Технологический расчет установки атмосферной перегонки производительностью 8млн т. /год по переработке Ножовской нефти с получением максимального количества

Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования

" Российский государственный университет нефти и газа имени И.М.Губкина"

Факультет химической технологии и экологии Кафедра технологии переработки нефти Курсовой проект по дисциплине «Технология переработки нефти»

Технологический расчет установки атмосферной перегонки производительностью 8млн т./год по переработке Ножовской нефти с получением максимального количества топливных дистиллятов Руководитель Клокова Т.П.

Студент: Мосолов К.А.

Москва 2014

1. Характеристика нефти и нефтепродуктов

2. Обоснование выбора и описание технологической схемы АТ

3. Расчет ректификационной колонны К-1

4. Расчет основной ректификационной колонны К-2

5. Расчет трубчатой печи

6. Расчет теплообменника

7. Расчет конденсатора и холодильника

8. Подбор насоса Список использованной литературы

1. Характеристика нефти и нефтепродуктов Нефть — Ножовскаяяснополянскогонадгоризонта (Пермская область) [1]

1.1 Физикохимическая характеристика нефти Таблица 1

Элементный состав нефти Таблица 2

нефть ректификационный колонна теплообменник Таблица 3 Состав газов (до С₅), растворенных в нефти

Разгонка нефти по ГОСТ 2177–66Таблица 4

Потенциальное содержание (в вес. %) фракций в нефтиТаблица 5

Характеристика керосиновойфракции и марки реактивных топлив Характеристика керосиновой фракции и марки реактивных топлив приведены в таблице 6 [6]

Таблица 6

Сравнивая показатели качества топлив можно сделать вывод, что для реактивного топлива подходит фракция 120−240°С, однако необходима предварительная гидроочистка для удаления непредельных и сернистых соединений, и гидродепарафинизация для улучшения низкозастывающих свойств топлива. Керосиновая фракция 120−240°С в данном случае будет подходить к следующим маркам топлива: Т-1С, Т-1, а также топливу ТС-1 (в случае увеличения высоты некоптящего пламени после процессов гидроочистки и гидродепарафинизации) Характеристика дизельной фракции и марки дизельных топлив Характеристика дизельной фракции и марки дизельных топлив приведены в таблице 7 [6]

Таблица 7

Сравнивая показатели качества топлив можно сделать вывод, что для дизельного топлива подходит фракция 240−350°С, однако необходима предварительная гидроочистка для удаления непредельных и сернистых соединений, и гидродепарафинизация для улучшения низкозастывающих свойств топлива. Возможно вследствие этих процессов снизится вязкость хотя бы в 2 раза. Дизельная фракция 240−350°С в данном случае будет подходить к дизельному летнему и дизельному летнему экологически чистому топливам.

2. Обоснование выбора и описание технологической схемы АТ Как было показано выше (см. Табл.1), исследуемая Ножовская нефть содержит 3,4% (масс.) серы и 1,9% (масс.) фракции н.к.-85^оС, таким образом, ее следует перерабатывать по третьему варианту. 3]

Схема установки

1-отбензинивающая колонна; 2-атмосферная колонна; 3-отпарные колонны; 4- трубчатая печь; 5-циркуляионное орошение; I — нефть с ЭЛОУ; II — легкий бензин, н.к.-85^оС; III — тяжелый бензин, 85−120^оС; IV — фракция 120−240^оС; V — фракция 240−350^оС; VII — мазут; VIII — газ; IX — водяной пар.

3. Расчет ректификационной колонны К-1

Материальный баланс колонны К-1 представлен в таблице 8

Таблица 8 Материальный баланс колонны К-1

Построение кривых ИТК и ОИ нефти и нефтепродуктов Определение Т ввода сырья в К-1

В концентрационной секции 20 тарелок, в отгонной принимаем 5 тарелок, давление в питательной секции принимается не выше 5 атм. (4,5 атм.), перепад давления с тарелки на тарелку принимаем 10 мм рт. ст. и кратность орошения от 1 до 2 по отношению к массе верхнего продукта. Принимаем, что орошение в колонне К-1 однократное.

Строим кривую ОИ при 4,5 атм и получаем, что Тввода сырья=156^оС, т. е. ниже чем требуется. Тогда принимаем Т=210^оС и определяем долю отгона по кривой ОИ и фракционный состав паровой фазы по кривой ИТК. Таким образом получаем, что в парах в колонну К-1 поступает фракция н.к.-193^оС и доля отгона равна e_К-1 = 0,1342

Определение Т верха колонны К-1

Фракция н.к.-85Таблица 9

Зная давление в питательной секции (4,5 атм) и количество тарелок в концентрационной части (от питательной секции до верха) n=20, можно найти давление верха колонны по формуле:

Температура верха колоны будет равна температуре 100%-го отгона по кривой ОИ при давлении Р_В, т. е. 125^оС.

Температура низа колонны К-1

Фракция 85-к.к. Таблица 10

Зная давление в питательной секции (4,5 атм) и количество тарелок в отгонной части (от питательной секции до низа) n=5, можно найти давление низа колонны по формуле:

Температура низа колоны будет равна температуре 0%-го отгона по кривой ОИ полуотбензиненной нефти при давлении Р_Н, т. е. 178^оС. Однако для создания восходящего потока паров в отгонную часть колонны К-1 подается горячая струя, которая повышает температуру низа колонны. Эта температура на 20−30^оС выше температуры ввода сырья в колонну. Принимаем температуру горячей струи равной 240^оС.

Тепловой баланс колонны К-1

Перед началом расчета теплового баланса колонны К-1 необходимо построить график плотностей на кривой ИТК для того, чтобы можно было с помощью плотностей рассчитать энтальпии различных фракций. Исходные данные берутся из справочника [1]

Исходные данные для построения графика плотностей Таблица 11

Приход тепла:

Расчет энтальпий ведется в соответствии с формулами из [5]

Для расчета энтальпий нефтепродуктов, находящихся в паровой фазе:

Для расчета энтальпий нефтепродуктов, находящихся в жидкой фазе:

По кривой плотностей определяем искомые значения для фракций:

с²⁰₄ (н.к.-85) = 0,6950с²⁰₄ (н.к.-193)= 0,7600

с²⁰₄ (85-к.к.) = 0,9280с²⁰₄ (193-к.к.)= 0,9450

Пересчитываем надля возможности расчета по выше указанным формулам:

=с²⁰₄+ 5б (значения б брались из справочника [2])

(н.к.-85) = 0,6995 (н.к.-193)= 0,7641

(85-к.к.) = 0,9310 (193-к.к.)= 0,9479

Количество тепла, вносимое сырьемQ_c, определяется с учетом доли паровой и жидкой фаз. Доля отгона е определяется по кривой ОИ сырой нефти при температуре входа сырья в колонну К-1 (210^оС) и давлении, равном давлению в питательной секции колонны (4,5 атм= 3 420 мм рт. ст.). Графически получаем е = 0,1342.

