2. 1 Материальный баланс установки

2. Расчётная часть 2. 1 Материальный баланс установки
Таблица 2.1 - Материальный баланс установки
Наименование	%масс	Т/год	Т/сут	Кг/ч	Кг/с
На фракцию	На нефть
1.Приход 1. 1 Нефть сырая				8666,6	361108,3	100,3
Итого				8666,6	361108,3	100,3
2.Расход 2.1 Нефть обессоленная 2.2Потери				8579,9 866,7	357495,8 36110,5	98,3
Итого				8666,6	361108,3	100,3
3. Приход 3.1 Нефть обессоленная				8579,9	357495,8	98,3
Итого				8579,9	357495,8	98,3

Продолжение таблицы 2.1

4. Расход (н.к. 28)°С (28-120)°С (120-180)°С (1 80-240)°С (240-300)°С (300-350)°С (350-400) °С (400-450) °С (450-480) °С (480-500) °С гудрон Потери	1,2 12,2 11,6 7,7 11,1 7,9 10,9 7,1 4,5 2,2 21,6	1,2 12,3 11,7 7,8 11,2 7,2 4,5 2,2 21,9	35521,2 364092,3 346331,7 230887,8 331531,2 213127,2 133204,5 65122,2 648261,9	104,5 1070,9 1018,6 679,1 975,1 696,5 957,7 626,8 391,8 191,5 1906,6 87,1	4353,1 44619,1 42442,6 28295,1 40628,8 29020,6 39903,3 26118,5 16324,1 7980,6 79443,8 3627,5	1,1 12,2 11,6 7,7 11,2 8,1 11,1 7,6 4,5 2,2 22,1
Итого				8579,9	357495,8	98,3

2.2 Материальный баланс аппаратов колонны К1, К2

Таблица 2.2 - Материальный баланс колонна К1

	Выход % масс	Т/год	Т/сут	Кг/ч	Кг/с
ООН			8579,9	357495,8	98,3
Итого			8579,9	357495,8	98,3
Газ до 28°С	2,2	65122,2	191,5	7979,1	2,2
Бензин 28- 120°С	12,3	364092,3	1070,9	44619,1	12,2
Полуотбензиненная Нефть 120-к.к°С	85,5	2530885,5	7443,8	310158,3	86,2
Итого			8579,9	357495,8	98,3

Таблица 2.3 - Материальный баланс колонны К-2

Статьи баланса	Выход % масс	Т/год	Т/сут	Кг/ч	Кг/с
	На нефть	На процесс
Приход: Полуотбен.			2530885,5	7443,8	310158,3	86,2
нефть 120-к.к.°С
Итого			2530885,5	7443,8	310158,3	86,2
Получено:
(120-1 80)°С	11,7	13,4 7,	339138,6	997,4	41558,3	11,6
(180-240)°С	7,8	8,9	225248,8	662,4		7,7
(240-300) °С (300-350) °С	11,2	12,8 9,1	323953,3 230310,5	952,8 677,3	28208,3	11,2 8,1
(>350)°С	48,3	55,5	1404641,4	4131,2	172133,4	47,6
Итого			2530885,5	7443,8		86,2

2.3 Технологический расчет аппарата: колонны К-2

Принимаем давление на входе в колонну 0,18 МПа, насадки клапанные трапецевидные

Гидравлическое сопротивление клапанной тарелки 0,0005 МПа.

Расход водяного пара, подаваемого вниз колонны сост. 2 % на сырье.

G в.п. – 86,2 * 0, 02 = 1,724 кг/с

Расход пара из отпарной колонны подступает в секцию боковых погонов

2% на дистиллят.

В секцию Л.Д.Т.

G в.п.=11,2*0,02=0,244кг/с

В секцию Т.Д.Т.

G в.п.=8,1*0,02=0,162кг/с

В секцию керосиновой фракции.

G в.п. = 8,1*0,02=0,162кг/с

Парц. давление паров керосина рассчитывается по формуле:

, (2.1)

Пк =0,18 + 0,0005 * 11 =0,185МПа.

Парц. давление Л.Д.Т.

П_Л.Д.Т.=0,18+0,0005*22=0,191 МПа

Парц. давление Т.Д.Т.

П_Т.Д.Т.=0,18+0,0005*33=0,196

,

Рк= 0,033МПа=33кПа

,

Рл.д.т.= 0,043МПа=43кПа

,

Рл.д.т.= 0,035МПа=35кПа

Строим ОИ при парц. давлении и по начал ОИ определяем T выв.

