3.2 Bilanţul termic pe striperul de benzina grea Fluxul
Debit (kg/h)
15 d 15
tC
Entalpia Kcal/kg
Flux termic
D3’
53709,17
0.754
140
74,12
3980923,68
A3,I’
1729,95
-
290
725.49
1255061,43
D3
66210,00
0.750
126
88,28
5845018,80
VS3
6689,17
0.725
136
147,63
987522,12
A3,e
1729,95
-
136
665,27
1133584,34
Tabel 5.3.3.3 Temperaturile calculate: Notatie
Temperatura,
t iZV
305
t ec
307
tB
290
t eZV
304
t D1
264
t 2 D1
224
t D2
210
t 2 D2
183
t D3
130
t 2 D3
114
tN
100
O
C
5.3.4 Calculul temperaturii la vârful coloanei Etapele de calcul 1) Se presupune temperatura aproximativă la vârful coloanei în funcţie de t 100% VE bz din graficul I.8.(îndrumar) 2) Se calculează căldura preluată de refluxul rece de la vârful coloanei prin bilanţ termic pe conturul VII (figura 4.3.7.) QR Qi Qe 3894068Kcal / h
G
QR QF Q AB Q A1 Q A2 Q A3 QB QD1 QD2 QD3 QD4 QVeN QR
V'
H t IZV G B ' H t IZV G AB G A1 G A2 G A3 H ti i
[kcal / h]
G B ht B G D1 ht2 G D 2 ht2 G D 3 ht2 G D 4 ht2 G AB G A1 G A2 G A3 H te VC
3)
Se calculează debitul masic şi debitul molar de reflux rece:
GR
QR 270520,10 kg / h H tn ht IR
mR 4)
GR 1974,60 kmol / h M D4
Se calculează presiunea parţială a vaporilor la vârful coloanei: pVC VC
5)
mR mD 4
mR mD 4 817 ,25 mmHg m Ab m A1 m A 2 m A3
Se corectează t100% VE bz la presiunea pVC şi se determină tv calc tv calc=100 0C
Figura 5.3.4 Bilanţuri termice pe coloana de distilare atmosferică
. Flux
Flux termic, kcal/h Intrări
V’
38550192.70
B’
52983067.50
ABi
5394700.11
A1i
1976256.53
A2i
1228392.41
A3i
1255061.43
TOTAL
101387670.9 Ieşiri
B
41239046.45
D1
39766658,00
D2
10173005,70
D3
9968710,21
D4
6169300,00
Condensator
47528766.38
Atotal ieşire
408034.62
TOTAL
106185609.00
Tabel:Calculul sarcinii termice a condensatorului.
Flux
Debit masic, kg/h
Temperatura, ºC
Entalpie, kcal/kg
Flux termic, kcal/h
Intrari D4
28300
100
131.73
3727959.00
R
270520,11
100
131.73
35635614,09
Ab total
13583.11
100
396.57
5386653.93
TOTAL
-
-
-
4739871011,00
D4
28300,00
30
14.77
417991.00
R
270520,11
30
14.77
3995582,03
Ab total
13583.21
30
125,80
408034.62
TOTAL
-
-
-
6122188,60
Iesiri
Qc=38627681,51 kcal/h Se adoptă: t apă intrare=20 ºC; t apă ieşire=30 ºC; ηc=0,9;
G H 2O
QC 3 4291 ,96461 m /h.apa (t e t i ) * 0.9
CAPITOLUL V VERIFICAREA GRADULUI DE SEPARARE ÎNTRE FRACŢIUNILE DISTILATE
Gradul de separare între fracţiunile petroliere vecine se apreciază după diferenţa la temperatura la care distilă 5% volum pe curba STAS a produsului greu şi temperatura la care distilă 95% volum pe curba STAS a produsului mai uşor: d5-95=(t5% FG – t95% FU)STAS Verificarea gradului de separare se face în funcţie de datele de funcţionare şi constructive ale coloanei şi unele caracteristici ale fracţiunilor adiacente care se separă, care se exprimă prin doi parametri. a) capacitatea de separare a coloanei:
F
RD N pD N
NT
b) gradul de dificultate al separării t50% STAS: t50% STAS= (t50%)Dn - (t50%)D N – N în care: RDN - debitul de reflux, m3/h; pDN - debitul de vapori, m3/h NT - numărul real de talere în secţiunea în care are loc separarea
Figura 6. Determinarea parametrilor care intră în calculul capacităţii de separare
Cantitatea de reflux, GRN care cade de pe talerul NDN se determină printr-un bilanţ termic în jurul talerului NDN considerând că refluxul RDN+1 preia căldura vaporilor ce vor condensa pe talerul de mai sus (figura 6) În funcţie de F şi de t50% STAS se determină din graficele Packie (anexă îndrumar) valoarea decalajului d(5 – 95) STAS care se compară cu decalajul admis la proiectarea coloanei.
