close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

21.Нагрузки на ректификационную колонну

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
HYDROCARBON PROCESSING: РАЗРАБОТКИ
НАГРУЗКИ НА РЕКТИФИКАЦИОННУЮ КОЛОННУ
ЧАСТЬ 2
P. L. Nezami, Jacobs Engineering, Хьюстон, Техас
Общепринятый метод расширен и усовершенствован
В первой части этой статьи дается сравнение двух
методов для расчетов нагрузки на ректификационную колонну при сбросе давления. Во второй части
общепринятые методы расширены и приведены рекомендации по прогнозированию нагрузок на ректификационную колонну в случае нарушения режима.
Метод, представленный в этой статье, основан
главным образом на разбалансе массы и энергии при
нарушениях режима. Этот метод опирается на детальный анализ случайностей, который реализуется
по принципу «от случая к случаю». Метод также основан на нескольких предположениях, которые предусматривают упрощение сложного режима ректификационной колонны и делают возможным определить нагрузку при снижении давления через серию
простых расчетов и с применением программного
обеспечения моделирования устойчивого состояния
процесса.
ОСНОВНЫЕ ПРЕДПОЛОЖЕНИЯ
Имеются несколько предположений, которые
должны дать возможность определить нагрузку при
снижении давления.
• При снижении давления в колонне составы сырья, продуктов ректификации и орошения, так же
как и составы жидкости в верхней и нижней частях
колонны, остаются неизменными. Следует отметить,
что для многосырьевых колонн это применимо, если
все скорости подачи сырья при снижении давления в
колонне изменяются пропорционально нормальным
скоростям. Этот метод не может быть использован,
если указанные условия не применимы.
• При снижении давления на тарелках колонны
достигается равновесие фаз пар/жидкость.
• При снижении давления все потоки, за исключением сырьевых, входят в колонну и покидают ее
при равновесии фаз пар/жидкость.
• Пары не должны накапливаться в колонне после снижения давления, их следует выпустить через
предохранительный клапан.
• Жидкая фаза сырья может поглощать или выделять тепло, независимо от того, выходят пары из
системы или остаются в ней.
• Следует принять различие между теплосодержанием жидкого сырья и теплосодержанием жидких продуктов, а также накопленной жидкости, т.е.,
если суммарное теплосодержание всех видов жидкого сырья меньше, чем теплосодержание жидких
продуктов и накопленной жидкости. Это различие
должно быть преобразовано до снижения нагрузки,
если суммарное теплосодержание жидких продуктов
и накопленной жидкости меньше, чем суммарное со84
держание всех видов жидкого сырья (разбаланс теплосодержания жидкостей).
• Разбаланс энергии в результате нарушения
процесса приводит к снижению нагрузки на колонну при скрытой теплоте парообразования жидкости
на верхней тарелке, рассчитанной при условии снижения давления в колонне.
• Часть паров сырьевых потоков, мгновенно испаряющихся в адиабатическом режиме при снижении давления, непосредственно влияют на нагрузку
колонны.
• В расчетах следует учитывать некоторый запас
прочности, предусмотренный при конструировании
оборудования
• Свойства жидкостей, испаряющихся на верхней тарелке с соответствующими точками кипения, и снижение давления должны учитываться
при выборе размеров предохранительного клапана. Площади проходных сечений отверстий некоторых предохранительных клапанов, выполненных
в соответствии с уравнениями API RP-520, являются функцией понижения температуры жидкости,
молекулярной массы и коэффициента сжимаемости; следует учитывать все перечисленные показатели плюс изменение во времени скрытой теплоты
парообразования на верхней тарелке в процессе
снижения давления. Площадь проходного сечения
отверстия должна быть максимальной при максимальной функции, приведенной в ледующем выражении:
,
(1)
где T – снижение температуры жидкости, °R;
Z – коэффициента сжимаемости жидкости
(безразмерный);
M – снижение молекулярной массы жидкости,
фунт/фунт-мол;
λ – скрытая теплота парообразования, БТЕ/фунт.
Для того чтобы определить оптимальные размеры
предохранительного клапана, его следует рассчитать
на максимальную величину функции f, с максимальными пределами кипения жидкости на верхней тарелке, с учетом соответствующих свойств жидкости,
включая величину скрытой теплоты парообразования в произведенных расчетах.