Q_c = G_ce +G_c (1-e),

где G_c — количество исходной нефти, поступающей в колонну, кг/ч;

е — доля отгона;

— теплосодержание паров, кДж/кг;

— теплосодержание жидкости, кДж/кг.

Количество тепла, вносимого горячей струей (является величиной неизвестной), определяют из теплового баланса как разность:

Q_г. с. = Q_расх — Q_прих.

Расход тепла:

1. Q_б = G_б,

где G_б — количество паров верхнего продукта, кг/ч;

— теплосодержание паров верхнего продукта (фракции н.к.-85) при температуре верха колонны t_в = 125^оС.

2. Q_пон = G_пон,

где G_пон — количество полуотбензиненной нефти, кг/ч;

— теплосодержание полуотбензиненной нефти при температуре низа колонны t_н = 240^оС.

3. Q_ор = G_орq_ор = G_ор(-),

где G_ор — количество острого орошения (по составу острое орошение идентично верхнему продукту), кг/ч; согласно рекомендации [5, 10], зададимся кратностью орошения 1 и температурой верхнего орошения равной 35 °C, тогда

G_ор = 1G_б;

= 603,87- теплосодержание паров орошения, отводимого из колонны вместе с верхним продуктом, при температуре верха колонны t_в = 125^оС;

= 73,139 — теплосодержание орошения, подаваемого в колонну в виде жидкости при температуре 35^оС.

Из теплового баланса определим количество тепла, которое необходимо внести в колонну горячей струей (кДж/ч):

Q_прих + Q_г. с. = Q_расх, откуда

Q_г. с. =11 248 484 + 501 364 776 + 9 885 926- 475 108 125=47391061кДж/ч Зная количество тепла, вносимого горячей струей, можно определить необходимое количество циркулирующей горячей струи, которая представляет собой часть нижнего продукта колонны, циркулирующего в системе. Отводится она из колонны при температуре низа К-1 (240 ^оС) вместе с балансовым количеством полуотбензиненной нефти и после нагрева в печи возвращается в колонну. При нагреве в печи часть полуотбензиненной нефти превратится в пар. Поэтому и приходящая в низ колонны горячая струя будет представлять собой парожидкостную смесь, доля паровой фазы которой зависит от температуры нагрева в печи (температуры входа в колонну К-2). Последняя определяется по той точке кривой ОИ полуотбензиненной нефти, которая соответствует суммарному отбору светлых нефтепродуктов (отбор фракций, выкипающих до 350^оС, определяется по кривой ИТК полуотбензиненной нефти). Кривая ОИ должна быть построена для давления, соответствующего давлению в питательной секции колонны К-2, которое принимается равным 1,5−2 атм (принимаем 2 атм).

Примем, давление в питательной секции К-2 Р_п.с.2 = 2 атм = 1 520 мм рт. ст. Хотя температура полуотбензиненной нефти, поступающей в колонну К-2, и температура горячей струи одинаковы, доля отгона этих потоков различна, что связано с различным давлением в колоннах К-2 и К-1. Доля отгона полуотбензиненной нефти должна равняться процентному отбору светлых нефтепродуктов (е_К-2 = 0,415). Доля же отгона горячей струи будет несколько ниже, и для ее определения необходимо построить кривую ОИ полуотбензиненной нефти для давления в месте ввода ее в колонну К-1:

Р_г. с. = Р_п.с. + рn

где Р_п.с. = 1атм=760 мм рт. ст. — давление в питательной секции К-1;

р = 10 мм рт. ст. — перепад давления на 1 тарелку;

n= 5 — количество тарелок ниже питательной секции (до тарелки ввода горячей струи).

Получим:

Р_г. с. = (4,5*760+10*5)/760 = 4,57 атм Зная температуру горячей струи (в парах поступает фракция 85−300), поступающей в К-1 (305^оС), по построенной кривой ОИ для давления Р_г. с. определяем ее долю отгона (е_К-1 = 0,33).

Предварительно находим плотности фракций 85−300°С и 300-к.к.

с²⁰₄ (85−300) = 0,8300 (85−300) = 0,8336

с²⁰₄ (300-к.к.) = 0,9690 (300-к.к.) = 0,9718

Количество тепла, вносимого горячей струи (кДж/ч):

Q_г. с. = G_г. с.[e + (1 — e) — ],

где G_г. с. — количество горячей струи, кг/ч;

и теплосодержания паровой и жидкой фаз горячей струи при выходе из печи (при входе в колонну К-1), кДж/кг;

— теплосодержание горячей струи на выходе из колонны К-1 (при температуре низа колонны t_н = 240^оС), кДж/кг.

Отсюда количество горячей струи (кг/ч):

G_г. с.= = = 177 192,2 кг/ч Полный тепловой баланс колонны К-1 представлен в таблице 12

Тепловой баланс колонны К-1 Таблица 12

Определение основных размеров колонны К-1.

Диаметр колонны К-1 определяется по свободному сечению, через которое проходит максимальный объем паров. Объем паров вычисляется на основе уравнения Менделеева-Клапейрона:

=,

где N — число молей в выбранном сечении (отношение массы G к молекулярной массе M);

t (^оС) и P (атм) — температура и давление в выбранном сечении.

Для колонны предварительного испарения К-1, работающей с подачей холодного испаряющегося орошения, таким сечением является сечение под верхней тарелкой.

В данном случае орошение G_ор уносит из колонны тепло Q_ор = 9 885 926 кДж/ч. В результате отвода тепла орошение конденсирует на верхней тарелке часть паров, поднимающихся ему навстречу. Конденсат или, что-то же, горячее орошение стекает на расположенную ниже тарелку, где, встречая более горячие пары, испаряется и образует под тарелкой, с которой отводится верхнее орошение, количество паров G_пар, равное количеству горячего орошения G_гор.ор.. В этом случае

G_гор.ор. = == 30 911кг/ч, где t — температура под верхней тарелкой, которая может быть принята равной температуре верха колонны (125^оС).

Объем паров под тарелкой будет равен суммарному объему паров горячего орошения и паров балансового бензина, находящихся в этом сечении, при этом количество паров над верхней тарелкой равняется суммарному количеству балансового бензина G_б и горячего орошения G_гор.ор.:

G_пар = G_б + G_гор.ор.=18 627 + 30 911 = 49 538 кг/ч При этом:

N= ,

где М_б — молекулярная масса бензина н.к.-85^оС.

Вычислим М_б по формуле Крэгга [5]:

Рассчитаем объем паров, подставив в указанную выше формулу значения температуры и давления на верху колонны К-1:

== 1,13 м³/с Поперечное сечение колонны вычислим по формуле:, где w — линейная скорость паров, м/с. Допустимая линейная скорость паров для отбензинивающих колоннсоставляет 0,61,5 м/с. Примем w = 0,8 м/с. Тогда: = 1,4125 м².

Диаметр колонны рассчитывается по уравнению:

D = = 1,34 м В нефтяной промышленности принят нормальный ряд диаметров, который предусматривает равномерное увеличение площади поперечного сечения колонны при переходе от одного диаметра к другому [4]:

— от 1.0 до 4.0 — через 0.2 м;

— от 4.0 до 6.0 — через 0.5 м;

— далее 6.4, 7.0, 8.0, 9.0 м.

В соответствии с этими данными принимаем значение диаметра атмосферной колонны К-1, равное D = 1,4 м.

Расстояние между тарелками должно обеспечивать:

Ш легкость монтажа, ревизии и ремонта тарелок;

Ш осаждение основной части капель, уносимых паром с нижележащей тарелки;

Ш подпор для нормального стока флегмы по сливным трубам без захлебывания.

В зависимости от диаметра колонны D принимается:

Одновременное увеличение диаметра и расстояния между тарелками связано в основном с необходимостью монтажа громоздких деталей. Так как рассчитанный диаметр колонны составляет 1,4 м, то принимаем расстояние между тарелками Н_т = 400 мм.

Высота колонны определяется числом тарелок и расстоянием между ними, остальные размеры принимаются на основании опыта работы промышленных установок.

Нормальные наружные люки для ревизии и ремонта размещают через несколько тарелок, в этом сечении расстояние между тарелками должно быть не менее 0,6 м. Примем это значение равным Н_люк = 600 мм.

Общее число тарелок в колонне N_общ складывается из числа тарелок в концентрационной N_конц и в отгонной N_отг секциях. Тогда: N_общ = 20 + 5 = 25 тарелок.

Расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем колонны может быть принято равным половине диаметра колонны, то есть h₁ = 1,4 / 2 = 0,7 м.

Высота концентрационной части колонны определяется в зависимости от числа тарелок (n = 20) по выражению:

h₂ = (n — 1) H_т = (20 — 1) 0,4 = 7,6 м Высота питательной секции колонны принимается 0,81,2 м в соответствии с соотношением:

h₃ = (2 3) H_т = 2 0,4 = 0,8 м Высоту отгонной части считают аналогично h₂, а именно:

h₄ = (n — 1) H_т = (5 — 1) 0,4 = 1,6 м Расстояние от уровня жидкости внизу колонны до нижней тарелки принимают равным h₅ = 2 2,5 м, чтобы пар равномерно распределялся по сечению колонны.

Высоту низа колонны определяют с учетом необходимого запаса жидкости в случае прекращения подачи сырья в колонну. Запас жидкости (полуотбензиненной нефти — остатка колонны К-1) определяется из соотношения:

V_ост = 16,53 м³/ч, гдеабсолютная плотность остатка при температуре низа колонны (230^оС), кг/ м³:

= 1 мин = 0,016 ч — запас времени, ч.

Отсюда высота, занимаемая жидким остатком:

h₆ = м Обычно расстояние от отбойных пластин и сеток до тарелок принимается равным 0,60,75 расстояния между тарелками. Высота отпарной части колонны составляет 45 м для создания подпора жидкости к насосу.

Высота постамента составляет 45 м. Примем h₇= 4 м При расчете высоты концентрационной секции колонны следует учитывать, что через 4 тарелки по высоте колонны установлено 3 люка для обеспечения монтажа и ремонта тарелок. В этих сечениях принимаем расстояние между тарелками Н_т = 600 мм.

Тогда h₂ = 7,6 + 30,2 = 8,2 м.

Полезная высота колонны Н_пол рассчитывается без учета высоты опорной обечайки h₇ и составляет:

Н_пол = = 0,7+8,2+0,8+1,6+2+10,7= 24 м Полная высота колонны:

Н_кол = Н_пол + h₇ = 24 + 4,0 = 28 м.

На рис. 1 представлена схема для расчета высоты колонны К-2, где приняты следующие размеры:

Ш h₁ = 0,7 м;

Ш h₂ =8,2 м;

Ш h₃ =0,8 м;

Ш h₄ =1,6 м;

Ш h₅ = 2,0 м;

Ш h₆ =10,7 м;

Ш h₇ = 4,0 м;

Ш Н_кол = 28 м

4. Расчет основной ректификационной колонны К-2

Таблица 13 Материальный баланс колонны К-2

Режим температур и давлений.

В колонну К-2 подается отбензиненная нефть, орошение и водяной пар. Из колонны выводится головной погон — бензиновая фракция 85−120^оС, боковые погоныфракция 120−240^оС, фракция 240−350^оС, орошение, водяной пар и остаток — мазут. Пары головного погона и водяной пар выводятся через шлемовую трубу колонны, жидкий погон из боковой части колонны и остаток — с низа колонны.

Температура отбензиненной нефти, поступающей в колонну К-2, определяется по точке кривой ОИ отбензиненной нефти, которая соответствует суммарному отбору светлых нефтепродуктов (допускается, что светлые нефтепродукты полностью испаряются в месте ввода сырья в колонну).

Ранее было показано, что значение температуры в питательной секции колонны К-2 составляет t_п.с.2 = 305^оС, давление Р_п.с.2 = 2 атм = 1 520 мм рт. ст.

Колонна К-2 в отличии от колонны К-1 работает с водяным паром. На основании заводских данных количество водяного пара, вводимого в колонну К-2, (G₁) составляет 1,01,5% (принимаем 1%) в пересчете на полуотбензиненную нефть, а подаваемого в отпарную колонну (G₂) — 26% (принимаем 2%) в пересчете на каждый боковой погон. Приняв соответственно 1,5 и 2,0% водяного пара на поток, получим:

G₁ = 0,1 961 765=9617,65 кг/ч 9618 кг/ч

G₂ = 0,02 179 177= 3583,54кг/ч 3584 кг/ч

G₃ = 0,02 191 584= 3831,68 кг/ч 3832 кг/ч Температура паров, выходящих с верха колонны К-2, устанавливается по концу кривой ОИ головного погона при давлении, соответствующем парциальному давлению его паров в смеси с водяным паром.

На верху колонны, где имеется двухкомпонентная смесь паров бензина и воды, на основании закона Дальтона:

Р_б = ,

где Р_б — парциальное давление паров бензина;

— общее давление на верху колонны;

— молярная концентрация паров бензина:

=

Предварительно находим плотности фракций 85−120°С, 120−240°С, 240−350°С:

с²⁰₄ (85−120) = 0,7260 (85−120) = 0,7304

с²⁰₄ (120−240) = 0,8080 (120−240) = 0,8118

с²⁰₄ (240−350) = 0,8750 (240−350) = 0,8784

с²⁰₄ (350-к.к.) = 0,9810 (350-к.к.) = 0,9836

Молекулярная масса бензина 85−120^оС определяется по формуле Крэгга:

Тогда N_б = = 274,05кмоль/ч;

N_{вод.пар} = = 946,33кмоль/ч Так как в колонне применяется острое верхнее орошение, выводимое в виде паров вместе с парами балансового бензина и водяным паром через шлемовую трубу колонны, то при определении температуры верха колонны необходимо учитывать это орошение, изменяющее молярную концентрацию и парциальное давление паров бензина.

Для нормальной работы атмосферной колонны достаточно 1 — 2-кратного орошения. В соответствии с этой рекомендацией зададимся кратностью орошения 2. Тогда количество острого верхнего орошения составит:

G_ор = 2G_б = 229 622кг/ч = 59 244 кг/ч; N_ор = = 548,1кмоль/ч Молярная концентрация паров бензина: == 0,4649

Общее давление наверху колонны К-2 принимается равным атмосферному давлению или несколько превышающему его. Примем = 1,5атм = 1 140 мм рт. ст. Тогда парциальное давление паров бензина составит:

Р_б = 1,5 0,4649 = 0,697атм = 530 мм рт. ст.

Следовательно, температура паров, выходящих с верха колонны К-2, составит t_в2=88^оС.

По данным заводской практики, температура низа атмосферной колонны должна быть на 20−30^оС ниже температуры в питательной секции. Примем t_н2 = 305 — 20 = 285^оС.

Температура острого верхнего орошения составляет 35^оС, примем t_ор = 35^оС.

Температуру перегретого водяного пара, подаваемого в колонну, примем равной = 350^оС. Этот пар обычно получают путем перегрева отработанного (мятого) пара от насосов с давлением 0,2−0,3 МПа в змеевике, расположенном в сырьевой или в специальной печи.

Количество тарелок в концентрационной секции колонны К-2 установим по перепаду температур между сечением ввода сырья (t_п.с.2 = 305^оС) и верхним сечением (t_в2 = 88^оС), исходя из перепада температур между соседними тарелками в 5−10^оС (принимаем 6^оС):

= = 36,2, принимаем = 37 тарелок.

Пусть для отбора керосиновой фракции 120−240^оС будем отводить с 13-ой тарелки, тогда дизельную фракцию 240−350^оС будем отводить с 25-ой тарелки. Число тарелок в отгонной секции атмосферной колонны составляет от 5 до 7 штук, примем = 7 тарелок. В зависимости от требуемой четкости погоноразделения выносные колонны имеют от 4 до 8 тарелок. Примем число тарелок в стриппинг-секции N_стрип. = 7.

Температура бокового погона устанавливается по началу соответствующей кривой ОИ, так как выводимый из колонны жидкий боковой погон находится на тарелке при температуре закипания. В сечении вывода боковых погонов находятся и более легкокипящие компоненты, снижающие парциальное давление паров, а потому истинные температуры вывода боковых погонов обычно на 10−20^оС ниже температур начальных точек их кривых ОИ, построенных при атмосферном давлении.

Определим температуру вывода керосиновой фракции 120−240^оС аналогичным описанному выше способом:

N_КФ = = 1087,24кмоль/ч

N_{вод.пар} = = 946,33кмоль/ч Давление на 13-ой тарелке отвода фракции, исходя из того, что давление на верху колонны равно 1,5 атм (1140 мм рт ст.), а в питательной секции 2 атм (1520 мм рт ст.) и перепад между тарелками должен быть 5−10 мм рт ст. Проверим это предположение:

ммрт ст.

Следовательно количество тарелок было выбрано верно. Давление на 13-ой тарелке будет равно:

мм рт ст. = 1,671атм Парциальное давление КФ:

Р_КФ = ₁₅= 1,6710,535 0,894атм Температура вывода керосиновой фракции из колонны К-2 соответствует температуре 0%-ого отгона по кривой ОИ, построенной при Р_КФ = 0,894атм =679 мм рт. ст. и составляет = 141^оС.

Температуру КФ на выходе из отпарной колонны принимают на 20^оС ниже температуры жидкости на входе в стриппинг-секцию [4], то есть:

= 141 — 20 = 121^оС Определим температуру вывода дизельной фракции 240−350^оС аналогичным описанному выше способом:

N_ДФ = = 746,77кмоль/ч

N_{вод.пар} = =747,22кмоль/ч Давление на 25-ой тарелке отвода фракции:

₂₅ = 1 140 + 25 10 = 1 390 ммрт. ст. = 1,83атм Парциальноедавление ДФ:

Р_ДФ = ₂₅= 1,83 0,50,915атм Температура вывода дизельной фракции из колонны К-2 соответствует температуре 0%-ого отгона по кривой ОИ, построенной при Р_ДФ = 0,915 атм = 695,4 мм рт. ст. и составляет = 259^оС.

Температуру ДФ на выходе из отпарной колонны принимают на 20^оС ниже температуры жидкости на входе в стриппинг-секцию [4], то есть:

= 259 — 20 = 239^оС Тепловой баланс колонны К-2.

В колонну К-2 тепло подается с нагретой в печи полуотбензиненной нефтью, а также с подаваемым в низ колонны водяным паром.

Отводится тепло с верхним продуктом — бензиновой фракцией, боковыми погонами — КФ и ДФ и остатком, а также отводится острым (испаряющимся) орошением.

Расчет теплового баланса основной ректификационной колонны К-2 производится аналогично расчету теплового баланса колонны предварительного испарения К-1.

Приход тепла:

Количество тепла, вносимое сырьем (полуотбензиненной нефтью) -Q_пон, определяется с учетом доли паровой и жидкой фаз. Доля отгона е определяется по кривой ОИ полуотбензиненной нефти при температуре входа сырья в колонну К-2, или, что-то же, нагрева в печи (305^оС) и давлении, равном давлению в питательной секции колонны (2 атм= 1 520 мм рт. ст.). Графически получаем е = 0,415

Q_пон = G_пон[e + (1-e)],

где G_пон — количество полуотбензиненной нефти, поступающей в колонну, кг/ч;

е — доля отгона полуотбензиненной нефти при температуре нагрева в печи;

= 907,86 кДж/кгтеплосодержание паров полуотбензиненной нефти при температуре выхода из печи (рассчитано ранее в тепловом балансе К-1)

= 682,57 кДж/кгтеплосодержание жидкой фазы полуотбензиненной нефти при температуре выхода из печи.

Q_пон= 961 765*(0,415*907,86 + (1−0,415)*682,57)= 746 392 491 кДж/ч Количество тепла, вносимого водяным паром:

Q_{вод.пар} = G_{вод.пар}q =G_{вод.пар} (-),

где G_{вод.пар} — количество водяного пара, кг/ч;

= 3176,59кДж/кгтеплосодержание водяного пара на входе в колонну К-2, кДж/кг;

= 2657,81кДж/кгтеплосодержание водяного пара на выходе из колонны К-2, кДж/кг; (из Сарданашвили)

Q_{вод.пар} = 9618*(3176,59−2657,81) = 4 989 626 кДж/ч Расход тепла:

с верхним продуктом: Q_б = G_б,

где G_б — количество паров бензина, кг/ч;

— теплосодержание паров бензина (фракции 85−120^оС) при температуре верха колонны К-2 t_в2 = 88^оС.

= 255,07*(4−0,7304)-308,99 = 525 кДж/кг

Q_б=29 622*525 = 15 551 550 кДж/ч с боковым продуктом: Q_КФ = G_КФ,

где G_пон — количество дизельной фракции, кг/ч;

— теплосодержание керосиновой фракции при температуре вывода ее из колонны =141^оС.

= = 301,57 кДж/кг

Q_КФ = 179 177*301,57 = 54 034 408 кДж/ч с боковым продуктом:

Q_ДФ = G_ДФ,

где G_пон — количество дизельной фракции, кг/ч;

— теплосодержание дизельной фракции при температуре вывода ее из колонны = 259^оС.

= = 588,09 кДж/кг

Q_ДФ = 191 584*588,09 = 112 668 635 кДж/ч с остатком: Q_ост = G_ост,

где Q_ост — количество остатка (мазута), кг/ч;

— теплосодержание остатка при температуре низа колонны t_н2 = 285^оС.

= = 624,21 кДж/кг

Q_ост = 561 382*624,21 = 350 420 258 кДж/ч с острым (испаряющимся) орошением: Q_ор = G_орq_ор = G_ор (-),

где G_ор — количество острого орошения (по составу острое орошение идентично верхнему продукту), кг/ч; при кратности орошения 2 получим G_ор = 2G_б;

= 525кДж/кг — теплосодержание паров орошения при температуре верха колонны t_в2 = 88^оС;

— теплосодержание орошения, подаваемого в колонну в виде жидкости при температуре 35^оС.

= 71,57 кДж/кг

Q_ор = 2*29 622*(525−71,57) = 26 863 007 кДж/ч Найдем количество тепла, которое необходимо снимать циркуляционным орошением:

Q_ц.о. = Q_прих— Q_расх = (Q_пон + Q_{вод.пар}) — (Q_б+ Q_КФ + Q_ДФ + Q_ост + Q_ор) = (746 392 491 + 4 989 626) — (15 551 550 + 54 034 408 + 112 668 635 + 35 040 258 + 26 863 007) = 191 844 259кДж/ч Тепловой баланс колонны К-2 Таблица 14

Рассчитаем количество циркуляционного орошения G_ц.о., необходимого для обеспечения нормальной работы колонны (кг/ч):

G_ц.о. =

где — теплосодержание жидкости (флегмы), стекающей с тарелки вывода циркуляционного орошения (при температуре t₁ на 14-ой тарелке);

— теплосодержание жидкости, поступающей на тарелку ввода циркуляционного орошения.

Температуру t₁ принимаем исходя из равномерного перепада температур между соседними тарелками в 5−10^оС (ранее приняли 6^оС). Поскольку температура вывода керосиновой фракции с 13-ой тарелки равняется 141^оС, то получим t₁= 141+ 1 6 = 147^оС. Температуру входа в колонну К-2 циркуляционного орошения принимаем равнойt₂ = 80^оС. Плотность циркулирующей жидкости принимаем, основываясь на предположении о равномерном перепаде данного показателя на каждую тарелку. Тогда, учитывая плотность керосиновой фракции, получим:

= 0,8080+ 1 0,005 = 0,8130 = 0,8168

= = 314,8 кДж/кг

= = 161,47 кДж/кг Расход циркулирующей жидкости составит:

G_ц.о. == 1 251 185,41251185 кг/ч Определение основных размеров колонны К-2

Основные размеры основной ректификационной колонны К-2 определяются так же, как и размеры колонны предварительного испарения К-1.

При определении диаметра колонны К-2 для установления сечения, наиболее нагруженного по парам, проверяются объемы паров в испарительном пространстве (питательной секции) колонны и под тарелками, с которых выводится орошение.

1. Сечение под 1-ой тарелкой, на которую стекает холодное орошение (пары бензина, холодное орошение и водяной пар, подаваемый в низ К-2 и стриппинг-секции):

G_пар = G_б + G_хол.ор. + G_{вод.пар} = 29 622 + 59 244 + (9618 + 3584 + 3832) = 105 900 кг/ч

2. Сечение под 13-ой тарелкой (циркуляционное орошение, пары, поступающие из отпарнойколонны, и то же суммарное количество водяных паров):

G_пар = G_стрип. + G_{вод.пар}+ G_ц.о. = 1 251 185+0,19 179 177+ (9618 + 3584 + 3832) = 1 302 263кг/ч, где G_стрип. = е_КТG_КФ — количество паров отпариваемых в стриппинг-секции (доля отгона е_КФ= 0,19 определяется графически в соответствии с температурой входа фракции КФ в отпарную колонну, равной 141^оС)

3. Сечение под 25-ой тарелкой (циркуляционное орошение, пары, поступающие из отпарной колонны, и водяные пары):

G_пар = G_стрип. + G_{вод.пар}+ G_ц.о. =0,25*191 584 +1 251 185 + (9618 + 3832) = 1 312 531 кг/ч, где G_стрип. = е_ДФG_ДФ — количество паров отпариваемых в стриппинг-секции (доля отгона е_ДФ= 0,25 определяется графически в соответствии с температурой входа фракции ДФв отпарную колонну, равной 259^оС).

4. Сечение под 37-ой тарелкой (пары отбензиненной нефти и водяной пар, подаваемый в низ К-2):

G_пар = G_{неф.пар.} + G_{вод.пар} = e_k-2*G_пон + G₁ = 0,415*961 765 + 9618 = 408 750 кг/ч Как видно из предлагаемых расчетов, наиболее нагруженным является сечение под 25-ой тарелкой, где нагрузка по парам составляет: G_пар = 1 312 531кг/ч.

Исходя из этого рассчитаем объем паров по уравнению Менделеева-Клапейрона:

== 33,9 м³,

На основании практических данных линейная скорость паров в свободном сечении для колонны К-2 составляет w = 0,6 1,15 м/с. Примем w = 1,0 м/с, тогда площадь поперечного сечения колонны составит:

= = 33,9 м²

Диаметр колонны рассчитывается по уравнению:

D = = 6,57 м В соответствии со стандартом принимаем значение диаметра атмосферной колонны К-2 равным D_К-2 = 7 м.

Расстояние между верхней тарелкой и верхним днищем колонны принимаем равным половине диаметра колонны, то есть h₁ = 7 / 2 = 3,5 м.

Высота концентрационной части колонны К-2 (n = 37):

h₂ = (n — 1) H_т = (37 — 1) 0,600 = 21,6 м Высота питательной секции колонны:

h₃ = (2 3) H_т = 2 0,600 = 1,2 м Высота отгонной части колонны К-2 (n = 7):

h₄ = (n — 1) H_т = (7 — 1) 0,600 = 3,6 м Расстояние от уровня жидкости внизу колонны до нижней тарелки принимают равнымh₅ = 1 2 м, чтобы пар равномерно распределялся по сечению колонны.

Высота, занимаемая жидким остатком в колонне, подсчитывается исходя из 5−10-минутного запаса жидкости при температуре низа колонны (329,4^оС):

V_ост = 55,5 м³/ч, гдеабсолютная плотность остатка при температуре низа колонны (285^оС), кг/ м³:

= 981 — 0,522 (285 — 20) = 842,67 843

= 5 мин = 0,083 ч — запас времени, ч.

Отсюда высота, занимаемая жидким остатком:

h₆ = 1,44 м Высоту постамента принимаем h₇ = 4,0 м.

При расчете высоты концентрационной секции колонны учтем, что через 4 тарелки по высоте колонны установлено 10 люков для обеспечения монтажа и ремонта тарелок. В этих сечениях принимаем расстояние между тарелками Н_т = 800 мм. Тогда:

h₂ = 21,6 + 10 0,8 = 29,6 м Полезная высота колонны Н_пол (без учета высоты опорной обечайки h₇):

Н_пол = = 3,5 + 29,6 + 1,2 + 3,6 + 2,0 + 1,44 = 41,34 м.

Полная высота колонны:

Н_К-2 = Н_пол + h₇ = 41,34 + 4,0 = 45,34 м? 46 м

5. Расчет трубчатой печи Температурный режим печи Температура сырья (полуотбензиненной нефти) на входе в печь соответствует температуре низа отбензинивающей колонны установки атмосферной перегонки нефти и составляет t_вх = 240⁰C.

Температура сырья на выходе из печи соответствует температуре его на входе в колонну К-2, равной t_вых = 305⁰C.

Температура насыщенного водяного пара на входе в пароперегреватель печи соответствует температуре насыщения его при выбранном давлении низа К-1 в 4,57атм = 4,57 кг/см². Согласно справочных данных этому давлению соответствует теплосодержание i_нас = 2745,7 кДж/кг [5], температура насыщенного пара t_насыщ. = 147,8⁰С.

Температура перегретого водяного пара на выходе из пароперегревателя соответствует температуре поступления его в колонну и составляет t_{перегр.} = 350 ⁰С, откуда теплосодержание перегретого водяного пара i_пер = 3 171,4 кДж/кг.

Температура дымовых газов на входе в конвекционную секцию печи составляет по заводским данным 800−850 ⁰С [4], примем t_{дым.газ.} = 850 ⁰С.

Температура уходящих из печи дымовых газов на 120−150 ⁰С выше температуры сырья, подаваемого в печь: t_{ух.дым.газ.} = 240 + 150 = 390 ⁰С.

Полезная тепловая нагрузка печи Полезная тепловая нагрузка печи (кДж/ч):

Q_пол = + или

Q_пол = G_сыр [е + (1 — е) -] + G_{вод.пара} [(i_пер — i_нас) + хl], где

G_сыр — количество полуотбензиненной нефти, кг/ч;

G_{вод.пара}— суммарное количество водяного пара (G₁ + G₂ + G₃ = 9618 + 3584 + 3832 = 17 034 кг/ч);

е = 0,415 — весовая доля отгона (доля светлых нефтепродуктов);

= 907,86 кДж/кг и = 682,57 кДж/кг — теплосодержание паровой и жидкой фазы полуотбензиненной нефти на выходе из печи (при t_вых = 305⁰C, плотность полуотбензиненной нефти: 928 — 0,607 (305 — 20) = 755 кг/м³;

= 510,25 кДж/кг — теплосодержание полуотбензиненной нефти на входе в печь (при t_вх = 240⁰C, плотность полуотбензиненной нефти: 928 — 0,607 (240- 20) = 794,46 кг/м³,;

i_пер = 3171,4 — теплосодержание перегретого водяного пара, кДж/кг;

i_нас = 2745,7- теплосодержание насыщенного водяного пара, кДж/кг;

х — доля влаги в насыщенном водяном паре (0,03 0,05, примем х = 0,03);

l = 2257,2 — скрытая теплота парообразования воды, кДж/кг.

Q_пол = 961 765 [0,415 907,86 + (1 — 0,415) 682,57- 510,25] + 17 034 [(3171,4 — 2745,7) + 0,03 2 257,2] = 264 056 748кДж/ч Коэффициент полезного действия печи и расход топлива Потери тепла в окружающую среду составляют 4−8% от низшей теплотворной способности. Низшая теплотворная способность газообразного топлива определяется по формуле (кДж/кг):

= Q_ix_i, где

Q_i — низшая теплотворная способность компонентов топлива,

x_i — весовые доли компонентов топлива.

Пересчитаем состав топлива на массовые проценты, используя следующую формулу:

_i = 100%, где

_i — массовая концентрация i-ого компонента топлива, % масс.;

_i — объемная доля i-ого компонента топлива, % об.;

М_i — молекулярная масса i-ого компонента топлива, г/моль.

Результаты пересчета для удобства сведем в таблицу: Таблица 15

Получим: = 11 155,38ккал/кг = 11 155,38 4,187= 46 707,56кДж/кг Тогда потери тепла в окружающую среду (примем 4% от) составят:

q_окр.ср.=0,446 707,56= 1868,30кДж/кг Потери тепла с уходящими дымовыми газами q_ух.д.г. устанавливаются по графику в соответствии с выбранной температурой уходящих газов (t_{ух.дым.газ.} = 390⁰С). Получили q_{ух.д.г. ?} 9000 кДж/кг.

Коэффициент полезного действия печи рассчитывается по формуле:

= == 0,767

Коэффициент полезного действия современных печей составляет = 0,65 0,85.

Расход топлива:

В = == 7370,8 кг/ч

6. Расчет теплообменника Выбор потоков, отдающих тепло для нагрева сырья Для нагрева сырья обычно используется тепло боковых погонов и остатка колонны в тех случаях, когда массовые количества и температуры их достаточно велики. Тепло остальных потоков используется лишь в том случае, когда не удается достигнуть желаемой конечной температуры нагрева сырья.

Для дистиллятных продуктов рекомендуется использовать кожухотрубчатые теплообменники, для остаточных — теплообменники типа «труба в трубе». Дистилляты надлежит посылать в межтрубное пространство, нефть и остатки (более загрязненные продукты) — в трубы. 4]

Температурный режим Рассчитаем теплообменник, в котором в качестве теплоносителя используется дизельное топливо. Начальная температура теплоносителя на входе его в теплообменник соответствует температуре на выходе его из отпарной колонны (⁰С), конечная температура теплоносителя на выходе из теплообменника на 50−70 ⁰Сниже начальной, примем t_кон = 239 — 69 = 170⁰С. Начальная температура сырья, поступающего в первый теплообменник составляет 17−20 ⁰С, примем = 20⁰С, конечная температура сырья, воспринимающего тепла, определяется из уравнения теплового баланса теплообменника.

Тепловой баланс теплообменника Тепловой баланс теплообменника рассчитывается на основе следующего уравнения [4]:

— к. п. д. теплообменника; потери тепла теплоносителем в окружающую среду обычно составляют 2−10%, примем их равными 5%, тогда = 100 — 5 = 95%;

G_тепл = 191 584 — вес теплоносителя (ДФ), кг/ч;

G_cыр = 980 392 — вес нефти, кг/ч;

=- теплосодержание теплоносителя на входе в теплообменник, кДж/кг;

=- теплосодержание теплоносителя на выходе из теплообменника, кДж/кг;

=- теплосодержание сырья (нефти) на выходе из теплообменника, кДж/кг; =- теплосодержание сырья (нефти) на выходе из теплообменника, кДж/кг, плотность нефти при 20 ⁰С равна 904,1 кг/м³;

=0,9041 + 5*0,633 = 0,9073

=

Подставив значения получим следующее выражение:

0,95 191 584 (534,02 — 358,58) = 980 392 (- 36,16), откуда

= 68,73 кДж/кг Рассчитанному значению теплоемкости согласно справочных таблиц соответствует значение температуры = 37,5⁰С.

Поверхность теплообмена и подбор типовых теплообменников Поверхность теплообмена определяется из уравнения:

Q = Fkt_ср, где

Q — количество передаваемого тепла, кДж/ч;

F — поверхность теплообмена, м²;

k — коэффициент теплопередачи, кДж/(м²ч⁰С);

t_ср— средняя разность температур, ⁰С.

Количество подаваемого тепла вычисляется, как было показано в п. 6.3. при расчете теплового баланса:

Q = 0,95 191 584 (534,02 — 358,58) = 31 930 922кДж/ч Подбор коэффициента теплопередачи осуществляется согласно заводских данных в пределах 150 250 кДж/(м²ч⁰С), примемk = 200 кДж/(м²ч⁰С).

При противотоке среднюю разность температур определяют, пользуясь следующей условной схемой:

t_нач = 239⁰Ct_кон = 170⁰C (горячий теплоноситель — ДФ)

t_кон= 37,5⁰Ct_нач= 20 ⁰C (холодный теплоноситель — нефть)

t_н= 239 — 37,5 = 201,5 ⁰Ct_к= 170 — 20 = 150⁰C, где

t_н, t_к— большая и меньшая разности температур между теплоносителями.

Если 2, то среднюю разность температур с погрешностью не более 4% можно вычислить как среднеарифметическую. Поскольку в нашем случае это отношение составляет 1,34, то воспользуемся формулой:

t_ср = == 175,8⁰C

Подставляя установленные величины Q, k и t_ср, получим значение поверхности теплообмена:

F = = = 908,2 м²

Принимаем типовой кожухотрубчатый теплообменник со стандартной рекомендуемой поверхностью F_станд = 464 м²в количестве2 шт. [6]

7. Расчет конденсатора и холодильника Температурный режим Головные погоны атмосферных колонн (пары бензина, орошения и водяной пар) конденсируются и охлаждаются в воздушных холодильниках от температуры верха колонны (для К-2 t_верха= 88⁰С) до 60−70 ⁰С. Воздух, нагнетаемый вентилятором, нагревается от температуры на входе в 15−20 ⁰С (примем 15 ⁰С) до температуры на выходе в 60−70 ⁰С (примем 70 ⁰С).

Боковые погоны и остаток после теплообменников следует доохлаждать в воздушных холодильниках. Конечные температуры потоков, при которых они следуют в парк, могут быть приняты следующими [4]:

· для дизельных фракций 50−70 ⁰С (примем 70 ⁰С);

· длямазута 75−90 ⁰С.

Тепловой баланс воздушного конденсатора-холодильника

G_ДФ (-) = V_{воздвозд}с_возд (-), где

G_ДФ = 191 584- вес ДФ, кг/ч;

= 358,58кДж/кг — теплосодержание ДФ на входе в конденсатор-холодильник (при температуре выхода фракции из теплообменника);

— теплосодержание ДФ на выходе из конденсатора-холодильника кДж/кг;

V_возд — объем воздуха, нагнетаемого вентиллятором, м³/ч;

_возд = 1,2929 — плотность воздуха при нормальных условиях, кг/м³;

с_возд = 1,0 — теполемкость воздуха, кДж/(кг ⁰С);

 — температура воздуха на выходе (60⁰С) и на входе (20 ⁰С) в конденсатор-холодильник.

Подставив в указанную выше формулу приведенные значения, рассчитаем количество воздуха, нагнетаемого вентиллятором (м³/ч):

191 584* (358,58 -135,27) = V_возд 1,2929 1,0 (70 — 15), откуда

V_возд = 601 644 м³/ч Тепловой баланс погружного водяного холодильника

G_ДТ (-) = G_воды (-), где

G_ДФ = 191 584- вес ДФ, кг/ч;

= 135,27 кДж/кг — теплосодержание ДФ на входе в холодильник (при температуре выхода фракции из конденсатора-холодильника);

— теплосодержание ДФ на выходе из водяного холодильника;

 — температура охлаждающей воды на выходе (40^оС) и на входе (25^оС) в холодильник. Определим расход охлаждающей воды:

191 584 (135,27 -74,97) = G_воды (40 — 25), откуда

G_воды = 770 168 кг/ч Поверхность конденсации и охлаждения Поверхность конденсации и охлаждения определяется при помощи уже рассмотренного выше уравнения:

Q = Fkt_ср, где

Q — количество передаваемого тепла, кДж/ч;

F — поверхность теплообмена, м²;

k — коэффициент теплопередачи, кДж/(м²ч⁰С);

t_ср— средняя разность температур, ⁰С.

Количество подаваемого тепла вычисляется как было показано при расчете тепловых балансов воздушного конденсатора-холодильника и водяного холодильника:

Q_АВО= 191 584 (358,58 -135,27) = 42 782 623кДж/ч

Q_{вод.хол.} = 191 584 (135,27 -74,97) = 11 552 515кДж/ч Коэффициент теплопередачи для аппарата воздушного охлаждения (АВО) с оребренными трубками принимается в пределах 42 209 кДж/(м²ч⁰С), примемk_АВО= 170 кДж/(м²ч⁰С). 10]

Коэффициент теплопередачи для водяных конденсаторов-холодильников подбирается по заводским данным, примемk_к.-х. = 370 кДж/(м²ч⁰С).

Средняя разность температур t_ср для воздушных холодильников и конденсаторов, в которых имеется перекрестное движение теплообменивающихся потоков, принимается равной 0,8t_ср противотока. Среднюю разность температур противотока определим, как было описано ранее, пользуясь следующей условной схемой:

t_нач = 170⁰Ct_кон = 70 ⁰C (горячий поток — ДФ)

t_кон= 60 ⁰Ct_нач= 20 ⁰C (холодный поток — воздух)

t_н= 170 — 60 = 110⁰Ct_к= 70 — 20 = 50⁰C, где

t_н, t_к— большая и меньшая разности температур между теплоносителями.

Если 2, то среднюю разность температур с погрешностью не более 4% можно вычислить как среднеарифметическую. Поскольку в нашем случае это отношение составляет 2,2, то воспользуемся формулой:

t_ср = == 76,2⁰C

Тогда средняя разность температур для АВО составит: t_ср = 0,876,2 = 61⁰C.

Средняя разность температур для водяного холодильника:

t_нач = 70⁰Ct_кон = 40 ⁰C (горячий поток — ДФ)

t_кон = 40 ⁰Ct_нач= 25 ⁰C (холодный поток — вода)

t_н = 70 — 40 = 30⁰Ct_к = 40 — 25 = 15⁰C

Важно отметить, что для обеспечения надлежащего температурного напора начальная температура воды должна быть ниже конечной температуры продукта на 15−20 ⁰С. Поскольку отношение большей разности температур между теплоносителями к меньшей равняется 2, то рассчитаем t_ср для водяного холодильника по формуле:

t_ср = == 22,5⁰C

Подставляя установленные величины Q, k и t_ср, получим следующие значения поверхностей теплообмена для АВО и водяного холодильника соответственно:

F_АВО = == 4126 м²

F_{вод.хол.} = = = 1388 м²

В соответствии с установленными значениями поверхностей теплообмена выберем воздушный аппарат на 5000 м²и водяной аппарат на 1500 м².

8. Подбор насоса Гидравлическая мощность насосов (л. с.) устанавливается по формуле:

N=, где

G — производительность насоса, кг/ч; Н — напор водяного столба (1 атм = 10 м. вод. ст.), м; - относительная плотность жидкости при температуре перекачки. Осуществим подбор насоса для перекачки основного сырьевого потока сырой нефти, поступающей на установку атмосферной перегонки в питательную секцию колонны предварительного испарения К-1. Производительность насоса будет равняться расходу нефти и составит G = 980 392 кг/ч. Напор водяного столба определим в соответствии с давлением в питательной секции колонны К-1, равным 4,5 атм, откуда Н = 45 м. вод. ст. Относительная плотность нефти при температуре перекачки (210⁰С) составит:

904,1 — 0,633 (210 — 20)=783,83 кг/м³.

Подставив полученные значения в формулу, вычислим гидравлическую мощность насоса:

N = 209л. с.

Подбор типа и марки насоса производится по установленным величинам часового объема перекачиваемой жидкости V и напора Н в метрах столба перекачиваемой жидкости (при температуре перекачки).

V = == 1251 м³/ч

N = 209 0,736 кВтч = 153,8 кВтч На технологических установках и в общезаводском хозяйстве НПЗ применяются лопастные (центробежные и осевые), вихревые и объемные (поршневые, плунжерные, шестеренчатые, винтовые, пластинчатые) насосы. Центробежные насосы обеспечивают равномерную подачу продукта, занимают меньше места, чем поршневые, имеют более простую конструкцию. Рассчитанным значениям V, H и N соответствует центробежный нефтяной насос (ненормализованный) марки НМ 1250−260 [6], характеристики которого приведем в виде таблицы 16.

Таблица 16 Характеристика центробежного нефтяного насоса марки НМ 1250−260

1. Нефти СССР (справочник), том 1,2,3,4. — М.: Химия, 1971;1974.

2. Гуревич И. Л. Технология переработки нефти и газа.ч. 1. — М.: Химия, 1972. — 360с.

3. Альбом технологических схем процессов переработки нефти и газа./ Под ред. Б. И. Бондаренко. — М.: Химия. 1983. — 128с.: ил.

4. Ю. А. Володин, О. Ф. Глаголева, Т. П. Клокова. Технологический расчет установки атмосферной перегонки с применением программирования на персональном компьютере. — М.: РГУ нефти и газа имени И. М. Губкина. 1998. — 62с.

5. Сарданашвили А. Г., Львова А. И. Примеры и задачи по технологии переработки нефти и газа. — М.: Химия, 1973, 1980.

6. Рудин М. Г., Драбкин А. Е. Краткий справочник нефтепереработчика. — Л.: Химия, 1980. — 328 с., ил.

7. Справочник нефтепереработчика.// Под ред. Г. А. Ластовкина, Е. Д. Радченко и М. Г. Рудина. — Л.: Химия, 1986. — 648 с., ил.

8. Топлива, смазочные материалы, технические жидкости. Ассортимент и применение. Справочник.// Под ред. Школьникова. — М.: Химия, 1989. — 432с.

9. Топлива, смазочные материалы, технические жидкости. Ассортимент и применение. Справочник.// Под ред. В. М. Школьникова. — М.: Изд. центр «Техинформ» международной академии информации, 1999. — 596с.