Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Литературный обзор 6
ГЛАВА II. Метод расчета параметров сложной ректификаци онной колонны с боковыми стриппинг-секщшми . 16
2.1. Функции распределения состава в выходных потоках 16
2.2. Функции распределения состава в узле ввода питания 24
2.3. Функции распределения состава в сечениях колонны 29
2.4. Режим минимального орошения 33
ГЛАВА III. Метод аппроксимации кривых иго нефти и ее фракций 35
3.1. Предварительные замечания 35
3.2. Функция распределения состава нефти и ее фракций 37
3.3. Алгоритм и примеры расчета 43
ГЛАВА ІV. Экспериментальная проверка метода расчета. алгоритм и пример расчета 48
4.1. Алгоритм 48
4.2. Пример расчета 53
4.3. Экспериментальная проверка адекватности математической модели 64
Основные результаты и выводы по работе 81
Литература
- Функции распределения состава в узле ввода питания
- Режим минимального орошения
- Функция распределения состава нефти и ее фракций
- Экспериментальная проверка адекватности математической модели
Введение к работе
Продукты современной нефтеперерабатывающей промышленности играют важную роль как источники сырья для многих участков народного хозяйства страны.
В настоящее время особое внимание уделяется повышению качества получаемых продуктов и сокращению потерь нефти. В Основных направлениях экономического и социального развития СССР на І98І-І985 годы и на период до 1990 года отмечалось: "... в нефтеперерабатывающей промышленности повысить эффективность использования нефти, обеспечить дальнейшее углубление ее переработки, сократить потери нефти и нефтепродуктов. Повысить качество выпускаемых нефтепродуктов..»" /і/.
Первичная переработка нефти и ее фракций основана на ректификации. Повышение качества нефтепродуктов связано с тщательным изучением процесса ректификации и наличием надежных и точных методов расчета. Известно, что нефть и ее фракции представляют смесь близкокипящих компонентов, число которых может достигать 500 и более /14/, поэтому расчет ректификации нефтяных смесей по сравнению с дискретными вызывает определенные трудности.
Наиболее успешно в нефтепереработке используются сложные ректификационные колонны с боковыми стриппинг-секциями (СРК). Отсутствие надежных и точных методов расчета таких колонн усложняет процесс проектирования, приводит к существенным погрешностям и большим затратам машинного времени.
В настоящее время на передний план выдвигается задача создания систем автоматизированного проектирования (САПР), базирующихся на ЭВМ последнего поколения. Наличие проектных методов расчета процессов химической технологии во многом предопределяет успешное развитие САПР.
Широкие возможности для разработки проектных методов расче-
4 та показал информационный подход (энтропийный метод моделирования) , основанный на вероятностных представлениях. В связи с этим представляется актуальным использование этого подхода для разработки проектного метода расчета сложных ректификационных колонн с боковыми стришшнг-секциями, разделяющих нефтяные (непрерывные) смеси. Исходными данными для расчета в предлагаемом методе являются состав и свойства исходной смеси, ограничения на качество получаемых продуктов. В результате расчета определяются: составы выходных и промежуточных потоков, максимальные для заданного разделения отборы продуктов, флегмовый режим, число ступеней разделения, оптимальные места расположения узла питания и стрнп-пинг-секций сложной колонны.
В первой главе дан краткий литературный обзор существующих методов расчета сложных колонн. Рассмотрены особенности информационного подхода. В этой же главе, в результате обсуждения существующих методов, сформулирована цель и задача исследования.
Вторая глава посвящена выводу расчетных зависимостей для эквивалентной колонны. Излагаются основы расчета составов выходных потоков, распределения составов в оптимальном узле питания и секциях колонны. Рассмотрен способ определения оптимального флегмового числа.
В третьей главе изложен метод аппроксимации кривых ИТК нефти и ее фракций с использованием информационного принципа максимальной энтропии (правдоподобия).
В четвертой главе проведена экспериментальная проверка адекватности разработанной модели действующей колонны К-2 установки АВТ. Приведен общий алгоритм и примеры расчета.
