TDP Proiect 2014

Tehnologia distilarii petrolului

1

TIPUL ŢIŢEIULUI ŞI CARACTERISTICILE DIFERITELOR FRACŢIUNI

Ţiţeiul T11 are:

Densitate la 𝒅𝟒𝟐𝟎 = 0,886 g/cm3

% Sulf= 0,19

DebitulL: 4,0.106 t/an

Temp. °C % vol Vol

cumulat 𝒅𝟒

𝟐𝟎 Temp. °C % vol Vol

cumulat 𝒅𝟒

𝟐𝟎

24-70 2,31 2,31 0,640 220 1,60 28,79 0,819

70 1,10 3,41 0,658 230 1,84 30,63 0,820

80 1,69 5,10 0,678 240 1,81 32,44 0,822

90 1,27 6,37 0,698 250 1,30 33,74 0,824

100 1,19 7,56 0,718 260 1,63 35,37 0,825

110 1,83 9,39 0,738 270 1,02 36,39 0,826

120 1,65 11,04 0,750 280 1,73 38,12 0,830

130 1,84 12,88 0,762 290 1,95 40,07 0,832

140 1,73 14,61 0,770 300 1,92 41,99 0,834

150 1,93 16,54 0,778 310 1,32 43,31 0,837

160 2,18 18,72 0,786 320 1,08 44,39 0,840

170 1,39 20,11 0,793 330 1,23 45,62 0,844

180 2,26 22,37 0,800 340 2,12 47,74 0,854

190 1,46 23,83 0,809 360 1,09 48,83 0,863

200 1,80 25,63 0,817 380 2,43 51,26 0,879

210 1,56 27,19 0,818 400 2,30 53,56 0,900

\


2

INTRODUCERE

Distilarea reprezintă procesul de separare fizică bazat pe diferenţele între punctele de

fierbere ale componenţilor dintr-un amestec format din doi sau mai mulţi componenţi.

Ţiţeiul e un amestec complex de hidrocarburi cu puncte de fierbere foarte apropiate ce se

separă în amestecuri cu domenii de fierbere înguste numite fracţiuni petroliere.

Prin distilarea ţiţeiului, proces ce implică una sau mai multe coloane, se obţin fracţiuni cu

limite de distilare bine precizate: benzină, white-spirt, petrol, motorină, si un reziduu, păcura.

Deoarece aceasta fracţionare se realizează la presiune apropiată de presiunea atmosferică,

procesul e numit distilare atmosferică (DA). Fiind primul proces dintr-o serie vastă de

transformări fizice si chimice la care e supus ţiţeiul, el se mai numeşte si distilarea primară. În

industria de prelucrare a petrolului si petrochimie, un rol deosebit îl au coloanele de fracţionare.

Distilarea atmosferică a ţiţeiului de realizează în coloane de fracţionare de diverse tipuri (U, A,

R). În acest scop ţiţeiul e încălzit in cuptoare tubulare până la temperatura de 280-330 °C.

În distilarea ţiţeiului se folosesc instalaţii cu o coloană, cu două coloane, cu o coloană şi

un vaporizator şi cu mai multe coloane funcţie de conţinutul de fracţiuni uşoare din ţiţei şi de

conţinutul de substanţe corozive din ţiţei (compuşi cu sulf mai ales).

În instalaţia de distilare atmosferică cu o singură coloana ţiţeiul ce vine de la instalaţia de

desalinare electrică este preîncălzit prin schimbul de căldură cu fracţiunile laterale extrase din

coloană si introdus in cuptorul tubular unde se încălzeşte în continuare şi se vaporizează parţial,

după care intra în zona de vaporizare a coloanei de distilare atmosferică.

În urma distilării ţiţeiului, din coloană se separă:

a) Vapori de benzina uşoară ce se obţin în vârful coloanei, care apoi sunt condensaţi într-un

condensator tubular cu apă. Benzina se acumulează apoi în vasul de reflux împreuna 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-n ţiţei , iar benzina uşoară rezultata este trimisă o parte ca reflux rece la vârful coloanei,

iar restul se trimite in depozit.

b) Fracţii de benzină grea, petrol, motorină, ce se extrag lateral din coloana de distilare

atmosferică în fază lichidă. Acestea se stripează în stripere cu abur sau în stripere cu refierbător.

Fracţiile apoi extrase fac schimb de căldură cu ţiţeiul şi se răcesc cu aer sau cu apă înainte de a fi

trimise la depozit.

c) păcura stripată după ce preîncălzeşte ţiţeiul, e răcită şi trimisă la depozit.


3

I. STABILIREA CONŢINUTULUI POTENŢIAL DE PRODUSE ALBE.

Prin potenţial de produse albe se defineşte cantitatea maximă de produse petroliere cu

anumite specificaţii şi obţinute dintr-un anumit tip de ţiţei.

Produsele petroliere albe obţinute din distilarea atmosferică (primară) sunt în principal

benzina, petrolul şi motorina. Reziduul din coloana de distilare atmosferică se numeşte păcură.

Voi utiliza metoda stabilirii finalului pe curba STAS a produselor ce urmează a fi obţinute

şi a decalajului între fracţiunile separate (produse albe) pe curba STAS.Metodele de

standardizare trebuie să fie în general valabile. Aceste două criterii reprezintă criterii de calitate

ale produselor alese în cadrul calculului de proiectare. Calculul urmează succesiunea:

1. Se trasează curba PRF a ţiţeiului ce corelează temperatura de fierbere cu procentele

volum distilate (din datele de proiectare).

2. Se stabilesc limitele de distilare pe curba STAS pentru produse ce urmează a fi obţinute.

3. Se stabilesc decalajele pe curba STAS intre produsele vecine. Decalajul este o apreciere a

gradului de separare între fracţiuni şi reprezintă diferenţa între temperatura la care distilă 5% vol.

produs greu si temperatura la care distilă 95% produs uşor pe curba STAS.

4. Transformarea decalajului pe curba STAS in decalaj pe curba PRF se realizează cu

ajutorul unui grafic de corelare. Pe curba PRF decalajul negativ între două fracţiuni de numeşte

suprapunere şi reprezintă temperatura la care distila 100 % produs uşor minus temperatura la

care distila 0 % produs greu pe curbele PRF.

5. Se corelează temperatura la 100 % distilate pe curba STAS cu temperatura la 100 % pe

curba PRF.

6. Se calculează temperatura iniţiala pe curba PRF a produsului uşor cu relaţia:

)(1000 00

00 PGPUPRFPUPG

Stt

7. Se calculează temperatura de taiere intre produsul uşor si greu cu relaţia:

2

00

00 0100

)(

PGPU

PGPUt

ttt

8. Din curba PRF a ţiţeiului in funcţie de temperatura de tăiere se citeşte % volum cumulat

de produse distilate.

9. Se determină potenţialul de produse.


4

1. Trasarea curbei PRF ţiţei (procente volum distilat-temperatură)


5

2.Stabilirea produselor obţinute şi temperaturile finale pe STAS.

Produsul principal: Petrol

Tabel 1.2. Limitele de distilare t100% STAS:

Produsul Notati conventionale Temperatură finale, °C

Benzina usoara D4 130

Benzina grea D3 160

Petrol D2 300

Motorina D1 360

3. Stabilirea decalaje lor pe curba STAS între fracţiunile vecine.

Decalajul este o apreciere a gradului de separare între fracţiuni şi reprezintă diferenţa între

temperatura la care distilă 5 % volum produs greu şi temperatura la care distilă 95 % produs uşor

pe curba STAS.

d(5-95) STAS = t 5% PG – t 95 % PU

Tabel 1.3. Decalaje pe curba STAS:

Produse care separare Decalaj (5-95)STAS, °C

Benzina uşoară – Benzina grea 15

Benzina grea – Petrol 20

Petrol – Motorina 5

4. Determinarea suprapunerii pe PRF între produsele distilate.

Din figura I.3. Anexa I se stabileşte corelaţia.

