RU2300551C1 - Способ получения топливных фракций - Google Patents

Abstract

Изобретение относится к способу получения топливных фракций по двухколонной схеме и может быть использовано в переработке нефти, газового конденсата и нефтегазоконденсатной смеси. Способ включает разделение нефтегазоконденсатной смеси путем двукратного испарения в двух колоннах - отбензинивающей и атмосферной, отбор в отбензинивающей колонне легкой бензиновой фракции и разделение отбензиненной нефтегазоконденсатной смеси в атмосферной колонне на топливные фракции и остаток, вывод топливных фракций, остатка и избытка тепла промежуточным циркуляционным орошением (ПЦО). По разработанным формулам рассчитывают оптимальное N_опт и теоретическое число N_т рабочих тарелок. При условии N_опт=N_т рассчитывают оптимальное флегмовое число R_опт бензиновой секции атмосферной колонны. Верхнее циркулирующее орошение (ПЦО-1) подают на верх атмосферной колонны в количестве, рассчитанном по формуле (1):

где G_n - количество паров ректификата, кг/час;

q_i - скрытая теплота испарения паров ректификата бензиновой секции, кДж/кг;

q₂ и q₁ - энтальпия выхода и входа верхнего циркулирующего орошения, кДж/кг.

По специальным предлагаемым уравнениям определяют энтальпию верхнего и нижнего циркулирующих орошений (ПЦО-1) и (ПЦО-2). Нижнее циркулирующее орошение (ПЦО-2) подают на 20-ю тарелку в рассчитанном количестве. По результатам расчетов перераспределяют материальные и тепловые потоки топливных фракций и ПЦО в материальном и тепловом балансе установки, что обуславливает оптимальный технологический режим переработки исходного сырья. Технический результат - оптимизация технологического режима перегонки нефтегазоконденсатной смеси по двухколонной схеме. 5 табл.

Description

Изобретение относится к способу получения топливных фракций путем двукратного испарения углеводородного сырья по двухколонной схеме и может быть использовано в переработке нефти, газового конденсата и нефтегазоконденсатной смеси.

Известен способ получения топливных фракций путем двукратного испарения углеводородного сырья по двухколонной схеме (см. Багиров И.Т. Современные установки первичной переработки нефти. М.: Химия, 1974).

В известном способе приведены технологические схемы и характеристики конструктивного оформления установок, физико-химические свойства сырья и технологические режимы его переработки, способы орошения ректификационных колонн и характеристика системы теплообмена.

Постановка задачи, обуславливающая оптимальный режим технологии перегонки углеводородного сырья, в известном способе не рассматривается.

Наиболее близким техническим решением к предлагаемому изобретению является способ получения топливных фракций путем двукратного испарения нефтегазоконденсатной смеси по двухколонной схеме (см. Пикалов Г.П., Молоканов Ю.К., Пикалов А.П., Рудковский Л.Д., Коротков П.И., Кожарская Н.В. Анализ работы атмосферной колонны с S-образными тарелками высокопроизводительной установки перегонки нефти. Химия и технология топлив и масел, №3, 1979, стр.45-47).

В известном способе на установке перерабатывали нефть из нефтепровода "Дружба", к которой добавляли газовый конденсат в количестве 7%. Производительность установки по сырью составляла 8 млн тонн в год или 1000000 кг/час.

Нефтегазоконденсатная смесь, нагретая до 200°С (за счет регенерации тепла отходящих потоков целевых фракций и остатка), поступала в отбензинивающую колонну. В отбензинивающей колонне из нефтегазоконденсатной смеси отбирали 10% легкой бензиновой фракции. Отбензиненную нефтегазоконденсатную смесь нагревали в трубчатой печи до 360°С и подавали в эвапорационную часть атмосферной колонны.

Атмосферная колонна диаметром 7 м оборудована 38^ю двухпоточными S-образными тарелками, установленными на расстоянии 800 мм.