Apar trei situaţii: 1. dcalc=dadmis – coloana realizează gradul de separare propus, dar este foarte rigidă în funcţionare. 2. dcalc>dadmis – coloana realizează un grad de separare mai bun decât cel propus şi se mai pot scoate talere. 3. dcalc
CAPITOLUL VII DIMENSIONAREA TEHNOLOGICĂ A COLOANEI DE DISTILARE ATMOSFERICĂ
7.1.Calculul diametrului coloanei cu talere cu supape (Glitsch) Diametrul coloanei se stabileşte pe baza sarcinii maxime de vapori şi de lichid din coloană. Pentru calculul diametrului coloanei, Dc, se utilizează relaţia: DC
B B2 C
1
2
4,94m
2 Se adopta DC 5.m in care : B 3,345 C 2 VC V
VR 0.711m N P FI FS CV
3,28 VC VR 26,37m Vd FI FS CV dV 2.32 m 3 / s d L dV
GD G Rn G AB G A1 G A2 G A3 G A4 V 5 18 M D5 M D5 GV 5,39 kg / m 3 V G VR tn Rn 0,137m 3 / s d D 4 3600 dV
în care : VR- debitul de reflux în zona cea mai încărcată,m3/s. V - debitul de vapori în zona cea mai încărcată ,m3/s. VC- debitul maxim admisibil de vapori ,m3/s. vd- viteza lichidului prin deversor, m/s,vd=0,1 m/s. dL- densitatea lichidului în condiţiile de pe taler,kg/m3 dv- densitatea vaporilor ,kg/m3. Fi-factor de înecare al coloanei;Fi=o,7 FS- factor de spumare; FS=1 CV – coeficient de viteză pentru vapori; CV = 0,046 Np- numărul de pasuri prin coloană; Np=2
RTVC 1 26,61m 3 / s VC 3600
Rn- reflux intern(reflux indus) între talerul n şi n-1. 7.2.Calculul înălţimii coloanei
H C i61 hi h1 0,5 DC 2.50 m DC 5 m
h2 ntr 1 a 16,8 m ntr 25 a 0,7 m h3 3 a 2,1 m
h4 nts 1 b 2,4 m nts 4 b 0,8 h5 1 2 m
h5 1,5 m
GB S d Bt B 60 h6 0,5 m DC2 4 τ s timpul de stationare al lichidului in baza coloanei. τ S 15 min d Bt B 0,939 Ht = 25,8m
Figura 7.1. Înălţimile coloanei de DA
CAPITOLUL VIII NORME DE PROTECŢIA MUNCII ŞI TEHNICA SECURITĂŢII
1. Dioxid de sulf SO2 Este iritant al căilor respiratorii superioare. În cazul unor concentraţii crescute, bioxidul de sulf afectează direct aparatul respirator. Inhalat în concentraţie mică şi repetat exercită o acţiune iritantă asupra mucoaselor iar în cantităţii mai mari provoacă răguşeală şi contracţie toracică, bronşită. În cazul unor durate prelungite de lucru în mediu viciat, apar vărsături simple sau sanguinolente. Concentraţiile mari produc bronşite acute, lăcrimarea ochilor, lăcrimare, usturime. Dizolvarea bioxidului de sulf în salivă şi înghiţirea acesteia poate duce la gastrită. Stropirea cu dioxid de sulf lichid provoacă adevărate degerături datorită acţiunii sale de răcire puternică (-5C). Se iau măsuri pentru: Etanşarea perfectă a circuitului de gaze; Exploatarea raţională a sistemului de ventilaţie şi întreţinerea în stare corespunzătoare a acestuia; Dotarea obligatorie a tuturor lucrătorilor cu mijloace de protecţie individuală (mască, ochelari, mănuşi); Urmărirea dinamică a concentraţiei de bioxid de sulf din mediul de lucru; Respectarea normelor de manipulare şi conservare a recipientelor ce conţin gaz sub presiune; 2. Monoxid de carbon CO Se cunoaşte o singură modalitate sigură de acţiune a monoxidului de carbon şi anume blocarea prin complexare a hemoglobinei şi formarea carboxihemoglobinei. În acest fel oxihemoglobina devine inaptă pentru transportul