СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ НЕФТЯНЫХ ДИСТИЛЛЯТНЫХ ФРАКЦИЙ Российский патент 2000 года по МПК C10G7/00 C10G7/06 B01J8/16 B01J19/08 

Изобретение относится к способу получения нефтяных дистиллятных фракций, в частности дизельных фракций, и может быть использовано в нефтеперерабатывающей промышленности.

Известен способ получения дизельных фракций, являющихся частью нефтяных дистиллятных фракций, заключающийся в атмосферно-вакуумной перегонке нефти, включающий возврат промежуточной дизельгазойлевой фракции из вакуумной колонны в основную атмосферную колонну.

Недостатком этого способа является то, что наряду с увеличением выхода дизельных фракций он увеличивает энергетические затраты на их производство (Багиров Л. Т. Современные установки первичной перегонки нефти.- М.: Химия, 1974, с. 130).

Известен способ получения дизельных фракций (авт. свид. СССР N 883148 А, 1981), заключающийся в перегонке частично отбензиненной нефти в первой атмосферной колонне, имеющей отпарную и концентрационную секции, с отбором верхнего потока паровой фазы, бокового погона и снизу колонны - остаточной фракции с последующей подачей верхнего погона во вторую атмосферную колонну, остаточной фракции - в вакуумную колонну. Из вакуумной колонны боковым погоном отводят промежуточную фракцию, выкипающую в интервале температур 240 - 490^oC, подают часть ее в жидкой фазе в количестве 2 - 4 вес.% от исходного сырья в верхнюю часть отпарной колонны, направляют в нижнюю часть отпарной колонны паровой поток отпарной секции первой атмосферной колонны, подают полученный при этом продукт верха в паровой фазе вниз второй атмосферной колонны с последующим выводом из нее целевых фракций. В результате происходит увеличение суммарного выхода легких и тяжелых дизельных фракций на 14,88%.

Недостатком этого способа является значительное усложнение технологического процесса за счет введения множества дополнительных технологических цепей за счет необходимости дозированной подачи различных фракций в различные колонны при сравнительно небольшом увеличении выхода дизельных фракций на 14,88%.

Известен способ получения нефтяных дистиллятных фракций, наиболее близкий по сущности к предлагаемому изобретению, взятый нами за прототип. Этот способ заключается в том, что отбензиненную нефть (нефтяной остаток после колонны К1) подают в колонну атмосферной разгонки, где отбираются светлые фракции - бензин, керосин, дизельное топливо. Нефтяной остаток - мазут поступает в колонну вакуумной разгонки, где отбирают вакуумный дистиллят, масляные погоны и гудрон (Эрих В.Н. и др. Химия и технология нефти и газа.- Л.: Химия, 1985, с. 111-116).

Недостатком этого способа является то, что он не обеспечивает высокий выход фракций в диапазоне рабочих температур 140 - 500^oC.

Техническим эффектом изобретения является повышение выхода в процессе перегонки отбензиненной нефти нефтяных дистиллятных фракций.

Сущность изобретения характеризуется следующей совокупностью существенных признаков, обеспечивающих достижение указанного эффекта тем, что отбензиненную нефть (нефтяной остаток после колонны К1) перед подачей в колонну атмосферной разгонки и/или мазута в колонну вакуумной перегонки, согласно изобретению, подвергают комплексной гидромеханической и акустической обработке в роторно-пульсационном акустическом аппарате при градиенте скоростей в радиальных зазорах между ротором и статором qrad V = 4,7•10³ - 1,3•10⁷ с^-1 при частоте вращения ротора роторно-пульсационного акустического аппарата в диапазоне 1000 - 12500 об/мин, интенсивностью акустического поля J = 10²-10⁵ Вт/см², в интервале частот f= 0,01 - 63 кГц, создаваемых дисково-веерно колеблющимися ротором и статором.

Комплексная гидромеханическая и акустическая обработка отбензиненной нефти или мазута приводит к увеличению выхода (отгона) нефтяных фракций за счет изменения дисперсной структуры и дисперсного состава отбензиненной нефти и/или мазута. Воздействие на дисперсные структуры с размерами (диаметром) частиц дисперсной фазы 1 - 50 мкм, что имеет место в нефти, гидромеханическим и акустическим путем одновременно в указанных выше интервалах градиента скорости, частоты вращения ротора роторно-пульсационного акустического аппарата, интенсивности акустического поля и диапазона частот, создаваемого дисково-веерно колеблющимися вращающимися ротором и статором этого аппарата, приводит к диспергированию этих частиц до диаметров порядка 0,2 - 0,03 мкм. Это значительно изменяет свойства дисперсной системы, в частности нефти. Результатом этого изменения является увеличение выхода дистиллятных нефтяных фракций при первичной перегонке.

Существенными отличительными признаками изобретения являются следующие: комплексная гидромеханическая и акустическая обработка отбензиненной нефти и/или мазута в роторно-пульсационном акустическом аппарате перед передачей ее в атмосферную и/или вакуумную колонну соответственно при градиенте скоростей в радиальных зазорах между ротором и статором grad V = 4,7•10³ - 1,3•10⁷ c^-1, при частоте вращения ротора роторно-пульсационного акустического аппарата в диапазоне 1000 - 12500 об/мин, интенсивностью акустического поля J = 10²-10⁵ Вт/см², в интервале частот f = 0,01 - 63,0 кГц, создаваемых дисково-веерно колеблющимися ротором и статором.

Сравнительный анализ предлагаемого изобретения с известными техническими решениями позволяет нам сделать вывод о новизне и соответствии изобретательскому уровню этого технического решения.

На фиг. 1 представлен роторно-пульсационный акустический аппарат, его продольный разрез, в котором осуществляются вышеуказанные режимы комплексного (одновременного) гидромеханического и акустического воздействия на нефтепродукт. На фиг. 2 - сечение А-А фиг. 1. На фиг. 3 - 8 представлены фотографии, полученные с голографического изображения интерферограмм колеблющегося диска ротора роторно-пульсационного акустического аппарата при различных частотах f. На фиг. 9 представлен график распределения интенсивности акустического излучения J роторно-пульсационным акустическим аппаратом по частотам этих излучений. На фиг. 10, 11 схематично представлен процесс диспергирования частиц фазы нефтепродуктов. В таблице 1 представлены значения акустической добротности некоторых конструкционных материалов. На фиг. 12 представлена схема переработки отбензиненной нефти; на таблицах 2, 3, 4 представлены способы получения нефтяных дистиллятных фракций.

Акустическая добротность - это количественная характеристика резонансных свойств, указывающая, во сколько раз амплитуда колебаний при резонансе превышает амплитуду вынужденных колебаний на частоте, много ниже резонансной, при одинаковой амплитуде вынуждающей силы.

Роторно-пульсационный акустический аппарат (РПАА), в котором осуществляется комплексная гидромеханическая и акустическая обработка нефтепродуктов (см. фиг. 1, 2), содержит корпус 1 с входным 2 и выходным 3 патрубками. В корпусе 1 с зазором к нему установлены статоры 4 посредством упругих элементов (лопаток, стоек) 5. На торцах статоров 4, обращенных в противоположную от корпуса 1 сторону, размещены коаксиальные цилиндры 6, в которых выполнены проточные каналы 7. На валу 8 установлен ротор 9 с помощью упругих лопаток 10 и ступицы 11. На торце диска ротора 9 размещены коаксиальные цилиндры 12, в которых выполнены проточные каналы 13. Ротор 9 с коаксиальными цилиндрами 12 и статоры 4 с их коаксиальными цилиндрами 6 выполнены из титана или титановых сплавов, т.к. эти материалы обладают самой высокой акустической добротностью. Индексами "П" и "У" на фиг. 3 - 8 обозначены соответственно пучности и узлы колебаний диска ротора. Пучность это то место колебаний, амплитуда которых максимальная, узел - это место колебаний, амплитуда которого равна нулю. На фиг. 10, 11 позиция 14 - стенка плоскости колеблющегося диска ротора 9, 15 - среда, 16 - частицы дисперсной фазы. 16 и 17- различные включения (газообразные, твердые). На фиг. 10 - диск ротора 9 неподвижен (нет акустических колебаний), на фиг. 11 - диск ротора совершает дисково-веерные колебания различной формы, частоты, амплитуды и интенсивности.

На фиг. 12 представлена схема процесса перегонки отбензиненной нефти в атмосферной и вакуумной колоннах. Поз. 18 подвод отбензиненной нефти, поз. 19 атмосферная колонна, поз. 20 вакуумная колонна, поз. 21 обработанная в РПАА отбензиненная нефть, поз. 22 роторно-пульсационный акустический аппарат РПАА, поз. 23 верхний отбор бензиновой фракции, поз. 24 отбор керосиновой фракции, поз. 25 отбор дизельной фракции, поз. 26 отбор мазута, поз. 27 отбор паровых нефтяных фракций, поз. 28 отбор гудрона, поз. 29 отбор дистиллятных фракций, поз. 30 подвод водяного пара.

Способ осуществляется следующим образом. По магистрали 18 отбензиненная нефть поступает в атмосферную колонну 19 через РПАА (22). Через входной патрубок 2 отбензиненная нефть или мазут поступает в корпус аппарата 1, где под действием насосного эффекта, создаваемого упругими лопатками 10 ротора 9 и боковыми стенками проточных каналов 13 ротора 9, вращающегося вместе со ступицей 11 и валом 8, она движется в радиальном направлении от оси вращения вала 8 на периферию. Двигаясь таким образом, отбензиненная нефть или мазут последовательно проходят ступени "ротор-статор", протекая через проточные каналы 7, выполненные в коаксиальных цилиндрах 6 статоров 5, и проточные каналы 13, выполненные в коаксиальных цилиндрах 12 ротора 9. Здесь отбензиненная нефть или мазут подвергается интенсивному гидромеханическому воздействию со стороны вышеуказанных элементов конструкции ротора 9 и статоров 5. В радиальном зазоре между неподвижными коаксиальных цилиндрами 6 статоров 5 и вращающимися коаксиальными цилиндрами 12 ротора 9 возникает градиент скорости grad V, определяемый как отношение разности линейных скоростей вращающейся боковой поверхности коаксиального цилиндра 12 ротора 9 и невращающейся боковой поверхности коаксиального цилиндра 6 статора 5 на каждой ступени "ротор-статор", отнесенная к величине радиального зазора между коаксиальным цилиндром 12 ротора 9 и коаксиальным цилиндром 6 статора 5 grad V = V_р - V_С/ δ; т.к. V_С = 0, то grad V = V_р/ δ, где grad V - градиент скорости, V_р и V_С - скорость вращения ротора и статора соответственно, δ - радиальный зазор между коаксиальными цилиндрами ротора и статора; V = π n D/60, где n - частота вращения ротора мин^-1, D - диаметр расположения коаксиального цилиндра ротора. Минимальный диаметр коаксиального цилиндра ротора равен 90 мм, максимальный диаметр коаксиального цилиндра ротора равен 350 мм, максимальный боковой зазор между коаксиальными цилиндрами ротора и статора равен 1,0 мм, минимальный зазор - 0,05 мм. Минимальная частота вращения ротора 1000 об/мин (16,666 об/сек), максимальная частота вращения ротора 12500 об/мин (208,33 об/сек), отсюда:
grad V_min = π • 1000 • 90/60•1 = 4,7 • 10³ сек^-1
grad V_max = π • 12500 • 350/60 • 0,05 = 1,3 • 10⁷ сек^-1
Наряду с высоким значениями градиента скорости в радиальном зазоре между ротором и статором в аппарате имеет место течение отбензиненной нефти или мазута при высоких значениях турбулентности ε, что создает благоприятные условия для ее интенсивного перемешивания. Наряду с этим на протекающую отбензиненную нефть или мазут оказывается высокоинтенсивное акустическое воздействие со стороны вращающегося ротора 9, его плоскости и со стороны статоров 5. Это акустическое воздействие возникает в результате дисково-веерных колебаний диска ротора 9, которое через отбензиненную нефть передается статору 5, который, благодаря тому что он установлен в корпусе 1 на упругих элементах 4 с зазором к корпусу 1, также совершает дисково-веерные колебания. Авторами была проведена работа по определению этих колебаний, был выбран метод лазерной интерферометрии, который позволил определить, каким образом колеблется диск ротора 9. На фиг. 3 - 8 представлены некоторые фотографии, сделанные с лазерных интерферограмм. В данном случае частотный интервал ограничен разрешающей способностью фотографического материала (специальных лазерных голографических фотопластин). Наряду с этими исследованиями проводился замер частот f и интенсивностей J-колебаний, излучаемых роторно-пульсационным акустическим аппаратом. Замер проводился шумомером и верхняя граница в 63 кГц определялась только полосой пропускания данного прибора. На фиг. 9 представлена графически зависимость интенсивности акустического излучения по частотам. Эта характеристика является интегральной, т. е. характеризует интенсивность излучения в следующих диапазонах частот 1, 2, 4, 8, 16, 31,5, 63 кГц. На частотах от 1 до 4 кГц эта интенсивность лежит в пределах 10 - 100 кВт/см². На частотах 8, 16 и 63 кГц эта интенсивность лежит в пределах 1 кВт/см², на частотах в пределах 31,5 кГц интенсивность акустического излучения находится в пределах 100 Вт/см². Интенсивность акустических колебаний таких порядков способна значительно изменить дисперсную структуру обрабатываемой в роторно-пульсационном акустическом аппарате нефти.

Авторами была проведена работа по получению и определению среднего диаметра частиц дисперсной фазы эмульсии типа масло - вода с содержанием дисперсной фазы 25%, идентичная дисперсному составу нефти с межфазным поверхностным натяжением σ = 6•10^-3 - 1•10^-2 Н/м, в частности дисперсии гидрофобных защищаемых компонент цветного проявления, используемых в кинофотопромышленности. Были получены дисперсии со средним диаметром (причем этому значению соответствовало более 90% всех частиц) d= 0,1 - 0,03 мкм.

Это изменение приводит к уменьшению размеров (диаметров) частиц дисперсной фазы нефти или мазута, возможны разрывы связей в макромолекулах и т. д. и т. п. Это приводит, во-первых, к увеличению количества частиц дисперсной фазы, во-вторых, к увеличению суммарной поверхности этих частниц, в-третьих, к изменению энергетического потенциала этих частиц, и т.д. Т.е. приводит к изменению надмолекулярных образований и окружающих их межфазных слоев, при этом достигается активное состояние отбензиненной нефти или мазута, характеризующееся увеличением выхода нефтяных фракций при дальнейшей ее переработке (отгонке). В таблице 1 приведены данные акустической добротности конструкционных материалов. Из этой таблицы видно, что акустическая добротность титановых сплавов в два и более раз выше акустической добротности других материалов. И по этой причине ротор и статор в роторно-пульсационном акустическом аппарате выполнены из титановых сплавов. Обрабатываемая в аппарате отбензиненная нефть или мазут, двигаясь в радиальном направлении, подвергается интенсивному гидромеханическому и акустическому воздействию, причем акустическое воздействие осуществляется при высокоэффективном механическом перемешивании. Это способствует получению высокой однородности обрабатываемой нефти или мазута. Таким образом, все время перемешиваемая, двигающаяся с высокой степенью турбулентности ε отбензиненная нефть или мазут, находясь между вращающимся и колеблющимся ротором 9 (см. фиг. 3 - 8) и колеблющимся статором 5, подвергается интенсивному акустическому воздействию. Схематично это представлено на фиг. 11. На фиг. 10 представлена структура дисперсной среды, при неколеблющемся роторе (статоре) стенка ротора (статора) неподвижна, в дисперсной среде 15 находятся частицы дисперсной фазы 16 и различные включения 17 (газы, твердые частицы). Дисково-веерные колебания плоскости диска ротора 9 и статора 5 (см. фиг. 11) приводят к возникновению акустических волн в дисперсной системе 15, при этом частицы дисперсной фазы 16 (при условии, что интенсивность акустического излучения по крайней мере равна пороговому значению, при котором частицы фазы 16 начинают деформироваться, для разрушения этих частиц эта интенсивность должна быть выше этого порога) начинают деформироваться, пульсируют с частотой возмущающей силы (т. е. с частотой колебаний плоскостей диска ротора 9 и статора 5). Разрушение частиц дисперсной фазы 16 (диспергирование) может происходить как вследствие усталостного их разрушения, так и вследствие значительного превышения интенсивности излучения над прочностью частиц дисперсной фазы. Усталостное разрушение вызвано знакопеременными нагрузками, действующими на фазу с частотой, излучаемой ротором 9 и статором 5 роторно-пульсационного акустического аппарата. Эти знакопеременные нагрузки приводят к пульсациям частиц дисперсной фазы 16. При этой пульсационной деформации (см. фиг. 11) на поверхности частицы дисперсной фазы 16 появляются дефекты, которые приводят со временем к разрушению этой частицы. В случае если интенсивность акустического излучения значительно превышает прочность частиц дисперсной фазы, то разрушение происходит, по-видимому, сразу в тот момент, когда дисперсная частица 16 попадает в такое акустическое поле. На фиг. 11 видно, что под действием акустического поля частицы дисперсной фазы 16 деформируются (сплющиваются в зоне пониженного давления) и вытягивается в зоне повышенного давления. Эти деформации, когда вытянутый участок частицы дисперсной фазы становится малым в поперечном сечении, приводят к тому, что поверхностное натяжение сплющенных частей этой частицы начинает работать на ее разрушение, происходит процесс диспергирования частицы дисперсной фазы. Таким образом есть, по крайней мере, три причины разрушения частиц дисперсной фазы отбензиненой нефти или мазута: усталостное разрушение, разрушение за счет значительного превышения интенсивности акустического поля над прочностью частицы дисперсной фазы, за счет сверхкритического утончения отдельных частей этих частиц. Таким образом обработанная в аппарате отбензиненная нефть или мазут со значительно измененной дисперсной структурой, надмолекулярных образований и окружающих их межфазных слоев в активном состоянии, с измененным энергетическим потенциалом через выходной патрубок 3 поступает в магистраль подвода к атмосферной колонне (поз. 19) или вакуумной (поз. 20) колонне, где происходит процесс перегонки отбензиненной нефти или мазута. Из РПАА через трубчатую печь (на фиг. не показана) с температурой 330^oC отбензиненная нефть попадает в основную атмосферную колонну (поз. 19), где происходит ее испарение и ректификация паров с выделением остатка бензина, керосина и дизельной фракций. Остатком атмосферной переработки нефти является мазут, который выводится с низа атмосферной колонны и после нагрева в трубчатой печи (на фиг. не показана) с температурой 375^oC подается в вакуумную колонну поз. 20, где разделение на фракции осуществляется при остаточном давлении 40 мм рт. ст., для снижения температуры низа и облегчения условий испарения из гудрона легких компонентов в низ колонны вводят водяной пар. Остаток вакуумной колонны - гудрон (фракция выше 500^oC) после охлаждения откачивается с установки. В таблицах 2, 3, 4, представлены результаты разгонки отбензиненной нефти и мазута.

Таблица 2 - выход нефтяных дистиллятных фракций при разгонке отбензиненной нефти после обработки на РПАА перед входом в атмосферную колонну.

Пример 1 - (отгонка отбензиненной нефти по прототипу) результаты перегонки отбензиненной до 200^oC нефти без обработки ее на РПАА.

Пример 2 - результаты перегонки отбензиненной до 200^oC нефти после ее обработки в РПАА, как указано выше (см. с. 5 - 7), перед входом в основную атмосферную колонну при температуре 330^oC при частоте вращения ротора РПАА 990 об/мин, градиенте скорости grad V = 4,5•10 с^-1, интенсивности акустического излучения J < 10² Вт/см² при частоте излучения f < 0,01 кГц.

Пример 3 - то же, что и в примере 2, но при частоте вращения ротора РПАА 1000 об/мин, grad V = 4,7•10 c^-1, J = 10² Вт/см² при акустической частоте f= 0,01 кГц.

Пример 4 - обработка в РПАА, как указано выше (см. с. 5 - 7), при частоте вращения ротора 5000 об/мин, grad V = 5,6•10² с^-1, J = 10 Вт/см² при акустической частоте f = 8 кГц.

Пример 5 - обработка в РПАА, как указано выше (см. с. 5 - 7), при частоте вращения ротора 10000 об/мин, grad V = 8,7•10 с^-1, J = 10⁴ Вт/см², при акустической частоте f = 16 кГц.

Пример 6 - обработка в РПАА, как указано выше (см. с. 5 - 7), при частоте вращения ротора 12500 об/мин, grad V = 1,0•10⁷ с^-1, J = 10⁵ Вт/см² при частоте акустического поля в РПАА f = 63 кГц.

Таблица 3 - выход нефтяных дистиллятных фракций при разгонке отбензиненнй нефти после обработки мазута на РПАА перед входом его в вакуумную колонну,
Пример 7 - результат перегонки отбензиненной до 200^oC нефти без ее обработки на РПАА (как в примере 1).

Пример 8 - результаты перегонки отбензиненной до 200^oC нефти после обработки мазута (фракция 350^oC) при температуре 375^oC перед входом в вакуумную колонну в РПАА. Параметры работы РПАА такие же, как и в примере 2.

Пример 9 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 3.

Пример 10 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 4.

Пример 11 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 5.

Пример 12 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 6.

Таблица 4 - материальный баланс разгонки отбензиненной нефти после обработки ее в РПАА перед входом и атмосферную и в вакуумную колонну.

Пример 13 - результат перегонки отбензиненной до 200^oC нефти без обработки ее в РПАА.

Пример 14 - результаты перегонки отбензиненной до 200^oC нефти, параметры работы РПАА такие же, как в примере 2 после ее обработки В РПАА перед входом в атмосферную колонну при температуре 330^oC и перед входом в вакуумную колонну при температуре 375^oC. Параметры работы РПАА такие же, как в примере 2.

Пример 15 - параметры работы ВПАА такие же, как в примере 3.

Пример 16 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 4.

Пример 17 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 5.

Пример 18 - параметры работы РПАА такие же, как в примере 6.

Верхний предел заявленных параметров (grad V, частота вращения, интенсивность акустического излучения J, и его частота f определяется максимальными возможностями РПАА.

Как видно из приведенных примеров, разгонка отбензиненной нефти, предварительно обработанной в РПАА, позволяет увеличить абсолютный отбор нефтяных дистиллятных фракций на 4,6 - 12,8 мас.% в расчете на взятую нефть.

При обработки нефти перед атмосферной колонной отбор нефтяных дистиллятных фракций составил 49,5 мас.% по сравнению с 37,3 мас.% без обработки. При этом следует отметить, что наиболее значительно возрастает выход светлых дистиллятов (до 350^oC - 26,4 мас.%) по сравнению с 15,3 мас.% для необработанной нефти, суммарный выход вакуумных дистиллятов при этом увеличивается на 1,1 мас.%. Обращает внимание то, что увеличение идет за счет наиболее легких вакуумных фракций (350 - 400^oC), выход же более тяжелых фракций (выше 400^oC) несколько снижается (см. табл. 2).

В примерах, где атмосферная разгонка производилась без обработки в РПАА, а вакуумная с обработкой в РПАА, наблюдается увеличение отбора в вакуумной части на 4,6 мас.% по сравнению с прототипом (см. табл. 3).

При обработке отбензиненной нефти в РПАА и перед атмосферной и перед вакуумной колоннами суммарное увеличение выхода нефтяных дистиллятных фракций составило 12,8 мас.%.

Увеличение выхода нефтяных дистиллятных фракций в результате обработки отбензиненной нефти в РПАА является следствием интенсификации массопередачи в результате воздействия в ходе обработки на дисперсную структуру нефти.

Сопоставление полученных результатов разгонки не обработанной в РПАА и обработанной отбензиненной нефти дает основание использовать предлагаемое техническое решение при перегонке нефти с целью увеличения отбора нефтяных дистилляционных фракций.

Изобретение относится к перегонке нефти. Перед подачей обензиненной нефти в атмосферную колонну или мазута в вакуумную колонну поток подвергают комплексной гидромеханической и акустической обработке в роторно-пульсационном акустическом аппарате в интервале градиентов скоростей в зазоре между ротором и статором 4,7•10³ - 1,3•10⁷c^-1 при частоте вращения ротора 1000 - 12500 об/мин, воздействуя акустическим полем интенсивностью 10² - 10⁵ Вт/см² в интервале частот дисково-веерных колебаний ротора и статора 0,01 - 63,0 кГц. В результате изменения дисперсного состояния в нефти или мазута выход нефтяных дистиллятных фракций увеличивается на 30-70% по сравнению с традиционными способами получения нефтяных дистиллятных фракций. 4 табл., 12 ил.

Способ получения нефтяных дистиллятных фракций, заключающийся в перегонке нефти в нефтеперегонных колоннах, отличающийся тем, что обензиненную нефть и/или мазут перед подачей в атмосферную или вакуумную колонны соответственно подвергают комплексной гидромеханической и акустической обработке в роторно-пульсационном акустическом аппарате в интервале градиентов скорости в зазоре между ротором и статором qrad V = 4,7•10³ - 1,3•10⁷ c^-1, при частоте вращения ротора 1000 - 12500 об/мин, акустическим полем интенсивностью J = 10² - 10⁵ Вт/см² в интервале частот 0,01 - 63,0 кГц, создаваемыми дисково-веерно колеблющимися ротором и статором.