UNIVERSITATEA PETROL-GAZE PLOIEŞTIFACULTATEA DE TEHNOLOGIA PETROLULUI ŞI PETROCHIMIECATEDRA INGINERIA PRELUCRĂRII PETROLULUI ŞI PETROCHIMIE

Proiect la disciplina: TEHNOLOGIA DISTILĂRII PETROLULUI

TEMA PROIECTULUI : Elaborarea anteproiectului tehnologic al unei instalaţii de distilare atmosferică

Studentă, Conducător,PISCOCI ANA -MARIA Prof. Dr. Ing. Ion ONUŢU

Date de proiectare :1.Tipul ţiţeiului şi caracteristicile acestuia: T22.Produsul obţinut în cantitate maximă: MOTORINA3.Capacitatea instalaţiei de DA (Debitul de prelucrare): 4,2*106 t/an4.Temperatura de intrare a ţiţeiului în instalaţie: 2200C5.Supravaporizat:2,56.Temperatura şi presiunea aburului: 2900C,7 atm7.Combustibil folosit la cuptoare: combustibil lichid-păcură

Se cere :1.Stabilirea conţinutului potenţial de produse albe2.Calculul proprietăţilor medii ale produselor3.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 coloană5.Sarcina termică a cuptorului tubular6.Cantitatea de apă de răcire din condensatorul de la vârful coloanei7.Bilanţul material şi termic pe coloană8.Descriere fluxului tehnologic,a controlului fabricaţiei,a măsurilor principale de protecţia muncii,consumuri şi aspecte economice9.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 Produsul principal obţinut în cantitate maximă Benzină Petrol Motorină

Benzină uşoară 102 - 135 120 – 135 120 – 135Benzină grea 205 160 205Petrol 300 300 295Motorină uşoară 360 360 360Motorină grea < 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:

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 Simboltfinal

STAS,ºC

DecalajdSTAS,ºC

tfinal

PRF,ºC

SuprapunereSPRF,ºC

ttăiere

ºC %vol cumulat

Potenţial %vol.

BenzinăUşoară

D4 13017

135 46,5

111,75

12 12

BenzinaGrea

D3 205 218 205,05

27,1 15,1

22 25,9

Petrol D2 295 312

290.25

41,9 14,8

3 43,5Motorină D1 370 393 393

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:- = 0,868 kg/m3

- % S = 0,12

Tabelul 1.2. Curba PRF

Nr. fracţiuni

Limite de distilare la 760 mmHg,0C

% vol. distilat distilate cumulate

1 30-50 2,0 2,02 50-75 1,8 3,83 75-100 3,3 7,14 100-125 4,6 11,75 125-150 5,0 16,76 150-175 4,0 20,77 175-200 4,4 25,18 200-225 4,0 29,19 225-250 5,1 34,2

10 250-275 7,1 41,311 275-310 3,4 44,712 310-340 6,4 51,113 340-370 6,6 57,714 370-400 4,9 62,615 400-430 6,2 68,816 430+ 31,2 100,0

Tabel 1.3 Curba de %med-densitate şi -densitate

Numărfracţii

% medii

1 0,645 1,0 0,6452 0,667 2,9 0,6553 0,715 5,4 0,6834 0,745 9,4 0,7075 0,769 14,2 0,7256 0,788 18,7 0,7387 0,804 22,9 0,7498 0,816 27,1 0,7599 0,829 31,6 0,769

10 0,846 42,1 0,78211 0,860 47,0 0,78812 0,876 51,9 0,79913 0,886 58,4 0,80914 0,899 64,15 0,81615 0,911 69,7 0,82516 0,977 88,4 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

tPRF, 0C tPRF, 0C tVE, 0C tVE,0C

0 30 85,0 39,0 140,010 135,0 179,0

99,0 70,030 320 249,0

90,0 61,0 50 301 310,0

85,0 56,070 354 366,0

CAPITOLUL II

2.1 CALCULUL PROPRIETĂŢILOR MEDII ALE PRODUSELOR

Pentru produsele obţinute de distilare se determină : Densitatea şi .Limitele de variaţii a densităţii pentru produsele distilate sunt :

- Benzină 0,700 – 0,780- Petrol 0,800 – 0,830- Motorină 0,850 – 0,905

Densitatea se determină din curba de % medii –densitate, citind densitatea la jumătatea intervalului corespunzător fiecărui produs.

