Diana-tdp.docx

Universitatea Petrol-Gaze Ploiești Facultatea:Tehnologia Petrolului și Petrochimie Catedra:Ingineria Prelucrării Petrolului și Petrochimie

PROIECT DE AN TEHNOLOGIA DISTILĂRII PETROLULUI CALCULUL TEHNOLOGIC AL UNEI COLOANE DE DISTILARE ATMOSFERICĂ

STUDENT:

CONDUCĂTOR:

Tănase Steluța-Diana ,GRUPA 30105

SL.DR.ING. LIANA BOGATU 1

Cuprins 1. Introducere ............................................................................................................................................... 5 2. Stabilirea potențialului de produse albe ................................................................................................... 5 3.Caracterizarea produselor. 3.1. Determinarea proprietăților medii ale produselor ......................................................................... 13 4. Alegerea schemei tehnologice ................................................................................................................ 15 4.1. Tipuri de coloană de distilare atmosferică. Coloană de tip U .......................................................... 15 5. Calculul tehnologic al coloanei de tip U .................................................................................................. 16 5.1. Alegerea numărului de talere .......................................................................................................... 16 5.2. Calculul presiunilor în coloană ......................................................................................................... 16 5.3. Trasarea curbelor VE țiței la πZV și πec .............................................................................................. 17 6. Calculul temperaturilor din coloană ....................................................................................................... 18 6.1. Calculul bilanțului de materiale în zona de vaporizare și stripare a coloanei.................................. 18 6.2. Calculul temperaturii la intrare în zona de vaporizare, tiZV .............................................................. 21 6.3. Calculul temperaturii țițeiului la ieșire din cuptor, tec ..................................................................... 21 6.4. Calculul temperaturii din baza coloanei, tB ...................................................................................... 23 6.5. Calculul temperaturii în zona de vaporizare, tZV .............................................................................. 24 7. Calculul temperaturilor pe talerele de culegere ale produselor laterale și la baza striperelor .............. 25 7.1. Calculul temperaturilor pe talere de extragere ale produselor laterale ......................................... 25 7.1.1. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al motorinei, D1 ................................................ 26 7.1.2. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al petrolului, D2................................................ 28 7.1.3. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al benzinei grele, D3.......................................... 30 7.2. Calculul striperelor ........................................................................................................................... 32 7.2.1. Bilanțul material pe stripere cu abur ........................................................................................ 33 7.2.2. Bilanțul termic pe striperul cu abur. Calculul temperaturii în baza striperului de motorină, t2D1 ............................................................................................................................................................ 34 7.2.3. Calculul temperaturii în baza striperului de petrol, t2D2........................................................... 36 7.2.4. Calculul temperaturii în baza striperului de benzină grea, t2D3................................................ 37 7.3. Calculul temperaturii la vârful coloanei ........................................................................................... 38

2

7.4. Calculul sarcinii condensatorului de la vârful coloanei și a cantității de apă de răcire și condensare ................................................................................................................................................................ 39 8. Dimensionarea tehnologică a coloanei de DA ........................................... Error! Bookmark not defined. 8.1. Calculul diametrului coloanei cu talere cu supape (Glitsch) ............................................................ 41 8.2. Determinarea înălțimii coloanei ...................................................................................................... 42 BIBLIOGRAFIE ANEXA

3

Caracteristici generale   

 

Densitate titei : 𝑑420 = 0,886 Factor de caracterizare:10,5 Punct de congelare:°C=-5 Capacitatea instalației de DA (Debitul de prelucrare): 3,5 milioane de tone/an Temperatura și presiunea aburului: 3000C, 7 atm; Curba de distilare PRF : Tabelul 1

Temperatura (°C) 40-80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 380

% Volum 5,21 1,52 1,98 2,11 1,69 2,07 2,86 1,66 1,51 1,44 0,86 1,03 1,17 1,00 1,07 1,28 1,34 1,17 1,03 2,11 2,07 1,36 0,97 1,48 1,72 2,15 1,86 1,63 1,82 2,78

4

0,689 0,737 0,798 0,756 0,766 0,778 0,789 0,796 0,808 0,812 0,818 0,823 0,826 0,829 0,839 0,848 0,859 0,864 0,869 0,878 0,886 0,889 0,892 0,898 0,905 0,907 0,908 0,910 0,912 0,915

1. Introducere Distilarea reprezintă procesul de separare fizică bazat pe diferențele între punctele de fierbere ale componenților dintr-un amestec format din doi sau mai mulți componenți. Țițeiul este un amestec complex de hidrocarburi cu puncte de fierbere foarte apropiate care se separă în amestecuri cu domenii de fierbere înguste numite fracțiuni petroliere. Prin distilarea țițeiului, proces care implică una sau mai multe coloane se obțin fracțiuni cu limite de distilare bine precizate: benzină, white-spirit, petrol, motorină și un reziduu – păcură. Deoarece această fracționare se realizează la o presiune apropiată de cea atmosferică, procesul este numit distilare atmosferică (DA). Fiind primul proces dintr-o serie vastă de transformări fizice și chimice la care este supus țițeiul, el se mai numește și distilare primară. Distilarea atmosferică a țițeiului se realizează în coloane de fracționare de diverse tipuri: U, A, R. În acest scop, țițeiul este încălzit în cuptoare tubulare până la temperatura de 280-3300C. În distilarea țițeiului se folosesc instalații cu o coloană, cu două coloane, cu o coloană și un vaporizator și cu mai multe coloane funcție de conținutul de fracțiuni ușoare din țiței și de conținutul de substanțe corozive din țiței. În urma distilării țițeiului, din coloană se separă: a) vapori de benzină ușoară ce se obțin la vârful coloanei, care apoi sunt condensați 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 și în stripere pentru striparea fracțiunilor laterale. La partea superioară a vasului de reflux se separă gazele prezente în țiței, iar benzina ușoară rezultată este trimisă o parte ca reflux rece la vârful coloanei, iar restul se trimite la depozit. b) fracții de benzină grea, petrol, motorină care se extrag lateral din coloana de distilare atmosferică în fază lichidă. Acestea se stripează în stripere cu abur sau în stripere cu refierbător. Fracțiile laterale extrase fac apoi schimb de căldură cu țițeiul și se răcesc cu apă înainte de a fi trimise la depozit. c) păcura stripată care după ce preîncălzește țițeiul, este răcită și trimisă la depozit.

2. Stabilirea potențialului de produse albe Potențialul de produse albe reprezintă procentul maxim de produse de o anumită calitate ce se obține dintr-un anumit țiței supus distilării. Ca metodă de calcul a potențialului de produse albe se alege

5

metoda care utilizează drept criteriu de separare, temperaturile finale pe curbele STAS ale produselor și decalajele pe curbele STAS între produsele fracționate. Calculul se efectuează în următoarea succesiune: 1. Se trasează curba PRF a țițeiului care corelează temperatura de fierbere cu procentele volum. 2. Se stabilesc limitele de distilare pe curba STAS pentru produsele ce urmează a fi obținute Limitele de distilare pe curba STAS pentru fracțiuni se iau în funcție de produsul care trebuie obținut în cantitate maximă (benzina ). Produsul Benzină ușoară Benzină grea Petrol Motorină ușoară Motorină grea

Produsul principal obținut în cantitate maximă Benzină Petrol Motorina 120-135 120-135 135 205 160 200 300 300 280 360 360 360 <370 <370 <370 Tabelul 2. Temperaturi finale pe curba STAS (0C) recomandate

3. Se stabilesc decalajele pe curba STAS între produsele vecine. Decalajul este o apreciere a gradului de separare între fracțiuni și reprezintă diferența între temperatura la care distilă 5% volum produs greu și temperatura la care distilă 95% volum produs ușor pe curba STAS.(Anexa I, fig.I.3.) 𝑑(5−95)𝑆𝑇𝐴𝑆 = 𝑡5% 𝑃𝐺 − 𝑡95% 𝑃𝑈 Decalajul între produse se ia din tabelul următor: Produsele care se separă Decalaj (5-95) STAS 0C Benzină ușoară – benzină grea 11-17 Benzină grea - petrol 14-28 Petrol - Motorină 0-6 Tabelul 3. Decalajul pe STAS recomandat 4. Se transformă decalajul pe curba STAS în decalaj pe curba PRF cu ajutorul graficului de corelare (Anexa I, fig. I.2.). Pe curba PRF decalajul negativ între două fracțiuni se numește suprapunere și reprezintă temperatura la care distilă 100% produs ușor (PU) minus temperatura la care distilă 0% produs greu (PG) pe curbele PRF. 𝑠𝑃𝑅𝐹 = 𝑡100% 𝑃𝑈 − 𝑡0% 𝑃𝐺 5. Se corelează temperatura la 100% distilate pe curba STAS cu temperatura la 100% pe curba PRF (Anexa I, fig. I.2.). 6

6. Se calculează temperatura inițială pe curba PRF a produsului ușor cu relația: 𝑡0% 𝑃𝐺 = 𝑡100% 𝑃𝑈 − 𝑠𝑃𝑅𝐹 (𝑃𝑈−𝑃𝐺) 7. Se calculează temperatura de tăiere între produsul ușor și greu cu relația: 𝑡𝑡(𝑃𝑈−𝑃𝐺) =

𝑡100% 𝑃𝑈 + 𝑡0% 𝑃𝐺 2

8. Din curba PRF a țițeiului în funcție de temperatura de tăiere se citește % volum cumulat de produse distilate. 9. Se determină potențialul de produse. Produse

Benzină ușoară Benzină grea

Limite de distilare în 0C Decalaj 𝒅 STAS PRF 𝟓−𝟗𝟓%𝑺𝑻𝑨𝑺 0% 100% 0% 100% 130 40 139 15 -

190

113,5

-

300

182,5

-

365

286

ttăiere

51

11,1

113,5

12,2

182,5

12,9

286

15,75

383

35

312 6

Motorină

% potențial de produse

200 22

Petrol

𝒔𝑷𝑹𝑭

52

383

Tabelul 4. Calculul potențialului de produse albe.

Din date de proiectare privitoare la țiței se mai trasează: 1) Curba de procente medii – densitate % Volum 5,21

0,689

6,73

0,737

8,71

0,798

10,82

0,756

12,51

0,766

14,58

0,778

17,44

0,789

19,1

0,796

20,61

0,808

22,05

0,812

7

22,91

0,818

23,94

0,823

25,11

0,826

26,11

0,829

27,18

0,839

28,46

0,848

29,8

0,859

30,97

0,864

32

0,869

34,11

0,878

36,18

0,886

37,54

0,889

38,51

0,892

39,99

0,898

41,71

0,905

43,86

0,907

45,72

0,908

47,35

0,910

49,17

0,912

51,95

0,915

15 𝑑15 = 0,725 𝑏𝑒𝑛𝑧𝑖𝑛ă 𝑢ș𝑜𝑎𝑟ă 15 𝑑15 = 0,793 𝑏𝑒𝑛𝑧𝑖𝑛ă 𝑔𝑟𝑒𝑎 15 𝑑15 = 0,860 𝑝𝑒𝑡𝑟𝑜𝑙 15 𝑑15 = 0,908 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟𝑖𝑛ă

2) Curba VE a țițeiului la presiunea atmosferică, pornind de la curba PRF. Metoda Piroomov și Beiswenger Această metodă permite trasarea curbei VE aproximată la o dreaptă, pornind de la curba STAS sau PRF. Este puțin precisă prezentând erori mari îndeosebi în zonele de început și sfârșit al distilării. Se utilizează atunci când curba STAS (PRF) este aproximativ dreaptă în domeniul 10-70 %. Etape de calcul: a) Se calculează panta curbei STAS în domeniul 10-70% cu relația: 𝑡 70%−𝑡 10 % 60

P STAS în care:

8

b) c) d) e)

P STAS-panta curbei STAS în domeniul 10-70 %, 0C/% t 70% -temperatura la care distilă 70% produs pe curba STAS, 0C t 10% -temperatura la care distilă 10% produs pe curba STAS, 0C Se determină panta curbei VE (PVE) cu ajutorul fig. 1 în funcție de panta curbei STAS. În funcție de panta (PSTAS) și temperatura la 50% pe curba STAS (t 50% STAS) se determină procentul de distilat (D) în punctul de intersecție al curbei VE cu curba STAS cu ajutorul fig.1. Din curba STAS (sau din datele curbei STAS) se determină temperaturatD corespunzătoare procentului de distilat D în punctul de intersecție al curbelor STAS și VE (determinat în etapa c). Se calculează temperaturile corespunzătoare la 0% distilat ( t 0% VE) si 100 % distilat (t 100% VE)pe curba VE cu relațiile: t 0% VE=tD-PVE·D t 100% VE =t D + P VE (100-D) în care: t D- temperatura corespunzătoare procentului distilat la punctul de intersecție al curbei VE cu curba STAS, 0C P VE -panta curbei VE, 0C/% D- procentul distilat la intersecția curbelor STAS și VE, %. t 10% STAS=105 0C t 70% STAS= 480 0C 𝑡 70%−𝑡 10 % 60