Расчет нагрузки при сбросе давления на вышеприведенных предположениях. Скорость снижения
давления может быть определена следующим образом:
W = WR + WF – WV – WC – WH,
(2)
№9 сентябрь 2008
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
HYDROCARBON PROCESSING: РАЗРАБОТКИ
где W – скорость снижения давления;
WR – нагрузка от ребойлеров;
WV – «кредит» пара;
WC – «кредит» конденсатора и находящегося в
зоне всасывания насоса;
WH – разбаланс теплосодержания жидкостей в
положении «кредит»/доля участия.
НАГРУЗКА ОТ РЕБОЙЛЕРОВ
Подводимое тепло от ребойлеров преобразовывается в нагрузку с учетом скрытой теплоты парообразования жидкости:
WR = QR/ ,
(3)
где QR – общая производительность ребойлеров,
БТЕ/ч (1 БТЕ~1,055 кДж);
– скрытая теплота парообразования жидкости на верхней тарелке, БТЕ/фунт.
ПАРЫ СЫРЬЕВЫХ ПОТОКОВ
Паровая фаза сырья, мгновенно испаряющегося
в адиабатическом режиме при сбросе давления, непосредственно влияет на нагрузку колонны. Состав
этой паровой фазы отличается, однако, от состава паров всего потока при сниженном давлении. Скрытая
теплота парообразования паровой фазы сырьевого
потока должна быть рассчитана и преобразована в
нагрузку на колонну при сниженном давлении.
Допустим, что как только пары сырья начинают
контактировать с жидкостью на тарелке, они частично конденсируются, в то время как некоторая часть
жидкости на тарелке испаряется. Это все происходит на верхней тарелке колонны. Теплосодержание
каждой паровой фазы продукта, которое способствует снижению нагрузки, равно скрытой теплоте парообразования сырья при снижении давления. Эта теплота является просто разностью между теплосодержаниями точки росы и точки кипения паровой фазы
сырья при снижении давления.
QFV = (HFVDi – HFVBi)FFVi ,
(4)
где QFV – суммарная теплота парообразования паровой фазы сырья, БТЕ,ч;
HFVD –удельное теплосодержание паровой фазы
сырья i в точке роcы и при снижении давления, БТЕ/фунт;
HFVB – удельное теплосодержание паровой фазы
сырья i в точке кипения и при снижении
давления, БТЕ/фунт;
FFV – расход паровой фазы сырья при снижении
давления, фунт/ч.
Нагрузка при снижении давления от паровой
фазы сырья равна суммарной теплоте парообразования сырья, деленной на теплоту парообразования
жидкости на верхней тарелке колонны:
WF = QFV/ .
(5)
«КРЕДИТ» ПАРОВОЙ ФАЗЫ ПРОДУКТОВ
Если паровая и жидкая фазы продуктов имеют
разный состав, то те же методы, применяемые для
№9 сентябрь 2008
паровой фазы сырья, можно использовать для определения нагрузки при сниженном давлении с учетом
скрытой теплоты парообразования продуктов в паровой фазе.
QPV = (HPVDj – HPVBj)FPVj
(6)
и WP = QPV/ ,
(7)
где QPV – суммарная теплота парообразования,
БТЕ/ч;
HPVDj – удельное содержание паров продуктов
j в точке росы и при сниженном давлении,
БТЕ/ч;
HPVBj – удельное содержание паровой фазы продуктов j в точке кипения и при сниженном
давлении, БТЕ/фунт;
FPVj – расход паровой фазы продуктов j при сниженном давлении, фунт/ч.
«КРЕДИТ» КОНДЕНСАТОРА И НАСОСА
Подобно ребойлерам нагрузка конденсатора насоса представляет собой нагрузку на колонну при
сниженном давлении с учетом скрытой теплоты парообразования на верхней тарелке:
WC = QC/ ,
(8)
где QC – общая нагрузка конденсатора и насоса.
Несмотря на то, что разница температур в конденсаторе и насосе имеет тенденцию увеличиваться
при снижении давления, трудно оправдать дополнительный «кредит» для увеличения нагрузки конденсатора и теплообменника с насосом.