Pe curba PRF decalajul negativ între două fracţiuni se numeşte suprapunere şi reprezintă

temperatura la care distilă 100% produs uşor (PU) minus temperatura la care distilă 0% produs

greu (PG) pe curba PRF.

Tabel 1.4. Suprapunere S100%-0% PRF, °C:

STAS 15 20 5

PRF 52 38 57

SPRF = t100% PU – t0% PG


6

5. Corelarea temperaturii 100% distilate STAS cu temperatura 100% distilate PRF.

În graficul I.2., Anexa 1 se fac corelaţiile:

Tabel 1.5. Temperaturi finale pe curba PRF

Produsul Temperatură finale,°C tf, PRF, °C

D4 130 138

D3 160 169

D2 300 315

D1 360 380

6. Calculul temperaturii iniţiale pe curba PRF a produsului greu

t0% PG = t100% PU – SPRF(PU-PG)

Tabel 1.6. Temperaturi pe curba PRF:

Produsul t100% SPRF t0%

D4 138 52

24

D3 169 86

38

D2 315 131

57

D1 380 258

7. Calculul temperaturii de tăiere între produsul uşor şi produsul greu.

tt(PU-PG) = 2

00

00 0100 PGPU

tt

Obs: Temperatura de tăiere pentru motorină este dată de temperatura finală a produsului

pe curba PRF.

Tabel 1.7. Temperaturi de taiere pe curba PRF:

Produsul t0% t100% tt

D4 24 138 112,0

D3 86 169 150,0

D2 131 315 286,5

D1 258 380 380,0


7

8. Citirea % volum cumulat de produse distilate în curba PRF a ţiţeiului funcţie de

temperatura de tăiere.

Tabel 1.8. %volum cumulat de produse distilate din curba PRF:

tt, °C %vol cumulat

112,0 8,8

150,0 15,6

286,5 38,1

380,0 50,1

9. Determinarea potenţialului de produse albe.

Tabel 1.9. %vol distilat de produse distilate din curba PRF:

Produsul %vol distilat

D4 8,8

D3 6,8

D2 22,5

D1 12

Tabelul 1.9. Calculul potenţialului de produse albe.

Produs Simbo

l

t100%

STAS

(°C)

t100%

PRF

(°C)

Decalaj Temp. de

tăiere,

(°C)

t0%PRF

(0C)

%vol.

cumulat

%vol

distila

t STA

S PRF

Benzină

uşoară D4 130 138

15 52 112 24 8,8 8,8

Benzină

grea D3 160 169 86 15,6 6,8

20 38 150

Petrol D2 300 315 131 38,1 22,5

5 57 286,5 Motorina

D1 360 380 258 50,1 12

- - 380 Păcură

B - - - 100 49,9


8

10.Trasarea curbei procente medii-densitate.


9

II. CARACTERIZAREA PRODUSELOR

1. Determinarea densităţilor 20

4d şi

15

15d a produselor albe

Densităţile 20

4d şi 15

15d se determină din curba de procente medii densitate, citind

densitatea la jumătatea intervalului corespunzător fiecărui produs [6].

Tabel 2.1. Densitatii a produselor albe:

Produsul 15

15d 20

4d

Benzina usoara 0,686 0,681

Benzina grea 0,742 0,737

Petrol 0,812 0,808

Motorina 0,868 0,864

2. Determinarea masei moleculare medii

masa moleculare medii se determina cu formula:

15

15

15

15

44,29 -

1,03-

dM

d

3. Determinarea factorului de caracterizare

Factorul de caracterizare K se determina cu formula : 15

15

3216,1

d

TK

în care T este temperatura medie molară de fierbere in oK, însă pentru fracţiuni înguste se

poate lua şi temperatura la care distilă 50% pe curba STAS, exprimată in Kelvin.

Tabel 2.2. Caracteristicile produselor:

Produsul Simbol 15

15d

20

4d 50%PRFt 50%STASt M K

Benzina usoara D4 0,686 0,681 80 85 126,76 12,59

Benzina grea D3 0,742 0,737 131 132 151,21 12,13

Petrol D2 0,812 0,808 213 208 199,44 11,73

Motorina D1 0,868 0,864 323 313 268,04 11,72


10

4. Bilantul material pe instalaţia da şi proprietăţile produselor

Debit masic :4,0.106 t/an Timpul de serviciu: 8000 h/an

Debit masic:

64,0.10 t / an

8000h / anm

Q 500 t/h

20 3 3

4 0,886 / 886 /d g cm kg m

Debit volumic de serviciu pe an:

3

v 3

500.10 kg/hQ = =

886kg/m564,334 m3/h

Debit volumic pentru fiecare produselor albe se determina cu formula: Qvi=%voli.Qv

Debit masic pentru fiecare produselor albe se determina cu formula: Qmi=Qvi. 20

4 ,id

Randament greutate fata titeiului pentru fiecare produselor albe se determina cu formula:

%gr.=Qmi/Qm

Tabel 2.3. Bilantul material pe instalatia DA si proprietatile produselor:

Flux Simbol %vol 15

15d 20

4d %gr 50%STASt

(oC) K M

Debit

m3/h t/h kmol/h

Benzina

usoara D4 8,8 0,686 0,681 6,76 85 12,59 126,76 49,661 33,819 266,808

Benzina grea D3 6,8 0,742 0,737 5,66 132 12,13 151,21 38,375 28,282 187,041

Petrol D2 22,5 0,812 0,808 20,52 208 11,73 199,44 126,975 102,596 514,419

Motorina D1 12 0,868 0,864 11,70 313 11,72 268,04 67,720 58,510 218,291

Total

distilate ∑D 50,1 - - 44,64 - - - 282,731 223,208 1186,559

Păcură B 49,9 - - 55,36 - - - 281,603 276,792 -

Ţiţei F 100 0,890 0,886 100 - - - 564,334 500,000 -

5. Trasarea curbelor Ve şi Prf pentru produsele albe.

Trasare a curbei VE este metoda de trasare prin metoda Edmister –Okamoto

∆𝑡50%(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑓( 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹, 𝑡30% 𝑃𝑅𝐹 − 𝑡10% 𝑃𝑅𝐹) (Fig.4 pag.52)

=> 𝑡50% 𝑉𝐸 => 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 − ∆𝑡50%(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹)

∆𝑡𝑉𝐸 = 𝑓(∆𝑡𝑃𝑅𝐹) (Fig.6 pag 54)


11

Tabelul 2.4. Caracteristicile benzinei uşoară.

%vol. dist. tPRF , °C ∆t PRF, °C ∆t VE,0C tVE, °C

0 24 21 1,5

68,2

10 45 69,7

23 6,3

30 68 76,0

12 3

50 80 79,0

14 3,4

70 94 82,4

12 3,5

90 106 85,9

32 10,7 100 138 96,6

Benzina usoara

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tem

p

% vol. cum

Curba VE Curba PRF


12

Tabelul 2.5. Caracteristicile benzinei grea :


0 86 30 6

126,3

10 116 132,3

8 1

30 124 133,3

7 0,7

50 131 134,0

8 1

70 139 135,0

7 0,8

90 146 135,8

23 6,4 100 169 142,2

\

Benzina grea

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

180

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tem

p

%vol. cum.