P STAS

=

480−105 60

= 6,25 °𝐶/%

0

=>din fig.1, graficul 1 P VE=5,20 C/% t 50% PRF=366 0C =>din fig.1, graficul 2 D=33 t D=265 0C t 0% VE= t D-P VE·D= 265-5,20 · 33=93,4 0C t 100% VE= t D+ P VE (100-D)=265+ 5,20(100-33)=613,4 0C t 50 % VE π=1 atm=356 0C 3) Curba VE a fracțiunilor la presiunea atmosferică, pornind de la curba PRF Metoda Edmister și Okamoto Etape de calcul: a) Se împarte curba de referință (PRF) în șase segmente: 0-10%, 10-30%, 50-70%, 70-90%, 90100%. Se stabilesc diferențele de temperatură (Δt) la capetele acestor segmente: 𝑡0−10% 𝑃𝑅𝐹 = 𝑡10% 𝑃𝑅𝐹 − 𝑡0% 𝑃𝑅𝐹 𝑡10−30% 𝑃𝑅𝐹 = 𝑡30% 𝑃𝑅𝐹 − 𝑡10% 𝑃𝑅𝐹 𝑡30−50% 𝑃𝑅𝐹 = 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 − 𝑡30% 𝑃𝑅𝐹 9

𝑡50−70% 𝑃𝑅𝐹 = 𝑡70% 𝑃𝑅𝐹 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 b) Cu ajutorul temperaturii la 50% (𝑡50%) și a diferenței de temperatură 𝑡30% − 𝑡10% (∆𝑡10−30%) pe curba de referință, se determină diferența de temperatură la 50% distilat între curba VE și curba de referință din figura 4 (”Instalații de proces în prelucrarea țițeiului și gazelor – Ghid de proiectare”, Dr. Ing. Ion Onuțu, Editura Universității din Ploiești 2004). ∆𝑡(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑡50% 𝑉𝐸 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = −10 => 𝑡50%𝑉𝐸 = 3560 𝐶 Temperatura la 50% pe curba de referință fiind cunoscută, se calculează temperatura la 50% pe curba VE cu relația: 𝑡50% 𝑉𝐸 = ∆𝑡50%(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) + 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 c) Din diferențele de temperatură la capetele segmentelor pe curba de referință (∆𝑡0−10% 𝑃𝑅𝐹 , ∆𝑡10−30% 𝑃𝑅𝐹 , ∆𝑡30−50% 𝑃𝑅𝐹 , ∆𝑡50−70% 𝑃𝑅𝐹 ) prin intermediul figura 6 (”Instalații de proces în prelucrarea țițeiului și gazelor – Ghid de proiectare”, Dr. Ing. Ion Onuțu, Editura Universității din Ploiești 2004), se determină diferențele de temperatură la capetele segmentelor curbei VE (∆𝑡0−10% 𝑉𝐸 , ∆𝑡10−30% 𝑉𝐸 , ∆𝑡30−50% 𝑉𝐸 , ∆𝑡50−70% 𝑉𝐸 ). d) Pornind de la temperatura de 50% pe curba VE (𝑡50%𝑉𝐸 ) cu ajutorul diferențelor de temperatură la capetele segmentelor pe curba VE (∆𝑡0−10% 𝑉𝐸 , ∆𝑡10−30% 𝑉𝐸 , ∆𝑡30−50% 𝑉𝐸 , ∆𝑡50−70% 𝑉𝐸 ), se calculează temperaturile la 0%, 10%, 30%, 50%, 70% pe curba VE (𝑡0%𝑉𝐸 , 𝑡10%𝑉𝐸 , 𝑡30% , 𝑡70%𝑉𝐸 ). 𝑡0%𝑉𝐸 = 𝑡10%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(0−10%) 𝑡10%𝑉𝐸 = 𝑡30%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(10−30%) 𝑡30%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(30−50%) 𝑡70%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(50−70%) 𝑡90%𝑉𝐸 = 𝑡70%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(70−90%) 𝑡100%𝑉𝐸 = 𝑡90%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(90−100%) Curba VE la presiunea atmosferică a benzinei ușoare PRF % vol. t, 0C 0 40 10 48

30

∆𝒕𝑷𝑹𝑭 , ℃

∆𝒕𝑽𝑬 , ℃

VE, 0C

𝑡10% − 𝑡0% =8

0,8

𝑡0%𝑉𝐸 = 𝑡10%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(0−10%) = 80 𝑡10%𝑉𝐸 = 𝑡30%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(10−30%) = 75,8

𝑡30% − 𝑡10% = 18

4,2 𝑡30%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(30−50%) = 75

66 10

𝑡50% − 𝑡30% = 16 50

4 𝑡50%𝑉𝐸 = 84

82 𝑡70% − 𝑡50% = 13

70

𝑡70%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(50−70%) = 87

95 𝑡90% − 𝑡70% = 11

90

2,3 𝑡90%𝑉𝐸 = 𝑡70%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(70−90%) = 89,3

106 𝑡100% − 𝑡90% = 7,5

100

3

1,8 𝑡100%𝑉𝐸 = 𝑡90%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(90−100%) = 91,1

113,5

∆𝑡(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑡50% 𝑉𝐸 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = 2 => 𝑡50%𝑉𝐸 = 84 °𝐶 Curba VE la presiunea atmosferică a benzinei grele PRF % vol. t, 0C 0 113,5 10 117

30

∆𝒕𝑷𝑹𝑭 , ℃

∆𝒕𝑽𝑬 , ℃

VE, 0C

𝑡10% − 𝑡0% =3,5

1

𝑡0%𝑉𝐸 = 𝑡10%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(0−10%) = 141,5 𝑡10%𝑉𝐸 = 𝑡30%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(10−30%) = 138,5

𝑡30% − 𝑡10% = 13

3 𝑡30%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(30−50%) = 137,5

130 𝑡50% − 𝑡30% = 9

50

𝑡50%𝑉𝐸 = 143,5

141 𝑡70% − 𝑡50% = 14

70

𝑡70%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(50−70%) = 147 5,8 𝑡90%𝑉𝐸 = 𝑡70%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(70−90%) = 152,8

173 𝑡100% − 𝑡90% = 9,5

100

3,5

155 𝑡90% − 𝑡70% = 18

90

2

2,3 𝑡100%𝑉𝐸 = 𝑡90%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(90−100%) = 155,1

182,5

∆𝑡(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑡50% 𝑉𝐸 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = 2,5 => 𝑡50%𝑉𝐸 = 143,50 𝐶 11

Curba VE la π D3 =>din graficul AZNÎI

t 50% VE π=1atm=143,5°𝐶

t 50%VE π D3 =160°𝐶

π D3=1132 mm Hg

Curba VE la presiunea atmosferică a petrolului PRF % vol. t, 0C 0 182,5 10 188

30

∆𝒕𝑷𝑹𝑭 , ℃

∆𝒕𝑽𝑬 , ℃

VE, 0C

𝑡10% − 𝑡0% =5,5

0,8

𝑡0%𝑉𝐸 = 𝑡10%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(0−10%) = 232,2 𝑡10%𝑉𝐸 = 𝑡30%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(10−30%) = 221,7

𝑡30% − 𝑡10% = 32

10,5 𝑡30%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(30−50%) = 220,9

220 𝑡50% − 𝑡30% = 20

50

𝑡50%𝑉𝐸 = 238,2

240 𝑡70% − 𝑡50% = 22

70

𝑡70%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(50−70%) = 245,2 5 𝑡90%𝑉𝐸 = 𝑡70%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(70−90%) = 250,2

278 𝑡100% − 𝑡90% = 8

100

7

262 𝑡90% − 𝑡70% = 16

90

6

2 𝑡100%𝑉𝐸 = 𝑡90%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(90−100%) = 252,2

286

∆𝑡(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑡50% 𝑉𝐸 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = −1,8 => 𝑡50%𝑉𝐸 = 238,2 ℃

Curba VE la π D2 t 50% VE π=1atm=238,2°𝐶

=>din graficul AZNÎI

π D3=1174mm Hg

12

t 50%VE π D2 =260°𝐶

Curba VE la presiunea atmosferică a motorinei PRF % vol. t, 0C 0 286 10 294

30

∆𝒕𝑷𝑹𝑭 , ℃

∆𝒕𝑽𝑬 , ℃

VE, 0C

𝑡10% − 𝑡0% =8

0,8

𝑡0%𝑉𝐸 = 𝑡10%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(0−10%) = 332,5 𝑡10%𝑉𝐸 = 𝑡30%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(10−30%) = 327,5

𝑡30% − 𝑡10% = 19

5 𝑡30%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 − ∆𝑡𝑉𝐸(30−50%) = 326,7

313 𝑡50% − 𝑡30% = 24

50

𝑡50%𝑉𝐸 = 339,5

337 𝑡70% − 𝑡50% = 15

70

𝑡70%𝑉𝐸 = 𝑡50%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(50−70%) = 343,5 6,5 𝑡90%𝑉𝐸 = 𝑡70%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(70−90%) =350

372 𝑡100% − 𝑡90% = 8

100

4

352 𝑡90% − 𝑡70% = 20

90

7

2 𝑡100%𝑉𝐸 = 𝑡90%𝑉𝐸 + ∆𝑡𝑉𝐸(90−100%) = 352

380

∆𝑡(𝑉𝐸−𝑃𝑅𝐹) = 𝑡50% 𝑉𝐸 − 𝑡50% 𝑃𝑅𝐹 = 2,5 => 𝑡50%𝑉𝐸 = 339,5℃ Curba VE la π D1 t 50% VE π=1atm=339,5°𝐶

=>din graficul AZNÎI

t 50%VE π D1 =365°𝐶

π D3=1202 mm Hg

3. Caracterizarea produselor 3.1. Determinarea proprietăților medii ale produselor 15 Pentru produsele obținute din distilare se determină densitatea 𝑑420 și 𝑑15 (din curba de % medii – densitate citind densitatea la jumătatea intervalului corespunzător fiecărui produs). 15 𝑑15 = 0,793 𝑏𝑒𝑛𝑧𝑖𝑛ă 𝑔𝑟𝑒𝑎

13

15 𝑑15 = 0,860 𝑝𝑒𝑡𝑟𝑜𝑙 15 𝑑15 = 0,725 𝑏𝑒𝑛𝑧𝑖𝑛ă 𝑢ș𝑜𝑎𝑟ă 15 𝑑15 = 0,908 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟𝑖𝑛ă

̅. Masa moleculară medie, M ̅ se poate calcula cu formula: M ̅ = M

44,29 − d15 15 1,03 − d15 15

̅̅̅̅̅̅̅ Mbzu =

̅̅̅̅̅̅ Mbzg =

44,29 − d15 15bzu 1,03 − d15 15bzu

44,29 − d15 15bzg 1,03 − d15 15bzg

̅̅̅̅̅̅̅̅̅ Mpetrol =

= 142,84

= 183,53

44,29 − d15 15petrol 1,03 − d15 15petrol

̅̅̅̅̅̅̅̅̅̅̅̅ Mmotorină =

= 255,47

44,29 − d15 15motorină 1,03 − d15 15motorină

= 355,59 𝟑

Factorul de caracterizare, K se determină cu relația:

𝑲=

𝟏,𝟐𝟏𝟔∙ √𝑻 𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

sau prin grafic (fig.A)

În care T este temperatura medie molară de fierbere în grade Kelvin, însă pentru fracțiuni înguste se poate lua și temperatura la care distilă 50% pe curba STAS, exprimată în Kelvin. K bzu = 11,8 K bzg = 11,5 K petrol = 11,3 K motorină = 11,1

14

Produsul Benzină ușoară Benzină grea Petrol Motorină

Simbol D4 D3 D2 D1

𝒕𝟓𝟎%𝑷𝑹𝑭 0C 𝒅𝟐𝟎 𝒅𝟏𝟓 𝟒 𝟏𝟓 0,720 0,725 82 0,788 0,793 141 0,856 0,860 240 0,904 0,908 337 Tabelul 5. Caracteristicile produselor

̅ 𝑴 142,84 183,53 255,47 355,59

K 11,8 11,5 11,3 11,1

4. Alegerea schemei tehnologice Utilajele principale ale instalației de distilare atmosferică sunt:     

Coloana de fracționare; Cuptorul tubular; Aparatura de condensare și schimb de căldură Stripere; Pompe;

În cadrul calculului tehnologic al coloanei de distilare atmosferică a țițeiului se consideră după felul refluxului ce se dă în coloană: tip U, tip R, tip A.

