CC BY
141
УДК 66.012-52
Д. В. Елизаров, С. А. Мерзляков, И. Г. Мингалеев, Р. Р. Шавалеев
ПОЛОЖЕНИЕ КОНТРОЛЬНЫХ ТАРЕЛОК РЕКТИФИКАЦИОННЫХ КОЛОНН В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СОСТАВА ПИТАНИЯ
Ключевые слова: ректификация, эффективность, массообмен, гидродинамическая аналогия, контрольная тарелка.
Предлагается метод определения контрольных тарелок в аппаратах ректификации на основе значений температуры, полученных в точках, где ее градиент максимален. Показано влияние эффективности на положение контрольной тарелки при разделении смеси углеводородов.
Keywords: rectification, efficiency, mass transfer, hydrodynamic analogy, control tray.
Rectification control design based on the temperature values obtained at the maximum gradient points is proposed. The influence of efficiency on control tray position is showed.
Массообменные процессы разделения углеводородов на фракции составляют основу всех нефтеперерабатывающих производств. Процессы ректификации углеводородов проводят в ректификационных колоннах тарельчатого или насадочного типов. О разделительной способности ректификационной установки судят по значениям концентраций получаемых продуктов разделения в дистилляте и кубовом остатке. Достижение требуемых значений концентраций на концах колонны предполагает поддержание температуры в аппарате в заданных пределах, при воздействии возмущающих параметров: изменении состава, расхода и температуры исходной смеси. Применение систем автоматического управления позволяет поддерживать температуру в аппарате на заданном значении, которое, как правило, осуществляется с помощью изменения расхода греющего пара или флегмы.
Управление процессом ректификации реализуется с помощью одноконтурных или каскадных систем автоматического регулирования. Каскадные системы обладают меньшим временем регулирования, меньшей динамической ошибкой, что в итоге позволяет быстро привести регулируемый параметр к требуемому значению, снижая затраты за счет уменьшения расхода греющего пара. Наиболее часто реализуются следующие каскадные схемы управления процессом ректификации: регулирование расхода греющего пара с коррекцией по температуре куба колонны или регулирование расхода флегмы с коррекцией по температуре верха колонны.
Однако на практике изменение температуры в дистилляте и кубовом остатке при отклонении состава и расхода исходной смеси в пределах 10 -20 % мало и находится ниже чувствительности приборов, поэтому не имеет смысла строить подобные схемы регулирования. Необходимо в качестве параметра в каскадных схемах регулирования использовать значение температуры в тех точках, где ее градиент максимален, а для этого необходимо иметь точное распределение температуры по высоте аппарата.
Моделирование процесса ректификации включает в себя решение уравнений потарелочного материального и теплового балансов, определения эффективности контактного устройства или колонны, расчета теплофизических и гидродинамических параметров. Основная трудность при моделировании заключается в определении эффективности ступени разделения.
Эффективность ступени ^ имеет сложную зависимость от конструкции контактного устройства, которая определяет гидродинамический режим и структуру двухфазного потока, от теплофизических характеристик разделяемой смеси: вязкости, плотности, состава, температуры и давления. Такая зависимость обычно устанавливается в результате экспериментальных исследований лабораторных или пилотных макетов контактного устройства, при этом задача существенно усложняется невозможностью проведения исследований с реальными веществами. Кроме того, при переходе от лабораторного макета контактного устройства к промышленному варианту возникает проблема масштабного перехода
Эффективность ректификационных
аппаратов разделения углеводородов можно оценивать, используя приближенные эмпирические зависимости, например [1,2]:
= 0,492(ц ж а)"0'245, щ =Лац(1 + д),
k , (1) = 0,17 - 0,6161д ХХ^ц ¡,р
i=1
= 0,066K°-1K°-115,Ki =fflkhnPr/(SCBp ж D ж), K2 =CT/(kPжDж )
(2)
П0 =
N
N
(3)
Д
где цж - вязкость сырья в сПз, а - коэффициент относительной летучести разделяемых компонентов, Д - поправка на длину пути жидкости на тарелке, к - количество компонентов в питании, x¡ р -
мольная концентрация компонента в питании и соответствующая ей динамическая вязкость ц р,
Рж - коэффициент молекулярной диффузии, hn -
N Д - число
высота сливной перегородки, NT, теоретических и действительных тарелок, рг, р ж -
плотность газа и жидкости, S св - свободное сечение тарелки
Выражения (1), (2) получены путем обобщения опыта эксплуатации и моделирования разделения конкретных смесей и справедливы для конкретных контактных устройств и разделяемых смесей. Не все зависимости учитывают влияние гидродинамических параметров, геометрических особенностей контактного устройства и различных структур потока.
Допуская на тарелке полное перемешивание, эффективность ступени можно определить в виде [3]:
1- e Kyyi/G, (4)
где KyVl - объемный расход распределяемого вещества из одной фазы в другую на l-ой ступени, G - объемный расход парового потока в колонне.