Технологический режим атмосферной колонны
Давление, МПа	0,22
Температура, °С:
- верха колонны	140
- ввода сырья - низа колонны	360 340
на выходе:
- керосиновой фракции	200
- фракции дизельного топлива	298
На выходе и входе
- ПЦО - 1	154-70
-ПЦО - среднее	228 -70
- ПЦО - 2	252 -86

С верха атмосферной колонны отбиралась бензиновая фракция до 180°С в количестве 11,5% на исходное сырье. После конденсации и охлаждения бензиновая фракция поступила на каталитический риформинг. С 12^й тарелки выводилась боковым погоном в отпарную колонну керосиновая фракция (180-230°С) в количестве 9% на исходное сырье. С 20^й и 24^й тарелок выводилась боковым погоном в отпарную колонну фракция дизельного топлива (230-360°С) в количестве 23% на исходное сырье. С низа атмосферной колонны выводился остаток мазут (>360°С) в количестве 46,5% на исходное сырье.

В известном способе рассчитаны материальный и тепловой балансы и гидродинамическая характеристика работы атмосферной колонны. Приведены расчетные минимальные R_м и оптимальные R_опт флегмовые числа и числа теоретических тарелок N_м и N_опт, но только в качестве иллюстрации для сравнения с рабочими R и N.

Проведено расчетное исследование пропускной способности атмосферной колонны и показана возможность перераспределения отвода избытка тепла атмосферной колонны без ПЦО - среднего, но только для состава сырья, приведенного в прототипе.

Вместе с тем при разработке нефтяных и газоконденсатных месторождений энергия пласта со временем истощается. С падением давления в пласте нефть утяжеляется, теряя легкие фракции, а газовый конденсат наоборот - облегчается. За счет ретроградных изменений происходит конденсация части высококипящих углеводородов конденсата, которые оседают в порах пласта и оттуда не извлекаются. Поступающая на фракционирование нефтяная или нефтегазоконденсатная смесь отбирается из групп скважин одного или нескольких месторождений. Каждая скважина месторождения имеет свои технологические параметры разработки, которые со временем изменяются. Поэтому со временем изменяется и состав добываемой углеводородной смеси. Колебания состава поступающих на переработку нефтегазоконденсатных смесей вызывают нарушения технологического режима и снижают качество и выход целевых фракций.

На практике в связи с изменением состава углеводородного сырья и ассортимента вырабатываемой продукции, а также в связи с модернизацией оборудования и реконструкцией технологической схемы все установки работают на режиме, значительно отличающемся от проектного и оптимального, что снижает рентабельность производства.

Таким образом, оптимизация технологического режима путем рационального распределения потоков циркулирующих орошений в колонне является весьма актуальной задачей.

Задачей изобретения является оптимизация технологии перегонки нефтегазоконденсатной смеси по двухколонной схеме.

Решение поставленной задачи и технический результат изобретения достигаются тем, что в известном способе получения топливных фракций из нефтегазоконденсатной смеси, включающем разделение нефтегазоконденсатной смеси путем двукратного испарения в двух колоннах - отбензинивающей и атмосферной, отбор в отбензинивающей колонне легкой бензиновой фракции и разделение отбензиненной нефтегазоконденсатной смеси в атмосферной колонне на топливные фракции и остаток, вывод топливных фракций, остатка и избытка тепла ПЦО, - по методике авторов рассчитывают оптимальное N_опт и теоретическое число N_т рабочих тарелок, при условии N_опт=N_т рассчитывают оптимальное флегмовое число R_опт бензиновой секции атмосферной колонны, верхнее циркулирующее орошение (ПЦО-1) подают на верх атмосферой колонны в количестве, рассчитанном по формуле (1):

по формулам (2) и (3) определяют энтальпию потоков:

1. верхнего циркулирующего орошения (ПЦО-1)

2. нижнее циркулирующее орошение (ПЦО -2)

нижнее циркулирующее орошение (ПЦО-2) подают на 20^ю тарелку в количестве, рассчитанном по формуле (4):

где G_ПЦО-1 - количество верхнего циркулирующего орошения, кг/час;

G_ПЦО-2 - количество нижнего циркулирующего орошения, кг/час

G_п - количество паров ректификата, кг/час;

Q_ПЦО-1 - энтальпия потока верхнего циркулирующего орошения, кДж/час;

