Моделирование процесса нефтнгазового конденсата в тарельчатой ректификационной колонне

Г. С. Дьяконов, А. В. Клинов, А. В. Малыгин МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА СТАБИЛИЗАЦИИ НЕФТЕГАЗОВОГО КОНДЕНСАТА В ТАРЕЛЬЧАТОЙ РЕКТИФИКАЦИОННОЙ КОЛОННЕ

Проведены расчеты процесса разделения нефтегазового конденсата в ректификационной тарельчатой колонне К-701 установки стабилизации конденсата на Сургутском ЗСК и определены режимы ведения технологического процесса на данной колонне при увеличенной нагрузке по питанию, при сохранении качества получаемых продуктов.

Объектом исследования в данной работе является ректификационная колонна с тарельчатыми контактными элементами К-701 установки стабилизации нефтегазового конденсата УСК-2 Сургутского ЗСК (рис.1). На колонне стабилизации из нефтегазового конденсата (НГК) выделяют широкую фракцию легких углеводородов (ШФЛУ) и стабильный конденсат (СК), который направляется на установку моторных топлив.

Стабилизатор представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат переменного сечения, внутри которого расположены 38 массообменных ситчатых тарелок с перекрестным сливом. В верхней части колонны - 19 четырехпоточных тарелок диаметром 2600 мм (рис. 2), в нижней части - стабилизационной - 19 шестипоточных, диаметром 3200 мм. Процесс ректификации происходит при давлении 0.6-1.4 МПа и температуре: куба - не более 250 °С, верха - не более 150 °С.

Питание колонны представляет собой смесь из 36 компонентов, первые 7 индивидуальные углеводороды, а остальные - углеводородные фракции, разбитые по температурам кипения с интервалом 10 0С. Состав питания приведен в таблице 1.

НГК смесь поступает в среднюю часть стабилизатора (рис. 1). Пары ШФЛУ с верха колонны направляются в воздушные холодильники, где охлаждаются, конденсируются и поступают в емкость орошения. Вывод несконденсированных газов осуществляется в факельную линию, либо на Сургутский газоперерабатывающий завод. ШФЛУ из флегмовой емкости насосом откачивается в резервуарный парк. Часть ШФЛУ из емкости поступает в стабилизатор в качестве холодного орошения для регулирования температуры верха колонны. Из куба стабилизатора выводится стабильный конденсата с температурой до 250°С, который последовательно проходит межтрубное пространство теплообменников-рекуператоров, где отдает тепло НГК смеси и выводится после доохлаждения с установки. Подвод тепла в куб стабилизатора производится циркуляцией части кубовой жидкости через огневой подогреватель, которая возвращается в колонну в виде «горячей струи».

В настоящее время существует множество методик расчета ректификационных колонн, и их точность в значительной мере определяется достоверностью сведений о термодинамических и теплофизических свойствах разделяемых смесей. Для их определения широко применяются различные эмпирические и полуэмпирические модели. Причем для определения разных термодинамических характеристик используются разные модели, зачастую не имеющие общих основ и к тому же имеющие ограничения, как по области применения, так и по веществам для которых они могут быть использованы.

В этой связи весьма актуальным является разработка теоретических подходов для определения термодинамических характеристик, необходимых при моделировании процессов разделения многокомпонентных систем. В работе для решения данной задачи использовался метод интегральных уравнений (ИУ) для частичных функций распределения, в рамках которого можно проводить расчеты различных термодинамических характеристик и условий фазовых равновесий веществ и их смесей во всей области газожидкофазного состояния, включая фазовые границы, используя только информацию о потенциале взаимодействия между атомами и молекулами компонентов [1].

Межмолекулярные взаимодействия многоатомных молекул, таких как углеводороды, зависят от межмолекулярного расстояния и от пространственной ориентации молекул, что делает данный метод трудоемким в вычислительном плане. Поэтому в данной работе межмолекулярное взаимодействие между углеводородами и нефтяными фракциями моделировалось на основе центрального потенциала межмолекулярного взаимодействия, в этом

Рис. 2 - Четырех поточная ситчатая тарелка верхней части колонны К-701

Компоненты НГК Масс. доли

СН4 0.0018

С2Н6 0.0104

СэНе 0.0991

ІС4Н10 0.0606

0 I 4 С 0.0821

ІС5Н12 0.0538

2 I 5 С 0.047

40-50 0.01535

50-60 0.01535

60-70 0.0373

70-80 0.0386

80-90 0.0454

90-100 0.0519

100-110 0.0422

110-120 0.0381

120-130 0.035

130-140 0.0293

140-150 0.0243

150-160 0.0215

160-170 0.0184

170-180 0.0155

180-190 0.0135

190-200 0.0115

200-210 0.0096

210-220 0.009

220-230 0.0087

230-240 0.0081

240-250 0.0078

250-260 0.0078

260-270 0.0077

270-280 0.0075

280-290 0.0073

290-300 0.007

300-320 0.0213

320-340 0.0199

340-360 0.0703

случае все парные корреляционные функции будут зависеть от одной переменной - меж-молекулярного расстояния.