РАЗБАЛАНС ТЕПЛОСОДЕРЖАНИЯ ЖИДКОСТЕЙ
Предположим, что составы продуктов остаются
неизменными при условии снижения давления, тогда
логически приходим к заключению, что сырье будет
разделяться на продукты тех же составов, что и при
нормальных условиях. Продукты будут формироваться в колонны, независимо от того, будут они оставаться в системе или покинут ее. Поскольку составы продуктов те же, что и в нормальном процессе, скорости
продуктов при снижении давления должны быть пропорциональны нормальной скорости продуктов.
Тепло, поглощаемое или выделяемое сырьем для
образования продуктов (в жидкой фазе), это разбаланс теплосодержаний, что равно сумме теплосодержания жидких продуктов и накопленных жидкостей
минус сумма теплосодержания жидкого сырья при
состоянии сниженного давления. «Кредит» может
быть взят для разбаланса теплосодержания жидкостей, если сумма теплосодержания сырья меньше, чем
сумма теплосодержания продуктов и накопленных
жидкостей. Если обратный процесс соответствует
норме, то разница между энтальпиями должна быть
обращена в нагрузку при сниженном давлении.
Важно понять, что разбаланс теплосодержания
жидкостей это тепло (с позитивными признаками),
требуемое для образования продуктов с соответствующими точками кипения жидкостей. Отметим, что
85
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
HYDROCARBON PROCESSING: РАЗРАБОТКИ
Таблица 1. Параметры ректификационной колонны, свойства сырья и продуктов
Показатель параметров
Величина
Рабочее давление (вернее), фунт/дюйм2
175,0
Давление предохранительного клапана, фунт/дюйм2
200,0
Снижение давления, фунт/дюйм2
220,0
Нормальная нагрузка конденсатора при сниженном давлении, млн БТЕ/ч
29,890
Нагрузка конденсатора при сниженном давлении, млн БТЕ/ч
0
Нормальная нагрузка ребойлера, млн БТЕ/ч
35,000
Нагрузка ребойлера при сниженном давлении, млн БТЕ/ч
47,230
Скрытая теплота жидкости на верхней тарелке, БТЕ/фунт
123,5
Показатель сырья
Жидкость
Пар
Сумма
Нормальный расход сырья, фунт/ч
264 864
123 23
388 100
Расход при сниженном давлении, фунт/ч
294 564
93 536
388 100
Удельная энтальпия при нормальных условиях, БТЕ/фунт
–466,7
12,1
–
Удельная энтальпия при сниженном давлении, БТЕ/ч
–417,1
8,2
–
Продукты
Свойства продуктов
1
2
3
4
Нормальный расход, фунт/ч
121 000
98 361
168 100
639
Расход при нарушении режима, фунт/ч
135 000
0
168 100
0
Удельная энтальпия при нормальных условиях, БТЕ/фунт
110,6
–90,0
–697,2
–6972,1
Удельная энтальпия при нарушении режима, БТЕ/фунт
106,0
–75,0
–677,6
–6956,4
Пар
Жидкость
Жидкость
Жидкость
Фазы
Удельная энтальпия точки кипения при нарушении режима, БТЕ/ч
–22,4
Таблица 2. Установленные скорости жидких продуктов и энтальпия
Показатель
Продукты
1
1. Нормальный
расход продукта,
фунт/ч
2
3
4
Сумма
121 000
98 361
168 100
639
388 100
2. Суммарный расход
сырья в паровой
фазе, фунт/ч
93 536
0
0
0
93 536
3. Установленная
скорость (1–2)
27 464
98 361
168 100
639
294 564
–22,4
–75,0
–677,6
–6956,4
–615 194
–7 377 075
–113 904 560
–4 445 140
4. Удельная
энтальпия точки
начала кипения
при нарушении
режима, БТЕ\фунт
5. Суммарная
энтальпия
продуктов (3×4),
БТЕ\фунт
86
№9 сентябрь 2008
–126 341 969
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
HYDROCARBON PROCESSING: РАЗРАБОТКИ
расчеты нагрузки при падении давления основаны
на тепле, входящем в систему, и скрытой теплоте парообразования.
Основой для разбаланса энтальпии должна быть
сбалансированная масса, относящаяся только к жидкой фазе сырья. Паровая фаза непосредственно превращается в нагрузку. Методы, применяемые для
расчета параметров колонны, практикуются следующим образом.
• Суммарный расход сырьевых продуктов
(жидкость+пар) при условиях снижения давления
распределяется по потокам пропорционально расходам продуктов при нормальном процессе. Очевидно,
если расход сырья не изменяется, результаты будут
те же, что и при нормальном процессе.