oxigenului în organism. Se împiedică astfel oxigenarea creierului care este cel mai uşor vulnerabil, creşte permeabilitatea capilarelobr şi ţesutului cerebral precum tensiunea intracraniană. Intoxicaţia acută: se manifestă prin senzaţie de tensiune şi pulsaţie în tâmple,ameţeli. Pielea prezintă o coloraţie roşie. Intoxicaţia cronică: astenia este simptomul cel mai întâlnit şi se concretizează prin oboseală. Se iau următoarele măsuri: Depistarea sistematică a acestui gaz constituie prima măsură de prevenire tehnică care permite a deduce modul cel mai eficient, individual sau colectiv. Protecţia se poate realiza: Individual prin dotarea cu unul din următoarele aparate:
Aparat pentru aducerea aerului curat din afara zonei infectate ; Aparat izolant cu oxigen; Aparat pentru reţinerea monoxidului de carbon. Colectiv se realizează prin etanşarea şi controlul instalaţiilor pentru producerea manipularea şi depozitarea monoxidului de carbon. Combustia gazelor; Instruirea muncitorilor asupra pericolului de intoxicare cu monoxid de carbon. 3.Produse petroliere Din categoria produselor petroliere cele mai toxice pentru organism sunt cele gazoase şi cele în stare de vapori. Asupra organismului are influenţe asupra sistemului nervos producând cefalee,dureri de cap ameţeli iar în concentraţii mai mari produce buna dispoziţie ,extaz şi euforie, producând în final paralizia sistemului nervos şi moartea. S-a constatat că în timp îndelungat produsele petroliere lichide atacă globulele roşii din organism dacă acesta este expus o perioadă îndelungată la acţiunea acestor produse. Pentru preîntâmpinarea efectelor negative exercitate de prezenţa produselor petroliere se iau următoarele măsuri: Când concentraţia în oxigen este sub 17% obligatoriu vor fi utilizate aparate de protecţie a căilor respiratorii; Când se formează în vase închise unde se pot degaja primul lucru , gaze toxice în afară de aparate de protecţia căilor respiratorii, lucrul va fi supravegheat din afară din afară de două persoane; Toate utilajele supuse curăţirii şi care au vehiculat produse toxice vor fi deschise numai după 24h răcire, spălare cu apă şi aerisire. La toate utilajele la care se efectuează lucrări care ar putea pune în libertate gaze toxice se vor lua măsuri suplimentare de răcire cu apă în timpul lucrului; Toate utilajele care au vehiculat compuşii de sulf vor fi marcate special iar lucrul la aceste utilaje se va executa după luarea tuturor măsurilor de securitate, instruirea personalului şi întocmirea permiselor de executare 8.1. Consumuri energetice Instalaţia de DA este una din cele mai mari consumatoare de energie din cadrul unei rafinării, alături de cracarea catalitică. Soluţiile mai noi pentru reducerea consumului global de energie constau în : Creşterea randamentului cuptoarelor la 88 – 92% prin creşterea gradului de recuperare a căldurii din gazele de ardere şi modificării constructive; Optimizarea schimbului de căldură pentru creşterea temperaturii de preîncălzire a ţiţeiului ; Realizarea unor aparate consumatoare de energie electrică (pompe, compresoare, răcitoare cu aer) cu performanţe ridicate .