Curba VE Curba PRF


13

Tabelul 2.6. Caracteristicile petrolului :


0 131 30 4

198,2

10 161 202,2

24 6

30 185 208,2

28 5,8

50 213 214,0

26 7

70 239 221,0

21 8,2

90 270 229,2

45 8,5 100 315 237,7

Petrol

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tem

p

% vol. cum

Curba VE Curba PRF


14

Tabelul 2.7. Caracteristicile motorinei :


0 258 34 7,5

309,5

10 292 317

12 3

30 304 320

19 5

50 323 325

16 4

70 339 329

29 10,8

80 368 339,8

12 3 100 380 342,8

Motorina

240

260

280

300

320

340

360

380

400

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Tem

p

%vol cum

Curba VE Curba PRF


15

6. Trasarea curbei ve ţiţei la o atmosferă.

Se utilizează metoda Maxwell. Datele obţinute se trec în următorul tabel:

Tabelul 2.8.Curba PRF in domeniu 10-70%:

% vol 0 10 20 30 40 50 60 70

tPRF, °C 20 113 169 226 290 370 448 476

a. 70% 10%10 70%PRFP

60

t t=

476 113

60=6,05

10 70%PRFPLRD P =6,05

b. x%LRD= 10%PRF LRDt t + p .(x-10)

x, % dist 0 10 20 30 40 50 60 70

x%LRDt 52,5 113 173,5 234 294,5 355 415,5 476

c. În funcţie de 10 70%PRFP , se determină din fig.12, panta dreptei de referinţă a vaporizării în

echilibru PLRV .

PLRV = 4,4

d. Se determină din fig .14: 50% 50%LRD 50%LRVΔt =t -t =22,5 oC

50%LRVt = 50%LRDt - 50%Δt =355 -22,5=332,5 oC

e. x%LRV= 50%PRF LRVt t + p .(x-50)

x, % dist 0 10 20 30 40 50 60 70

x%LRVt 112,5 156,5 200,5 244,5 288,5 332,5 376,5 420,5

f. Cu ajutorul fig.16 se determină raportul R care are urmărtoare expresie:

VE LRV

PRF LRD

t -tR=

t -t

x, % dist 0 10 20 30 40 50 60 70

R 0.25 0.39 0.35 0.33 0.33 0.33 0,33 0,33

g. Valorile raportului R determinate pentru diferite procente de distilat permit calcularea

temperaturii pe curba VE:

x%VE x%LRV x% x%PRF x%LRDt =t +R .(t -t )

x, % dist 0 10 20 30 40 50 60 70

x%VEt 104,4 156,5 202,1 247,1 290,0 327,6 365,8 420,5


16

III. ALEGEREA SCHEMEI TEHNOLOGICE.

S-a ales coloana de tip “U” pentru calculul tehnologic.

IV. CALCULUL TEHNOLOGIC AL COLOANEU DE TIP U.

1. Alegerea numarului de talere.

Tabel 4.1. Numarul de talere recomandate in coloana de DA [1]

Zona de separare Număr de talere

Benzină uşoară – Benzină grea 8

Benzină grea –Petrol 8

Petrol - Motorina 6

Motorină - zona de vaporizare 5

Baza coloanei (talere stripare) 4

Stripere 4

2. Calculul presiunilor din coloană.

Calculul presiunilor în coloană în punctele cheie din coloană se face pe baza datelor din

literatură, conform următoarei scheme.

ππ

π

π

π

ππ

πF

ABURπ B B

D1

D2

D3

VC

H2O

D4

VR

D3

D2

D1

ZV

EC

ZV

V4

Fig. 4.1 – Stabilirea presiunilor în punctele cheie din coloană.


17

unde:

π VR - presiunea in vasul de reflux (mmHg) care se alege în funcţie de mediul de răcire si de

cantitatea de gaze rezultate din ţiţei;

π VC - presiunea la vârful coloanei, mmHg;

ΔP- căderea de presiune pe taler, care în funcţie de tipul de taler utilizat se alege între 5-10

mmHg la coloanele de distilare atmosferică;

π Di - presiunea pe talerul de extragere a fracţiunii Di , mmHg;

π ZV - presiunea in zona de vaporizare,mmHg;

π B - presiunea in baza coloanei,mmHg;

π EC - presiunea la ieşirea din cuptor , mmHg;

π IZV - presiunea la intrare in zona de vaporizare, mmHg.

Se observa că presiunea creste de la vârful coloanei spre baza coloanei.

𝜋𝑉𝑅 = 760 + 40 = 800 𝑚𝑚𝐻𝑔

𝜋𝑉𝐶 = 𝜋𝑉𝑅 + 300 = 800 + 300 = 1100 𝑚𝑚𝐻𝑔

𝜋𝐷3= 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝐷3

. ∆𝑃𝑡 = 1100 + 8.5 = 1140 𝑚𝑚𝐻𝑝


. ∆𝑃𝑡 = 1100 + 16.5 = 1180 𝑚𝑚𝐻𝑔


. ∆𝑃𝑡 = 1100 + 22.5 = 1210 𝑚𝑚𝐻𝑔

𝜋𝑍𝑉 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝑍𝑉. ∆𝑃𝑡 = 1100 + 27.5 = 1235 𝑚𝑚𝐻𝑔

𝜋𝑏 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝑍𝐸. ∆𝑃𝑡 = 1100 + 31.5 = 1255 𝑚𝑚𝐻𝑔

𝜋𝑒𝑐 = 𝜋𝑍𝑉 + 215 = 1235 + 215 = 1450 𝑚𝑚𝐻𝑔

3. Trasarea curbelor VE ţiţei la πec şi πizv

Trasarea curbelor VE la cele două presiuni πec şi πizv cu metoda Piromov şi Beiswegener,

La 760 mmHg, 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = 379,5 °C si 𝑡50% 𝑉𝐸 = 327,6 °C

πzv = 1235 mm Hg => t50%VE la πizv = 356°C

şi πec = 1450 mm Hg => t50%VE la πec = 370°C.


18


19

4. Calculul bilanţului de materiale în zona de vaporizare şi stripare a coloanei de da.

Materia primă (ţiţeiul) F, este alimentată în zona de vaporizare a coloanei parţial

vaporizată.

ABURB

1

4

F

5

D

Lo

Lo

Lo

V'

B' VS

Lezv

VHEZV

Fig.4.2. Bilanţul material în zona de vaporizare şi stripare a coloanei.

Semnificaţia notaţiilor:

F – materie primă (ţiţei)

AB – abur stripare introdus la baza coloanei

V’ – fracţia vaporizată din ţiţei la intrarea în coloană

L0 – supravaporizatul ce asigura reflexul intern

Vs – vapori stripaţi din lichidul ce intra în zona de stripare

B – păcura stripată

Lezv – lichid la ieşirea din zona de vaporizare

SF– fractia de vapori eliminata prin stripare determina in functie de ratia de abur

D – suma de produse distilare

Folosim o raţie de abur Rab = 30 kg/m3 abur produs stripat.

