Сопряжение характеристик вакуумных блоков разделения мазутов с характеристиками вакуумсоздающих систем тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.17.08, кандидат наук Бугембе Даниел

• Бугембе Даниел
• кандидат наук
• 2021

Оглавление диссертации кандидат наук Бугембе Даниел

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ УСЛОВИЯ СОПРЯЖЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОБЪЕКТОВ И

ВАКУУМСОЗДАЮЩИХ СИСТЕМ

1.1 Анализ условий сопряжения вакуумируемых объектов с ВСС

1.2 Сопоставительный анализ вакуумсоздающих систем

1.2.1 ВСС на базе пароэжекторных насосов

1.2.2 ВСС на базе вакуумсоздающих гидроциркуляционных агрегатов (ВГЦА)

1.2.3 ВСС на базе ЖКВН

1.3 Комбинированные ВСС

1.4 Экономическая эффективность использования ВСС различных

типов

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ

ОБЪЕКТОВ, РАБОТАЮЩИХ ПОД ВАКУУМОМ

2.1 Математическая модель вакуумного ректификационного блока разделения мазута

2.1.1 Описание технологического процесса

2.1.2 Математическая модель ректификационной колонны

2.1.3 Модификация математической модели вакуумного блока

2.2 Математические модели вакуумсоздающих систем

2.2.1 Математическая модель парового эжектора

2.2.2 Математическая модель многоступенчатого пароэжекторного насоса

2.2.3 Математическая модель ЖКВН

2.2.4 Синтез математической модели ЖКВН в среде УМП CHEMCAD

2.3 Математические модели комбинированных ВСС

ГЛАВА 3. ВЕРИФИКАЦИЯ МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ВСС

3.1 Верификация математической модели вакуумного блока АВТ, оборудованного пароэжекторным насосом

3.2 Верификация математической модели вакуумного блока АВТ, оборудованного жидкостно-кольцевым вакуумным насосом

3.3 Верификация математических моделей комбинированных ВСС

на базе жидкостно-кольцевых вакуумных насосов

ГЛАВА 4. ВЛИЯНИЕ УВЛОВИЙ СОПРЯЖЕНИЯ ВСС С ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМ ОБЪЕКТОМ НА ЕГО ХАРАКТЕРИСТИКИ

4.1 Исследование условий сопряжения вакуумной колонны разделения мазута с многоступенчатым пароэжекторным насосом

4.2 Исследование условий сопряжения вакуумной колонны

разделения мазута с ВСС гидроциркуляционного типа

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЯ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Сопряжение характеристик вакуумных блоков разделения мазутов с характеристиками вакуумсоздающих систем»

ВВЕДЕНИЕ

Вакуумные технологии широко распространены в химической и смежных отраслях промышленности: разделение высокомолекулярных термолабильных соединений (разделение мазута, производства гликолей, этаноламинов, стирола, сушка пищевых продуктов). Применение вакуума позволяет существенно уменьшить температуру кипения перерабатываемого сырья, что во многих случаях приводит к росту относительной летучести разделяемых компонентов. Эти обстоятельства позволяют использовать более дешевые энергоресурсы, и даже переходить на вторичные ресурсы (мятый пар, паровой конденсат).

К наиболее масштабному процессу разделения, проводимого под вакуумом, относится процесс ректификации мазута. Мощность блоков разделения мазута измеряется миллионами тонн сырья в год. Углубление вакуума в этом случае позволяет отказаться от использования технологического водяного пара («сухой вакуум»), вводимого в ректификационную систему для повышения относительной летучести компонентов смеси. Таким образом, использование вакуума позволяет снизить энергозатраты на реализацию процессов разделения, что является генеральной задачей современного развития химической технологии.

Область используемого вакуума в большинстве рассматриваемых процессов относится к не глубокому («техническому») вакууму. В то же время оборудование для проведения этих процессов характеризуется чрезвычайно большими объемами. Для этих установок обязательно использование вакуумсоздающих систем (ВСС), которые предназначены для эвакуации из вакуумного оборудования легких компонентов, вносимых в систему с сырьем (в основном воздух), газами разложения (образуются в процессе разделения за счет термической деструкции тяжелых углеводородов) и газами натекания (атмосферный воздух). Газы натекания поступают в вакуумируемые объемы через неплотности оборудования (сварные швы, прокладки, ...), избавиться от которых в принципе невозможно.

В руководстве работой принимал участие канд. тех. наук, доцент Осипов Э.В.

Комбинация технологического объекта и ВСС должна классифицироваться как сложная химико-технологическая система (СХТС) со всеми присущими ей свойствами. В частности, взаимодействие между отдельными элементами СХТС приводит к тому, что система приобретает новые свойства, не присущие ни одному из составляющих её элементов в отдельности. Свойства отдельных элементов наиболее удобно представлять через их характеристики, выражающие зависимость основных свойств элемента от отдельных факторов, определяющих поведение системы в целом. Взаимодействие между элементами системы (технологическим объектом и ВСС) в рассматриваемом случае приводит к тому, что в точке сопряжения элементов (например, в соединяющем эти элементы трубопроводе) устанавливается некое значения характеристик, зависящих от текущего сочетания характеристик обоих элементов. Поддержание оптимального сочетания, как показывает производственный опыт, требует значительных дополнительных энергозатрат и использования специальных приемов регулирования. Поэтому задача выявления условий оптимального сопряжения вакуумируемых технологических объектов с выбранным типом конкретных ВСС является чрезвычайно актуальной.

Решение подобных задач по современным представлениям должно

проводиться методами сопряженного физического и математического

моделирования с использованием специализированных программных средств: для

процессов химической технологии - универсальных моделирующих программ

(УМП) типа CHEMCAD, UNISIM, PRO/II. УМП типа CHEMCAD, UNISIM,

PRO/II. построены по модульному принципу, который основан на представлении

технологических объектов в виде комбинации отдельных модулей,

представляющих математические модели аппаратов, составляющих систему. При

этом построенная в УМП комбинация с той или иной степенью точности,

детализации и достоверности имитирует технологическую схему

производственного объекта. Сами модули (модели) всегда обладают

определенной степенью условности, поэтому этап разработки модели приходится

совмещать с этапом её идентификации. В качестве критерия адекватности при

5

этом может выступать только степень согласования результатов, полученных в результате модельного исследования, с практическими данными, полученными в процессе эксплуатации (обследования) объекта. Сами модули УМП обладают большим числом степеней свободы, часть из которых при моделировании закрепляется постановщиком задачи, а другая - определяется в процессе моделирования. Как правило, характеристики и представляют собой зависимости выявленных параметров от закрепленных. Построение характеристик целесообразно проводить при этом с использованием специальных методических приемов, обеспечивающих достоверность конечного результата, которые также до сих пор конкретно не определены, не совместимы или не интегрированы в инструмент исследования - УМП.

Настоящее исследование посвящено разработке методологии для выполнения исследований в области нахождения условий сопряжения отдельных элементов СХТС со своими внутренними переменными свойствами при их работе в рамках единой сложной системы. Работа проведена применительно к характерному производственному объекту - установке вакуумной ректификации мазута.

Степень разработанности области исследования: Вопросам исследования

СХТС на основе стратегии системного анализа, в том числе и с использованием

УМП, в последние годы уделяется большое внимание. При этом анализ

выполненных работ показывает, что основной упор в данных исследованиях

авторы уделяют вопросам разработки моделей высокой сложности и методам их

исследования. Вопросам взаимодействия элементов модели СХТС, их внутренней

подстройки друг к другу в рамках единой системы, должное внимание не

уделяется. В то же время в реальности эта подстройка обязательно выполняется за

счет внутренней корректировки параметров технологического режима работы

сопряженных аппаратов. Априорное задание этих параметров не возможно. Как

правило, при использовании УМП эта задача решается за счет задания входных

условий для каждого расчетного модуля. Результаты в этом случае определяются

условиями сопряжения элементов и степенью их изученности. Для сложных задач

6

сопряжения, к которым относится и задача сопряжения технологического объекта с ВСС, этот подход может приводить к серьезным ошибкам. Надо также отметить, что практически во всех УМП модули расчета ВСС разных типов отсутствуют, что ещё более усложняет решение поставленной задачи. Цели и задачи исследовании.

