Proiect la disciplina: TEHNOLOGIA DISTILARII PETROLULUI

Tema proiectului: Elaborarea anteproiectului tehnologic al unei instalatii de distilare atmosferica

Date de proiectare

1.     Tipul titeiului si caracteristicile diferitelor fractiuni : T4

2.     Produsul obtinut in cantitate maxima: Motorina

3.     Capacitatea instalatiei de DA : 3,2*10 t/an

4.     Temperatura de intrare a titeiului in instalatie: 220 ^oC

5.     Temperatura apei de racire : C

6.     Temperatura si presiunea aburului: C, 7 atm.

7.     Combustibilul folosit la cuptoare: combustibil lichid - pacura.

Se cere:

1.     Calculul continutului potential de produse albe

2.     Stabilirea proprietatilor fizico-chimice medii ale produselor din DA

3.     Alegerea schemei tehnologice (tipul de coloana,stripere etc)

4.     Calculul sistemului de fractionare.

4.1 Alegerea pe baza datelor din literatura, numarului de talere necesare in coloana.

4.2 Stabilirea profilului presiunilor din coloana

4.3 Calculul temperaturilor din coloana

5.     Cantitatea de apa de racire din condensatorul de la varful coloanei.

6.     Sarcina termica a cuptorului tubular

7.     Bilantul material si termic pe instalatie.

8.     Dimensionarea tehnologica a coloanei de DA

8.1 Calculul diametrului coloanei

8.1 Calculul inaltimii coloanei

9.     Descrierea procesului tehnologic, a controluui fabricatiei, a masurilor de protectie a muncii, consumuri si consideratiuni economice.

10.  Schema generala a instalatiei, inclusiv automatizarea procesului.

11.  Bibliografie

Data eliberarii temei: 01.03.2010

Termenul pentru predarea proiectului: 20.05.2010

CARACTERISTICI ALE TITEIULUI:

Titei tip T4

=0,870

% sulf = 1,54

Temperatura initiala de distilare : 30 C

Curba randament-densitate

1. CALCULAREA CONTINUTULUI DE PRODUSE ALBE

Potentialul de produse albe reprezinta procentul maxim de produse de o anumita calitate ce se obtine dintr-un anumit titei supus distilarii.

Ca metoda de calcul a potentialului de produse albe se alege metoda ce utilizeaza drept criteriu de separare, temperaturile finale pe curbele STAS ale produselor si decalajele pe curbele STAS intre produsele fractionate. Calculul urmeaza succesiunea:

1. Se traseaza curba PRF a titeiului ce coreleaza temperatura de fierbere cu procentele volum distilate (din datele de proiectare).
2. Se stabilesc limitele de distilare pe curba STAS pentru produse ce urmeaza a fi obtinute.

3. Se stabilesc decalajele pe curba STAS intre produsele vecine. Decalajul este o apreciere a gradului de separare intre fractiuni si reprezinta diferenta intre temperatura la care distila 5% vol produs greu si temperatura la care distila 95% produs usor pe curba STAS.

d_STASBz us-Bz gr =15                                 

d_STASBz gr-Pet =20

d_STASPet-Mot=5

4. Transformarea decalajului pe curba STAS in decelaj pe curba PRF se realizeaza cu ajutorul unui grafic de corelare. Pe curba PRF decalajul negativ intre doua fractiuni denumeste suprapunere si reprezinta temperatura la care distila 100 % produs usor minus temperatura la care distila 0 % produs greu pe curbele PRF.

d_PRFBz us-Bz gr=52,5

d_PRFBz gr-Pet=37,5

d_PRFPet-Mot=54

5. Se coreleaza temperatura la 100 % distillate pe curba STAS cu temperatura la 100 % pe curba PRF.

6.Se calculeaza temperatura de taiere intre produsul usor si greu cu relatia:

t_t(PU-PG) = (t_100%PU+t_100%PG)/2

t_{t(Bz us-Bz gr)}= 118,75

t_{t(Bz gr-Pet)}= 191,5

t_t(Pet-Mot)=268

7.Se calculeaza temperatura initiala pe curba PRF a produsului usor cu relatia:

t_0%PG = t_100%PU-S _PRF(PU-PG)

t_0%BG = t_100%BU-S _PRF(BU-BG)=145-52,5=92,5

t_0%P = t_100%BG-S _PRF(BG-P)=210-37,5=172,5

t_0%M = t_100%P-S _PRF(P-M)=295-54=241

8.Din curba PRF a titeiului in functie de temperatura de taiere se citeste % volum cumulat de produse distillate.

