Влияние флегмового числа на эффективность атмосферной перегонки нефтегазоконденсатной смеси

АННОТАЦИЯ

Приведены основные результаты изучения влиянии флегмового числа на эффективность работы атмосферной ректификационной колонны путем анализа процесса холодного орошения при действующем режиме установки первичной перегонки нефти, на основании результатов расчета теплового баланса колонны с учетом ее технологических параметров и физико-химических свойств перегоняемой нефтегазоконденсатной смеси 30%Н+70%ГК.

Установлено влияние расхода и температуры флегмы на эффективность атмосферной перегонки нефтегазоконденсатной смеси в случаях кратного изменения количества верхнего потока орошения в пределах от 1:2,5 до 3:1 относительно регламентированного его значения. Выявлено, что наименьшее значение флегмового числа Ф = 0,8÷0,9 и соответствующий ей расход флегмы 123,8 т/ч с температурой 176÷180 ^оС характеризует рациональный режим холодного орошения в верху колонны при перегонке рабочей смеси.

ABSTRACT

The main results of studying the effect of the phlegm number on the efficiency of the atmospheric distillation column by analyzing the cold irrigation process under the current mode of the primary oil distillation unit, based on the results of calculating the thermal balance of the column, taking into account its technological parameters and the physico-chemical properties of the distilled oil and gas condensate mixture of 30% О+70% GK.

The influence of the phlegm flow rate and temperature on the efficiency of atmospheric distillation of the oil and gas condensate mixture in cases of multiple changes in the amount of the upper irrigation flow in the range from 1:2.5 to 3:1 relative to its regulated value is established. It was found that the lowest value of the phlegm number Ф = 0.8-0.9 and the corresponding phlegm consumption of 123.8 t/h with a temperature of 176-180 ^oS characterizes the rational mode of cold irrigation at the top of the column during the distillation of the working mixture.

Ключевые слова: перегонка, нефть, газовый конденсат, фракция, дистиллят, флегма, флегмовое число, температура, ректификационная колонна.

Keywords: distillation, oil, gas condensate, fraction, distillate, phlegm, phlegm number,temperature, distillation column.

Существующая технология производства моторного топлива [1-3] основана на процессы разделение углеводородного сырья перегонкой на дистилляты фракций нефти, керосина, лёгкого и тяжёлого газойля и мазута в присутствии перегретого водяного пара. Процесс перегонки осуществляются в сложной ректификационной колонне с выносными стриппинг-секциями, предназначенные для отпарки топливных дистиллятов перегретым паром.

Известно [1,4,5], что эффективная работа ректификационной колонны нефтеперегонной установки обеспечивается снятием части избыточного количества тепла с верха колонны отдельным потоком холодного орошения, которая расходуется для конденсации паров нефти и образования потока флегмы. При этом от выбора флегмового числа зависит технологический режим в ректификационной колонне, точность регулирования режимных параметров процесса и величина энергетических затрат для проведения перегонки [4-7].

Изучение влияния флегмового числа на эффективность работы атмосферной ректификационной колонны осуществлено путем анализа процесса холодного орошения при действующем режиме установки первичной перегонки нефти. Анализ осуществлен на основании результатов расчета теплового баланса ректификационной колонны установки [8], с учетом ее технологических параметров и физико-химических свойств перегоняемого сырья - смеси нефти (Н) и газового конденсата (ГК) 30%Н+70%ГК [9-12].

Согласно технологической схемы установки [8] пары нефти с верха колонны атмосферной перегонки конденсируются потоком сырья в трубчатых теплообменных аппаратах и после дегазации подаётся в качестве орошения в колонну над верхней (1-й) ее тарелкой.

Расчет потока холодного орошения (фракции тяжелой нефти) g_хол , подаваемого на верхнюю тарелку № 1 колонны, определено из совместного решения уравнений материального и теплового баланса процесса в точках отбора дистиллятов фракций [7,13,14]. При этом исходили из условия, что вся флегма с 11-й тарелки (точка отбора керосина) перетекает в стриппинг-секцию керосина 10С03.

С учетом материального баланса колонны (рис. 1), расход поднимающиеся с 1-й тарелки паров G₁ (кг/ч) составляет:

G₁ = D₂ + g_хол + D_о1,_.                                                                                  (1)

где D₂ = 61898 - расход фракции тяжелой нефти, кг/ч; D_о1 - общий расход водяного пара, поднимающиеся с 1-й тарелки.

Расход поднимающихся вверх по колонне углеводородных паров с 12-й тарелки G₁₂ (кг/ч) определяется по выражению:

G₁₂ = D₂ + R₄ + D₁₂ ,                                                                              (2)

Рисунок 1. Расчетная схема материального баланса верхней части колонны (участок отбора керосина)

где R₄ = 15475 - расход фракции керосина, кг/ч; D₁₂ - водяные пары, поднимающиеся с 12-й тарелки, D₁₂ = D_10С02+D_10С05+D_10С04 - расходы водяного пара, подаваемые в низ атмосферной колонны 10С02, к отпарным секциям тяжелого газойля 10С05 и легкого газойля 10С04 соответственно.

По результатам технологических расчетов значения расходов водяного пара составляют (кг/ч): D_10С02 = 1582,6; D_10С03 = 773,8; D_10С04 = 597,9; D_10С05 = 492,4; D₁₂ = 2672,9; D_о1 = D₁₂ + D_10С03 =3446,7.

Уравнение теплового баланса верхней части колонны относительно к тарелке № 11, сформулировано в виде:

D₂I^п_D2Т12 + R₄ I^п_R4Т12 + D₁₂ I_впТ12 + D₄ I_вп350 + g_хол I^ж_хол =

D₂I^п_D2Т01 + g_хол I^п_Т01 + D₁₂ I_{вп Т01} + D₄ I_{вп Т01} + R₄ I^ж_R4Т01                                     (3)

где Т₁₂ и Т₀₁ - температура на 12-й и на 1-й тарелке; Т_R4 - температура керосина на 11-й тарелке.

Значения удельной энтальпии углеводородных потоков I (кДж/кг), входящих в состав (3), в зависимости от температуры Т, физического состояния и относительной плотности , определяется по формулам Крега:

- для горячих потоков в жидкой фазе [1,6,17]:

I_ж .                                               (4)

- для паров углеводородных фракций [1,2,6,17]:

I_п  = (129,28 + 0,136Т + 0,000586Т²)(4 -) - 309,0.                        (5)

Согласно [8], перегретый водяной пар подается в низ колонны 10С02 под давлением Р_п = 10 бар и при температуре t_вп1 = 350 ^оС, табличное значение его энтальпии равняется I_вп350 = 3160 кДж/кг [15].

При температуре Т₁₂ = 180 ^оС расчетные значения энтальпии паров составляют (кДж/кг): воды, уходящего в составе легких фракций I_впТ12 = 2837,89, тяжелой нефти  I^п_D2Т12 = 706,889 и керосина I^п_R4Т12 = 693,475.

Из (3) получены выражения для определения количества тепла Q_хол, снимаемого потоком верхнего холодного орошения:

Q_хол= D₂(I^п_D2Т12 - I^п_ТD2)+R₄(I^п_R4Т12 - I^ж_ТR4)+D₁₂(I_впТ12 - I_{вп ТD2})+D₄(I_вп350 - I_впТ01) (6)

и необходимого расхода потока орошения g_хол:

g_хол = Q_хол / (I^п_D2Т01 - I^ж_хол).                                                               (7)

Согласно [8], энтальпия холодного потока флегмы при Т₂ = 136 ^оС равна I^ж_хол = 305,524 кДж/кг.

Количество флегмы, стекающей с верхней 1-й тарелки определяется по выражению:

g₁ = Q_хол / (I^п_Т201 - I^ж_Т2),                                                                    (8)

где I^п_Т2= 707,82 и I^ж_Т2= 503,14 - энтальпия тяжелой нефти  в паровом и жидком фазах при температуре потока во второй тарелке Т₂ = 181 ^оС и плотностей потока  = 0,74 и = 740 кг/м³, кДж/кг.

Флегмовое число Ф₁ определено как соотношение:

Ф₁ = g₁ / D₂ .                                                                                    (9)

С целью установления влияния флегмового числа на эффективность работы атмосферной ректификационной колонны анализирована взаимосвязь между флегмовым числом Ф и изменением расхода флегмы (потока холодного орошения тяжелой нафты) D₂ относительно установленного его режимного значения D₂ = 61898 кг/ч [8].

Расчеты выполнены для случаев кратного изменения расхода потока верхнего орошения D в пределах снижения 1:2,5 (от 61898 до 24759 кг/ч) до его трехкратного роста (3:1, до 185694 кг/ч) относительно значения D_тн (табл. 1).

Таблица 1.

Результаты расчетов орошения верхней части ректификационной колонны при атмосферной перегонке нефтегазоконденсатной смеси                  

По данным таблицы построена кривая изменения флегмого числа в зависимости от расхода потока верхнего орошения D₂ при атмосферной перегонке нефтегазоконденсатной смеси (рис. 2).

Рисунок 2. Изменение флегмого числа Ф от расхода потока орошения D_тн при атмосферной перегонке нефтегазоконденсатной смеси

Как видно из рисунка 2, при меньшем массовом расходе холодного орошение (при сокращении его до 2,5 раза от режимно-номинального) значение флегмого числа составляет Ф_max= 2,3. В дальнейшем, с увеличением расхода потока орошения значение флегмого числа уменьшается до Ф_min = 0,79. По нашему мнению, где в графике наименьшее значение числа Ф = 0,8 и соответствующий ей расход потока флегмы D₂ = 123796 кг/ч с температурой Т₀₁ = 180 ^оС характеризует рациональный режим холодного орошения в верху ректификационной колонны при перегонке нефтегазоконденсатной смеси 30%Н+70%ГК.

Проанализирована также взаимосвязь между флегмовым числом Ф и изменением температуры флегмы (тяжелой нефти) при вышеуказанных условиях работы колонны атмосферной перегонки. Расчеты выполнены для диапазона изменения температуры потока орошения 136÷180 ^оС (рис. 3) при установленном его режимном значении D₂ = 61898 кг/ч.

Рисунок 3. Изменение флегмого числа Ф от температуры потока верхнего орошения t при перегонке нефтегазоконденсатной смеси

Как видно из графика 3, где температуре потока верхнего орошения t = 176 ^oC достигается наименьшее значение флегмового числа Ф = 0,86. По нашему мнению это указывает на рациональный режим холодного орошения при изменения температуры возвращаемого в колонну флегмы в диапазоне от 136 до 180 ^оС

Таким образом, выявленный предел наименьшего значения флегмового числа Ф = 0,8÷0,9 и соответствующий ей расход потока флегмы D = 123,8 т/ч с температурой 176÷180 ^оС характеризует рациональный режим холодного орошения вверху колонны при перегонке нефтегазоконденсатной смеси 30%Н+70%ГК.

Список литературы:

1. Глаголева О.Ф., Капустин В.М., Гюльмисарян Т.Г. и др. Технология переработки нефти. В 2-х частях. Часть первая. Первичная переработка нефти / Под ред. О.Ф. Глаголевой и В.М. Капустина. - М.: Химия, КолосС, 2006. - 400 с.
2. Ахметов С.А. Технология глубокой переработки нефти и газа: Учебное пособие для вузов. - СПб: Недра, 2013. - 544 с.
3. Мановян А.К. Технология первичной переработки нефти и природного газа. Учебное пособие для вузов. - 2-е изд. - М.: Химия, 2001. - 568 с.
4. Александров И.А. Массопередача при ректификации и абсорбции многокомпонентных смесей. - Л.: Химия, 1975. - С.126-128.
5. Скобло А.И., Молоканов Ю.К., Владимиров А.И. и др. Процессы и аппараты нефтегазопереработки и нефтехимии: Учебник для вузов. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Недра, 2000. - 677 с.
6. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Справочник / Рабинович Г.Г., Рябых П.М., Хохряков П.А. и др.; Под ред. Е.Н. Судакова. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Химия, 1979. - 551 с.
7. Савченков А.Л. Технологический расчет атмосферной колонны установок перегонки нефти. Учебное издание. - Тюмень: ФГБОУВПО ТюмГНГУ, 2001. - 35 с.
8. Технологический регламент установки атмоферной перегонки смеси газоконденсата и нефти и фракционирования гидроочищенной нафты (установка 10) Бухарского НПЗ. - TR 16472899 001 2009.
9. Исмаилов О.Ю., Худайбердиев А.А., Сайидмуродов М.М. Изучение вязкости нефти, газового конденсата и их смесей// Международный научно-технический журнал “Химическая технология. Контроль и управления”. - 2012. - № 6. - С. 50-54.
10. Раджибаев Д.П., Худайбердиев А.А. Анализ плотностей паров светлых фракций нефти в диапазоне давления 100÷300 кПа и температуре 20÷350 оС // Международный научно-технический журнал: Химическая технология, контроль и управление. - Ташкент, 2017. - № 2. - С. 54-57.
11. Раджибаев Д.П., Исмаилов О.Ю. Расчет удельной теплоёмкости нефтепродуктов // Узбекский журнал нефти и газа. - Ташкент, - 2018, - № 1. - С. 60-61.
12. Раджибаев Д.П., Хурмаматов А.М., Худайбердиев Аб.А. Зависимость плотности паров углеводородного сырья от температуры и давления // Журнал: Химическая промышленность. - Санкт-Петербург, 2020. - № 2. - С. 97-101.
13. Беев Э.А. Расчет ректификационной колонны для разделения бинарной смеси. Учебное издание. - Тюмень: ФГБОУВПО ТюмГНГУ, 2012. - 32 с.
14. Худайбердиев А.А., Худойберганов А.А., Раджибaев Д.П., Pахимжанова Ш.С. Расчет теплового баланса колонны атмосферной перегонки нефте-газоконденсатного сырья / Сборник докладов и тезисов международной НТК: Совершенствование и внедрения инновационных идей в области химии и химической технологии. - Фергана: ФерПИ, 23-24 октябр 2020 г. - С. 471-475.
15. Сарданашвили А.Г., Львова А.И. Примеры и задачи по технологии переработки нефти и газа: учебное пособие для студентов нефтяных специальностей вузов. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Химия, 1980. - 256 с.