Т выв. = 190 С

Парц. давление паров бензина

,

Р т.б.= 0.074МПа = 74КПа

П т.б = 0,18-0,00074*1=0,1792МПа

Строим ОИ при парц. давления и по началу ОИ определяем Т выв.

Т выв.=146 С

Температурный режим колонны

Таблица 2.4 - разгонка бензиновой фракции

	Предел выкипания	% на нефть	% на фракцию суммарно
	отдельно	суммарно
120-130	1,9	1,4
130-140	1,8	3,7
140-150	1,6	5,3
150-160	1,7
160-170	1,9	8,9
170-180	1,7	10,6
Итого	10,6	-	-
Таблица 2.5 - разгонка керосиновой фракции
	Предел выкипания	% на нефть	% на фракцию суммарно
		отдельно	суммарно
	180-190	1,3	1,3
	190-200	1,4	3,5

Продолжение таблицы 2.5

200-210	1,5	5,1
210-220	1,5	6,6
220-230	1,5	8,2
230-240	1,6	9,8
Итого	9,3	-	-

Таблица 2.6 – разгонка лёгкой дизельной фракции

Предел выкипания	% на нефть	% на фракцию суммарно
отдельно	суммарно
240-250	1,2	1,2
250-260	2,2	3,4
260-270	2,2	5,6
270-280	1,2	6,8
280-290	2,2
290-300	2,2	11,2
Итого	11,2	-	-

2.3.1 Расчет колонны К2

Тепловой баланс секции Т.Д.Т.

Взято
Продукт	Т.К°	G кг/с	I кДж/кг	Q Квт
Паровая фаза		-	-	-
Бензинов		10,6	1197,7	12695,6
Керосинов		6,7	1130,1	7571,7
Л.Д.Т.		10,2	1107,4	11295,5
Т.Д.Т.		7,1	1107,4	7862,5
Жидкая фаза - мазут		51,6	2891,1	43792,9
Водяной пар		1,724	2891,1	4984,2
Итого	-		-	88202,4
Получено
	T.K°	G кг/с	I Кдж/кг	Q квт
Мазут		47,6	789,7	37589,7
Паровая фаза		-	-	-
Бензинов		11,6	1111,4	12892,2
Керосинов		7,7	1047,6	8066,5
Л.Д.Т.		11,2	1026,4	11495,7
Т.Д.Т.		8,1	1026,4	8313,8
Водяной пар		1,724	2185,3	3767,5
Итого	-		-	82125,4

Тепловой баланс секции Л.Д.Т.

Взято
Продукт	Т.К°	G кг/с	I кДж/кг	Q Квт
Паровая фаза		-	-	-
Бензинов		11,6	1111,4	12892,2
Керосинов		7,7	1047,6	8066,5
Л.Д.Т.		11,2	1026,4	11495,7
Жидкая фаза – Т.Д.Т.		8,1	798,2	6465,4
Водяной пар		1,724	2891,1	4984,2
Итого	-		-
Получено
	T.K°	G кг/с	I Кдж/кг	Q квт
Т.Д.Т.		8,1	633,9	5134,6
Паровая фаза		-	-	-
Бензинов		11,6	949,4
Керосинов		7,7	892,8	6874,6
Л.Д.Т.		11,2	873,9	9787,7
Водяной пар		1,886	1970,5	3716,1
Итого	-		-

Таблица 2.8 - Тепловой баланс секции керосиновой фракции

Взято
Продукт	Т.К°	G кг/с	I	Q
Паровая фаза
Бензиновая		11,6	949,4
Керосиновая Водяной пар Жидкая фаза		7,7 1,886	892,8 2891,1	6874,6 5452,6
Л.Т.Д.		11,2	633,9	7099,8
Итого	-		-
Получено
Продукт	T.K°	G кг/с	I	Q
Паровая фаза
Бензиновая		11,6	801,4	9296,3
Керосиновая		7,7	751,5	5786,5
Жидкая фаза Л.Д.Т.		11,2	470,6	5270,7
Водяной пар		2,11	1910,3	4030,5
Итого	-		-

Таблица 2.9 - Тепловой баланс секции бензиновой фракции

Взято
Продукт	Т.К°	G кг/с	I кДж/кг	Q квт
Паровая фаза
Бензиновая		11,6	801,4	9296,2
Водяной пар		2,11	2891,1	6100,3
Жидкая фаза-Керосин		7,7	485,2	3736,5
Итого	-	-	-
Получено
Продукт	Т.К°	G кг/с	I кДж/кг	Q квт
Паровая фаза
Бензиновая		11,6	667,6	7744,2
Жидкая фаза
Керосиновая		7,7	320,7	2469,4
Водяной пар		2,295	1852,7	4251,4
Итого	-	-	-

₃₌4668,8кВт

В бензиновой секции избыток тепла Q₃ следует снимать острым орошением, количество которого составляет:

_,

Где и энтальпия при температуре соответственно вывода и ввода острого орошения.