%vol D4=8,0%

%vol D3=18,3%

%vol D2=32,5%

%vol D1=53%

9.Se determina potentialul de produse.

Bz us : 8,0%

Bz gr : 18,3-8=10,3%

Pet 32,5-18,3=14,2%

Mot : 53-32,5=20,5%

TABEL POTENTIAL DE PRODUSE ALBE

2.Calculul proprietatilor medii ale produselor

2.1 Tabelul proprietatlor medii ale produselor

M=44,29 - /1,03 -

2.2Bilantul material al coloanei de Da

=0,9952*+0,00806

% gr= (kg/h*D_i/ kg/h titei)*100

Kmol/h= kg/h/ M

2.3 Curbele prf si ve pentru produse

benzina usoara

Obs :Curbele caracteristice pentru pentru produsele albe sunt prezentate in anexa

benzina grea

Obs :Curbele caracteristice pentru pentru produsele albe sunt prezentate in anexa

PETROL

Obs :Curbele caracteristice pentru pentru produsele albe sunt prezentate in anexa

MOTORINA

Obs :Curbele caracteristice pentru pentru produsele albe sunt prezentate in anexa

3. Alegerea schemei tehnologice a instalatiei

Utilajele principale ale instalatiei de distilare atmosferica sunt:

• Coloana de fractionare
• Cuptorul tubular
• Aparatura de condensare si schimb de caldura
• Stripere
• Pompe

S-a ales coloana de tip "U" pentru calculul tehnologic.

La acest tip de coloana preluarea caldurii cedata de produsele petroliere pentru a se raci de la temperatura de intrare pana la temperatura de iesire din coloana se realizeaza cu un reflux rece introdus deasupra primului taler de la varful coloanei.

Alimentarea coloanei se face cu titei partial vaporizat in zona de vaporizare, iar produsele laterale ce se extrag de pe talere in stare lichida sunt trecute prin stripere in care se elimina produsele usoare antrenate la scoaterea fractiunii din coloana .

Fractia usoara eliminata prin stripere se reintroduce in coloana cu un taler mai sus decat talerul de extragere, iar produsele stripate dupa ce fac shimb de caldura cu titeiul sunt racite si trimise la rezervoare. Din zona de stripare a coloanei se obtine pacura.

La coloana de tip "U" debitele de lichid (reflux) si vapori prin coloana creste considerabil de la baza spre varf, ceea ce determina dimensionarea coloanei pe baza debitelor existente la varful coloanei; aceasta conduce la un diametru mai mare pentru acest tip de coloana decat pentru tipul "A" sau "R".

4. Calculul sistemului de fractionare

4.1 Alegerea pe baza datelor din literatura a numarului de talere necesare in coloana.

Datorita dificultatilor determinarii numarului de talere pentru distilarea unei materii prime complexe precum titeiul alegerea numarului de talere se face pe baza datelor practice din literatura. Majoritatea coloanelor de distilare atmosferica au de la 25 la 35 de talere intre zona de vaporizare si varful coloanei.

TABEL CU ALEGEREA NUMARULUI DE TALERE:

4.2 Calculul presiunilor in coloana

Calculul presiunilor in coloana in punctele cheie din coloana se face pe baza datelor din literatura conform schemei urmatoare.

Fig.1 Presiunile in coloana

TABEL: PRESIUNI IN COLOANA

Π_VR=760+(10-50)mm col Hg

Π_VC= Π_VR+(250-350)mm col Hg

Π_Di= Π_VC+N_ti*Δ_pmm col Hg

Π_zv= Π_VC+N_tB* Δ_pmm col Hg

Π_B= Π_zv+ N_tB Δ_pmm col Hg

Π_ec= Π_zv+(150-250)mm col Hg

TRASAREA CURBELOR VE ALE TITEIULUI LA SI :

t 50% VE = 350sC la = 1360 mmHg

t 50% VE =370 sC la = 1596 mmHg

Curbele VE_titei la zv, respectiv ec sunt prezentate in anexa .