F = 564,33 ( m3/h) sau F = 500 000 (kg/h)


20

'

0

49,93 60,16%

1 1 0,21F

BB L

S

D=D1+D2+D3+D4 = 282,731 (m3/h) sau D = 223,073 (t/h)

d∑ D = 0,789 g/cm3 => dB = 0,983 g/cm3

L0 = 3% sau L0 = 0,03.F = 0,03*564,33= 16,93 m3/h

Din grafic 1.2 curba %medii-densitatea dL0 = 0,881 g/cm3

VHeZV = D+L0 = 223,21 + 16,93 = 240,14 m3/h

=>B’=339,50 m3/h

F=V’+B’ => V’=39,84 % sau V’= 224,83 m3/h

Din grafic 1.2 curba %medii-densitatea dV’ = 0,784 g/cm3

LeZV=B’+L0=63,16% sau LeZV = 356,43 m3/h

Din grafic 1.2 curba %medii-densitatea dVs = 0,825 g/cm3

Tabel 4.2. Bilantul material în zona de vaporizare a coloanei de DA:

Flux simbol %vol m3/h 15

15d

20

4d t/h %gr

Ţiţei F 100,00 564,33 0,890 0,886 500,00 100.00

Total distilate D 50,10 282,73 0,793 0,789 223,073 44,64

Păcură B 49,90 281,60 0,987 0,983 276,923 55,36

Supravoporizat Lo 3,00 16,93 0,885 0,881 14,915 2,98

Frac. Vaporizata în ZV V' 39,84 224,83 0,788 0,784 176,266 35,25

Frac.lichidă din ţiţei în ZV B' 60,16 339,50 0,958 0,954 323,730 64,75

Lichid ieşire din ZV Lezv 63,16 356,43 0,954 0,950 338,646 67,73

Vapori stripaţi VS 13,26 74,83 0,829 0,825 61,723 12,34

Abur stripare AB

313,26% ~ 74,83 /S ezv

V L B m h

F

ezvS

BL

1

Sezv VBLBL 0

' BSLSLBVBL FeZVFeZVSezv )1(.

3

'

. '. '0,954 /

'B

F dF V dVd g cm

B

30'. ' .

0,950 /o

Lezv

ezv

B dB L dLd g cm

L


21

5. Calculul temperaturilor in coloana de distilare de tip U

tec

ec

Qec

Ftizv

zv

Qizv

ABi

QA

tB

QB

1

2

3

4

tzv

zv

Lezv

B'

L0

L0

5

V' VS

VHezvII

I

D

π

π

π

Fig.4.3 Bilanţul termic pentru calculul temperaturilor în coloana de distilare de tip U

5.1. Calculul temperaturi la intrare in zona de vaporizare, tizv

tizv=f(πzv,V’) pe curba VE titei pentru πzv

Din grafic 1.1. curba VE la πzv avem tizv=317°C

5.2. Calculul temperaturii titeiului la ieşire din cuptor,tec

1. Se presupune tec = tizv + 2,5 = 319,5°C.

2. Se verifica tec prin bilanţ termic:

Tabel 4.3. Bilantul termic pentru determinarea tec:

Flux %vol m3/h 15

15d

20

4d kg/h t,oC entalpie kcal/kg Q,kcal/h

V' 39,84 224,83 0,788 0,784 176.266 317 243,615 42.940.957

B' 60,16 339,50 0,958 0,954 323.730 317 164,860 53.370.292

Vec 36,8 207,673 0,779 0,775 160.947 319,5 246,419 39.608.908

Bec 63,2 356,657 0,955 0,951 339.049 319,5 167,223 56.696.706

' ' 9631124 /8,81izv v BQ Q Q kcal h

96305614,0 /1ec ecec V BQ Q Q kcal h

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

𝑄𝑒𝑐 − 𝑄𝑖𝑧𝑣

0,5. 𝐺𝐹=

96305614,01 − 96311248,81

0,5.500000= −0,023

Deci temperatura la iesirea din cuptor tec =319,5 °C


22

5.3. Calculul temperaturii din baza coloanei, tb

Calculul temperaturii în baza coloanei se face prin metoda presupunerii:

Algoritmul de lucru pentru este următorul:

1. Se presupune tB=tizv - 16 = 317°C-16°C=301 °C

2. Se calculează, presupunând o variaţie liniară a temperaturii în zona de stripare, t4:

3. Se considera tL0=tizv-10°C =307°C

4. Se face bilanţ termic pe conturul I

Tabel 4.4. Bilantul termic pe conturul I pentru determinarea tB:

Flux % vol. m3/h 15

15d 20

4d Kg/h t, °C Pres.

at

Entalpie

kcal/kg

Q

kcal/h

B’ 60,16 339,50 0,958 0,954 323730 317

164,860 53370292

L0 3,00 16,93 0,885 0,881 14915 307

172,508 2572994,1

ABi - - -

10185 300 7 731,430 6179120,6

B 49,9 281,60 0,987 0,983 276923 301

148,893 41231994,3

VSO 13,26 74,83 0,829 0,825 61723 313

237,078 14633063

ABe - - -

10185 313 1,68 740,690 6257349,1

5. Se calculeaza:

QB = Qi - Qe = (QL0 + QB’ + QAbi ) - (QB + QVso + QAbe) = 41231994,3 kcal/h

148,893BB

B

Qh

G kcal/kg

6. Se determina tb=f(h,d15). Deci tb=301,63 °C

Se compara tb calculat cu tb presupus: calc presupus

B B|t -t | = 301,63 – 301 = 0,63 °C

Diferenţa admisă este de +2°C.

Deci temperatura în baza coloanei tb= 301 ºC

5.4. Calculul temperaturii in zona de vaporizare, tzv

Calculul temperaturii in zona de vaporizare se face prin metoda presupunerii:

Algoritmul de lucru pentru este următorul

1. Se presupune tzv= tizv – 1 °C=317 - 1 = 316 °C

Oizv B4 izv

t -t 317 - 301t = t - = 317 - = 313 C

4 4


23

2. Se calculeaza

' '15

15

. .0,798

'HeZV

s sV

s

V dV V dVd

V V

kg/m3

3. Se verifica temperatura tzv

Tabel 4.5.Bilantul termic pe conturul II pentru determinare tzv

Flux %vol m3/h 15

15d 20

4d Kg/h T

oC

Entalpie

kcal/kg

Q

kcal/h

V' 39,84 224,83 0,788 0,784 176266 317 243,615 42940957

Vso 13,26 74,83 0,829 0,825 61723 313 237,078 14633063

Total - - - - 237989 - - 57574020

V HeZV 53,10 299,66 0,798 0,794 237989

QHeZV = QV’ + QVsb = 57574020,15 kcal/h

57574020,15

23798241,

992HeZV

eZV

HeZV

QH

G kcal/kg

4. f( HVHezv, dVHezv) → tzv calc= 315,89 °C

5. Se compară tzv calc cu tzv pp; diferenţa admisă este de 0,11°C

Deci temperatura în zona de vaporizare tzv = 316 ºC

6. Calculul temperaturilor pe talerele de culegere ale produselor laterale şi la baza

striperelor.

6.1.Calculul bilantul material pe stripere si necesarul de abur de stripare

Din bilantul matarial pe stripe rezulta:

D’i=Di+Vsi

Cantitatea de produs nestripat se calculeaza cu relatia :

F

ii

S

DD

1

'

Tabel 4.6. Procent volum stripat fata de alimentarea:

Produsul care se stripează striperali

stripatvolS

.

00

0

SF

Benzina grea 18,5 0,185

Petrol 24 0,24

Motorină 31 0,31

Păcură 21 0,21


24

Tabel 4.7. Bilanturile material pe stripere si necesarul de abur de stripare:

Flux %vol/ titei m3/h 20

4d 15

15d kg/h %vol/

produs

Abur

kg/h kmol/h

D1 12,00 67,72 0,864 0,868 5851,008 100,00

2944,348 163,575 D1' 17,39 98,14 0,856 0,860 8401,206 144,93

VSD1 5,39 30,42 0,838 0,842 2550,198 44,93

D2 22,50 126,98 0,808 0,812 10259,580 100,00

5012,171 278,454 D2' 29,61 167,07 0,794 0,798 13265,546 131,58

VSD2 7,11 40,10 0,750 0,754 3005,966 31,58

D3 6,80 38,38 0,737 0,741 2828,238 100,00

1412,578 78,476 D3' 8,34 47,09 0,734 0,738 3456,104 122,70

VSD3 1,54 8,71 0,721 0,725 627,867 22,70

D4 8,8 49,661 0,681 0,685 3381,941 100

6.2. Determinarea temperaturilor aproximative ale talerelor de culegere si a varfului

coloanei de tip „U”.