Провести аналитическое исследование овокупности процессов, протекающих в установках разделения мазутов под вакуумом, для выявления характерных особенностей организации процесса и представления их в виде некоторых зависимостей (характеристик) для решения следующих задач:

1. На примере моделирования блоков вакуумной ректификации мазутов исследовать закономерности, определяющие условия сопряжения данных блоков с ВСС различных типов, и вывить факторы, оказывающие основное влияние на условия сопряжения.

2. Разработать математические модели ВСС характерных типов, используемых в промышленности и интегрировать эти модели в среду УМП СНЕМСЛБ.

3. Верифицировать разработанные модели по данным испытаний ВСС различных типов.

4. Разработать методическое и программное обеспечение для проведения численного эксперимента на разработанных моделях.

5. Разработать рекомендации по совершенствованию конкретных технологических процессов.

Методы исследования: В работе использованы следующие методы

исследования: системный анализ, аналогия, обобщение, системный метод,

наблюдение, сравнение, компьютерное моделирование. В качестве основного

инструмента исследования в работе выбрана УМП СНЕМСЛБ. Недостающие

расчетные модули для ВСС разных типов (пароэжекторных насосов - ПЭНов,

жидкостнокольцевых вакуумных насосов - ЖКВН, гидроциркуляционных

вакуумных агрегатов - ВГЦА) были специально разработаны и интегрированы в

среду УМП. Идентификация отдельных модулей проводилась с использованием

7

данных промышленных наблюдений (обследований) и по конкретным данным (характеристикам), выдаваемым заводами-изготовителями соответствующего оборудования. Исследование условий сопряжения элементов системы проводилось по специально разработанной методике, учитывающей специфику задачи и также интегрированной в среду УМП.

Достоверность и обоснованность полученных результатов: подтверждается применением лицензированного программного обеспечения (УМП СНЕМСЛО). Верификация и идентификация математических моделей проведена с использованием многократно проверенных производственных данных, полученных при обследовании реальных производств. Так информация по кинетическим закономерностям протекания химических реакций разложения тяжелых углеводородов, формирования потоков газов натекания, константам фазового равновесия и другим свойствам собрана из максимально возможного массива проанализированных источников и подвергнута сопоставлению в процессе верификации математических моделей.

Автор защищает: методологию выявления условий сопряжения технологических режимов работы отдельных звеньев СХТС в рамках единой системы; специальное программное обеспечение для проведения этого исследования, его интегрирование в среду УМП; мелодику выявления характеристик отдельных блоков установок, их исследование в процессе моделирования, их универсальность; результаты оптимизации условий сопряжения для конкретных объектов.

Личное участие: Автором выполнен литературный обзор по теме исследования и проведено обобщение опыта эксплуатации двух характерных промышленны объектов вакуумной ректификации мазута; разработана в среде УМП СНЕМСЛО достаточно строгая модель процесса, учитывающая особенности его аппаратурного оформления; разработана специальная методика проведения исследования; настроена программа внешнего управления процессом численного эксперимента. Автором написано не менее 60% текста опубликованных статей

Научная новизна:

1. Для условий работы вакуумных блоков разделения мазутов выявлены и ранжированы по степени значимости основные параметры системы (давление в верху колонны, температуры рабочих потоков ВСС и т.д) определяющие условия сопряжения основных блоков СХТС с вакуум создающими системами.

2. Для проведения сопоставительного анализа условий сопряжения технологических объектов с ВСС различных типов разработаны оригинальные математические модели отдельной ступени парового / газового эжектора, которая интегрирована в среду УМП СНЕМСЛБ в качестве расчетного модуля, пригодного для синтеза моделей многоступенчатых ПЭНов и комбинированных ВСС на базе ЖКВН.

3. В среде УМП СНЕМСЛБ разработана математическая модель ЖКВ, учитывающая в многокомпонентной постановке тепло-массообменные роцессы взаимодействия рециклового потока с откачиваемым газом и рабочей жидкостью. Для настройки модели на произвольные условия эксплуатации использовалась паспортная характеристика насоса, полученная на системе вода - воздух.

4. Разработан алгоритм поиска параметров технологического режима работы объекта, работающего под вакуумом, обеспечивающий нахождение условий сопряжения объекта с ВСС.

Теоретическая и практическая значимость работы:

1. Проведен анализ параметров технологических режимов для двух действующих установок атмосферно-вакуумной трубчатки (АВТ) и обобщены ег результаты. Результаты использовались для верификации и настройки математических моделей исследуемых блоков, построенных в среде УМП СНЕМСЛБ.

2. Для исследуемых установок определены точки, в которых сопряжение характеристик отдельных элементов системы оказывает наибольшее влияние на интегральные свойства СХТС.

3. Исследованы режимы работы блоков разделения мазута в зависимости от условий их взаимодействия с ВСС различных типов и разработаны рекомендации по оптимизации аппаратурно - технологического оформления и технологических режимов работы конкретных промышленных установок.

4. Разработаны рекомендации по повышению технико - экономических показателей действующих промышленных объектов за счет оптимизации условий их сопряжения с ВСС.

Апробация работы: Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на 26-й Всероссийской научно-технической конференции с международным участием «Вакуумная техника и технологии -2019», Восьмой российской студенческой научно-технической конференции «Вакуумная техника и технология».

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 7 научных работ, в том числе 2 статьи в журналах, рекомендованных ВАК, из которых 1 работа в издании, индексируемом в международных научных цитатно-аналитических базах данных Web of Science и Scopus, 5 работ в материалах конференций.

В названных публикациях полностью отражены основные положения диссертации.

Структура и объем работы: Работа состоит из введения, четырех глав, выводов, списка использованных источников. Общий объем диссертации составляет 133 страницы машинописного текста, включая 45 рисунков, 8 таблиц и список использованной литературы из 126 наименований.

ГЛАВА 1. ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ УСЛОВИЯ СОПРЯЖЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОБЪЕКТОВ И ВАКУУМСОЗДАЮЩИХ СИСТЕМ

1.1. Анализ условий сопряжения вакуумируемых объектов с ВСС Для сопряжения технологического объекта, например, вакуумной ректификационной колонны и ВСС, необходимо обеспечить условия согласования (сопряжения) основных параметров, характеризующих условия работы обоих блоков. Эти условия чаще всего задаются или назначаются с использованием характеристик составляющих СХТС элементов верхнего иерархического уровня. В качестве таких характеристик в рассматриваемой задаче наибольший интерес представляют зависимости основных эксплуатационных свойств объекта (энергозатраты, расходы отдельных видов энергоресурсов, выходы продуктов и их качество, ...) от факторов, характеризующих СХТС в целом (температура оборотной воды, требования к распределению величин рабочего давления по всем элементам системы, параметры технологического режима работы, ...). Зачастую эти характеристики носят принципиально различный характер для разных элементов совокупной системы [1-20]. Априорное назначение их на стадии постановки задачи практически также нереализуемо. Так, для блоков ректификации мазута повышение температуры охлаждающей оборотной воды приводит:

• для узла ректификации - к ухудшению условий работы конденсационных узлов, что сопровождается ростом температуры верха колонны и возрастанием давления во всех звеньях (элементах более низкого иерархического уровня) ректификационной колонны, что в свою очередь приводит к интенсификации процессов разложения тяжелых углеводородов, а значит - к росту выхода неконденсируемых газов разложения из колонны [21-25];

• для узла ВСС - к снижению производительности ВСС при закрепленном значении давления всасывания [26-30].