4.3 Calculul temperaturilor in coloana

4.3.1 Calculul temperaturii la intrare in zona de vaporizare t_izv

Fig. 2 Bilant termic pentru calculul temperaturilor in baza coloanei

Bilant material in baza coloanei

Temperatura la intrare in zona de vaporizare Tizv se obtine din curbe VE titei trasata la zv, t_izv corespunde procentului V'.

d_Lo =>graFic

B'=B/1-S_F-L_o

S_F=21%=0,21

V'=100-B'

V_S=L_ezv*S_F=13,90

d_B'=F*d_F-V'*d_v'/B'

d_Lezv= B'*d_B'+L_o*d_Lo/ L_ezv

d_Vs= Lezv*d_Lezv-B*d_B

t_izv = 325˚C

Pzv = 1360 mm Hg

V' = 42,51 (V' a fost determinat anterior)

4.3.2 Calculul temperaturii la iesire din cuptor

presupunem t_ec = t_izv+2˚C; t_ec = 325+2= 327˚C

Q_izv=Q_V'+Q_B'=G_V'*H_tizv+G_B'*h_tizv

H_tizv=246,09 kcal/kg

h_tizv=181,34 kcal/kg

Q_izv=82786863,88 kcal/kg

f(π_ec,t_ec) =>V_ec=35,00%

B_ec=65,00%

H_tec=242,06 kcal/kg

h_tec=186,89 kcal/kg

Q_ec=G_Vec*H_tec+G_Bec*h_tec

Q_ec-Q_izv/0,5G_F=±0,5˚C

Q_ec-Q_izv/0,5*400000=-1

Deci temperatura la iesire din cuptor este 327˚C.

4.3.3 Calculul temperaturii in baza coloanei t_b

Temperatura din baza coloanei, t_b , s-a determinat printr-un bilant termic pe contur deasupra talerului 4 din figura 6, conform algoritmului din indrumar

Total intrari =49769768,97

Total iesiri=49769089,49

t_{B calculat}=304,94˚C

t_{B presupus}=305 ˚C

T_b=t_izv-(10-20)=325-20=305

T_Lo=t_izv-10˚C=315

T₄=t_izv-t_izv- t_izv-t_B/4=320

P=1360/760=1,79 atm

I_ABe=3114,2-0,79(3114,2-3112,2)=3112,62=743,29

H_tB Q_i-Q_e/G_B=164,36 Kcal/mol

0,000405t²+0,403t-164,36*√0.9304=0

Δ=0,403²+4*0,000405*158,34=0,42

√Δ=0,65

T_1,2=-0,403+0,65/2*0,000405=304,94˚C

t₅=315 ˚C

t₄=320 ˚C

Deci temperatura in baza coloanei este de 305 sC

4.3.4 Calculul temperaturii la iesire din zona de vaporizare t_ezv

Temperatura in zona de vaporizare a coloanei se determina prin bilant termic pe contur I figura 6, conform algoritmului din indrumar

Total intrari=51228977,49

T_zv=t_izv-(1-2)=325-1=324˚C

D_vezv=dv'-V'+d_Vs*V_s/V_Hezv

0,00014t²+0,109t-100,27=0

Δ=0,04=0,20

T_1,2=-0,109+0,20/2*0,00014=325 t_pp este corect

4.3.5 Bilantul material pe stripere si proprietatile produselor la iesire din stripere

R_AB=28,5 Kg abur/m³produs stripat

D_1'=D₁/1-S_F

4.3.6 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a motorinei t_D1

Temperatura t_D1 a fost calculata conform algoritmului din indrumar. Rezultatele obtinute sunt prezentate in tabelul urmator:

Fig. 3 Bilant termic pentru calculul temperaturii pe talerul de extragere a motorinei t_D1

Grafic t_{D1aproximativ}=270 sC

t_D2presupus=200 sC

TOTAL:Q_i=92340262,99 342,19kmol/h abur

Q_e=62351033,74

t_0%D1'=272 sC din grafic I8 t_D1'aproximativ=270 sC

t_0%D2'=197 sC din grafic I8 t_D2'aproximativ=200 sC

t_LVS1=-270-205/5+270=257

p_Δ1=1298/760=1,71atm

i_Abe=3014,0-0,71*(3014,0-3011,1)=3011,94=719,25Kcal/Kg

H₂₇₀=206,59Kcal/Kg

h₂₅₇=138,36Kcal/Kg

G_RD1+1=Q_i-Q_e/H₂₇₀-h₂₅₇=439531,43

Q_RD1+1 Q_i-Q_e=29989229,25

n_RD1+1=G_RD1+1/M_D1=1431,70 kmol/h

p_Δ1=1298*(1431,70/1431,70+217,97+188,96+342,19)=852,13 mm col Hg

din AZNAI => t_D1calc=272 sC =>t_propus=270 sC e corect

4.3.7 Calculul temperaturii in baza striperului t_2D1

Calculele au fost efectuate conform algoritmului din indrumar.