Tabel 4.8. Temperaturi aproximative pe talerele de culegere in coloana de DA

Punctele din coloană Temperatura cu care s-a

făcut aproximarea

Temperatura aproximativă a

talerului

Vârf 96,6 113

Taler Benzina grea 125 130

Taler Petrol 195 207

Taler motorină 304 290

6.3. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al motorinei , D1.

VSD1

+A1,e

t1D

1

A1,i

D1

D'1

t2D

1

BAB

i

F

nD1

nD1+1

VeD1

LVSD1

RD1+1

V

Fig.4.4. Bilanţul termic pentru calculul temperaturii pe talerul de culegere a motorinei, tD1


25

Etape de calcul:

1. Din curba VE a motorinei rezulta t 0%VE D1’ = 306°C

2. Din fig.I.8 ( p208 ), se aproximează tD1pp = 290°C

tD1+1 = 290- 290−207

6 = 276°C

3. Bilanţ termic pentru calculul temperatura pe talerul de culegere a motorinei:

Tabel 4.9.Bilant termic pe conturul III pentru verificare tD1:

Flux kg/h 15

15d t

°C

Entalpie

kcal/kg

Q

kcal/h

V' 176266 0,788 317 243,61 42940956,8

B' 323730 0,958 317 164,86 53370292,0

Abi 8448 - 300 731,43 6179135,3

LVSD1 25502 0,842 276 158,04 4030329,1

Total - - - - 106520713,2

B 276923 0,987 301 148,41 41097817,7

D1' 84012 0,860 290 164,95 13857647,3

D2 102596 0,812 290 224,55 23037455,2

D3 28282 0,742 290 231,10 6535962,7

D4 33819 0,686 290 236,34 7992790,1

ABe 8448 - 290 731,15 6176769,9

Total

- - - 98698442,9

Q RD1+1 = Qi - Qe

Q RD1+1 = 7822270,33 kcal/h

Se calculează presiunea parţială a vaporilor de motorină:

tD1 = f(t0%VE D1’,PD1) = 289 °C

5. Se compara cu tD1’pp=290°C deci tD1=290°C

1 1 1

' ' 1 1'( )DRD V B ABi LVSD B VeD D ABeQ Q Q Q Q Q Q Q Q

1 11 11 1 1 1 1 290 269

1 1 0,868 0,868

7822270,33117389,10

219,30

5 152/

,670

RDRDRD tD tD

dD dD

QQG kg h

H h H h

1 11 1 ___

1

117389,10437,96

268,04 /RD

RD

D

Gm kmol h

M

1 11 1

1 1 3 4

437,96389,33

437,96 187,04 266,81 469,3.

31210

RDD D

RD D D AB

mp

m m m m

mmHg


26

6.4. Calculul temperaturii la ieşirea din striperul cu abur pentru D1.

1. SF1 = 0,31

2. Din anexa I.5 ∆t aprox = 26 °C

3. 1 ' 290 300 10

i

o

D At t C , din anexa I.6 ∆t aprox - ∆t real = 1,5 °C

4. ∆t real = ∆t aprox – 1,5 = 24,5°C

'1

alimt 290o

Dt C 2 1 290 24,5 265,5pp o

Dt C

t4= o24,5

290 - = 283,9 C4

Se verifica t2D1 prin efectuarea unui bilant termic conform conturul IV in jurul striperului

din care iese produsul D1

Tabel 4.10. Bilantul termic pentru verificarea t2D1:

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

D1' 84012 0,860 290 164,95 13857647,3

A1 2944 - 300 731,43 2153584,3

Total

- - - 16011231,6

D1 58510 0,868

VSD1 25502 0,842 284 218,07 5561289,2

A1 2944 - 284 728,86 2146003,3

Total - - - - 7707292,5

2 1

calc

Dt = f(hD1,dD1) = 263 °C

6. Se compara cu 2 1

pp

Dt =265,5 °C deci t2D1=265 °C

6.5. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului (D2):

Etape de calcul:

1. Din curba VE a petrolului rezulta t 0%VE D2’ = 195°C

2. Din fig.I.8, se aproximează tD2pp = 207°C

tD2+1=207 130

2078

= 197,4°C

11

1 1

16011231,6 7707292,5141,9

58510/i eD

D

D D

Q QQh kcal kg

G G


27

VSD2

+A2,e

A2,i

D2

D'2

BAB

i

F

nD2

nD2+1

VeD2

LVSD2

RD2+1

A1

Fig.4.6. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului tD2

3. Bilanţ termic pentru calculul temperatura pe talerul de culegere a petrolului:

Tabel 4.9.Bilant termic pe conturul III pentru verificare tD2:

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

V' 176266 0,788 317 243,62 42940956,8

B' 323730 0,958 317 164,86 53370292,0

Abi 8448 - 300 731,43 6179135,3

A1 2944 - 300 731,43 2146003,3

L VSD2 30060 0,754 197 115,91 3484221,7

Total - -

108120609,2

B 276923 0,987 301 148,41 41097817,7

D1 58510 0,868 263 143,13 8374548,4

D2' 132655 0,798 207 115,28 15292408,8

D3 28282 0,742 207 231,10 6535876,1

D4 33819 0,686 207 236,34 7992693,7

ABe 8448 - 207 690,13 5830190,4

A1 2944 - 207 690,13 2031974,6

Total - -

87155509,7


28

Q RD2+1 = Qi - Qe = 20965099,43 kcal/h

4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de motorină grea

tD2 = f(t0%VE D2’,PD2) = 208°C

5. Se compara cu tD2’pp = 207 °C deci tD2 = 207 °C


1. SF = 0,24


3. Din anexa I.6 ∆t aprox - ∆t real = 2,5 °C

4. Calcul temperatura

∆t real = ∆t aprox - 2,5 = 21,5C

t2D2 = 207-21 = 186 °C

t4= 21,5

207 201,64

°C

5. Se verifica t2D2 prin efectuarea unui bilant termic conform conturul VI in jurul

striperului din care iese produsul D2

Tabel 4.10. Bilantul termic pentru verificarea t2D2

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

D2' 132655 0,798 207 115,28 15292408,8

A2 5012 - 300 731,43 3666052,3

Total

- - - 18958461,1

D2 102596 0,812

9830435,3

VSD2 30060 0,754 202 178,97 5379887,5

A2 5012 - 202 682,61 3421344,3

Total - - - - 8801231,8

+1RDRD2+1RD2+1 tD2 tD2+1 207 187,8

dD2 dD2 0,812 0,812

20965099,43QQG = = = kg/h

H -h H -h 319474,88

177,29 111- ,67

2 12 1 ___

2 1

319474,881601,86

199,44 /RD

RD

D

Gm kmol h

M

2 12 2

2 1 4 1

1601,86755,60

1601,86 266,8111

180.