Коэффициент массопередачи KyV = KyАд
на ступени определяется на основе гидродинамической аналогии переноса импульса и массы в барботажном слое и записывается в виде [4,5,6]:
(д ) = u*s|(ргюо/2 + ржghCT )S0 - SkРгюк/2| ,(5)
(Ky АД )-1 = (РДд )-1 + т(РДд )), Res = ^
2Vc
hф = 2,45 с1э
2
Рг ®0
0,35
9Сэ(Рж -Рг) Ah = 0.667(q(l- ф)-1)2'
, R1 =
11,6ю0
■/3
hn + Ah.
U»s =
Рг (о )+ 2р ж ghф
2Ps
R1ж = 11,6"
-Тр
Cfs = 0,058 Re
0,2
^ = ,игр = год — и»гк1г/2агс1дК-]Г'
где и^ - динамическая скорость трения в пограничном слое на границе раздела фаз (s = г -газовая фаза, s = ж - жидкая фаза); Юд, юк -скорость пара в отверстиях и сечении колонны; Бд,
Бк - свободное сечение тарелки и колонны; Ист -высота столба жидкости на тарелке; - число Рейнольдса для пограничного слоя; Б^ - число Шмидта; ст - поверхностное натяжение; Рэ -эквивалентный радиус отверстия тарелки, Ист -
высота столба жидкости на тарелке, ДИ - подпор жидкости над сливной планкой, q = 1_/ П -относительны объемный расход жидкости, ф -
газосодержание, П - периметр сливной перегородки.
с1ж 2 ,1/2
Рассмотрим влияние состава питания исходной смеси на распределение температуры по высоте колонны при разделении смеси: изобутан, бутан. Диаметр колонны - 3,6 м; количество действительных тарелок - 142; тип тарелки: клапанная двухпоточная; относительное свободное сечение тарелки - 0.083; номер тарелки питания - 64; расход питания, кг/ч - 39043; расход дистиллята, кг/ч - 15449,5; расход кубового остатка, кг/ч - 23593,6; флегмовое число - 8,645; давление верха, кПа - 577.6; давление кубового остатка, кПа -628,2; температура верха, 0С - 47; температура в кубе, 0С - 60. В мольных долях концентрация регламентная концентрация изобутана составляет: в питании 0,39436; в кубе 0,02; в дистилляте 0,968.
Используя программный пакет НуЗуБ и эффективность ступеней, рассчитанную по выражениям (4), (5), произведен потарелочный расчет. Из-за большого количества тарелок в таблице 1 показаны значения температуры на концах колонны, при изменении количества изобутана (Ю4) и бутана (пС4) на ± 10% относительно регламента.
Температура на концах колонны при изменении количества Ю4 и пС4 в исходной разделяемой смеси практически не меняется, минимальный градиент составляет 0,01 0С, что ниже чувствительности промышленных приборов. Поэтому целесообразно для построения систем автоматического управления выбирать в колонне точки, в которых градиент температуры будет максимален при изменении состава и расхода исходной смеси.
Таблица 1 - Влияние состава исходной смеси на температуру на концах колонны при разделении смеси бутан-изобутан
Компоненты питания Регла ментн ый состав Изменение состава относительно регламента
-10% iC4 +10% iC4 -10% nC4 +10% nC4
кг/ч кг/ч кг/ч кг/ч кг/ч
iC4 15397 13857 16936 15397 15397
nC4 23646 23646 23646 21281 26010
Номер тарелки Распределение температуры, 0С
1 43,53 43,50 43,56 43,55 43,52
142 59,26 59,25 59,26 59,28 59,23
Проведен потарелочный расчет, на основе регламентных данных, со значениями эффективности, полученными по эмпирическим зависимостям (1 - 3), и по выражениям (4, 5). На рис. 1 показан график распределения ДТ по высоте колонны:
AT = Ti- T
i-1
где Т—1 - температура жидкой смеси покидающей тарелку, Т - температура жидкой смеси приходящая на тарелку.
u
«г
h
CT
U
* ж
дт,"с
0,4
N
Рис. 1 - График распределения ДТ по высоте колонны: 1 - эффективность рассчитана по (4) и (5); 2 - по (2); 3 - по (3)
Номер контрольной тарелки необходимо выбирать из условия:
N* = max ДТ = max(Ти - Т)) < i < Nf
Nb = max ДТ = max(T-1 - T)Nf < i < N
где N* и Nb - номер контрольной тарелки в верхней и нижней секциях, Nf - номер тарелки
питания, N - общее количество тарелок в колонне.
Из условия (6) номер контрольной тарелки при эффективности, полученной по (4), (5), -
N* = 50 , Nb = 82 , по (2) - N* = 56 , Nb = 93 , по (3)
- N* = 50 , Nb = 89 . Номера контрольных тарелок, полученные при расчете эффективности на основе гидродинамической аналогии (4), (5) и по общепринятой зависимости (3), близки. Для расчета эффективности предлагается использовать выражения (4) и (5), т.к. они учитывают влияние конструктивных, теплофизических и
гидродинамических параметров при минимальном привлечении эмпирических зависимостей.