4.1. Tipuri de coloană de distilare atmosferică. Coloană de tip U La acest tip de coloană preluarea căldurii cedată de produsele petroliere pentru a se răci de la temperatura de intrare până la temperatura de ieșire din coloană se realizează cu un reflux rece introdus deasupra primului taler de la vârful coloanei. Coloana de tip U este neeconomică deoarece căldura eliminată nu poate fi recuperată datorită unui nivel de temperatură prea scăzut și este eliminată în atmosferă prin condensatorul răcitor de la vârful coloanei. Din această coloană se extrag mai multe fracțiuni laterale preluate de pe talerele situate la diverse înălțimi față de zona de vaporizare. Alimentarea coloanei se face cu țiței parțial 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 ușoare antrenate la scoaterea fracțiunii din coloană. Fracția ușoară 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 țițeiul sunt răcite și trimise la rezervoare. Din zona de stripare a coloanei se obține păcură. La coloana de tip U debitele de lichid (reflux) și vapori prin coloană creat 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 R. 15

5. Calculul tehnologic al coloanei de tip U 5.1. Alegerea numărului de talere Majoritatea coloanelor de distilare atmosferică au de la 25 la 35 de talere între zona de vaporizare și vârful coloanei. Zona de separare Număr de talere Benzină ușoară – benzină grea 6 Benzină grea – petrol 6 Petrol – motorină 4 Motorină – zona de vaporizare 4 Baza coloanei 4 Stripere 4

5.2. Calculul presiunilor în coloană V4 πVR

πVC

H2O D4 D3

πD3

D2

πD2

D1

πD1 πizv

F πec Abur

πZV

πB

B

𝜋𝑉𝑅 = 760 + (10 − 50) 𝑚𝑚 𝐻𝑔 = 760 + 30 = 790 𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝑉𝐶 = 𝜋𝑉𝑅 + (250 − 350) 𝑚𝑚 𝐻𝑔 = 790 + 300 = 1090 𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝐷3 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝐷3 ∙ ∆𝑝𝑡 = 1090 + 6 ∙ 7 = 1132 𝑚𝑚 𝐻𝑔 ∆𝑝𝑡 = 7 𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝐷2 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝐷2 ∙ ∆𝑝𝑡 = 1132 + 6 · 7 = 1174 𝑚𝑚 𝐻𝑔 16

𝜋𝐷1 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝐷1 ∙ ∆𝑝𝑡 = 1174 + 4 ∙ 7 = 1202 𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝑍𝑉 = 𝜋𝑉𝐶 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝑍𝑉 ∙ ∆𝑝𝑡 = 1202 + 4 ∙ 7 = 1230𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝑏 = 𝜋𝑍𝑉 + 𝑁𝑡𝑉𝐶−𝑍𝐸 ∙ ∆𝑝𝑡 = 1230 + 4 ∙ 7 = 1258 𝑚𝑚 𝐻𝑔 𝜋𝑒𝑐 = 𝜋𝑍𝑉 + (150 − 250) 𝑚𝑚 𝐻𝑔 = 1230 + 200 = 1430 𝑚𝑚 𝐻𝑔 Unde: 



𝜋𝑉𝑅 = presiunea în vasul de reflux (mm Hg) care se alege în funcție de mediul de răcire și de cantitatea de gaze rezultate din țiței; 𝜋𝑉𝐶 = presiunea la vârful coloanei, mm Hg; ∆𝑝𝑡 = căderea de presiune pe taler, care în funcție de tipul de taler utilizat se alege între 5-10 mm Hg la coloanele de distilare atmosferică; 𝜋𝐷𝑖 = presiunea pe talerul de extragere a fracțiunilor Di, mm Hg;



𝑁𝑡𝑉𝐶−𝐷 = numărul de talere între vârful coloanei și talerul de extragere al fracțiunilor Di,



mm Hg; 𝑁𝑡𝑍𝑉−𝑍𝐸 = numărul de talere între zona de vaporizare și zona de epuizare (stripare);

   

𝜋𝑍𝑉 = presiunea în zona de vaporizare, mm Hg; 𝜋𝑏 = presiunea în baza coloanei, mm Hg; 𝜋𝑒𝑐 = presiunea la ieșirea din cuptor, mm Hg; 𝜋𝑖𝑧𝑣 = presiunea la intrarea în zona de vaporizare, mm Hg;

 

𝑖

5.3. Trasarea curbelor VE țiței la πZV și πec Curbele VE țiței la aceste presiuni sunt necesare pentru calculul temperaturilor la intrarea în zona de vaporizare și la ieșirea din cuptor. Trasarea curbelor VE pentru țiței la presiunea din zona de vaporizare, 𝜋𝑍𝑉 și la presiunea la ieșire din cuptor, 𝜋𝑒𝑐 se face prin metoda Piroomov și Beiswenger. Prin această metodă se aproximează curba VE la 1 atmosferă cu o dreaptă, la care prin punctul corespunzător temperaturii la 50% distilate transpus la noile presiuni, se duc paralele la acea dreaptă. Temperaturile la 50% distilate pentru 𝜋𝑍𝑉 și 𝜋𝑒𝑐 se obțin cu nomograma AZNÎI. 𝑡50%𝑉𝐸 (𝜋𝑍𝑉) = 390℃ 𝑡50%𝑉𝐸(𝜋𝐸𝐶 ) = 410℃

17

6. Calculul temperaturilor din coloană Coloana de fracționare a țițeiului are trei zone importante: zona de alimentare sau de vaporizare, zona de fracționare și zona de epuizare. În zona de fracționare sunt foarte importante temperaturile pe talerele de extragere a fracțiunilor laterale și la vârful coloanei, deoarece acestea determină limitele de distilare ale produselor respective.

6.1. Calculul bilanțului de materiale în zona de vaporizare și stripare a coloanei. Materia primă (țițeiul), F este alimentată în zona de vaporizare a coloanei parțial vaporizată.

D L0

5 VHEZV AB F L0 V’ B’ L0 VS 4 Lezv 1

AB B Fig.1. Fluxurile materiale în zonele de vaporizare și de stripare Semnificația notațiilor este următoarea: F – materia primă (țiței); AB – abur de stripare introdus la baza coloanei; Debitul de abur se calculează ca produs între rația de abur și debitul de păcură stripată. Se utilizează abur de joasă presiune supraîncălzit. Caracteristicile aburului utilizat se aleg din date practice: temperatura de 3000C, presiunea de 7 atmosfere. 18

V’ – fracția vaporizată din țiței la intrarea în coloană corespunzătoare 𝑡𝑖𝑧𝑣 și 𝜋𝑖𝑧𝑣 . L0 – supravaporizatul care asigură refluxul intern între talerul de extragere al primului produs lateral D1 și zona de vaporizare. Supravaporizatul se alege funcție de calitatea primului produs lateral și alte considerații economice. În mod obișnuit supravaporizatul se alege 2-4% volum față de țiței. L0= 2% volum față de țiței. VS – vapori stripați din lichidul care intră în zona de stripare din baza coloanei. VS se poate calcula cu relațiile: VS= LeZV∙ SF sau VS= LeZV – B, în care SF = fracția de vapori eliminată prin stripare determinată în funcție de rația de abur (Anexa I, fig.I.4). B – păcură stripată; B=100- ΣD= 100-51,95= 48,05%vol LeZV – lichid la ieșirea din zona de vaporizare. LeZV = B ′ + L0 D – sumă de produse distilate, ΣD = D1 + D2 + D3 + D4 ΣD = 15,75 + 12,9 + 12,2 + 11,1 = 51,95%vol VHEZV – vapori hidrocarburi la ieșirea din zona de vaporizare. Aleg rația de abur 20 kg/m3 produs stripat. VHEZV = V ′ + VS = ΣD + L0 =51,95+2=53,95% vol F = V ′ + B ′ = 100 LeZV =

B 48,05 = = 58,60%vol 1 − SF 1 − 0,18

L0 + B ′ = LeZV =>B’=Lezv-Lo =58,60-2= 56,60 %vol VS = LeZV − B = 58,60 − 48,05 = 10,55% vol V ′ = 100 − B ′ = 100 − 56,60 = 43,4% vol SF = 0,18% Bilanțul material în zona de vaporizare al coloanei de DA Flux

Simbol

Țiței Total distilate

F D

% vol. 100 51,95

Debit volumic, (Dv) m3/h 507,9 263,85 19

15 𝑑15

𝑑420

0,890 0,886(1) 0,839 0,834(2)

Debit masic, (G) t/h 450 219,52

% g. 100 48,91

Păcură Supravaporizat Fracție vaporizată din țiței în ZV

B 𝐿0

48,05 2

244,05 10,16

0,949 0,944(3) 0,875 0,870(4)

229,90 8,84

51,09 1,96

𝑉′

43,4

220,43

0,813 0,808(5)

178,11

39,58

Fracție lichidă din țiței în ZV Lichid ieșire din ZV Vapori stripați Abur stripare

𝐵′

56,60

287,47

0,947 0,942(6)

271,37

60,30

𝐿𝑒𝑍𝑉 𝑉𝑆 𝐴𝐵

58,60 10,55 -

297,63 53,58 -

0,940 0,935(7) 0,908 0,903(8) -

278,28 48,38 12,6975

61,84 10,75 -

Densitățile fluxurilor materiale implicate se determină astfel: 1) Densitatea țițeiului se cunoaște din date de proiectare. 2) Densitatea 𝑑Σ𝐷 se poate determina din curba de randament – densitate sau cu formula: % g. ΣD 48,91 dΣD = ∙ dțiței = 0,886 ∙ = 0,834 % vol. ΣD 51,95 3) Densitatea păcurii se determină cu relația: 20

20

4 100 ∙ 𝑑𝐹4 − % 𝑣𝑜𝑙. 𝛴𝐷 ∙ 𝑑𝛴𝐷 100 ∙ 0,886 − 51,95 ∙ 0,834 𝑑𝐵 = = = 0,949 % 𝑣𝑜𝑙. 𝐵 48,05 4) Densitatea supravaporizatului L0 se determină din curba de procente medii – densitate. d15 15L = 0,875 0

d20 4L =

d15 15L − 0,00806 0

= 0,870 0,9952 5) Densitatea vaporilor din țiței în zona de vaporizare, 𝑑𝑉 , se determină din curba de randament – densitate sau procente medii – densitate. d15 15V′ − 0,00806 20 d4V ′ = = 0,808 0,9952 6) Densitatea fracției lichide din țițeiul intrat în zona de vaporizare, 𝑑𝐵′ se determină dintrun bilanț masic: 𝐹 ∙ 𝑑𝐹 = 𝑉 ′ ∙ 𝑑𝑉 ′ + 𝐵′ ∙ 𝑑𝐵′ =≻ F ∙ dF − V ′ ∙ dV′ 100 ∙ 0,886 − 43,4 ∙ 0,808 => 𝑑B′ = = = 0,942 B′ 56,60 15 𝑑15 = 0,947 ′ 0

𝐵

7) Densitatea lichidului la ieșirea din zona de vaporizare este dată de relația: B ′ ∙ dB′ + L0 ∙ dL0 56,60 ∙ 0,942 + 2 ∙ 0,870 dLeZV = = = 0,935 LeZV 58,60 15 𝑑15 = 0,940 𝐿 𝑒𝑍𝑉

Unde 𝐵′ , 𝐿0 , 𝐿𝑒𝑍𝑉 se exprimă în procente volum. 8) Densitatea vaporilor stripați, 𝑑𝑉𝑆 se poate determina cu formula:

20

𝑑𝑉𝑆 =

𝐿𝑒𝑍𝑉 ∙ 𝑑𝐿𝑒𝑍𝑉 − 𝐵 ∙ 𝑑𝐵 59,60 ∙ 0,935 − 48,05 ∙ 0,942 = = 0,903 𝑉𝑆 10,55 15 𝑑15 = 0,908 𝑉 𝑆

6.2. Calculul temperaturii la intrare în zona de vaporizare, tiZV Temperatura la intrarea în zona de vaporizare 𝑡𝑖𝑍𝑉 se obține din curba VE țiței trasată pentru presiunea din zona de vaporizare, 𝜋𝑍𝑉 , 𝑡𝑖𝑍𝑉 corespunde procentului de țiței vaporizat la intrarea în zona de vaporizare, 𝑉 ′ . 𝑉 ′ se determină din bilanț material pe coloană. 𝐹 = 𝑉 ′ + 𝐵′ = 100 𝑉 ′ = 100 − 𝐵′ 𝑉 ′ = 100 − 𝐵′ = 100 − 56,60 = 43,4% vol t iZV (grafic VE țiței la πZV ) = 348℃

6.3. Calculul temperaturii țițeiului la ieșire din cuptor, tec Temperatura țițeiului la ieșirea 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)℃ = 348 + 2 = 𝟑𝟓𝟎℃ 𝑘𝑐𝑎𝑙 ) ℎ