Так в случае, если для охлаждения конденсационных узлов в ректификационной колонне (РК) используется один теплоноситель, а в ВСС -другой, в конденсационных узлах обеих подсистем будут достигаться разные изотермы конденсации. За счет этого при росте изотермы конденсации в РК будет наблюдаться рост выхода несконденсированных газов и рост температуры и давления верха РК, в ВСС при тех же условиях будет наблюдаться снижение достижимой производительности при любой величине заданного давления всасывания. В то же время в точке сопряжения этих элементов (трубопровод между колонной и ВСС) эти параметры очевидно должны совпадать. Принцип

этих условий взаимодействия показан на рис. 1.1. %

200 -180 -160 -140 -120 -100 -80 -60 -40 _

20 -0 -

35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 Рве. MIVlHg

Рис. 1.1. Сопряжение характеристик РК и ВСС на базе ЖКВН

Обозначения: 1 - Выход неконденсируемых газов из конденсатора РК при изотерме конденсации 40оС в зависимости от давления верха колонны; (2, 3) -производительность ВСС (жидкостно-кольцевой вакуумный насос) в зависимости от давления всасывания при температуре рабочей жидкости: 2 -15оС, 3 - 25оС.

Аналогичные эффекты сопровождают и воздействие ряда других факторов, определяющих технологический процесс. Поэтому для СХТС всегда существует проблема «сопряжения» характеристик отдельных элементов системы между собой, причем в рабочих условиях система самопроизвольно «садится» в

некоторое положение, удовлетворяющее характеристикам обоих сопрягаемых элементов. Априори предсказать это положение практически невозможно, а неудачное сопряжение элементов в результате неверного выбора типоразмера ВСС или назначения некорректных (практически не реализуемых) параметров технологических режима их работы, как минимум, приводит к росту затрат на производство продукции, а в отдельных случаях - к не достижению заложенных в проекты показателей.

Одновременно следует учитывать, что обычно сами технологические объекты (например, РК) практически всегда значительно сложнее и требуют больших эксплуатационных затрат чем ВСС. Поэтому исследование свойств технологических звеньев и получение их характеристик приобретает приоритетное значение, а требования к ВСС (производительность, развиваемый вакуум) выступают в этом случае как некоторые ограничения, накладываемые на совокупную СХТС. В последнем случае ВСС выбранного типа подбирается из соответствующего типоразмерного ряда по характеристикам, выдаваемым заводами изготовителями (паспортные характеристики). Производителями эти характеристики всегда выдаются для заводских условий испытания: откачиваемая среда - воздух (в лучшем случае с учетом его насыщения водяными парами), рабочее тело задано (для пароэжекторных насосов - пар заданных параметров, для жидкостно-кольцевых насосов - вода при заданной температуре). Поэтому в этом случае всегда возникает проблема пересчета паспортных характеристик ВСС на реальные условия эксплуатации.

На современном этапе развития теории и практики проектирования решение

поставленной задачи возможно только при использовании приемов сопряженного

физического и математического моделирования с применением УМП. При этом

математическая модель СХТС генерируется в среде УМП, а физическая

составляющая основана на проведении обследований действующих производств

или модельных установок и используется на стадиях идентификации

математических моделей для обеспечения их достоверности. При использовании

адекватных моделей поиск точки сопряжения уже заложен в саму УМП и

13

достигается автомодельно за счет использования заложенных в пакеты УМП процедур поиска сходимости итерационных циклов. В настоящей работе в качестве УМП выбран пакет СНЕМСЛБ, который хорошо приспособлен для решения поставленной задачи. В частности СНЕМСЛБ обладает хорошо развитой базой для моделирования процессов ректификации в колоннах любой сложности: возможно подключение к основной колонне дополнительных укрепляющих и отпарных секций; холодных и горячих циркуляционных орошений; циркуляционных связей по пару и жидкости; учет гидравлических сопротивлений и т.д. В базе данных по теплофизическим свойствам предусмотрена возможность расчета непрерывных смесей (нефть и нефтяные фракции), заложены современные модели расчета газо- парожидкостного равновесия в двухфазной и трехфазной постановках. В то же время в СНЕМСЛБ, также как и в других УМП, отсутствуют специализированные модули для расчета достаточно большого числа важных производственных модулей, в том числе и ВСС, что в рамках поставленной цели требует разработки этих моделей и их интегрирования в среду УМП.

Большое число степеней свободы сложных систем добавляет дополнительные проблемы методологического плана, связанные с задачами выбора независимых (закрепляемых) параметров математических моделей, их перебора в процессе численного эксперимента для поиска условий сопряжения боков. Несмотря на то, что в УМП есть специальные средства и программы для решения подобных задач, в рассматриваемом случае представляется целесообразной разработка специальных программных средств для решения задачи оптимизации условий проведения и обработки численного эксперимента.

1.2. Сопоставительный анализ вакуумсоздающих систем

В настоящей работе рассматриваются ВСС, используемые для создания

технического вакуума (остаточное давление 1^750 мм На сегодняшний день

разработано и используется в промышленных условиях довольно большое число

различных типов ВСС, однако, несмотря на все многообразие конструктивных

14

решений, применяемых при проектировании ВСС, большинство из них состоит из следующих блоков:

• Трубопровода, соединяющего ВСС и вакуумируемый объект.

• Устройства для предварительной конденсации откачиваемой смеси.

• Самого вакуумного насоса.

• Барометрической трубы.

• Газосепараторов.

• Насосного оборудования.

• Теплообменного оборудования.

Основным элементом ВСС, осуществляющим откачку отходящей из технологического объекта паро- газовой смеси (ПГС), является вакуумный насос, конструкция которого определяет общую компоновку ВСС. В то же время функционирование остальных элементов ВСС также оказывает значительное влияние на характеристики самого вакуумного насоса. Одновременно ВСС неразрывно сопряжена с самим технологическим объектом. Откачиваемые газы в системах, работающих под вакуумом, формируются из трех основных источников [28-32]:

• газов натекания, поступающих в систему из окружающей среды (как правило, из атмосферы);

• газов термического разложения продуктов переработки, природа которых зависит от исходного сырья.

• газов, содержащихся в сырье установки в растворенном и конденсированном виде (чаще всего воздух и водяные пары);

В химической технологии наиболее часто применяются ВСС следующих типов:

• ВСС на базе пароэжекторных насосов (ПЭН).

• ВСС на базе вакуумсоздающих гидроциркуляционных агрегатов (ВГЦА).

• ВСС на базе жидкостно-кольцевых вакуумных насосов (ЖКВН).

• Комбинированные ВСС.

Все перечисленные виды ВСС существенно отличаются друг от друга по конструкциям и способам проведения технологического процесса и обладают своими достоинствами и недостатками.

1.2.1 ВСС на базе пароэжекторных насосов

Принципиальная схема ВСС на базе ПЭНа представлена на рис 1.2. Откачиваемая смесь (ПГС), поступающий на всасывание ВСС из сопряженного технологического объекта, сжимается в паровом эжекторе Э-1 до некоторого промежуточного давления за счёт потенциальной энергии рабочего водяного пара, который вводится в сопло эжектора под давлением 6-10 кг/см2 и истекает из него со сверхзвуковой скоростью. Сформировавшаяся на выходе из эжектора смесь рабочего пара и откачиваемой ПГС подаётся в межтрубное пространство промежуточный конденсатор К-1, где часть смеси (в основном рабочий пар) конденсируется. Сконденсировавшаяся часть по барометрическим трубам стекает в сепаратор С-1.

Несконденсированный в К-1 газ откачивается паровым эжектором Э-2, где так же сжимается до следующего промежуточного давления, а образовавшаяся смесь подается в межтрубное пространство промежуточного конденсатора К-2, где процессы конденсации и сепарации повторяются. Сконденсированная фаза так же сбрасывается в сепаратор С-1. Несконденсированная в промежуточном конденсаторе К-2 паровая фаза откачивается паровым эжектором третьей ступени Э-3, где сжимается до заданного давления выхлопа (несколько выше атмосферного давления). Смесь рабочего агента и откачиваемой ПГС далее поступает в межтрубное пространство промежуточного конденсатора К-2, где происходит окончательная конденсация и сепарация газовой и жидкой фаз. Сконденсированная часть снова сбрасывается в С-1. Конечное давление, развиваемое ПЭНом, должно обеспечивать транспортировку откачиваемого газа для утилизации (например, в печь дожига сбросного газа или на факел) или простой сброс в атмосферу.

Рис. 1.2. Принципиальная схема ВСС на базе трехступенчатого ПЭНа.

