Проект установки пиролиза бутановой фракции

Экономическая часть.docx

Астраханский государственный технический университет
Кафедра «Экономика и
управление предприятием»
ОРГАНИЗАЦИОННО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ
уч. степень звание Ф.И.О. (подпись)
Организационно-экономическая часть
В современных условиях очень важен такой показатель работы установок как их рентабельность т.е. отношение прибыли к стоимости основных фондов и оборотных средств выраженное в процентах.
Так же очень важно знать срок окупаемости затрат и коэффициент эффективности инвестиций.
В связи с этим возникает необходимость выполнить работу в которой мы подсчитаем эффективность вложений денежных средств в проект установки.
Срок окупаемости определяется как отношение полной себестоимости продукции и чистой прибыли установки.
Необходимо так же учесть затраты на автоматизацию процесса противопожарную безопасность.
Для того чтобы оценить эффективность выбранного инвестиционного проекта необходимо произвести расчет критериев его экономической эффективности что и является основной задачей данного проекта.
В настоящее время наибольшее распространение в мировой нефтехимии получил процесс термического пиролиза этановой фракции с водяным паром в трубчатых печах достигший практически предельных выходов целевой продукции. В данном разделе поставлена задача оценить экономическую эффективность инвестиционного проекта установки пиролиза этановой фракции с привлечением кредит-банка.
Целевыми продуктами процесса пиролиза этановой фракции являются низкомолекулярные олефины потребление которых в мире с каждым годом все увеличивается. Это связано с увеличением мощностей нефтехимических производств которые в качестве сырьевой базы используют низкомолекулярные олефиновые углеводороды. Наличие сырьевой базы определяет развитие установки пиролиза а ее изменчивость приводит к необходимости делать эту установку гибкой способной к максимальному выходу ценных продуктов вне зависимости от используемого сырья. Кроме того последние мировые тенденции развития нефтехимии свидетельствуют о том что увеличивается потребность в ароматических углеводородах которые являются сырьем для многих нефтехимических процессов. В процессе пиролиза в качестве побочного продукта получается значительное количество ароматических углеводородов которые составляют основу смолы пиролиза. Следовательно процесс пиролиза в настоящее время является востребованным производством обеспечивающим сырьем многие нефтехимические процессы.
Расчёт критериев эффективности показал что данный проект является:
экономически прибыльным так как чистый дисконтированный доход составил 1081339000 рублей;
рентабельным так как индекс рентабельности 203 > 1;
окупаемым в течение 3 лет с коэффициентом эффективности инвестиций 051 > 02 (т.е. > банковского кредита)
Пиролиз этановой фракции является одним из основных при получении низкомолекулярных олефинов преимущественно этилена являющихся ценным сырьем для синтеза важнейших нефтехимических продуктов. Предназначавшийся вначале лишь для производства этилена этот процесс в настоящее время является также крупнотоннажным поставщиком пропилена бутадиена бензола и других продуктов.
Этилен и пропилен - первичные продукты пиролиза они являются товарной продукцией и используются в качестве сырья для производства пластических масс синтетических смол каучуков и волокон.
Основные направления использования этилена включают производства: полиэтилена поливинилхлорида стирола этиленгликоля этанола ацетальдегида винилацетата пропионовой кислоты пропионового альдегида.
Пропилен применяют в синтезах полипропилена акрилонитрила пропиленгликоля ацетона изопропилбензола олигомеров изопропанола оксоспиртов аллилацетата глицерина.
Образуются бутадиены которые используются в мировой нефтехимии для получения эластомеров.
Основные области применения изобутена - производства изобутилметилового эфира и изопрена спиртов и пластических масс.
Также при пиролизе этановой фракции выделяют ароматический углеводород – бензол.
Одним из главных условий успешной деятельности фирмы – это рынок сбыта. Пиролиз является базовым процессом нефтехимии на его основе получают более 75% нефтехимических продуктов. Этот процесс является основным источником производства этилена и многих ценных мономеров. Производство этилена является самым динамично развивающимся нефтехимическим производством.
Также следует отметить что в связи с ростом потребления бензинов высокого качества в последние годы бурно развиваются процессы получения метил-трет-бутилового эфира и бутиловых спиртов получаемых из изобутена и используемых в качестве компонентов смешения бензина которые позволяют повышать октановые показатели наиболее экономически приемлемым способом.
Поэтому спрос на продукты получаемые при пиролизе этановой фракции будут расти из года в год.
Специалистами ведётся хорошо сбалансированная и продуманная политика в вопросах организации сбыта своей продукции.
Основой функционирования предприятия является его конкурентоспособность. Тот кто предложит покупателям наилучший товар и на наиболее выгодных условиях оказывается победителем в конкурентной борьбе и открывает себе дорогу к росту благосостояния.
Преимуществом пиролиза этановой фракции является относительная простота его технологического и аппаратурного оформления. В настоящий момент времени пиролиз углеводородного сырья в трубчатых печах в присутствии водяного пара остается единственным методом широко освоенным в промышленном масштабе. Такие известные способы получения низших олефинов как пиролиз углеводородов в реакторах с псевдоожиженным слоем тонкоизмельченного песка – фирма Lurq Un Dow Chemical (США) – термоокислительный пиролиз не получили промышленного применения главным образом из-за сложности реализации конструктивного решения технологических узлов и последующего их обслуживания.
Персонал обслуживающий установку включает операторов 4 5 и 6 разрядов а также машинисты 4 и 5 разрядов. Штат установки состоит из пяти бригад по пять человек в каждой. Возглавляет установку начальник установки. Старшим в бригаде является старший оператор 6 разряда. Численность персонала рассчитывается исходя из баланса рабочего времени одного работающего на вредных и опасных производствах с продолжительностью рабочей недели 366 часов. Фонд основной заработной платы рассчитывается исходя из баланса рабочего времени одного работающего в часах часовых тарифных ставок доплат за работу в ночное время за вредность за передвижной характер работ и премий из фонда заработной платы.
Баланс рабочего времени. В этой статье отражаются затраты на оплату труда основного производственного персонала предприятия включая премии рабочим (40%) выплаты компенсирующего характера которые связаны с режимом работы и условиями труда (вредность – 12% за работу в ночное время – 40%).
Предполагается работа по сменам; всего на установке 5 бригад в каждой из которой работает: старший оператор оператор 5 разряда оператор 4 разряда а также машинисты 5 и 4 разрядов.
Определение индивидуального коэффициента рабочих произведём по формуле: (167)
где - коэффициент учитывающий овладение рабочим рабочими смежными профессиями определяется с учётом 1 балла за каждую смежную профессию(); - коэффициент учитывающий ответственность рабочего за выполняемую работу.
Примем что для выполнения работ рабочим не требуется овладение другими профессиями. В этом случае не учитываем а максимальный размер индивидуального коэффициента уменьшается с 8 до 7.
Размер коэффициента определяется как сумма баллов оценивающих деловые качества рабочих:
-за самостоятельность инициативность новаторство и участие в рационализаторском движении 1 балл;
-за отсутствие нарушений правил и инструкций по охране труда за аккуратное содержание рабочего места инструмента оборудования 2 балла;
-за способность четко качественно и в срок выполнять работу – 3 балла.
Максимальный размер баллов.
Тарифная ставка рабочих каждого разряда определяется:
Тmax = максимальная тарифная ставка рабочего соответствующая разряду рабочего по группе минимальных тарифных ставок ЕТС.
Фонд основной заработной платы рассчитывается исходя из баланса рабочего времени 1 работающего в часах часовых тарифных ставок доплат за работу в ночное время за вредность премий из фонда заработной платы. Эффективный фонд рабочего времени 1 рабочего определяется исходя из продолжительности рабочей недели для вредных производств 366 часов.
Основная зарплата рабочих Зосн:
Величина доплаты за работу в ночную смену принимается в размере 40% от средней тарифной ставки по установке:
Средняя часовая ставка по установке определяется по формуле:
np – численность рабочих на установке чел.
Доплата за работу в ночное время за год Дн:
Доплата за работу в праздничные дни:
n – численность работающих в праздничные дни чел.
t - рабочие часы в праздничные дни (16 часов)
k – число праздничных рабочих дней в году (11 дней)
Премиальная доплата Дпрем:
Заработная плата рабочих по тарифу в год Зтар:
t – время работы за месяц час.
ТCi – тарифная часовая рабочего руб.
– число рабочих месяцев в году
Нпр = 40% – норматив премии
Доплата за стаж работы по данной профессии в газовой промышленности:
Норматив доплаты принимаем в размере 1% за каждый отработанный год максимальное значение 10%.
Доплата за работу во вредных условиях труда Двр:
Нвр — норматив за работу во вредных условиях труда 12%.
Доплаты за передвижной характер работы Дпхр:
Нпхр — норматив доплаты за передвижной характер работы
Таблица 4.1 – Расчет фонда заработной платы рабочих установки.
Часовая тарифная ставка руб.час ТСi
Тарифный фонд руб.мес на чел
Тарифный фонд годчел
Тарифный фонд на годобщ. числ.
Продолжение таблицы 4.1 - Расчет фонда заработной платы рабочих установки.
Дополнительная заработная плата.
Дополнительная заработная плата рабочим выплачивается за неотработанное время в соответствии с действующим законодательством. Сюда относится оплата отпусков (очередных дополнительных) и т.д.
Размер дополнительной заработной платы следует принимать по данным базового предприятия: обычно от 10 до 12% от основной зарплаты.
Общий фонд зарплаты.
Общий фонд зарплаты производственных рабочих представляет сумму основной и дополнительной зарплаты:
Отчисления по единому социальному налогу.
Отчисления на социальные нужды составляют 13% от затрат на оплату труда и включают обязательные отчисления по установленным законодательством нормам органа Государственного социального страхования пенсионного фонда государственного фонда занятости и медицинского страхования от начисленного общего фонда оплаты труда работникам:
3.1 Мощность и производительность установки
Мощность установки 300000 тонн в год по этилену.
Исходное сырьё – бутановая фракция 567536 м3
Из 365 дней установка перерабатывает сырьё 333 дня 32 дня – ремонт установки.
Материальный баланс установки представлен в таблице 4.2
Таблица 4.2 – Материальный баланс установки.
Себестоимость сырья и использованных материалов:
Стоимость сырья и других материальных ресурсов формируется исходя из цен их приобретения наценок уплачиваемых снабженческими и внешнеэкономическими организациями включая оплаты за транспортировку хранение и доставку.
Таблица 4.3 –Стоимость сырья и используемых материалов.
Общая стоимость тыс. руб.
3.2 Расчёты затрат на производство
Расходы на содержание и эксплуатацию оборудования
Амортизация технологического оборудования
Амортизацию технологического оборудования принимаем 8% от стоимости оборудования:
Первоначальная стоимость устанавливаемого оборудования определяется в соответствии с его составом количеством ценой каждой единицы. В эту статью входят затраты связанные с обслуживанием технологического оборудования включая монтажно – ремонтные работы амортизационные отчисления затраты на электроэнергию воду и др.
Таблица 4.4 – Стоимость технологического оборудования
Первоначальная стоимость всех руб.
Годовая норма аморти-зации %
Сумма аморти-зации руб
Расходы на энергоресурсы потребляемым оборудованием
Расходы на энергоресурсы определяются исходя из состава оборудования вида и количества потребляемых им энергоресурсов тарифов за единицу используемой энергии
Таблица 4.5 – Затраты на эксплуатацию оборудования
Наименование статей расходов
Расходы на оплату труда рабочих занятых обслуживанием ремонтом наладкой оборудования можно принять в размере 20-30% от фонда оплаты труда основных рабочих.
Расходы на текущий ремонт оборудования принимаются в размере 50% от суммы амортизации.
Таблица 4.6 – Расходы на содержание и эксплуатацию оборудования
Амортизация оборудования
Расходы на энергоресурсы
Расходы на оплату труда обслуживающего персонала
Расходы на текущий ремонт оборудования
Заработная плата цехового персонала (руководителей специалистов и служащих):
где - заработная плата руководителей специалистов и служащих по окладам руб.;
- премиальная доплата руководителям специалистам и служащим руб.;
- доплата за стаж работы по данной профессии руб.;
- доплата за работу во вредных условиях труда руб.;
- доплата за передвижной характер работы руб.
Заработная плата руководителей служащих по окладам Зокл:
О – оклад работников руб.
n – число работников работающих по данному окладу руб.
– число месяцев в году.
Тарифные ставки служащих (оклады) рассчитываются:
Tmax Tmin – максимальная и минимальная тарифная ставка служащих руб.
– максимальный коэффициент качеств служащих;
Премиальная доплата Дпр:
Доплата за стаж работы по профессии в газовой промышленности:
Нвр – норматив доплаты за вредность (12%)
Доплата за передвижной характер работы:
Нпхр = 20% - норматив доплаты за передвижной характер работы.
Дополнительная заработная плата цехового персонала:
Таблица 4.7 – Заработная плата цехового персонала
Продолжение таблицы 4.7 - Заработная плата цехового персонала
Отчисления на единый социальный налог (ЕСН):
Амортизация зданий цехового назначения рассчитывается исходя из балансовой стоимости здания и годовой нормы амортизации. Балансовая стоимость здания () определяется исходя из общей площади () и стоимости 1 м2( ). На установке имеется здание где располагается насосное оборудование и служебные помещения (операторная комнаты с оборудованием КИПиА санитарные помещения и др.).
Исходя из общей площади этого здания а также стоимости одного квадратного метра рассчитаем его балансовую стоимость и затрату на амортизацию.
Цена за м2 = 20000 рублей
Балансовая стоимость 5000000 рублей
Амортизация = бал. стоимость * 005 = 250000 рублей
Расходы на текущий ремонт зданий цеха определяются в размере 50% от амортизации.
Расходы на содержание цеха. В эту статью расходов входят затраты на освещение здания подачу питьевой и технической воды утилизацию отходов жизнедеятельности.
Таблица 4.8 – Расходы на содержание цеха
Таблица 4.9 - Расчет стоимости цеховых расходов
Заработная плата персонала
Отчисления на единый соц. налог
Расходы на содержание здания
Расходы на текущий ремонт
Общезаводские расходы. Общезаводские расходы – это затраты на содержание аппарата управления предприятия зданий общезаводского назначения прочие общехозяйственные расходы. Так как проектируемая установка – это часть какого-либо производства и не является отдельным предприятием общезаводские расходы по статьям определить невозможно но в составе себестоимости продукции их учесть необходимо.
Общезаводские расходы – 105% от основной заработной платы будут составлять
5ФЗПосн = 105842007466= 88410784 руб. (193)
Внепроизводственные расходы. Внепроизводственные расходы – это расходы связанные с реализацией продукции. Они составляют 10% от производственной себестоимости
Таблица 4.10 – Калькуляция себестоимости продукции.
Всего затрат тыс. руб
Основная заработная плата
Дополнительная заработная плата
Отчисления на социальные нужды
Итого цеховая стоимость
Общезаводские расходы
Итого производственная себестоимость
Внепроизводственные расходы
Итого полная себестоимость
3.3 Расчёт финансовых результатов
Таблица 4.11 – Себестоимость товарной продукции.
Наименование продукта
Товарная продукция тыс. руб.
Легкая смола пиролиза
Тяжелая смола пиролиза
Рентабельность продукции:
Затраты на 1 рубль товарной продукции:
Производительность труда
Ч – численность персонала по проекту в т.ч. цеховый персонал
4 Оценка эффективности инвестиционного проекта
4.1 Расчет объема первоначальных инвестиций
В состав первоначальных инвестиций IC входят следующие элементы:
- объем капиталовложений Кв;
- стоимость строительно-монтажных работ СМР;
- плата за пользование кредитными ресурсами Пкр.
IC = Кв + СМР + Пкр (201)
В состав капиталовложений входят:
- стоимость зданий сооружений;
- стоимость земельных участков приобретаемых под строительство;
- стоимость оборудования транспортных средств включая монтаж и доставку;
- стоимость проектно-изыскательных научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ;
- стоимость нематериальных активов (патентов лицензий программных продуктов);
- стоимость объектов непроизводственного назначения.
Квуд = 5000 руб. – размер удельных капиталовложений на 1 т. вырабатываемой продукции.
Стоимость строительно-монтажных работ рассчитывается в процентах от объема капиталовложений:
СМР = 05Кв = 051500000 = 750000 тыс. руб
Размер платы за использование кредитных ресурсов устанавливается в процентах от суммы объема капиталовложений и строительно-монтажных работ по ставке годового банковского процента r с учетом срока кредитования.
Принимаем r = 17% срок окупаемости – краткосрочный.
Пкр = (СМР + Кв)r = (750000+1500000)017 = 382500 тыс. руб(203)
Таблица 4.12 - Расчет суммы первоначальных инвестиций
Объем капиталовложений
Стоимость строительно-монтажных работ
Плата за использование кредита
Таблица 4.13 - Расчет денежных потоков.
Продолжение таблицы 4.13 – Расчет денежных потоков.
Рк=Пчк+Ак=11586481+533=11587014тыс. руб. (204)
Пчк=Пнк-Нк=15245538-3659057=11586481тыс.руб. (205)
Пнк=Rк-Зк-Ак=4500000-29753929-533=15245538тыс.руб. (206)
5 Расчет критериев эффективности проекта
Чистый дисконтированный доход NPV
где PV – сумма дисконтированных денежных потоков
IC – первоначальная инвестиция.
PV = (Pk)(1 + r)k (208)
где Pk – ежегодные денежные поступления;
r – коэффициент дисконтирования принимается на уровне ставки банковского процента за кредит: r = 017;
k – степень соответствующая расчетному году.
NPV =4877776–2632500=2245276тыс.руб.
NPV 0 – проект прибыльный.
Индекс рентабельности инвестиций PI
PI = PVIC =48777762632500=18 (209)
PI 1 – проект рентабельный.
Коэффициент эффективности инвестиций ARR
ARR = PN(05IC) (210)
где PN – среднегодовая чистая прибыль тыс. руб
PN = PV8 =48777768 = 609722 тыс. руб
ARR =609722(052632500) =046
ARR r (017) – проект кредитоспособный.
Срок окупаемости проекта РР.
Срок окупаемости равен количеству лет при котором сумма денежных потоков станет больше объема первоначальных инвестиций то есть когда Pk IC. РР = 2 года.
Таблица 4.14 - Основные экономические результаты бизнес-плана установки
Объем продукции в натуральном выражении:
б) Легкая смола пиролиза
в) Тяжелая смола пиролиза
Затраты на производство реализацию продукции (С пол)
Первоначальные инвестиции (IC)
Критерии эффективности проекта:
а) чистый дисконтированный доход (NVP)
б) Индекс рентабельности инвестиций (PI)
в) Коэффициент эффективности инвестиций (ARR)
г) Срок окупаемости инвестиций (PP)

Содержание.docx

Технологическая часть
1 Патентно-информационный обзор . .
1.1 Анализ отработанных технических решений .. .
1.2 Выводы по выполненному патентному поиску
2 Теоретические основы процесса
2.1 Общая характеристика процесса ..
2.2 Химизм и механизм процесса . .
2.3 Термодинамика процесса и возможные области его протекания..
2.4 Влияние основных технологических параметров на результат процесса .
2.5 Современные тенденции развития процесса пиролиза .
3 Технологические расчеты процесса и аппаратов
3.1 Характеристика сырья и получаемых продуктов
3.2 Описание технологической схемы установки
3.3 Аппаратурное оформление процесса
3.4 Общий материальный баланс .
3.5 Расчет печи пиролиза .
3.6 Расчет закалочно-испарительного аппарата ..
3.7 Расчет котла-утилизатора
3.8 Расчет сепаратора .
3.9 Расчет испарителя .
Безопасность и экологичность ..
1.1 Анализ причин травматизма на технологических установках
1.2 Меры защиты от воздействия ядовитых веществ
1.3 Электробезопасность .
1.4 Защита от шума и вибрации ..
1.5 Взрывопожаробезопасность ..
1.6 Защитные средства для обслуживающего персонала
1.6.1 Средства для определения состояния среды ..
1.6.2 Индивидуальные средства защиты
1.6.3 Вентиляция ..
1.7 Источники загрязнения окружающей среды на газоперерабатывающих заводах
Организационно-экономическая часть
1.5 Конкуренция .. ..
3 Производство 3.3.1 Мощность и производительность установки ..
3.2 Расчеты затрат на производство
3.3 Расчет финансовых результатов
4 Оценка эффективности инвестиционного проекта .
4.1 Расчет объема первоначальных инвестиций .
5 Расчет критериев эффективности проекта . ..
стр. 39 табл. 25 ист..
Пиролиз этилен пропилен низкомолекулярные углеводороды ароматические углеводороды закалочно-испарительный аппарат котел-утилизатор печь пиролиза пенный аппарат промывочный аппарат сепаратор теплообменник холодильник насос.
Данный дипломный проект состоит из технологической части которая включает в себя патентно-информационный обзор теоретические основы процесса а также технологические расчеты процесса и аппаратов.
В части контроля и автоматизации процесса разработана система автоматического управления установкой пиролиза бутановой фракции. Выбраны режимные параметры оказывающие основное влияние на выход и качество целевого продукта. А также разработан контур регулирования для поддержания этих параметров на уровне значений требуемых для нормального протекания процесса.
В части безопасность и экологичность рассматриваются индивидуальные и коллективные средства защиты. Перечислены источники загрязнения окружающей среды на газоперерабатывающих заводах. А также проведен расчет естественного освещения.
В организационно-экономической части рассчитана мощность и производительность установки. Дана оценка эффективности инвестиционного проекта. Произведен расчет критериев эффективности проекта.

Расчет установки.docx

Астраханский государственный технический университет
технология переработки
уч. степень звание Ф.И.О. (подпись)
3.4 Материальный баланс установки
Материальный баланс установки пиролиза приведен в таблице 1.4.
Таблица 1.4 – Материальный баланс установки пиролиза
-сырье 2–водяной пар 3–парогазовая смесь 4–топливный газ 5–воздух 67–пирогаз 8–умягченная вода 9–дымовые газы 10–водяной пар.
П1–печь пиролиза Т1-3–теплообменники ЗИА–закалочно-испарительный аппарат.
Рис.1 – Схема потоков узла пиролиза
3.5 Расчет печи пиролиза
Исходные данные: годовая производительность установки по этилену 300000 т; годовой фонд рабочего времени 8000 ч;
состав исходной бутановой фракции (φ С2Н6 – 087; С3Н8 – 307; изо-С4Н10 – 010; н-С4Н10 – 9531;
массовое соотношение водяной пар:этановая фракция=04:10;
температура процесса 8500С.
Кинетика основной реакции процесса пиролиза
удовлетворительно описывает уравнение первого порядка:
Константу скорости реакции определяют по формуле:
Продолжительность пребывания реагентов в зоне высоких температур определяется по формуле:
Определяют степень конверсии бутана:
Следовательно степень конверсии бутана α=0673. Фактическая степень конверсии бутана в этилен меньше за счет повышения давления до 05 мПа и наличия в бутановой фракции более тяжелых компонентов. При температуре 8500С и времени контакта =025 с степень конверсии бутана в этилен составляет 60% (α’=06)
Селективность процесса по основной реакции равна:
Часовая производительность установки в расчете на 100%-й этилен составит:
Расход бутана находящегося в составе поступающей на пиролиз бутановой фракции:
Общий расход бутановой фракции:
Определяют состав бутановой фракции на входе в трубчатую печь.
Количество водяного пара на входе в трубчатую печь (поток 2):
Таблица 1.5 – Состав бутановой фракции.
Количество парогазовой смеси на входе в трубчатую печь (поток 3):
Таблица 1.6 – Состав пирогаза (поток 6)
Технологический расчет реактора
Трубчатый пиролизный реактор с огневым обогревом (трубчатая печь) предназначен для высокотемпературного пиролиза жидких и газообразных углеводородов с получением газообразного этилена. Для расчета выбрана четырехпоточная трубчатая печь градиентного типа с излучающими стенками топки и трубными экранами двухстороннего облучения. Печь состоит из радиантной (топочной) и конвективной камер; в последней происходит предварительный нагрев бутановой фракции в смеси с водяным паром.
Техническая характеристика печи:
Тепловая нагрузка - 12103 кВт
Нагрузка по бутановой фракции - 7370 кгч
Производительность по этилену – 3730 кгч
Техническая характеристика камер:
КонвективнаяРадиантная
Площадь поверхности теплообмена труб 110 м2 130 м2
Давление рабочее мПа:
Диаметр труб мм 102×8 114×8
Рабочая длина труб мм 5500 8500
Расчетная температура стенки труб 0С 800 990
Определяют число трубчатых печей для обеспечения заданной производительности. На установку подают 14294638 бутановой фракции; следовательно необходимо трубчатых печей:
n=142946387370=194. (8)
При этом образуется 3750012 кгч этилена; следовательно требуется трубчатых печей:
n=37500123730=101. (9)
Таким образом необходимо установить 20 трубчатых печей.
Последующие тепловой и конструктивный расчеты ведут на одну печь.
Тепловой расчет трубчатой печи
Исходные данные: состав потоков 1 2 и 6 см. материальный расчет;
состав топливного газа – поток 4 (φi %):
СН4 – 7185; С2Н4 – 083; С2Н6 – 011; Н2 – 2661; СО – 060;
-бутановой фракции на входе в печь – 105
-перегретого пара на входе в печь – 230
-парогазовой смеси на входе в радиантную камеру – 620
-пирогаза на выходе из радиантной камеры – 850
-воздуха (коэффициент избытка 105; отн. влажность 80%) – 25
-топливного газа – 20
-продуктов сгорания топливного газа – 600
давление перегретого пара 10 МПа.
Цель расчета – определение расхода топливного газа на сжигание в панельных горелках трубчатой печи.
Уравнение теплового баланса печи в общем виде:
Ф1+Ф2+Ф3+Ф4+Ф5=Ф6+Ф7+Ф8+Фпот (10)
где Ф1 Ф2 Ф3 Ф4 Ф5 – тепловые потоки этановой фракции; перегретого водяного пара; топливного газа поступающего на сжигание топливного газа; поступающего в печь воздуха соответственно кВт; Ф6 – теплота расходуемая на осуществление химических реакций кВт; Ф7 Ф8 – тепловые потоки пирогаза и продуктов сгорания соответственно кВт; Фпот – теплопотери в окружающую среду кВт.
Для определения значения Ф1 и Ф3 используют исходные данные и данные табл. 1.6.
Рассчитывают значения средних молярных теплоемкостей бутановой фракции (Т=105+273=378 К) и топливного газа (Т=20+273=293 К) (табл. 1.7)
Тепловые потоки бутановой фракции и топливного газа:
Ф1=[250578(93600)](655022105)=53192 кВт; (11)
Ф3=(Vг224)33196420=2964Vг кВт; (12)
где Vг – расход топливного газа м3с.
Тепловой поток перегретого водяного пара (поток 2):
Ф2=[31263752(93600)]28967=2795115 кВт
где 31263752 – расход перегретого пара кгч (рассчитано ранее); 28967 – энтальпия перегретого пара при температуре 230 0С и давлении 1 МПа кДжкг.
Таблица 1.7 – Средние молярные теплоемкости бутановой фракции и топливного газа.
Бутановая фракция (поток 1):
Для определения значений Ф4 и Ф5 рассчитывают низшую объемную теплоту сгорания топливного газа и количество воздуха необходимого для сжигания. Низшую удельную теплоту сгорания любого топлива находят по формуле Менделеева:
Н0сгор=3391c+1030н-1089(о-s)-251н2о (13)
где Нсгор – низшая удельная теплота сгорания кДжкг; с н о s н2о – массовые доли углерода водорода кислорода летучей серы и воды соответственно %.
Для определения элементарного состава топливного газа рассчитывают его массовый состав:
Таблица 1.8 – Массовый состав топливного газа
Определяют массовую долю элементов в топливном газе по формуле:
где Аr – относительная атомная масса элемента; ni – число атомов элемента в соединении.
с=922512116+18712228+02612230+13512128=71577%;
н=9225416+187428+026630+42722=27652%;
Массовые доли летучей серы и воды равны нулю.
Низшая удельная теплота сгорания топливного газа:
Нсгор=339171577+103027652-10890771=526694 кДжкг
или (526694124616)224=29301 кДжм3
Тепловой поток сгорания топливного газа:
Теоретическое количество воздуха необходимого для сжигания 1 кг газа:
L0=[00267c+008н-001(s-o)]023=
=(0026771577+00827652-0010771)023=1789 кгкг (15)
При коэффициенте избытка воздуха α=105 действительный расход воздуха составит: 1789105=1878 кг на 1 кг газа
или [(18781293)124616]224=808 м3 на 1 м3 газа.
где 1293 – плотность сухого воздуха при нормальных условиях кгм3.
При температуре воздуха 25 0С и относительной влажности 80% его влагосодержание составляет 162910-3 кгкг или
2910-32918=262410-3 м3 Н2О на 1 м3 сухого воздуха
где 29 и 18 – молярные массы воздуха и воды гмоль.
Расход влажного воздуха: 8080+0026=8106 м3м3. Теплоемкость влажного воздуха при температуре 25 0С (298 К):
37021+2912079+3361002624=3005 Дж(мольК)
или 3005224=1342 кДж(м3К)
где 2937; 2912 и 3361 – молярные теплоемкости кислорода азота и водяных паров соответственно Дж(мольК).
Тепловой поток поступающего в печь воздуха (поток 5):
Ф5=8106Vг134225=27196Vг кВт.
Таблица 1.9 – Определение теплоты реакций
Н0298=Н0298(кон)-Н0298(исх)
Рассчитывают теплоту расходуемую на осуществление химических реакций:
Ф6=[1000(93600)](n(i)qp(i))=[1000(93600)] [111607113697+135788
(-6503)+825813149+25259(-220)+2677322021+29205787+
+413811191+486813385+17037(-12070)+6292(-13158)+
+1222620613]=[1000(93600)] 151883432=4687760 кВт
Для определения теплового потока пирогаза рассчитывают молярные теплоемкости компонентов пирогаза при Т=850+273=1123 К. С учетом состава газа средняя молярная теплоемкость составит:
Ссм=(7600138+6785025+100363393+129211826+16355193+
+18633009+1739206+20932014+24180015+26083013+
+21392019+30963016+3295037)100=8353 Дж(мольК).
Теплоемкость водяного пара 4200 Дж(мольК).
Тепловой поток пирогаза (поток 6):
Ф7=[(32789148353+14252184200)(93600)] 845=87042 кВт.
Для определения теплового потока продуктов сгорания рассчитывают количество продуктов сгорания образующихся при сжигании 1 кг топливного газа:
mCO2=00367С=0036771577=2267 кгкг; (16)
mH2O=009Н=00927652=2489 кгкг; (17)
mO2=023L0(α-1)=0231789005=0206 кгкг; (18)
mN2=077L0α=0771789105=14464 кгкг. (19)
Общее количество продуктов сгорания:
27+2489+0206+14464=19786 кгкг.
Проверка: 1+αL0=1+1051789=19785 кгкг.
На 1 кг топливного газа подают 1878 кг воздуха в котором содержится влаги 1878162910-3=0306 кг.
Всего влаги в продуктах сгорания содержится 2489+0306=2795 кгкг.
Удельный объем продуктов сгорания:
(262744+279518+020632+1446428)224=07380224=1653 м3кг.
Объемная доля диоксида углерода:
(262744)10007380=0059710007380=809%.
Аналогично рассчитывают содержание остальных компонентов. Состав продуктов сгорания [φ О2 – 087; N2 – 7000.
Объем продуктов сгорания в расчете на 1 м3 подаваемого на сжигание топливного газа:
53124616224=920 м3м3.
Рассчитывают молярные теплоемкости компонентов продуктов сгорания при Т=600+273=873 К. Средняя молярная теплоемкость продуктов сгорания:
(50917809+39312104+3393087+31617000)100=3481 Дж(мольК)
или 3481224=1554 кДж(м3К).
Тепловой поток продуктов сгорания (поток 9):
Ф8=920Vг1554600=857808Vг кВт.
Общий приход теплоты в печь составит:
Фприх=439708+2313247+2964Vг+2930100Vг+27196Vг=
=2752955+2960260Vг кВт
Принимают что потери в окружающую среду составляют 5% от общего прихода теплоты:
Фпот=005(2752955+2960260Vг)=137648+148013Vг кВт.
Общий расход теплоты составит:
Фрасх=4687760+8769830+857808Vг+137648+148013Vг=
=13595238+10058210Vг кВт.
Расход топливного газа определяют из уравнения теплового баланса печи:
5255+2960259Vг=13595238+1005821Vг
Vг=(13595238-2752955)(2960260-1005821)=055475 м3с
или 0554753600=1997 м3ч.
Уточняют статьи теплового баланса:
Ф3=2964055475=16443 кВт;
Ф4=29301055475=16254730 кВт;
Ф5=27196055475=150870 кВт;
Ф8=857808055475=4758690 кВт.
Составляют тепловой баланс трубчатой печи (табл. 1.10). Теплопотери уточняют по уравнению теплового баланса печи.
Расход сухого воздуха в горелки печи:
81997=16136 м3ч. (20)
Количество продуктов сгорания топливного газа:
01997=18372 м3ч. (21)
Таблица 1.10 – Тепловой баланс трубчатой печи.
Тепловой поток этановой фракции
Тепловой поток перегретого пара
Тепловой поток топливного газа
Тепловой поток сгорания топливного газа
Тепловой поток воздуха
Теплота расходуемая на осуществление химических реакций
Тепловой поток пирогаза
Тепловой поток продуктов сгорания
Теплопотери в окружающую среду
Для выполнения дальнейшего расчета печи определяют тепловой поток парогазовой смеси на входе в радиантную камеру при Т=620+273=893 К.
Рассчитывают среднюю молярную теплоемкость бутановой фракции при Т=893 К (таблица 1.11)
Таблица 1.11 – Средняя молярная теплоемкость бутановой фракции.
Тепловой поток парогазовой смеси на входе в радиантную камеру:
Ф9=[(20714011313839+14374443960)(93600)] 620=6297048 кВт
где 1437444 – расход перегретого пара кмольч;
60 – теплоемкость водяного пара Дж(мольК).
Тепловая нагрузка конвективной камеры включает расход теплоты на нагревание сырья (бутановой фракции) и перегретого водяного пара от температуры на входе в печь до температуры на входе в радиантную камеру:
Фк=6297048-439708-2313247=3544093 кВт.
Тепловая нагрузка радиантной камеры включает расход теплоты на реакцию пиролиза и нагрев парогазовой смеси от 620 до 850 0С (температура на выходе из радиантной камеры):
Фр=4687760+8769830-6297048=7160542 кВт.
Общая тепловая нагрузка печи:
Фполезн=3544093+7160542=10704635 кВт.
Теплопотери в окружающую среду и с продуктами сгорания составляют (в расчете на низшую теплоту сгорания топливного газа):
(500+2482)8478=035 или 35%;
к.п.д. печи: 1-035=065 или 65%.
Расчет трубчатой печи
Расчет радиантной камеры
Площадь поверхности нагрева радиантных труб определяют по формуле:
где Fp – площадь поверхности радиантных труб м2; Фр – тепловая нагрузка радиантной камеры кВт; φр – поверхностная плотность теплового потока радиантных труб кВтм2.
Поверхностную плотность теплового потока экранных реакционных труб в печах рассчитываемой конструкции принимают равной 60 кВтм2 тогда Fр=716054260=119 м2.
Площадь поверхности теплообмена радиантных труб в принятой конструкции печи составляет 120 м2.
При наружном диаметре радиантных труб dн=0144 м общая рабочая длина труб равна:
lp=Fp(dн)=120(3140114)=335 м. (23)
Рабочая длина одной трубы 85 м число труб n=33585=40.
Принимаем число труб в каждом потоке равным 11 тогда общая длина труб в каждом реакционном змеевике (потоке) составит 8511=935 м.
Фактическая поверхность труб: Fр=114314011485=134 м2.
По существующим нормам шаг размещения экранных труб t=025 м. При шахматном расположении труб расстояние между вертикальными рядами:
s=t√32=0251732=0215 м. (24)
Расстояние от излучающих стен до трубного экрана принимают равным 1 м расстояние от нижней и верхней труб до потолка и пола печи принимают равным шагу размещения труб (025 м). Тогда для n=11 высота радиантной камеры составит:
hр=(11-1) 025+0252+2025=3125 м. (25)
Ширина четырехпоточной радиантной камеры:
При принятой рабочей длине труб 85 м объем радиантной камеры составит:
Vp=3125264585=703 м3. (26)
Поверхностная плотность теплового потока:
60542703=10186 кВтм2 (27)
что соответствует оптимальным условиям эксплуатации печи (до 120 кВтм2).
При температуре 850 0С оптимальная продолжительность пребывания реагентов в зоне высоких температур составила опт=028 с (рассчитана ранее). Пиролизу подвергают смесь углеводородов поэтому общее время пребывания общ газовой смеси в зоне реакции для всех углеводородов одинаково. Общее время пребывания газовой смеси в зоне реакции связано с оптимальным временем следующим отношением:
общ≤(18-21)опт. (28)
Определяют время пребывания смеси в радиантных трубах для рассчитанной конструкции трубного экрана (4 потока по 11 труб dтр=114×8 мм l=85 м). Предварительно рассчитывают плотность парогазовой смеси на входе в радиантную камеру и пирогаза на выходе из нее линейную скорость парогазовой смеси.
Плотность парогазовой смеси:
при нормальных условиях (273 К и 0101325 МПа):
ρ0’=174210132[(250578+173686)224]=1833 кгм3 (29)
где 174210132– массовый расход парогазовой смеси кгч; 250578 и 173686 – молярные расходы бутановой фракции и водяного пара кмольч;
на входе в радиантную камеру при Тн=620+273=893 К ρн=035 МПа:
ρнач=ρ0’T0ρн(Тнρ0)=1833273035(8930101325)=1936 кгм3. (30)
при нормальных условиях:
ρ0”=17421013211436771=152 кгм3 (31)
где 11436771– объемный поток пирогаза на выходе из печи (см. табл. 1.6) м3ч;
на выходе из радиантной камеры при Тк=850+273=1123 К и ρк=017 МПа:
ρкон=ρ0”T0ρк(Ткρ0)=152273017(11230101325)=062 кгм3. (32)
Средняя плотность парогазовой смеси в радиантной камере:
ρср=(1936+062)2=1278 кгм3. (33)
Массовая скорость парогазовой смеси в радиантной трубе:
W=174210132(936004127800982)=10952 кг(м2с) (34)
где 4 – число потоков; 0098 – внутренний диаметр трубы м.
Линейная скорость парогазовой смеси:
на входе в радиантную камеру:
нач=109521936=5657 мс; (35)
на выходе из радиантной камеры:
кон=10952062=17665 мс; (36)
ср=(5657+17665)2=144895 мс. (37)
Время пребывания смеси в радиантных трубах:
общ=(8511)144895=065 с. (38)
Полученное общее время пребывания близко к минимальному времени: =02818=0504 с следовательно значение оптимального времени пребывания принято правильно.
Проверяют правильность принятого значения потери давления в радиантной зоне:
ρ=062-017=045 МПа. (39)
Потерю давления (гидравлическое сопротивление змеевиков) находят по формуле:
ρ=λlэквW2(2dвнρcp) (40)
где ρ – потеря давления Па; λ – коэффициент гидравлического сопротивления; dвн – внутренний диаметр трубы м; W – массовая скорость парогазовой смеси кг(м2с); ρср – средняя плотность парогазовой смеси кгм3.
Для определения коэффициента гидравлического сопротивления вычисляют значение критерия Рейнольдса по формуле:
где см – кинематическая вязкость парогазовой смеси в реакционном змеевике м2с.
Средняя температура парогазовой смеси:
tср=(620+850)2=735 0С.
Динамическая вязкость бутановой фракции при этой температуре принимается по основному компоненту – бутану и составляет 27010-7 Пас динамическая вязкость водяного пара – 34110-7 Пас.
Молярная (объемная) доля водяного пара в парогазовой смеси:
3686(250578+173686)=041.
Средняя молярная масса смеси:
Мср=04118+05930=2508 (42)
х1М11=(04118)(34110-7)=2164104 (Пас)-1; (43)
х2М22=(05940)(27010-7)=8741104 (Пас)-1; (44)
см=[2508(2164+8741)] 10-4=23010-7 Пас. (45)
ρн’=ρ0’(T0Тн)=1833(273893)=056 кгм3 (46)
ρк’=ρ0”(T0Tк)=152(2731123)=037 кгм3 (47)
Средняя плотность парогазовой смеси:
ρср’=(056+037)2=0465 кгм3. (48)
Кинематическая вязкость парогазовой смеси:
см=(23010-7)0465=494610-6 м2с. (49)
Критерий Рейнольдса:
Re=(1448950098)(494610-6)=287095. (50)
Принимают среднее значение высоты выступов шероховатости l=00001 м. Тогда относительная шероховатость равна
ldвн=000010098=0001. (51)
По графику при Re=287105 и ldвн=0001 находят значение коэффициента гидравлического сопротивления λ=00208.
Определяют эквивалентную длину труб одного потока радиантного змеевика по формуле:
lэкв=nl’тр+(n-1)dвн (52)
где – коэффициент зависящий от типа соединения труб.
Принимают =50 тогда lэкв=1195+(11-1) 500098=1535 м.
Потеря давления в реакционном змеевике печи:
ρ=(002081535109522)(0098207825)=026 МПа. (53)
Расчет конвективной камеры.
Температуру дымовых газов покидающих радиантную камеру находят из уравнения теплового баланса топки:
(Ф3+Ф4+Ф5)т-Ф10=Фр (54)
где т – к.п.д. топки принимают равным 097; Ф10 – тепловой поток продуктов сгорания на выходе из радиантной камеры кВт.
Ф10=(16443+1625473+15087)097-7160542=876883 кВт.
Тепловой поток продуктов сгорания при температуре 600 0С (поток 9) Ф8=475869 кВт; следовательно при постоянной теплоемкости температура продуктов сгорания составила бы:
0876883475869=1106 0С.
Учитывая рост теплоемкости с увеличением температуры принимаем температуру продуктов сгорания равной 1000 0С и вычисляем молярные теплоемкости компонентов при Т=1273 К и среднюю молярную теплоемкость продуктов сгорания по рассчитанному ранее их составу:
Ссм=(5512809+43652104+3554087+333270)100=
=37276 Дж(мольК) или 32276224=1664 кДж(м3К)
Тепловой поток продуктов сгорания:
Ф’10=9205547516641000=8492557 кВт.
Фактическая температура продуктов сгорания:
008768838492557=1033 0С.
В таком интервале температур (t=73 0С) теплоемкость можно считать постоянной. При значительных отклонениях температуры продуктов сгорания от принятой ее уточняют методом последовательного приближения.
Площадь поверхности нагрева конвективных труб определяют по формуле:
Коэффициент теплопередачи в конвективной камере вычисляют по формуле:
где α1 – коэффициент теплоотдачи конвекцией от продуктов сгорания к трубам Вт(м2К).
Коэффициент теплоотдачи конвекцией α1 находят по формуле:
α1=с(λгdн)Re06Pr033 (57)
где с – постоянная; для шахматного пучка труб с=033; – коэффициент зависящий от числа рядов труб в пучке; полагая что число рядов будет более 10 принимая =1; λг – коэффициент теплопроводности продуктов сгорания Вт(мК).
Критерий Рейнольдса и Прандтля вычисляют при средней температуре продуктов сгорания в конвективной камере:
tср=(620+850)2=735 0С
Скорость газов рассчитывают для самого узкого сечения пучка. В камере конвекции устанавливают трубы с рабочей длиной lтр=55 м наружным диаметром dн=0102 м в одном горизонтальном ряду в шахматном порядке установлено n1=4 трубы с шагом t=0172 м. Наименьшая площадь свободного сечения составит:
fг=[(n1-1)t+3dн-n1dн] (58)
fг=[(4-1)0172+30102-40102] 55=228 м2
Линейная скорость продуктов сгорания в самом узком сечении пучка:
=18372(273+735)(3600273228)=83 мс
Расчет теплофизических параметров продуктов сгорания.
Таблица 1.12 – Динамические вязкости продуктов сгорания.
cм=2725510-7006755=40310-1 Пас. (59)
Плотность продуктов сгорания:
ρсм=(Мсм224)(Т0Т)=(27225224)273(273+735)=033 кгм3. (60)
Объемную теплоемкость продуктов сгорания находят из значения тепловых потоков Ф8 (при температуре 600 0С) и Ф10 (при температуре 977 0С):
с=(Ф8+Ф10)(2Vп.сtср) (61)
с=(475869+876883)(25103735)=1803 кДж(м3К)
где Vп.с – объемный поток продуктов сгорания равный 183723600=5103 м3с; tср – средняя температура продуктов сгорания 0С.
Удельная теплоемкость продуктов сгорания:
с=180322427225=1483 кДж(кгК).
Критерий Прандтля для двухатомных газов Pr=072.
Теплопроводность продуктов сгорания определяют по формуле:
λ=ссмPr=148340310-7072=0083 Вт(мК). (62)
Re=dρсмсм=830102033(40310-7)=6932. (63)
Коэффициент теплоотдачи конвекцией:
α1=033(00830102)693206072033=486 Вт(м2К). (64)
Коэффициент теплоотдачи конвекцией может быть также определен по формуле:
где Е – коэффициент зависящий от физических свойств продуктов сгорания; W – массовая скорость продуктов сгорания кг(м2с).
Значение коэффициента Е при различной средней температуре газа приведено ниже:
Температура 0С2004006008001000
Для средней температуры продуктов сгорания tср=735 0С коэффициент Е=239;
W=18372(3600033228)=678 кг(м2с)
α1=(03423967806)010204=64 Вт(м2К)
Поскольку данное значение коэффициента теплоотдачи больше ранее рассчитанного принимают коэффициент теплоотдачи α1=486 Вт(м2К).
Коэффициент теплопередачи от продуктов сгорания к парогазовой смеси:
к=11(486+177)=7293 Вт(м2К)
Для определения средней разности температур между теплоносителями находят температуру парогазовой смеси на входе в конвективную камеру из уравнения теплового баланса:
где Ф11 – тепловой поток бутановой фракции после смешения кВт; Ф12 – тепловой поток перегретого водяного пара после смешения кВт.
Объемная (молярная) доля водяного пара в парогазовой смеси равна 041 (рассчитана ранее) парциальное давление водяного пара при общем давлении смеси 055 МПа составит:
Для первоначального расчета принимают температуру парогазовой смеси 130 0С. Энтальпия перегретого водяного пара при ρ=0225 МПа и t=130 0С составляет 27253 кДжкг. Рассчитывают молярные теплоемкости компонентов бутановой фракции при Т=130+273=403 К и среднюю молярную теплоемкость:
Сср=(0651741+0872873+3074087+0105772+95316046)100=
Тепловой поток до смешения:
9708+2313247=2752955 кВт.
Тепловой поток после смешения:
(2071401593130+258742725955)(93600)=266975 кВт.
Расхождение в балансе незначительно (016%) следовательно температура парогазовой смеси после смешения принята верно.
Температурная схема теплообмена:
tmin=977-620=357 0C.
Средняя разность температур между теплоносителями:
tср=(470+357)2=4135 0С Тср=4135 К.
Площадь поверхности нагрева конвективных труб:
F=3075541(6744135)=110 м2.
Таким образом необходимо установить 16 рядов горизонтальных труб. Суммарное число труб n=16×4=64.
Фактическая площадь поверхности теплопередачи:
F=314010526455=1127 м2.
Высота занимаемая трубами в конвективной камере при шаге размещения труб t1=0148 м составит:
h=(16-1) 0148=222 м.
3.6 Расчет закалочно-испарительного аппарата
Закалочно-испарительный аппарат (ЗИА) предназначен для резкого охлаждения пирогаза тепло которого используют для получения водяного пара высокого давления последний направляют на паровые турбины являющиеся приводами компрессоров установки.
Закалочно-испарительный аппарат представляет собой вертикальный кожухотрубчатый теплообменник соединенный короткой циркуляционной трубой с барабаном-паросборником. ЗИА – одноходовой аппарат; пирогаз направляют в трубное пространство умягченная (химически очищенная) вода циркулирует в межтрубном пространстве.
Техническая характеристика ЗИА:
Диаметр кожуха внутренний – 1000 мм.
Толщина стенки обечайки кожуха – 32 мм.
Длина (высота) общая – 6300 мм.
Число труб (dтр=32×4 мм) – 150.
Длина трубы – 4800 мм.
По данным таблицы 1.6 выход пирогаза равен 8672016 кгч следовательно необходимое число закалочно-испарительных аппаратов составит:
где 10700 – нагрузка ЗИА по пирогазу кгч.
Таким образом следует установить 8 закалочно-испарительный аппаратов (по числу трубчатый печей).
Последующий расчет ведут на один ЗИА.
Тепловой расчет аппарата.
в трубном пространстве ЗИА охлаждается пирогаз который содержит: сухого газа – 7589593(93600)=234 м3с; водяного пара – 3847178(93600)=119 м3с;
компонентный состав пирогаза см. табл. 1.6;
температура пирогаза 0С: на входе – 850; на выходе – 420; давление пирогаза 045 МПа;
в межтрубное пространство подают умягченную воду при температуре 323 0С соответствующей температуре кипения при давлении 12 МПа.
Цель расчета – определение паропроизводительности и тепловой нагрузки (теплового потока) аппарата.
Уравнение теплового баланса аппарата в общем виде:
Ф1+Ф2=Ф3+Ф4+Фпот (67)
где Ф1 Ф2 Ф3 Ф4 – тепловые потоки поступающего пирогаза умягченной воды ходящего пирогаза и получаемого насыщенного водяного пара соответственно кВт; Фпот – теплопотери в окружающую среду кВт.
Для определения значений Ф1 и Ф3 рассчитывают средние объемные теплоемкости пирогаза при температуре Т1=850+273=1123 К и Т3=420+273=693 К соответственно.
Объемная теплоемкость водяного пара:
с=4200224=18750 кДж(м3К) (68)
с=3749224=16737 кДж(м3К) (69)
Тепловой поток пирогаза на входе в ЗИА (поток 6):
Ф1=(23437634+11918750) 850= 9382 кВт.
Тепловой поток пирогаза на выходе из ЗИА (поток 7):
Ф3=(23429718+11916737) 420=37572 кВт.
Тепловой поток умягченной воды (поток 8):
где m 1455 – удельная энтальпия кипящей воды при ρ=12 МПа кДжкг.
Общий приход теплоты:
Ф1+Ф2=9382+1455mx кВт. (71)
Принимаем что теплопотери в окружающую среду составляют 5% от общего прихода теплоты тогда
Фпот=005(9382+1455mx)=4691+7275mx кВт.(72)
Тепловой поток насыщенного пара (поток 8):
где 2638 – удельная энтальпия насыщенного пара при ρ=12 МПа кДжкг.
Таблица 1.13 – Расчет средних объемных теплоемкостей.
Ciφi(100224) кДж(м3К)
Паропроизводительность аппарата (поток 10) находят из уравнения теплового баланса:
82+1455mx=37572+2638mx+4691+7275mx
mx=416575125575=411 кгс или 4113600=14796 кгч.
Потерями воды в процессе парообразования пренебрегают. Уточняют статьи теплового баланса:
Ф2=4111455=598005 кВт;
Ф4=4112638=1084218 кВт;
Фпот=4691+7275411=7681 кВт.
Тепловая нагрузка аппарата:
Фа=Ф4-Ф2=1084218 – 598005=486213 кВт. (74)
Составляют тепловой баланс ЗИА (табл.1.14).
Таблица 1.14 – Тепловой баланс ЗИА.
Тепловой поток поступающего пирогаза
Тепловой поток умягченной воды
Тепловой поток уходящего пирогаза
Тепловой поток получаемого насыщенного водяного пара
Необходимую площадь поверхности теплопередачи определяют по формуле:
Тепловая нагрузка аппарата составляет Фа=486213 Вт.
Средняя разность температур:
tср=(527-97)[2303lg(52797)]=11032 0С(77)
Коэффициент теплопередачи определяют по формуле:
к=(1α+rст+1α2)-1 (78)
где α1 – коэффициент теплопередачи от пирогаза к стенке трубы Вт(м2К) α2 – коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к кипящей воде Вт(м2К).
Для расчета коэффициентов теплоотдачи определяют теплофизические параметры теплоносителей при соответствующих температурах.
Теплофизические параметры пирогаза при средней температуре:
tср=(850+420)2=635 0С или 908 К.
Теплопроводность определяется по формуле:
Удельную теплоемкость находят по формуле:
где с – удельная теплоемкость Дж(кгК); Ф – тепловой поток Вт; m – массовый расход кгс; t – температура 0С.
Массовый расход пирогаза составит:
m=8672016(36008)=301 кгс (81)
где 8672016 – массовый расход пирогаза на установку кгч; 8 – число аппаратов.
Удельная теплоемкость:
с=8769830(275850)=3752 Дж(кгК);(82)
с=3521990275420=3049 Дж(кгК).(83)
Средняя удельная теплоемкость при tср=635 0С:
с=(3752+3049)2=34005 Дж(кгК). (84)
Для упрощения расчета динамической вязкости пирогаза приняты следующие упрощения:
-в один поток «этан» объединены этан пропан и бутан;
-в один поток «этилен» объединены этилен непредельные углеводороды и бензол;
-в один поток «водород» объединены оксид углерода и водород.
Значение динамической вязкости компонентов пирогаза находят по справочнику.
Таблица 1.15 – Расчет динамической вязкости пирогаза.
см=(1854600702) 10-7=2641910-7 Пас.(85)
Принимают критерий Прандтля для многоатомных газов Pr=10.
Теплопроводность пирогаза:
λ=(340052641910-7)10=00898 Вт(мК) (86)
По справочнику находят теплофизические параметры (при 323 0С и давлении 12 МПа):
водяного пара: ρж=6972 кгм3 (при ρ=101325 Па ρп=0579 кгм3)
умягченной воды: ρж=6663 кгм3; λ=496710-2 Вт(мК); Pr=112; =919510-3 Нм; r=1797180 Джкг.
Коэффициент теплоотдачи от пирогаза к стенке трубы аппарата определяют по формуле:
Для выбора формулы по которой рассчитывают критерий Нуссельта определяют критерий Рейнольдса по:
Ранее было рассчитано что в один закалочно-испарительный аппарат поступает mп=301 кгс пирогаза.
Массовая скорость пирогаза в трубном пространстве:
W=301(078500242150)=4438 кг(м2с) (89)
где 0024 – внутренний диаметр трубы м; 150 – число труб.
Re=44380024(2641910-7)=40316 (90)
Формула для расчет критерия Нуссельта:
Nu=0023Re08Pr04 (91)
Nu=00234031608104=1112. (92)
Коэффициент теплоотдачи от пирогаза к стенке трубы:
α1=1112(88610-20024)=4105 Вт(м2К). (93)
Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к кипящей воде определяют по формуле:
Критерий Нуссельта при кипении:
Nuкип=54(К06Pr03). (95)
Критерий К находят из выражения:
где – произведение среднего диаметра пузырьков возникающих при кипении на число пузырьков образующихся в единицу времени мс.
Определяют по формуле:
=0078(ρ0ρп)11=0078(05796972)11=401110-5 мс(97)
где ρ0 – плотность водяного пара при давлении р0=101325 Па кгм3.
К=φ(69721797180401110-5)=φ50258. (98)
Nuкип=54φ06(502580611203)=788710-3φ06. (99)
Коэффициент теплоотдачи:
rст=r1+r2+r3=000009+0004175+000018=00005 м2КВт(101)
где r1 и r2 – сопротивления слоев загрязнений с обеих сторон стенки трубы м2КВт; 0004 – толщина стенки м; 175 – теплопроводность нержавеющей стали Вт(мК).
Коэффициент теплопередачи:
к=[13819+00005+1(3303φ06)]-1. (102)
φ=кТср=11032[13819+00005+1(3303φ06)]=11032(00031+
031φ+00302φ04-11032=0
Для определения значения поверхностной плотности теплового потока по методу линейной интерполяции задаются значениями φ и подставляют их в полученное выше уравнение.
Принимают φ1=70000 Втм2 тогда
03170000+003027000004-110.32=-3288.
Принимают φ2=85000 Втм2 тогда
03185000+003028500004-11032=1383.
Истинное значение поверхностной плотности теплового потока:
φ=85000-(85000-70000)[1383-(-3288)]1383=80559 Втм2
к=φТср=8055911032=730 Вт(м2К). (103)
Площадь поверхности теплопередачи:
Fа=486213080559=60 м2. (104)
Запас площади поверхности теплопередачи:
[(69-60)60] 100=15%.
3.7 Расчет котла-утилизатора
В целях дальнейшего охлаждения парогазовая смесь после закалочно-испарительного аппарата проходит через трубы поверхностного теплообменника котла-утилизатора отдавая тепло на испарение циркулирующей в межтрубном пространстве воды которая превращается в насыщенный водяной пар высокого давления.
Тепловой баланс теплообменника котла-утилизатора
где - количество пирогаза на выходе из закалочного аппарата кгч;
- количество водяного пара на выходе из закалочного аппарата кгч;
- количество насыщенного водяного пара на выходе из теплообменника котла-утилизатора кгч;
- энтальпии пирогаза и водяного пара при температуре выхода из закалочного аппарата кДжкг;
- энтальпии пирогаза и водяного пара при температуре выхода из теплообменника котла-утилизатора кДжкг;
- энтальпия насыщенного водяного пара высокого давления при температуре насыщения на выходе из теплообменника котла-утилизатора.
Давление насыщенного водяного пара на выходе из теплообменника котла-утилизатора принимается 15 МПа для того чтобы температура стенок труб теплообменника была порядка 350 оС.
- энтальпия воды при температуре входа в теплообменник.
Температуру воды на входе принимается Твода = 100 оС.
Из уравнения теплового баланса определяются количество образующегося насыщенного водяного пара.
Энтальпии водяного пара равны:
при температуре 600 оС = 3704 кДжкг
при температуре 350 оС = 2874 кДжкг
при температуре 350 оС и давлении 15 МПа = 2796 кДжкг
Энтальпия воды при 100 оС = 417 кДжкг
Расчет энтальпий потоков сводится в таблицу 1.16.
Таблица 1.16 - Энтальпии потоков
Определяется поверхность теплопередачи теплообменника
где k = 700 Вт(м2К) – коэффициент теплопередачи.
Рассчитывается средняя разность температур теплоносителей имея в виду что в аппарате осуществляется противоток теплоносителей по схеме:
Диаметр трубок – 32 мм толщина стенки трубки – 35 мм количество трубок – 200.
Время пребывания парогазовой смеси в теплообменнике:
где = 150 мс – линейная скорость движения газов в трубке.
Время пребывания не превышает 0065 с.
3.8 Расчет сепаратора С-1
Сжиженный газ из сырьевых емкостей поступает в сепаратор С-1 откуда через испаритель поступает в печь пиролиза.
Скорость газового потока считается пропорциональной отношению площадей сечений трубы и сепаратора. Фактически же струя входящего в сепаратор газа почти не меняя своего сечения и скорости в сепараторе незначительно отличается от скорости потока в подводящей трубе.
Принимаем давление на входе в сепаратор Р = 2 МПа.
Температура в сепараторе t = 35 С.
Плотность жидкой фазы при 35 С поступающей в сепаратор:
Плотность газа при нормальных условиях кгм3 (см. табл. для газа поступающего в сепаратор):
Плотность газа при t = 30 С и Р = 2 МПа:
Молекулярная масса газа поступающего в сепаратор М гмоль:
Определяем секундный объем газа:
Диаметр определяем исходя из объема поступающего в него жидкого продукта и объема газового потока. По большему значению (для газового или жидкостного потока) определяем диаметр. Найденный диаметр является минимально необходимым.
Находим допустимую скорость газового потока:
где ж – плотность жидкости кгм
п – плотность паров при условиях в аппарате кгм3.
Определяем сечение и диаметр сепаратора:
Необходимое сечение аппарата по жидкому потоку Fж м2:
где wж – допустимая скорость движения жидкого потока мс.
Принимаем wж = 02 мс.
Fж = 00302 = 015 м2 (120)
По стандартному ряду выбираем диаметр по ГОСТ 21944-76: d = 09 м
Таблица 1.17 - Характеристика сепаратора (ОСТ 26-02-1496-76)
Вместимость номинальная м3
Диаметр внутренний мм
По аналогичной методике подбираем остальные сепараторы:
Таблица 1.18 - Характеристика сепаратора (ОСТ 26-02-1496-76)
3.9 Расчет теплообменника Т-1
Производительность испарителя Т-1 равна 72703 кгч. В качестве теплоносителя используем водяной пар с избыточным давлением 4 кгссм2.
Определяем среднюю движущую силу и средние температуры теплоносителей:
Тепловая нагрузка с учетом 5% потери теплоты:
где = 3619 кДжкг - удельная теплота парообразования сырья при средней температуре t2.
Расход греющего пара считая его влажность равной 5% (т.е. хп = 095):
где = 10857 кДжкг - удельная теплота парообразования греющего пара при средней температуре t1 или рабс = 4 кгссм2 .
Коэффициента теплопередачи: К = 300 Вт(м2 К)
Определяем расчетную площадь поверхности испарителя:
Направляем водяной пар в межтрубное пространство а сырье – в трубное. Выбираем вертикальное расположение труб в теплообменнике.
Принимаем по ГОСТ 14246-79 испаритель со следующими характеристиками:
Таблица 1.19 - Характеристика теплообменника Т-1
Число хо-дов по трубам
Поверхность теплообмена м2 при длине труб мм и расположении их в решетке по вершинам квадратов 9000
Аналогично рассчитываем теплообменник Т-2. Принимаем по ГОСТ 14246-79 теплообменник со следующими характеристиками:
Таблица 1.20 - Характеристика теплообменника Т-2
3.10 Расчет холодильника Х-1
Холодильник Х-1 предназначен для охлаждения сырья до стандартных условий (298К) за счет тепла уносимого циркулирующей водой. Снизу холодильника предусмотрен отбор сконденсировавшихся углеводородов и смолы пиролиза.
КПД теплообменника принимаем равным h = 098.
Энтальпия газа пиролиза при 80 °С:
q80 = 4187×(0403×80 + 0000405×802) = 515 кДжкг (124)
Энтальпия газа пиролиза при 40 °С
q40 = 4187×(0403×40 + 0000405×402) = 1582 кДжкг (125)
Энтальпия воды при 30 °С
q30 = 4187×(0403×30 + 0000405×302) = 655 кДжкг (126)
Из уравнения теплового баланса находим энтальпию воды на выходе из теплообменника:
Отсюда температура водяного пара на выходе из теплообменника будет равна t2 = 60 °С
Dt = t1 - t2 = 60 – 30 = 20 °C
Dt = t2 – t1 = 80 – 40 = 50 °C
tср =(Dt +D t )2= (40 + 30)2 = 35 °C
Находим поверхность теплообмена.
Тепло отдаваемое горячим потоком:
Q1 = G1×(q80 – q30) (128)
Q1 = 59299000×(515 – 1582) = 20754000 кДжч (129)
Принимаем общий коэффициент теплопередачи К = 170 кДж(м2×ч×°С) тогда необходимая поверхность теплообмена:
F = Q1(К×tср) = 2075400(170×35) = 305 м2 (130)
Принимаем по ГОСТ 14246-79 2 теплообменника со следующими характеристиками:
Таблица 1.21 - Характеристика теплообменника
Аналогично рассчитываем холодильник Х-2. Принимаем по ГОСТ 14246-79 теплообменник со следующими характеристиками:
Таблица 1.22 - Характеристика теплообменника
3.11 Расчет пенного аппарата Т-4
Пенный аппарат предназначен для отмывки пирогаза от сажи и кокса и конденсации смолы и водяного пара. В аппарат поступает пирогаз из котла-утилизатора КУ с температурой 200 °C и промывочная вода из сепаратора С-2 с температурой 30 °C. Пирогаз охлаждается до температуры 80 °C. Отмытый пирогаз направляется на дальнейшее охлаждение в холодильник Х-1.
КПД охлаждения принимаем равным h = 098.
Энтальпия пирогаза при 350 °С:
Энтальпия пирогаза при 80 °С
q80 = 4187×(0403×80 + 0000405×802) = 395 кДжкг
q30 = 4187×(0403×30 + 0000405×302 ) = 655 кДжкг
Энтальпия смолы пиролиза и воды при 80 °С
q30 = 4187×(0403×80 + 0000405×802) = 1485 кДжкг
Из уравнения теплового баланса находим количество воды необходимое для качественного охлаждения:
Плотность жидкой фазы при 80 °С:
(r480)ж = (r420)ж + 000066×(tвых – 20) (132)
(r460)ж = 12 + 000066×(80 – 20) = 1240
Плотность газа при нормальных условиях кгм3 :
Плотность газа при t = 60 °С и Р = 03 МПа:
Молекулярная масса газа поступающего в пенный аппарат М гмоль:
Мгаза = SМi×ri = 2404гмоль
Диаметр газосепаратора определяем исходя из объема поступающего в него жидкого продукта и объема газового потока. По большему значению (для газового или жидкостного потока) определяем диаметр. Найденный диаметр является минимально необходимым.
где rж – плотность жидкости кгм3;
rп – плотность паров при условиях в аппарате кгм3.
где wж – допустимая скорость движения жидкого потока мс.
По стандартному ряду выбираем диаметр по ГОСТ 21944-76: d = 8 м
3.12 Расчет промывочного аппарата А-2
Промывочный аппарат предназначен для промывки пирогаза перед отправлением на ГФУ. В аппарат поступает пирогаз из холодильника Х-1 с температурой 40 °C и промывочная вода из сепаратора Е-2 с температурой 30 °C . Пирогаз охлаждается до температуры 30 °C.
Энтальпия пирогаза при 40 °С:
Энтальпия пирогаза при 30 °С
q30 = 4187×(0403×80 + 0000405×802) = 395 кДжкг
q30 = 4187×(0403×30 + 0000405×302 ) = 655 кДжкг
Энтальпия смолы пиролиза и воды при 30 °С
q30 = 4187×(0403×80 + 0000405×802) = 1485 кДжкг
Плотность жидкой фазы при 30 °С:
(r430)ж = (r420)ж + 000066×(tвых – 20) (140)
(r460)ж = 11 + 000066×(60 – 30) = 1119
По стандартному ряду выбираем диаметр по ГОСТ 21944-76: d = 26 м
Полный напор развиваемый насосом Н-1:
где p1= 1 атм. – давление на входе в насос
p2= 9 атм. – давление на выходе из насоса
Hг= 5м – геометрическая высота подъема жидкости
hп= 02м – потери напора во всасывающей и нагнетательной линии
ρ= 601 – плотность сырья кгм3
Полезная (гидравлическая) мощность насоса:
Мощность на валу насоса:
Мощность приводного электродвигателя
где m = 115 – коэффициент запаса учитывающий возможные перегрузки.
На основе полученных данных выбираем насос марки НК-6535-240 [11].
Аналогично рассчитываем остальные насосы Н-2-8
Таблица 1.23 - Характеристика насоса
Технологический поток
Параметры работы насоса
Мощ- ность элдв. кВт

Теория.docx

1.2 Теоретические основы процесса
2.1 Общая характеристика процесса.
Пиролиз – наиболее жесткий из термических процессов переработки нефти. Он проводится при температурах 750-900 0С и предназначен в основном для получения высокоценных олефиновых углеводородного – сырья нефтехимического синтеза.
Пиролизу подвергаются природные УВ газы попутные газы нефтедобычи и газы выделяющиеся из нефти при ее стабилизации на промыслах и нефтеперерабатывающих заводах а также продукты переработки нефти.
К продуктам нефтепереработки применяемым для пиролиза относятся непредельные газовые потоки установок термической переработки нефти и каталитического крекинга прямогонный бензин и бензин - рафинат с установок экстракции ароматических УВ. При пиролизе бензиновых фракций дополнительно получают высокоценные продукты – бутадиен бутилены ароматические УВ сырье для производства сажи и нафталина.
При пиролизе образуются пиролизный газ и жидкие продукты пиролиза (смола пиролиза).
Пиролизный газ содержит большое количество различных компонентов. Его состав зависит от температуры пиролиза времени пребывания в реакционной зоне и качества исходного сырья. Пиролизный газ на блоках газоразделения установок пиролиза делится на водород метан этан этилен пропилен пропан бутилен-бутадиеновую фракцию. Из бутилен -бутадиеновой фракции выделяют-13 – сырье промышленности синтетического каучука.
Смола пиролиза. Смолой пиролиза называют получаемые в процессе жидкие УВ от С5 и выше. Смола пиролиза содержит 10-15% диеновых УВ 10-15% олефинов 25-30% бензола 10-15% толуола а также непредельные соединения типа стирола и циклоолефины – циклопентадиен. Переработка смолы пиролиза может осуществляться по двум вариантам – топливному и химическому.
При топливном варианте смола делится на две фракции – легкую и тяжелую. Из легкой фракции гидрированием удаляются непредельные УВ очищенный продукт называемый гидростабилизированным бензином имеет октановое число 74-78 пунктов и используется как компонент товарного автобензина. Тяжелая фракция направляется в котельное топливо.
При химическом варианте смола делится на фракции н.к. -700С 70-1300С 130-1600С 160-2000С 200-2300С выше 2300С. Из фракции н.к.-700С выделяют циклопентадиен и изопрен из фракции 70-1300С – бензол толуол и ксилолы. Фракции 130-1600С и 160-2000С подвергаются полимеризации с получением синтетических нефтеполимерных смол – стирольной и кумарон - инденовой. Фракция 200-2300С может быть использована как сырье для получения нафталина а фракция выше 2300С – для получения технического углерода (сажи).
Технологические параметры процесса зависят от перерабатываемого сырья и того какие УВ необходимо получить при пиролизе. Оптимальным считается режим при котором обеспечивается максимальный выход олефинов.
Важными параметрами процесса является температура пиролиза время контакта парциальное давление паров сырья.
Для процесса пиролиза характерно очень глубокое разложение исходного сырья. При этом наряду с первичными реакциями расщепления в результате которых образуются непредельные углеводороды протекают вторичные реакции изомеризации циклизации и уплотнения продуктов первичного расщепления. Протекание большого числа разнообразных реакций приводит к тому что в процессе пиролиза образуется сложная смесь продуктов - от газообразных до твердых (кокс).
Температура процесса не только влияет на время необходимое для достижения заданной глубины но сильно изменяет состав продуктов. Повышение температуры снижает селективность образования радикалов при реакциях замещения что повышает образование первичных радикалов и снижает роль изомеризации первичных радикалов во вторичные. Это приводит к увеличению выхода этилена.
Повышение давления при одной температуре повышает роль реакций замещения в результате снижаются выходы низших алкенов и водорода и возрастают выходы этана пропана изобутана.
Для получения высокого выхода этилена при пиролизе требуется высокая температура и малое время реакции
В настоящее время наиболее широко в качестве сырья пиролиза используют бензиновые фракции. Обычно это – широкая бензиновая фракция выкипающая в интервале температур 40-165 0С.
Как известно жидкое углеводородное сырьё характеризуется фракционным групповым углеводородным и компонентным составом. В бензиновых фракциях содержится до 200 компонентов часть из которых не всегда удаётся идентифицировать методом газожидкостной хроматографии из-за малой их концентрации. Примерно 95 % присутствующих в бензине компонентов удаётся идентифицировать. На их долю приходится 40-60 индивидуальных веществ.
Накоплен банк экспериментальных данных по пиролизу индивидуальных углеводородов входящих в состав бензиновых фракций а именно: алканов нормальных и изостроения с одной двумя и тремя боковыми группами нафтенов и алкилароматических углеводородов. Обобщение экспериментальных данных по пиролизу индивидуальных углеводородов указанных классов а также простых и сложных смесей этих углеводородов позволили установить основные зависимости состава продуктов разложения от строения исходных углеводородов и взаимное влияние углеводородов различных классов при их совместном пиролизе. Установлено что максимальный выход этилена имеет место при пиролизе н-алканов. Выход этилена далее снижается в ряду: алканы изостроения разветвлённые с одной боковой СН3-группой нафтены алканы изостроения с тремя боковыми группами ароматические углеводороды.
Строение исходного углеводорода существенно влияет на выход этилена однако для пропилена такая зависимость выражена слабее. Выход пропилена уменьшается при переходе от изомерных к нормальным алканам и от последних – к нафтеновым углеводородам.
Структура соединений в исходном сырье определяет также и выходы компонентов фракции С4. Изобутен может быть получен пиролизом углеводородов изомерного строения а из соединений с прямой цепью он не образуется. В продуктах распада нафтеновых углеводородов обнаружены следы изобутена. н-Бутены получают в случае расщепления нафтенов и алканов. Максимальный выход бутадиена-13 получается из нафтенов: из алканов особенно изомерного строения его образуется меньше. Наибольший выход метановодородной фракции наблюдается при разложении алканов изостроения.
Обобщение данных показывает что чем большее число боковых метильных групп входит в состав молекулы алканов изостроения тем ниже выходы этан-этиленовой фракции и бутадиена-13 при одновременном увеличении выхода пропилена изобутена фракции С4 метана и водорода.
На выход ароматических продуктов пиролиза строение исходного углеводорода влияет следующим образом: больше всего бензола образуется из нафтенового сырья. Алканы изостроения дают более высокие выходы ароматических углеводородов чем н-алканы и эта зависимость заметнее при большем разветвлении исходного сырья. Это объясняется повышенной концентрацией в составе продуктов разложения изомеров аллильного и диенильного радикалов при взаимодействии которых образуются бензол толуол и ксилолы. Зависимости состава продуктов пиролиза от строения углеводородов закономерны для широкого диапазона параметров процесса пиролиза. При неизменной качественной картине наблюдается различие в количественных соотношениях продуктов пиролиза. Выход ароматических соединений зависит также от содержания ароматических углеводородов в исходном сырье которые в процессе пиролиза в значительной части (70-80 %) либо сохраняются либо деалкилируются с образованием бензола. Показано что с увеличением содержания ароматических углеводородов в сырье от 0 до 12 % в пирогазе несколько уменьшается концентрация этана пропилена бутена и бутадиена-13 незначительно повышается содержание этилена метана и более заметно – водорода; при этом имеет место пропорциональное уменьшение газообразования. Зависимость выхода алкенов и газообразования от добавки ароматических углеводородов к бензину носит линейных характер. Это даёт основание предположить что ароматические соединения в основном не принимают участия в реакциях разложения приводящих к получению газообразных углеводородов.
Углеводороды С5 и выше различного строения при совместном пиролизе в условиях средней и высокой жёсткости процесса практически не оказывают заметного взаимного влияния. Установлена применимость правила аддитивности для расчёта выходов продуктов образующихся в процессе разложения сложной смеси на основании результатов пиролиза индивидуальных углеводородов входящих в состав этой смеси.
По мере увеличения молекулярной массы пиролизуемого н-алкана выход пропилена почти не изменяется метановодородной фракции – понижается а бутенов и бутадиена-13 – возрастает. С увеличением длины цепи исходной молекулы выход жидких продуктов возрастает. Сопоставление результатов исследования по влиянию молекулярной массы углеводородов и характера их строения показывает что увеличение длины цепи углеводородов в меньшей степени сказывается на выходах продуктов разложения чем изменение его строения.
Для оценки жидких углеводродных фракций как сырья для пиролиза существует несколько критериев. Наиболее простые из них – это содержание н-алканов ароматических углеводородов и плотность. Сравнение по каждому показателю даёт только приблизительную оценку. Так с увеличением содержания н-алканов и снижением доли ароматических углеводородов выходы этилена и пропилена будут возрастать. С повышением плотности фракции выходы низших олефинов будут падать. На основании таких простых оценок могут быть сделаны и ошибочные выводы. Например бензин с высоким содержанием ароматических углеводородов будет иметь плотность ниже чем вакуумный газойль с очень высоким содержанием н-алканов а выход олефинов из него будет выше.
Более точные оценки дают комплексные критерии. Один из них – BMCI (корреляционный индекс горного бюро США) характеризует степень ароматичности сырья:
где Ткип – средняя температура кипения К; ρ – плотность фракции кгм3.
Здесь температура кипения определяется как средняя арифметическая величина температур выкипания 10% (об.) и 90% (об.) фракции. За ноль принята величина BMCI для н-гексана а за 100 – для бензола. Для бензиновых фракций наблюдается большой разброс выходов продуктов пиролиза в узком диапазоне изменения BMCI. Поэтому этот критерий чаще используют для газойлевых фракций.
Другим критерием связывающим фракционный состав и плотность является фактор Ватсона Кв:
где Ткип – средняя температура кипения К; ρ – плотность фракции кгм3 Кв – фактор Ватсона.
Входящие в этот фактор величины измеряются в тех же единицах что и для BMCI но Ткип определяется по точке когда отгоняется 50% (об.) фракции.
В связи с широкими перспективами добычи и переработки газовых конденсатов в качестве сырья может быть использована выделенная из них бензиновая фракция. По физико-химическим фракциям прямогонных бензинов но в нём содержится обычно больше ароматических углеводородов и сернистых соединений.
При эксплуатации крупнотоннажных этиленовых производств в качестве сырья для пиролиза используют бензиновые фракции: широкие н.к. – 180 °C н.к. – 160 °C узкие н.к. – 62 н.к. – 85 н.к. – 110 62 – 85 и 85 – 120 °C.
2.2 Химизм и механизм процесса.
Процесс термического разложения углеводородов состоящий из многих элементарных реакций которые протекают одновременно и последовательно условно можно расчленить на две последовательные стадии. На первой стадии протекают первичные реакции термического расщепления алканов и циклоалканов с образованием олефинов диолефинов и алканов с меньшим чем у исходных углеводородов или равным числом атомов углерода а также водорода. На второй стадии образовавшиеся олефины и диолефины подвергаются реакциям дегидрирования дальнейшего расщепления и конденсации с образованием циклических ненасыщенных (циклополиенов) и ароматических углеводородов. В дальнейшем ходе реакции получаются всё более сложные многоядерные ароматические углеводороды. В итоге эти соединения выделяя водород и частично адсорбируясь на поверхности реакторов образуют твёрдую плёнку углерода так называемый пиролизный кокс. Последний может получаться и при прямом разложении углеводородов на углерод и водород.
Пиролиз в промышленных условиях осуществляется при давлениях близким к атмосферному или несколько превышающих атмосферное и при температурах порядка 1000-1150 К. В таких условиях реакции разложения углеводородов протекают в газовой фазе в форме свободных радикалов.
Реакции свободных углеводородных радикалов
Образование свободных радикалов. Свободные радикалы могут образовываться в процессах термического разложения из молекул исходного углеводорода чаще всего при разрыве связи С-С например при пиролизе этана:
Практически разрывом связи С-Н в качестве первичного акта пиролиза можно пренебречь. Энергия разрыва связей С-С и С-Н в молекулах алканов не одинакова для всех однородных связей и несколько изменяется в зависимости от строения молекулы и положения в ней связи. В молекулах алканов а такие же связи в положении через одну от двойной (сопряжение связи или связи в -положении) сильно ослаблены по сравнению с такими же связями в молекуле алканов.
Радикалы могут образовываться не только при мономолекулярных но и при бимолекулярных реакциях диспропорционирования либо из молекул алканов и олефинов в реакциях обратных диспропорционированию например:
Чем ниже температура и выше давление в реакционной системе тем выше соотношение скоростей би- и мономолекулярного маршрутов образования радикалов. При некоторых условиях (низкая температура) образование радикалов по бимолекулярной реакции проходит с большей скоростью чем по мономолекулярному процессу.
Соотношение энергий разрыва различных связей С-С и С-Н в молекулах реагирующих углеводородов определяет скорость реакций радикалов по тем или иным направлениям количество образующихся различных радикалов и в итоге состав продуктов реакции.
Реакции замещения (отрыв атома водорода) например:
В зависимости от соотношения величин энергии активации отрыва атомов водорода занимающих в молекуле разное положение скорость отрыва этих атомов различна что определяет структуру образующихся радикалов и в дальнейшем – состав продуктов распада молекул. Так в результате взаимодействия радикала с пропаном могут образовываться радикалы отличающиеся положением свободной валентности:
Реакции присоединения. Радикалы могут присоединиться к молекулам ненасыщенных углеводородов по кратной связи например:
Реакция распада. Практически исключительное направление распада радикалов наблюдается по связи находящейся в -положении относительно атома углерода обладающего свободной валентностью. В результате распада образуется молекула ненасыщенного углеводорода и радикал меньшей молекулярной массы чем исходный в частности . Например:
Реакции изомеризации. Изомеризация радикала представляет собой внутримолекулярный отрыв атома водорода активным атомом углерода обладающим свободной валентностью:
Реакции изомеризации протекают через промежуточное состояние – циклические активированные комплексы.
Реакции рекомбинации. Это реакции присоединения двух радикалов например:
Энергия активации реакции близка к нулю но в случае рекомбинации двух атомов водорода и возможно атома водорода и радикала .СН3 рекомбинация происходит только в результате тройного столкновения причём роль третьей сталкивающейся частицы заключается в отводе части энергии выделяющейся при образовании связи.
Реакции диспропорционирования. Диспропорционирование (перераспределение водорода) происходит в результате взаимодействия двух молекул олефинов или двух радикалов например:
Энергия активация этих реакций также близка к нулю. Но так как концентрации радикалов при термическом пиролизе обычно значительно меньше чем углеводородных молекул скорости реакций рекомбинации и диспропорционирования и роль их в образовании конечных продуктов обычно невелика.
Образование и отложение кокса. Кокс может образовываться путём конденсации и дегидроконденсации алкенов и ароматических углеводородов получившихся на первых стадиях реакции либо в результате разложения исходных углеводородов непосредственно или через промежуточные радикалы на углерод и водород.
В первом варианте имеющиеся в реакционном объёме алкены и ароматические углеводороды подвергаются реакциям конденсации поликонденсации и дегидрополиконденсации с образованием поликонденсированных ароматических углеводородов. В результате реакций конденсации образуются плоские структуры из углеродных атомов. Молекулы могут конденсироваться на поверхности реакционной системы постепенно образуя за счёт дегидрогенизации пироуглерод (кокс) или могут образовывать в газовой фазе стабильные жидкие капли (зародыши кокса) которые оседают на поверхности либо формируют частицы кокса в объёме уносимые далее из зоны реакции потоком пирогаза.
Химизм пути коксообразования наиболее рационально могут быть объяснены на основе представлений о различных коксообразующих системах и даже в разных точках одной системы.
Так на основе эксперимента сделан вывод что кокс отлагающийся в реакторе пиролиза может образовываться двумя путями:
гетерогенным разложением молекул углеводородов на стенке реактора или на частицах металла извлечённых из металлической поверхности и остающихся на поверхности растущего слоя кокса;
при реакциях присоединения в объёме реактора которым особенно благоприятствуют полициклические ароматические углеводороды содержащиеся в сырье.
В пользу представления о двух различных путях образования кокса при пиролизе углеводородов свидетельствует в частности разнообразие типов и структур кокса формирующегося при термическом разложении жидких и газообразных углеводородов. При температурах промышленного пиролиза – от 650 до 900 °C – может формироваться кокс трёх типов отличающихся строением (макроструктурой): волокнистый нитевидный ленточный (дендрит) или игольчатый слоистый анизотропный образующий относительно непрочную плёнку чёрного цвета.
Количественное соотношение двух путей образования кокса зависит от условий ведения процесса образования кокса зависит от условий ведения процесса. Кокс образованный каталитическими реакциями (нитевидный) очевидно преобладает при относительно низких температурах и на ранних стадиях процесса. При более высоких температурах и значительных степенях превращениях исходного сырья возрастает значение конденсационного механизма причём тип кокса зависит от парциального давления углеводородов от свойств поверхности на который кокс отлагается строения исходных углеводородов температуры и ряда других факторов. С увеличением парциального давления углеводородов повышается доля образующего аморфного кокса.
2.3 Термодинамика процесса и возможные области его протекания.
Термическое разложение углеводородов представляет собой сложный процесс который можно представить как ряд протекающих последовательно и параллельно химических реакций с образованием большого числа продуктов. Энергетические характеристики реакций определяют направления и максимальную равновесную степень превращения по ним исходных веществ. Равновесную степень превращения по химической реакции можно вычислить из уравнения зависимости энергии Гиббса (свободной энергии G°):
где Кр – константа равновесия G – энергия Гиббса R – газовая постоянна Т - температура
Изменение стандартной энергии Гиббса определяется разностью стандартных значений энергии Гиббса образования конечных и исходных веществ реакции. Степень превращения исходных веществ по реакции является однозначной функцией константы равновесия Kp аналитическое выражение которой определяется стехиометрией реакции.
В результате термического разложения углеводородов получаются различные продукты и в том числе низшие олефины метан а также другие алканы меньшей молекулярной массы чем исходный. Так при описании пиролиза этана молекулярными реакциями основной является реакция дегидрирования с образованием этилена. При пиролизе пропана наряду с дегидрированием до пропилена происходит расщепление до этилена и метана.
Аналогично реакциями дегидрирования и расщепления по двум направлениям можно представить разложение н-бутана. Алканы С2–С4 разлагаются согласно молекулярным реакциям:
Равновесное дегидрирование алканов С2-С4 может пройти до конца при 800-850 °C. Реакции расщепления алканов могут завершиться при более низкой температуре порядка 250-450 °C причём чем больше атомов углерода в молекуле исходного углеводорода тем более низкой температуре соответствует его полное равновесное расщепление. Одной из реакций пиролиза алканов является разложение их на углерод и водород. С повышением температуры равновесная степень разложения алканов и олефинов по этой реакции возрастает а ацетилена – падает. Поэтому при температуре 1400 К ацетилен становится термодинамически более стойким чем этилен. Стабильность углеводородов к разложению по этому направлению уменьшается с увеличением числа атомов углерода в молекуле. Практически в условиях пиролиза то есть при малом времени пребывания сырья в зоне реакции распад алканов и олефинов на углерод и водород несмотря на его большую равновесную вероятность осуществляется из-за кинетических ограничений в небольшой степени.
Данные расчётов равновесных степеней превращений углеводородов при пиролизе по отдельным реакциям могут быть использованы лишь для качественных сравнительных оценок стабильности веществ и состава продуктов так как не учитываются результаты других параллельно протекающих реакций. В процессе пиролиза вещества участвуют в нескольких одновременно протекающих реакций и их концентрация меняется в соответствии с этим. Поэтому при количественных равновесных расчётах следует учитывать все превращения. Для расчёта равновесного состава продукта пиролиза необходимо решить систему алгебраических уравнений связывающих концентрации исходных веществ образующихся соединений и константы равновесия молекулярных реакций которыми условно описывается процесс. Результаты расчётов показали что для пиролиза этана пропана и н-бутана равновесная концентрация этилена в продукте для диапазона температур 900-1300 К имеет максимум который приходится для этана на 900 К для пропана – на 1050 К и для н-бутана – на 1100 К. При более низких температурах равновесные концентрации этана и пропилена велики а при более высоких резко возрастает равновесная концентрация ацетилена и снижается равновесная концентрация не только этилена но и метана.
Позднее аналогичные расчёты были проведены с применением ЭВМ причём наряду с температурой изменялись такие параметры пиролиза пропана как общее давление в системе и разбавление сырья водяным паром. Результаты показывают что с увеличением давления в системе равновесные выходы этилена снижаются а алканов – возрастают в частности снижается равновесная степень превращения исходного пропана. С другой стороны увеличение разбавления сырья водяным паром приводит к благоприятным результатам: равновесный выход этилена несколько возрастает повышается также степень превращения пропана выход алканов – продуктов реакции – уменьшается.
В соответствии с результатами термодинамических расчётов пиролиз углеводородов для производства низших олефинов целесообразно осуществлять при довольно высоких температурах превышающих 600-700 °C и для получения этилена необходима более высокая температура чем для преимущественного производства пропилена. Верхний предел температуры определяется возможностью проведения его без значительного образования ацетилена. Согласно данным термодинамических расчётов пиролиз следует проводить при низком давлении желательно приближающемся к атмосферному и при достаточном разбавлении сырья водяным паром.
2.4 Влияние основных технологических параметров на результат процесса.
К числу основных параметров в наибольшей степени влияющих на процесс пиролиза относятся температура время пребывания сырья в реакторе и парциальное давление взаимодействующих углеводородов.
Применяемые в промышленной практике величины этих важнейших параметров устанавливаются в соответствии с известными зависимостями термодинамики и кинетики реакций углеводородов при пиролизе.
Влияние параметров пиролиза на жесткость процесса. Жесткость пиролиза углеводородного сырья определяется уровнем температуры его переработки и временем пребывания его в области высоких температур в которой осуществляется реакция. За меру жесткости переработки сырья при пиролизе могут принимаются некоторые показатели характеризующие состав или свойства продукта реакции. Применяют для этого в частности степень превращения (конверсии) сырья. При пиролизе бензиновых фракций применяют в качестве показателя жесткости отношение образующихся водорода и метана к этилену поскольку выходы водорода и метана с увеличением жесткости увеличиваются постоянно а выход этилена при высокой жесткости не возрастает или несколько уменьшается. Используют также в качестве показателя жесткости отношение выходов пропилена к этилену которое снижается по мере увеличения жесткости. При равной степени превращения прямогонного бензина выходы этилена бутадиена-13 и ацетилена с уменьшением времени пребывания возрастают.
Важнейший параметр процесса – температура – определяет степень превращения исходных веществ по реакциям протекающим при пиролизе. Так как первичные реакции термического разложения исходных веществ можно рассматривать как реакции первого кинетического порядка скорости их протекания линейно зависят от концентрации исходных веществ а степень разложения не зависит от их концентрации но зависит от температуры. От температуры зависит также и доля образовавшихся на первой стадии различных радикалов подлежащих распаду и следовательно выходы различных низших олефинов. Таким образом температура процесса – фактор определяющий как степень разложения исходного вещества так и распределение продуктов пиролиза. С увеличением температуры в результате первичной реакции повышаются выходы низших олефинов метана и водорода и снижается выход алканов.
В условиях обычного пиролиза когда глубина разложения исходных веществ достаточно велика с определенной глубиной протекают и вторичные реакции например разложение олефинов и диолефинов образовавшихся на первой стадии реакции типа присоединения и т.д. При этом наиболее стабильным соединением из первичных олефинов является этилен. Пропилен и бутены на второй стадии реакции в присутствии атомарного водорода разлагаются; из пропилена и бутена-1 дополнительно получается этилен. В свою очередь последний при повышении температуры увеличивает скорость реакций присоединения с образованием в итоге бензола а при значительном повышении температуры ускоряется отщепление водорода с образованием ацетилена. Хотя скорость вторичных превращений в меньшей степени зависит от температуры чем первичных однако такая зависимость существует и характеризуется величинами энергии активации соответствующих реакций. Поэтому выходы продуктов реакции пиролиза углеводородов при различных температурах определяются не только зависимостью глубины превращения исходного вещества от температуры.
Процессы распада сырья начинаются при температуре ~ 6000С и идут с заметной скоростью с образованием газообразных продуктов при температурах выше 650 0С. В интервале от 6000С до 6800С из алканов и нафтенов в заметном количестве образуются наряду с пропиленом и этиленом высшие олефины – пентены и гексены. При более высоких температурах увеличивается выход более легких углеводородов причем выходы олефинов С2-С4 проходят через максимум. Стабильность олефинов возрастает с уменьшением их молекулярной массы и максимум их выхода сдвигается в сторону более высоких температур.
В условия промышленного пиролиза температура перерабатываемого сырья неодинакова по длине реактора и обычно достигает максимума на выходе из него.
Другим важным параметром пиролиза является время пребывания пиролизуемых веществ в зоне реакции называемое иногда временем контакта. Под временем пребывания понимают промежуток времени в течении которого поток реагирующего вещества находится в реакционном змеевике при таких температурах когда реакция пиролиза протекает с значительной скоростью. Условной температурой начала реакции в случае УВ С5-С10 можно считать 6500С. Кривые выходов ряда продуктов в зависимости от времени пребывания проходят через максимумы для каждой температуры. Выходы водорода и метана с увеличением времени пребывания непрерывно возрастают.
Таким образом увеличение температуры пиролиза с одновременным сокращением времени пребывания способствует достижению более высоких выходов целевых продуктов в том числе этилена.
Влияние параметров пиролиза на селективность процесса. Важным фактором влияющим на селективность пиролиза является давление в зоне реакции точнее – парциальное давление углеводородной части реагирующего потока. Этилен и другие низшие олефины образуются в результате первичных реакций первого кинетического порядка степень превращения сырья по этим реакциям от давления не зависит но олефины реагируют дальше превращаясь в продукты полимеризации или конденсации и степень их превращения по этим направлениям пропорциональна парциальному давлению. Парциальное давление углеводородной части реагирующей смеси определяется суммарным давлением в реакторе и разбавлением сырья водяным паром.
О давлении смеси в реакторе судят как правило по давлению на выходе из реактора. Снижения давления на выходе из реактора благоприятно влияет на выходы олефинов С4 и бутадиена-13. Выход этилена меняется мало а выход метана снижается. Выход легкой фракции жидких продуктов (пироконденсата) в результате повышения давления в точке на выходе реактора увеличивается а выход тяжелой фракции жидкого продукта (пиролизного масла) увеличивается в большей степени чем выход пироконденсата. Расчеты показали что оптимальное давление на выходе из реактора в среднем находится в пределах 016-020 МПа.
Парциальное давление углеводородов в зоне реакции зависит кроме указанных факторов также от перепада давления в потоке по длине реактора который в свою очередь зависит от расхода сырья и его физических свойств размеров и конструкции реактора.
Важным и относительно легко варьируемым фактором определяющим парциальное давление углеводородов является разбавление углеводородного сырья водяным паром. С увеличением разбавления сырья паром (снижением парциального давления углеводородов) возрастают выходы этилена бутадиена-13 и бутенов но снижаются выходы ароматических углеводородов и метана следовательно селективность пиролиза повышается. Замечено также повышение выхода ацетилена с увеличением степени разбавления бензиновой фракции водяным паром при времени пребывания 04с.
Парциального давления УВ на выход пропилена не влияет. Пропилен в ректоре пиролиза взаимодействует не только в направлении образования более тяжелых продуктов уплотнения но и вступает во взаимодействие с атомарным водородом с образованием этилена; причем этой реакции способствует низкое парциальное давление УВ.
С увеличением разбавления УВ водяным паром снижается коксообразование в реакторе так как уменьшается скорость реакций второго и более высоких кинетических порядков.
Так как добавление водяного пара снижает скорость отложения кокса на внутренней поверхности пиролизных труб уменьшается скорость роста перепада давления и температуры поверхности труб за время рабочего пробега а длительность его до очистки труб от кокса увеличивается. Таким образом за счет разбавления сырья паром можно повысить жесткость пиролиза и увеличить выход этилена без снижения селективности процесса.
Влияние параметров на коксообразование и отложения кокса при пиролизе. В процессе пиролиза образуется и большей частью откладывается на стенках трубчатого реактора твердый коксообразный продукт (пиролизный кокс) состоящий почти целиком из углерода. Глубина превращения исходных УВ в кокс в промышленных печах не велика: выход кокса составляет менее 001% но неблагоприятное воздействие пленки кокса отлагающихся в трубах на результаты пиролиза значительно.
Отложение кокса затрудняет теплопередачу через стенку ректора способствует ускорению коррозии и износа материала труб что ведет к снижению выходов олефинов снижению срока службы труб уменьшению длительности межремонтных периодов эксплуатации печей.
Получающийся при промышленном пиролизе кокс неоднороден и образует ряд коксообразных продуктов:
) пироуглерод или слоистый углерод (анизотропный кокс)- образуется в виде слоев упорядоченной структуры;
) волокнистый углерод – имеет форму волокон или игл;
) сажеобразный изотропный кокс состоящий из субмикроскопических частиц с формой близкой к сферической образуется при высокой концентрации УВ в объеме продолжительном времени пребывания и низких температурах.
Скорость отложения кокса зависит от состава сырья то основных параметров процесса и от материала стенок реакторов
2.5 Современные тенденции развития процесса пиролиза.
К настоящему времени единственным освоенным и широко распространенным промышленным методом является пиролиз в трубчатых печах. Его качественное развитие направлено пока в основном по пути совершенствования существующей технологии. Однако несмотря на достигнутый прогресс связанный с изменением конструкции змеевика и конвекционной зоны печи использованием современных закалочно-испарительных аппаратов (ЗИА) возможности этого процесса ограничены особенно при использовании сырья склонного к повышенному коксообразованию. Необходимость расширения сырьевой базы сокращения удельного расхода сырья а также энергетических и материальных затрат заставляет вести поиск новых модификаций процесса в основном рассчитанных на пиролиз тяжелых видов углеводородного сырья (мазут вакуумный газойль нефть).
Уменьшение образования кокса можно достичь изменением материала пирозмеевика [16] или обработки его поверхности. В разных работах предлагаются использовать двухслойные материалы пирозмеевика с менее жаропрочным слоем с низким содержанием каталитически активных металлов внутри пирозмеевика или нанесением на внутреннюю поверхность защитного слоя. Для повышения теплопередачи от стенки пирозмеевика к паросырьевому потоку предлагается использовать пирозмеевики с повышенной внутренней ребристой поверхностью что приведет к более высокой теплопередаче и снижению необходимой температуры внутренней стенки. Однако из-за сложности эксплуатации ребристых пирозмеевиков пирозмеевиков с двойным и защитным слоем широкого распространения данные технологии не получали.
Рассматривается способ пиролиза пропан-бутановой фракции углеводородной смеси с повышенным выходом этилена и без образования кокса [17]. Изобретение относится к получению низших олефинов и может быть использовано в химической и нефтехимической промышленности в частности к способу пиролиза пропан-бутанового углеводородного сырья с целью получения этилена. Способ пиролиза пропан-бутановой углеводородной смеси заключается в том что путем обработки поверхности реактора водными суспензиями или растворами соединений цинка кадмия и фосфора (золь-гель метод) последующей сушкой покрытия при 80-100°С и термообработки 250-450°С в течение 3-4 часов формируется защитное покрытие весом до 70-100 гм2 поверхности и брутто-состава (мольн.%): P2O5 40-50 ZnOCdO 50-40 и дополнительно примеси окислов железа хрома и никеля образующихся за счет состава металла реактора при термообработке покрытия. Технический эффект - пиролиз пропан-бутановой углеводородной смеси с выходом этилена до 50-60% без образования кокса при 770-850°С.
Также предлагаются и принципиально новые методы осуществления пиролиза. К их числу относятся каталитический инициированный окислительный и гидропиролиз а также термоконтактные варианты этого процесса.
В ходе разработки каталитического пиролиза исследовано влияние большого числа гетерогенных и гомогенных катализаторов. В условиях гетерогенно-каталитического пиролиза как было показано советскими исследователями [15] происходит увеличение селективности процесса и степени превращения сырья (выхода этилена). Результаты многочисленных работ выполненных ими позволили выявить каталитическую активность ряда соединений: оксидов металлов переменной валентности оксидов и алюминатов щелочных щелочноземельных и редкоземельных металлов а также некоторых алюмосиликатов. Обычно их наносят на носители в качестве которых применяют пемзу модификации оксидов алюминия и циркония корунд аморфные и кристаллические цеолиты. Из множества проверенных катализаторов пиролиза лучшие результаты получены при использовании метаванадата калия оксидов индия кальция и магния некоторых цеолитов. Так например применение ванадата калия на синтетическом корунде оксидов индия и калия на пемзе позволяет почти на 10% увеличить выход этилена по сравнению с результатами термического пиролиза высокой жесткости при сохранении выхода пропилена на прежнем уровне. Варьируя состав катализатора возможно значительно изменять выход бутадиена. На отдельных катализаторах было исследовано влияние природы сырья а при пиролизе индивидуальных олефинов высказаны предположения о возможных вариантах механизма каталитического пиролиза. Установлена специфическая роль водяного пара взаимодействующего с поверхностью катализаторов. На опытных установках проведено исследование влияния коксообразования на каталитическую активность и отработаны условия регенерации катализатора способного работать до 200 ч (количество водяного пара около 75% по массе). Расчеты показали высокую эффективность каталитического пиролиза приводящего к снижению на 10-12% себестоимости низших олефинов.
В настоящее время центр исследований этого направления из России перемещается в Японию. В 1995 году там начата разработка нового проекта энергосберегающего способа получения этилена из нефти низкотемпературным каталитическим пиролизом с целью замены традиционного энергоемкого процесса. Полагая что на его создание потребуется 10 лет стоимость предстоящих работ оценили в 192 млн долларов. Основой разработки остается выбор катализатора отвечающего совокупности всех требований процесса. Переход от существующей технологии к каталитическому пиролизу позволит сэкономить 200 тыс. м3 топлива (30% энергозатрат) на 1 млн т этилена.
В качестве гомогенных инициаторов первичных реакций пиролиза был исследован широкий круг соединений. Целью их применения являлось снижение жесткости процесса при сохранении (увеличении) селективности и выхода по этилену. По различным причинам одни из самых активных инициаторов - пероксид водорода (высокая стоимость добавки) и хлороводородная кислота (проблемы коррозии) не получили практического применения. Отмечено положительное влияние некоторых кислородсодержащих органических соединений (кислоты спирты отходы различных производств содержащие смеси этих и других окисленных углеводородов) на выход этилена возрастающее с "утяжелением" исходного сырья.
Для уменьшения скоростей вторичных реакций и увеличения скорости газификации откладывающегося кокса в качестве добавок предложено применять органические и неорганические соединения S и P соли и гидроксиды некоторых металлов. К синергетическому эффекту (увеличение скорости и снижение коксообразования) приводит использование в качестве активирующей добавки продуктов озонолиза определенных нефтепродуктов включающих одновременно и серо- и кислородсодержащие фрагменты. Однако данные ингибиторы рекомендуются для использования при пиролизе малосернистого сырья то есть в основном для пиролиза газообразного сырья. Кроме того существует проблема образования сероводорода в больших количествах при распаде серосодержащих соединений неравномерности распределения ингибитора по паросырьевому потоку что сдерживает применение ингибирующих добавок.
Эффективной добавкой к исходной нефтяной фракции пиролиза могут служить водород или вещества образующие его в условиях процесса. Кроме положительного влияния на скорость первичных реакций присутствие Н2 снижает степень коксообразования. Недостатки варианта гидропиролиза связаны с дополнительным расходом водорода и увеличением объема газообразных продуктов пиролиза что приводит к ухудшению показателей стадии разделения пирогаза. С целью их устранения был предложен вариант поведения пиролиза в условиях повышенного давления водорода - 20-25 МПа. В жестких условиях при пиролизе бензинов выход этилена составляет около 40% метана - 34%. Аналогичные результаты получены при подаче в зону пиролиза нафты или газойля водородсодержащих продуктов предварительно проведенного пиролиза этана.
Термоконтактный пиролиз возможен с использованием жидких газообразных и твердых теплоносителей. Применение для этой цели расплавов (металлов их солей и шлаков) имеет достоинства: высокоэффективная теплопередача возможность переработки практически любых видов сырья простота непрерывной эвакуации сажи и кокса из зоны реакции. Пиролиз в расплавах позволяет получать из широких нефтяных фракций этилен с высоким выходом (до 25% при пиролизе нефти). Значительный комплекс работ в этом направлении с изучением различных способов технологического оформления процесса выполнен советскими учеными. Исследованы различные способы контактирования углеводородов с теплоносителем: барботаж через слой расплава переработка в дисперсии или пленке расплава. По способу подвода тепла возможен прямой контакт расплава со средой либо через стенку аналогично процессу пиролиза в трубчатых печах.
Основные проблемы пиролиза в расплавах связаны с необходимостью нагрева и циркуляции теплоносителя. С целью их решения проверен вариант пиролиза в трубчатых печах с дисперсионно-кольцевым течением расплава. За счет повышения теплонапряженности поверхности змеевика удалось значительно сократить его длину а значит и время пребывания в нем сырья до 005 с. Соответственно наблюдали и увеличение выхода этилена при пиролизе бензина с 28 до 41%. Применение расплавов металлов с температурой плавления 300 0С в некоторой степени упрощает технологию подвода тепла и разделения продуктов однако не решает эту проблему в полной мере.
Вариант пиролиза с использованием высоконагретых газообразных теплоносителей начали активно изучать еще в 60-х годах. Первоначально использовали дымовые газы или их смесь с перегретым водяным паром преимущественно для получения ацетилена. Однако невысокие технико-экономические показатели этого направления заставили отказаться от него ориентируясь на перегретый до 1600-2000 0С водяной пар. При температуре 900-1200 0С (на выходе из адиабатического реактора) и времени пребывания 0005 с из нефти получают пирогаз с высоким содержанием этилена (до 21%) и ацетилена (до 13%) а также жидкое сырье для производства графитовых материалов. Японская фирма "Kurecha Chemical Industry" в 1970 году начала эксплуатацию промышленной установки такого типа мощностью 100 тыс. т по перерабатываемой нефти. Дальнейшим развитием технологии этого процесса занимался консорциум японских фирм и "Union Carbide". Мощность опытных установок была доведена до 2000 т этилена в год но запланированные сроки промышленной реализации проекта все время отодвигаются. Аналогична судьба и русского аналога применявшего в качестве теплоносителя смесь водяного пара и водорода и предназначенного для пиролиза вакуумного газойля и мазута.
Кроме того не утихает интерес к плазмохимическим технологиям [18] становление которых происходило в 60-х годах ХХ века когда были выполнены первые работы в СССР и США на примере пиролиза метана жидких углеводородов и таких процессов как восстановление окислов металлов получение тетрафторэтилена пероксида водорода синильной кислоты и других процессов . Основным преимуществом плазмохимическим реакций является возможность использования малоценного или трудноперерабатываемого сырья. Эти процессы осуществляются в несколько этапов – один из реагентов предварительно нагревается в плазмотроне с частичным переводом его в ионизированное состояние и далее полученная плазма смешивается с остальными реагентами и подается в реактор где при температурах 1000-10000К начинается химическая реакция. В лабораторных условиях и в производстве плазму получают нагревая газ в электродуговых высокочастотных и микроволновых разрядах. Использование микроволновых плазмотронов позволяют получать плазму при добавлениях близких к атмосферному при которых температура плазмы не превышает 1000К
Появление перспективных вариантов каталитического инициированного водородного пиролиза пока не привело к кардинальному пересмотру сложившихся представлений. Зато достигнут значительный прогресс на стадии разделения в результате которого стали доступными индивидуальные бутены изо- и н-амилены изопентан изопрен дициклопентадиен что может дать резкий толчок развитию новых промышленных синтезов на их основе. Расширение сырьевой базы и спектра продуктов пиролиза согласно большинству прогнозов сохранит за ним ключевые позиции в нефтехимии и в реально обозримом будущем.
3 Технологические расчеты процесса и аппаратов
3.1 Характеристика сырья и получаемых продуктов
В качестве сырья используется бутановая фракция.
Состав продуктов пиролиза приведен в таблице 1.3
Таблица 1.3 – Состав продуктов пиролиза
Этилен и пропилен - первичные продукты пиролиза они являются товарной продукцией и используются в качестве сырья для производства пластических масс синтетических смол каучуков и волокон.
Основные направления использования этилена включают производства: полиэтилена поливинилхлорида стирола этиленгликоля этанола ацетальдегида винилацетата пропионовой кислоты пропионового альдегида.
Пропилен применяют в синтезах полипропилена акрилонитрила пропиленгликоля ацетона изопропилбензола олигомеров изопропанола оксоспиртов аллилацетата глицерина.
Образующаяся при пиролизе фракция углеводородов С4 содержит до 062% бутадиена-13 014% изобутена 015% бутана. Бутадиен-13 в мировой нефтехимии используется для получения эластомеров.
Основные области применения изобутена - производства изобутилметилового эфира и изопрена спиртов и пластических масс.
Также при пиролизе бензиновой фракции выделяют наиболее высокие выходы ароматических углеводородов – бензола толуола ксилола.
3.2 Описание технологической схемы установки
В качестве технологической схемы выбираем типовую схему получения непредельных углеводородов (блок пиролиза) блоки компремирования пирогаза и газоразделения не приводим.
В приложении А приводится технологическая схема блока пиролиза бутановой фракции.
Сжиженные газы из сырьевых емкостей поступают через сепаратор С-1 в испаритель Т-1 обогреваемый водяным паром. Испарившееся сырье через перегреватель Т-2 подается в коллектор идущий к печам пиролиза. В Т-2 сырье перегревается на 30—40 °С выше температуры испарения. Давление при испарении поддерживается 05—10 МПа чтобы затем пары сырья могли преодолеть сопротивление трубчатого змеевика печи.
Пиролиз углеводородов осуществляется в печи П-1. Перед входом в печь к пиролизному сырью добавляют водяной пар для разбавления реагирующих веществ. Эго уменьшает вероятность столкновения между собой молекул олефинов в результате снижается роль реакций полимеризации и конденсации. При разбавлении водяным паром уменьшается выход кокса.
В трубчатой печи сырье проходит по трубам конвекционной секции нагреваясь до 620 °С и радиантной секции где и происходит при 700 — 845 °С разложение углеводородов.
Уходящие из печи газы пиролиза необходимо сразу же охладить чтобы предотвратить вторичные реакции полимеризации и конденсации олефинов. Охлаждение производится в закалочном аппарате А-1. В трубное пространство подаются продукты реакции в межтрубное пространство - вода. Из закалочного аппарата пиролизный газ с температурой 420 °С направляется в котел-утилизатор Т-3 где охлаждается до 200 °С отдавая тепло для испарения воды.
Из Т-3 пиролизный газ поступает для охлаждения и промывки в пенный аппарат Т-4. Здесь газ за счет непосредственного контакта с водой охлаждается до 70 °С. Одновременно с охлаждением происходит отмывка газа от сажи и кокса; конденсация тяжелой смолы и водяного пара. Дальнейшее охлаждение пиролизного газа производится в холодильнике Х-1 и промывателе А-2 орошаемом холодной (10—15 °С) циркуляционной водой.
Охлажденный и промытый газ подается в секцию компримирования где его сжимают компрессорами до 35—40 МПа. Сжатый газ подают на установку газоразделения где он разделяется на узкие фракции.
3.3 Аппаратурное оформление процесса
В настоящее время трубчатый пиролизный реактор с наружным огневым обогревом является самым распространенным как в России так и за рубежом. Простота конструкции относительно небольшие эксплуатационные расходы удовлетворительные показатели работы являются главными и положительными качествами трубчатых печей.
В настоящее время в нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности при меняются печи радиантно -конвекционного типа.
Эти печи имеют радиантную и конвекционную секции. Трубы радиантной секции секции размещены на стенах под крышей или на полу печей. Радиантная секция получает основное тепло за счет излучения и является наиболее эффективной частью пиролизного змеевика. В конвекционной секции теплопередача в основном идет от потока дымовых газов к трубам змеевика.
Наибольшее распространение получили трубчатые печи с экраном из труб двустороннего облучения. Печь обогревается панельными беспламенными горелками конструкции Гипронефтемаша собранными в виде двух излучающих стен.
Каждая труба радиантной секции получает тепло с двух сторон. Это в большой мере устраняет неравномерность обогрева радиантных труб по окружности трубы в печах где трубы висят под сводом печи или лежат на поду печи т. е. облучаются односторонне.
Это способствует интенсификации передачи тепла через стенки труб и позволяет значительно увеличить теплонапряженность поверхности труб и производительность печи по сырью. По имеющимся данным теплонапряжонность поверхности труб в печах двустороннего облучения можно увеличить на 20 - 30% а производительность по сырью - на 50% по сравнению с факельными пиролизными печами.
Трубы радиантной секции висят на специальных опорах из жаростойкой стали так что ось трубы перпендикулярна направлению движения газов в горелке. Это cамoе выгодное положение трубы. Против каждого горизонтального ряда горелок расположено несколько пиролизных труб радиантной секции.
Изменяя количество подаваемого в ряд горелок топливного газа можно варьировать количество подводимого тепла по длине радиантной секции пиролизного змеевика. При этом становится возможным обеспечить оптимальную температуру (и максимальную теплонапряженность) на каждом участке радиантной секции.
Применение печей градиентного типа снижает удельные капитальные
затраты на строительство печи более чем на 20% и расход топлива на 20- 25% а также повышает выход этилена и пропилена на 10-15% за счет более равномерного обогрева пиролизного змеевика
Закалочно -испарительные аппараты (ЗИА).
Продукты пиролиза выходят из змеевиков промышленных печей при температуре 780-870С. Перед поступлением в узел компримирования они должны быть охлаждены до -400С. Утилизация тепла пирогаза играет важную роль в сокращении энергетических затрат на этиленовых установках. Пребывание продуктов пиролиза в зоне высоких температур приводит к уменьшению содержания в них целевых продуктов - олефинов И диенов - в результате их участия во вторичных реакциях конденсации и полимеризации. Быстрое охлаждение пирогаза до температуры при которой практически прекращаются нежелательные реакции называют закалкой. Осуществляют закалку двумя способами:
) непосредственным смешением с хладагентом таким как вода углеводороды расплавы металлов и их солей;
) передачей тeплa через стенку.
Прямое охлаждение (впрыск воды) или углеводородов) увеличивает продуктовый поток и соответственно стоимость последующего его разделения а тепло пирогаза при этом как правило почти не утилизируется.
В современных этиленовых производствах получили практическое использование закалочно-испарительные аппараты - теплообменники в которых быстрое охлаждение пирогаза осуществляется за счет испарения воды с получением водяного пара давлением 3-13 МПа. Пар давлением 13 МПа используют для привода турбин компрессоров что значительно сокращает потребление электроэнергии на установке. Пар давлением 3 МПа употребляют в качестве пара разбавления и на другие технологические нужды этиленового производства. Конструкция закалочно-испарительных аппаратов должна обеспечивать:
-минимальное время пребывания пирогаза (001-003 с) от выхода из змеевика до момента достижения температуры при которой прекращаются вторичные реакции;
-минимальный перепад давления (до 003 МПа для чистой поверхности) что способствует повышению селективности пиролиза;
-температуру стенки охлаждающей поверхности превышающую температуру конденсации тяжелых продуктов пиролиза.
Существует две разновидности конструктивного оформления ЗИА. В первом варианте пирогаз проходит по трубкам а по межтрубному пространcтву - горячая вода. Во втором варианте пирогаз проходит по межтрубному пространству аппарата.
Кожухотрубчатые аппараты.
Кожухотрубчатые теплообменники являются необходимыми аппаратами на установке пиролиза. Трубное пространство этих аппаратов состоит из большого количества трубок собранных в пучок с помощью двух трубных решеток в которых развальцованы концы трубок. Межтрубное пространство ограничено поверхностью трубок трубной решеткой и кожухом аппарата.
К основным аппаратам этой группы относятся испаритель и перегреватель сырья конденсаторы-холодильники пиролизного газа котлы-утилизаторы тепла пиролизного газа.
Испаритель и перегреватель сырья.
Испаритель и перегреватель сырья предназначены для испарения жидкого сырья и перегрева его паров перед подачей на пиролиз. Обычно эти аппараты устанавливаются вертикально. Сырье подается в трубное пространство а в межтрубное пpocтpaнcтвo подается водяной пар. Испаритель размешают ниже сепаратора таким образом чтобы вся теплообменная поверхность испарителя была полнocтью залита жидким сырьем
Конденсаторы-холодильники пиролизного газа.
Кожухотрубчатые конденсаторы служат для охлаждения пиролизного газа и конденсации из него легких углеводородов и воды. В трубное пространство подается вода в межтрубное проcтpaнcтвo - пиролизный газ. Для улучшения контакта газа с теплообменной поверхностью в межтрубном пространстве размещены перегородки. В нижней части предусмотрен штуцер для слива водо -смоляного конденсата.
Котлы-утилизаторы тепла пиролизного газа предназначены для получения водяного пара за счет использования тепла пиролизного газа при охлаждении его до 300-350 0С. Котел работает в условиях высоких температур поэтому почти весь выполнен из жаропрочной стали. Для компенсации тепловых напряжений аппарат устанавливается на катках в корпусе его имеется компенсационное устpoйство. Для уменьшения эрозии передней части трубок частицами кокса применяют металлические или керамические насадки на концы трубок.
Пенные аппараты и промыватели.
В последнее время на пиролизных установках широко применяются пенные аппараты. Внутри пенного аппарата установлены три ситчатые тарелки на каждую из них по отдельному вводу подается охлаждающая вода. Пиролизный газ с большой скоростью (2-4 мсек) проходит через тарелки создавая на них пену. Пена обеспечивает большую поверхность контакта между газом и водой. Охлажденный и отмытый газ уходит вверх на следующую тарелку а пена сливается в куб аппарата где без газа тотчас разрушается.
Промыватель предназначен для охлаждения пиролизного газа до 20 0С отмывки его от сажи и кокса конденсации из газа легкой смолы и водяного пара. Промыватель состоит из распылителя воды и центробежного скруббера.
Распылитель предназначен для того чтобы обеспечить хорошее смешение и контакт пиролизного газа с водой а скруббер - для отмывки газа от смолы и сажи а также для сепарирования газа от воды содержащей смолу и сажу.
Сепараторы и отстойники для смолы.
Отстойники для смолы представляют собой аппараты изготовленные из стальных листов. В последнее время получили распространение отстойники из железобетона но они должны быть очень тщательно сделаны иначе сквозь бетон протекают легкая смола и вода. Внутри отстойника происходит отделение смолы от воды: легкая смола всплывает наверх переливается через вертикальную перегородку в смоляной карман и из него отводится из отстойника. Тяжелая смола опускается вниз заполняет углубления и периодически выливается из отстойника в сборник смолы.
Отстоявшееся вода проходит через широкую щель в низу вертикальной перегородки отстойника и переливается в карман через который и отводится к насосам.
Отстойники снабжены системой для продувки инертным газом (азот) с тем чтобы максимально уменьшить выделение углеводородов в атмосферу.
Сепараторы пиролизного газа и газового сырья представляют собой пустотелые аппараты. Скорость газа в них по сравнению со скоростыо в трубопроводах намного ниже поэтому капельки жидкости выпадают из газа. Жидкость отводится с низа сепараторов а газ - через верхний штуцер.
Холодильники циркуляционной воды.
Для охлаждения циркуляционной воды ее пропускают сквозь трубы оросительных холодильников на которые сверху льется охлаждающая вода. Оросительный холодильник состоит из секций каждая из которых представляет собой змеевик. Трубы соединены между собой калачами собранными на фланцевых соединениях. Фланцевые соединения служат для разборки холодильника для чистки или ремонта.
Для улучшения распределения воды на некоторых установках применяют распределительное устройство представляющее собой перфорированную трубу расположенную между трубами оросительного холодильника. По бокам ее над трубами холодильника установлены отбойные щитки с вырезанными внизу зубцами. Выходящая под давлением 02-03 МПа из перфорированной трубы вода попадает на отбойные щитки и в виде пленки равномерно стекает на трубы оросительного холодильника.
На пиролизной установке применяются центробежные насосы. Они служат для подачи циркуляционной и оборотной воды откачки сточных вод на очистку подачи конденсата в закалочные аппараты и котлы-утилизаторы.
Центробежный насос состоит из насаженного на вал рабочего колеса (диска с лопастями) находящегося в камере насоса. Рабочее колесо приводится во вращение с помощью электромотора. Развивающаяся при этом центробежная сила отбрасывает перекачиваемую жидкость от центра к краю окружности рабочего колеса откуда жидкость поступает в напорный трубопровод.

автоматизация пиролиз.doc

Астраханский государственный технический университет
Кафедра: "Автоматизация
технологических процессов
АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА
Химическая промышленность является важнейшей отраслью современной индустрии которая в последние десятилетия приобрела очень большое значение.
Химическая промышленность вырабатывает десятки миллионов тонн различных продуктов и материалов для чего требуется большое количество доступного и дешевого сырья поэтому особенно быстро развиваются производства химических продуктов из нефти и газов т. е. нефтехимические производства являющиеся наиболее производительными и экономически выгодными.
Темпы роста нефтехимических производств и усложнение в управлении технологическими процессами требуют применения средств контроля регулирования сигнализации и блокировки. Использование этих устройств снижает возможность травматизма и вероятность экологического загрязнения окружающей среды способствует безаварийной работе аппаратов. Следует отметить также что из-за сокращения брака и отходов увеличивается количество выпускаемой продукции.
Проектируемая установка пиролиза предназначена для глубокого разложения углеводородного сырья (бутановой фракции). Процесс протекает при высоких температурах характеризуется наличием взрыво- и пожароопасных веществ поэтому для решения задач эффективного и надежного управления процессом необходимо применение централизованной автоматической системы управления.
Целесообразно систему управления работы установки реализовать в целом на базе микропроцессорной техники оптимизирующей технологические параметры отдельных ее блоков и обеспечивающей стабильную выработку целевого продукта заданного качества.
1 Выбор и обоснование параметров контроля и регулирования
Пиролиз - наиболее жесткая форма термического крекинга нефтяного и газового сырья осуществляемая обычно при 700 - 900°С с целью получения углеводородного газа с высоким содержанием непредельных углеводородов. Режим направлен на получение максимального выхода этилена. Наряду с газом образуется некоторое количество жидкого продукта - смолы содержащей значительные количества моноциклических (бензол толуол ксилолы) и полициклических ароматических углеводородов (нафталин антрацен).
Аппаратурное и технологическое оформление процесса пиролиза предопределяется следующими его особенностями: необходимостью проведения процесса при высокой температуре (поглощение значительных количеств тепла) при малом времени контакта (быстрый подвод тепла) и возможно меньшем парциальном давлении паров углеводородов желательностью быстрого вывода продуктов реакции и быстрого их охлаждения возможностью отложения кокса в аппаратуре.
Температура в печи П-1 (105 – 620°С в конвекционной секции; 620 – 850°С в радиантной секции) поддерживается за счет изменения расхода топливного газа подаваемого в печь.
Поддержание давления в аппаратах обеспечивается стабилизацией потока углеводородных газов (паров) на выходе из соответствующих сепараторов емкостей и промывателя А-2. Выравнивание давления в аппарате в случае его превышения происходит за счет сброса части газов выходящих с верха промывателя на факел.
В аппаратах для нормального протекания процесса необходимо поддерживать определенный уровень жидкости. Это достигается откачкой определенного количества нефтепродукта с кубовой части аппаратов. Уровень воды в приемной емкости Е-3 поддерживается изменением расхода воды подаваемой в емкость. При падении уровня в кубовой части аппаратов ниже минимально допустимого значения происходит останов насосов откачивающих соответствующие жидкие продукты или при необходимости закрытие запорной арматуры.
Температура потоков на выходе из теплообменников и холодильников регулируется количеством соответственно перегретого водяного пара и воды подаваемых в трубы аппаратов. Температура верха в пенном аппарате Т-4 (80°С) регулируется подачей холодного орошения на верхнюю тарелку.
Качество образующегося пиролизного газа регулируется количеством холодного орошения (30°С) подаваемого в промыватель А-2.
Контролю подлежат расходы получаемых продуктов.
2 Описание функциональной схемы автоматизации
Измерение расхода сырья на установку осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 1-1 и измерительного преобразователя дифференциального давления поз. 1-2. Сигнал с преобразователя поз. 1-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор расхода поз. 1-3. Регулятор стабилизирует значение расхода путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 1-5 на исполнительный механизм поз. 1-6 регулирующего клапана расположенного на линии подачи сырья в сепаратор С-1. Процесс регулирования расхода сырья сопровождается выводом информации о текущем значении расхода на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 1-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение давления на выходе из сепаратора С-1 осуществляется с помощью измерительного преобразователя давления поз. 2-1. Сигнал с преобразователя поз. 2-1 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор давления поз. 2-2. Регулятор стабилизирует значение давления в сепараторе С-1 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 2-4 на исполнительный механизм поз. 2-5 регулирующего клапана расположенного на линии выхода газов из сепаратора С-1. Процесс регулирования давления в сепараторе С-1 сопровождается выводом информации о текущем значении давления на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 2-3 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение уровня углеводородов в сепараторе С-1 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 3-1 и измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 3-2. Сигнал с преобразователя поз. 3-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 3-3. Регулятор стабилизирует значение уровня в сепараторе С-1 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 3-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 3-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода углеводородов из сепаратора С-1. Процесс регулирования уровня в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 3-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры в сепараторе С-1 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 4-1 и термометра сопротивления поз. 4-2. Сигнал с преобразователя поз. 4-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор температуры поз. 4-3. Регулятор стабилизирует значение температуры в сепараторе С-1 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 4-5 на исполнительный механизм поз. 4-6 регулирующего клапана расположенного на линии водяного пара подаваемого в трубы теплообменника Т-1. Процесс регулирования температуры в сепараторе С-1 сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 4-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры сырья на выходе из теплообменника Т-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 5-1 и термометра сопротивления поз. 5-2. Сигнал с преобразователя поз. 5-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор температуры поз. 5-3. Регулятор стабилизирует значение температуры на выходе из теплообменника Т-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 5-5 на исполнительный механизм поз. 5-6 регулирующего клапана расположенного на линии водяного пара подаваемого в трубы теплообменника Т-2. Процесс регулирования температуры на выходе из теплообменника Т-2 сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 5-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры продуктовой смеси на выходе из печи П-1 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 6-1 и пирометра поз. 6-2. Сигнал с преобразователя поз. 6-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор температуры поз. 6-3. Регулятор стабилизирует значение температуры продуктов на выходе из печи П-1 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 6-5 на исполнительный механизм поз. 6-6 регулирующего клапана расположенного на линии топливного газа подаваемого в печь П-1. Процесс регулирования температуры продуктов на выходе из печи П-1 сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 6-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение уровня воды в емкости Е-3 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 7-1 поз. 7-2 . Сигнал с преобразователя поз. 7-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 7-3. Регулятор стабилизирует значение уровня в емкости Е-3 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 7-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 7-6 регулирующего клапана расположенного на линии подачи воды в емкость Е-3. Процесс регулирования уровня в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 7-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры воды на выходе из холодильника Х-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 8-1 и термометра сопротивления поз. 8-2. Сигнал с преобразователя поз. 8-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор температуры поз. 8-3. Регулятор стабилизирует значение температуры воды на выходе из холодильника Х-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 8-5 на исполнительный механизм поз. 8-6 регулирующего клапана расположенного на линии охлаждающей воды подаваемой в трубы холодильника Х-2. Процесс регулирования температуры воды на выходе из холодильника Х-2 сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 8-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры в пенном аппарате Т-4 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 9-1 и термометра сопротивления поз. 9-2. Сигнал с преобразователя поз. 9-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор температуры поз. 9-3. Регулятор стабилизирует значение температуры в пенном аппарате Т-4 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 9-5 на исполнительный механизм поз. 9-6 регулирующего клапана расположенного на линии орошения подаваемого в пенный аппарат Т-4. Процесс регулирования температуры в пенном аппарате Т-4 сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 9-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение давления на выходе из пенного аппарата Т-4 осуществляется с помощью измерительного преобразователя давления поз. 10-1. Сигнал с преобразователя поз. 10-1 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор давления поз. 10-2. Регулятор стабилизирует значение давления в пенном аппарате Т-4 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 10-4 на исполнительный механизм поз. 10-5 регулирующего клапана расположенного на линии выхода газов из пенного аппарата Т-4. Процесс регулирования давления в пенном аппарате Т-4 сопровождается выводом информации о текущем значении давления на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 10-3 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение уровня жидкой фазы в пенном аппарате Т-4 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 11-1 и измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 11-2. Сигнал с преобразователя поз. 11-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 11-3. Регулятор стабилизирует значение уровня жидкой фазы в пенном аппарате Т-4 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 11-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 11-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода жидкой фазы из пенного аппарата Т-4. Процесс регулирования уровня в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 11-4программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по низкому уровню в пенном аппарате Т-4. При выходе значения уровня за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле уровня поз. 12-1 12-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера электропневматическое реле поз. 12-4 воздействует на пневматический исполнительный механизм поз. 12-5 который закрывает запорный орган на линии вывода жидкой фазы из пенного аппарата Т-4. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 12-3программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление запорным органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение температуры пиролизного газа на входе в промыватель А-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 13-1 и термометра сопротивления поз. 13-2. Сигнал с преобразователя поз. 13-2 передается на контроллер; процесс измерения сопровождается выводом информации о текущем значении температуры на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра.
Измерение уровня воды в сепараторе С-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 14-1 и измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 14-2. Сигнал с преобразователя поз. 14-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 14-3. Регулятор стабилизирует значение уровня воды в сепараторе С-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 14-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 14-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода воды из сепаратора С-2 на очистку. Процесс регулирования уровня воды в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 14-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по низкому уровню воды в емкости Е-1. При выходе значения уровня за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле уровня поз. 15-1 15-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера происходит отключение электропитания привода насоса Н-2 с помощью магнитного пускателя поз. 15-4. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. При необходимости пуска и останова привода насоса непосредственно с установки (в местном режиме) предусмотрен кнопочный пост управления поз. 15-5 установленный по месту. Переключение режимов работы насоса (дистанционный или местный) производится в контроллере в зависимости от выбора оператора через ключ управления поз. 15-3 программно реализованный в контроллере.
Измерение качества пиролизного газа на выходе из промывателя А-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из датчика поз. 16-1 и анализатора поз. 16-2. Сигнал с преобразователя поз. 16-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор качества поз. 16-3. Регулятор стабилизирует значение качества пиролизного газа на выходе из промывателя А-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 16-5 на исполнительный механизм поз. 16-6 регулирующего клапана расположенного на линии орошения подаваемого в промыватель А-2. Процесс регулирования качества пиролизного газа на выходе из промывателя А-2 сопровождается выводом информации о текущем значении качества на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 16-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение давления в промывателе А-2 осуществляется с помощью измерительного преобразователя давления поз. 17-1. Сигнал с преобразователя поз. 17-1 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор давления поз. 17-2. Регулятор стабилизирует значение давления в промывателе А-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 17-4 на исполнительный механизм поз. 17-5 регулирующего клапана расположенного на линии выхода газов из промывателя А-2. Процесс регулирования давления в промывателе А-2 сопровождается выводом информации о текущем значении давления на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 17-3 реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение уровня жидкой фазы в промывателе А-2 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 18-1 и измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 18-2. Сигнал с преобразователя поз. 18-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 18-3. Регулятор стабилизирует значение уровня жидкой фазы в промывателе А-2 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 18-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 18-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода жидкой фазы из промывателя А-2. Процесс регулирования уровня жидкой фазы в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 18-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по низкому уровню в промывателе А-2. При выходе значения уровня за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле уровня поз. 19-1 19-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера электропневматическое реле поз. 19-4 воздействует на пневматический исполнительный механизм поз. 19-5 который закрывает запорный орган на линии вывода жидкой фазы из промывателя А-2. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 19-3 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление запорным органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение уровня легкой смолы в сепараторе С-3 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из диафрагмы поз. 20-1 и измерительного преобразователя гидростатического давления поз. 20-2. Сигнал с преобразователя поз. 20-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 20-3. Регулятор стабилизирует значение уровня легкой смолы в сепараторе С-3 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 20-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 20-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода легкой смолы из сепаратора С-3. Процесс регулирования уровня легкой смолы в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 20-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по низкому уровню жидкости в емкости Е-2. При выходе значения уровня за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле уровня поз. 21-1 21-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера происходит отключение электропитания привода насоса Н-7 с помощью магнитного пускателя поз. 21-4. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. При необходимости пуска и останова привода насоса непосредственно с установки (в местном режиме) предусмотрен кнопочный пост управления поз. 21-5 установленный по месту. Переключение режимов работы насоса (дистанционный или местный) производится в контроллере в зависимости от выбора оператора через ключ управления поз. 21-3 программно реализованный в контроллере.
Измерение уровня тяжелой смолы в сепараторе С-3 осуществляется с помощью измерительного комплекта состоящего из измерительного преобразователя гидростатического давления поз 22-1 поз. 22-2. Сигнал с преобразователя поз. 22-2 передается на контроллер в котором программно реализован регулятор уровня поз. 22-3. Регулятор стабилизирует значение уровня тяжелой смолы в сепараторе С-3 путем воздействия через электропневматический преобразователь поз. 22-5 на пневматический исполнительный механизм поз. 22-6 регулирующего клапана расположенного на линии вывода тяжелой смолы из сепаратора С-3. Процесс регулирования уровня тяжелой смолы в аппарате сопровождается выводом информации о текущем значении уровня на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметра. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 22-4 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление регулирующим органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Измерение расходов продуктов (пиролизного газа легкой смолы тяжелой смолы) и воды подаваемой в систему осуществляется с помощью измерительных комплектов состоящих из диафрагм поз. 23-1 поз. 26-1 и измерительных преобразователей дифференциального давления поз. 23-2 поз. 26-2. Сигналы с преобразователей поз. 23-2 поз. 26-2 передаются на контроллер; процесс измерения сопровождается выводом информации о текущих значениях расходов на монитор ЭВМ и ведением архива графика изменения параметров.
Предусмотрена блокировка по низкому уровню в сепараторе С-1. При выходе значения уровня за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле уровня поз. 27-1 27-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера электропневматическое реле поз. 27-4 воздействует на пневматический исполнительный механизм поз. 27-5 который закрывает запорный орган на линии вывода жидких углеводородов из сепаратора С-1. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 27-3 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление запорным органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по низкому расходу сырьевой смеси в печь П-1. При выходе значения расхода за предел минимально допустимого значения происходит срабатывание реле поз. 28-1 28-2. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера электропневматическое реле поз. 28-4 воздействует на пневматический исполнительный механизм поз. 28-5 который закрывает запорный орган на линии подачи топливного газа в печь П-1. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 28-3 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление запорным органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Предусмотрена блокировка по высокому значению давления в промывателе А-2. При выходе значения давления за предел максимально допустимого значения происходит срабатывание реле давления поз. 29-1. В контроллере программно реализована автоматическая блокировка. При этом по сигналу контроллера электропневматическое реле поз. 29-3 воздействует на пневматический исполнительный механизм поз. 29-4 который открывает запорный орган на линии вывода пиролизного газа на факел. Блокировка сопровождается выдачей аварийной сигнализации на монитор ЭВМ. В случае выбора оператором на ЭВМ режима дистанционного управления срабатывает ключ управления поз. 29-2 программно реализованный в контроллере после чего становится возможным управление запорным органом дистанционно вручную с клавиатуры ЭВМ.
Разработана система автоматического управления установкой пиролиза бутановой фракции и решены следующие задачи:
- выбор режимных параметров оказывающих основное влияние на выход и качество целевого продукта;
- разработка контуров регулирования для поддержания этих параметров на уровне значений требуемых для нормального протекания процесса.
Применение разработанной системы автоматического управления на базе программируемого контроллера приведет к повышению качества получаемого газа и снижению расхода потребляемых энергоресурсов. Благодаря разработанной системе защитных блокировок и предупредительной сигнализации эксплуатация установки станет более надежной и безопасной для обслуживающего персонала.

Материальный баланс.cdw

Проект установки пиролиза
Материальный баланс установки

ЗИА_готовый.cdw

Проект установки пиролиза
Закалочно-испарительный
Верхняя трубная решетка
Направляющие для корпуса
Нижняя трубная решетка
Распределитель потока

Теплообменник MOD.cdw

Проект установки пиролиза бутановой фракции
Кожухотрубчатый теплообменник
с плавающей головкой
Сборка поперечных перегородок

Эскизы оборудования.docx

Технологическая схема установки пиролиза
П-1 – печь пиролиза А-1 – закалочно-испарительный аппарат А-2 – промыватель С-1-3 - сепараторы Е-1-3 - емкости Х-1-2 - холодильникиТ-1-2 - теплообменники Т-3 – котел-утилизатор Т-4 - пенный аппарат Н-1-8 - насосы.
I – сырье II – пиролизный газ на компрессию III – легкая смола IV – тяжелая смола V - вода на очистку VI – свежий водяной пар VII – вода VIII – водяной пар.
– пиролизный змеевик 2 – радиантная камера 3 – конвективная камера 4 – каркас 5 – футеровка 6 – термоизоляция 7 – металлический кожух 8 – горелка 9 – дымовая труба 10 – штуцер выхода пирогаза 11 – инжектор 12 – сместитель 13 – керамическая деталь с завихрителем 14 – газовый наконечник.
Закалочно-испарительный аппарат
– выходная камера 2 – верхняя трубная решетка 3 – трубки 4 – направляющие для корпуса 5 – опоры 6 – штуцера КИП 7 – решетки 8 – нижняя трубная решетка 9 – термоизоляция 10 – распределитель потока.
А – ввод пирогаза В – вывод пирогаза С – ввод питательной воды D – вывод пара.
– корпус 2 – полка 3 – циклон 4 – опора 5 – распылитель 6 – штуцер дренажа 7 – штуцер давления 8 – штуцер для термопары 9 – люк-лаз.
А – ввод пирогаза Б – ввод воды В – вывод пирогаза Г – вывод воды со смолой.
– корпус 2 – каплеотбойник 3 – приемный карман 4 – сливная перегородка 5 – люк-лаз.
А – ввод пирогаза Б – вывод пирогаза В – ввод воды Г – вывод воды Д - штуцер к указателю уровня Е – штуцер к регулятору уровня Ж – дренаж.
– опора 2 – корпус 3 – штуцер всоса 4 – штуцер выкида
– корпус 2 – каплеотбойный элемент.
А – ввод сырья В – вывод газа С – вывод циклогексана
Кожухотрубчатый теплообменник

Lummus_печь пиролиза.cdw

Проект установки пиролиза
Беспламенные горелки
Змеевик радиантных труб
Змеевик конвекционных труб
Пружинные опоры змеевика
Подвод питания на горелки
элементы панельных горелок
трапов и пр. условно не показаны

Технико-экономические показатели.cdw

Проект установки пиролиза
Технико-экономические показатели

Патентный обзор.docx

Пиролиз – наиболее жесткий из деструктивных процессов переработки углеводородного сырья. Этот процесс является одним из основных при получении низкомолекулярных олефинов преимущественно этилена являющихся ценным сырьем для синтеза важнейших нефтехимических продуктов. Сырьевая база пиролиза может меняться от попутных газов до газойля и даже сырой нефти. Предназначавшийся вначале лишь для производства этилена этот процесс в настоящее время является также крупнотоннажным поставщиком пропилена бутадиена бензола и других продуктов. Пиролиз получил в современной мировой нефтехимии широкое распространение. Последние мировые тенденции развития нефтехимии свидетельствуют о том что увеличивается потребность в ароматических углеводородах которые являются сырьем для многих нефтехимических процессов. В процессе пиролиза в качестве побочного продукта получается значительное количество ароматических углеводородов которые составляют основу смолы пиролиза. Следовательно процесс пиролиза в настоящее время является востребованным производством обеспечивающим сырьем многие нефтехимические процессы.
Процесс производства этилена и других олефинов из углеводородного сырья включает стадии пиролиза углеводородов компримирования газа пиролиза удаление тяжелых углеводородов осушки газофракционирования удаления сероводорода углекислого газа и ацетилена. Преимуществом пиролиза является относительная простота его технологического и аппаратурного оформления.
Технологическая часть
1Патентно-информационный обзор
1.1Анализ отработанных технических решений
А Патентная документация
Таблица 1.1- Патентная документация
Страна выдачи вид и номер охранного документа
Заявитель страна. Номер заявки дата приоритета конвекционный приоритет дата публикации.
Название изобретения
Сведения о действии охранного документа или причина его аннулирования
Ерофеев В.И. Коваль Л.М.
Кузнецов Н.Н. Маскаев Г.П.
Дата приоритета: 16.07.2007
низших олефинов С2-С3 из легкого углеводородного сырья
Гоготов А.Ф. Батура И.И.
OАО «Ангарский завод полимеров»
Дата приоритета: 22.01.2008
Способ ингибирования термополимеризации при переработке идких продуктов пиролиза
Муртазин Ф.Р. Сагитов Р.Р. Хасанов Р.Г. Жирнов Б.С..
«Уфимский государственный нефтяной технический университет»
Дата приоритета: 26.11.2007
Способ получения низкомолекулярных олефиновых углеводородов
Б Иная научно-техническая информация
Таблица 1.2.- Научно-техническая информация
источника информации
с указанием страницы источника
Автор фирма (держатель) технической документации
Год место и органы издания (утверждение депонирования источника)
Способ пиролиза УВ сырья
Интентификация процесса пиролиза нефтяного сырья при получении низших олефинов с. 39-44
М:Нефтепереработка и нефтехимия 2007 №1
К вопросу эффективности работы реакторого блока высокотемпературного пиролиза бензина с.57-64
М:Нефтепереработка и нефтехимия 2006 №4
Использование тяжелой пиролизной смолы в качестве компонента смесевого сырья на установке замедленного коксования с.34-38
Кузора И.Е. Микишев В.А. Юшинов А.И. Кривых В.А. Самошкин А.Л..
М.:Нефтепереработка ти нефтехимия 2006 №3.
Ингибирование образования кокса при пиролизе углеводородов воздействием микроволнового излучения с. 20-25
Якупов Л.Л. Бусыгин В.М. Гильманов Х.Х. Екимова Л.М..
М: Химическая промышленность сегодня 2009 №1
Процесс пиролизас.39-44
Доминичи Винсент Е. Сиели Гэри М.
М: Химия и технол. топлив и масел 2005 №1
Отказы печных змеевиков на установках пиролиза: основные причины и пути устанения с.26-28
М.: Химия и технол. топлив и масел 2006 №4
О патентном исследовании
Аннотация наиболее существенных технических решений отображенных в процессе поиска приведены ниже.
Способ получения низших олефинов
(Ерофеев В.И. Коваль Л.М. Кузнецов Н.Н. Маскаев Г.П. Коваль Л.М.)
Изобретение может быть использовано в химической и нефтехимической промышленности. Проводят в 2 этапа предварительный термический пиролиз бензиновой фракции в змеевиках трубчатой печи с получением углеводородного продукта и аморфного кокса: первоначально при температуре 760-805 0С в течение 12-120 ч а затем при температуре 805-825 0С в течение 12-240 ч. Последующий пиролиз этановой фракции проводят совместно с бензиновой фракцией при содержании последней в углеводородном сырье 5-30 мас. % при температуре 760-850 0С и массовом соотношении углеводородное сырье:водяной пар = 10:03÷09. Изобретение позволяет увеличить выход низших олефинов С2-С3 за счет повышения степени превращения этановой фракции и снижения выхода оксидов углерода с сохранением при этом высоких показателей межрегенерационного пробега печи в процессе термического пиролиза этановой фракции.
Способ ингибирования термополимеризации при переработке идких продуктов пиролиза.
(Гоготов А.Ф. Батура И.И. Чукичева И.Ю..)
Изобретение относится к способу ингибирования термополимеризации при переработке жидких продуктов пиролиза заключающемуся во введении в пироконденсат 4-метил-26-диизоборнилфенола в количестве 0005-0025 мас.%. Предлагаемое изобретение позволяет эффективным и экономическим способом ингибировать нежелательный процесс образования термополимеров.
Способ получения низкомолекулярных олефиновых углеводородов.
(Муртазин Ф.Р. Сагитов Р.Р. Хасанов Р.Г. Жирнов Б.С..).
Изобретение относится к способу получения низкомолекулярных олефиновых углеводородов пиролизом углеводородного сырья в присутствии активирующей добавки и водяного пара характеризующемуся тем что в качестве активирующей добавки используют неионогенные поверхностно-активные вещества (ПАВ). Применение данного способа позволяет повысить выход низкомолекулярных олефинов при пиролизе вакуумного газойля.
Научно-техническая информация
Интенсификация процесса пиролиза нефтяного сырья при получении низших олефинов К.Ф. Красильникова Б.И. Но В.П. Юрин Ю.В. Думский Нефтепереработка и нефтехимия. – 2007-№1-с. 39-44.-Рус.
Описан метод интенсификации процесса пиролиза углеводородов нефти. Рассмотрен получаемый при использовании этого метода выход низших олефинов. Сделан вывод о приемлемости использования этого метода применительно к процессу пиролиза легких бензиновых фракций.
К вопросу эффективности работы реакторного блока высокотемпературного пиролиза бензина Б.И. Но В.П. Юрин К.Ф. Красильникова Ю.Ф. Думский Нефтепереработка и нефтехимия. – 2006-№4-с. 57-64. –Рус.
Рассмотрена установка высокотемпературного пиролиза бензина. Проанализирована эффективность работы печей пиролиза используемых на установке. Проанализированы пути улучшения работы реакторного блока установки высокотемпературного пиролиза бензина.
Использование тяжелой пиролизной смолы в качестве компонента смесевого сырья на установке замедленного коксования И.Е.Кузора В.А.Микишев А.И.Юшинов В.А.Кривых А.Л.Самошкин Нефтепереработка и нефтехимия. – 2006 г.-№3-с. 34-38.-Рус.
Рассматривается возможность применения тяжелой смолы пиролиза в качестве компонента сырья установки замедленного коксования. Изучается влияние добавления смолы пиролиза к сырью установки замедленного коксования на выход продукции установки. Оценивается экономическая эффективность применения в качестве компонента сырья установки замедленного коксования тяжелой смолы пиролиза.
Ингибирование образования кокса при пиролизе углеводородов воздействием микроволнового излучения Якупов Л.Л. Бусыгин В.М. Гильманов Х.Х. Екимова Л.М. Химическая промышленность сегодня. -2009 - №1-с.20-25.-Рус.
Рассматривается предварительная подготовка технологической воды используемой для получения пара разбавления обработкой микроволновым излучением что приводит к снижению количества образующегося кокса при пиролизе и снижению доли углеродистых соединений в коксе с высокой температурой разложения. Промышленное внедрение пиролиза в присутствии обработанной воды позволит расширить сырьевую базу процесса за счет привлечения более тяжелого углеводородного сырья увеличить межрегенерационный пробег печей и снизить продолжительность выжига кокса что приведет к существенному улучшению технико-экономических показателей процесса.
Процесс пиролиза Доминичи Винсент Е. Сиели Гэри М. Химия и технол. топлив и масел.-2005-№1-с.39-44.-Рус.
Пиролиз – эффективный и гибкий термический процесс переработки углеводородов. Назначение процесса – получение углеводородных газов широкого фракционного состава широко используемых в нефтехимическом синтезе. Наиболее привлекателен этот процесс для НПЗ имеющих неиспользуемые производственные мощности.
Отказы печных змеевиков на установках пироиза: основные причины и пути устранения Медведева М.Л. Химия и технол. топлив и масел.-2006 г.-№4-с. 26-28.-Рус.
Исследованы условия эксплуатации и состояния змеевиков печей на установках пиролиза Мажейского ГП «Нафта» (Литва) для определения причин их разрушения и разработки мер направленных на повышение их надежности.
1.2 Выводы по выполненному патентному поиску
Проведение патентных исследований позволило произвести анализ технических решений и подробно изучить литературу касающуюся не только термического пиролиза но и каталитического пиролиза. Были изучены как российские так и зарубежные достижения в области пиролиза такие как аппаратурное оформление процесса (печь) способы подготовки и переработки сырья и продуктов пиролиза способы и методы пиролиза и др.
В качестве нововведения в результате патентного поиска принята технология покрытия внутренней поверхности пиролизных труб не обладающими каталитическими свойствами и тормозящее образование углерода.
Внутреннюю поверхность радиантных труб обрабатывают реагентом содержащим серу и кремний и создают на ней покрытие ингибирующее каталитические свойства металла. Покрытие состоит из двух слоев наружный в котором преобладает кремний держится на промежуточном слое полученном взаимодействием металла с серой. Реагент которым обрабатывают трубы представляет собой прозрачную гомогенную органическую жидкость выкипающую при температуре ниже 120 0С и содержащую кроме серы и кремния также углерод водород и кислород.
Обработку указанным реагентом проводят после выжигания кокса в ходе продувки труб паром реагент дозируют в поток пара на входе в конвекционную секцию. Температура змеевика 850-900 0С. Средняя длительность обработки 4 часа. Количество реагента зависит от внутренней поверхности радиантных труб.
Влияние покрытия на процесс проверили на пилотной установке в непрерывном режиме и на нескольких видах сырья. Образование кокса уменьшилось при пиролизе пропана – на 27% этана – на 35% нафты – на 65%. Предлагаемая обработка труб может дать существенную экономию при выработке олефинов за счет увеличения выработки повышения жесткости процесса удлиненная пробега или сочетания этих факторов.
уч.степень звание Ф.И.О. (подпись)

БЖД.docx

Астраханский государственный технический университет
Кафедра «Безопасность
жизнедеятельности и
БЕЗОПАСНОСТЬ И ЭКОЛОГИЧНОСТЬ
уч. степень звание Ф.И.О. (подпись)
Безопасность и экологичность
Высокая надежность и безопасность газоперерабатывающего производства достигается правильными проектными решениями разработанными на основе всестороннего глубокого научного исследования условий безопасного ведения нового технологического процесса. При этом необходимо учитывать побочные реакции и другие процессы которые могут привести к созданию аварийных ситуаций; соблюдение технологического регламента; высокое качество изготовления и монтажа оборудования и технического уровня эксплуатации а также выполнение других мероприятий вытекающих из особенностей производства.
В связи с этим в данной работе вводится раздел «Безопасность и экологичность» помогающий разработать такую технологическую установку которая в процессе эксплуатации была бы безопасна для персонала для окружающей среды для населения прилегающей зоны была бы устойчива в условиях чрезвычайных ситуаций. Также выбираются наиболее эффективные защитные и профилактические мероприятия.
1.1 Анализ причин травматизма на технологических установках
Сырье продукты переработки катализаторы и реагенты могут оказывать на организм человека воздействие приводящее к потере трудоспособности и здоровья а в отдельных случаях к смерти.
Одновременно на состояние организма влияют шум вибрация электрическая энергия низкая и высокая температуры освещение радиоактивные вещества и т.п. Отрицательно воздействуют на человека результаты аварий из-за нарушения технологического режима и неисправности оборудования.
Воздействие на организм человека продуктов переработки катализаторов и реагентов происходит в основном через атмосферу при вдыхании воздуха содержащего те или другие вещества в виде газа паров пыли капельной жидкости.
Наиболее опасным для человека является сероводород. К моментальной смерти приводит вдыхание воздуха содержащего более 2% сероводорода. При окислении сероводорода кислородом воздуха образуется сернистый ангидрид.
Диоксид серы (сернистый ангидрид - SО3) поражает дыхательные органы вызывает отек легких и паралич дыхательной системы. Концентрация SO2 в воздухе 78 - 60 мгл смертельна. При отравлении первая помощь - вынести пострадавшего из опасной зоны на свежий воздух при отсутствии дыхания проводить искусственное дыхание до прибытия врача оказывающего квалифицированную помощь. При возможности дать для дыхания кислород.
Большинство углеводородных газов и паров смертельно опасны для человека в том случае когда содержание кислорода в воздухе за счет разбавления газом или парами снижается до 16%.
Газообразные углеводороды (метан этан пропан) не оказывают токсического действия и классифицируются как удушливый газ. Первыми симптомами действия углеводородов на организм человека является ускорение дыхания и ощущение недостатка воздуха затем появляются психические и мышечные расстройства и потеря сознания.
В целях защиты обслуживающего персонала предприятий установлены нормы предельно допустимых концентраций вредных веществ в воздухе (ПДК) мгм2.
Отрицательное воздействие при попадании на кожный покров человека могут оказать жидкие легкокипящие углеводороды: этан - температура кипения -88°С пропан -42°С а также жидкий кислород азот кипящие при температуре -118 и -147°С соответственно. Особенно опасно попадание капель сжиженных газов в глаза.
Ароматические углеводороды (бензол толуол ксилол) могут накапливаться в организме человека в течение долгого времени при вдыхании относительно низких концентраций этих продуктов в воздухе.
1.2 Меры защиты от воздействия ядовитых веществ
Во-первых необходимо добиваться высокой герметичности аппаратуры трубопроводов запорной арматуры не допуская утечек в атмосферу через неплотности торцевые и сальниковые уплотнения фланцевые разъемы.
Во-вторых в производственных помещениях должна постоянно работать вентиляция обеспечивающая концентрацию вредных веществ в воздухе не выше норм ПДК.
В-третьих обслуживающий персонал должен иметь и уметь пользоваться защитными средствами фильтрующими и шланговыми противогазами воздушными и кислородными противогазами приборами сигнализирующими о наличии недопустимой концентрации вредных веществ в воздухе в первую очередь сероводорода; при работе с кислотами и щелочами обязательно пользоваться защитными очками.
Смертельная опасность подстерегает обслуживающий персонал при работе в колодцах внутри аппаратов и резервуаров а также в местах расположенных ниже уровня площадки (приямки лотки каналы и т.д.) в которых скапливаются тяжелые газы в том числе и сероводород. Как правило несчастные случаи происходят не от отравления а от недостатка кислорода человек теряет сознание и в случае непринятия необходимых мер наступает смерть. Поэтому в опасных местах работа должна производиться с дублером страхующим рабочего находящегося в опасном месте.
Несчастные случаи на технологических установках происходят во время проведения ремонтных работ при монтаже демонтаже и транспортировке крупногабаритных грузов разгрузке и погрузке катализаторов адсорбентов при вскрытии аппаратов и запорной арматуры. Предотвратить несчастные случаи в этих условиях можно только за счет правильной организации ремонтных работ применения исправной техники особенно грузоподъемных механизмов.
Причиной травматизма могут также послужить неисправные средства защиты (противогазы спасательные пояса) или неправильное использование этих средств особенно кислородных аппаратов пользоваться которыми должны только обученные специалисты.
В аппаратах и резервуарах при взаимодействии сероводорода с металлом образуются пирофорные соединения способные при взаимодействии с кислородом самовозгораться. Поэтому при очистке этих аппаратов необходимо стенки и другие детали смачивать водой а окалину содержащую пирофорные соединения немедленно вывозить с территории установки.
1.3 Электробезопасность
Для обеспечения электробезопасности на предприятии принимают следующие меры:
- защитное разделение (для протяжённых проводов);
- контроль и профилактика повреждений и изоляции;
- обеспечение недоступности электрических цепей – устройство ограждений блокировок и размещение токоведущих частей в недоступных для людей местах;
- защитное заземление – преднамеренное соединение с землёй металлических частей оборудования которые не находятся под напряжением в обычных условиях но могут оказаться под ним в результате нарушения электроизоляции установки; заземления бывают искусственными и естественными;
- защитное зануление – присоединение к неоднократно заземлённому нулевому проводу питающей сети корпусов и других конструктивных металлических частей электрооборудования которые нормально не находятся под напряжением но вследствие повреждения изоляции могут оказаться под напряжением;
- защитное отключение – обеспечивается устройством быстро отключающим неисправный участок сети при возникновении напряжения опасного для человека;
- применение защитных средств: изолирующих (основных и вспомогательных) ограждающих и вспомогательных; вспомогательные защитные средства предназначены для индивидуальной защиты рабочих от световых тепловых и механических воздействий: защитные очки специальные рукавицы противогазы и др.;
- заземление оборудования и коммуникаций с целью предотвращения накопления зарядов статического электричества на оборудовании;
- снижение интенсивности возникновения зарядов статического электричества посредством подбора скорости движения веществ исключением разбрызгивания дробления и распыления веществ и др.;
- нейтрализация зарядов статического электричества накапливающихся на людях.
1.4 Защита от шума и вибрации
Производственные шумы и вибрация при постоянном интенсивном воздействии на организм человека могут привести к ряду серьезных нарушений и расстройству ряда жизненно важных органов (притуплению слуха расстройству нервной системы виброболезни и др.).
Шум - это беспорядочное сочетание различных звуков которые характеризуются частотой колебаний определяющей субъективное восприятие высоты звука и амплитудой колебания обусловливающей громкость звука.
Борьба с шумом и вибрацией заключается в совершенствовании конструкции машин и механизмов повышении качества изготовления отдельных деталей машин в особенности вращающихся при высоких оборотах таких как ротор центробежного компрессора насоса а также в применении звуко- и вибропоглощающих материалов. Для защиты от шума применяют средства индивидуальной защиты - вкладыши наушники и шлемы. Эти средства позволяют снизить уровень шума на 10-30 дБ
1.5 Взрывопожаробезопасность
Большая концентрация взрывоопасных и легковоспламеняемых продуктов на технологических установках представляет высокую потенциальную опасность для обслуживающего персонала. Как показывает опыт многолетней эксплуатации газоперерабатывающих и нефтехимических заводов наиболее часто случаи взрывов происходят в зданиях насосных и компрессорных в основном из-за утечек газа или паров нефтепродуктов через торцевые или сальниковые уплотнения фланцевые разъемы. В зимнее время существует возможность размораживания трубопроводов запорной арматуры а в некоторых случаях и аппаратов.
Коррозия стенок аппаратов также приводит к загазовыванию помещений и отдельных участков установки.
В зимний период возможно образование ледяной пробки в факельной линии следовательно при повышении давления в аппаратуре предохранительные клапаны могут не открываться из-за высокого давления в факельном трубопроводе. Во избежание аварийной ситуации необходимо при приеме смены проверить давление в факельном трубопроводе а при подозрении на отсутствие проходимости произвести продувку газа на факел.
Не меньшую опасность представляет работа трубчатой печи с отложениями кокса на внутренних стенках печных труб. Отложения кокса внутри печных труб можно заметить по темным пятнам на трубах по повышению перепада давления в змеевике лечи по вздутию металла труб на отдельных участках и - последний сигнал пожара - появлению факела от сгораемого продукта выходящего через трещину в трубе. Предупреждение прогара труб в печах заключается в строгом соблюдении технологического режима температуры давления производительности. При низкой производительности очень легко закоксовать трубы так как при малых скоростях жидкость движется по центральной части трубы по стенкам образуется застойная зона где продукт нагревается до температуры при которой происходит коксообразование. К закоксовыванию труб приводит неравномерная теплонапряженность в топке из-за неисправных форсунок.
В практике бывают случаи когда в газообразное топливо попадают жидкие углеводороды. В этом случае происходит резкое повышение температуры в топке ибо жидкие углеводороды по объемной теплотворной способности в несколько раз превышают газообразное топливо.
В резервуарах из которых сырье подается в трубчатую печь с течением времени накапливаются различные осадки в виде смолы механических примесей различных реагентов. Попадание этих примесей в сырье также приводит к коксообразованию. Поступление примесей происходит при работе на минимальных остатках сырья в резервуаре и несвоевременной очистке резервуаров от осадков.
Сварочные работы проводимые на технологических установках являются источником возникновения пожаров и взрывов. Основная причина в этом случае - отсутствие контроля за ходом выполнения работ со стороны эксплуатационного персонала пожарной и газоспасательной служб.
Оператор технологической установки должен точно знать где и в какое время производятся сварочные работы и предупреждать возникновение ситуаций приводящих к пожарам и взрывам.
Взрывозащищенное оборудование.
Электромоторыреле электроконтактные приборы и другое электрооборудование при работе образует искры или дугу короткого замыкания. Естественно применять такое оборудование в производственных помещениях в которых возможно образование взрывоопасной концентрации газа или паров нельзя.
На каждом предприятии по переработке газа нефти и конденсата создается служба пожарной охраны. Пожарная служба несет ответственность за проведение профилактической работы по предупреждению пожаров и взрывов имеет на своем вооружении необходимые средства для тушения пожаров и загораний нефтепродуктов. На пожарную службу возлагается контроль за состоянием пожарной водопроводной сети гидрантов противопожарного инвентаря на объектах а также за состоянием системы пенного тушения и системы сигнализации загорания в помещениях и на складах.
1.6 Защитные средства для обслуживающего персонала
1.6.1 Средства для определения состояния среды
К средствам определения состояния среды относятся анализаторы для определения концентрации вредных веществ и горючих газов в воздухе. Индивидуальные анализаторы-индикаторы для определения содержания сероводорода в окружающей среде предупреждают человека об опасности воздействия сероводорода.
Концентрацию горючих газов и взрывоопасных газов паров и пыли определяют с помощью газоанализаторов типа ПГФ2М1-И1А (метан) ПГФ2М1-ИЗГ (пропан-бутан) ПГФ2М1-Ч4А (водород). На ряде заводов применяют импортные и отечественные аналоги газоанализаторов. В частности газоанализатор УГ-2 применяют для определения в воздухе концентрации вредных газов и паров: сероводорода сернистого ангидрида хлора аммиака ацетона бензина
Кроме переносных анализаторов-индикаторов на территории и технологических установках устанавливают газоанализаторы (детекторы) в определенном порядке. Результаты анализа воздушной среды передаются на пульт управления установки. В случае появления концентрации сероводорода превышающей допустимые нормы на табло обозначается опасная зона. В помещениях где имеется возможность утечки газа или легких нефтепродуктов (ЛВЖ) устанавливают анализаторы производящие непрерывный анализ воздуха в этих помещениях на определение концентрации взрывоопасных продуктов. От приборов информация поступает на пульт управления технологической установки.
Детекторы на сероводород настроены на два порога:
при достижении концентрации H2S 3 мгм3 воздуха в операторную поступают звуковой и световой сигналы. При повышении концентрации до 10 мгм3 подаются вторые звуковой и световой сигналы. Эти сигналы действуют до снижения концентрации сероводорода ниже 3 мгм2.
НС-детекторы устанавливают в помещениях в которых возможно образование взрывоопасной концентрации. Первый сигнал подается при достижении 20% от нижнего предела взрываемо. Второй сигнал - звуковой и световой при достижении 30% от нижнего предела взрываемости.
1.6.2 Индивидуальные средства защиты
При работе внутри аппаратов в колодцах в резервуарах для защиты от отравления или удушья от недостатка кислорода используют шланговые противогазы 1ПП-1 и ПШ-2. Такие работы должны выполняться бригадой в составе не менее 3 человек из которых 2 человека должны быть экипированы для работы внутри аппарата. Внутри аппарата должен находиться один человек. При вхождении в опасную зону внутрь помещений в загазованную зону и в других аналогичных ситуациях применяют кислородные изолирующие противогазы ИП-4. В этом аппарате кислород восстанавливается за счет регенерации для чего имеется регенеративный патрон и дыхательный мешок. Время защитного действия 30-180 мин в зависимости от физической нагрузки человека.
Для защиты поверхности тела от воздействия температуры используют термостойкий костюм выдерживающий температуру до 1350 °С в течение 10 с температуру 500°С до 30 с. Защита от воздействия кислот растворителей и других ядовитых веществ осуществляется с помощью скафандра который используется вместе с респиратором сжатого воздуха.
Для защиты персонала от воздействия вредных веществ в производственных помещениях устанавливают вытяжную и приточную вентиляцию. Приточная вентиляция обеспечивает поддержание температуры в помещениях за счет подогрева подаваемого воздуха. При содержании вредных веществ выше нормы автоматически включается аварийная вентиляция.
1.7 Источники загрязнения окружающей среды на газоперерабатывающих заводах
На современном НПЗ кроме газа и нефтепродуктов в процессе участвуют большие количества веществ отрицательно воздействующих на окружающую среду.
Наиболее опасными для атмосферы являются выбросы сероводорода диоксида серы SО2 оксида углерода СО2 оксидов азота NO. Выброс перечисленных веществ характерен не только для газоперерабатывающих заводов но и практически для любого промышленного предприятия. Поэтому выбросы с НПЗ суммируются с выбросами других предприятий промышленного района.
Загрязнение земной поверхности и водных бассейнов происходит за счет различного рода утечек выбросов тяжелых нефтяных продуктов (дизельного топлива мазута отработанных масел) различных реагентов кислот щелочей солей различных металлов факела и других минеральных и химических продуктов.
Источниками загрязнения атмосферы такими газами как H2S SО2 СО2 являются выбросы дымовых газов и утечки продуктов через различные неплотности. Особенно велики выбросы при сжигании газа на факеле. NО2 образуется в топках котлов печей в газовых турбинах и двигателях внутреннего сгорания в результате реакции атмосферного азота с кислородом при высокой температуре в топках или камерах сгорания.
Борьба с выбросами вредных веществ в атмосферу заключается в тщательной герметизации оборудования резервуаров сокращении выбросов на факел за счет строгой технологической дисциплины и своевременного ремонта оборудования.
Выбросы окиси углерода целиком зависят от качества горелочных устройств подготовки топлива и организации процесса горения. Выбросы диоксида серы SO2 связаны со сжиганием топлива содержащего серу или сероорганические соединения. Для предотвращения сброса диоксида серы при сжигании газа бензина керосина и дизельного топлива эти продукты подвергают предварительной очистке.
Сброс неочищенных стоков в водоемы приводит к прекращению существования в них животного и растительного мира. Определенное улучшение качества сточных вод дает биологическая очистка однако она не может снизить содержания солей. Поэтому главной задачей в части улучшения воды в водоемах является сокращение потребления воды для технических целей. Применение конденсаторов и холодильников воздушного охлаждения позволило значительно снизить потребление воды. Существенное снижение сброса засоленной воды даст переход подготовки питательной воды котлов с натрий-катионитовой очистки на выпарные аппараты которые могут выделять растворимые соли в сухом виде
Применение выпарных аппаратов наряду с аппаратами воздушного охлаждения практически полностью позволяет получать стоки после биологической очистки отвечающие требованиям к чистой воде. В целях предотвращения сброса солей и механических примесей в водоемы на ряде заводов применяют процесс сжигания отходов. Этот процесс заключается в сборе отработанного угля с фильтров аминовых шламов засоленных стоков отработанной щелочи.
Рациональное использование топливно-энергетических ресурсов в конечном счете ведет к снижению загрязнения атмосферы. На каждой технологической установке всегда есть возможность сократить расход воды топлива электроэнергии реагентов и катализаторов. В первую очередь это зависит от четкого ведения технологического режима увеличения межремонтного пробега своевременной и тщательной очистки теплообменной аппаратуры герметичности аппаратов запорной и предохранительной аппаратуры.
Для каждого предприятия устанавливается санитарно-защитная зона радиусом 1-3 км. Внутри этой зоны возможно превышение по предельно допустимым нормам выбросов вредных веществ за пределами санитарно-защитной зоны содержание вредных веществ не должно превышать ПДК с учетом существующего фона содержания вредных веществ для данного региона.
Для уменьшения загрязнения атмосферы на установке предусматриваются следующие меры:
- максимальная герметизация оборудования;
- закрытая система продувок дренажей сбросов;
- обязательное уничтожение всех выбросов и вредных отходов;
- сокращение объема применения вредных реагентов замена их безвредными;
-увеличение высоты факелов с целью большего рассеивания вредных веществ;
- ведение процесса в строгом соответствии с технологическим регламентом.
Для уменьшения загрязнения водоемов предусматривается:
- организация оборотного водоснабжения;
- разделение промстоков на два вида: условно чистая вода (вода используемая для охлаждения продуктов без прямого контакта с ними) и загрязненная (образуется при непосредственном контакте с продуктами);
- очистка условно чистых промстоков от примесей перед сбросом.
1.8 Расчет естественного освещения
Правильно спроектированное и выполненное производственное освещение способствует повышению производительности труда и качества выпускаемой продукции оказывает положительное психологическое воздействие на работающих повышает безопасность труда снижает утомляемость и травматизм на производстве.
Неправильно выполненное освещение (плохое освещение опасных зон слепящее действие ламп и блики от них резкие тени) может явиться причиной травматизма.
Неправильная эксплуатация осветительных установок а также ошибки допущенные при их проектировании и установке в пожаро- и взрывоопасных цехах могут привести к взрыву пожару и несчастным случаям.
Производственное помещение в дневное время как правило освещается естественным светом. Естественное освещение через оконные проемы рассчитывают исходя из отношения площади световых проемов к площади пола (световой коэффициент). Для предприятий нефтеперерабатывающей промышленности световой коэффициент находится в пределах 16 – 15.18
вид естественного освещения – боковое;
характеристика помещения – производственное;
длина помещения L=27 м;
ширина помещения B=9 м;
высота помещения Н=3 м;
расстояние до противостоящего здания Р=12 м;
высота от карниза противостоящего здания до подоконника расчетного окна Нкз=6 м;
высота от рабочей поверхности до верха окна h1=2 м;
пояс светового климата –
расстояние от расчетной точки в помещении до наружной стены
ориентация окон по сторонам горизонта – 190 град;
разряд зрительной работы выполняемой в помещении –
вид светопропускающего материала – стеклопакеты;
степень загрязнения – незначительная;
вид солнцезащитного устройства – шторы;
коэффициенты отражения внутренних поверхностей:
По таблицам определим значения коэффициентов светового климата m=09 и солнечности климата с=07.
Нормированное значение КЕО (ен) для заданного помещения:
Определим отношение длины помещения к его глубине:
Определим отношение глубины помещения к высоте h1:
Определим световую характеристику окна 0 по отношениям LB и Bh1:
Примем коэффициент запаса кз=12.
Определим значение коэффициента затенения окон противостоящим зданием по соотношению:
Коэффициент светопропускания окна определим по формуле:
где 1=08 – коэффициент светопропускания материала (стеклопакета);
=06 – коэффициент учитывающий потери света в переплетах светопроема;
=1 – коэффициент учитывающий потери света в несущих конструкциях при боковом освещении;
=1 – коэффициент учитывающий потери света в солнцезащитных устройствах.
Определим площадь пола и потолка:
Определим площадь отражающих стен помещения при условии что окна располагаются по длине помещения:
Определим средневзвешенный коэффициент отражения поверхностей помещения:
Определим отношение:
Определим коэффициент светоотражения r при отношениях Bh1 lpB LB и средневзвешенном коэффициенте помещения ρ:
При боковом естественном освещении площадь световых проемов определяется по формуле (68):
Примем высоту окна – 2 м ширину – 18 м. Тогда площадь окна:
Тогда количество окон в помещении найдем по формуле:
В данной работе проведен анализ разработанной установки на наличие вредных аварийных и экологически опасных факторов; для существующих предложены защитные мероприятия.
Рассмотрены мероприятия защиты от ядовитых веществ.
Для обеспечения электробезопасности приняты соответствующие меры защиты.
Для борьбы с шумом и вибрацией разработаны меры по снижению воздействия данных факторов.
Рассмотрены средства анализа и защиты персонала от вредных веществ.
Рассмотрены вопросы связанные с обеспечением взрывопожарной безопасности на установке.
Проведен анализ вредных выбросов в окружающую среду предложен ряд мероприятий для их снижения.
В итоге разработанные решения предложения мероприятия в целом позволяют снизить в предлагаемой установке уровни технической пожарной экологической опасностей повысить устойчивость функционирования снизить травматизм и уровень профессиональных заболеваний.
В данном проекте были использованы нормативные документы:
Трудовой кодекс РФ (от 30 декабря 2001 г. № 197-ФЗ);
Федеральный закон «О промышленной безопасности опасных производственных объектов» № 116-ФЗ от 21.07.97 г;
ГОСТ 12.0.003-74* ССБТ. Опасные и вредные производственные факторы;
ГОСТ 12.1.004-91 ССБТ. Пожарная безопасность. Общие требования;
ГОСТ 12.1.010-76 ССБТ. Взрывобезопасность. Общие требования;
ГОСТ 12.3.02-75 ССБТ. Процессы производственные. Общие требования безопасности;
ГОСТ 12.4.011-89 ССБТ. Средства защиты работающих. Общие требования и квалификация;
СНиП 23-05-95. Естественное и искусственное освещение;

Речь.docx

Пиролиз – наиболее жесткий из деструктивных процессов переработки углеводородного сырья. Этот процесс является одним из основных при получении низкомолекулярных олефинов преимущественно этилена являющихся ценным сырьем для синтеза важнейших нефтехимических продуктов. Сырьевая база пиролиза может меняться от попутных газов до газойля и даже сырой нефти. Предназначавшийся вначале лишь для производства этилена этот процесс в настоящее время является также крупнотоннажным поставщиком пропилена бутадиена бензола и других продуктов. В процессе пиролиза в качестве побочного продукта получается значительное количество ароматических углеводородов которые составляют основу смолы пиролиза. Следовательно процесс пиролиза в настоящее время является востребованным производством обеспечивающим сырьем многие нефтехимические процессы. Пиролизу подвергаются природные УВ газы попутные газы нефтедобычи и газы выделяющиеся из нефти при ее стабилизации на промыслах и нефтеперерабатывающих заводах а также продукты переработки нефти.
При пиролизе образуются пиролизный газ и жидкие продукты пиролиза (смола пиролиза).
Пиролизный газ богат большим содержанием легких УВ-ов С1-С4. Смолой пиролиза называют получаемые в процессе жидкие УВ от С5 и выше.
Технологические параметры процесса зависят от перерабатываемого сырья и того какие УВ необходимо получить при пиролизе. Оптимальным считается режим при котором обеспечивается максимальный выход олефинов.
Важными параметрами процесса является температура пиролиза время контакта парциальное давление паров сырья.
Технологическая схема состоит из блока пиролиза блока охлаждения и промывки продуктов р-ции блок первичного разделения продуктов р-ции.
В настоящее время в нефтеперерабатывающей и нефтехимической промышленности применяются печи радиантно -конвекционного типа.
Эти печи имеют радиантную и конвекционную секции. Трубы радиантной секции размещены на стенах под крышей или на полу печей. Радиантная секция получает основное тепло за счет излучения и является наиболее эффективной частью пиролизного змеевика. В конвекционной секции теплопередача в основном идет от потока дымовых газов к трубам змеевика.
Наибольшее распространение получили трубчатые печи с экраном из труб двустороннего облучения. Печь обогревается панельными беспламенными горелками конструкции Гипронефтемаша собранными в виде двух излучающих стен.
Быстрое охлаждение пирогаза до температуры при которой практически прекращаются нежелательные реакции называют закалкой.
В современных этиленовых производствах получили практическое использование закалочно-испарительные аппараты - теплообменники в которых быстрое охлаждение пирогаза осуществляется за счет испарения воды с получением водяного пара давлением 3-13 МПа.
Кожухотрубчатые теплообменники являются необходимыми аппаратами на установке пиролиза. Трубное пространство этих аппаратов состоит из большого количества трубок собранных в пучок с помощью двух трубных решеток в которых развальцованы концы трубок. Межтрубное пространство ограничено поверхностью трубок трубной решеткой и кожухом аппарата.
В качестве нововведения в результате патентного поиска принята технология покрытия внутренней поверхности пиролизных труб не обладающими каталитическими свойствами и тормозящее образование углерода. Внутреннюю поверхность радиантных труб обрабатывают реагентом содержащим серу и кремний и создают на ней покрытие ингибирующее каталитические свойства металла.
Разработана система автоматического управления установкой пиролиза бутановой фракции Выбраны режимные параметры оказывающие основное влияние на выход и качество целевого продукта. Также разработаны контуры регулирования для поддержания этих параметров на уровне значений требуемых для нормального протекания процесса.
Разработана такая технологическая установка которая в процессе эксплуатации была безопасна для персонала для окр. среды для населения прилегающей зоны была устойчива в условия черезвычайных ситуаций.
На основе материального баланса реагенты технико-экономическиее показатели. Расчёт критериев эффективности показал что данный проект является:
экономически прибыльным; 2.рентабельным 3.окупаемым в течение 3 лет

Заключение.docx

В течении последних лет ведется целый комплекс научных работ по разработке вариантов переработки различных видов сырья пиролиза. Увеличение выхода этилена за счет расширения ассортимента сырья важная задача для этилен производящих предприятий так как в их составе есть производства окиси этилена этилен - пропиленового каучука альфа олефинов этилбензола для которых этилен является сырьем также ведется строительство комплекса по получению полиэтилена этилен поставляется и на другие предприятия. Этот вопрос очень актуален так как по мнению аналитиков в период с 2005 по 2010 год спрос на этилен будет расти со скоростью приблизительно 43%.
В данном дипломном проекте был рассмотрен пиролиз бутановой фракции. На данном этапе пиролиза углеводородного сырья в трубчатых печах в присутствии водяного пара остается единственным методом широко освоенным в промышленном масштабе.
Проведен полный расчет установки пиролиза бутановой фракции.
Каратун О.Н. Морозов А.Ю. Лаврентьева Т.А. – «Проектирование установок пиролиза низкомолекулярного углеводородного сырья». Методические указания к выполнению курсового и дипломного проекта. Астрахань: АГТУ ХТНГ 2007 -84 с.
Мухина Т.Н. Барабанов Н.Л. Бабаш С.Е. – « Пиролиз углеводородного сырья » М:. Химия 1987 -240 с.
Справочник нефтехимика. В двух томах. Т.1Под ред. С.К. Огородникова. –Л.: Химия 1978.-496 с.
Мухин Т.Н. Производство низших олефинов. М.: Химия 1974.
Пенный режим и пенные аппараты. Под ред. И.П. Мухленова. Л. «Химия» 1977.-272 с.
Смидович Е.В. Технология переработки нефти и газа. Ч. 2-я Москва Химия 1980.
Сарданашвили А.Г. Львова А.И. Примеры и задачи по технологии переработки нефти и газа. М.: Химия 1973. -256 с.
Танатаров М.А. Технологические расчеты установок переработки нефти. М.: Химия. 1987. -352 с.
Р.И.Акмаева; В.П.Павлова; Р.Х.Узбекова. «Организация и планирование производства на предприятиях»- М.1988г.
Каратун О.Н. Лаврентьева Т.А. - «Пиролиз углеводородного сырья». Учебное пособие. Астрахань: АГТУ ХТНГ 2007 -60с.
Молоканов Ю.К. Процессы и аппараты нефтегазопереработки. М.: Химия 1980. -84с.
Химия и общество. Американское химическое общество: Пер. с англ. М.: Мир 1995. 560 с.
Караханов Э.А. Что такое нефтехимия Соросовский Образовательный Журнал. 1996. № 2. С. 65-73.
Лебедев Н.Н. Технология основного органического и нефтехимического синтеза. М.: Химия 1988.
Мухина Т.Н. и др. Пиролиз углеводородного сырья. М.: Химия 1987.
Якупов А.А. Ингибирование образования кокса при пиролизе углеводородов воздействием микроволнового излучения Химические промышленность 2009 №1 с 20-25
Патент 2325425 27.05.2008.
Словецкий Д.И. Плазмохимические процессы в нефтехимии (обзор) Нефтехимия 2006 №5 с 323-332
Vedrine J.C. Auroux A. Bolis V. et al. Infrared Micricalorimetric and Electron Spin Resonance Inverstigation of the Acidic Properties of the H-ZSM-5 Zeolite J. Catal. - 1979. V.59. - №2. - P.248-262.
Nakamoto H. Takahashi H. Hydrophobic Natures of Zeolite ZSM-5 Zeolites. - 1982. - V2. - №2. - P.67-68.
Derouane E.G. Gabelica Z.A. Nobel Effect Of Shape Selectivity: Molecular Traffic Control in Ze olite ZSM-5 J. Catal. - 1980. - V.65. - №2. - P.486-489.
Dwyer J. Zeolite Structure Composition and Catalysis Chem. And Ind. - 1984. - №7. - P.258-269.
Meshram N.R. Hedge S.G. Kulkarni S.B. Et al. Disproportionation of toluene over H-ZSM-5 Zeolites Appl. Catal. - 1983. - V.8. - №3.-Р.З 59-367.
Zheng Sheng-an. Cai Jian-jian. LiuDan-chu. The Effect of pore Structure and acid-base properties on the selective alkylation of modified Zeolite catalysts: Proc. 9 th Int. Congr. Catalys. - Calgari 1988. - V.I. - Ottawa. - P.476-482.
Заявка 0234416 ЕВП. МКИ С 10 G 35095. Process for improving the Octane Number of cracked gasolines. Morrison Roger Arian: Moli OH Corp. Заявл. - 27.02.86. - №863014015. опубл. 09.09.87.

Титульники.doc

Федеральное агентство по рыболовству
Федеральное государственное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
«Астраханский государственный технический университет»
Образовательная деятельность в сфере высшего и дополнительного профессионального образования сертифицирована DQS по ISO 9001
Стратегический партнер (работодатель)
(предприятие должность ФИО)
(ученая степень звание фамилия подпись)
на выполнение выпускной квалификационной работы
(фамилияимя отчество)
ТЕМА ВЫПУСКНОЙ КВАЛИФИКАЦИОННОЙ РАБОТЫ
Представление выпускной квалификационной
Целевая установка и исходные данные
Перечень чертежей подлежащих разработке
Содержание расчетно-пояснительной записки
(перечень вопросов подлежащих разработке)
Технологическая часть
Контроль и автоматизация процесса
Безопасность и экологичность
Организационно-экономическая часть
Основная рекомендуемая литература
Федеральное агентство по рыболовству
Специальность: «Химическая технология природных энергоносителей
и углеродных материалов»
Кафедра «Химическая технология переработки нефти и газа»
Тема: Проект установки пиролиза бутановой фракции
уч. степень звание Ф.И.О. (подпись)
уч. степень звание Ф.И.О. (подпись)
уч. степень звание Ф.И.О (подпись)
Заведующий кафедрой ХТНГ
УТВЕРЖДАЮ к заданию на дипломный проект
заведующий кафедрой ХТНГ
д.х.н. профессор Пименов Ю.Т.
подготовки над дипломным проектом
Разделы темы и их содержание графический материал
Отметка руководителя о выполнении
Технологическая часть
Патентно-информационный обзор
Теоретические основы процесса
Технологические расчеты процесса
Графический материал
Предоставление дипломного проекта (работы) на кафедру
(ученая степень звание Ф.И.О. подпись)
Астраханский государственный технический университет
технология переработки
Кафедра «Безопасность
жизнедеятельности и
БЕЗОПАСНОСТЬ И ЭКОЛОГИЧНОСТЬ
Кафедра «Экономика и
управление предприятием»
ОРГАНИЗАЦИОННО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ
Кафедра «Автоматизация
технологических процессов»
КОНТРОЛЬ И АВТОМАТИЗАЦИЯ
уч. степень звание. Ф.И.О. (подпись)
на проведение патентно-информационного поиска
Кафедра «Химическая технология переработки нефти и газа».
СОДЕРЖАНИЕ ДИПЛОМНОГО ПРОЕКТА
Задание на патентный поиск
График выполнения работ
Контроль и автоматизация производства