2) Se verifică 𝑡𝑒𝑐 prin bilanț termic: 𝑄𝑒𝑐 = 𝑄𝑖𝑍𝑉 (

𝑄𝑖𝑍𝑉 = 𝑄𝑉 ′ + 𝑄𝐵′ = 𝐺𝑉 ′ ∙ 𝐻𝑡𝑖𝑍𝑉 + 𝐺𝐵′ ∙ ℎ𝑡𝑖𝑍𝑉 𝑄𝑒𝑐 = 𝑄𝑉𝑒𝑐 + 𝑄𝐵𝑒𝑐 = 𝐺𝑉𝑒𝑐 ∙ 𝐻𝑡𝑒𝑐 + 𝐺𝐵𝑒𝑐 ∙ ℎ𝑡𝑒𝑐 15 𝐻𝑡𝑖𝑍𝑉 = (50,2 + 0,109 ∙ 𝑡 + 0,00014 ∙ 𝑡 2 ) ∙ (4 − 𝑑15 ) − 73,8

sau grafic: Htivz=255

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

15 𝐻𝑡𝑒𝑐 = (50,2 + 0,109 ∙ 𝑡 + 0,00014 ∙ 𝑡 2 ) ∙ (4 − 𝑑15 ) − 73,8

sau grafic . Din t ec presupus = 3500C => Vec=39% vol =>𝑑420 Vec=0,802 15 𝑑15 =0,807 𝑉𝑒𝑐

kcal kg kcal = 200 kg

Htec = 265 htiZV

Bec = 100 − Vec => 𝐵𝑒𝑐 = 100 − 39 = 61% 𝑣𝑜𝑙 => 𝑑420 Bec=0,858 21

15 𝑑15 =0,863 𝐵𝑒𝑐 kcal

htec =217 kg kg

Q iZV = 178,11 ∙10 3 h ∙ 255 ∙

kcal + kg

271,37 ∙10 3∙

kg h

∙ 200 ∙

kcal kg

= 99 692 050

kcal h

Procentul de vapori din țiței la ieșirea din cuptor se determină din curba VE a țițeiului trasată la presiunea de ieșire din cuptor (𝜋𝑒𝑐 ) și temperatura presupusă. Se consideră că temperatura este corectă 𝐐𝐞𝐜 −𝐐𝐢𝐙𝐕

dacă:

𝟎,𝟓∙𝐆𝐅

𝐷𝑣 𝑉𝑒𝑐 =

= ±𝟎, 𝟎𝟓℃

𝐷𝑣 Ț · % 𝑣𝑜𝑙 𝑉𝑒𝑐 507,9 · 39 𝑚3 = = 198,08 100 100 ℎ

G Vec= 𝐷𝑣 𝑉𝑒𝑐 ·𝑑420 Vec=198,08 · 0,802= 158, 86 𝐷𝑣 𝐵𝑒𝑐 =

𝑡 ℎ

𝐷𝑣 Ț · % 𝑣𝑜𝑙 𝐵𝑒𝑐 507,9 · 61 𝑚3 = = 309,82 100 100 ℎ

G Bec= 𝐷𝑣 𝐵𝑒𝑐 ·𝑑420 Bec=309,82 · 0,858= 265,82

𝑡

ℎ

𝑄𝑒𝑐 = 158,86 ·10 3·

𝑘𝑔 ℎ

∙ 265 ∙

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

𝑄𝑒𝑐 −𝑄𝑖𝑍𝑉 0,5∙𝐺𝐹

=

+ 265,82 ·10 3∙

𝑘𝑔 ℎ

∙ 217 ∙

99 780 840−99 692 050 10 3= 0,5∙450·

=> t ec= 350 °𝑪 => t ec pp- t ec calc= 350-350= 0℃ Fluxuri Intrări 𝑉′ 𝐵′ Ieșiri 𝑉𝑒𝑐 𝐵𝑒𝑐

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

= 99 780 840

0,39℃

Presupunere corectă

% vol. față de țiței 43,4

Debit, m3/h 220,43

𝒅𝟐𝟎 𝟒

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

Debit, t/h

0,808

0,813

56,60 39

287,47 198,08

0,942 0,802

61

309,82

0,858

22

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ

178,11

Entalpia, kcal/kg 255

Flux termic, kcal/h 45 418 050

0,947 0,807

271,37 158,86

200 265

54 274 000 42 097 900

0,863

265,82

217

57 682 940

6.4. Calculul temperaturii din baza coloanei, tB L0 L0

5

VHeZV

II V’ B’

tec F tizv πEc Qec πizv Qizv

D

VS ABe 4 3 2 1

LeZV

ABi QAB

I

tB B QB

Fig.2. Bilanțul material și termic în zona de vaporizare a coloanei de DA Temperatura din baza coloanei, 𝑡𝐵 , se determină printr-un bilanț termic pe conturul I, deasupra talerului 4 (fig.2). Algoritm de lucru pentru calculul temperaturii în baza coloanei, 𝑡𝐵 : 1) Se presupune 𝑡𝐵 = 𝑡𝑖𝑍𝑉 − (10 − 20)℃ = 348 − 20 = 328℃ 2) Se calculează, presupunând o variație liniară a temperaturii în zona de stripare, 𝑡4 : 𝑡𝑖𝑍𝑉 − 𝑡𝐵 348 − 328 𝑡4 = 𝑡𝑖𝑍𝑉 − = 348 − = 343℃ 4 4 3) Se consideră 𝑡𝐿0 = 𝑡𝑖𝑍𝑉 − 10℃ = 348 − 10 = 338℃ 4) Se face un bilanț termic pe conturul I 𝑄𝑖 = 𝑄𝑒 𝑡

𝑡

𝑡

𝑡

𝑡

𝑡

𝑄𝐵𝑖𝑍𝑉 + 𝑄𝐿50 + 𝑄𝐴𝑖𝐴 = 𝑄𝐵𝐵 + 𝑄𝑉4𝑆 + 𝑄𝐴4 ′ 𝜋𝐴𝑖 ,𝑡𝐴𝑖

𝐺𝐵′ ∙ ℎ𝑡𝑖𝑍𝑉 + 𝐺𝐿0 ∙ ℎ𝑡5 + 𝐺𝐴𝑖 ∙ 𝐻𝐴

𝑖

𝜋

= 𝐺𝐵 ∙ ℎ𝑡𝐵 + 𝐺𝑉𝑆 ∙ 𝐻𝑡4 + 𝐺𝐴𝑒 ∙ 𝐻𝐴 𝐴𝑒

,𝑡4

𝑒

𝑡 5 = 𝑡 𝑖𝑧𝑣 − 10℃ = 348 − 10 = 338℃ 5) Se

𝜋𝐴 ,𝑡𝐴 𝜋𝐴 ,𝑡4 𝐺𝐵′ ∙ℎ𝑡𝑖𝑍𝑉 +𝐺𝐿0 ∙ℎ𝑡5 +𝐺𝐴𝑖 ∙𝐻𝐴 𝑖 𝑖 −𝐺𝑉𝑆 ∙𝐻𝑡4 −𝐺𝐴𝑒 ∙𝐻𝐴 𝑒 𝑒 𝑖 = 𝐺𝐵 15 𝑡𝐵 = 𝑓(ℎ, 𝑑15 )

𝑑 calculează ℎ𝑡𝐵𝐵

6) Se determină

7) Se compară 𝑡𝐵𝑐𝑎𝑙𝑐

= 𝟏𝟗𝟎, 𝟐𝟒

𝑡𝐵𝑐𝑎𝑙𝑐 = 𝟑𝟑𝟎℃ cu 𝑡𝐵𝑝𝑟𝑒𝑠𝑢𝑝𝑢𝑠 . Diferența admisă ± 20C.

t B calc- t B pp=330-328= 2 0C

Presupunere corectă

23

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

Fluxuri

Intrări 𝐵′ 𝐿0 𝐴𝐵𝑖 Ieșiri B 𝑉𝑆 𝐴𝐵𝑒

% vol. față de țiței 56,60

Debit, m3/h

𝒅𝟐𝟎 𝟒

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

Debit, t/h

Entalpia, kcal/kg

Flux termic, kcal/h

287,47

0,942

0,947

271,37

200

54 274 000

2 48,05

10,16 244,05

0,870 0,944

0,875 0,949

8,84 12,6975 229,9

250 730 190,24

2 210 000 9 269 175 43 736 176

10,55 -

53,58 -

0,903 -

0,908 -

48,38 12,6975

253 770

𝜋𝐴𝑖 ,𝑡𝐴𝑖

𝐻𝐴

𝑖

𝜋

𝐻𝐴 𝐴𝑒

,𝑡4

= 3055,78

= 3223,22

𝑒

12 240 140 9 777 075

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟕𝟑𝟎 (𝑙𝑎 𝜋𝑎𝑖 = 7 𝑎𝑡𝑚, 𝑡𝐴𝑖 = 300℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 (𝑙𝑎 𝜋𝑍𝑉 = 1,62 𝑎𝑡𝑚, 𝑡4 = 343℃) = 𝟕𝟕𝟎 𝑘𝑔 𝑘𝑔

6.5. Calculul temperaturii în zona de vaporizare, tZV Temperatura în zona de vaporizare a coloanei DA, tZV, se determină prin bilanț termic pe conturul II (fig.2). Algoritm de lucru: 1) Se presupune 𝑡𝑍𝑉 = 𝑡𝑖𝑍𝑉 − (1 − 2)℃ = 348 − 2 = 𝟑𝟒𝟔℃ 2) Bilanț termic pe conturul II: 𝑄𝑖 = 𝑄𝑒 𝑄𝑉 ′ + 𝑄𝑉𝑆 = 𝑄𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉 𝑑𝑉𝑆

𝑑 ′

𝑉 𝐺𝑉 ′ ∙ 𝐻𝑡𝑖𝑍𝑉 + 𝐺𝑉𝑆 ∙ 𝐻𝑡4

𝑑𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉 =

𝑑𝑉

= 𝐺𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉 ∙ 𝐻𝑡𝑍𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉

𝑉 ′ ∙ 𝑑𝑉 ′ + 𝑉𝑆 ∙ 𝑑𝑉𝑆 43,4 ∙ 0,808 + 10,55 ∙ 0,903 = = 𝟎, 𝟖𝟐𝟕 𝑉 ′ + 𝑉𝑆 43,4 + 10,55 15 𝑑15 = 𝟎, 𝟖𝟑𝟐 𝑉 𝐻𝑒𝑍𝑉

3) Se calculează entalpia vaporilor de hidrocarburi la ieșirea din zona de vaporizare: 𝑑𝑉 𝐻𝑡𝑍𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉

=

𝑑 ′ 𝑑𝑉 𝐺𝑉′ ∙𝐻𝑡 𝑉 +𝐺𝑉𝑆 ∙𝐻𝑡 𝑆 4 𝑖𝑍𝑉 𝐺𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉

=

(178,11∙255+48,38∙253)· 10 3 226,61 ·10 3

= 𝟐𝟓𝟒, 𝟒𝟒

4) 𝑓(𝐻𝑉𝑒𝑍𝑉 , 𝑑𝑉𝑒𝑍𝑉 ) = 𝑡𝑍𝑉𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑡 = 𝟑𝟒𝟔℃ 5) Se compară 𝑡𝑍𝑉𝑐𝑎𝑙𝑐𝑢𝑙𝑎𝑡 cu 𝑡𝑍𝑉𝑝𝑟𝑒𝑠𝑢𝑝𝑢𝑠 , diferența admisă este de 0,50C. t

zv calc-

t zv pp=346-346= 0 0C

Presupunere corectă

24

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

Fluxuri Intrări 𝑉′ 𝑉𝑆 Intrări 𝑉𝐻𝑒𝑍𝑉

% vol. față de țiței 43,4

Debit, m3/h 220,43

10,55 53,95

53,58 240,01

𝒅𝟐𝟎 𝟒

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

0,808 0,813

Debit, t/h 178,11

Entalpie, kcal/kg 255

0,903 0,908 0,827 0,832

48,38 226,61

253 254,44

Flux termic, kcal/h 45 418 050 12 240 140 57 658 648,4

7. Calculul temperaturilor pe talerele de culegere ale produselor laterale și la baza striperelor 7.1. Calculul temperaturilor pe talere de extragere ale produselor laterale Temperatura pe talerul de culegere a unei fracții lichide laterale corespunde cu temperatura de fierbere a produsului nestripat ce se extrage în condițiile de pe taler. Temperatura de fierbere a produsului lichid depinde de presiunea de pe talerul de culegere și de acțiunea de gaz inert pe care o au fracțiunile mai ușoare în fază vapori și aburul în condițiile de presiune și temperatură de pe talerul respectiv. Pe talerul de culegere efect de gaz inert se consideră a avea aburul și toate fracțiunile de deasupra celei care se extrage, exceptând fracția imediat superioară. Temperatura pe talerul de extragere a unui produs lateral va fi temperatura la 0% pe curba VE la 1 atmosferă a produsului nestripat corectată la presiunea parțială a vaporilor produsului de deasupra talerului. Deoarece în calculul presiunii parțiale intră și refluxul intern din zona considerată, calculul temperaturilor de extragere a produselor este iterativ.

25

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

LVSD1

8 VeD1

VSD1+A1,e t1D1

7

RD1+1

D1 '

F

A1,i t2D1 D1 V

ABi

B

Fig.3. Bilanțul termic pentru determinarea temperaturii tD1 SF=22%vol față de alimentare 𝐷1

80,00

D1’=1−Sf=1−0,22=102,56 m3/h VsD1=D1’-D1=102,56-80,00=22,56 m3/h D1=80,00 m3/h……..10 cm

=> x=2,8 %vol

=>t

VsD1=22,56 m3/h……x

0% D1’=313

0C

(pe gf.fractiune VE π=1atm)

Algoritm de calcul: 1) Se determină 𝑡0% ′ , prin extrapolarea curbei VE la 1 atmosferă a produsului nestripat D1 𝐷1

cu procentul de vapori stripați 𝑉𝑆1 (exprimat față de D1). 𝑡0% ′ = 313℃ => (𝑐𝑜𝑛𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑨𝒏𝒆𝒙𝒂 𝑰. 𝒇𝒊𝒈. 𝑰. 𝟖)𝑡𝐷1 = 𝟑𝟎𝟎℃ 𝐷1

2) Bilanț termic pe conturul V, și se calculează 𝑄𝑅𝐷

1 +1

:

𝑄𝑅𝐷1+1 = 𝑄𝑖 − 𝑄𝑒 𝑄𝑅𝐷1 +1 = [𝑄𝐹 + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝑉𝑆 ] − [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝑉𝐸 ] 𝐷1

𝑖

𝑄𝑅𝐷1+1 = [𝑄𝑉 ′ + 𝑄𝐵′ + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐿𝑉

𝑆𝐷

𝑖

26

1

𝐷1

] − [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝐷2 + 𝑄𝐷3 + 𝑄𝐷4 + 𝑄𝐴𝐵 ] 𝑖

𝑄𝑅𝐷

𝑡

1 +1

𝑡

= [𝐺𝑉 ′ ∙ 𝐻𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐵′ ∙ ℎ𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐴𝐵𝑖 ∙ 𝐻 𝜋𝑖,𝑡𝑖 + 𝐺𝐿𝑉𝑆 𝑉

𝐷1

𝐵

𝑡

𝑡

𝑡

∙ ℎ𝑑𝐷1+1 ] 𝐿𝑉 𝑆𝐷 1

𝑡

𝑡

𝑡

− [𝐺𝐵 ∙ ℎ𝑑𝐵𝐵 + 𝐺𝐷1′ ∙ ℎ𝑑𝐷1′ + 𝐺𝐷2 ∙ 𝐻𝑑𝐷1 + 𝐺𝐷3 ∙ 𝐻𝑑𝐷1 + 𝐺𝐷4 ∙ 𝐻𝑑𝐷1 + 𝐺𝐴𝐵𝑒 ∙ 𝐻 𝜋𝐷1 ,𝑡𝐷1 ] 𝐷2

𝐷1

𝐷3

𝑄𝑅𝐷1 +1 = 𝟏𝟐 𝟓𝟐𝟐 𝟖𝟐𝟗 𝐻 𝜋𝐷1 ,𝑡𝐷1 = 𝟑𝟎𝟑𝟒, 𝟏

𝐷4

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟕𝟑𝟒, 𝟑𝟖 (𝑙𝑎 𝜋𝐷1 = 1,58 𝑎𝑡𝑚 , 𝑡𝐷1 = 300℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔

𝑡𝐷1 +1 = 𝑡𝑝𝑝 𝐷1 − (7 − 10)℃ = 300 − 10 = 𝟐𝟗𝟎℃ 𝜋𝐷1 = 𝟏𝟐𝟎𝟐 𝑚𝑚 𝐻𝑔 Fluxul

𝒅𝟐𝟎 𝟒

Debit, t/h

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

Intrări 178,11 𝑉′ 271,37 𝐵′ 𝐴𝐵𝑖 12,6975 𝐿𝑉 𝑆 20,21

0,808

Entalpia, kcal/kg 0,813 255

0,942 0,896

0,947 0,901

200 730 165

54 274 000 9 269 175 3 334650

Ieșiri B 𝐷1′ 𝐷2 𝐷3 𝐷4 𝐴𝐵𝑒

48,05

0,944

0,949

190,24

9 141 032

88,19 56,09 48,82 40,59 12,6975

0,904 0,856 0,788 0,720 -

0,909 0,860 0,793 0,725 -

170 177 185 195 734,38

14 992 300 9 927 930 9 031 700 7 915 050 9 324 790,05

𝐷1

Flux termic, kcal/h 45 418 050

𝐿𝑉𝑆𝐷1 reprezintă lichidul rezultat din condensarea pe talerul 8 a vaporilor stripați 𝑉𝑆𝐷1 , iar 𝑉𝑒𝐷1 vapori la ieșire de pe talerul 8. 3) Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul 7: 𝐺𝑅𝐷

1 +1

=

𝑄𝑅𝐷1 +1 𝐻𝑡𝐷1 − ℎ𝑡𝐷1+1

=

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ (230−170)𝑘𝑐𝑎𝑙

12 522 829

= 𝟐𝟎𝟖 𝟕𝟏𝟑, 𝟖𝟐

𝑘𝑔 ℎ

𝑘𝑔

𝐺𝑅𝐷1+1

208 713,82 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑚𝑅𝐷1+1 = = = 𝟓𝟖𝟔, 𝟗𝟓 𝑀𝐷1 355,59 ℎ 4) Se calculează presiunea parțială a vaporilor de motorină: 𝑝𝐷1 = 𝜋𝐷1 ∙

𝑚𝑅𝐷1 +1 𝑚𝑅𝐷1 +1 + 𝑚𝐷3 + 𝑚𝐷4 + 𝑚𝐴

= 1202 𝑚𝑚 𝐻𝑔 ∙

= 𝟑𝟖𝟐, 𝟗𝟎 𝑚𝑚 𝐻𝑔.

27

586,95 586,95 + 266,01 + 284,16 + 705,42

5) 𝑓 (𝑝𝐷1 , 𝑡0%𝑉𝐸 ′ ) => 𝑡𝐷1 𝑐𝑎𝑙𝑐 = 𝟑𝟎𝟎℃ 𝐷1

t D1 calc- t D1pp=300-300= 0 0C

Presupunere corectă

7.1.2. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al petrolului, D2

14

VeD2

RD2+1

VSD2+A2,e

13

D2'

8 7

A2,i

VSD1+A1,e

D2

D1'

A1,i

F D1

VI AB B

Fig.4. Bilanțul termic pentru determinarea temperaturii 𝑡𝐷2 .

SF=22%vol față de alimentare 𝐷2

65,52

D2’=1−Sf=1−0,22=84 m3/h VsD2=D2’-D2=84-65,52=18,48 m3/h D2=65,52 m3/h……..10 cm

=> x=2,8 %vol

=>t

VsD2=18,48 m3/h……x

0% D2’=213

°C

(pe gf.fractiune VE π=1atm)

Etape de calcul: 1) Se determină 𝑡0% ′ , prin extrapolarea curbei VE la 1 atmosferă a produsului nestripat D2 𝐷2

cu procentul de vapori stripați 𝑉𝑆2 (exprimat față de D2). 𝑡0% ′ = 213℃ => (𝑐𝑜𝑛𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑨𝒏𝒆𝒙𝒂. 𝒇𝒊𝒈. 𝑰. 𝟖)𝑡𝐷2 = 𝟐𝟐𝟎℃ 𝐷2

2) Bilanț termic pe conturul VI, și se calculează 𝑄𝑅𝐷

28

2 +1

:

𝑄𝑅𝐷2+1 = 𝑄𝑖 − 𝑄𝑒 𝑄𝑅𝐷2 +1 = [𝑄𝐹 + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐴1 + 𝑄𝐿𝑉𝑆 ] − [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝐷1 + 𝑄𝑉𝐸 ] 𝐷2

𝑖

𝐷2

𝑄𝑅𝐷2 +1 = [𝑄𝑉 ′ + 𝑄𝐵′ + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐴1 + 𝑄𝐿𝑉

𝑆𝐷

𝑖

] 2

− [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝐷3 + 𝑄𝐷4 + 𝑄𝐴𝐵 ] 𝑖

𝑡

𝑡

𝑡

𝑄𝑅𝐷2+1 = [𝐺𝑉 ′ ∙ 𝐻𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐵′ ∙ ℎ𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐴𝐵𝑖 ∙ 𝐻 𝜋𝑖, 𝑡𝑖 + 𝐺𝐴1 ∙ 𝐻 𝜋𝑖 ,𝑡𝑖 + 𝐺𝑉𝑆 𝑉

𝐵

𝑡2𝐷1

𝑡

[𝐺𝐵 ∙ ℎ𝑑𝐵𝐵 + 𝐺𝐷1 ∙ 𝐻𝑑

𝐷1

𝑡𝐷1

+ 𝐺𝐷1′ ∙ ℎ𝑑

𝐷′1

𝑡 𝐷2

+ 𝐺𝐷3 ∙ 𝐻𝑑

𝐷3

𝐷2

∙ ℎ𝑑𝐷2+1 ] −

𝑡 𝐷2

+ 𝐺𝐷4 ∙ 𝐻𝑑

𝐷4

𝐿𝑉 𝑆𝐷 2

+ (𝐺𝐴𝐵𝑒 +

𝐺𝐴1 ) ∙ 𝐻 𝜋𝐷2 ,𝑡𝐷2 ] 𝑄𝑅𝐷2 +1 = 14 710 784,95 𝐻 𝜋𝐷2 ,𝑡𝐷2 = 𝟐𝟗𝟏𝟒, 𝟕𝟏

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟔𝟗𝟔, 𝟑 (𝑙𝑎 𝜋𝐷2 = 1,54 𝑎𝑡𝑚 , 𝑡𝐷2 = 220℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔

𝑡𝐷2 +1 = 𝑡𝐷2 − (7 − 10)℃ = 220 − 10 = 𝟐𝟏𝟎℃ 𝜋𝐷2 = 𝟏𝟏𝟕𝟒𝑚𝑚 𝐻𝑔

Flux Debit, t/h Intrări 178,11 𝑉′ 271,37 𝐵′ 12,6975 𝐴𝐵𝑖 1600 x 10-3 𝐴1 15,52 𝐿𝑉𝑆𝐷2 Ieșiri 229,90 B 72,32 𝐷1 𝐷2′ 88,19 48,82 𝐷3 40,59 𝐷4 12,6975 𝐴𝐵𝑒 AA1 1600 x 10-3

Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 𝒅𝟐𝟎 𝒅𝟏𝟓 𝟒 𝟏𝟓 0,808 0,813 255 45 418 050 0,942 0,947 0,840 0,845 0,944 0,949

200 730 730 160 190,24

54 274 000 9 269 175 1 168 2 483 200 43 736 176

0,904 0,904 0,788 0,720 -

156,89 170 185 195 696,3 696,3

11 346 248,8 14 992 300 9 031 700 7 915 050 8 803 176,75 1 114,08

0,908 0,909 0,793 0,725 -

3) Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul 7: 𝐺𝑅𝐷2 +1 =

𝑄𝑅𝐷2 +1 𝐻𝑡𝐷2 − ℎ𝑡𝐷2+1

=

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ (180−120)𝑘𝑐𝑎𝑙

14 710 784,95 𝑘𝑔

29

= 𝟐𝟒𝟓 𝟏𝟕𝟗, 𝟕𝟓

𝑘𝑔 ℎ

𝐺𝑅𝐷2+1

𝟐𝟒𝟓 𝟏𝟕𝟗, 𝟕𝟓 𝑘𝑚𝑜𝑙 = 𝟗𝟓𝟗, 𝟕𝟐 𝑀𝐷2 255,47 ℎ 4) Se calculează presiunea parțială a vaporilor de motorină: 𝑚𝑅𝐷 +1 2 𝑝𝐷2 = 𝜋𝐷2 ∙ 𝑚𝑅𝐷2 +1 + 𝑚𝐷4 + 𝑚𝐴 + 𝑚𝐴1 𝑚𝑅𝐷

2 +1

=

=

𝟗𝟓𝟗, 𝟕𝟐 𝟗𝟓𝟗, 𝟕𝟐 + 248,16 + 705,42 + 88,89 = 𝟓𝟔𝟐, 𝟕𝟒𝑚𝑚 𝐻𝑔. = 1175𝑚𝑚 𝐻𝑔 ∙

5) 𝑓 (𝑝𝐷2 , 𝑡0%𝑉𝐸 ′ ) => 𝑡𝐷2 𝑐𝑎𝑙𝑐 = 𝟐𝟐𝟏℃ 𝐷2

t D2 calc- t D2pp=221-220= 1 0C

Presupunere corectă

7.1.3. Calculul temperaturii pe talerul de extragere al benzinei grele, D3

22 21

VeD3

RD3+1

VSD3+A3,e D3'

A3,i D3

VSD2+A2,e

14 13

A2,i

D2' VSD1+A1,e

8 7

D2 A1,i

D1'

F

D1

VII AB

B

Fig.5. Bilanțul termic pentru determinarea temperaturii 𝑡𝐷3 . SF=22%vol față de alimentare 𝐷3

61,96

D3’=1−Sf=1−0,22=79,44 m3/h VsD3=D3’-D3=79,44-61,96=17,48 m3/h D3=61,96 m3/h……..10 cm

=> x=2,8 %vol

VsD3=17,48 m3/h……x

=>t

0% D3’=147

°C

(pe gf.fractiune VE π=1atm)

Etape de calcul:

30

1) Se determină 𝑡0% ′ , prin extrapolarea curbei VE la 1 atmosferă a produsului nestripat D3 𝐷3

cu procentul de vapori stripați 𝑉𝑆3 (exprimat față de D3). 𝑡0% ′ = 147℃ => (𝑐𝑜𝑛𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑨𝒏𝒆𝒙𝒂. 𝒇𝒊𝒈. 𝑰. 𝟖)𝑡𝐷3 = 𝟏𝟓𝟓℃ 𝐷3

2) Bilanț termic pe conturul VII, și se calculează 𝑄𝑅𝐷3 +1 : 𝑄𝑅𝐷

= 𝑄𝑖 − 𝑄𝑒

3 +1

𝑄𝑅𝐷3 +1 = [𝑄𝐹 + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐴1 + 𝑄𝐴2 + 𝑄𝑉𝑆 ] 𝐷3

𝑖

− [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝐷2′ + 𝑄𝐷1 + 𝑄𝐷2 + 𝑄𝑉𝐸 ] 𝐷3

𝑄𝑅𝐷3 +1 = [𝑄𝑉 ′ + 𝑄𝐵′ + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐴1 + 𝑄𝐴2 + 𝑄𝐿𝑉

𝑆𝐷

𝑖

− [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1 + 𝑄𝐷2 + 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝑉𝐸 𝑡

] 3

𝐷3

+ 𝑄𝐷2′ ]

𝑡

𝑄𝑅𝐷3 +1 = [𝐺𝑉 ′ ∙ 𝐻𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐵′ ∙ ℎ𝑑𝑖𝑧𝑣′ + 𝐺𝐴𝐵𝑖 ∙ 𝐻 𝜋𝑖, 𝑡𝑖 + 𝐺𝐴1 ∙ 𝐻 𝜋𝑖 ,𝑡𝑖 + 𝐺𝐴2 ∙ 𝐻 𝜋𝑖 ,𝑡𝑖 𝑉

+ 𝐺𝐿𝑉𝑆

𝐵

𝑡𝐷3+1

𝐷3

∙ ℎ𝑑

𝐿𝑉 𝑆𝐷 3

] 𝑡

𝑡

𝑡

𝑡

− [𝐺𝐵 ∙ ℎ𝑑𝐵𝐵 + 𝐺𝐷1 ∙ 𝐻𝑑2𝐷1 + 𝐺𝐷1′ ∙ ℎ𝑑𝐷1′ + 𝐺𝐷2′ ∙ ℎ𝑑𝐷2′ + 𝐺𝐷2 𝐷1

∙

𝑡 𝐻𝑑2𝐷2 𝐷2

+ 𝐺𝐷3′ ∙

𝑡𝐷 ℎ𝑑 3′ 𝐷

3

𝐷1

+ 𝐺𝐷4 ∙

𝑡𝐷 𝐻𝑑 3 𝐷4

𝐷2

+ (𝐺𝐴𝐵𝑒 + 𝐺𝐴1

+ 𝐺𝐴2 )𝐻 𝜋𝐷3 ,𝑡𝐷3 ] 𝑄𝑅𝐷3 +1 = 𝟕 𝟖𝟓𝟕 𝟖𝟗𝟑, 𝟖 𝐻 𝜋𝐷3 ,𝑡𝐷3 = 𝟐𝟐𝟔𝟔, 𝟔𝟎

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟓𝟒𝟑, 𝟖𝟏 (𝑙𝑎 𝜋𝐷3 = 1,49 𝑎𝑡𝑚 , 𝑡𝐷3 = 155℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔

𝑡𝐷3 +1 = 𝑡𝐷3 − (7 − 10)℃ = 155 − 10 = 𝟏𝟒𝟓℃ 𝜋𝐷3 = 1132𝑚𝑚 𝐻𝑔

Flux Debit, kg/h Intrări 178,11 𝑉′ 271,37 𝐵′

𝒅𝟐𝟎 𝟒 0,808

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓 0,813

0,942

0,947

Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 255 45 418 050 200 31

54 274 000

12,6975 730 9 269 175 𝐴𝐵𝑖 -3 1600 x 10 730 1 168 𝐴1 1310,4 x 10-3 744,48 975,57 𝐴2 𝐿𝑉𝑆𝐷3 15,52 0,840 0,845 160 2 483 200 Ieșiri 229,90 0,944 0,949 190,24 43 736 176 B 72,32 0,904 0,908 156,89 11 346 248,8 𝐷1 48810,72 0,8220 90,95 4439334,984 𝐷2 D3 229,90 0,944 0,949 190,24 43 736 176 40664,26 0,7584 154,9 6298893,874 𝐷3′ 229,90 0,944 0,949 190,24 43 736 176 𝐷4 12,6975 6 905 027,48 𝐴𝐵𝑒 543,81 1600 x 10-3 871 𝐴1 543,81 -3 1310,4 x 10 712,61 𝐴2 543,81 3) Se calculează cantitatea de reflux care cade pe talerul 7: 𝑄𝑅𝐷3 +1 𝟕 𝟖𝟓𝟕 𝟖𝟗𝟑, 𝟖 𝑘𝑔 𝐺𝑅𝐷 +1 = = = 196 447,35 3 𝐻𝑡𝐷3 − ℎ𝑡𝐷3+1 125 − 85 ℎ 𝐺𝑅𝐷3 +1 196 447,35 𝑘𝑚𝑜𝑙 𝑚𝑅𝐷3 +1 = = = 𝟏 𝟎𝟕𝟎, 𝟑𝟖 𝑀𝐷3 183,53 ℎ 4) Se calculează presiunea parțială a vaporilor de motorină: 𝑚𝑅𝐷3+1 𝑝𝐷3 = 𝜋𝐷3 ∙ 𝑚𝑅𝐷3 +1 + 𝑚𝐴 + 𝑚𝐴1 + 𝑚𝐴2 𝟏 𝟎𝟕𝟎, 𝟑𝟖 = 1132 𝑚𝑚 𝐻𝑔 ∙ 𝟏 𝟎𝟕𝟎, 𝟑𝟖 + 705,42 + 88,89 + 72,8 = 𝟔𝟐𝟓, 𝟑𝟖 𝑚𝑚 𝐻𝑔. 5) 𝑓 (𝑝𝐷3 , 𝑡0%𝑉𝐸 ′ ) => 𝑡𝐷3 𝑐𝑎𝑙𝑐 = 𝟏𝟓𝟓℃ 𝐷3

t D3 calc- t D3pp=155-155= 0 0C

Presupunere corectă

7.2. Calculul striperelor În coloana de distilare atmosferică, lichidul de pe talere este străbătut de vapori ce pot avea o compoziție foarte variată. Rezultă o contaminare a lichidului cu produse ușoare în interiorul coloanei și implicit necesitatea de a prevedea coloanele de distilare atmosferică cu stripere care au rolul de a elimina părțile ușoare conținute în produsele care se scot lateral din coloana de fracționare. Striparea se poate realiza folosind un gaz inert (abur, metan) sau un refierbător. Se folosesc rații de abur de 20-30 kg abur/m3 produs stripat. La striparea cu abur au loc următoarele modificări:

32

  

Scade temperatura la ieșirea din baza striperului; Produsul stripat va conține o anumită cantitate de apă; Crește diametrul coloanei ca urmare a prezenței aburului (provenit din stripere și de la baza coloanei) la vârful coloanei.

Calculul striperului va cuprinde: 1) Bilanțul material și caracterizarea fluxurilor implicate. 2) Bilanț termic pe striper și stabilirea temperaturilor de ieșire din striper. 7.2.1. Bilanțul material pe stripere cu abur

Bilanțul material se face în jurul striperului din care se scoate produsul stripat, Di (conturul I).

VSDi+Ai,e

I

Di’ tDi Ai,i

Di Fig.6. Bilanț material pe striperul cu abur 𝐷𝑖′ = 𝐷𝑖 + 𝑉𝑆𝐷

𝑖

𝑉𝑆𝐷 = 𝐷𝑖′ ∙ 𝑆𝐹 𝑖

𝐷𝑖′ = I.

𝐷

𝐷𝑖 1 − 𝑆𝐹

15,75

Motorină: 𝐷1′ = 1−𝑆1 = 1−0,22 = 𝟏𝟗, 𝟐𝟏% 𝐹

𝑆𝐹 = 0,22 𝑉𝑆𝐷 = 𝐷1′ − 𝐷1 = 19,21 − 15,75 = 3,46% 1

II.

Petrol: 𝐷2′

𝐷

12,9

= 1−𝑆2 = 1−0,22 = 𝟏𝟔, 𝟓𝟒% 𝐹

𝑆𝐹 = 0,22 33

𝑉𝑆𝐷2 = 𝐷2′ − 𝐷2 = 16,54 − 12,9 = 𝟑, 𝟔𝟒% III.

𝐷

12,2

Benzină grea: 𝐷3′ = 1−𝑆3 = 1−0,22 = 𝟏𝟒, 𝟕% 𝐹

𝑆𝐹 = 0,22 𝑉𝑆𝐷1 = 𝐷1′ − 𝐷1 = 14,7 − 12,2 = 𝟐, 𝟓% Striper

I. Motorină II. Petrol III. Benzină Grea IV. Benzină Ușoară

Flux

%vol/F

m3/h

𝒅𝟐𝟎 𝟒

𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓

t/h

%vol/Di

𝐷1 𝐷1′ 𝑉𝑆1 𝐷2 𝐷2′ 𝑉𝑆2 𝐷3 𝐷3′ 𝑉𝑆3 𝐷4 𝐷4′ 𝑉𝑆4

15,75 19,21 3,46 12,9 16,54 3,64 12,2 14,7 2,5 11,1 -

80,00 102,56 22,56 65,52 84 18,48 61,96 79,44 17,48 56,38 -

0,904 0,902 0,896 0,856 0,852 0,840 0,788 0,785 0,773 0,720 -

0,908 0,906 0,900 0,860 0,857 0,845 0,793 0,790 0,778 0,725 -

72,32 88,01 20,21 56,09 71,57 15,52 48,82 58,60 9,81 40,59 -

100 127 27 100 122 22 100 117 17 100 -

𝑑𝐷 ′ =

𝑉𝐷𝑖 ∙ 𝑑𝐷1 + 𝑉𝑆𝐷 ∙ 𝑑𝑉𝑆 𝑖

Abur Kg/h Kmol/h 1600

88,88

1310,4

72,8

1239,2

68,84

-

-

𝐷𝑖

𝑉𝐷′

𝑖

𝑖

7.2.2. Bilanțul termic pe striperul cu abur. Calculul temperaturii în baza striperului de motorină, t2D1

Algoritm de rezolvare pentru calculul temperaturii în baza striperului: 1) În funcție de 𝑆𝐹1 se calculează ∆𝑡 aproximativ (Anexa I grafic I.5), unde ∆𝑡 aproximativ reprezintă scăderea de temperatură între intrarea produsului în striper și baza striperului pentru produsul 𝐷1 ca efect al vaporizării, cunoscând că aburul și produsul care intră în striper au aceeași temperatură. 𝑓(𝑆𝐹1 ) = ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 = 𝟏𝟖℃ 2) Funcție de ∆𝑡 aproximativ se determină conform Anexa I graficul I.6, diferența reală de temperatură între intrarea în striper și baza striperului, ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 ; în acest grafic abscisă este diferența între temperatura în alimentare striper și temperatura aburului, având în vedere că cele două fluxuri au temperaturi diferite. 𝑓(∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 ) => ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = −1℃ 18 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = −1 => ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝟏𝟗℃ 3) În cazul striperului cu abur ca efect al vaporizării fracțiilor ușoare temperatura scade din vârf spre bază și se consideră o variație liniară între talerele 1 și 4. 34

𝑡4 = 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 −

∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 19 =316 − =311,3℃ 4 4

unde:t alim=t D1= 316℃ 𝑡2𝐷

1 𝑝𝑝

= 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 316 − 19 = 𝟐𝟗𝟕℃

4) Se verifică 𝑡2𝐷1 prin efectuarea unui bilanț termic conform conturului III, în jurul striperului din care iese produsul D1:

VSDi+Ai,e QVSDi, QAi,e

III

Di’ QDi’ Ai,i QAi,i

t2Di

Di QDi Fig.7. Bilanț termic pe striperul cu abur [𝑄𝑖 ]𝐼𝐼𝐼 = [𝑄𝑒 ]𝐼𝐼𝐼 𝑄𝐷1′ + 𝑄𝐴1𝑖 = 𝑄𝐷1 + 𝑄𝑉𝑆 + 𝑄𝐴1𝑒 𝐷1

𝑑 𝐷′

𝑑𝑉𝑆

𝑑

𝐺𝐷1′ ∙ ℎ𝑡𝐷 1 + 𝐺𝐴1𝑖 ∙ 𝐻𝑡1 ,𝜋1 = 𝐺𝐷1 ∙ ℎ𝑡2𝐷1 + 𝐺𝑉𝑆 1

𝐷1

𝐷1

𝑑𝑉𝑆

𝑑 𝐷′

𝑑𝐷 ℎ𝑡 2 1 𝐷

=

𝐺𝐷1′ ∙ ℎ𝑡𝐷 1 + 𝐺𝐴1𝑖 ∙ 𝐻𝑡1 ,𝜋1 − 𝐺𝑉𝑆 1

𝑑

ℎ𝑡2𝐷1 = 𝟏𝟓𝟔, 𝟖𝟗 𝐷1

𝑡4 ,𝜋𝐷

1

= 3 095,88

𝐷1

∙ 𝐻𝑡4

𝐷1

𝐷1

+ 𝐺𝐴1𝑒 ∙ 𝐻

− 𝐺𝐴1𝑒 ∙ 𝐻

𝑡4 ,𝜋𝐷

𝑡4 ,𝜋𝐷

1

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟕𝟑𝟗, 𝟓𝟖 (𝑙𝑎 𝜋𝐷1 = 1,58𝑎𝑡𝑚, 𝑡4 = 311,3℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔 𝜋𝐷1 = 1202 𝑚𝑚 𝐻𝑔

=>𝑓

𝑑 (ℎ𝑡2𝐷1 𝐷

1

𝐺𝐷1

1

𝐻

∙ 𝐻𝑡4

) =>t2D1calc=295 0C

1

t 2D1 pp- t 2D1 calc=297-295= 2 0C

Presupunere corectă

35

Flux Debit, t/h Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓 Intrări 88,01 0,906 170 14 961 700 𝐷1′ 1600 x 10-3 733,78 1 174,05 𝐴1𝑖 Ieșiri 72,32 0,908 156,89 11 346 284,8 𝐷1 𝑉𝑆𝐷1 20,21 0,906 230 4 648 300 -3 1600 x 10 739,58 1 183 328 𝐴1𝑒 7.2.3. Calculul temperaturii în baza striperului de petrol, t2D2

1) 𝑓(𝑆𝐹2 ) = ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 = 𝟐𝟏℃ 2) 𝑓(∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 ) => ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝟏℃ 21 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 1℃ => ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝟐𝟎℃ 3) 𝑡4 = 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 − 𝑡4 = 221 −

∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 4

20 4

= 𝟐𝟐𝟔℃

unde: t alim=t D2 =221 ℃ 𝑡2𝐷2 = 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 221 − 20 = 𝟐𝟎𝟏℃ 4) Bilanț termic: [𝑄𝑖 ]𝐼𝐼𝐼 = [𝑄𝑒 ]𝐼𝐼𝐼 𝑄𝐷2′ + 𝑄𝐴2𝑖 = 𝑄𝐷2 + 𝑄𝑉𝑆 + 𝑄𝐴2𝑒 𝐷2

𝑑 𝐷′

𝐺𝐷2′ ∙ ℎ𝑡𝐷 2 + 𝐺𝐴2𝑖 ∙ 𝐻𝑡2 ,𝜋2 = 𝐺𝐷2 ∙ 2

𝑑 ℎ𝑡2𝐷2 𝐷

2

𝐷2

=

𝐺𝐷2′ ∙ ℎ𝑡𝐷 2 + 𝐺𝐴2𝑖 ∙ 𝐻𝑡2 ,𝜋2 − 𝐺𝑉𝑆 2

𝑑

ℎ𝑡2𝐷2 = 𝟏𝟏𝟒, 𝟑𝟕 𝐷2

𝑡4 ,𝜋𝐷

1

= 𝟐 𝟗𝟐𝟔, 𝟔𝟎

𝐷2

∙ 𝐻𝑡4

𝐷2

𝐷2

+ 𝐺𝐴2𝑒 ∙ 𝐻

− 𝐺𝐴2𝑒 ∙ 𝐻

𝑡4 ,𝜋𝐷

𝑡4 ,𝜋𝐷

2

2

𝐺𝐷2

2

𝐻

∙ 𝐻𝑡4 𝑑𝑉𝑆

𝑑 𝐷′

𝑑 ℎ𝑡2𝐷2 𝐷

𝑑𝑉𝑆

+ 𝐺𝑉𝑆

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟔𝟗𝟗, 𝟏𝟒 (𝑙𝑎 𝜋𝐷2 = 1,54 𝑎𝑡𝑚, 𝑡4 = 226℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔 𝜋𝐷2 = 1174 𝑚𝑚 𝐻𝑔

Flux Debit, t/h Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓 Intrări 71,57 0,857 130 9 304 100 𝐷2′ 1 310,4 x 10-3 744,68 975,83 𝐴2𝑖 Ieșiri 56,09 0,860 114,37 6 415 013,3 𝐷2 0,845 190 2 948 800 𝑉𝑆𝐷2 15,52 36

1 310,4 x 10-3

𝐴2𝑒

-

699,14

916,15

7.2.4. Calculul temperaturii în baza striperului de benzină grea, t2D3

1) 𝑓(𝑆𝐹2 ) = ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 = 𝟐𝟖℃ 2) 𝑓(∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 ) => ∆𝑡𝑎𝑝𝑟𝑜𝑥 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝟐℃ 28 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 2℃ => ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 𝟐𝟔℃ 3) 𝑡4 = 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 − 𝑡4 = 151 −

∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 4

26 4

= 144,5℃

unde: t alim=t D3 =151 ℃ 𝑡2𝐷3 = 𝑡𝑎𝑙𝑖𝑚 − ∆𝑡𝑟𝑒𝑎𝑙 = 151 − 144,5 = 𝟏𝟏𝟖, 𝟓℃ 4) Bilanț termic: [𝑄𝑖 ]𝐼𝐼𝐼 = [𝑄𝑒 ]𝐼𝐼𝐼 𝑄𝐷3′ + 𝑄𝐴3𝑖 = 𝑄𝐷3 + 𝑄𝑉𝑆 + 𝑄𝐴3𝑒 𝐷3

𝑑 𝐷′

𝑑𝑉𝑆

𝑑𝐷

𝐺𝐷3′ ∙ ℎ𝑡𝐷 3 + 𝐺𝐴3𝑖 ∙ 𝐻𝑡3 ,𝜋3 = 𝐺𝐷3 ∙ ℎ𝑡2 3 + 𝐺𝑉𝑆 3

𝐷3

𝐷3

𝑑𝑉𝑆

𝑑 𝐷′

𝑑𝐷 ℎ𝑡 2 3 𝐷

=

𝐺𝐷3′ ∙ ℎ𝑡𝐷 3 + 𝐺𝐴3𝑖 ∙ 𝐻𝑡3 ,𝜋3 − 𝐺𝑉𝑆 3

∙ 𝐻𝑡4

𝐷3

∙ 𝐻𝑡4

𝐷3

𝐷3

+ 𝐺𝐴3𝑒 ∙ 𝐻

− 𝐺𝐴3𝑒 ∙ 𝐻

𝑡4 ,𝜋𝐷

𝑡4 ,𝜋𝐷

3

3

𝐺𝐷2

3

𝑑𝐷

ℎ𝑡2 3 = 68,02 𝐷3

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

𝑡2𝐷3 = 𝟏𝟏𝟒, 𝟑𝟗℃ 𝐻

𝑡4 ,𝜋𝐷

3

= 𝟐 𝟕𝟔𝟓, 𝟓𝟐

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟔𝟔𝟎, 𝟔𝟔 (𝑙𝑎 𝜋𝐷3 = 1,49 𝑎𝑡𝑚, 𝑡4 = 114,5℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔

𝜋𝐷3 = 1132 𝑚𝑚 𝐻𝑔

Flux Debit, kt/h Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓 Intrări 58,60 0,790 80 4 688 000 𝐷3′ 1 239,2 x 10-3 744,68 922,81 𝐴3𝑖 Ieșiri 48,82 0,793 68,02 3 320 736,4 𝐷3 37

𝑉𝑆𝐷

3

𝐴3𝑒

9,81 0,778 -3 1 239,2 x 10 -

150 660,66

1 471 500 818,69

7.3. Calculul temperaturii la vârful coloanei Temperatura la vârful coloanei trebuie menținută astfel încât produsul de vârf D4 să fie obținut în stare de vapori. Algoritm de calcul: 1) Din profilul de temperatură trasat pe întreaga înălțime a coloanei se presupune temperatura aproximativă la vârful coloanei, în funcție de 𝑡100%𝑉𝐸 𝑏𝑧 din graficul I.5 din Anexă. 𝑡100% 𝑉𝐸 𝑏𝑧 = 91℃ => (𝑐𝑜𝑛𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑨𝒏𝒆𝒙𝒂 𝑰 𝒈𝒓𝒂𝒇𝒊𝒄𝒖𝒍 𝑰. 𝟖)𝑡𝑛 𝑝𝑝 = 𝟏𝟎𝟎℃ 2) Se calculează căldura preluată de refluxul rece de la vârful coloanei prin bilanț termic pe conturul VII (figura 8): 𝑄𝑅 = 𝑄𝑖 − 𝑄𝑒 𝑄𝑅 = [𝑄𝐹 + 𝑄𝐴𝐵 + 𝑄𝐴1 + 𝑄𝐴2 + 𝑄𝐴3 ] − [𝑄𝐵 + 𝑄𝐷1 + 𝑄𝐷2 + 𝑄𝐷3 + 𝑄𝑉𝐸 ] 𝑁

𝑄𝑅 = [𝐺𝑉 ′ ∙

𝑡 𝐻𝑑𝑖𝑧𝑣′ 𝑉

+ 𝐺𝐵 ′ ∙

𝑡 ℎ𝑑𝑖𝑧𝑣′ 𝐵

+ (𝐺𝐴𝐵 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 ) ∙ 𝐻 𝑑

𝑑

𝑡𝑖 ,𝜋𝑖

]

𝑑𝐷

𝑑

− [𝐺𝐵 ∙ ℎ𝑡𝐵𝐵 + 𝐺𝐷1 ∙ ℎ𝑡2𝐷1 + 𝐺𝐷2 ∙ ℎ𝑡2𝐷2 + 𝐺𝐷3 ∙ ℎ𝑡2 3 + 𝐺𝐷4 𝐷1

∙

𝑑𝐷 𝐻𝑡𝑛 4

𝐷2

+ (𝐺𝐴𝐵 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 ) ∙ 𝐻

𝑡𝑒 ,𝜋𝑉𝐶

𝐷3

]

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ 3) Se calculează debitul masic și debitul molar de reflux rece 𝑄𝑅 𝟑𝟑 𝟔𝟏𝟗 𝟔𝟒𝟐, 𝟔𝟖 𝑘𝑔 𝐺𝑅 = = = 𝟐𝟗𝟐𝟑𝟒𝟒, 𝟕𝟐 𝐻𝑡𝑛 − ℎ𝑡𝑖𝑅 125 − 10 ℎ 𝑄𝑅 = 𝟑𝟑 𝟔𝟏𝟗 𝟔𝟒𝟐, 𝟔𝟖

𝑚𝑅 =

Flux Debit, t/h Intrări 178,11 𝑉′ 271,37 𝐵′ 12,6975 𝐴𝐵𝑖 1600 x 10-3 𝐴1𝑖

𝐺𝑅 𝟐𝟗𝟐𝟑𝟒𝟒, 𝟕𝟐 𝑘𝑐𝑎𝑙 = = 𝟐𝟎𝟒𝟐, 𝟔𝟔 𝑀𝐷4 142,84 𝑘𝑔

Entalpia, kcal/kg Flux termic, kcal/h 𝒅𝟏𝟓 𝟏𝟓 0,813 255 45 418 050 0,947 -

200 730 730 38

54 274 000 9 269 175 1 168

𝐴2𝑖 𝐴3𝑖 Ieșiri B 𝐷1

1310,4 x 10-3 -3 1239,2 x 10 229,90 0,949

𝐷2 𝐷3 𝐷4 𝐴𝐵𝑒 𝐴1𝑒 𝐴2𝑒 𝐴3𝑒

730 730 187,59

956,59 904,62 43 126 941

0,908

156,89

11 346 284,8

56,09 0,860 48,82 0,793 40,59 0,725 12,6975 1600 x 10-3 -3 1310,4 x 10 1239,2 x 10-3 -

114,37 68,08 125 539,27 539,27 539,27 539,27

6 415 013,3 3 323 665,6 5 073 750 6 847 380,83 862,83 706,66 668,26

72,32

𝑘𝑗 𝑘𝑐𝑎𝑙 = 𝟓𝟑𝟗, 𝟐𝟕 (𝑙𝑎 𝜋𝑉𝐶 = 1,62 𝑎𝑡𝑚, 𝑡𝑒 = 35℃) 𝑘𝑔 𝑘𝑔 𝜋𝑉𝐶 = 1230 𝑚𝑚 𝐻𝑔 4) Se calculează presiunea parțială a vaporilor la vârful coloanei: 𝑚𝑅 + 𝑚𝐷4 𝑝𝑉𝐶 = 𝜋𝑉𝐶 ∙ 𝑚𝑅 + 𝑚𝐷4 + 𝑚𝐴𝐵𝑖 + 𝑚𝐴1 + 𝑚𝐴2 + 𝑚𝐴3 2046,66 + 284,16 = 1090 ∙ 2046,66 + 284,16 + 705,52 + 88,89 + 72,8 + 68,84 = 𝟕𝟕𝟕, 𝟕𝟏𝑚𝑚 𝐻𝑔 5) Se corectează 𝑡100%𝑉𝐸𝐷4 la presiunea 𝑝𝑁 și se determină 𝑡𝑁𝑐𝑎𝑙𝑐 . 𝐻𝑡𝑒 ,𝜋𝑉𝐶 = 2247,68

𝑓 (𝑝𝑁 , 𝑡100%𝑉𝐸𝐷4 ) => (𝑐𝑜𝑛𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑔𝑟𝑎𝑓𝑖𝑐𝑢𝑙𝑢𝑖 𝐴𝑍𝑁Î𝐼)𝑡𝑁𝑐𝑎𝑙𝑐 = 𝟗𝟖℃ 6) 𝑡𝑁𝑝𝑝 − 𝑡𝑁𝑐𝑎𝑙𝑐 = 100 − 98 = 2℃ După determinarea cantității de reflux se calculează și rația de reflux, r: 𝑟=

𝐺𝑅 292344,72 = = 7,20 𝐺𝐷4 40,59 𝑥 103

7.4. Calculul sarcinii condensatorului de la vârful coloanei și a cantității de apă de răcire și condensare Pentru determinarea sarcinii termice a condensatorului de vârf, 𝑄𝐶 , 𝑘𝑐𝑎𝑙/ℎ, se efectuează un bilanț termic pe conturul VIII (figura 8).

39

𝑄𝐶 = [𝑄𝑖 − 𝑄𝑒 ]𝑉𝐼𝐼𝐼 𝑑𝐷

𝜋

= [(𝐺𝐷4 + 𝐺𝑅 ) ∙ 𝐻𝑡𝑛 4 + (𝐺𝐴𝐵𝑖 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 ) ∙ 𝐻𝑡𝑛𝑛 ] 𝑑

− [(𝐺𝐷4 + 𝐺𝑅 ) ∙ ℎ𝑡𝑖𝑅𝐷4 + (𝐺𝐴𝐵𝑒 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 ) ∙ 𝑡𝑖𝑅 ∙ 𝑐𝑝 ] = 𝟒𝟒 𝟏𝟕𝟗 𝟗𝟑𝟒, 𝟓

𝑘𝑐𝑎𝑙 ℎ

Unde: 𝑐𝑝 - cantitatea calorică a apei, kcal/kg∙grad, 𝑐𝑝 = 1 𝑘𝑐𝑎𝑙/𝑘𝑔 ∙ 𝑔𝑟𝑎𝑑 Cantitatea de apă necesară în condensator 𝐺𝐻2 𝑂 este dată de sarcina termică a condensatorului raportată la diferența de temperatură a apei la ieșirea și intrarea din condensator (𝑡𝑒 − 𝑡𝑖 )𝑎𝑝ă și la randamentul condensatorului de vârf, 𝜂𝐺 : 𝐺𝐻2 𝑂 =

𝑄𝐶 𝟒𝟒 𝟏𝟕𝟗 𝟗𝟑𝟒, 𝟓 𝑘𝑔 = = 𝟑 𝟏𝟑𝟑 𝟑𝟐𝟖, 𝟔𝟗 (𝑡𝑒 − 𝑡𝑖 )𝑎𝑝ă ∙ 𝜂𝐺 (35 − 20)𝑥 0,94 ℎ

𝑡𝑒 = 350C 𝑡𝑖 = 200C 𝜂𝐺 = 0,94 După determinarea sarcinii condensatorului se verifică calculul termic pe întreaga coloană și stripere prin efectuarea unui bilanț termic pe conturul IX (figura 8). QC

Ven

IX

VIII

VR

VeD

H2O

R

D4 D3 A 3

D2

A2 D1 A1 F QF

A B QAB

VII

B QB

Fig.8. Bilanțuri termice pe coloana de distilare atmosferică

40

8.1. Calculul diametrului coloanei cu talere cu supape (Glitsch) Diametrul coloanei se stabilește pe baza sarcinii maxime de vapori și de lichid din coloană. Pentru calculul diametrului coloanei, 𝐷𝐶 , se utilizează relația: 𝐷𝐶 = În care:𝐵 = 3,345 ∙ 𝑁

𝐵 + (𝐵2 + 𝜋 ∙ 𝐶)1/2 𝜋/2

𝑉𝑅

𝑃 ∙𝐹𝑖 ∙𝐹𝑆 ∙𝐶𝑉

𝐶 =2∙

𝑉𝑅 3,28 ∙ 𝑉𝐶 + 𝑣𝑑 𝐹𝑖 ∙ 𝐹𝑆 ∙ 𝐶𝑉

𝑑𝑉 𝑉𝐶 = 𝑉 ∙ √ 𝑑𝐿 − 𝑑𝑉 𝑉=[

𝐺𝐷4 𝐺𝑅𝑛 𝐺𝐴𝐵 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 𝑅𝑇𝑉𝐶 1 + + ]∙ ∙ 𝑀𝐷4 𝑀𝐷4 18 𝜋𝑉𝐶 3600 𝒕𝒏−𝟏 = 𝑡𝑛 − 4℃ = 98 − 4 = 𝟗𝟒℃

Cantitatea de reflux indus, 𝐺𝑅𝑛 , se va calcula considerând că: 𝑄𝑅 = 𝑄𝑅𝑛 𝐺𝑅 ∙ (𝐻𝑡𝑛 − ℎ𝑡𝑖𝑅 ) = 𝐺𝑅𝑛 ∙ (𝐻𝑡𝑛−1 − ℎ𝑡𝑛 ) 𝑮𝑹𝒏 = 𝐺𝑅 ∙

𝐻𝑡𝑛 − ℎ𝑡𝑖𝑅 125 − 10 𝑘𝑔 = 298344,72 ∙ = 𝟒𝟔𝟗 𝟗𝟗𝟓, 𝟏𝟏 𝐻𝑡𝑛−1 − ℎ𝑡𝑛 123 − 50 ℎ 𝑯𝒕𝒏−𝟏 = 𝟏𝟐𝟑 𝒉𝒕𝒏 = 𝟓𝟎

𝑽𝑹 =

𝐺𝑅𝑛 𝑡

𝑑𝐷𝑛4 ∙ 3600

=

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

𝑘𝑐𝑎𝑙 𝑘𝑔

469 995,11 𝑚3 = 𝟎, 𝟐𝟎𝟏 0,649 𝑥 103 ∙ 3600 𝑠

𝒕

𝒅𝑫𝒏𝟒 = 𝑑420𝐷 − 𝑐 ∙ (𝑡𝑛 − 20) = 0,720 − 0,00091 ∙ (98 − 20) = 𝟎, 𝟔𝟒𝟗 4

𝒄 = 𝒇𝒂𝒄𝒕𝒐𝒓 𝒅𝒆 𝒄𝒐𝒓𝒆𝒄ț𝒊𝒆 = 𝟎, 𝟎𝟎𝟎𝟗𝟏

41

𝐺𝑅 𝐺𝐴 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 𝑅𝑇𝑉𝐶 𝐺𝐷 1 𝑽=[ 4 + 𝑛+ 𝐵 ]∙ ∙ 𝑀𝐷4 𝑀𝐷4 18 𝜋𝑉𝐶 3600 3 40,59 𝑥 10 469 995,11 12,6975𝑥 103 + 1600 + 1310,4 + 1239,2 =[ + + ] 142,84 142,84 18 0,082 ∙ 𝑙 ∙ 𝑎𝑡𝑚 ∙ (98 + 273,15)𝐾 𝑚3 ∙ = 𝟐𝟔, 𝟔𝟕 𝑚𝑜𝑙 ∙ 𝐾 ∙ 1,43 ∙ 𝑎𝑡𝑚 ∙ 3600 ∙ 𝑠 𝑠 𝒅𝑽 =

𝐺𝑉 𝐺𝐷4 + 𝐺𝑅𝑛 + 𝐺𝐴𝐵 + 𝐺𝐴1 + 𝐺𝐴2 + 𝐺𝐴3 = 𝑉 3600 ∙ 𝑉 40,59 𝑥 103 + 469,995,11 + 12,697 𝑥 103 + 1600 + 1310,4 + 1239,2 𝑘𝑔 = = 𝟓, 𝟒𝟗 3 3600 ∙ 26,67 𝑚 𝑑𝑉 5,49 𝑚3 𝑽𝑪 = 𝑉 ∙ √ = 26,67 ∙ √ = 𝟐, 𝟒𝟔 𝑑𝐿 − 𝑑𝑉 0,649𝑥 103 − 5,49 𝑠 𝑪=2∙

𝑉𝑅 3,28 ∙ 𝑉𝐶 0,201 3,28 ∙ 2,46 + =2∙ + = 𝟐𝟗, 𝟎𝟖 𝑣𝑑 𝐹𝑖 ∙ 𝐹𝑆 ∙ 𝐶𝑉 0,1 0,7 ∙ 1 ∙ 0,46

𝑩 = 3,345 ∙

𝑉𝑅 0,201 = 3,345 ∙ = 𝟎, 𝟓𝟐𝟐 𝑁𝑃 ∙ 𝐹𝑖 ∙ 𝐹𝑆 ∙ 𝐶𝑉 4 ∙ 0,7 ∙ 1 ∙ 0,46

Consider NP=4 1

𝑫𝑪 =

𝐵 + (𝐵2 + 𝜋 ∙ 𝐶)2 𝜋 2

1

=

0,522 + (0,5222 + 𝜋 ∙ 29,08)2 𝜋 2

Se adoptă 𝑫𝑪 = 𝟔, 𝟓 𝒎           

𝑉𝑅 – debitul de reflux în zona cea mai încărcată, în m3/s; 𝑉 - debitul de vapori în zona cea mai încărcată, în m3/s; 𝑉𝐶 - debitul maxim admisibil de vapori în m3/s; 𝑣𝑑 - viteza lichidului prin deversor, în m/s; 𝒗𝒅 ≅ 𝟎, 𝟏 𝒎/𝒔 𝑑𝐿 - densitatea lichidului în condițiile de pe taler, în kg/m3; 𝑑𝑉 – densitatea vaporilor în condițiile din zonă, kg/m3; 𝐹𝑖 – factor de înecare al coloanei; 𝑭𝒊 ≅ 𝟎, 𝟕 𝐹𝑆 - factor de spumare; 𝑭𝑺 ≅ 𝟏 𝑐𝑉 - coeficient de viteză pentru vapori; 𝒄𝑽 ≅ 𝟎, 𝟒𝟔 𝑁𝑃 - numărul de pasuri prin coloană; 𝑅𝑛 – refluxul indus între talerul n și n-1;

8.2. Determinarea înălțimii coloanei 42

= 𝟔, 𝟒𝟑 𝑚

𝒉𝟏 = 0,5 ∙ 𝐷𝐶 = 0,5 ∙ 6,5 = 𝟑, 𝟐𝟓 𝑚 𝒉𝟐 = (𝑛𝑡𝑧𝐹 − 1) ∙ 𝑎 = (20 − 1) ∙ 0,7 = 𝟏𝟑, 𝟑 𝑚 𝑛𝑡𝑧𝐹 = numărul de talere din zona de fracționare; a= distanța dintre două talere succesive= 0,7 m; 𝒉𝟑 = 3 ∙ 𝑎 = 3 ∙ 0,7 = 𝟐, 𝟏 𝑚 𝒉𝟒 = (𝑛𝑡𝑧𝑆 − 1) ∙ 𝑏 = (4 − 1) ∙ 0,7 = 𝟐, 𝟏 𝑚 𝑛𝑡𝑧𝑆 = numărul de talere din zona de stripare; b= distanța dintre două talere succesive= 0,7 m; 𝒉𝟓 = 𝟏, 𝟓 𝑚 𝐺𝐵

𝒉𝟔 =

𝑡 𝑑𝐵𝐵

∙

𝜏𝑆 60

𝜋∙𝐷𝐶2 4

229,9𝑥 103 𝑘𝑔

=

𝑘𝑔 ℎ

∙

7𝑚𝑖𝑛

60 𝑚𝑖𝑛 944 3 𝑚 2 2 𝜋∙6,5 ∙𝑚 4

= 𝟎, 𝟖𝟔 𝑚

𝜏𝑆 = timpul de staționare al lichidului în baza coloanei. Pentru coloane de DA, 𝝉𝑺 = 𝟔 𝒎𝒊𝒏. 𝑯 = ℎ1 + ℎ2 + ℎ3 + ℎ4 + ℎ5 + ℎ6 = 3,25 + 13,3 + 2,1 + 2,1 + 1,5 + 0,86 = 𝟐𝟑, 𝟏𝟏 𝑚 Se adoptă H= 23,5 m.

BIBLIOGRAFIE 1. Onuțu, I., Instalații de proces în prelucrarea țițeiului și gazelor – Ghid de proiectare, Editura Universității din Ploiești, 2004. 2. Onuțu, I., Notițe de curs, Tehnologia distilării petrolului, Ploiești, 2016-2017. 43

3. Țunescu, R., Tehnologia distilării țițeiului, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1970. 4. Brebeanu, Gh., Notițe de curs, Fizico-chimia petrolului, Ploiești, 2015-2016 . 5. Suciu, G.C., Ingineria prelucrării hidrocarburilor, vol. I, Editura Tehnică, București, 1983. 6. Suciu, G.C., Ingineria prelucrării hidrocarburilor, vol IV, Editura Tehnică, București, 1993. 7. Mărinoiu, V., Automatizări ale proceselor petrochimice, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1979. 8. Vukalovici, M., Proprietățile termodinamice ale apei și aburului, Editura Tehnică, București, 1979.

ANEXA MATERIAL GRAFIC NECESAR EFECTUĂRII CALCULULUI TEHNOLOGIC

44

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54