О_ПЦО-2 - энтальпия потока нижнего циркулирующего орошения, кДж/час;

Q_из. - энтальпия избытка тепла теплового баланса атмосферной колонны, кДж/час;

q_i - скрытая теплота испарения паров ректификата бензиновой секции,

кДж/кг;

q₂ и q₁ - энтальпия выхода и входа верхнего циркулирующего орошения, кДж/кг;

q'₂ и q'₁ - энтальпия выхода и входа нижнего циркулирующего орошения, кДж/кг;

R_опт - расчетное оптимальное флегмовое число; и перераспределяют материальные и тепловые потоки топливных фракций и ПЦО в материальном и тепловом балансе установки, который обуславливает оптимальный технологический режим переработки исходного сырья.

Заявляемый способ соответствует критерию "существенные отличия" и имеет все признаки новизны.

Предлагаемый способ реализуется следующим образом.

Для расчета оптимальных параметров технологии перегонки нефтегазоконденсатной смеси необходимо располагать мольным составом ИТК ректификата Х_i,D, флегмы X_i,W и парового питания секции Y_i,F.

За исходную информацию для расчета наряду с массовым составом ИТК ректификата и флегмы принимают основные показатели технологического режима бензиновой секции атмосферной колонны: температуры t_cp, t_F, Т_ср, Т_F, давления р_ср, р_F; флегмовые числа R_cp и R_F.

Сначала рассчитывают число теоретических тарелок N_м, N_т и N_опт, а затем при условии N_опт=N_т рассчитывают минимальное R_м и оптимальное R_опт флегмовые числа секции.

Если число рабочих тарелок N_опт≠N_т, то сходимость этих параметров легко регулируется изменением мольной концентрации k-ого компонента флегмы на границе разделения парового питания секции Y_i,F на ректификат X_i,D и флегму X_i,W, так как этот k-ый компонент флегмы является практически независимой переменной величиной при определении числа теоретических тарелок N_т.

Мольную концентрацию k-ого компонента флегмы на границе разделения парового питания бензиновой секции на ректификат Х_i,D и флегму X_i,W определяют по формуле (5):

где X_k,W и X_k,D - мольная концентрация k-ого компонента флегмы и ректификата;

N_т - число теоретических тарелок при условии N_опт=N_т;

- относительная летучесть компонентов;

R_F - флегмовое число низа секции;

Откуда X_k,W=0,05.

Из приведенных в табл.5 данных следует, что расчетные оптимальные флегмовые числа R_опт и числа теоретических тарелок N_опт в известном способе, отличаются от R и N.

Рабочее флегмовое число во всех секциях атмосферной колонны меньше R_опт на 18,30 и 40% соответственно, а рабочее число теоретических тарелок N_т нижней секции дизельного топлива меньше N_опт на 19%. Все это обуславливает низкую четкость погоноразделения на границе: фракция дизельного топлива - мазут. В связи с этим в мазуте остается до 10 мас.% фракции дизельного топлива с началом кипения 230°С (таблица 3).

В предлагаемом изобретении это различие нивелируется путем изменения рабочих параметров R и N до пределов оптимальности в зависимости от количества флегмы, поступающей в качестве промежуточного верхнего (ПЦО-1) и нижнего (ПЦО-2) циркулирующего орошения атмосферной колонны, которое определяется по формулам:

Количество верхнего ПЦО-1 по формуле (1)

По формулам (2) и (3) определяют энтальпии потоков:

- верхнего циркулирующего орошения (ПЦО-1)

Q_ПЦО-1=718931·(321,5-124)=141988872 кДж/час;

- нижнего циркулирующего орошения (ПЦО-2)

Q_ПЦО-2=256724518-141988872=114735646 кДж/час;

Затем по формуле (4) количество нижнего ПЦО-2

На основании рассчитанных материальных и тепловых потоков верхнего и нижнего циркулирующих орошений атмосферной колонны перераспределяются материальные и тепловые потоки в материальном и тепловом балансе предлагаемого способа и корректируется технологический режим работы атмосферной колонны по сравнению с известным способом.