В качестве центрально потенциала использовался модельный сферически-симметричный потенциал Леннард-Джонса (ЛД):

ч6 >

V а- V2

О-

ЧГ У

ГО-\

О-

ЧГУ

где е и о - параметры потенциала взаимодействия, Г - межмолекулярное расстояние.

Для описания реальных веществ на основе потенциала ЛД необходимо идентифицировать его параметры. В работе для описания термодинамических характеристик и условий фазового равновесия н-алканов использовались параметры, определенные в работе [2], для углеводородных фракций - в работе [3] и их обобщение для многокомпонентных смесей [4].

Особенностью колонны К-701 являются установленные в ней многопоточные тарельчатые контактные элементы, которые сконструированы специально для организации на тарелке эффективного перемешивания по жидкой фазы. Это достигается перекрестной установкой тарелок, что позволяет организовать движение жидкости по пути, длина которого обычно принимается за одну ячейку идеального смешения в колоннах диаметром более 600 мм с ситчатыми, колпачковыми и клапанными тарелками [5]. Поэтому исходя из специфической конструкции тарелок и способа их установки в колонне, было предложено рассматривать тарелку как одну ячейку, что позволило существенно сократить объем вычислений при расчете колонны.

Кроме того, исходя из данных особенностей тарельчатых контактных элементов для жидкой фазы была выбрана модель идеального смешения, а для паровой фазы модель идеального вытеснения. Таким образом, математическая модель процесса массообмена на тарелке описывалась следующей системой уравнений:

_ Л

/і , о.,і і „к , о.,к йу|

1_х| + Оу| = 1_хк + Сук

К!

ОИд

где 1_ и О мольные расходы жидкой и паровой фазы по высоте колонны; х, у мольные концентрации компонента І соответственно в жидкой и паровой фазах; верхние индексы н и к обозначают входные и выходные концентрации в ячейке; г - ось направленная перпендикулярно поверхности барботажного слоя на тарелке; Э0 - рабочее сечение тарелки; Ид -

высота барботажного слоя на тарелке [м]; у*(Х|) - концентрация компонента і в паровой

фазе, равновесная с жидкой фазой;

ку

- матрица коэффициентов массопередачи, отне-

сенная к площади рабочего сечения контактного устройства, которая запишется следующим образом:

К

1

1 [Мг

>у; >Х"

где

матрицы коэффициентов массоотдачи отнесенные к единице рабочей

площади тарелки; т - матрица коэффициентов распределения, элементы которой опреде-

ляются следующим образом [6]:

а;

тіі =

т-1

1 + I (а] -1)X] ]=1

а; (а; - 1)X;

т-1

1 + I (а] - 1)х] ]=1

4)

ту

а; (ау - 1)X;

т-1

1 + I (ау-1)х] ]=1

где а - коэффициенты относительной летучести а; = к;/кт , к - константа равновесия к; = У|/х;.

Для определения матриц коэффициентов массоотдачи использовались следующие выражения, обобщенные на многокомпонентный случай [7]:

РХ1 = Ах [Эх ]

0.5.

ру

= А,

О,

0.5

где [Ох], [Оу] - матрицы коэффициентов диффузии в жидкой и паровой фазах соответственно, необходимо отметить, что их расчет проводился на основе теории интегральных уравнений для частичных функций распределения по методике разработанной в [8-10]. В этих расчетах также использовался потенциал ЛД, с параметрами которые использовались для описания парожидкостного равновесия. Коэффициенты Ах, Ау, которые учитывают гидродинамическую обстановку и характеристики контактного устройства [5]:

Ах = 6.24 • 10

5

/ у л0 5

1 -8

ту

ч0.5

Ау = 6.24 • 105РС

л0.5

V 8 у

ту+т х

ту

т у + т х

ч0.5

где Рс - свободное сечение тарелки [%]; юд = ю- 0.785Ь2 /Бд - скорость пара в рабочем сечении тарелки [м/с]; Ь - диаметр колонны [м]; Бт - рабочее сечение тарелки [м2]; Ио - высота

2

2

светлого слоя жидкости на тарелке [м]; и - плотность орошения [м /(м сек)]; Дх, Ду -

вязкость жидкости и пара соответственно [мПасек].

Формальное решение системы уравнений (2) для каждой тарелки будет иметь следующий вид:

ik , к

x' = (lXk + Gyk - Gy' )/L

y - exp

So

G

Kf

Для расчета ректификационной колонны использовался метод «от тарелки к тарелке», который проводился от концов колонны к тарелке питания. Исходными данными для расчета являются: число реальных тарелок в верхней и нижней секции колонны и номер тарелки питания; состав и расход питания; состав и доля отбора дистиллята, который будет использоваться в качестве первого приближения; доля отбора сбросного газа, давление в колонне и в парциальном дефлегматоре.

Для проверки адекватности предложенной математической модели процесса разделения многокомпонентных углеводородных смесей были проведены сравнения результатов расчета с промышленными данными. В таблице 2 приведены результаты расчетов моделирования колонны К-701 при нагрузке по питанию 200 м3/час, в сравнение с данными промышленного эксперимента, полученные с помощью хроматографического анализа. Как видно из таблицы, разработанная математической модель процесса разделения многокомпонентных углеводородных систем в тарельчатой ректификационной колонне позволяет, с приемлемой для инженерных расчетов точностью, описывать процесс стабилизации НГК.

Таблица 2 - Сравнение с промышленным экспериментом для колонны К-701

k

*

Состав ШФЛУ масс. доли % Промышленные данные Расчет Расхождение, %

Z CH4, С2Н6 2.4 2.9 19.92

C3H8 30.90 30.01 2.88

Z C4 48.63 45.1 7.26

изо-С5Н12 10.92 13.35 22.25

С5Н12 6.92 7.21 4.19

Целью работы было использование разработанной модели описания процесса разделения многокомпонентных углеводородных систем в тарельчатой ректификационной колонне для прогнозирования работы колонного оборудования установки стабилизации при увеличенной нагрузке по питанию. Требовалось определить режимы ведения технологического процесса стабилизации НГК с целью получения продуктов разделения: широкой фракции легких углеводородов и стабильного конденсата требуемого качества (таблица 3). Состав питания поступающего в колонну приведен в таблице 1.

Таблица 3 - Требования технического задания к продуктам стабилизации ПІ К" в колонне К-701

Наименование Требования

СК

І-С5 не более 2% мас.

ШФЛУ

І-С5 8 11% мас.

п-С5 не более 6% мас.

С6+ не более 2% мас.

Рис. 3 - Зависимость концентраций ключевых компонентов продуктов разделения НГК в колонне К-701 от флегмового числа

Процесс подбора рациональных режимов работы колонны проводился по следующей схеме: для заданного расхода питания и отбора ШФЛУ выбирался расхода сбросного газа. Для заданных расходов проводилась серия расчетов с различными значениями флег-мового числа, диапазон изменений флегмового числа составлял 0.6^ 1.5. На основе проведенных расчетов определялась диапазон значений флегмового числа, который бы обеспечивал, при заданных значениях расходов основных потоков, получение продуктов разделения требуемого качества (табл. 3).

На рисунке 3 приведены результаты расчета режимов работы колонны К-701 при увеличено нагрузке по питанию 320м3/час (Р=214 т/час), расход ШФЛУ й = 0.32Р, расход СГ Э = 0.05 й. Пунктирными линиями ограничен диапазон допустимых изменений флегмового числа, на котором обеспечивается требуемое качество получаемых продуктов (таб. 3).

Таким образом, в данной работе предложена математическая модель процесса разделения многокомпонентной смеси углеводородов в тарельчатой ректификационной колоне, в которой все необходимые для моделирования термодинамические характеристики, коэффициенты молекулярного переноса определяются на основе потенциалов межмолеку-лярного взаимодействия. На основе разработанной модели были проведены расчеты тарельчатой ректификационной колонны К-701 при повышенной нагрузке по питанию и определены режимы ведения процесса стабилизации НГК при соблюдении необходимых требований к качеству получаемых продуктов: стабильному конденсату и широкой фракции углеводородов.

Работа выполнена при поддержке Академии наук Республики Татарстан, грант № 07-7.5-210.

Литература

1. Клинов А.В., Дьяконов Г.С., Дьяконов С.Г. // Журнал физ. химии. 2004. Т.78. №4. С. 602-608.

2. Г.С.Дьяконов, А.В.Клинов, А.В.Малыгин // Вестник Казанского технол. ун-та. 2002. №.1-2. С.355-368.

3. Г.С.Дьяконов, А.В.Клинов, А.В.Малыгин Х.Н.Ясавеев// Вестник Казанского технол. унта. 2002. №1-2. С.368-374.

4. Г.С.Дьяконов, А.В.Клинов, А.В.Малыгин // Вестник Казанского технол. ун-та. 2003. №2. С.314-322.

5. Борисов Г.С., Брыков В.П., Дытнерский Ю.И. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии. - М.: Химия. 1991. - 496 с.

6. Александров И.А. Массопередача при ректификации и абсорбции многокомпонентных смесей. - Л.: Химия. 1975.320 с.

7. Холпанов Л.П., Шкадов В.Я. Гидродинамика и тепломассообмен с поверхностью раздела.- М.:Наука, 1990. - 271с.

8. Г.С.Дьяконов, А.В.Клинов, В.В.Никешин, Х.Н.Ясавеев // Тепломассобменные процессы и аппараты химической технологии: Межвуз. сб. науч. тр.; КГТУ Казань. 2001. С.108-120.

9. Г.С.Дьяконов, Х.Н.Ясавеев, А.В.Клинов, В.В.Никешин // Вестник Казанского технол. унта. 2002. №1-2. С.375

10. Дьяконов С.Г., Разинов А.И. // ЖТФ. 1980. Т.50. №9. С.1948-1954.

© Г. С. Дьяконов - д-р хим. наук, проф., зав. каф. процессы и аппараты химической технологии КГТУ, проректор КГТУ; А. В. Клинов - канд. техн. наук, доцент той же кафедры; А. В. Малыгин - канд. техн. наук, асс. той же кафедры.