Economia s-ar obţine prin încălzirea fluxului în fiecare etapă până la temperatura necesară, integrarea completă a schimbului de căldură. Cheltuielile pentru coloanele suplimentare de distilare, pentru schimbătoarele de căldură şi pompe s-ar compensa prin scoaterea cuptorului din secţiunea de distilare atmosferică. 8.2 Automatizarea instalaţiei de D.A Automatizarea procesului de DA urmăreşte menţinerea în limite normale a temperaturilor, presiunilor şi debitelor diferitelor fluxuri, astfel încât cu un consum minim de energie să se obţină produse de calitate şi în cantitatea specificată. Menţinerea parametrilor de funcţionare se realizează cu ajutorul buclelor de reglare a temperaturilor , presiunilor şi debitelor. Numărul sistemelor de reglare automată este relativ mare fiind de ordinul 50 – 150 în cadrul unei instalaţii, o parte din variabilele procesului fiind numai măsurate şi eventual controlate , dacă nu au ieşirii din limitele fixate. În ultimul timp , îndeplinirea funcţiilor de măsură şi control al limitelor se face cu ajutorul calculatorului electronic. De asemenea , stabilirea regimului optim de funcţionare, în condiţiile unor perturbaţii legate de calitatea materiei prime, este o problemă de actualitate, în condiţiile dificultăţilor legate de procurarea ţiţeiului şi a consumurilor materiale şi energetice ce se impun astăzi. Optimizarea procesului având la bază un calculator electronic, capabil să analizeze permanent starea parametrilor şi să elaboreze comenzile optime pentru conducerea acestuia este o problemă de o deosebită importanţa. Grupul de control foloseşte module structurate ierarhic: Controlul regulator Controlul calităţii Energia minimă Optimizarea liniei Controlul procesului Planificarea operării Se menţionează cazul în care conducerea cu calculatorul electronic a dus la creşterea randamentului de distilare, la creşterea energiei recuperate şi la păstrarea cât mai constantă a calităţii produselor.Se estimează la mai puţin de 3 ani perioada de recuperare a cheltuielilor legate de introducerea calculatorului.
BIBLIOGRAFIE
1. Teşcan V., Apostol D., Besnea D., Onuţu I., ’’Instalaţii de proces în prelucrarea ţiţeiului şi gazelor.Ghid de proiectare – coloane de distilare atmosferică’’, Partea I,Editura Universităţii din Ploieşti,2004 2.
Watkins R.N., ’’Petroleum Rafinery Distillation’’, Gulf Publishing Company, 1979.
3. Suciu G. , Ţunescu R., ’’Ingineria Prelucrării Hidrocarburilor’’,Vol. I Editura Tehnică, Bucureşti 1983 4.
Teşcan V., ’’ Tehnologia Distilării Petrolului’’ – lucrări practice, Bucureşti 1985
5.
Ţunescu R. , ’’Tehnologia Distilării Ţiţeiului’’ , Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti
6.
Ţunescu R. ,Chimia petrolului şi proprietăţile fizico – chimice IPG Ploieşti 1979
1970
7. 1986.
Strătulă C., ’’Fracţionarea, principii şi metode de calcul’', Editura Tehnică, Bucureşti
ANEXĂ