В работе принята следующая система обозначений: для параграфов - 1.3, например, указывает на принадлежность параграфа 3 к главе I; таблицы и формулы пронумерованы внутри каждой
главы и параграфа, а рисунки - внутри каждой главы. Например,
табл. .3.2-2 есть вторая таблица второго параграфа третьей главы.
Работа изложена на 152 страницах машинописного текста, состоит из введения, четырех глав, выводов и приложений, содержит 27 рисунков и II таблиц. Список цитируемой литературы включает 105 наименований работ отечественных и зарубежных авторов.
ШВА І. ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР
Функции распределения состава в узле ввода питания
Под узлом ввода питания будем подразумевать объем колонны, расположенный между нижней тарелкой укрепляющей секции и верхней тарелкой исчерпывающей секции эквивалентной колонны, в который вводится парожидкостная смесь.
Как известно, в узле питания происходит смешение жидкост 25 ных и паровых потоков разного состава, вследствие этого энтропия смешения возрастает. Правильно выбранное место ввода должно обеспечить минимально возможное возрастание энтропии /40/. Из рис. 2.3 видно, что входными потоками узла питания являются J , , а выходными - ТГ.ХЧО) Ут(8) х. V i+ ЩО) ІЩ № УМ - V i \ 1р.Хр(8) Х (0) Рис. 2.3. Узел ввода питания эквивалентной колонны Хі(Є) і».Х»{0
Энтропия смешения оценивается функцией тае Н =-У / (8)ІПУг(8)0(в, Hi --fJXs(0)inXs(8)rf0 и Т.Д. Независимые уравнения материального баланса имеют вид: по контуру А 1Г+Уг(Є)-{ Хг(8И+Х+(0)-ір Хр(в) , (2.2-2) по контуру Б У+Уг(0)- 1Г" (8)=/ЄУН0) , (2.2-3) по контуру С ("XS(B)+Xx(8)=f(1-e)Xf(9)5 (2.2-4) где У г (8) , Хт-(В) - плотности распределения парового и жидкос тного потоков в сечении - то же в сечении 5 ; Ш , Xf(B) - то же в исходной смеси; (? - доля ис паренности питания. Остальные обозначения понятны из рис. 2.3. Условие нормировки ]Vx(9)d8 = 1 . (2.2-5)
Как было указано выше, правильно выбранное место расположения узла питания должно обеспечивать минимально возможное возрастание энтропии смешения, поэтому в этом параграфе рассматривается задача оптимизации с привлечением принципа минимальной энтропии.
Задача сводится к определению таких плотностей распределения Уг(8) ,У«(9),Хг(в),Х,(в), которые доставляли бы минимальное значение функции (2.2-1) при ограничениях (2.2-2)-(2.2-5).
Для получения расчетных зависимостей вновь воспользуемся методом неопределенных множителей Лагранжа. БВЄДЯ Неопределенные МНОЖИТеЛИ Л 4 + I» 2 + 3 ж 2 1Г+ » запишем вспомогательный функционал Т= д И+J{M) №Ш - v M0)]]d9 + + \{U l)[lX(8)-i xM}dQ + +І1Л3[ігЧ(9)-і+Хг(8)]}оІ8 г(9)(І9. Дифференцируя его по переменным Vt(8), Xs(8), Vs(8) и Хг(В) и приравнивая производные нулю, найдем необходимые условия экстремума: -тг+[1 + (пУг(8)]+(л,Н)і;++л3у++;пг 0 -Г[Мпх5(9)] + ЦИ)1 -0 , + r[1+lfiy (9)J-(V )V"-fl , - 1+[1+ ІП Хг(в)1-(ДаН) 1++Л3 f = 0 . Из этих уравнений получим: Уг(В)" ЄХр(Д, + Л5+а) , Х5С8)--ЄХрЛг , у4(в)-ехрл , Хг(0) = ЄХр(Ла+Д3) . Введем- соотношение 1 . Уз(0)Хг(8) VxOJXsCH) Выразив \ через плотность распределения, получим
Параметр і можно рассматривать как некоторую постоянную оптимального места ввода питания, независимую от аргумента распределения, поскольку i = ехр(-А). Практика расчетов показывает, что \ I. Введя флегмовое число R = ір /(V - ip ) и долю отбора дистиллата = V /( J + ip - iv )» из уравнений (2.2-2)-(2.2-4) находим: Xs(9)= єШгівП ШЬШ)} R +xYfl)kf e)xt(8)3 (2;2_6) Vs(8)- g fcg); fl) , (2.2-7) mjMme)-ix hR\m-xm\ . (2.2_8) Подставив X$(0) , У$(8) и Хт(В) в (2.2-2) и разрешив его относительно Уг(9) , получим Л-ДО+Ур(Ю- C [?fc8KR[xT8)-XP(8)]} ,(2.2-9) (C)(M ) e где iJCOJ 2 60 + R) Алгоритм расчета узла ввода питания сводится к следующему: методом подбора из уравнения (2.2-9) определяется параметр \ до соблюдения условия (2.2-5). Далее, располагая Уг(б) , по формулам (2.2-6)-(2.2-8) рассчитываются остальные распределения.