Более рациональная схема отвода тепла в атмосферной колонне обуславливает в предлагаемом способе более высокие флегмовые числа по всей высоте атмосферной колонне и, как следствие, более высокую четкость погоноразделения целевых фракций и глубину отбора светлых нефтепродуктов от их потенциала в сырье по сравнению с известным способом.

Это различие объясняется главным образом за счет увеличения доли тепла, отводимого в верхней части ректификационной колонны ПЦО-1, с 20,5 до 55,3%, т.е. в 2,7 раза, а в нижней части колонны ПЦО-2 с 24,3 до 44,7%, т.е. в 1,84 раза. При этом паровая нагрузка в верхней части ректификационной колонны увеличилась с 64,6 до 86,7%, т.е. в 1,34 раза по сравнению с известным способом.

Нерациональное использование потоков циркулирующих орошений в атмосферной колонне не позволило в известном способе обеспечить необходимую четкость погоноразделения и качество целевых фракций согласно требованиям ГОСТ. Низкотемпературные свойства керосиновой фракции и фракции дизельного топлива не отвечают требованиям ГОСТ. Температура начала кристаллизации керосиновой фракции составила -54°С против -60°С по ГОСТ 10227-86, а температура застывания дизельного топлива составила -6°С против -10°С по ГОСТ 305-82. В связи с этим целевые фракции атмосферной колонны использовали в известном способе только как компоненты товарной продукции.

Керосиновую фракцию атмосферной колонны компаундировали с хвостовой бензиновой фракцией 140-180°С блока вторичной перегонки бензина и направляли потребителю в качестве реактивного топлива марки ТС-1.

Фракцию дизельного топлива компаундировали в товарном парке с более легкой фракцией дизельного топлива и направляли потребителю в качестве дизельного топлива марки "Л".

Оптимизация технологического режима путем рационального распределения потоков циркулирующих орошений атмосферной колонны показала, что при скорости паров в колонне, составляющей 86,7% от допустимой, и развитии орошения на верху колоны верхним ПЦО-1 можно регенерировать 55,3%, а нижним ПЦО-2 44,7% всего тепла, отводимого из колонны, что позволяет улучшить четкость погоноразделения и добиться в предлагаемом способе полного соответствия фракционного состава и других нормируемых свойств целевых фракций требованиям ГОСТов. Таким способом значительно легче привести в соответствие с ГОСТом фракционный состав, плотность, вязкость, температуру начала кристаллизации, застывания и вспышки, чем при компаундировании целевых фракций в известном способе.

Потенциальное содержание светлых нефтепродуктов в нефтегазоконденсатной смеси составляет (включая бензин отбензинивающей колонны и фракцию дизельного топлива, содержащуюся в мазуте) 10+43,5+4,65=58,15 мас.%.

Глубина отбора светлых нефтепродуктов от их потенциала в сырье составляет:

- известный способ - 53,5/58,15×100%=92%

- предлагаемый способ - 54,5/58,15×100%=93,72%.

Экономический эффект только от разницы в стоимости дизельного топлива и мазута, без учета затрат в известном способе на вторичный процесс компаундирования целевых фракций, составляет в предлагаемом способе:

(0,9372-0,92)×8000000×5000=688 млн руб./год,

где 0,9372-0,92=0,0172 - доля увеличения выхода светлых нефтепродуктов от их потенциала в сырье в предлагаемом способе по сравнению с известным;

8000000 - производительность установки, т/год;

5000 - разница в стоимости между дизельным топливом и мазутом, руб.

Таким образом, по предлагаемому способу установка работает в оптимальном и экономически целесообразном режиме по сравнению с известным способом. Об этом свидетельствуют расчетные оптимальные флегмовые числа R_опт и числа теоретических тарелок N_опт, которые в предлагаемом способе одинаковы с рабочими R и N.

Ниже приводится методика расчета параметров многокомпонентной ректификации: минимального R_м и оптимального R_опт - флегмовых чисел и чисел теоретических тарелок N_м, N_т и N_опт.

Для простоты и наглядности вместо программы или блок-схемы расчета на ЭВМ в таблице приведены основные уравнения алгоритма: их последовательность и условия расчета, не требующие дополнительных пояснений.

Расчетные уравнения для определения основных параметров ректификации при оптимизации технологии перегонки нефтяных и газоконденсатных смесей
Последовательность выполнения работы	Уравнения	Назначения индекса уравнения и условия расчета
Доля отгона в дистиллят, ε		RF - флегмовое число для низа секции
Мольный состав парового питания секции, Yi,F		xi,D и хi,W - мольный состав ректификата и флегмы секции
Относительный коэффициент летучести lgαi,t		Δt - разность температур кипения смеси и компонента, °С.
		Т - температура кипения смеси, К
		Р - парциальное давление нефтяных паров, кПа
Минимальное число теоретических тарелок, Nm		lgαi,j,t - рассчитываются при средней температуре кипения смеси tcp и парциальном давлении нефтяных паров Рср в секции
Корень уравнения Андервуда, θ		αi,F - рассчитывается при температуре tF и парциальном давлении РF - для низа секции
Минимальное флегмовое число, Rm
Коэффициент распределения k-тых компонентов в ректификате и флегме, ψK		хK,D и хK,W - мольный состав k-тых компонентов в ректификате и флегме
Коэффициент распределения компонентов при рабочем орошении, n
Относительная летучесть начала разделения парового питания на ректификат и флегму	lgαHK(YK,F)	lgαHK(YK,F) - рассчитывается по уравнению (3) при средней температуре и давлении в секции Δt - разность температур кипения смеси и начала разделения парового питания YK,F на ректификат хK,D и флегму хK,W
Число теоретических тарелок, NT
Оптимальное флегмовое число, Rопт
Оптимальное число тарелок, Nопт
Коэффициент полезного действия тарелки, θ Rm		Nф - фактическое число тарелок в секции

Таблица 1 Материальный и тепловой баланс переработки нефтегазоконденсатной смеси
Статьи баланса	Известный способ				Предлагаемый способ
	Выход, мас.%	Температура, °С	Количество, кг/час	Энтальпии млн. кДж/час	Выход, мас.%	Температура, °С	Количество, 1 кг/час	Энтальпия, млн. кДж/час
ПОСТУПИЛО:
Нефтегазоконденсатная смесь, в том числе:
- паровая фаза	48,3	360	434700	491,254	48,3	360	434700	491,254
- жидкая фаза	51,7	360	465300	398,371	51,7	360	465300	398,371
Итого	100		900000	889,625	100		1900000	889,625
ПЦО - 1		70	430806	62,497		60	718931	89,147
ПЦО - среднее		70	113152	16,047		-	-	-
ПЦО - 2		86	247208	42,740		80	273636	43,826
Всего	100		900000	1010,909	100		900000	1022,598
ПОЛУЧЕНО
Бензиновая фракция	12,78	140	115000	71,740	12,78	130	115000	69,430
Фракция керосина	10,00	200	90000	41,181	10,55	190	95000	40,850
Фракция дизельного топлива	25,55	298	230000	164,215	26,11	290	235000	161,069
Мазут	51,67	340	465000	380,261	50,56	340	455000	361,552
Итого	100		900000	657,397	100		900000	632,901
ПЦО - 1		154	430806	148,326		144	718931	231,136
ПЦО - среднее		228	113152	60,007		-	-
ПЦО - 2		252	247208	144,479		250	273636	158,561
Всего	100		900000	1010,209	100		900000	1022,598

Таблица 2 Гидродинамическая характеристика работы бензиновой секции атмосферной колонны
Показатель	Способы
	Известный	Предлагаемый
Диаметр колонны, м	7,0	7,0
Флегмовое число	2,38	3,89
Давление, МПа	0,2	0,2
Объемная скорость паров, м3/с	19,24	24,36
Плотность, кг/м3:
- паров	5,73	6,52
- жидкости	624	632
Удельная нагрузка по жидкости, м3 (м2·ч)	45,3	72,2
Линейная скорость паров, м/с:
- рабочая	0,500	0,633
- допустимая	0,774	0,730
Паровая нагрузка в верхней части ректификационной колонны, %	64,6	86,7