466 ,5 93 8 ,3

RDD D

RD D A AB

mp mmHg

m m m m


29

t2D2 calc = f(hD2,dD2) = 188,9 °C

6. Se compara cu t2D2pp=187 °C deci t2D2=187 °C

6.7. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a benzinei grea (D3):

Etape de calcul:

1. Din curba VE a petrolului rezulta t 0%VE D3’ = 125°C

2. Din fig.I.8 ( [2.] ), se aproximează tD3pp = 130°C

tD3+1= 130 113130 128

8

oC

3. Bilanţ termic pentru calculul temperatura pe talerul de culegere a benzinei grea:

VSD3

+A3,e

A2,i

D'3

AB

F

nD3

nD3+1

VeD3

LVSD3

RD3+1

A2

A1

D2

D1

B

Fig.4.7. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a benzinei grea

22

2

18958461,1 8801231,899,0

102595,8/D

D

D

Qh kcal kg

G


30

Tabel 4.11.Bilant termic pe conturul VII pentru verificare tD3:

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

V' 176266 0,788 317 243,62 42940956,8

B' 323730 0,958 317 164,86 53370292,0

Abi 8448 - 300 731,43 6179135,3

A1i 2944 - 300 731,43 2153584,3

A2i 5012 - 300 731,43 3666052,3

L VSD3 6279 0,725 128 71,11 446474,7

Total - - -

108756495,5

B 276923 0,987 301 148,41 41097817,7

D1 58510 0,868 263 143,13 8374548,4

D2 102596 0,812 187 99,32 10189390,2

D3' 34561 0,738 130 70,94 2451818,1

D4 33819 0,685 130 147,43 4985989,9

ABe 8448 - 130 653,71 5522576,6

A1e 2944 - 130 653,71 1924761,6

A2e 5012 - 130 653,71 3276526,8

Total - - - - 77823429,4

Q RD3+1 = Qi - Qe = 30933066,13 kcal/h

4. Se calculează presiunea parţială a produsului care se extrage:

tD3= f(t0%VE D3’,PD3)=132°C

5. Se compara cu tD3’pp=130°C deci tD3=130°C

3+1

3 3 1

3 3

RDRD3+1RD3+1 t t 126 121

d d 0,750 0,750

QQG = = = = kg/h

H -h H -h -66,

3093

00

3066,13415651,09

143,63D D

D D

RD3+1RD3+1 ___

D3+1

415651,092748,86

151,2

Gm = = =

M1

kmol/h

3 13 3

3 1 2 1

2748,86856,15

2748,86 278,45 163,58 469114

,. =

330

RDD D

RD A A AB

mp

m m m m

mmHg


31


1. SF = 0,18


3. Din anexa I.6 ∆t aprox - ∆t real = 1,5 °C

4. Calcul temperatura

talim = t1D3 = 130oC

t2D3 = t1D3 - ∆t real =130 - 22,5=108,5°C

t4= 22,5

138 132,44

oC °C

5. Se verifica t2D3 prin efectuarea unui bilant termic conform conturul VIII in jurul

striperului din care iese produsul D3

Tabel 4.12. Bilantul termic pentru verificarea t2D3

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

D3' 34561 0,738 130 70,94 2451818,1

A3i 1413 - 300 731,43 1033201,0

Total - -

- 3485019,0

D3 28282 0,742

VSD3 6279 0,725 132 145,92 916185,7

A3e 1413 - 132 654,85 925029,6

Total

-

3451161,3

t2D3 calc = f(hD3,dD3) = 111 °C

6. Se compara cu t2D3pp = 109 °C deci t2D3=109 °C

33

3

3485019,0 1841215,258,1

282/

82

DD

D

Qh kcal kg

G


32

6.9. Calculul temperaturii la vârful coloanei:

Temperatura la vârful coloanei este temperatura la 100% distilat a produsului de vârf

(benzină usoara ) corectată la presiunea parţială din vârful coloanei.

Etape de calcul:

1. Se presupune temperatura la vârful coloanei f(t100%VE D4).

t100%VE D4= 96,6oC→tvc aprox = 113 °C

2. Se face bilanţ termic pentru determinarea cantităţii de căldură preluată de refluxul

de vârf. QRu = [Qi - Qe]

R

QC

Ver

Ven

VIII

VR

IX

H2O

D5

D3

A3

D2

A2

D1

A1

B

QB

ABQ

AB

VII

F

QF

Fig.4.8. Calculul temperaturii la vârful coloanei


33

Tabel 4.13. Bilant termic pe conturul VII pentru verificare tD4

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

V' 176266 0,788 317 243,62 42940956,8

B' 323730 0,958 317 164,86 53370292,0

Abi 8448 - 300 731,43 6179135,3

A1i 2944 - 300 731,43 2153584,3

A2i 5012 - 300 731,43 3666052,3

A3i 1413 - 300 731,43 1033201,0

Total - - - - 109343221,7

B 276923 0,987 301 148,41 41097817,7

D1 58510 0,868 301 171,68 10045224,2

D2 102596 0,812 187 99,32 10189390,2

D3 28282 0,742 109 56,92 1609946,1

D4 33819 0,685 113 139,37 4713409,1

ABe 8448 - 113 642,10 5424436,3

A1e 2944 - 113 642,10 1890557,2

A2e 5012 - 113 642,10 3218300,5

A3e 1413 - 113 642,10 907011,4

Total - - - - 79096092,9

→ QRu = 109343221,7 - 79096092,9 = 30247128,8 kcal/h

3. Se calculează cantitatea de reflux necesar:

𝐺𝑅𝐷4 =𝑄𝑅𝐷4

𝐻𝑑𝐷4

𝑡𝑉𝐶 − ℎ𝑑𝐷4

𝑡𝑖𝑅𝐷4=

30247128,8

129,37 − 15,13= 243460,85 kg/h

4

243460,85 1920,71

126,76/Ru

R

D

Gm mol h

M

4. Se calculează presiunea parţială care se extrage la vârf:

5. f(pD4,t100% VED4) AZNAIcf .tV calculat = 112 ºC

6. Se compara cu tvarf pp =113 ºC deci tvarf =113 ºC

7. Ratia de reflux : 4

1920,71

218,2,20

97Ru

D

Gr

G

44

4 1 2 3

1920,71 218,29752,00

1920,71 218,291 163110

,57 278,45 78,48 40

6.

9,33

RU DD VC

RU D A A A AB

m mp

m m m m m m

mmHg


34

6.10 Calculul cantitatea de apă de răcire din condensatorul de la vârful coloanei.

Sarcina condensatorului de la varful coloanei se determina printr-un bilant termic pe

conturul X:

Qcond = [Qi – Qe]

4

4 1 2 3 ,

dD

i D RV tV AB A A A tV VQ G G H G G G G H

4 1 2 3 .diR

e D RV tVR AB A A A iR pQ G G h G G G G t C

Unde Cp – capacitatea calorica a apei, kcal/kg. ºC Cp = 1 kcal/kg. ºC

Table 4.14. Bilalantul termic condensatorului de varf

Flux Debit

kg/h 15

15d t

°C

Entalpia

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

D4+R 277280,3 - 113 139,37 38644534,64

Abi 8448,0 - 113 642,10 5424436,33

A1i 2944,3 - 113 642,10 1890557,21

A2i 5012,2 - 113 642,10 3218300,51

A3i 1412,6 - 113 642,10 907011,40

Total

50084840,09

D4+R 277280,3

35 17,81 4938992,29

ABe 8448,0

35

295680,00

A1e 2944,3

35

103052,17

A2e 5012,2

35

175425,99

A3e 1412,6

35

49440,18

Total

5562590,64

44522249 /,45cond i eQ Q Q kcal kg

Cantitaea de apa necesara in condensatorul:

44522249 /

30

,453643391,9

17 0,944cond

apa

capa

QG kg h

te ti

Consumul specific de apă H2O

titei

364339G= = =

G 500 000

1,947,29


35

7. Calculul de dimensionare a coloanei.

7.1. Calculul diametrului coloanei.

Calculul diametrului se face ţinând seamă de sarcina de vapori şi de lichid în zona de

încărcare maximă.

2

2

CBBDC

In care VSiP

R

cFFN

VB

345,3

VSi

CR

cFF

V

Vd

VC

28,32

Dc – diametrul coloanei(m)

VR – debitul de reflux în zona cea mai încărcată a coloanei

4 4

4 4

4

4

t 20

D D 20 20 2

D D

113 3 3

D 2

R 3

R 113

D4

t - 20d = d .(1- ).

2290 - 6240d + 5965.(d )

113 - 20d = 0,681*(1- = g/cm 603 /

2290 - 6240*0,681+ 5965*(0,681)

G 243460,85V = = = m /s

d 603.3600

0,603

0,112

VC

kg m

V- debitul de vapori in zona cea mai încărcată

( )4 1 2 3

4

3

1

18 3600

277280,3 8448,0+2944,3+5012,2+1412,6 0,082.(113 273)/

126,76 18 1,419

5.36,30

00

VC ND RN AB A A A

VCD

R TG G G G G GV

M

V m s

Vc – debitul maxim admisibil de vapori(m3/s)

VC

L V

dV V

d d

dL – densitatea lichidului în condiţiile de pe taler în kg/m3

dL = d113 = 603 kg/m3

dV – densitatea vaporilor (kg/m3).

4 1 2 3

3277280,3 8448,0+2944,3+5012,2+1412,64,25 /

19,30*3600

BD Rn A A A A

V

v

V

G G G G G GGvd

V V

d kg m


36

Deci 34,25

19,30 /603

1, 34,25

6CV m s

Vd – viteza lichidului prin deversor (Vd=0,1 m/s)

Fi – factor de înecare a coloanei (Fi =0,7)

Fs – factor de spumare (Fs =1)

cV – coeficient de viteză pentru vapori(cV = 0,46)

Np – numărul de pasuri în coloană (Np = 2)

Rn – refluxul intern indus între talerul N şi N-1 (Rn = 243460,85 kg/m3)

0,112

3,345 3,345. 0,5832.0,7.1.0,46

R

P i S V

VB

N F F c

3,28 0,112 3,28*1,63

2 2. 18,810,1 0,7.1.0,46

CR

d i S V

VVC

V F F c

2 20,583 0,583 18,810

5,28

2 2

C

B B CD m

CD = 5,3 m

7.2. Calculul înălţimii coloanei.

H = h1+h2+h3+h4+h5+h6

h1 = 0,5.Dc = 0,5.5,3 = 2,65 m

a - distanţa dintre doua talere succesive , a= 0,7m

ntzF- numarul de talere din zona de fractionare, ntzF = 27

h2 = (ntzF-1).a = (27-1).0,7 = 18,2m

h3 = 3.a = 3.0,7 = 2,1m

ntzS-numarul talere din zona de stripare, ntzS = 4

b-distanta dintre 2 talere succesive , b = 0,7m

h4 = (ntzS-1).b = 2,1 m

h5 = distanţa dintre primul taler al zonei de stripare şi nivelul de produs

din baza coloanei. Aleg h5 = 2m

h6 =

4

602

c

S

tB

B

B

D

d

G


37

b

a

h1

h2

h3

h4

h5

h6

Fig.9.1 – Determinarea înălţimii coloanei.

min10S

tB = 301 °C

t 20

B B 20 20 2

B B

328 3

B 2

t-20d =d .(1- )

2290-6240d +5965.(d )

301-20d =0,983*(1- ) = 0,840g/cm

2290-6240*0,983+5965*(0,983)

6 2

276923 10

840 60 0,156.5,3

4

h m

→ H = 2,65 +18,2+2,1+2,1+2+0,16 = 27,2 m

Hcoloanei = 27,2 m


38

V. DESCRIEREA FLUXULUI PROCESULUI TEHNOLOGIC ŞI CONTROLUL

FABRICAŢIEI.

Fluxul tehnologic în coloană de DA proiectată se poate fi descris astfel

Material primă (ţiţeiul) T11 uşor încălzit la 200ºC întră în cuptor cu debit masic 500000

kg/h. Ţiţeiul se încălzeşte si la ieşire din cuptor, ţiţeiul are temperatură de 320 ºC şi presiunea

1,93 at. Ţiţeiul este alimentată în zona de vaporizare este 316ºC şi 1,65 at. Din baza coloanei se

introduce o cantitate de 8448 kg/h de abur de stripare care are temperatură de 300 ºC şi presiune

7at. Păcura stripată iese din baza coloanei sub formă de lichid la temperatură de 301 ºC, iar suma

de produse distilate va urca în continuare în coloana sub forma de vapori.

Pe talerul de culegere al motorinei uşoare, temperatura este 290ºC şi presiune 1,61at.

Motorina grea nestripată se condensează şi este scoasă din coloană şi apoi este stripată cu aburul

la striperul de motorina grea cu debit de 2944 kg/h de abur. La ieşirea striperului, se obţine

motorina grea având temperatura de 284 ºC şi cantitatea de 58510 kg/h. Vaporii stripaţi se

întoarce în coloană împreună cu abur si se condensează pe talerul de culege al motorinei grea.

Temperatura şi presiunea pe talerul de extragere al petrolului este 207 ºC şi 1,57at. De

asemenea, se obţine petrol cu cantitatea de 102596 kg/h după ce a fost stripat cu abur cu debit de

5012 kg/h. Temperatura la baza striperului de motorină uşoară este 187 ºC .

Temperatura şi presiunea pe talerul de extragere al benzinei grea este 130 ºC şi 1,52 at.

Cantitatea de abur de stripare este 1413 kg/h. Cantitatea de benzina grea obţinută la baza

striperului este 28282 kg/h având temperatura 109 ºC.

La vârful coloanei, temperatura fiind 113 ºC si presiunea fiind 1,47 at. Vaporii care ies

din colonă trec la condensator şi apoi sunt introduşi în vasul de reflux. Apă de răcire în

condensator are temperatura de intrare şi de ieşire 17ºC, respectiv 30ºC. Produsul rezultat se

întoarce în vârful coloanei ca refluxul rece şi restul este benzină. Astfel se obţine benzina la

temperatură de 35 ºC şi cu cantitatea de 33819 kg/h.

.


39

VI. MĂSURI DE PROTECŢIA MUNCII.

Pentru evitarea accidentelor în instalaţia de DA este necesar ca personalul să cunoască

foarte bine instrucţiunile generale şi speciale privind funcţionarea, securitatea tehnica şi măsurile

ce trebuie luate pentru prevenirea accidentelor, precum şi pentru prevenirea şi pentru prevenirea

ei şi combaterea incendiilor.

Toate instalaţiile trebuie să fie prevăzute cu aparatura necesară de control, de siguranţă şi

protecţie. Un control sistematic şi reparaţii făcute la timp reduc pericolul de accident.

O atenţie deosebită trebuie să se dea punerii focului la cuptoarele tubulare, deoarece

amestecul de gaze prezent in cuptor poate fi exploziv.

Este necesar ca întâi să se sufle gazele din cuptor cu ajutorul unui curent de abur, să se

introducă şomoiogul aprins şi apoi să se dea drumul arzătorului.

S-a constatat că producerea electricităţii statice este legată şi de prezenţa de impurităţi

coloidale de natură organică în masa produsului petrolier. S-au pus la punct metode pentru a se

studia în laborator încărcarea produselor petroliere cu electricitate statică.

Deschiderea aparatelor tehnologice se va putea face numai după golirea produselor

inflamabile şi toxice şi o aburire de minimum 6 ore.

La punerea în funcţiune a aparatelor tehnologice se va putea urmări ridicarea temperaturii

treptată, fără variaţie bruscă. Este obligatoriu evacuarea aerului care se va face cu abur sau cu

gaz inert.

În aparatele în acre se fac sudări, deci se lucrează cu foc, trebuie să se elimine în prealabil

gazele şi să se verifice dacă atmosfera nu este explozivă. Se vor izola cu mare atenţie legăturile

cu alte aparate.

Intrarea muncitorilor în aparatele pentru executarea lucrărilor de reparaţie cu foc sau cu

provocare de scântei este admisă numai pe baza unui permis de lucru cu foc semnat de

persoanele care deţin funcţiile indicate în permis.

În caz de incendiu se fac următoarele operaţiunii:

- se opreşte alimentarea operaţiei

- se opresc focurile la cuptoare

- se începe golirea aparatului

- se intervine asupra locului în care s-a produs incendiul, ţinându-se cont de natura

produsului petrolier (cu spumă chimică, cu gaz inert).

Măsurile de protecţia muncii si de stingerea incendiilor în cadrul instalaţiei de DA,

corelate cu măsurile moderne de combatere a efectelor nocive care acţionează asupra mediului

înconjurător fac din această activitate industrială o sursă de venit atât pentru angajaţi dar şi

pentru dezvoltarea şi progresul statului român aflat într-o perioadă de creştere economică.


40

VII. SCHEMA GENERALĂ AUTOMATIZATĂ A INSTALAŢIEI


41

CONCLUZII.

1. În cadrul acestui proiect s-a efectuat calculul tehnologic al coloanei dintr-o instalaţie de

distilare atmosferică cu o capacitate de 500 000 t/an în varianta coloanei de tip „U” cu reflux la

vârf echipată cu talere de tip supapă „Glitsch”.

2. Calculul tehnologic s-a referit la următoarele aspecte:

a) Calculul potenţialului de produse cu anumite limite de distilare fixate.

b) Stabilirea caracteristicilor acestor produse inclusiv curbele PRF şi VE.

c) Stabilirea numărului de talere pentru separarea diverselor produse pe baza

recomandărilor din literatură.

d) Calculul presiunilor în punctele importante ale coloanei (intrare coloană, pe talerele de

extragere şi la vârful coloanei).

e) Calculul temperaturilor în punctele importante din coloană (intrare coloană, zona de

vaporizare, baza coloanei, talerele de culegere, vârful coloanei, ieşiri stripere).

f) Verificarea gradului de separare între fracţiuni şi compararea lui cu cel impus la calculul

potenţialului.

g) Calculul diametrului şi al înălţimii coloanei.

Din datele obţinute rezultă că în cadrul coloanei pe tip „U” prevăzută cu reflux rece a

rezultat un diametru de 5,3 m şi o înălţime de 27,2 m, propice pentru realizarea în cât mai bune

condiţii şi cu randamente optime a fracţionării ţiţeiului şi a obţinerii produselor rezultate din ţiţei.

BIBLIOGRAFIE:

1. Suciu G., Ionescu C., Ionescu S., Ingineria Prelucrarii Hidrocarburilor vol 4., ed. Tehnica

Bucuresti 1993.

2. Onuţu I., Ionescu D., Stirimin S., Teşcan V., Besnea D., Instalaţii de proces în prelucrarea

ţiţeiului şi gazelor, Ghid de proiectare partea 1, ed. Universităţii din Ploieşti, 2004.

3. Tunescu R., Tehnologia distilarii titeiului , ed. Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1970.

4. Stratula C., Fractionarea, Principii si metode de calcul, editura Tehnica Bucuresti, 1986.


42

CUPRINS

TIPUL ŢIŢEIULUI ŞI CARACTERISTICILE DIFERITELOR FRACŢIUNI.................1

INTRODUCERE.........................................................................................................2

I. STABILIREA CONŢINUTULUI POTENŢIAL DE PRODUSE ALBE. ........................... 3

1. Trasarea curbei PRF ţiţei (procente volum distilat-temperatură) ............................................ 4

2.Stabilirea produselor obţinute şi temperaturile finale pe STAS. ............................................. 5

3. Stabilirea decalaje lor pe curba STAS între fracţiunile vecine. .............................................. 5

4. Determinarea suprapunerii pe PRF între produsele distilate. ................................................. 5

5. Corelarea temperaturii 100% distilate STAS cu temperatura 100% distilate PRF. ................ 6

6. Calculul temperaturii iniţiale pe curba PRF a produsului greu ............................................... 6

7. Calculul temperaturii de tăiere între produsul uşor şi produsul greu. ..................................... 6

8. Citirea % volum cumulat de produse distilate în curba PRF a ţiţeiului funcţie de temperatura

de tăiere. ...................................................................................................................................... 7

9. Determinarea potenţialului de produse albe. ........................................................................... 7

10.Trasarea curbei procente medii-densitate. .............................................................................. 8

II. CARACTERIZAREA PRODUSELOR ................................................................................. 9

1. Determinarea densităţilor a produselor albe ........................................................................... 9

2. Determinarea masei moleculare medii .................................................................................... 9

3. Determinarea factorului de caracterizare ................................................................................ 9

4. Bilantul material pe instalaţia da şi proprietăţile produselor ................................................. 10

5. Trasarea curbelor Ve şi Prf pentru produsele albe. ............................................................... 10

6. Trasarea curbei ve ţiţei la o atmosferă. ................................................................................. 15

III. ALEGEREA SCHEMEI TEHNOLOGICE. ..................................................................... 16

IV. CALCULUL TEHNOLOGIC AL COLOANEU DE TIP U. ........................................... 16

1. Alegerea numarului de talere. ............................................................................................... 16

2. Calculul presiunilor din coloană. .......................................................................................... 16

3. Trasarea curbelor VE ţiţei la πec şi πizv .................................................................................. 17


43

4. Calculul bilanţului de materiale în zona de vaporizare şi stripare a coloanei de da. ............ 19

5. Calculul temperaturilor in coloana de distilare de tip U ....................................................... 21

5.1. Calculul temperaturi la intrare in zona de vaporizare, tizv .............................................. 21

5.2. Calculul temperaturii titeiului la ieşire din cuptor,tec ..................................................... 21

5.3. Calculul temperaturii din baza coloanei, tb .................................................................... 22

5.4. Calculul temperaturii in zona de vaporizare, tzv ............................................................. 22

6.Calculul temperaturilor pe talerele de culegere ale produselor laterale şi la baza striperelor 23

6.1.Calculul bilantul material pe stripere si necesarul de abur de stripare ............................ 23

6.2. Determinarea temperaturilor aproximative ale talerelor de culegere si a varfului

coloanei de tip „U”. ............................................................................................................... 24

6.3. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al motorinei , D1. .................................... 24

6.4. Calculul temperaturii la ieşirea din striperul cu abur pentru D1. .................................... 26

6.5. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului D2: ....................................... 26


6.7. Calculul temperaturii pe talerul de extragere a benzinei grea D3: ................................. 29


6.9. Calculul temperaturii la vârful coloanei: ........................................................................ 32

6.10 Calculul cantitatea de apă de răcire din condensatorul de la vârful coloanei. .............. 34

7. Calculul de dimensionare a coloanei. .................................................................................... 35

7.1. Calculul diametrului coloanei. ....................................................................................... 35

7.2. Calculul înălţimii coloanei. ............................................................................................ 36

V. DESCRIEREA FLUXULUI PROCESULUI TEHNOLOGIC ŞI CONTROLUL

FABRICAŢIEI. ........................................................ 38

VI. MĂSURI DE PROTECŢIA MUNCII. ............................................................................... 39

VII. SCHEMA GENERALĂ AUTOMATIZATĂ A INSTALAŢIEI DE DA......................40

TDP Proiect 2014

Documents

Transcript of TDP Proiect 2014