Masa moleculară medie - .Masa moleculară medie se determină din graficul care corelează densitatea d15

15 , M , factorul de caracterizare şi temperatura medie molară de fierbere sau temperatura la 50% pe

curba PRF sau cu ajutorul relaţiei: 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:

Principalele caracteristici ale fracţiunilor distilate se prezintă în tabelul 2.1.1

Tabelul 2.1.1 Caracteristicile produselor

Produsul Simbolul t50% PRF K tBenzinăuşoară

D4 0,712 0,710 96,0 136,1 12,27 368,0

Benzinagrea

D3 0,752 0,750 136,0 155,5 12,01 407,0

Petrol D2 0,809 0,806 235,0 194,12 11,99 503,0

Motorină D1 0,893 0,880 350,0 289,0 11,73 613,0

Păcură B 0,9567 0,9567 - - --

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

Tabel 2.2.2 Curbele PRF şi VE pentru benzina grea

% vol distilate tPRF,0C tPRF, 0C tVE, 0C tVE,0C

0 84,0 34,0 4,5 140,010 118,0 145,5

20 124,0 17,0 4,0 -30 135,0 149,540 145,0 19,0 5,5 -50 154,0 154,060 166,0 16,0 4,0 -70 170,0 158,080 179,0 15,0 4,0 -90 185,0 162,0

100 218,0 33,0 10,0 172,0

% vol distilate

tPRF,0C tPRF, 0C tVE, 0C tVE,0C

0 30 2,5 0,5 53,010 32,5 53,520 50,0 27,2 9,0 -30 60,0 62,540 80,0 45 20,0 -50 105,0 102,560 117,5 17,5 7,0 -70 122,5 109,580 127,5 10,0 3,0 -90 132,5 112,5

1001 144,0 11,5 2,3 115,5

Tabel 2.2.3 Curbele PRF şi VE pentru petrol

% vol distilate

tPRF,0C tPRF, 0C tVE, 0C tVE,0C

0 168,0 29,0 4,0 216,010 197,0 221,020 203,0 16,0 4,0 -30 213,0 225,040 221,0 16,0 5,0 -50 229,0 233,060 235,5 15,0 4,0 -70 244,0 238,080 256 18,0 5,0 -90 262 244,0

100 290 28 6 265

Tabel 2.2.4 Curbele PRF şi VE pentru motorină

% vol distilate

tPRF,0C tPRF, 0C tVE, 0C tVE,0C

0 241.0 36,5 9,5 28010 278,0 297,020 287,0 20,0 5,8 -30 298,0 307,440 304,0 21,0 5,8 -50 319,0 313,260 324,0 25,0 9,6 -70 344,0 322,780 350,0 15,0 5,0 -90 360,0 327,7

100 370,o 10,0 2,0 329,7

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 M kmol/kg

Debite

% vol % g 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 HgVC =VR+(250-350) mmHgD3 =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 , mmHgNt(VC-Di) - numărul de talere între vârful coloanei şi talerul de extragere al fracţiunii DI , mmHgNZV-ZE - numărul de talere între zona de vaporizare şi zona de epuizare (stripare)ZV - presiunea în zona de vaporizare,mmHgb - presiunea în baza coloanei, mmHgec - presiunea în ieşirea din cuptor, mmHgiZV - presiunea la intrarea în zona de vaporizare

Tabelul 4.2.1 Presiunile în coloană

Locul unde se măsoară presiunea Numărul talerelor

Presiunea în mmHg Notaţie

Vas de reflux - 800 VR

Vârf coloană 25 1100 VC

Taler extragere benzină grea 14 1145 D3

Taler extragere petrol 13 1150 D2

Taler extragere motorină 8 1226 D1

Zonă de vaporizare - 1253 ZV

Baza coloanei - 1280 b

Ieşire cuptor - 1553 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 Simbol %volDebit

volumic (m3/h)

Debitmasic (kg /h)

%gr

ŢiţeiF 100,00 603,45 0.867 0.870 525000 100.00

Total distilateDi 62,20 392,66 0.815 0.811 318470 60.66

PăcurăB 37,80 210,79.7 0.983 0.979 206530 39,34

SupravaporizatL0 3.00 18,10 0.911 0.907 16410 3,13

Fracţie vapori din ţiţei în ZV

V’ 54,80 330,60 0.814 0.808 267120 50,88

Fracţie lichidă din ţiţei în ZV

B’ 45,20 272,7 0.931 0.926 294490 56,09

Lichid ieşire din ZV

LEZV 47,20 284,8 0.949 0.945 269130 51,26

Vapori stripaţiVS 9,90 59,74 0.772 0.768 45880 8,74

Abur stripare AB - - - - 5900 -

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:

3) Densitatea păcurii se determină cu relaţia:

Densitatea supravaporizatorului L0 se determină din curba de procente medii – densitate.4) Densitatea vaporilor din ţiţei la intrarea în zona de vaporizare,dv, se determină din

curba de randament – densitate sau procente medii – densitate.5) Densitatea fracţiilor lichide din ţiţeiul intrat în ZV,dB, se determină dintr-un bilanţ

masic:

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:

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. 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, t izv

Temperatura la intrarea în zona de vaporizare tiZV 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 coloanăF= V’+B’=100

V’=100 - B’B’+L0 = Lezv = B+VS

Lezv = B+VS Lezv = B+ Lezv ·SF Lezv (1- SF)=BAB=28 kg abur/m3 abur stripat.