В секциях дизельного топлива и керосиновой фракции тепло следует сни­мать циркуляционным орошением, количество такого состоит:

,

Где и энтальпии при температуре вывода и ввода циркуля­ционного орошения.

В секциях керосина топлива и керосиновой фракции тепло следует снимать циркуляционным орошением, количество такого состоит:

.

где и энтальпии при температуре вывода и ввода циркуляционного орошения.

Определение размеров колонны

Объёмный расход паров определяется по формуле:

Где Т – температура системы, К

Р – давление

Gi – расход компонента Кг/с

Mi – молекулярная масса компонента

Определения опасного сечения аппарата в питательной части:

/с

Допустимая скорость скорость паров определяется по формуле

,

Где К – коэффициент

Рж – абсолютная плотность, кг/м³

Рn – абсолютная плотность пара, кг/м³

,

Диаметр нижней части колонны равен ½ диметра питательной части

Расчёт диаметра колонны

Диаметр колонны определяют в зависимости от объемного расхода паров допустимой скорости в свободном сечении колонны

,

где V- Объем паров, м³/с,

- допустимая линейная скорость движения паров м/с

,

D= 4,2м

Расчет высоты колонны

Высота колонны зависит от числа и типа ректификационных тарелок, а так же от расстояния между ними.

Принимаем расстояние между тарелками 0,6м. Расчет ведется по формуле:

Н=h₁+h₂+hз+h₄+h₅+h_б-h₇ (2.10)

где - расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем колонны,

h₁ - принимаем равной ¹/₂ диаметра, м

h₂ -высота концентрационной части колонны, м

h₃ -высота питательной секции, м

h₄ -высота отгонной части, м

h₅ – высота слоя жидкости внизу колонны, м

h_{6 –} высота между нижним днищем колонны, м

h₇ – высота постамента колонны, м

h₁= 2,1м

h₂= определяется по формуле:

h₂=(N_p-1)*h_T, м

Где Np - число тарелок в концентрационной части колонны

h_T - определяется как расстояние между тарелками

h₂= (20-1)*0,6=11,4м

h₃ - определяется как расстояние между тремя тарелками

h₃=h*3,м

h₃=0,6*3=1,8 м

h₄ - определяется по формуле:

h₄ =(N_p-1)*h_T, м

h₄=(4-1)*0,6=1,8м

h₅ - принимается из практических данных 1,5м

h₅=l,5 м

h₆- определяется исходя из запаса остатка на 600 сек.

где F - площадь поперечного сечения колонны.

F= 13,8 м

V - объем остатка, м^З

V=

V= 38,6

h₆= =2,7м

h₇ – принимаем 4м

H= 2,1+11,4+1,8+1,8+1,5+2,7+4=25,3м

2.4 Расчёт теплообменного аппарата

Определяем конечную температуру нефти из уравнения теплового баланса [1, с.95]:

, (2.1)

где i_T1, i_T2 – энтальпия дизеля при начальной и

конечной температурах, кДж/кг;

i_t1, i_t2 – энтальпия Покровской нефти при начальной и

конечной температурах, кДж/кг;

η – коэффициент использования тепла, равный 0,93-0,95, принимаем

0,95 [1, с.97].

Пересчитываем относительные плотности теплоносителей с на

м = 0,843 [2, с.464]:

н = 0,8469 [2, с.438]:

= +5α (2.2)

где α – средняя температурная поправка плотности на 1˚ [3, с.35]:

м = 0,965+5·0,000686= 0,968

н = 0,8621+5·0,000554 = 0,865

Определим конечную температуру нефти из уравнения теплового баланса

i_t2

Этой энтальпии соответствует конечная температура нефти 529К

Тепловая нагрузка теплообменника определяется по формуле

(2.3)

Средний температурный напор ∆Т_ср в теплообменнике определяется по формуле Грасгофа, имея в виду, что в аппарате осуществляется противоток теплоносителей по схеме

∆t_мах = 100К ∆t_min = 13К

(2.4)

Предполагаемая поверхность теплообмена F, м² определяется по формуле [1, с.98]

(2.5)

где К – коэффициент теплопередачи, Вт/м²К

Принимаем по практическим данным К = 280 Вт/м²·К

= 251 м²

По каталогу выбираем стандартный двухходовой теплообменный аппарат со следующими размерами