ДТ, 0С
0 1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-г
о ипэошюЕопюпипиоанзаио
N
Рис. 2 - График распределения ДТ по высоте колонны при переменном составе исходной смеси
Используя значения эффективности, полученные на основе гидродинамической аналогии (4) и (5), проведен потарелочный расчет в среде НуЗуБ при изменении количества Ю4 и пС4 в
исходной смеси на ± 10% относительно регламента. На рис. 2 показано распределение ДТ по высоте колонны с исходными данными, приведенными в таблице 1. В таблице 2 приведены номера контрольных тарелок полученных из условия (6).
Таблица 2 - Номер контрольной тарелки при изменении состава относительно регламента
Обозначение Регла ментн ый состав Изменение состава относительно регламента
-10% iC4 +10% iC4 -10% nC4 +10% nC4
N* 50 47 40 38 45
Nb 82 86 81 78 86
На положение контрольной тарелки влияет количество легкого и тяжелого компонентов в исходной смеси.
Рассмотрим влияние состава питания распределение температуры по высоте колонны при разделении смеси: пропан (С3), изобутан 0С4), бутан (пС4), изопентан (1С5), пентан (пС5), гексан (пС6). Диаметр колонны - 3,8 м; количество действительных тарелок - 71; тип тарелки: клапанная двухпоточная; относительное свободное сечение тарелки - 0,0646; номер тарелки питания -36; расход питания, кг/ч - 60000; расход дистиллята, кг/ч - 39043; расход кубового остатка, кг/ч - 20957; флегмовое число - 1.848; давление верха, кПа -587,7; давление кубового остатка, кПа - 638,3; температура верха, 0С - 58; температура куба, 0С -106; температура питания, 0С - 82. Для расчета эффективности на основе гидродинамической аналогии примем исходную смесь как сумму двух ключевых компонентов: бутановая фракция, ключевой компонент - бутан; пентановая фракция, ключевой компонент - изопентан. Содержание НК компонента (пропана, изобутана и бутана) в мол.д.
составляет: х0 = 7,5 * 10-5, хг = 0,7027 ,
хм = 0,9984 .
Таблица 3 - Изменение состава питания относительно регламента
Компоненты питания Регламен тный состав Изменение состава питания относительно регламента
-10% nC4 +10% nC4 -10% iC5 +10% iC5
кг/ч кг/ч кг/ч кг/ч кг/ч
C3 60 60 60 60 60
iC4 15390 15390 15390 15390 15390
nC4 23586 21227 25944 23586 23586
iC5 9006 9006 9006 8105 9906
nC5 9132 9132 9132 9132 9132
nC6 2826 2826 2826 2826 2826
Проведен потарелочный расчет с помощью программного пакета ИуЗуБ. Эффективность рассчитана по ключевым компонентам, по выражениям (4) и (5).
На рис.3 показано распределение ДТ по высоте колонны при изменении количества пС4 и Ю5 в питании на ± 10% относительно регламента таблица 3.
Номера контрольных тарелок выбираются из условия (6), их значения приведены в таблице 4.
дт,"с
N
Рис. 3 - График распределения ДТ по высоте колонны при переменном составе исходной смеси: 1 - регламентное значения состава исходной смеси; 2 - изменение количества nC4 на -10%; 3 - изменение количества nC4 на +10%; 4 -изменение количества iC5 на -10%; 5 - изменение количества iC5 на +10%.
Таблица 4 - Номер контрольной тарелки при изменении состава относительно регламента
Обозначение Регла ментн ый состав Изменение состава относительно регламента
-10% nC4 +10% nC4 -10% iC5 +10% iC5
М( 24 37 25 25 25
Nb 37 37 37 37 37
Из полученных результатов, можно сделать вывод, что положение контрольной тарелки зависит от состава и расхода исходной смеси и для определения положения контрольных тарелок необходимо провести потарелочный расчет состава и температуры с точными значениями эффективности.
Работа выполнена в рамках гранта Президента РФ для государственной поддержки молодых российских ученых № 14.15б.14.5бб3-МД.
Литература
1. Е.Н. Судаков, Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепеработки. Химия, Москва, 1979. 568 с.
2. К.Ф. Павлов, П.Г. Романков, А.А. Носков, Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. Химия, Ленинград, 1987. 576 с.
3. В.В. Кафаров, Основы массопередачи. Высшая школа, Москва, 1972. 496 с.
4. Д.В. Елизаров, В.И. Елизаров, С.А. Мерзляков, Вестник Казан. технол. ун-та, 16, 12, 206-210 (2013)
5. В.И. Елизаров, Д.В. Елизаров, С.А. Мерзляков, С.Г. Дьяконов, Теор. основы хим. технол., 46, 5, 483-490 (2012)
6. С.Г. Дьяконов, В.В. Елизаров, Д.В. Елизаров, С.А. Мерзляков, Вестник Казан. технол. ун-та, 3, 1, 57-63 (2009)
© Д. В. Елизаров - канд. техн. наук, доц. каф. автоматизации технологических процессов и производств НХТИ КНИТУ; С. А. Мерзляков - канд. техн. наук, доцент той же кафедры, merzlyakovsa@nchti.ru; И. Г. Мингалеев - асп. той же кафедры; Р. Р. Шавалеев - студ. факультета управления и автоматизации НХТИ КНИТУ.