SF se alege din grafic funcţie de raţia de abur – SF=21,0 %volum.

Din V’+B’=100 V’=100-B’ rezultă:

V’ = 52% din graficul VE la ZV : tiZV=3050 CSemnificaţia termenilor este cea menţionată anterior.

5.2.2. CALCULUL TEMPERATURII ŢIŢEIULUI LA IEŞIRE DIN CUPTOR, tec

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=3070C2) Se verifică tec prin bilanţ termic: QiZV= Qec (kcal/h)

QIzv=Qv’+ QB’=GV’’·Htizv+ GB’·htizv

Qec=Qvec+ QBec=GVec·Htec+ GBec·htec

Entalpiile produselor petroliere se determină grafic funcţie de şi temperatura fluidului sau cu relaţii ce ţin seama de starea lichidă sau de vapori a produselor.

H=(50,2+0,109·t+0,00014·t2)(4- ) – 73,8

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:

- dVec se alege din CPM – densitate cu valoarea la jumătate

1.Calculul temperaturii la ieşire din cuptorSe presupune tec=tizv+(1÷3 ⁰C)̊� =307⁰C 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= 2900C2) Se calculează, presupunând o variaţie liniară a temperaturii în zona de stripare, t4:

t4=301,250C3) Se consideră tLo= tIZV – 10 0C tLo=295 0C4) Se face un bilanţ termic pe conturul I :

QI=Qe

5) Se calculează:

Tabelul 5.2.3.1. Calculul temperaturii din baza coloanei.

Flux %vol./F Debit kg/hDebit

m3/ht, 0C

Entalpie

kcal/kg

Flux termic

kcal/h

B’ 45,20 0.931 0.926 294490 272,70 290 170,77 38550192,7

Lo 3,00 0,911 0,907 16410.00 18,10 295 172,24 38450173,74

AB, I - - - 2724,03 - 290 pp 725,49 5394337,37

B 37,80 0,983 0,979 206530.00 210,79 301,25 138,94 41239046,45

VS 9,90 0,772 0,768 45880,00 59,74 304 147,63 987522,12

AB, e - - - 2724,03 - 290 657,22 1112798,33

5.2.4. CALCULUL TEMPERATURII ÎN ZONA DE VAPORIZARE,tZV

Temperatura în zona de vaporizare a coloanei DA ,tZV se determină prin bilanţ termic pe conturul II .

Algoritmul de calcul este următorul : 1) Se presupune tZV = tİZV – (1-2 ) 0C tZV =3040C2) Se face bilanţul termic :

QI= Qe QV’’+ QVs = QV hezv

3) În funcţie de ( HV (Hezv), dV (Hezv) ) tZV =303,5 0C4) Se compară tZV pp cu tZV calc iar diferenţa admisă este de 0,5 0C

tZV pp= 304 0C tZV calc=303.5 0C

Tabelul 5.2.4.1. Calculul temperaturii în zona de vaporizare.

Flux %vol./F Debit, kg/hDebit

m3/htOC

Entalpia

Kcal/Kg

Flux termic

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 nDi 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 D I

şi până în baza coloanei pentru a se determina căldura preluată de refluxul RDi+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:

6. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de produs pe talerul DI, pDi:

unde:Di – presiunea pe talerul DI, mmHgmR(Di+1) – număr de moli de reflux care cade pe talerul de culegere al produsului DI, kmol/hmAB – numărul de moli de abur dat la baza coloanei , kmol/h;pentru D2, 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 taler8. Se compară tDi calculat cu tDi presupus.

Diferenţa admisă este 1 – 2 0CDeoarece în calculul temperaturilor pe talerele de culegere a fracţiunilor laterale intervin

fluxuri ce circulă prin stripere, este necesar calculul striperului.

Calculul striperelorÎn 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 aburRelaţiile de calcul :Di’= Di + VS(Di)

VS(Di)=Di’- Di

VS(Di)=Di’ *SF Di’ =Di + Di’* SF

Tabel 5.3 Bilanţul material pe stripere

Bilanţul termic pe striperul cu aburCalculul temperaturii în baza striperului, t2Di

Etapele de calcul1) 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.

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

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

Figura 5.3.1 Bilanţul termic pentru determinarea temperaturii tD1

Se face bilanţul termic pe conturul V din figura 5.3.1

Punctele din coloana de distilare

temperatura Temperatura aproximativa

Varf Bu t100%VE 116TalerBg t0%VE 139taler P t0%VE 221

taler M t0%ve 280

Tabelul 5.3.1.1 Bilanţ termic pe conturul V pentru verificarea temperaturii tD1

FluxulDebit, kg/h

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 5242.5 - 290 725,49 5394337,37Ieşiri

B205530 0.983 264 138,94 4123904,45

D1’ 107866,80 0.880 264 145,25 15667652,67D2 69040 0,806 264 153,44 10173005,70

D3 66210 0.750 264 159,06 9968710,21

D4 49490 0.710 264 163,48 6169300,00ABe 5242.5 - - 716,33 5326228,74

1. Se presupune tD1 în funcţie de tD1’ din graficul I.8.(îndrumar) tD’1=2640C tD1 pp=264C

2. Se calculeaza:.

cantitatea de reflux care cade pe talerul nD1:

4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de motorină

5. Se compară tD1 presupus cu tD1 calculat. Diferenţa admisă 1–2CDin nomograma AZNÎI, f(pD1 ,tD1’) tD1=264C

tD1 calc - tD1 pp=264– 264 = 0C

Calculul temperaturii în baza striperului de motorină

Striper cu abur1) În funcţie de SF se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar). taprox = 30⁰C2) 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 = 20⁰C

3) t2D1 = talim - treal=244C

4) Se verifică t2D1 din bilanţul termic

Din bilanţ rezultă

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

FluxulDebit , kg/h

Temperatura C

Entalpia, kcal/kg

Q Kcal/h 10

D1’ 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 5.3.21.Se presupune tD2 în funcţie de tD2’ din grafic I.8.(îndrumar) tD2’=210C

3.Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul nD2:

4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de D2:

Pd2=986,46mm Hg5. 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)

4) Se verifică t2D2 din bilanţul termic :

Din bilanţ rezultă

5) În funcţie de entalpie, se determină t2D2

t2D2 calc = 190C.

Tabelul 5.3.2.2 Bilanţ termic pe striperul de petrol

Fluxul Debit kg/h

Temperatura,C

Entalpia, kcal/kg

Flux termic,kcal/kg

IntrăriD2’

60328,36 0.823 210112,98

6815857,44

A2,i 1693,19 - 290 725,49 1228392,41

IeşiriD2

69044,00 0.806 192 99,36 14869433,6

VSD213808,00 0.770 205,5 176,49 2010026,45

A2,e 1698,19 - 205,5 688,49 1165774,38

Figura 5.3.3. Bilanţul termic pentru determinarea temperaturii tD3

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:

3. Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul nD3:

4. Se calculează presiunea parţială a vaporilor de D3:

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 grea1) În funcţie de SF se calculează t aproximativ (grafic I.5., anexă îndrumar)

taprox=22.5⁰C

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=16⁰C

3) t3D3 = talim - treal=124C

4) Se verifică t3D3 din bilanţul termic

Din bilanţ rezultă

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) 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, C

t 305

t 307

t 290

t 304

t 264

t 224

t2D

210

t22D

183

t 130

t 114

t 100

5.3.4 Calculul temperaturii la vârful coloaneiEtapele de calcul

1) Se presupune temperatura aproximativă la vârful coloanei în funcţie de t100% 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.)

3) Se calculează debitul masic şi debitul molar de reflux rece:

4) Se calculează presiunea parţială a vaporilor la vârful coloanei:

5) 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

D 39766658,00

D 10173005,70

D 9968710,21

D 6169300,00

Condensator 47528766.38

Atotal ieşire 408034.62

TOTAL 106185609.00

Tabel:Calculul sarcinii termice a condensatorului.

FluxDebit masic,

kg/hTemperatura, ºC

Entalpie,

kcal/kgFlux termic, kcal/h

Intrari

D 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

Iesiri

D 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

Qc=38627681,51 kcal/h

Se adoptă: t apă intrare=20 ºC;

t apă ieşire=30 ºC;

ηc=0,9;

m3/h.apa

CAPITOLUL VVERIFICAREA GRADULUI DE SEPARARE ÎNTRE FRACŢIUNILE

DISTILATEGradul 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:

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<dadmis – coloana nu poate realiza gradul de separare impus iniţial şi trebuie să se mărească numărul de talere.

CAPITOLUL VIIDIMENSIONAREA 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:

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

Rn- reflux intern(reflux indus) între talerul n şi n-1.

7.2.Calculul înălţimii coloanei

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 COSe 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 petroliereDin 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 energeticeInstalaţia 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 1970

6. Ţunescu R. ,Chimia petrolului şi proprietăţile fizico – chimice IPG Ploieşti 1979

7. Strătulă C., ’’Fracţionarea, principii şi metode de calcul’', Editura Tehnică, Bucureşti 1986.

ANEXĂ