Таблица 3 Расчет оптимальных параметров технологии перегонки нефтегазоконденсатной смеси по предлагаемому способу, (бензиновая секция) tср=160°С; Тср=433 К; Рср=202,5 кПа; ε=0,4; Nф=9; tF=190°С; TF=463 K; РF=205 кПа; RF=1.5; θ=3.2621.
Температура выкипания фракции, °С	Мольный состав, доли			lgαi,t (3)	Nm (4)	lgαi,F (3)	θ (5)	Rm (6)	ψK (7)	N (8)	lgαнк(YK,F) (3)	NT (9)	Rопт (10)	Nопт (11)	η (12)
	хi,D	xi,W	Yi,F
32-62	0,100	-	0,040			1,087973	0,052033	0,130082
62-86	0,100	-	0,040			0,882552	0,063607	0,159018
86-102	0,100	-	0,040			0,730386	0,084738	0,211345
102-122	0,100	-	0,040			0,593442	0,143959	0,360000
122-136	0,100	-	0,040	0,257651	2,09	0,464100	1,463920	3,660000	1,5924	1,06157	0,200	4,25	3,89	4,25	47,2
136-150	0,100	0,050	0,070	0,141293		0,357586	-0,28804	-0,41149
150-168	0,200	0,100	0,140			0,235852	-0,21710	-0,31014
168-180	0,200	0,164	0,1784			0,121730	-0,15654	-0,17550
180-202	-	0,186	0,1116			-0,07609	-0,05930
202-218	-	0,250	0,150			-0,15216	0,049968
218-230	-	0,250	0,150			-0,25868	0,036505
Всего	1,00000	1,00000	1,00000				1,000000	Rm=2,62

Claims (1)

1. Способ получения топливных фракций из нефтегазоконденсатной смеси, включающий разделение нефтегазоконденсатной смеси путем двукратного испарения в двух колоннах - отбензинивающей и атмосферной, отбор в отбензинивающей колонне легкой бензиновой фракции и разделение отбензиненной нефтегазоконденсатной смеси в атмосферной колонне на топливные фракции и остаток, вывод топливных фракций, остатка и избытка тепла промежуточными циркулирующими орошениями, отличающийся тем, что по методике авторов рассчитывают оптимальное N_опт и теоретическое число рабочих тарелок N_т, при условии сходимости N_опт=N_т рассчитывают оптимальное флегмовое число R_опт верхней бензиновой секции атмосферной колонны, верхнее циркулирующее орошение (ПЦО-1) подают на верх атмосферной колонны в количестве, рассчитанном по формуле (1)

   

   по формулам (2) и (3) определяют энтальпии потоков:

   1) верхнего циркулирующего орошения (ПЦО-1)

   

   2) нижнее циркулирующее орошение (ПЦО-2)

   

   нижнее циркулирующее орошение (ПЦО-2) подают на 20-ю тарелку в количестве, рассчитанном по формуле (4)

   

   где G_ПЦО-1 - количество верхнего циркулирующего орошения, кг/ч;

   G_ПЦО-2 - количество нижнего циркулирующего орошения, кг/ч;

   G_п - количество паров ректификата, кг/ч;

   Q_ПЦО-1 - энтальпия потока верхнего циркулирующего орошения, кДж/ч;

   Q_ПЦО-2 - энтальпия потока нижнего циркулирующего орошения, кДж/ч;

   Q_из - энтальпия избытка тепла теплового баланса атмосферной колонны, кДж/ч;

   q_i - скрытая теплота испарения паров ректификата бензиновой секции, кДж/кг;

   q₂ и q₁ - энтальпия выхода и входа верхнего циркулирующего орошения, кДж/кг;

   q'₂ и q'₁ - энтальпия выхода и входа нижнего циркулирующего орошения, кДж/кг;

   R_опт - расчетное оптимальное флегмовое число,

   и перераспределяют материальные и тепловые потоки топливных фракций и ПЦО в материальном и тепловом балансе установки, который обусловливает оптимальный технологический режим переработки исходного сырья.