Технологический расчёт установки вакуумной перегонки мазута. Материальный баланс колонны. Материальный баланс по фракциям

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

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

Физические характеристики потоков.

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

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

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

Плотность гудрона найдём по формуле:

,

=0,9901.

Определение доли отгона при вводе сырья в колонну.

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

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

Молекулярная масса сырья:

М_F = .

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

Таблица 2.3.

Физические характеристики потоков

Таблица 2.4.

Пересчёт массовых концентраций в мольные

Относительный мольный расход водяного пара к сырью определяем по формуле:

,

где z₀ – количество водяного пара приходящего с сырьём,

z₀=0,01 • 503000 = 5030 кг/ч,

.

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

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

G_F = e • F = 0,605 • 503000 = 304315 кг/ч,

G_F = (1 – e) • F = 0,395 • 503000 = 198685 кг/ч.

Таблица 2.5.

Определение доли отгона на входе сырья в колонну

t_F=380˚C, π=0,0117 МПа, e’= 0,6967, Z’/F’=0,2243

где  Р_i – давление насыщенных паров отдельных фракций на входе в колонну, МПа;

Z’и F’ – число молей водяного пара и сырья на входе в колонну.

x*_I =,

y*_i = ,

Парциальное давление нефтяных паров Σр_i = Σp_i • x’_i = 0,008873.

Молекулярная масса сырья M_F = Σ x’_Fi • M_i= 404,

жидкой фазы  M_x = Σ x’_i • M_i = 526,

паровой фазы M_y= Σ y’_i • M_i = 351.

Массовая доля отгона e = e’ • = 0,6967.

Тепловой баланс колонны.

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

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

r₄²⁰_п=0,922.

Плотность жидкой фазы вычисляем по правилу смешения:

r₄²⁰_ж = 0,9538.

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

z = 0,02 • 503000 = 10060 кг/ч,

z₁ = 0,01 • 266590 = 2666 кг/ч,

z_об = 5030 + 2666 + 10060 = 17756 кг/ч.

Таблица 2.6.

Приходные и расходные статьи теплового баланса колонны

Выбор схемы орошения в колонне.

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

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

Тепло отводимое из колонны орошением,

ΔQ = Q_пр – Q_расх = (581,288 – 384,229) • 10⁶ = 197,060 • 10⁶ кДж/ч.

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

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

Рис.7. Схема конденсационной секции колонны.

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

G_п = D₃ + g₁₇ ,

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

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

G_п = D₃ • (1+6) = 15090 • 7 = 105630 кг/ч.

Количество инертных газов, выводимых с верха колонны,

G_ин = G_г + z_об ,

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

Давление насыщенных паров компонента дизтоплива находим при температуре T_п= 80˚С по нижеприведённым формулам.

Р = 101323 • (EXP(0,794 • Y₀)),

Y₀ = ,

f(t) = : f(t_i) =  ,

где t и t_i – соответственно заданная температура системы и температура кипения фракции, ˚С.

f(t) = ,

f(t_i) =,

Y₀ =  ,

Р = 101323 • (EXP(0,794 • ( – 10,66 )) = 2,14 Па.

Молярная концентрация паров на верху колонны:

y_a’ =  ,

где π_в – абсолютное давление в верху колонны, Па.

Находим число молей и массу нефтяных паров:

,

где n_zиn_г – число молей водяного пара и газов разложения,

n_a – число молей нефтяных паров.

n_z = ,

n_г = ,

n_a =кмоль.

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