• Продукты распределяются благодаря их энтальпиям в порядке стекания по ректификационной колонне. Расход равен сумме расходов паровой
фазы всех видов сырья при условии сниженного
давления за вычетом расходов продуктов, начиная
с продукта 1 (наивысшее удельное теплосодержание) и далее за вычетом следующих расходов продуктов с исключением расхода паровой фазы сырья (табл. 1).
Точно установленные показатели расходов продукции и жидкой фазы сырья являются основой для
расчетов разбаланса теплосодержания жидкостей.
Следует отметить, что установленные расходы продукции не зависят от фактических расходов жидкостей при нарушении режима.
• Разбаланс энтальпии жидкостей является суммой энтальпий, установленных продуктов минус
сумма энтальпий жидкой фазы сырья:
QH = HPLj FPLj – HFLi FFLi
и WH = QH/ ,
(9)
(10)
где QH – разбаланс теплосодержания жидкостей,
БТЕ/ч;
HPLj – удельная энтальпия жидких продуктов j в
точке начала кипения при сниженном давлении, БТЕ/фунт;
FPLj – установленный расход жидких продуктов
j, фунт/ч;
HFLi – удельная энтальпия жидкой фазы сырья i
при сниженном давлении, БТЕ/фунт;
FFLi – расход жидкой фазы сырья i при нарушении режима, фунт/ч.
ПРАКТИЧЕСКИЙ ПРИМЕР
Типичная ректификационная колонна, параметры которой приведены в табл. 1, рассчитана по сценарию повреждения конденсатора.
Анализ случайностей. Уровень жидкости в сборнике орошающей фракции быстро снижается. Оба
потока флегмы и жидкости должны быть перекрыты независимо от контроля уровня продуктов и их
расхода. Контроль уровня прекращается достаточно быстро. Контроль расхода сырья и скорость потока остаются постоянными. Регулирующий клапан дистиллятов в паровой фазе остается в той же
№9 сентябрь 2008
позиции (CV = const). При сниженном давлении
расход продуктов в паровой фазе может быть равен
135 500 фунт/ч. В отсутствие жидких дистиллятов
легкие продукты могут поступать в низ колонны;
следовательно «кредит» не может быть взят от температуры ребойлера.
Расчет нагрузки. Нагрузка от ребойлеров выражается следующим образом:
WR = QR/
WR = 47 230 000/123,5 = 382 429 фунт/ч.
Участие паровых потоков сырья:
QFV = (HFVDi – HFVBi)FFVi
QFV = [8,2 – (–141,5)]93 536 = 14 002 339 БТЕ/ч
WP = QPV/
WP = 14 002 339/123,5 – 113,379 фунт/ч.
«Кредит» продуктов в паровой фазе:
QPV = (HPVDj – HPVBj)FPVj
QPV = [106,0 – (–22,4)]135 500 = 17 398 200 БТЕ/ч
WP = QPV/
WP = 17 398 200/123,5 = 140 876 фунт/ч.
«Кредит» конденсатора и насоса:
WC = QC/
WC = 0,0 фунт/ч.
Разбаланс энтальпии жидкостей:
QH = HPLj × FPLj – HFLi × FFLi.
Удельная энтальпия жидких продуктов и установленные скорости так же, как и сумма энтальпий всех
продуктов, сведены в табл. 2
HPLj × FPLj = 126 341 969 БТЕ/ч
HFLi × FFLi = 294 564(–417,1) =
= –122 862 644 БТЕ/ч
QH = –3479325 БТЕ/ч
WH = QH/
WH = –3 479 325/123,5 = –28 173 фунт/ч
W = WR + WF – WV – WC – WH
W = 382 429 + 113 379 – 140 876 – 0 – (–28 173)=
= 383 105 фунт/ч
Перевел А. Степанов
Piruz Latifi Nezami (П. Л. Незами), менеджер отдела технологических процессов
компании Jacob Engineering в Хьюстоне
(шт. Техас). М-р Незами имеет степень бакалавра в области химических технологий
Технологического Университета Sharif
в Тегеране (Иран) и более 30 лет работы
в области проектирования химических, нефтехимических
и нефтеперерабатывающих процессов.
87
Документ
Категория
Другое
Просмотров
35
Размер файла
237 Кб
Теги
колонна, ректификационную, нагрузки
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа