6.2.10. Выбор числа и расхода циркуляционных орошений

Применение циркуляционных орошений позволяет уменьшить поверхность конденсаторов-холодильников (меньшее количество теплоты снимается острым орошением), более равномерно распределить паровую нагрузку тарелок по высоте сложной колонны и тем самым обеспечить оптимальную величину КПД тарелок. При этом очень важным является правильное распределение потоков циркуляционных орошений для равномерного снятия избыточной теплоты в колонне.

При проектировании сложных колонн необходимо в секциях, где предусматривается циркуляционное орошение, дополнительно устанавливать 2-3 тарелки, на которых будет осуществляться подогрев циркулирующей флегмы до рабочих температур в колонне.

Определим тарелки в колонне, с которых будем забирать и на которые будем возвращать после охлаждения циркуляционные орошения.

В нашем примере первое (верхнее) циркуляционное орошение (ЦО 1) отбирается с 30 (счет снизу) и возвращается на 31 тарелку, второе циркуляционное орошение (ЦО 2) - с 20 на 21, третье циркуляционное орошение (ЦО 3) - с 10 на 11 (см. рис. 6.13).

Схема расположения циркуляционных орошений и нагруженных сечений в основной ректификационной колонне К-2

Рис. 6.13.

Температура вывода циркуляционных орошений определяется суммой температуры вывода бокового погона и величиной перепада температуры на одну тарелку (t)

t _цоi = t_i + 2  t_i,

где t_цоi - температура вывода циркуляционного орошения, ^оС;

t_i - температура вывода соответствующего бокового погона, ^оС;

t_i - перепад температуры на одну тарелку, ^оС.

t₁ = ^оС,

t₂ = ^оС,

t₃ = ^оС,

Температуры вывода циркуляционных орошений:

t_вывцо1 = 189 + 2  4,1 ≈ 197 ^оС,

t _вывцо2 = 230 + 2  5,6 ≈ 241 ^оС,

t _вывцо3 = 286 + 2  8,1 ≈ 302 ^оС

Температуру ввода циркуляционных орошений в колонну примем равным:

t_{вв. ц.о.1} = 130 ^оС,

t_{вв .ц.о.2} = 160 ^оС,

t_{вв .ц.о.3} = 220 ^оС,

Рассчитаем расход циркуляционных орошений: Q = Q₁ + Q₂ +Q₃

где Q_i - тепло, снимаемое i-м циркуляционным орошением, кДж/ч.

Q = Q_прих – Q_расх = 98,9  10³ – 91,5  10³ = 7,4  10³ кДж/кг.

Тепло, снимаемое циркуляционным орошением, находится по формуле

Q_i = g_цо  (h_{t выв. цо} – h_{t вв. цо}),

где g_цо - расход циркуляционного орошения, кг;

h_{t выв. цо} - энтальпия циркуляционного орошения, выводимого из колонны, кДж/ч;

h_{t вв. цо} - энтальпия циркуляционного орошения, вводимого в колонну, кДж/ч.

Q₁ = g_цо1  (h₁₉₇ – h₁₃₀) = g_цо1  (446– 278),

Q₂ = g_цо2  (h₂₄₁ – h₁₆₀) = g_цо2  (555 – 344),

Q₃ = g_цо3  (h₃₀₂ – h₂₂₀) = g_цо3  (717 – 489).

Значения энтальпии рассчитываются по формуле .

Примем, что расход циркуляционных орошений одинаков по массе, тогда

11,8  10³ = g_цо  (446– 278) + g_цо  (555 – 344) + g_цо  (717 – 489)=607  g_цо.

Отсюда g_цо = 16 кг/ч.

Q₁ = 16  (446– 278) = 2,7  10³ кДж/ч;

Q₂ =16  (555 – 344) = 3,4  10³ кДж/ч;

Q₃ =16  (717 – 489) = 3,6  10³ кДж/ч.

6.2.11. Расчет диаметра и высоты колонны

Диаметр колонны рассчитываем с учетом максимальной нагрузки по парам и жидкости. Для определения нагрузки рассматриваем несколько сечений колонны (рис. 6.10-6.14)

Расчет нагрузки колонны по парам и жидкости в сечении I-I - сечение под верхней тарелкой.

Составляем материальный баланс по парам и жидкости в сечении I-I. Нагрузка по парам

G_I-I = G_100-180 + g_гоо,

где G_I-I - поток паров, проходящий через сечение I-I, кг;

G_100-180 - количество паров фракции 100-180^оС, G_100-180 = 15,9 кг (см. табл. 6.14).

Эскиз сечения I-I

Рис. 6.14.

Нагрузка по жидкости

g_I-I = g_гоо,

где g_гоо - расход горячего орошения, возникающего от острого орошения, кг. Это орошение образуется в результате контакта паров, поднимающихся по колонне с острым орошением в верхней части колонны. Пары частично конденсируются, образовавшаяся флегма и является горячим от острого орошения. Ее количество определяют по формуле

,

где g_гоо - расход горячего от острого орошения, кг;

H_верх - энтальпия паров в верху колонны, кДж/кг;

- энтальпия жидкой фазы потока острого орошения, кДж/кг ;

- энтальпия паровой фазы потока при температуре в сечении I-I, кДж/кг;

- энтальпия жидкой фазы потока при температуре в сечении I-I, кДж/кг;

Температуру в сечении I-I (сечении под верхней тарелкой) найдем из уравнения

t_I-I = t_верха + t,

где t = = = 3 ^оС.

t_I-I = 156 + 3 = 159 ^оС

.

Для фракции 100-180 ^оС (=0,748, = 0,752)

Н₁₅₂ = 651 кДж/кг; h₃₀ = 60 кДж/кг;

Н₁₅₅ = 658 кДж/кг; h₁₅₇ = 359 кДж/кг;

g_оо = 29,8 кг (табл. 6.14)

= 62,9 кг

G_I-I = 15,9 + 62,9 = 78,8 кг.

g_I-I = g_гоо. = 62,9 кг.

где g_I-I - поток жидкости, проходящий через сечение I-I, кг;

Сечение II-II - сечение между вводом и выводом первого циркуляционного орошения

Составим материальный баланс по парам и жидкости в сечении II-II.

Нагрузка по парам:

G_II-II = G_100-180 + G_180-230 + + g_гцо1,

где G_II-II - поток паров, проходящий через сечение II-II, кг;

G_180-230 - расход паров фракции 180-230 ^оС, G_180-230 = 11,2 кг (см. табл. 6.5).

- расход флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 180-230 ^оС, кг. Принимаем, что количество флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 180-230 ^оС остается постоянным до тарелки вывода фракции 230-280 ^оС, изменяется только ее состав. = 22,4 кг (см. п. 6.2.8.1).

g_г.ц.о.I – расход горячего орошения, возникающего от первого циркуляционного орошения, кг.

Эскиз сечения II-II

Рис. 6.15.

,

где Q₁ - тепло, снимаемое первым циркуляционным орошением (ЦО1), кДж/ч;

Q₁ = 2,7  10³ кДж/ч,

Н_t и h_t - энтальпия паров и жидкости ЦО1 при температуре t=197 ^оС.

Условно принимаем, что плотность ЦО1 равна плотности фракции 180-230 ^оС (=0,794, = 0,798).

Энтальпии паров и жидкости ЦО1 равны Н₁₉₃ = 725 кДж/кг, h₁₉₃ = 446 кДж/кг.

= 9,7 кг

G_II-II = 15,9+11,2+22,4+9,7 = 59,2 кг.

Нагрузка по жидкости:

g_II-II = + g_цо1 + g_гцо1,

где g_II-II - поток жидкости, проходящий через сечение II-II, кг;

g_цо1 - расход ЦО1, кг/ч; g_цо1 = 16 кг.

g_II-II = 22,4+16+9,7=48,1 кг.

Рассчитывать нагрузку в сечении над тарелкой вывода ЦО1 нет смысла, поскольку это сечение имеет нагрузку по парам такую же, а по жидкости меньше на g_цо1, чем рассмотренное сечение.

Сечение III-III – над тарелкой вывода второго циркуляционного орошения.

Составим материальный баланс по парам и жидкости в сечении III-III.

Нагрузка по парам:

G _III-III = G_100-180 + G_180-230 + G_230-280 + + g_гцо2,

где G_III-III - поток паров, проходящий через сечение III-III, кг;

G_230-280 - расход паров фракции 230-280 ^оС, G_230-280 = 9,9 кг (см. табл. 6.5);

- расход флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 230-280 ^оС, кг. Принимаем, что расход флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 230-280 ^оС, остается постоянным. = 19,8 кг (см. п. 6.2.8.1);

g_гцо2 – горячее орошение, возникающее от второго циркуляционного орошения, кг.

,

где Q₂ - тепло, снимаемое вторым циркуляционным орошением (ЦО2), кДж/ч;

Q₂ = 3,4  10³ кДж/ч;

Н_t и h_t - энтальпия паров и жидкости ЦО2 при температуре t = 241 ^оС.

Условно принимаем, что плотность ЦО2 равна плотности фракции 230-280 ^оС (=0,825, = 0,829).

Эскиз сечения III-III

Рис. 6.16.

Энтальпии паров и жидкости ЦО2 равны

Н₂₄₁ = 814 кДж/кг; h₂₄₁ = 555 кДж/кг;

= 13,1 кг.

G_III-III = 15,9+11,2+9,9+19,8+13,1 = 69,9 кг.

Нагрузка по жидкости:

g_III-III = + g_цо2 + g_гцо2,

где g_III-III - поток жидкости, проходящий через сечение III-III, кг.

g_III-III = 19,8+16+13,1 = 48,9 кг.

Сечение IV-IV – над тарелкой вывода третьего циркуляционного орошения.

Составим материальный баланс по парам и жидкости в сечении IV-IV.

Нагрузка по парам:

G _IV-IV = G_100-180 + G_180-230 + G_230-280 + G_280-350 + + g_гцо3,

где G _IV-IV - поток паров, проходящий через сечение IV-IV, кг;

G_280-350 - расход паров фракции 280-350 ^оС, G_280-350 = 13,8 кг (см. табл. 6.5);

- расход флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 280-350 ^оС, кг. Принимаем, что количество флегмы, стекающей с тарелки вывода фракции 280-350^оС, остается постоянным.

= 27,6 кг (см. п. 6.2.8.1);

g_гцо3 – расход горячего орошения, возникающее от третьего циркуляционного орошения, кг.

,

где Q₃ - тепло, снимаемое третим циркуляционным орошением (ЦО3), кДж/ч;

Q₃ = 3,6  10³ кДж/ч;

Н_t и h_t - энтальпия паров и жидкости ЦО3 при температуре t = 302 ^оС.

Условно принимаем, что плотность ЦО3 равна плотности фракции 280-350 ^оС

(=0,856, = 0,859). Энтальпии паров и жидкости ЦО3 равны

Н₃₀₂ = 952 кДж/кг; h₂₉₃ = 717 кДж/кг;

= 15,3 кг.

Эскиз сечения IV-IV

Рис. 6.17.

G _IV-IV = 15,9+11,2+9,9+13,8+27,6+15,3 = 93,7 кг.

Нагрузка по жидкости:

g _IV-IV = + g_цо3 + g_гцо3,

где g _IV-IV - поток жидкости, проходящий через сечение IV-IV, кг.

g _IV-IV = 27,6+16+15,3 = 58,9 кг.

Сечение V-V - сечение в зоне питания

Составим материальный баланс по парам и жидкости в сечении V-V.

g_с + g_фл280-350 = g_м + G_низ;

откуда

G_низ = g_с + g_фл280-350 - g_м = L (1-ē_р) + g_фл280-350- g_м

G_низ =100(1 - 0,509) + 27,6 - 49,2 = 27,5 кг.

где L = 100 кг, расход на входе в колонну кг;

Нагрузка по парам:

G _V-V = G_с + G_низ,

где G_с – количество паров, поступивших в колонну с сырьем, кг;

G_с = L ē_р = 100  0,509 = 50,9 кг.

G _V-V = L ē_р + g_с + g_фл280-350 – g_м = L ē_р + L (1-ē_р) + g_фл280-350 – g_м=

= L + g_фл280-350– g_м;

g_м - расход мазута, кг.

G _V-V = 100 + 27,6 – 49,2 = 78,4 кг.

Нагрузка по жидкости:

g _V-V = L  (1 – ē_р) + g_фл280-350,

где ē_р - массовая доля отгона.

g _V-V = 100  (1 – 0,509) + 27,6 = 76,7 кг.

Эскиз сечения V-V

Рис. 6.18.

В табл. 5.15 представлены нагрузки по парам и жидкостям в различных сечениях колонны.

Таблица 5.15

Нагрузки по парам и жидкостям в различных сечениях колонны.

Сечение	Нагрузка сечения, кг
	По парам	По жидкости
I-I	78,8	62,9
II-II	59,2	48,1
III-III	69,9	48,9
IV-IV	93,7	58,9
V-V	78,4	76,7

Определение диаметра основной колонны.

Диаметр колонны рассчитываем в трех сечениях:

-сечение I-I под верхней тарелкой;

-сечение IV-IV –самое нагруженное;

-сечение V-V сечение в зоне питания.

Сечение колонны определяем по формуле

,

где V_п – объемный расход паров в рассчитываемом сечении колонны, м³/с;

W_д – допустимая скорость паров в рассчитываемом сечении колонны, м/с.

Объемный расход паров в рассчитываемом сечении определяем по уравнению

,

где G_H и Z – расход нефтяных и водяных паров, кг/ч;

М_Нi­­­ – молярные массы нефтепродукта кг/кмоль;

18 – молярная масса воды;

t – температура в рассчитываемом сечении, ^оС;

Р – давление в рассчитываемом сечении, МПа;

k – коэффициент пересчета со 100 кг сырья на реальную загрузку колонны. Он определяется по уравнению

,

где k - коэффициент пересчета, кг/100 кг;

G_с - расход сырья, кг/ч. G_с = 944092 кг/ч (см. табл. 6.5).

Допустимую скорость паров определяем по уравнению

W_Д = 0,85  10^-4  С  ,

где С – коэффициент, величина которого зависит от конструкции тарелок и расстояния между ними. Его величину определяем по формуле

С = КС₁ – С₂( - 35),

где К – коэффициент, который зависит от типа тарелок. Так для клапанных тарелок К = 1,15;

С₁ – коэффициент, зависящий от расстояния между тарелками.

Примем расстояние между тарелками равным 600 мм. С₁ = 750 ;

С₂ - коэффициент, равный 4 для клапанных тарелок;

 - коэффициент, учитывающий влияние жидкостной нагрузки на допустимую скорость паров. Определим его по формуле

,

где n - число сливных устройств на тарелке;

W_c – нагрузка колонны по жидкой фазе в рассчитываемом сечении, м³ч.

Нагрузку колонны по жидкой фазе находим из соотношения

W_c =,

где g – нагрузка по жидкости в рассчитываемом сечении, кг;

_ж - плотность жидкой фазы при температуре рассматриваемого сечения, г/см³. Она находится из выражения:

= - (t - 20).

_п – плотности пара, кг/м³. Определяется по формуле

.

Диаметр колонны определяется по формуле:

d = = ,

Высоту подпора жидкости над сливной перегородкой рассчитываем по формуле:

или ,

где h - высота подпора жидкости над сливной перегородкой, мм.

Высота подпора слива не должна превышать 50 мм.

l - периметр слива (длина сливной перегородки).

Длина сливной перегородки может быть рассчитана по формуле:

l = (0,75-0,8)  d.

где d - диаметр колонны в рассматриваемом сечении, м.

Расчет диаметра колонны в сечении I – I

G_I-I = 15,9+ 62,9 = 78,8;

Z_I-I = 1,702 кг.

g_I-I = 62,9 кг.

P_общI-I=P_верха+∆P_т.

P_общI-I=0,14 +0,00066=0,14066.

= 52,26 м³/с.

=-(156–20) = 0,748–0,000841(156–20) = 0,63 г/см³ = 630 кг/м³.

= 4,04 кг/м³.

W_c = = = 942,6 м³ч.

Принимаем n=4

=

== 36,9.

С =1,15  750 – 4  (36,9 – 35) = 854,9.

W_д = 0,85  10^-4 854,9 = 0,905 м/с.

d = = = 8,58 м.

Принимаем d=8,6 м.

W_факт ==0,9.

W_факт < W_д , следовательно диаметр выбран верно.

= = 0,032 м = 32 мм.

Расчет диаметра колонны в сечении IV-IV

G_IV-IV = 93,7 кг;

Z = 0,984 кг.

g_IV-IV = 58,9 кг.

P_общIV-IV = P_280-350 + ∆P_т.

P_общIV-IV = 0,161 +0,00066 = 0,16166.

= =40,57 м³/с.

= 0,856- 0,000699  (302 - 20) = 0,66 г/см³ = 660 кг/м³.

= 6,12 кг/м³.

Wc = = = 842,5 м³ч.

Принимаем n=2

= 68,2

С = 1,15  750 - 4  (68,2 - 35) = 729,7

W_Д = 0,85  10^-4 729,7 = 0,641 м/с

d = = 8,98 м.

Принимаем d=9 м.

W_факт ==0,638.

W_факт < W_д , следовательно диаметр выбран верно.

= = 0,046 м = 46 мм.

Расчет диаметра колонны в сечении V –V

G_V-V = 78,4 кг;

Z = 0,984 кг.

g_V-V = 76,7 кг.

P_общIV-IV = P_низ + ∆P_т.

P_общIV-IV = 0,166 +0,00066 = 0,16666.

= =38 м³/с.

= 0,917 - 0,00062  (351 - 20) = 0,71 г/см³ = 710 кг/м³.

= 5,48 кг/м³.

Wc = = =1019,9 м³ч.

Принимаем число сливных устройств 4.

= 44,7.

С =1,15  750 - 4  (44,7 - 35) = 823,7.

W_Д = 0,85  10^-4 823,7  = 0,794 м/с.

d = = 7,81 м.

Принимаем d = 8 м

W_факт ==0,756.

W_факт < W_д , следовательно диаметр выбран верно.

= 0,035 м = 35,0 мм.

Принимаем диаметр основной атмосферной колонны от верха до тарелки, расположенной над тарелкой вывода фракции 180-230 °С (тарелка 33) равным 8,6 м; от тарелки 32 до 6 тарелки- 9 м; диаметр нижней части колонны 8 м.

Как видно из расчетов колонна имеет переменный диаметр. На практике колонна делается одного диаметра, так как в противном случае уменьшилась бы ее прочность.

Расчет высоты колонны

Высота колонны складывается из высот отдельных ее частей, на которые она условно разбивается. Высота ее верхней части (над верхней тарелкой) определяется по формуле

Рис. 6.19 Эскиз колонны К-2

H₁ = 0,5d₁,

Н₁ = 0,5  8,6 = 4,3 м;

где d₁ - диаметр верхней части колонны, d=8,6 м.

H₂ = (n₁ - 1) h₁,

H_{2 -} высота части колонны от тарелки отбора фракции 180-230 °С № 32 по 44 тарелку. n₁ =13 шт.

h₁ – расстояние между тарелками в м.

Расстояние между тарелками для колонн диаметром до 6 м принимают равным 0,45-0,6 м и для колонн диаметром более 6 м- 0,60-0,90 м.:

h₁= 0,6 м

Н₂ = (13 - 1)  0,6 = 7,2 м;

H₃ = (n₂ - 1)h₂,

H₃ - высота части колонны от5 по32 тарелку, м;

n₂ = 28 шт, h₂= 0,7 м.

Н₃ = (28 - 1)  0,7 = 18,9 м.

H₄ = (2-3) h₂,

H₄ = 3 0,7 = 2,1м,

H₄ - высота зоны питания, м.

H₅ = (n₃ - 1)h;

H₅ -высота от нижней тарелки отгонной части до зоны питания, м;

n₃ = 4 шт.

Н₅ = (4 - 1)  0,6 = 1,8 м;

H₆ = 1,5-2 м – расстояние до уровня жидкости от нижней тарелки в низу колонны.

H₆ = 1,5м.

H₇ =

H₇ – определяется в зависимости от объема жидкости в низу колонны; высота должна обеспечивать работу насоса в течение 10 мин после прекращения подачи нефти на установку.

d₂ = 8 м.

,

V_н = ,

ρ м –плотность мазута при температуре в кубе, кг/м³.

ρ м = 0,917-0,000620·(336-20) = 0,721 г/см³=721 кг/м³

V_н = м³,

V_полусф === 133,9 м³,

Объем полусферического днища больше, чем объем мазута, необходимого для поддержания работы колонны в нормальном режиме.

,

H₇ =

Н₈ -высота основания колонны (юбки), м.

Н₈ =4 м.

Общая высота колонны равна:

H = H_i ;

Н =4,3+7,2+18,9+2,1+1,8+1,5+4 + 4 = 43,8 м.