Поверхность теплообмена F=428м²

Внутренний диаметр кожуха Д_в=800 мм

Длина труб L=6000мм

Диаметр трубок 20х2 мм

Площадь проходного сечения трубного пучка S_тр = 106х10^{-3 м2}

Площадь проходного сечения между перегородками S_попер = 18х10^{-2 м2}

Площадь проходного сечения в вырезе перегородки S_прох = 11,5х10^{-2 м2}

Число ходов – 2

Трубы расположены по вершинам квадратов

2.4.1 Определение коэффициента теплопередачи

Коэффициент теплопередачи определяется по формуле

, (2.6)

где - коэффициент теплоотдачи мазута, Вт/м²·К

- термическое сопротивление загрязнений со стороны

мазута, м²·К /Вт;

- толщина стенки, 0,002м;

- коэффициент теплоотдачи нефти, Вт/м²·К

- термическое сопротивление загрязнений со стороны нефти,

м²·К /Вт

Определим коэффициент теплоотдачи мазута

Средняя температура Т_ср1 определяется по формуле [1, с.99]:

, (2.7)

где Т₁ – начальная температура мазута, К;

Т₂ – конечная температура мазута, К.

Коэффициент теплопроводности [1, с.99]:

(2.8)

Теплоемкость С_ср1, кДж/кг · К [1, с.99]:

(2.9)

Относительная плотность [1, с.99]:

(2.10)

Кинематическая вязкость ν определяется по формуле Гросса [1, с.99]:

, (2.11)

где n – коэффициент

Т₁ = 323 К

Т₂ = 293 К

Решив формулу относительно n, при известных ν₁ и ν₂, получим:

(2.12)

Кинематическая вязкость для дизеля при 323 К определяется из уравнения:

Секундный объем жидкости равен

(2.13)

м³/с

Определить линейную скорость продукта [2, с. 162]

(2.14)

Критерий Рейнольдса Re определяется по формуле[1, с.100]:

(2.15)

Режим движения переходный, значит, величина α₁ рассчитывается по формуле

(2.16)

Критерий Прандтля рассчитывается по формуле:

(2.17)

Тогда:

Вт/м²·К

Определим коэффициент теплоотдачи нефти, которую направим по межтрубному пространству.

Средняя температура Т_р2, К:

(2.18)

Коэффициент теплопроводности λ_ср2, Вт/м·К

Вт/м·К

Теплоемкость.

Относительная плотность

Кинематическая вязкость определяется аналогично предыдущему расчету:

ν₁ = 13,68 м²/с [2, с.438]

ν₂ = 4,46м²/с

Т₁ = 383 К

Т₂ = 396 К

ν₄₉₆ = 1,06 м²/с

Секундный объем жидкости равен

(2.19)

Определить линейную скорость продукта [2, с. 162]

(2.20)

Определяем эквивалентный диаметр по уравнению [1, с. 99]

(2.21)

где nm – число труб, шт

D – внутренний диаметр кожуха

(2.22)

=530 шт

(2.23)

м

Критерий Рейнольдса (Re) определяется по формуле[1, с.100]:

(2.24)

Режим движения турбулентный, значит, величина α₂ рассчитывается по формуле [3, с.244]:

(2.25)

Критерий Прандтля рассчитывается по формуле:

(2.26)

Тогда:

=1750Вт/м²·К

Определяем коэффициент теплопередачи К

Принимаем, что термические сопротивления загрязнений составляют:

со стороны нефти 0,001 м²·К /Вт; [5,с.134]

со стороны дизеля 0,002 м²·К /Вт;

= 158 Вт/м²·К

Определяем среднюю разность температур

Для принятой схемы индекс противоточности равен Р=0,95 [1, с. 99]

(2.27)

(2.28)

Средняя арифметическая разность температур равна

(2.29)

Большая и меньшая разность температур

(2.30)

(2.31)

Средняя разность температур

(2.32)

2.2.4 Определение поверхности теплообмена

Определяем наблюдаемую поверхность теплообмена

, (2.33)

Вывод: таким образом, необходимо 4 теплообменных аппарата с поверхностью 428 м².

Таблица 2.7-разгонка тяжёлой дизельной фракции

Предел выкипания	% на нефть	% на фракцию суммарно
отдельно	суммарно
300-310	2,1	2,1
310-320	1,2	3,3
320-330	1,1	4,4
330-340	1,3	5,7
340-350	2,3
Итого		-	-

Дата добавления: 2015-08-27