Если жидкостное питание вводится при температуре начала кипения (9=0) или паровое питание при температуре начала конденсации ( Q = I), расчетные зависимости существенно упрощаются. При 0=0 X,M-X«(fl)= z(e). При Є = I У; (fl)-v (D)-z(e)(-M?)-fxja) gfxTfl)-x»(8il} t Vx(9)=ys(fl) = Z(8) .
Полученные зависимости (2.2-6)-(2.2-9) при замене функции Хр(д) на X (8) переходят в известные выражения для расчета составов в узле питания простой колонны.
Рассмотрим вывод основных зависимостей для расчета составов в сечениях колонны. Разобьем верхнюю (укрепляющую) секцию колонны (рис. 2.4) на ячейки (ступени разделения). ір,Хр(Є) It.XlB) - 1ЛХЧ8) Хи(8) Тсегениеп-і н сечение П Хл(8)
Режим минимального орошения
Обозначив плотность распределения (функцию дифференциальной кривой ИТК) Z(i), запишем энтропию непрерывного множества (3.2-1) и где tH , і к - температуры начала и конца кипения смеси. В данном случае в качестве аргумента распределения используется температура кипения микрокомпонента і
В соответствии с информационным принципом максимальной энтропии задача формулируется следующим образом: требуется найти такую функцию Z() , которая доставляла бы максимальное значение энтропии (3.2тЯ) при ограничениях ZU)Cli--] , (3.2-2) \ік(Нп) гШі Є , (3.2-3) где iso - температура, соответствующая 50 % отгона смеси (математическое ожидание); 6" - среднеквадратичное отклонение.
Уравнение (3.2-2) - условие нормировки, уравнение (3.2-3) фиксирует среднеквадратичное отклонение (о . В работах /7, 83, 69/ показано, что математическое ожидание экспериментально полученных кривых ИТК соответствует примерно 50 % отгону смеси.
Решая задачу методом неопределенных множителей Лагранжа, рассмотрим функционал T-j"[-Zli)lnZ(i)-e(i») + (/ +flZW]flH , (3.2-4) где /1 + I, А - множители Лагранжа при ограничениях (3.2-2) и (3.2-3)." Дифференцируя (3.2-4) и приравнивая производную нулю, получим необходимое условие максимума энтропии -[f + irtZ(i)]-/(t-i5o)2+/W + f=0 . (3.2-5) Откуда Z(t) = eXp[-j5(t4so)2+/i] . (3.2-6) Решая совместно (3,2-6) и (3.2-2), находим 9 = : (3.2-7) !uexf t fi{t )a]dt Используя (3.2-7) и (3.2-6), имеем z(i)=expr-ja(t6»n/f exfj[- (i-i5o)2]di . (3.2-8)
В окончательную расчетную зависимость вошел множитель Лаг-ранжа В . Влияние параметра /5 на форму дифференциальной кривой НТК нефтяной смеси показано на рис. 3.2. Как видно из рис. 3.2, множитель ft характеризует широту фракционного состава. Он может быть определен по нескольким экспериментальным точкам дифференциальной кривой ИТК из уравнения (3.2-8).