Обозначения: Э-1 - эжектор первой ступени; К-1 - промежуточный конденсатор первой ступени; Э-2 - эжектор второй ступени; К-2 - промежуточный конденсатор второй ступени; Э-3 - эжектор третьей ступени; К-3 - холодильник-конденсатор третьей ступени; С-1 - сепаратор.

Основными элементами ПЭНов являются паровые эжекторы. В последнее время широкое распространение получили многосопловые эжекторы. Такая компоновка позволяет сократить габариты оборудования и снизить металлоемкость эжекторов. На рис. 1.3 представлена схема многосоплового парового эжектора.

Рис. 1.3 Многосопловой паровой эжектор

Откачиваемая смесь (пассивный газ) поступает в штуцер А и сжимается до промежуточного давления водяным паром (активный газ), поступающем через штуцер Б. Пар под давлением проходит сопло 1 и со сверхзвуковой скоростью в

виде турбулентной струи истекает из него. Вследствие турбулентного перемешивания вихревых масс и вязкостного трения между граничными и прилегающими слоями ПГС последняя увлекается во входной конфузор 2, служащий для обеспечения полного перемешивания пара и газа. Этот процесс характеризуется тем, что выравниваются значения параметров смеси (давления, плотности, скорости и температуры) по всему сечению потока. Из-за обмена энергиями и возникновения скачка уплотнения давление откачиваемого газа возрастает, достигает статического давления смеси, а скорость потока уменьшается до звуковой. В горле камеры смешения 3 происходит окончательное выравнивание значений параметров состояния смеси, а в расширяющемся диффузоре 4 происходит переход кинетической энергии струи в потенциальную, что сопровождается уменьшением скорости и увеличением давления смеси до конечного. Общая степень сжатия в многоступенчатом ПЭНе, а так же расход водяного пара, затрачиваемого на процесс сжатия, зависят от принятого количества промежуточных ступеней и рассчитываются по следующим уравнениями [33-36]:

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Бугембе Даниел, 2021 год

- - - -

область устойчиво достижимого вакуума для ВСС может быть расширена до 20 -30 мм ^ для одноступенчатых машин. Как видим, при переходе характеристики ВЭ от точки 1 к точке 3 режим работы ЖКВН практически не меняется (точки 1' , 2' и 3'). Кривая сопряжения позволяет сделать еще один практически важный вывод: при оптимальной конструкции ВЭ его максимальная объемная производительность примерно соответствует производительности ЖКВН в точке сопряжения (точки 2 и 2'). Рис. 1.17 наглядно объясняет и принцип работы предвключенного эжектора. Действительно использование атмосферного воздуха в качестве рабочего агента в ВЭ не является «бесплатным». На самом деле этот рабочий агент циркулирует между всасыванием и нагнетанием ЖКВН, что снижает массовую производительность ВСС по откачиваемому газу и требует дополнительных затрат на сжатие циркулирующего газа от давления нагнетания ВЭ до давления нагнетания ЖКВН.

а

1,2

1,0

0,8 0,6 0,4 0,2

0 0,1 0,2 0,4 1,0 2,0 4,0 Р2 кПа

Рис. 1.18. Сопряжение характеристик предвключенного двухступенчатого воздушного эжектора с ЖКВН (характеристика ЖКВН не показана).

Обозначения: кривые 1 и 2 - соответственно первая и вторая ступени ВЭ.

В комбинированных ВСС могут применяться и двухступенчатые предвключенные эжекторы [67-69]. В этом случае глубину достигаемого в ВСС вакуума можно понизить до 2-3 мм ^ (на порядок в сравнении с одноступенчатым эжектором) опять-таки при сохранении объемной производительности системы (по условиям всасывания). Конечно, массовая производительность ВСС при этом снижается также на порядок.

1.4. Экономическая эффективность использования ВСС различных типов

Сопоставление технико-экономических показателей ВСС различного типа, включая и комбинированные, наиболее подробно было проведено в работах [7076]. В этих работах показано, что большое влияние на результаты оказывает сложившаяся в данный момент времени стоимость различных видов энергоресурсов (пар, охлаждающая вода, электроэнергия, ...), поскольку разные типы ВСС используют и различные энергоресурсы. Так пароэжекторные насосы потребляют водяной пар среднего давления (0,6 или 1,0 МПа) и воду из систем оборотного водоснабжения. На рис. 1.19 приведена зависимость данных видов энергозатрат от давления на всасывании насосов для ПЭНов. На рис. 1.20 показана зависимость удельной мощности и производительности машины ВВН-25 от давления всасывания. Затраты на создание вакуума в ЖКВЕ, также как и в ВГЦА, в основном определяются затратами на электроэнергию и на охлаждающую воду.

Сопоставление суммарных энергозатрат для ВСС различного типа (рис.1.21) показывает, что наибольшей приведенной эффективностью обладают комбинированные ВСС на базе ЖКВН. Эффект от их использования оказывается очень значительным, особенно для давлений всасывания превышающих 50 кПа.

Рис. 1.19. Удельные расходы рабочего пара и оборотной воды в зависимости от

давления всасывания ПЭНа Обозначения: 1, 2 - удельные расходы пара и воды (кг/кг) соответственно.

о

03

ег

ысГ Е—' О О Я л

4

<и

Я

«

О се го Я О Он

и

30

27

24

21

18

15

--

10

2,40

—1,60

—1,40

20

30

40

50

60

1,20 1,00

я я

т

ЬЙ

л"

о я Э

о

я -л

о

Рис. 1.20. Удельные затраты мощности (1) и производительность (2) ВВН-25 в

зависимости от давления всасывания

Даваление всасывания,

Рис. 1.21. Удельные затраты вакуумсоздающих систем в зависимости от

давления всасывания

Проведенный анализ показал, что вакуумные технологии разделения высокомолекулярных соединений (например, мазутов), используемые на современном этапе развития промышленности, обладают рядом особенностей, связанных с эффектом сопряжения характеристик технологических объектов с характеристиками систем создания вакуума. Отсюда следует:

1. В научной литературе вопросам сопряжения характеристик элементов сложных объектов и определения условий их сопряжения уделяется совершенно недостаточное внимание.

2. Этот эффект не может быть учтен и выявлен без использования приемов математического моделирования сопряженных процессов. При этом сама задача нахождения условий сопряжения представляет несомненный научный интерес и имеет важное народнохозяйственное значение.

3. Системное исследование процессов сопряжения характеристик элементов СХТС целесообразно проводить в средах универсальных моделирующих программ путем создания и интегрирования в среды УМП специальных модулей расчета ВСС различных типов.

4. Вакуумсоздающие системы (ВСС), обеспечивающие поддержание в СХТС технического вакуума, характеризуются большими различиями в конструктивном оформлении и достигнутыми технико-экономическими показателями.

5. Стоимость технологических систем разделения многократно превосходят стоимость ВСС, в связи с чем затраты на совершенствование ВСС относятся к быстро окупаемым. На основе проделанного анализа были сформулированы цели и задачи исследования, а также обоснованы методические приемы проведения исследования (представлены выше в разделе «Введение»).

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ОБЪЕКТОВ,

РАБОТАЮЩИХ ПОД ВАКУУМОМ

Характерным примером процесса, проводимого под техническим вакуумом (2-75 мм является процесс разделения мазута. Данный процесс относится к одному из наиболее масштабных процессов переработки нефти (мощность единичного блока достигает 3 млн. т. сырья в год), что предполагает использование оборудования очень больших объемов. Поэтому данный объект был выбран в качестве базового при исследовании процесса сопряжении отдельных элементов СХТС в рамках единой системы. При этом базовые принципы подхода к исследованию процесса сопряжения отдельных элементов сохраняется и для других технологических ректификационных систем.

2.1. Математическая модель вакуумного ректификационного блока разделения мазута

2.1.1. Описание технологического процесса

Моделирование вакуумного блока для разделения мазута проводилось в среде УМП «СНБМСАО», которая позволяет выстраивать модели ректификационных колонн в достаточно строгой постановке: без ограничений на число контактных устройств, учитывать наличия циркуляционных орошений по высоте колонны (и холодных, и горячих), наличие нескольких уровней ввода/вывода потоков питания и отбора продуктов (как в жидкой, так и в паровой фазах), организовывать циркуляционные связи в колонне (как внутренние, так и внешние), учитывать гидравлические сопротивления всех элементов конструкции и многие другие особенности сложных ректификационных колонн. Кроме того, в УМП «СНБМСАО» в базу данных о теплофизических свойствах разделяемых смесей включен мощный блок преобразования составов нефти и нефтепродуктов в условные многокомпонентные смеси, состоящие из реальных компонентов (например, легких алканов - метан, этан, пропан ...) и псевдокомпонентов, информация о которых задается кривыми стандартной разгонки нефтепродуктов

(однократного испарения - ОИ и истинных температур кипения - ИТК). Псевдокомпоненты представляют собой определенные группы компонентов (смеси), характеризуемые пределами вскипания смеси (начало и конец кипения), а их свойства задаются через средне арифметическую температуру кипения смеси с использованием некоторой дополнительной информации (плотность фракции и коэффициент её оптического преломления) [21,24,79,80].

Именно к данному классу сложных ректификационных установок относится и вакуумная колонна разделения мазутов, типовая технологическая схема которой представлена на рис. 2.1.

Рис. 2.1. Технологическая схема вакуумной ректификационной колонны типовой установки АВТ (топливный вариант).

Обозначения: К-10 - колонна; ПЭ/1,2,3 - ступени пароэжекторного насоса;

Т-35/1,2,3 - конденсаторы ПЭНа; Е-37 - 3-х фазный сепаратор; П-3 - печь.

Колонна работает с отбором фракций легкого (ЛВГ) и тяжелого (ТВГ) вакуумного дистиллята (газойля), затемненной фракции и гудрона (остатка). Фракция ЛВГ содержит светлые углеводороды (Ъшп. < 350оС), оставшиеся в мазуте при разделении нефти в атмосферном блоке и образовавшиеся в процессе разложения мазута в вакуумной колонне за счет термической деструкции тяжелых углеводородов. Во фракции ТВГ содержатся углеводороды, выкипающие в интервале температур 350-500 оС. Принятые уровни отбора

46

целевых фракций используются также в качестве точек создания холодных циркуляционных орошений, причем охлажденная во внешнем теплообменнике жидкая фаза рецикла возвращается в верхнее сечение соответствующего пакета насадки. Ввод холодного орошения в верхнее сечение пакета насадки сопровождается частичной конденсацией паровой фазы, поднимающейся по пакету насадки, т.е. холодное орошение выполняет функции промежуточного конденсатора. Однако при этом возникает и отрицательный эффект, связанный с забросом уже разделенного тяжелого продукта в вышерасположенное сечение ректификационной секции, т.е. к снижению движущей силы процесса массообмена. Кроме того, в систему чаще всего вводится и перегретый водяной пар (в печь и в куб колонны) для дополнительной отварки целевых углеводородов из остатка и для снижения эффекта термодеструкции тяжелых углеводородов. Важным направлением совершенствования процесса разделения мазута, является перевод системы разделения на «сухой» вакуум (работа колонны без подачи водяного пара) [45,50-52]. Данная технология предполагает применение более глубокого вакуума (20-35 мм).

По рассматриваемой схеме все пары, покидающие колонну, сразу поступают на ВСС, в качестве которой используется трехступенчатый ПЭН. Точкой сопряжения характеристик РК и ВСС выступает в этом случае шлемовая линия РК, Как было показано в [81,82], для данной схемы расход газов, откачиваемых ВСС, определяется достигаемой температурой верха колонны (Тв). При использовании циркуляционного орошения существенное снижение Тв невозможно. Поэтому во многих случаях между РК и ВСС устанавливается промежуточный конденсатор, в котором проводится дополнительная конденсация отходящей парогазовой смеси (ПГС) с целью выделения из откачиваемых паров светлых углеводородов и основного количества водяных паров. Конденсат при этом направляется на орошение верхней секции РК (флегма), а частично может отбираться в качестве ЛВГ. Перспективно использование для конденсаторов и неглубокого искусственного холода (захоложенная вода с температурой 5-10 оС).

Точка сопряжения РК и ВСС перемещается в этом случае к трубопроводу, соединяющему конденсатор с ВСС.

ПГС, несконденсированная в ВСС, из сепаратора Е-33 под небольшим избыточным давлением отводятся на факел или в специальную печь на сжигание, а жидкие углеводородная и водная фазы после расслаивания выводятся из сепаратора раздельно. Рассматриваемая колонна в укрепляющей секции снабжена тремя пакетами высокоэффективной регулярной насадки ВакуПак, а отгонная секция оборудована шестью клапанными тарелками трапециевидного типа. На ряде НПЗ используются и другие подобные схемы: с выделением двух масляных фракций, с использованием отпарных (стриппинг) секций, и некоторых других вариаций отбора, однако описанный принцип работы ректификационного блока при этом сохраняется.

2.1.2 Математическая модель ректификационной колонны

Расчетная математическая модель вакуумного блока ректификации мазута, синтезированная в среде УМП «CHEMCAD» на основе технологической схемы блока, (рис. 2.1) представлена на рис. 2.2.

В данной работе для моделирования вакуумной колонны (аппарат К-10) был

использован модуль Tower Plus (TPLS) (модуль термодинамического расчета

сложной ректификационной колонны), который ориентирован на расчет сложных

нефтяных колонн и позволяет проводить расчет массообменных колонн любого

типа с учетом всех вышеотмеченных особенностей, присущих колонне

разделения мазута. При этом боковые отборы, циркуляционные орошения и

соответствующие теплообменники на этих линиях в УМП рассматриваются как

часть модуля TPLS, их расчет осуществляется одновременно с основной колонной

без введения «внешних» рецикловых связей [77-80]. Данный подход существенно

упрощает процедуру специфицирования расчетного модуля, поскольку в этом

случае исключается задание некорректных (противоречивых) значений

внутренних параметров модели. Модель построена с использованием концепции

«теоретическая тарелка», для чего слои регулярной насадки в модели

48

подменяются некоторым числом теоретических тарелок с использованием специфической для насадок характеристики - ВЭТТ (высота, эквивалентная теоретической тарелки). Параметр ВЭТТ задавался в работе с учетом реального соотношения между складывающимися нагрузками колонны по пару и по жидкости, получаемыми в процессе расчета, с привлечением рекомендаций фирм изготовителей насадки. Для каждого пакета насадки, имитирующего ВЭТТ, имеется возможность задания гидравлического сопротивления пакета, которое также вводится в модель с учетом рекомендаций фирм изготовителей насадки. В необходимых случаях данные по числу теоретических тарелок, их распределению по секциям колонны и по гидравлическим сопротивлениям насадочных пакетов в процессе расчета может корректироваться, а решение в этом случае достигается итерационным методом.

Рис. 2.2 Расчетная модель блока вакуумной ректификации мазута

(СНЕМСЛБ).

Обозначения: 1 - вакуумная колонна; 2- трубчатая печь; 3, 4, 5 - делители; 6 - головной конденсатор; 7, 8, 9 - паровые эжектора; 10, 11, 12 - вакуумные конденсаторы; 13, 14, 15 - смесители; 16 - сепаратор; 17 - контроллер; 18,

19, 20 - клапаны

Трубчатая печь (аппарат П-3) моделировалась при помощи модуля Fired

Heater (FIRE), который рассчитывает расход топлива, требуемого для нагрева

сырьевого потока (мазута) до заданной температуры, и рассчитывает параметры

состояния (давление, температура, состав) равновесных паровой и жидкой фаз,

поступающих из П-3 в К-10. Гидравлическое сопротивление змеевиков печи и

49

трансфертной линии между печью и ректификационной колонной задавалось по данным, характерным для современных действующих установок. Данные по распределению гидравлических сопротивлений отдельных элементов СХТС во многом и определяют условия сопряжения технологических объектов с ВСС.

Особенностью работы вакуумной колонны является то обстоятельство, что все тепло, необходимое для создания парового орошения, вносится в систему в печь П-3. В результате нагрева сырье поступает в колонну в двухфазном состоянии, причем печь должна обеспечивать отгон (перевод в паровую фазу) всех отбираемых дистиллятных компонентов. Нагрев сопровождается термической деструкцией тяжелых углеводородов исходного сырья (мазута), причем интенсивность процесса разложения зависит от температуры нагрева и от типа перерабатываемого сырья. В модуле Tower Plus (TPLS) данная процедура отсутствует, всвязи с чем возникает необходимость включения в модель дополнительных модулей, позволяющих описать этот процесс, поскольку именно процесс разложения определяет параметры состояния несконденсированной ПГС, отходящей с верха К-10, а значит - и нагрузку на ВСС. Наряду с газами разложения в вакуумную систему поступают и газы натекания (атмосферный воздух). Модели расчета ВСС, как уже отмечалось выше, в базе данных расчетных модулей в «CHEMCAD» также отсутствуют. Отмеченные обстоятельства делают необходимым проведение модификации синтезированной модели.

2.1.3. Модификация математической модели вакуумного блока

До настоящего времени кинетика образования газов разложения в колоннах разделения мазута исследована недостаточно, однако, определение расхода неконденсируемых газов необходимо для обеспечения точного подбора ВСС, поскольку ВСС через обратную связь между элементами СХТС во многом определяет работоспособность всей совокупной системы (прежде всего, влияет на формирование профиля давлений по высоте колонны). Вся ПГС, отходящая с верха вакуумной колонны, в работе условно разбита на две составляющие:

• Газы натекания (поступают в вакуумируемый объект из атмосферы через неплотности сварных швов, сальниковых уплотнений, прокладок, ...).

• Газы разложения (образуются внутри объекта за счет термического разложения тяжелых углеводородов при их нагреве до температур, превышающих 350 оС).

Поступление в систему газов натекания.

Количество воздуха, подсасываемого в вакуумную колонну из атмосферы, рассчитывалось по методикам [83,84], которые показали хорошее соответствие друг с другом.

W = А V В, (2.1)

где, W - выход газов натекания, кг/час; А и В - коэффициенты, зависящие от давления внутри вакуумируемой системы; V - объем системы, м3.

В соответствии с (2.1) расход натекающего воздуха зависит от объема

вакуумируемой системы и от глубины создаваемого вакуума, причем значения

констант сами являются функциями этих же величин. Расчётные количества

атмосферного воздуха, натекающего в вакуумную колонну блока в зависимости

от среднего рабочего давления в колонне, приведены в таблице 2.1.

Таблица 2.1. Количество неконденсируемых газов в ректификационных

колоннах блока ректификации

Давление Количество

(среднее), мм. А В Объем, м3 натекающего воздуха,

Щ кг/ч

10 0,4088 0,65595 1005 38,09

20 0,5018 0,6558 1005 46,70

40 0,6638 0,6552 1005 61,53

80 0,8918 0,6528 1005 81,30

Как видим, рост остаточного давления в вакуумной колонне с 10 до 80 мм ^ сопровождается более чем двух кратным ростом массового расхода подсасываемого атмосферного воздуха. Конечно, в сравнении с огромным расходом сырьевого потока этот расход представляется пренебрежимо малым,

однако для ВСС, а, значит, и для условий сопряжения ВК и ВСС этот расход вполне ощутим. Газ натекания поступает в колонну по всей её высоте.

Однако проведенные расчеты показали, что на сам процесс разделения точка/точки ввода этого потока влияния не оказывают, поскольку воздух при разделении мазута является инертным компонентом, в жидкую фазу практически не переходит и в массообмене не участвует. Поэтому в модели поступление в колонну газов натекания моделировалось одним внешним потоком дополнительного питания, расход которого рассчитывался в специальном модуле (генератор газов натекания) по уравнению (2.1), который был специально разработан в пакете EXCEL и включен в УМП в качестве дополнительного расчетного модуля.

Поступление в систему газов разложения.

Разложение тяжелых углеводородов в ВК протекает, главным образом, в зонах максимального нагрева мазута (на выходе из печи П-3, и в кубе К-10). Интенсивность разложения зависит от температуры нагрева мазута и от времени пребывания сырья в зонах нагрева, т.е. носит сложный динамический характер. Весьма существенное влияние на процесс разложения оказывает также состав и характер самого сырья. Поэтому процесс разложения тяжелых углеводородов рассчитывается, как правило, отдельно от процесса разделения и при расчете последнего учитывается за счет корректировки состава исходного сырья

В отдельных УМП данный блок включен и в собственные базы данных. Так в [88] в инструкции по эксплуатации моделирующей системы Pro-II (фирма Simulation Sciences Inc. USA) приведены уравнения для расчета расхода газов натекания и газов разложения, поступающих в вакуумную колонну разделения мазута:

[23,51,86,87].

Gl = 2,72^[0,15bFm]A0,5

G2 = 2,86^0,15^xp[0,00495<Tc-385)>Fm

(2.2) (2.3)

где G1и G2 - расход газов натекания и газов разложения соответственно, кг/час; Fm - расход сырья вакуумной колонны, нм3/ч; Тс - температура нагрева сырья в трубчатой печи, °С.

В (2.2) в отличие от (2.1) взамен объема вакуумируемого оборудования используется нагрузка колонны по сырью. Конечно, эти величины связаны друг с другом, но не эквивалентны. Представляется, что (2.2) применимо только для определенной схемы установки и для определенного режима её эксплуатации. Тот же вывод можно сделать и относительно уравнения (2.3). Особые сомнения вызывает то обстоятельство, что в соответствии с (2.3) разложение углеводородов начинается только после превышения температуры 385 оС, что противоречит многочисленным экспериментальным исследованиям [25,86,87].

Экспериментальные данные, полученные в ряде исследований, обобщены в [45] и представлены на рис. 2.3.

1 ------

0.0011______

370 350 390 400 420 430

Температура, "С

Рис. 2.3 Сопоставление экспериментальных данных по выходу газов

разложения в печах нагрева мазута с результатами расчёта

Обозначения: 1 - данные БашНИИ НП; 2 - эмпирическое уравнение (2.3);

3 - программа «КРЕКИНГ»

Как видим, использование различных методик расчета выхода газов разложения может приводить к результатам, различающимся на порядок. При

расчете колонны эта ошибка практически не влияет на конечный результат, но при расчете ВСС такая ошибка недопустима. При занижении производительности ВСС закладываемый в расчеты и проекты вакуум оказывается принципиально недостижимым, что перечеркивает все характеристики СХТС, заложенные в проект. В настоящей работе подход к заданию расхода газов разложения основывался на экспериментальных данных. При этом следует отметить, что проведение обследований действующих установок также весьма затруднительно и неточно, поскольку отбор проб из шлемовой линии ВК практически невозможно из соображений безопасности.

В настоящей работе в математическую модель СХТС (рис. 2.2) были включены специальные расчетные блоки:

• Генератор газов натекания, установленный перед ВК, в котором по уравнению (2.1) формировался расход атмосферного воздуха, поступающего в колонну (смешивается в смесителе 13 с исходным сырьем).

• Генератор газов разложения (реактор), установленный после печи 2, в котором с использованием нескольких конкурирующих моделей (уравнений) проводился расчет.

Расчетный расход газов разложения (поток 8) поступает в смеситель 13 на смешение с потоком сырья (поток 1). Для сохранения материального баланса исходный поток 1 должен быть уменьшен на величину расхода газов разложения, поэтому в схему были введены делитель 3 и контроллер 17. Делитель 3 отводит из потока 2 (поток после печи) то количество мазута, которое равно расходу газов разложения, а его спецификация определяется контроллером 17. Основные итоги данного этапа исследования обобщены в работе [116-117].

Поступление в систему водяных паров

Как уже отмечалось выше, в систему вакуумной ректификации мазута обычно вводится водяной пар, поскольку ввод пара обеспечивает:

• снижение равновесной температуры на ступени контакта и увеличение относительной летучести разделяемых углеводородных компонентов;

• снижение интенсивности термического разложения тяжелых углеводородов и выход газов разложения;

• снижение интенсивности коррозионных процессов.

Даже при использовании технологии «сухого» вакуума, когда технологический пар в систему ректификации не вводится, некоторое его количество все равно подается в технологическую печь, а значит - попадает и в систему ректификации.

При традиционно используемых режимах работы вакуумной колонны пары воды ведут себя в мазутной колонне как инертный компонент, поскольку они находятся в перегретом состоянии и практически не попадают в жидкую фазу. Углеводородная и водная фаза характеризуются очень слабой взаимной растворимостью, которой в инженерных расчетах, как правило, пренебрегают. Однако в конденсационных узлах и особенно в ВСС этот эффект становится весьма ощутимым и его необходимо учитывать. Для этой цели большой интерес представляет использование понятия аппарата однократного контакта (АОК), которое позволяет учесть основные термодинамические аспекты формирования парожидкостного равновесия при ректификации [75,99,100]. Схема модельного элемента приведена на рис. 2.4.

Рис. 2.4. Схема взаимодействия материальных и тепловых потоков в

аппарате однократного контакта Под АОК в рассматриваемом случае понимается произвольный элемент системы (индекс j), в который могут поступать внешние материальные и тепловые потоки, а также материальные потоки из сопряженных АОК, причем

схема сопряжения между взаимодействующими потоками задается пользователем и сохраняется постоянной в течение всего цикла расчета. В качестве АОК может, например, выступать теоретическая тарелка модели РК, конденсатор, испаритель, а также элементы более низкого в сравнении с тарелкой иерархического уровня (например, отдельная секция тарелки). В настоящей работе рассматривается вариант разделения трехфазной системы: две взаимно нерастворимые (слаборастворимые) жидкие фазы и общая парогазовая фаза. В процессе однократного контакта происходит полное перемешивание взаимодействующих фаз, установление термодинамического равновесия между всеми сосуществующими фазами и последующий отвод (сепарация) вновь образованных равновесных фаз. Данная модель широко используется для организации расчета в двухфазных системах «пар-жидкость» [99], которая является частным случаем рассматриваемой задачи.

В качестве входных данных для расчета АОК выступают характеристики (расходы и параметры состояния) всех входных потоков, а также давление и температура, при которых формируется равновесное состояние системы. Давление в АОК закрепляется на весь цикл расчета и корректируется только на этапе решения задачи сопряжения элементов системы, а температура, расходы и составы отходящих потоков являются предметом расчета. Для АОК в соответствии с принятыми модельными представлениями вводится допущение, что все входящие материальные и тепловые потоки равномерно перемешиваются по всему объему АОК (модель полного перемешивания), а их брутто - состав и брутто - энтальпия представляются в виде;

Рг} = С;-! +/д;+1 + ¿2/+1 + Fj (2,4)

Р1г2Ри=Б^-У^-хг^+Ыц*(2 5)

Ща =

(2.6)

н?} =

Щ ■ ИС} + Щ ■ ЯП; + - + Р1 ■ НР] _ _ _ _ _ _

(2.7)

где G, L1 и L2 - расходы газовой и взаимно нерастворимых жидких фаз,

поступающих и отходящих из АОК, кг-моль/час; F - поток внешнего питания, кг-

56

моль/час; F1, ZF и HF - соответственно расход (кг-моль/час), брутто - состав (мольн. доля) и брутто - энтальпия (кДж /кг-моль) суммарного питания АОК; HG, ^1 и ^2 - энтальпии паровой и жидких фаз. Здесь и далее индексы 7 характеризуют номер АОК, а i - индекс компонента.

В результате сопряженного массо- теплообмена между перемешиваемыми потоками в АОК устанавливается термодинамическое равновесие между вновь образовавшимися паровой и одной или двумя взаимно нерастворимыми жидкими фазами, после чего проводится их сепарация и отвод из АОК:

Л, = <9 + Цг+13 (2.8) (2'9)

ВЩ = Ъ/Р1. (2-10) (2-11)

Ев] + £11, + Е121 = 1 (2.12)

где EG, EL1 и EL2 -соответственно относительные выходы паровой и 2-х жидких фаз. В качестве 1-ой (EL1) в данной работе принята водная фаза, в качестве 2-ой (EL2) - углеводородная жидкая фаза.

Поскольку образующиеся слаборастворимые (нерастворимые) друг в друге жидкие фазы находятся в одинаковых термодинамических условиях (P=idem, 7=idem) состав паровой фазы может быть рассчитан также с использованием брутто - состава объединенной жидкой фазы:

= Щ, ■ Х]Л (2.13) Щл = ПР.Т.Х) (2.14)

(2.15)

где Хц - состав (брутто) объединенных жидких фаз, Yj,I - соответственно состав паровой фазы (мольн. доля), а KGj,i - константы фазового равновесия.

Доля отгона паровой фазы и равновесные брутто - составы объединенных жидких и равновесной им паровой фазы могут быть рассчитаны по (2.15) любым итерационным методом [99]. На следующем этапе в соответствии с уравнением теплового баланса проводится проверка правильности задания температуры процесса в АОК:

1=1 [=1

щ

Щл

{Щ* -1)

-1 = 0

Л^)=- -ег шщ - = о (2 16)

где Qj - количество тепла подводимого/отводимого в АОК, (кДж/час), f(EGj) и ДТ) - функции, определяющие сводимость материального и теплового балансов соответственно.

Как видим, процедура поиска доли отгона паровой фазы Щ является «вложенной» в процедуру поиска температуры процесса в АОК. После завершения стадии расчета процесса в АОК по брутто - составам проводится расчет расхода и составов жидких фаз сепарации. Для учета взаимной растворимости компонентов жидких фаз также разработано достаточно большое число моделей. Однако теория равновесного распределения компонентов между сосуществующими жидкими фазами в многокомпонентной постановке в сравнении с теорией парожидкостного равновесия разработана существенно слабее. Как правило, описание предельно достижимого (равновесного) распределения основано на экспериментальных данных и выполнено только для тройных систем [101].

Для 3-х фазной системы запишем:

(1 - ЕС}) ■ - т^ = ли, - хги

(1 - Щ) ■ Хи - (1 - Ш1М) = Е121 - Х2и

шл.} = (1 - щ) ■ ■ кяг^)

Е121 = (1 - ЕС}) ■ • (1 - кяг^)]

:=1

ул.- Х}Л ' /

(2.17)

(2.18)

(2.19)

(2.20) (2.21) (2.22)

где XIл и Х2^ - соответственно составы 2-х взаимно нерастворимых жидких фаз (мольн. доли), KR1j,I - коэффициент распределения (вовлечения) компонента в 1-ю (водную) жидкую фазу.

Расчет по (2.17) ^ (2.22) проводится после завершения процедуры расчета АОК по брутто - составам и не влияет на его результаты. Блок схема общего

алгоритма расчета АОК представлена на рис. 2.5. Следует отметить, что подобная процедура расчета заложена и в УМП «CHEMCAD». Однако блок расчета коэффициентов распределения, использованный в УМП, как показали проведенные нами расчесы, характеризуется заметными погрешностями в сравнении с опытными данными. Более того, в рабатах [50.51,57,58.102-104] отмечается, что для установок АВТ характерным является тот факт, что в товарных фракциях этих блоков, в том числе и во фракциях ЛВГ и ТВГ, содержание водной фазы существенно (более чем в 2 раза) превышает значение физической растворимости воды в углеводородах. Авторы объясняют этот факт уносом мелкодиспергированной фазы с углеводородами в результате неудовлетворительной работы сепарационных узлов (декантаторов). Поэтому в настоящей работе была предусмотрена возможность коррекции процедуры расчета коэффициентов распределения по опытным данным.

Рис. 2.5 Блок-схема расчета алгоритма АОК Моделирование процесса формирования профиля распределения давлений

Поскольку процесс разложения тяжелых углеводородов определяется температурой нагрева исходного сырья, он непосредственно связан с давлением, которое формируется в соответствующих узлах СХТС. Парожидкостная смесь из вакуумной печи поступает в ВК по трансферной линии, сопротивление которой

оказывает существенное влияние на процесс [89, 90]. В модели сопротивление трансферной и щлемовой линий осуществляется с помощью модуля «трубопровод», а при выборе конструкций этих элементов учтены рекомендации

[91].