S_F=0,31

Grafic I.5=>Δt_aproximativ=30sC

t_D1-t_AB=270-290=-20 sC

grafic I.6=> Δt_aproximativ-Δt_real=-2 sC => Δt_real=32 sC

t₄=t_D1-Δt_real/4=262,0 sC

t_{2D1 presupus}=t_D1-Δt_real=270-32=238 sC

Fig. 4 Calculul temperaturii in baza striperelor

Verificarea temperaturii presupuse s-a facut prin bilant termic pe conturul I.

1atm i_Aie=2998,08

2atm i_Abe=2994,94 i_Abe^1,71atm=2995,59=715,34

h_t2D1=Q_i-Q_e/G_D1=123,46

h_t2D1=0,403t+0,000405t²/√

0,000405t²+0,403t-123,46√0,8888=0

Δ=0,35=>Δ=0,595

t_2D1=-0,403+0,595/2*0,000405=237,04

t_2D1calc=237,04 sC => t_2D1presupus=238 sC e coect

4.3.8 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului t_D2

Temperatura t_D2 a fost calculata conform algoritmului din indrumar. Rezultatele obtinute sunt prezentate in tabelul urmator:

Grafic t_{D2aproximativ}=202sC

t_D2presupus=200 sC

Fig. 5 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a petrolului

Verificarea temperaturii presupuse s-a facut prin bilant termic pe conturul I.

t_0%D2'=197 sC =>t_D2'=200 sC

t_0%D3'=117 sC=>t_D3'=120 sC

Nt_P-BG=8 t_lvs=-200-120/8+200=192 sC

t_D2propus=200

p=1253/760=1,65atm

i_AB=2872,08=685,85 kcal/mol

Q_RD2+1=Q_i-Q_e30476822,23kcal/h

H₂₀₀=172,73kcal/kg

h₁₉₂=101,74kcal/mol

G_RD2+1 Q_RD1+1 H₂₀₀-h₁₉₂=429311,48

n_RD2+1=1960,32kmol/h

P₂ 1253*(1960,32/1960,32+188,96+342,19+149,23)=930,16mm col Hg

din AZNAI t_D2calc=202 sC=>t_D2presupus=200 sC e corect

4.3.9 Calculul temperaturii in baza striperului t_2D2

Calculele au fost efectuate conform algoritmului din indrumar.

S_F=0,24

Grafic I.5=>Δt_aproximativ=28 sC

t_D2-t_AB=200-290=-90 sC

grafic I.6=> Δt_aproximativ-Δt_real=4 sC => Δt_real=26sC

t₄=t_D2-Δt_real/4=193,5sC

t_{2D2 presupus}=t_D2-Δt_real=200-26=174 sC

Verificarea temperaturii presupuse s-a facut prin bilant termic pe conturul I.

P=1,65atm

1atmi_Ab=2862,33

2atmi_AB=2857,34 i_AB^1,65=2859,09 Kcal/kg

H_t2D2=Q_i-Q_e/G_D2=88,64Kcal/kg

0,000405t²+0,403t-88,64*√0,8316=0

D=0,29 =>√D=0,54

t_2D2=-0,43+0,54/2*0,000405=172,14sC=> t_2D2propus=174 e corect

4.3.10 Calculul temperaturii pe talerul de extragere al petrolului

Temperatura t_D3 a fost calculata conform algoritmului din indrumar. Rezultatele obtinute sunt prezentate in tabelul urmator:

Grafic t_D3calculat=121,5sC

t_D3presupus=120 sC

Fig. 6 Calculul temperaturii pe talerul de extragere a benzinei

t_0%D3'=117 sC=>t_D3=120 sC

t_100%D4=104,5 sC=>t_D4=110 sC

t_LVS3=120-10/9=119 sC

t_D3propus=120 sC

p=1171/760=1,54atm

=Q_i-Q_e=35443917,81kcal/h

H₁₂₀=137,86

h₁₁₉=61,65

=465021,23kg/h

n_RD3+1 2801,33kmol/h

P_D3=1171*(2801,33/2801,33+149,23+103,38+342,19)=965,91

din AZNAI=>t_D3calc=121,5 sC=>t_D3presupus=120 sC e corect

4.3.11 Calculul temperaturii in baza striperului t_2D3

Calculele au fost efectuate conform algoritmului din indrumar.

S_F=0,18

Grafic I.5=>Δt_aproximativ=24 sC

t_D3-t_AB=120-290=-170 sC

graphic I.6=> Δt_aproximativ-Δt_real=2 sC => Δt_real=22 sC

t₄=t_D3-Δt_real/4=120-22/4=114,5sC

t_{2D3 presupus}=t_D3-Δt_real=98 sC

Verificarea temperaturii presupuse s-a facut prin bilant termic pe conturul I.

1atm i_Ab=2705,75

2atm i_Ab=480,44 => i_Ab=1504,08=359,17kcal/kg

h_t2D3=Q_i-Q_e/G_D3=50,41kcal/kg

0,00405t²+0,403*t-60,33*√0,7684=0

D=0,243 √D=0,484

t_2D3calculat=-0,403-0,434/2*0,000405=100 sC

t_2D3presupus=98 sC e corect

4.3.12 Calculul temperaturii in virful coloanei t_N

Temperatura t_N a fost calculata conform algoritmului din indrumar. Rezultatele obtinute sunt prezentate in tabelul urmator:

Grafic t_Naproximativ= 112sC

t_Npresupus= 110sC

Fig. 7 Calculul temperaturii in virful coloanei

P=1090/760=1,43atm

i_AB=1735,521=414,44 kcal/kg

H₁₂₀=136,14 kcal/kg h₃₀=14,74 kcal/kg

Q_R=Q_i-Q_e=36704458,63

G_R=Q_R/H₁₂₀-h₃₀=302343,15 kg/h

m_R=2190,89 kmol/h

P_N=1090*(2190,89+188,96)/(210,89+188,96+149,23+103,38+74,99+342,19)=850,60 mm col Hg

f(t_100%D4,P_N) din AZNAI =>t_D4calc=112 sC=>t_D4presupus=110 sC e corect

2. Calculul sarcinii condensatorului din virful coloanei si a cantitatii de apa de racire si condensare

Q_C=Q_i-Q_e=22670664,32 kcal/h

t_i=20 sC

t_e=30 sC

η_c=0.9

G_H2O= Q_i-Q_e/(t_e-t_i)*η_c=2518962,70 kg apa/h=2518,96 m³/h

6. Sarcina termica a cuptorului tubular

Sarcina termica a cuptorului se determina prin bilant termic in jurul cuptorului, conform algoritmului din indrumar.

t_ic=220 sC;

t_ec=327 sC;

V_ic=15, % vol;

L_ic=85 % vol;

d_Vi=0,7485;

d_Li=0,8952;

Q_ic=Q_ec

V_ic=68,97%vol

G_vic=51624,05

G_Lic=348375,95

V_ec=35%

B_ec=65%

h_tec=186,89 kcal/kg

H_tec=242,06 kcal/kg

Q_ic=49640319,99 kcal/h;

Q_ec=82417652 ,65kcal/h;

ΔQ_cuptor= Q_ic-Q_ec=32777332 kcal/h

G_combustibil=kg/h=4600t/h

q=9500

7.bilantul material si termIC PE INSTALATIA DA

7.1BILANTUL MATERIAL PE INSTALATIA

G_F=3200000t/an=3,2*10⁹

Q_Vtitei=400000/870,0=459,77m³/h

7.2Bilantul termic pe coloana

8Dimensionarea coloanei DA

8.1Calculul diametrului

Se va considera pentru dimensionare o coloana de distilare echipata cu talere cu supape Glitsch.

Diametrul coloanei se stabileste pe baza sarcinei maxime de vapori si de lichid din coloanei:

H_tn=136,14 kcal/kg

h_tiR=14,47 kcal/kg

H_tn-1 136,60 kcal/kg

h_tn=58,27 kcal/kg

G_Rn=G_R*(H_tn-h_tir)/H_tn-1-h_tn=468587,49kg/h

p=1,43atm=1,38bar

V_R=G_Rn/d_Dn*3600=0,182m³/h

=19,28 m³/s

M_D4=138kg/kmol

D_v=5,46m³/h

V_c =V =1,69m³/s

B=0,065

C=20,85

D_C=5,19 Adoptam D_C=5,2m

8.2Calculul inaltimii coloanei

Inaltimea coloanei a fost calculata conform algoritmului din indrumar.

Fig. 9 Determinarea inaltimii coloanei

H_I=

h₁=0,5* Dc= 2,6 m;

h₂=(n_tzs-1)*a=25*0,7=17,5m

h₃=3*a=2,1m

h₄=(n_tzs-1)*b=3*0,8=2,4 m

h₅=1-2m=1,5m

h₆=1,19 m

δ_S=7min

H_i=27,29m; Adoptam H=27,3δ m;

9. Descrierea FLUXULUI tehnologic, a controlului fabricatiei, a masurilor de protectia muncii, consumuri si consideratiuni economice.

Norme de protectia muncii si tehnica securitatii

1. Bioxid de sulf

este iritant al cailor respiratorii superioare. In cazul unor concentratii crescute, bioxidul de sulf afecteaza direct aparatul respirator.

inhalat in concentratie mica si repetat exercita o actiune iritanta asupra mucoaselor iar in cantitatii mai mari provoaca raguseala si contractie toracica, bronsita.

In cazul unor durate prelungite de lucru in mediu viciat, apar varsaturi simple sau sanguinolente.

Concentratiile mari produc bronsite acute, lacrimarea ochilor, lacrimare, usturime.

Dizolvarea bioxidului de sulf in saliva si inghitirea acesteia poate duce la gastrita.

Stropirea cu bioxid de sulf lichid provoaca adevarate degeraturi datorita actiunii sale de racire puternica (-5 C). Se iau masuri pentru:

etansarea perfecta a circuitului de gaze;

exploatarea rationala a sistemului de ventilatie si intretinerea in stare corespunzatoare a acestuia;

dotarea obligatorie a tuturor lucratorilor cu mijloace de protectie individuala (masca, ochelari, manusi);

urmarirea dinamica a concentratiei de bioxid de sulf din mediul de lucru;

respectarea normelor de manipulare si conservare a recipientelor ce contin gaz sub presiune;

2. Monoxid de carbon

Se cunoaste o singura modalitate sigura de actiune a monoxidului de carbon si anume blocarea prin complexare a hemoglobinei si formarea carboxihemoglobinei.

In acest fel oxihemoglobina devine inapta pentru transportul oxigenului in organism. Se impiedica astfel oxigenarea creierului care este cel mai usor vulnerabil, creste permeabilitatea capilarelor si tesutului cerebral precum tensiunea intracraniana.

Intoxicatia acuta: se manifesta prin senzatie de tensiune si pulsatie in tample, ameteli. Pielea prezinta o coloratie rosie.

Intoxicatia cronica: astenia este simptomul cel mai intanlit si se concretizeaza prin oboseala.

Se iau urmatoarele masuri:

Depistarea sistematica a acestui gaz constituie prima masura de prevenire tehnica care permite a deduce modul cel mai eficient, individual sau colectiv.

Protectia se poate realiza:

A. Individual prin dotarea cu unul din urmatoarele aparate:

Aparat pentru aducerea aerului curat din afara zonei infectate ;

Aparat izolant cu oxigen;

Aparat pentru retinerea monoxidului de carbon.

B. Colectiv: se realizeaza prin etansarea si controlul instalatiilor pentru producerea manipularea si depozitarea monoxidului de carbon.

Combustia gazelor;

Instruirea muncitorilor asupra pericolului de intoxicare cu monoxid de carbon.

3. Produse petroliere

Din categoria produselor petroliere cele mai toxice pentru organism sunt cele gazoase si cele in stare de vapori.

Asupra organismului are influente asupra sistemului nervos producand cefalee,dureri de cap ameteli iar in concentratii mai mari produce buna dispozitie ,extaz si euforie, producand in final paralizia sistemului nervos si moartea.

S-a constatat ca in timp indelungat produsele petroliere lihide ataca globulele rosii din organism daca acesta este expus o perioada indelungata la actiunea acestor produse.

Pentru preintampinarea efectelor negative exercitate de prezenta produselor petroliere se iau urmatoarele masuri:

Cand concentratia in oxigen este sub 17% obligatoriu vor fi utilizate aparate de protectie a cailor respiratorii;

Cand se formeaza in vase inchise unde se pot degaja primul lucru , gaze toxice in afara de aparate de protectia cailor respiratorii, lucrul va fi supravegheat din afara din afara de doua persoane;

Toate utilajele supuse curatirii si care au vehiculat produse toxice vor fi deschise numai dupa 24h racire, spalare cu apa si aerisire.

La toate utilajele la care se efectueaza lucrari care ar putea pune in libertate gaze toxice se vor lua masuri suplimentare de racire cu apa in timpul lucrului;

Toate utilajele care au vehiculat compusii de sulf vor fi marcate special iar lucrul la aceste utilaje se va executa dupa luarea tuturor masurilor de securitate, instruirea personalului si intocmirea permiselor de executare

Consumuri energetice

Instalatia de DA este una din cele mai mari consumatoare de energie din cadrul unei rafinarii, alaturi de cracarea catalitica.

Solutiile mai noi pentru reducerea consumului global de energie constau in :

Cresterea randamentului cuptoarelor la 88 - 92% prin cresterea gradului de recuperare a caldurii din gazele de ardere si modificarii constructive;

Optimizarea schimbului de caldura pentru cresterea temperaturii de preincalzire a titeiului ;

Realizarea unor aparate consumatoare de energie electrica (pompe, compresoare, racitoare cu aer) cu performante ridicate .

Economia s-ar obtine prin incalzirea fluxului in fiecare etapa pana la temperatura necesara, integrarea completa a schimbului de caldura.

Cheltuielile pentru coloanele suplimentare de distilare, pentru schimbatoarele de caldura si pompe s-ar compensa prin scoaterea cuptorului din sectiunea de distilare atmosferica.

AUTOMATIZAREA INSTALATIEI DE DA

Automatizarea procesului de DA urmareste mentinerea in limite normale a temperaturilor, presiunilor si debitelor diferitelor fluxuri, astfel incat cu un consum minim de energie sa se obtina produse de calitate si in cantitatea specificata.

Mentinerea parametrilor de functionare se realizeaza cu ajutorul buclelor de reglare a temperaturilor , presiunilor si debitelor.

Numarul sistemelor de reglare automata este relativ mare fiind de ordinul 50 - 150 in cadrul unei instalatii, o parte din variabilele procesului fiind numai masurate si eventual controlate , daca nu au iesirii din limitele fixate.

In ultimul timp, indeplinirea functiilor de masura si control al limitelor se face cu ajutorul calculatorului electronic.

De asemenea , stabilirea regimului optim de functionare, in conditiile unor perturbatii legate de calitatea materiei prime, este o problema de actualitate, in conditiile dificultatilor legate de procurarea titeiului si a consumurilor materiale si energetice ce se impun astazi.

Optimizarea procesului avand la baza un calculator electronic, capabil sa analizeze permanent starea parametrilor si sa elaboreze comenzile optime pentru conducerea acestuia este o problema de o deosebita importanta.

Grupul de control foloseste module structurate ierarhic:

Controlul regulator

Controlul calitatii

Energia minima

Optimizarea liniei

Controlul procesului

Planificarea operarii

Se mentioneaza cazul in care conducerea cu calculatorul electronic a condus la cresterea randamentului de distilare, la cresterea energiei recuperate si la pastrarea cat mai constanta a calitatii produselor.

Se estimeaza la mai putin de 3 ani perioada de recuperare a cheltuielilor legate de introducerea calculatorului.

Schema automatizata a instalatiei de DA este prezentata in figura urmatoare.

11. BIBLIOGARFIE

1. Suciu, G., Tunescu, R., Ingineria prelucrarii hidrocarburilor, vol I, Ed. Tehnica, Bucuresti, 1983.

2. Tescan, V., s.a., Tehnologia distilarii petrolului - Lucrari practice, Ploiesti, 1985.

3. Tunescu, R., Tehnologia distilarii titeiului, Ed. Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1979.

4. Tunescu, R., Chimia petrolului si proprietatile fizico-chimice, I.P.G. Ploiesti, 1979.

5. Marinoiu, V., Automatizarea proceselor petrochimice, Editura Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1979.

6. Stratula, C., Fractionarea, principii si metode de calcul, Editura tehnica, Bucuresti, 1977.

7. Onutu, I., Indrumator pentru proiecte de an si de diploma, Partea I, UPG Ploiesti, 2004.