В зависимость (3.2-8) вошли также параметры іи , iK , tso , определяемые экспериментально. Температура начала кипения смеси ін может быть определена с невысокой точностью, а определение температуры конца кипения смеси \к , особенно для нефти и ее фракций, процесс трудоемкий, а иногда и невозможный.
Предложенный метод позволяет определить эти температуры по нескольким экспериментальным значениям. На рис. 3.3 и рис. 3.4 показаны кривые распределения нефтяной смеси при различных значениях і н и і к . Определив по экспериментальным значениям широту фракционного состава смеси (параметр ft )» можно при известной температуре і so найти in и і к
Предлагаемый метод аппроксимации кривых,ИТК нефти и ее фракций реализован в виде алгоритма и процедуры расчета на алгоритмическом языке Ш/І ОС ЕС. Б данном параграфе рассматриваются два варианта расчета кривых ИТК в зависимости от объема экспериментальных данных. ВАРИАНТ I. Задана температура начала ін и конца і к кипения смеси, температура і50 » соответствующая 50 % отгону. Кроме этого известны некоторые экспериментальные точки.
Требуется определить полный фракционный состав исследуемой смеси. Алгоритм расчета сводится к следующему: последовательно задаваясь параметром f> , по формуле (3,2-8) рассчитываются распределения Z(i) и находится наименьшее среднеквадратичное отклонение полученной кривой от экспериментальных данных.
Пример. Для бензиновой фракции заданы температура начала кипения \н = 30С, температура конца кипения і к = 160С, температура, соответствующая 50 % отгону смеси І50 = 88С, а также несколько других экспериментальных точек. Требуется определить полный фракционный состав (кривую ИТК).
Расчет проводится по алгоритму, описанному выше. Результаты расчета и экспериментальные данные приведены в табл. 3.3-1 и на рис. 3.5. Как видно из табл. 3.3-1, кривая ИТК, рассчитанная по предлагаемому методу, хорошо согласуется с экспериментальными данными на всем интервале (наибольшее отклонение 4,0 % отн.)..
Функция распределения состава нефти и ее фракций
На основании расчетных зависимостей, полученных в главах П и Ш, разработаны алгоритм и программа (описание программы приведено в приложении) проектного расчета сложной ректификационной колонны, разделяющей нефтяную смесь. Алгоритм расчета сводится к следующему.
Проводится декомпозиция сложной колонны на систему эквивалентных колонн. Например, сложная колонна (рис. 4.1, а) заменяется системой простых колонн (рис. 4.1, б), соединенных в один агрегат. Основная колонна состоит из секций I, 2, 3 и 5, а боковые секции - 4 и 6. Входным потоком как для сложной, так и для системы колонн является г » а продуктами разделения - Ф , R , Рг и W . Потоки VA , 1/j , Vb и і в системы колонн явля ются внутренними по отношению к сложной колонне.
Декомпозиция проводится с целью понижения размерности задачи и уменьшения времени счета. Б данном случае расчет сложной колонны заменяется последовательным расчетом каждой из эквивалентных колонн (А, В и С) до стабилизации внутренних и внешних значений параметров.
Алгоритм последовательного расчета системы эквивалентных колонн зависит от того, в каких из выходных потоков заданы ограничения на качество получаемых продуктов разделения. Для системы, изображенной на рис. 4.1, б, можно рассмотреть два варианта.
Первый вариант. Заданы ограничения на качество в выходных потоках W , Рг и п . Расчет такой системы не представляет особого труда, это так называемый "прямой" метод, так как в каждой эквивалентной колонне имеется заданная фракция.
Второй вариант. Заданы ограничения на качество в выходных потоках Р , иг и D . Как видно из рис. 4.1, б, в колонне А не задано ограничений на качество разделения, а в колонне С ограничения заданы в двух выходных потоках. Алгоритм расчета такой системы сводится к следующему: последовательно изменяя степени разделения в колонне А и проводя полный расчет системы, рассчитываются такие распределения составов в выходных потоках, которые с заданной точностью удовлетворяли бы ограничениям на качество разделения в потоках Pi , Гг и-L) .
Как видно из рис. 4.2, контур f\ узла отбора стриппинг-сек-ции 4 аналогичен узлу ввода питания колонны и при доле испа-ренности питания, равной единице. Б данном случае питанием колонны D является паровой поток верха колонны п . Таким образом, рассчитав составы в узлах ввода питания эквивалентных колонн, можно получить составы внутренних жидкостных потоков сложной колонны.
2. Проводится аппроксимация состава исходного сырья по алгоритму, описанному в п. 3.2.
3. Определяются начальные приближения для расчета составов выходных потоков; на данном этапе сложная колонна заменяется системой колонн, рис. 4.3. Потоки і л и і в принимаются ранними нулю, а флегмовый режим каждой секции организуется конденсацией части верхнего парового потока. Алгоритм расчета составов выходных потоков представленной системы колонн аналогичен описанному в работе /84/ для дискретных смесей. Расчет плотностей распределения составов выходных потоков эквивалентной колонны проводится по формулам (2.І-І9) и (2.1-20) при \р = 0 и U =0.
4. Определяются расходы потоков tpj (где j - число колонн системы). Для каждой секции колонны рассчитывается минимально необходимое количество жидкости для.обеспечения заданного разделения и с учетом материального баланса определяются рабочие потоки tpj .
5. Рассчитываются плотности распределения состава в узлах питания каждой эквивалентной колонны по формулам (2.2-6)-(2.2-9). Г
6. Рассчитываются плотности распределения состава выходных потоков системы колонн по формулам (2.I-I9) и (2.1-20) с учетом потоков щ , определенных в п. 4.
7. Определяется число ступеней разделения каждой секции эквивалентной колонны по формулам (2.3-6)-(2.3-9) и всей сложной колонны в целом.
На данном этапе расчета сложная колонна рассматривается без учета промежуточных циркуляционных орошений (ЩО), т.е. флег-мовый поток колонны создается только верхним орошением. Однако на практике в местах вывода жидкости в боковые секции организуется ЩО - конденсация части парового потока. Это позволяет приблизить работу колонны к режиму, близкому к минимальной флегме, и обеспечить более равномерное изменение нагрузок по жидкости и пару в секциях колонны.
Необходимость использования ЩО определяется парожидкостным режимом каждой секции колонны и заданными ограничениями на коэффициент избытка флегмы.
Экспериментальная проверка адекватности математической модели
Принципиальная схема установки представлена на рис. 4.9. Сырая нефть после электрообессоливания и электрообезвоживания в блоке ЭЛОУ нагревается до температуры 483-493 К и поступает в колонну отбензинивания нефти K-I. Сверху K-I головной погон (бензин) в паровой фазе направляется в воздушный конденсатор, а затем в водоотделитель E-I. Часть бензина из E-I откачивается на орошение в колонну K-I, а балансовый избыток череа холодильник направляется на стабилизацию в колонну К-4. Поддерживание теплового режима в K-I достигается "горячей струей". С низа колонны K-I отбен-зиненная нефть направляется в печь, где нагревается до температуры 623-643 К и поступает в основную ректификационную колонну К-2. В целях наиболее" полного извлечения светлых нефтепродуктов в ниж-_ нюю. часть К-2 подается нагретый до 643 К перегретый водяной пар. Сверху К-2 головной погон в паровой фазе и водяные пары направляются в воздушный конденсатор, где конденсируются и охлаждаются. Конденсат с температурой 323-328 К поступает в водоотделитель Е-2. Бензин из Е-2 подается насосом на орошение колонны К-2, а избыток его смешивается с бензином K-I и идет на стабилизацию.
В колонне К-2 предусмотрено острое орошение и три циркуляционных: I - под отбором фракции 393-453 К, П - под отбором фракции 453-513 К, Ш - под отбором фракции 513-563 К. С 15-й тарелки колонны К-2 первое циркуляционное орошение прокачивается через воздушный холодильник и с температурой 343 К подается под 13-ю тарелку. С 25-й тарелки второе циркуляционное орошение прокачивается через теплообменник и воздушный холодильник и с температурой 353 К возвращается на 24-ю тарелку. С 35-й тарелки третье циркуляционное орошение прокачивается через два теплообменника и воздушный холодильник и направляется на 34-ю
Принципиальная схема установки АВТ-б.
Атмосферный блок: І - нефть, 2 - углеводородный газ, Ш, У - нестабильный бензин, ІУ - от-бензиненная нефть, УІ - керосин, УП, УШ - дизельное топливо, IX - перегретый водяной пар, X - мазут, XI - стабильный бензин, ХП - избыток дистиллата К-4 тарелку колонны К-2.
Из колонны К-2 осуществляется вывод четырех фракций: 393-453 К, 453-513 К, 513-563 К, 563-623 К, соответственно поступающих в отпарные колонны К-6, К-7 и К-9. Снизу колонн К-6, К-7 и ; К-9 продукты разделения прокачиваются через воздушный и водяной холодильники и выводятся с установки. Фракция 563-623 К с 41-й тарелки К-2 прокачивается через ребойлер колонны К-4 и теплообменник нагрева нефти и выводится с установки.
Мазут с низа К-2 прокачивается через печь и с температурой 663-673 К поступает в вакуумную колонну. Предусмотрена работа установки без вакуумной колонны. В этом случае мазут прокачивается через воздушный холодильник и выводится с установки.
Смеси нестабильного бензина из колонн K-I и К-2 направляют-ся в стабилизатор К-4, где происходит отделение газа. С низа колонны выводится стабильный бензин.
Целью промышленного эксперимента являлось обследование действующей ректификационной колонны К-2 с тремя боковыми стриппинг-секциями (рис. 4.10) и сопоставление значений полученных режимных параметров с результатами расчета по предлагаемому методу.
При проведении промышленного эксперимента предполагалось, что колонна К-2 работает в технологическом режиме, в котором места расположения узла ввода питания боковых стриппинг-секций близки к термодинамически оптимальным.
Во время проведения обследования наблюдался устойчивый технологический режим с постоянством состава исходной смеси. Основные технологические параметры снимались непосредственно с приборов, которыми оборудована колонна, точность измерения 1,5 - 2,5 %. Через каждые два часа в течение двух суток в специальные пробоотборники отбирались пробы сырья и нефтепродуктов. Одновременно с ними фиксировались: расход и температура потоков сырья, продуктов раз деления, циркуляционных орошений, давление в колонне.,
Анализ фракционного .состава проводился в лаборатории на аппарате АРН-2 и колонне четкой ректификации КЧР. Усредненные составы сырья и нефтепродуктов по температурам кипения (кривые ЙТК) использованы для сравнения с теоретическими, полученными по предлагаемому методу, и приведены в табл. 4.3-1. Температура питания на входе в колонну Тр= 643 К. Температура верха колонны Тв= 373 К. Температура низа колонны Тн= 603 К. Давление в колонне Р = 0,2 МПа.
Мольная масса узких нефтяных фракций рассчитывалась по формуле Воинова, а функция эффективной константы фазового равновесия - по формуле Ашворта и приведена в листинге результата расчета (см.приложение).
Расход жидкости, сконденсированной промежуточными циркуляционными орошениями, выбирался таким, чтобы парожидкостной режим колонны был близок к реальному.
Расчет колонны проводился по алгоритму, описанному в п.4.1. В качестве режимных параметров были выбраны составы четырех фракций - бензиновой, керосиновой, зимнего (ЗДТ) и летнего (ДЦТ) дизельного топлива и относительные отборы продуктов разделения.
Рассчитанные и экспериментальные составы (табл. 4.3-2), а также относительные отборы продуктов разделения (табл. 4.3-3) показывают удовлетворительное совпадение.
Для наглядности полученные по предлагаемому методу кривые ЙТК и экспериментальные данные продуктов разделения представлены на рис. 4.10 - 4.13.