Профиль распределения давлений непосредственно по высоте колонны определяется типами массообменных насадок, размещенных в колонне, и их высотой. В данной области в последние годы можно отметить целый ряд серьезных разработок, выполненных как в РФ [92-95], так и за рубежом [96-98]. К основным характеристикам насадок, используемым в процессах моделирования процессов разделения, при этом следует отнести:

• Высота насадки, эквивалентная по своей разделительной способности теоретической тарелке (ВЭТТ);

• Гидравлическое сопротивление слоя насадки, отнесенное или к 1 метру высоты насадки, или к ВЭТТ.

• Возможность организации теплосъема (или теплоподвода) к пакету насадки и достигаемая величина коэффициента теплоотдачи, кДж/(м3оСчас).

Эта информация обобщается и представляется пользователям разработчиками насадок, как правило, в виде зависимостей этих характеристик от фактора скорости (Рф), что обеспечивает относительную простоту их практического использования при моделировании. В настоящей работе эта информация на каждом этапе моделирования проверялась и при необходимости корректировалась.

2.2. Математические модели вакуумсоздающих систем 2.2.1. Математическая модель парового эжектора Устройство эжектора показано на рис. 2.6.

Рис. 2.6. Паровой (газовый) эжектор и его устройство Обозначения: S - вход активного (рабочего) газа; S - ввод пассивного (откачиваемого ) газа; цифрами обозначены сечения.

Рабочий пар под давлением истекает через расширяющееся сопло со сверхзвуковой скоростью в виде турбулентной струи, а откачиваемая смесь при этом засасывается через входной штуцер и сжимается до промежуточного давления рабочим паром вследствие турбулентного перемешивания вихревых масс паровой турбулентной струи с турбулентными молями откачиваемого газа и вследствие вязкостного трения между граничными слоями струй рабочего и откачиваемого потоков. Этот процесс характеризуется выравниваем значений всех параметров смеси (давления, плотности. скорости и температуры) по сечению потока. Вследствие обмена энергиями и возникновения скачка уплотнения давление откачиваемого газа возрастает, достигает статического давления смеси, а скорость потока уменьшается до звуковой. В горловине камеры смешения завершается выравнивание значений параметров смеси, а в расширяющемся выходном диффузоре происходит дальнейший переход кинетической энергии струи в потенциальную, что сопровождается уменьшением

скорости и увеличением давления смеси до выходного давления [34-36,73-76]. Именно на основе этих работ и составлена математическая модель эжектора.

2.2.2. Математическая модель многоступенчатого пароэжекторного насоса

В программном обеспечении CHEMCAD отсутствует модуль, который моделирует процессы, происходящие в паровых (газовых) эжекторах. Однако, с помощью набора модулей, входящих в базу данных программы и их специфицирования по определенным алгоритмам, возможно синтезировать расчетную модель, которая наиболее полно опишет паровой эжектор. Для этой цели эжектор был разделен на три части (сопло, камера смешения и диффузор), а газодинамические процессы в этих элементах рассчитывались с использованием модулей MIXE (аппараты 7, 8, 9) и Valve (VALV) (аппараты 18, 19, 20). При этом модули MIXE моделировали сопло и камеру смешения ПЭ, а модули VALV -выходной диффузор [77]. Общий подход к моделированию устройства представлен в [26, 105]. Данная модель использует следующие допущения:

1) Рабочий пар расширяется в сопле изоэнтропно. Откачиваемый газ также изотропен.

2) Рабочий пар и откачиваемая смесь в эжекторе насыщены и имеют невысокую скорость.

3) Скорость смешанного потока, покидающего эжектор, низка.

4) Рабочий пар и откачиваемая смесь рассматриваются как идеальный газ с постоянной удельной теплоемкостью (ср) и постоянным показателем адиабаты (у).

5) Смешение рабочего пара и откачиваемой смеси в камере смешения проводится при постоянном давлении в сечении 4.

6) Показатель адиабаты изменяется незначительно.

7) Уравнения полностью описывают поведения пара и газа.

8) Продольные геометрические размеры эжектора определяются соотношениями подобия, что позволяет связать их с диаметрами соответствующих сечения [36].

При моделировании эжектор разделен на три части: сопло, камера смешения и диффузор (см. рис. 2.6). Давление и температура на срезе сопла определяется по соотношениям (2.23) и (2.24):

Р

1 + ^. м2

у

у-1

(2.23)

Т1 = 1 + ^ • М2 Т 2

(2.24)

Основное соотношение, использованное при моделировании эжектора:

А А

С >

л1 + У10

1 +

71 -1

М2

У1 +1 71 -1

(2.25)

М2

Давление на выходе из сопла рассчитывается по соотношению (3.26):

Р2 =

Р

У1 -1. м22 +1

2Пс

У1

У1 -1

(2.26)

Температура на выходе из сопла рассчитывается по соотношению (2.27), а скорость звука на срезе сопла - по (2.28):

т

т __ч_

2 1 + . м22

2Пс

(2.27)

С2 =л171 • ^2

(2.28)

Фактическая скорость потока (сечение 2) определяется как:

V = с2 м 2

(2.29)

Число Маха до смешения активного и эжектируемого потоков в сопле выражено формулой:

Мп2 =

/2-1

2 { Р^ /2

V - 1

/ -1 Р К1 2 0

(2.30)

В общем случае, для получения критического числа Маха в любом сечении, можно использовать следующее соотношение:

м * =

м?(г +1)

м?(г-1) + 2

(2.31)

Если учитывать уравнение (2.30), то критическое число Маха на срезе сопла рассчитывается по формуле:

2

2

м* =

М 22(Г2 + 1)

М22(Г2 -1) + 2

(2.32)

По определению, соотношение для коэффициента эжекции определяется уравнением (2.33), а критическое число Маха движущегося пара на выходе из сопла до смешения с инжектируемым паром, определяется условием (2.34):

т„

w =

т,

(2.33)

м* =

V

м 2(п +1)

м1(71 -1) + 2

(2.34)

При моделировании процесса смешения проводится решение уравнения неразрывности в сочетании с уравнениями движения и уравнениями энергии, которые могут быть объединены в следующие соотношения для расчета критического числа Маха и числа Маха в диффузоре:

Т

(2.35)

М2 + wMV2^

М4 =

М 4 =

42 • М 4

г

(1 + w)

1 + w:

Т

Т

4(Гъ+1) - М ;2(Гз -1) (2.36)

10

Для расчета процесса смешения активного и эжектируемого потоков перед выхлопом из камеры смешения используется соотношение (2.37), а числа Маха на входе и выходе из диффузора - уравнения (2.38) и (2.39):

т =

4

т

1 + м 42

(2.37)

2

М 5 =

м 4 +

Гз -1

Гз -1

(2.38)

М2 -1

м3 =

м; +

Уъ -1

_2Тз Уз -1

(2.39)

-м1 -1

Для расчета температуры и давления на входе в диффузор используются соотношения:

2

2

т =■

13

т

\+

У\ -1 2

М'

(2.40)

Р =

Р

1 +

/з -1 2

М ^

/з

(2.41)

Скорость звука и фактический расход газа определяются по следующим зависимостям:

Сз =7/з ■ л.з'.З (2.42) с4 (2.43)

V = см 3

(2.44)

У4 = С 4М 4

(2.45)

Температура и давление на выходе из диффузора рассчитываются следующим образом:

Т =

1 + М 42 2 4

1+^ м 5 2 5

(2.46)

Р =

1 + Уъ • М 4 р

1+Уъ • М 5 4

(2.47)

Для расчета выходного давления из эжектора использованы соотношения:

1 (

\ 2

(1 + и>)

1 + Щ ■

Т

Т

-Л"

(р л 2 1} 1 - (р л 2 Уз

VР6 0 V рб 0

V 0

(2.48)

100

71 +1

Уз-1

1 -

1

> 2

7з +1

Рб = Р51 tfd • ^ • М + 7

Уз Уз-7

Расход выходного потока из эжектора составит:

т6 = т1 + ту

(2.49)

(2.50)

В уравнениях (2.22) ^ (2.50) использованы: