Проектирование реактора для процесса гидродепарафинизации дизельного топлива

реактор.cdw

Объемная скорость подачи газосырьевой смеси 240 м
Кратность циркуляции газа 458 м
Катализатор типа HYDEX-G
с содержанием Ni - 1.8-2.3 % масс.
Насыпная плотность 650 кгм
Температура на входе в реактор t=405
Давление в реакторе Р=8.2 МПа.
Мощность установки 3600 тсут.
Плотность сырья 0.77 кгм
Скорость в свободном сечении переменная.
испытании и поставке аппарата должны
выполняться требования:
б) ГОСТ 12.2.003-74 "Оборудование производственное.
Общие требования безопасности".
в) ОСТ 26-291-79 "Сосуды и аппараты сварные.
Технические требования".
Аппарат испытать на прочность и плотность гидравлически
в горизонтальном положении - под давлением 3 МПа
в вертикальном положении - под наливом.
Сварные соединения должны соответствовать требованиям
ОСТ 26-01-82-77 Сварка в химическом машиностроении".
Сварные швы в объеме 100% контролировать рентгено-
Действительное расположение штуцеров см.на виде А.
Не указанный вылет штуцеров 150 мм.
Размеры для справок.
Штуцер для термопары
Штуцер для эжекции газов
Штуцер для выгрузки катализатора
Устройство распределительное
Гайка М60 ГОСТ 5916-70
Шпилька М60 ГОСТ 24705-81
Прокладка ГОСТ 11377-68
Армированный графитовый
Реактор гидродепарафинизации
Техическая характеристика.
Техические требования.

депарафинизация.docx

Таблица 1 - исходные данные
Насыпная плотность катализатора кгм3
Объёмная скорость подачи сырья ч-1
Состав сырьевой фракции кгч
изо-парафины + нафтены
Состав продуктов по фракциям кгч
ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ СХЕМА
1 Материальный баланс реактора
2 Тепловой расчет реактора
3 Основные размеры реактора
3.1 Диаметр реактора
3.3 Расчёт количества катализатора
4 Механический расчет
4.1 Расчет толщины стенки обечайки
4.2 Выбор крышки и днища
4.3 Расчет центральной трубы
4.4 Расчет и подбор штуцеров
4.5 Расчет укреплений
4.7Расчет толщины тепловой изоляции
АВТОМАТИЗАЦИЯ РЕАКТОРА ГИДРОДЕПАРАФИНИЗАЦИИ
Список использованной литературы
Приложение А Технологическая схема процесса гидродепарафинизации
Важнейшими задачами развития нефтеперерабатывающей промышленности на современном этапе являются:
увеличение глубины переработки нефти с вовлечением все более «тяжелого» сырья с повышенным содержанием высококипящих фракций и остатков серы смол и металлов;
ужесточение экологических требований к качеству топлив;
обеспечение растущего спроса на высококачественные моторные топлива.
Климатические условия Российской Федерации обуславливают большую потребность в высококачественных низкозастывающих дизельных топливах которая на сегодняшний день обеспечивается менее чем наполовину. Учитывая особые требования в северных регионах России к низкотемпературным характеристикам моторных топлив задача производства низкозастывающих дизельных топлив удовлетворяющих современным и перспективным экологическим требованиям особенно актуальна.
Важными низкотемпературными характеристиками ДТ являются: температура помутнения температура начала кристаллизации температура застывания предельная температура фильтруемости.
К настоящему времени низкотемпературное ДТ получают тремя способами:
Добавлением легких фракций в ДТ. Этот способ не является рациональным так как снижается выработка топлива и уменьшается температура вспышки.
Добавлением депрессорных присадок. Эти присадки способны снизить температуру застывания но не температуру помутнения. Снижение температуры при помощи присадок весьма проблематично так как: а) эффективность присадок зависит от состава и качества улучшаемых топлив. б) мощности отечественной промышленности не в состоянии обеспечить объемы производства присадок. в) Существует технологические трудности при использовании присадок.
Температуру застывания помутнения и фильтруемости снижают изменяя углеводородный состав ДТ. Особенно эффективным способом понижения низкотемпературных свойств дизельных топлив является депарафинизация.
Из выше сказанного видно что несмотря на широкий выбор и разнообразие методов по улучшению низкотемпературных свойств дизельный топлив данная проблема остается не решенной.
Установка гидродепарафинизации смеси атмосферного газойля с бензином висбрекинга предназначена для увеличения объема производства экологически чистого летнего и зимнего дизельного топлива со сверхнизким содержанием серы и полиароматических углеводородов соответствующего требованиям Европейских стандартов к дизельным топливам.
Процесс позволяет вовлекать в производство дизельных топлив атмосферный газойль за счет облегчения его углеводородного состава и депарафинизации а также позволяет облагораживать бензин висбрекинга что дает возможность получать дополнительный объем сырья для установок каталитического риформинга и изомеризации.
Суть процесса заключается в гидрировании сернистых азот- и кислородсодержащих соединений полиароматических углеводородов и гидродепарафинизации углеводородов С10+ с целью улучшения низкотемпературных свойств продуктов.
Глубокое обессеривание и депарафинизация сырья обеспечивается при повышенном давлении (90 МПа) и за счет применения современных катализаторов фирм Axens и Sud-Chemie.
В результате процесса получаются:
Углеводородный газ после очистки от сероводорода используется как топливо для печей установки избыток углеводородного газа сбрасывается в топливную сеть.
Стабильный бензин направляется на установки риформинга в качестве компонента сырья.
Дизельные фракции 180-240°С и 240-340°С используются в качестве компонентов летнего и зимнего дизельного топлива остаток – фракция выкипающая при температуре более 340°С может направляться на приготовление котельного топлива[12].
Технологическая схема
Технологическая схема процесса представлена в Приложение А.
Сырье - смесь атмосферного газойля с прямогонной дизельной фракцией поступает на прием насосов Н-3031 которыми подается в деаэратор К-8 после предварительного нагрева в межтрубном пространстве теплообменника Т-1.
В деаэраторе К-8 заполненном цилиндрической насадкой Б-25 из сырья отдувается кислород являющийся инициатором образования твердых отложений в теплообменной аппаратуре.
Режим работы деаэратора К-8
Водородсодержащий газ из К-8 поступает в сепаратор С-14 где отделяется от унесенной жидкости после чего направляется на ГРП. Жидкая фаза из С-14 выводится в емкость бензина висбрекинга Е-2.
После деаэрации сырье из К-8 смешивается с бензином висбрекинга подаваемым из емкости Е-2 насосами Н-34 проходит фильтры Ф-12 поступает на прием сырьевых насосов Н-12.
Сырьевая смесь с нагнетания насосов Н-12 смешивается с циркуляционным водородсодержащим газом нагнетаемым компрессором ЦК-1.
Газосырьевая смесь поступает в межтрубное пространство теплообменника Т-4123 где нагревается теплом газопродуктовой смеси из реактора Р-3 затем догревается в печи П-11 до необходимой температуры (313-361 °С) после чего поступает в последовательно соединенные реакторы гидроочистки Р-12 и гидродепарафинизации Р-3.
В реакторах Р-12 на катализаторе происходит гидрирование соединений содержащих серу азот и кислород с образованием сероводорода аммиака и воды.
Из-за высокого содержания серы и наличия в сырье продуктов крекинга ожидается что общий адиабатический подъем температуры при гидрообессеривании составит более 25°С поэтому между первым и вторым реакторами предусмотрена подача квенча - водородсодержащего газа с нагнетания компрессора ЦК-1.
Для регулирования температуры на входе в Р-3 (345-405°С) предусмотрено два варианта: охлаждение газопродуктовой смеси подачей квенча между реакторами Р-2 и Р-3 если температура входа в Р-3 выше необходимой и нагрев в печи П-12 если температура на входе в Р-3 ниже необходимой для процесса гидродепарафинизации.
Сложность регулирования температуры на входе в Р-3 связана с тем что процессы гидроочистки и гидродепарафинизации имеют различную продолжительность цикла реакции.
Газопродуктовая смесь из реактора Р-3 отдает тепло на нагрев газосырьевой смеси в трубном пространстве теплообменника Т-4123 и с температурой 240оС поступает в сепаратор С-1 где происходит ее разделение на парогазовую смесь и нестабильный гидрогенизат.
Парогазовая смесь из сепаратора С-1 поступает в трубное пространство теплообменника Т-512 где отдает тепло на нагрев нестабильного гидрогенизата из С-2 затем охлаждается в воздушном холодильнике ВХ-112345 водяном холодильнике Х-112 и поступает в сепаратор С-2 где разделяется на циркуляционный газ и нестабильный гидрогенизат.
Нестабильный гидрогенизат из сепаратора С-2 смешивается с бензином - отгоном с установок гидроочистки проходит межтрубное пространство теплообменника Т-512 где нагревается теплом парогазовой смеси и после смешения с нестабильным гидрогенизатом из сепаратора С-1 направляется на стабилизацию.
Циркуляционный газ из сепаратора С-2 после очистки от сероводорода раствором МДЭА с массовой долей МДЭА 20÷40 % в абсорбере К-4 через сепаратор С-3 и фильтры Ф-34 возвращается на прием компрессора ЦК-1.
В абсорбере К-4 установлены 23 клапанные тарелки. На 20-ти тарелках протекает процесс абсорбции сероводорода на 3-х верхних тарелках происходит отмывка очищенного газа от унесенного МДЭА.
Режим работы абсорбера:
Для уменьшения уноса МДЭА с газом на прием ЦК-1 через верхнюю часть абсорбера предусмотрена циркуляция конденсата водяного пара насосом Н-13 с целью промывки выходящего газа. Часть отработанного конденсата постоянно выводится в емкость кислой воды а взамен подается свежий конденсат.
В кубовой части абсорбера К-4 предусмотрено отстаивание раствора МДЭА от легкого бензина унесенного с газом.
Для поддержания необходимой концентрации водорода в циркуляционном газе часть газа после аминовой очистки отдувается с установки а взамен перед сепаратором С-3 подается свежий водородсодержащий газ с нагнетания дожимных компрессоров ПК-12.
Свежий водородсодержащий газ поступает на установку из заводской сети проходит очистку от хлора в адсорбере К-7 на адсорбенте МОА-98У смешивается с водородом с комплекса гидрокрекинга и через сепаратор С-10 и фильтры Ф-910 поступает на прием дожимных компрессоров ПК-12.
Свежий водородсодержащий газ с нагнетания дожимных компрессоров ПК-12 после охлаждения в воздушном холодильнике ВХ-1112 направляется в сепаратор С-3 на прием циркуляционного компрессора ЦК-1 в количестве необходимом для процесса гидродепарафинизации а избыток после смешения с отдуваемым водородсодержащим газом направляется на установки гидроочистки.
1Материальный баланс реактора
Над катализатором при гидродепарафинизации протекают следующие реакции:
Гидрокрекинг парафиновых углеводородов:
Гидрокрекинг изо-парафиновых углеводородов:
Изомеризация парафиновых углеводородов:
Гидрирование ароматических углеводородов до нафтенов:
Насыщение непредельных углеводородов:
Гидрирование нафтенов:
Сделаем допущение что в реакторе реализуется гидродинамический режим идеального вытеснения. Принимается поршневое течение без перемешивания вдоль потока при равномерном распределении субстанций в направлении перпендикулярном движению. Время пребывания в системе всех частиц одинаково и равно отношению объема системы к объемному расходу жидкости. Уравнение описывающее модель:
где — линейная скорость потока мс.
Модель реактора идеального вытеснения можно построить на основании типовой модели идеального вытеснения с учётом скорости химической реакции Уравнение описывающее гидродинамическую модель для выбранного вещества дополняется такой величиной как скорость реакций по данному веществу:
Исследование реактора будем проводить считая что он работает в стационарном режиме:
Кроме того — время контакта с.
Для указанных реакций можно записать шесть фифференциальных уравнений описывающих уменьшение количества углеводородов в результате химических превращений:
Поскольку состав сырья задан в массовых долях а в кинетической модели процесса для расчета используются мольные доли необходим пересчет из массовых долей в мольные.
Для пересчета состава питания воспользуемся формулой:
где — средняя молекулярная масса сырья; — молекулярная масса
— мольная доля i-го компонента в сырье.
На основе данных хроматографического анализа было определено что в составе сырья находятся компоненты со следующим количеством атомов углерода (табл. 2).
Таблица 2 – Количество атомов углерода в компонентах сырья
Количество атомов углерода
Формула для расчёта молекулярной массы
н-Парафиновые углеводороды
Σ изо-парафиновых и нафтеновых
Ароматические углеводороды
Олефиновые углеводороды
Рассчитаем средние молекулярные массы каждого компонента по формулам приведенным в таблице 2.
По правилу аддитивности рассчитаем среднюю молекулярную массу сырья:
Данные по определению состава циркулирующего газа представлены в таблице 3.
Таблица 3 – Количество компонентов циркулирующего газа
Молекулярная масса кгкмоль
Содержание мол. доли
Для расчёта состава продуктов реакции покидающих реактор необходимо знать константы химических реакций т.к. значение констант неизвестно то воспользуемся групповым балансом углеводородов (таблица 4).
Таблица 4 – Групповой состав сырья и продуктов реакций
Таблица 5 – Баланс по ВСГ
Концентрация Н2 % масс
Результаты произведенных расчётов представлены в таблице 6 - материальный баланс реактора гидродепарафинизации.
Таблица 6 – Материальный баланс
содержание мол. доли
2Тепловой расчет реактора
Уравнение теплового баланса для реактора гидродепарафинизации будет иметь вид:
Q1 – приход тепла с сырьём и циркулирующим газом Q2 – расход тепла на реакции Q3 – расход тепла с продуктами реакции и циркулирующим газом Q4–потери в окружающую среду.
Рассчитаем энтальпию газового потока на входе в аппарат. Энтальпию подогретого углеводородного сырья можно рассчитать используя модель Уэйра и Итона [5]:
Тогда энтальпия питающей смеси при 678 К составит:
Энтальпии водорода и углеводородных компонентов ВСГ можно рассчитать с помощью энтропийно-информационной модели [5]:
где ; — энтропия газа при температуре T (калмольК);
Энтропию газа можно рассчитать по уравнению [5]:
где — средняя теплоемкость газа на интервале температур от 298К до Т.
Среднюю теплоёмкость циркулирующего ВСГ найдём по формуле [5]:
Ср=4184*(а+bТ+cT2) или Ср=4184*(а+bТ+cT2+dT3)
Значения коэффициентов и рассчитанная теплоёмкость представлены в таблице 7 [5].
Таблица 7 – Значения коэффициентов
Средняя теплоемкость ВСГ составит 7609 кДж(кг*К).
Таблица 8 – Расчёт энтальпии питающей смеси
Величину Q2 найдём следующим образом:
где - количество сырья кгч;
- теплоёмкость газа поступающего в реактор кДж(кг*К);
- перепад температуры потока в реакторе К
Теплоёмкость газа поступающего в реактор:
где - теплоёмкость сырья кДж(кг*К);
– теплоёмкость циркулирующего газа приведённая к теплоемкости сырья кДж(кг*К).
где - теплоёмкость сырья в зависимости от его температуры (рисунок 1) кДж(кг*К); [4]
– поправка на теплоёмкость в зависимости от относительной плотности и характеристического фактора k сырья реактора (рисунок 1) [4].
Рисунок 1 – Зависимость теплоёмкости сырья от температуры
Используя формулу Крэга рассчитаем относительную плотность сырья при температуре 288 К решив ее относительно плотности [4]:
Зная что средняя молекулярная масса сырья М=13178 тогда:
Зная что относительная плотность сырья а средняя молекулярная масса М=13178 кгкмоль тогда k116 (рисунок 2) [4].
Рисунок 2 – Номограмма для определения характеристик топлива по двум заданным параметрам
К – фактор характеризующий содержание парафиновых углеводородов в топливах обычно принимает значения от 10 до 13.
Для парафиновых углеводородов К=13-125 нафтеновых и ароматических углеводородов К=11-10.
При температуре Т=6215 К по рисунку 1 получаем:
Перепад температуры по всему сечению реактора составляет 7 К.
Количество тепла которое выделяется при гидрокрекинге парафиновых углеводородов:
Примем потери в окружающую среду в размере 1 % тогда:
Величина теплопотерь:
Результаты расчёта теплового баланса реактора сведены в таблицу 9.
Таблица 9 – Тепловой баланс реактора
Количество тепла кВт
Величина энтальпии продуктов реакции при температуре Твых равна:
Тепловой эффект процесса составит:
3Основные размеры реактора
Диаметр реактора рассчитываем так чтобы перепад давления в слое катализатора не превышал допустимого значения .
Величину для реактора примем по данным для установки каталитического риформинга [5]:
где — доля гидравлического сопротивления слоя в общем гидравлическом сопротивлении реактора; np— количество реакторов в установке.
Подставив значения =05 и получим:
Для расчета величины воспользуемся формулой:
где — потери напора на 1 м высоты слоя катализатора в реакторе — порозность слоя — скорость фильтрования — плотность газовой смеси — кинематическая вязкость — эквивалентный диаметр частиц катализатора.
Порозность слоя катализатора при допущении упорядоченного расположения частиц катализатора равна:
где — объем шара эквивалентный объему частицы катализатора цилиндрической формы — объем куба описанного вокруг шара.
В качестве катализатора гидродепарафинизации используют катализатор HYDEX-G т.к. основные параметры зерна катализатора неизвестны то зададимся ими диаметр d=0002 м и высоту равную H=0004 м то
Сторона куба описанного вокруг шара равна эквивалентному диаметру этого шара:
Числовое значение порозности при :
Скорость радиального фильтрования газовой смеси в наиболее узком сечении у сетки трубы:
где — объем газов проходящих через свободное сечение реактора;
— площадь сетки у трубы.
Величину можно рассчитать по формуле:
где — количество газовой смеси в реакторе; — средняя температура в реакторе; — коэффициент сжимаемости газа значительно разбавленного водородом; — средняя молекулярная масса газовой смеси; — среднее давление в реакторе.
Средняя температура в реакторе равна:
Среднее давление в реакторе примем равным:
Тогда можно рассчитать :
Приняв диаметр реактора Dреак=4 м диаметр сетки Dс=035 м рассчитаем площадь поперечного сечения реактора через которую проходит газ:
Высота слоя катализатора в реакторе равна:
где — объем катализатора в реакторе F— площадь поперечного сечения аппарата.
Таким образом можно рассчитать скорость фильтрации:
Плотность газовой смеси на выходе из реактора [7]:
где ρ у’i – содержание компонентов в газовой смеси мол. доли.
Плотность компонентов газовой смеси при средней температуре можно оценить по уравнению Клапейрона-Менделеева:
Результаты расчета приведены в таблице 10.
Таблица 10 – Расчет плотности газовой смеси на выходе из реактора
изо-парафины+нафтены
Плотность газовой смеси на выходе из реактора составит 5334 кгм3.
Кинематическую вязкость газовой смеси можно рассчитать по формуле Манна:
Кинематическая вязкость водорода метана этана пропана бутана была найдена по справочнику [6].
Кинематическая вязкость ароматических парафиновых и нафтеновых углеводородов при температуре Т=Тср рассчитывается по формуле:
где — динамическая вязкость — плотность углеводородов.
Динамическая вязкость углеводородов при средней температуре в реакторе можно рассчитать из соотношения:
С=122*Ткип где — температура кипения углеводорода К;
Динамическую вязкость по известной величине молекулярной массы углеводорода можно определить из диаграммы (рис.3).
Рисунок 3 — Зависимость динамической вязкости углеводородов паров углеводородов от молекулярной массы при Т = 273 K
Температуру кипения углеводородов определим из диаграммы (рис. 2) [6].
Расчет динамической и кинематической вязкости углеводородов а также вязкости смеси газов в реакторе представлен в таблице 11.
Таблица 11– Расчет кинематической вязкости
изо-парафины+ нафтены
Подставив рассчитанные значения вязкости компонентов в формулу Манна найдем кинематическую вязкость газовой смеси:
Подставив в формулу для расчета потери напора числовые значения всех найденных величин получим:
(условие выполняется).
Полная высота реактора равна:
В результате конструкторских соображений высота реактора была уменьшена и принята 20 м
3.3Расчёт количества катализатора
Количество катализатора необходимое для проведения процесса составит:
где о – объёмна скорость подачи сырья ч-1 ρс – плотность сырья кгм3 Gс – расход сырья кгч.
Найдём требуемое количество катализатора:
где - объём катализатора м3 - насыпная плотность катализатора кгм3.
Для проведения процесса понадобиться 97500 кг катализатора.
4Механический расчет
4.1Расчет толщины стенки обечайки
Чтобы выбрать формулу для расчета номинальной толщины стенки обечайки необходимо предварительно найти величину где — допускаемое напряжение для выбранной стали — максимальное давление в аппарате — коэффициент учитывающий ослабление обечайки в продольном направлении.
Материал хромомолибденовая сталь 12ХМ теплоустойчива до температуры 560оС [8].
Значение допускаемого напряжения на растяжение можно рассчитать используя формулу:
Расчётное допустимое напряжение с учётом поправочного коэффициента составит:
Принимая значение φ=1 получаем
следовательно номинальную толщину обечайки рассчитаем по формуле:
Примем толщину обечайки 100 мм. Добавим прибавку на коррозию 5 мм. Общая толщина обечайки составит 105 мм.
4.2Выбор крышки и днища
Для данного аппарата подобрать стандартную крышку и днище не возможно в связи с этим данные детали будем изготавливать из штампованных секторов и центрального эллиптического диска с последующей сваркой их между собой.
Рисунок 4 – Конструкция сферического днища
Толщину днищ выбираем в соответствии с толщиной обечайки.
Таблица 12 — Конструктивные параметры крышки и днища аппарата
Внутренний базовый диаметр
Крышка 4000х105 - 2000 – 12ХМ
Для чистки и обслуживания аппарата необходимо либо съемное днище либо крышка т.к. аппарат имеет относительно большие размеры то чистку аппарата лучше производить сверху. Таким образом для нашего аппарата делаем съемную крышку и приварное днище.
4.3Расчет центральной трубы
Номинальное допускаемое напряжение для стали марки 12ХМ при расчетной температуре 408°С составляет 1672 МПа.
Допускаемое напряжение определяется по формуле:
где – коэффициент равный 09.
то минимальную толщину стенки трубы нагруженной внутренним избыточным давлением рассчитываем по формуле [9]:
где Р – внутреннее избыточное давление (P = 734 МПа);
dнар – наружный диаметр трубы (D =035 м);
φ = 1 – коэффициент прочности сварного шва;
Принимаем толщину трубы s = 10 мм.
4.4Расчет и подбор штуцеров
Диаметр входного патрубка рассчитываем по следующей формуле [7]:
где - объемный расход газа м3с; - средняя скорость потока принимаем за 15 мс.
Принимаем диаметр штуцера под термопару dшт4 = 50 мм.
Таблица 13 – Конструктивные параметры штуцера
Штуцер для термопары
Штуцеры изготавливаются из двухслойной стали с приваренными фланцами
Штуцер: тип 1 материал сталь 12ХМ
4.5Расчет укреплений
Наибольший допустимый диаметр одиночного отверстия в стенке не требующий дополнительного укрепления определяется по формуле (18.6 [8]):
где s = 0105 м – толщина стенки;
s - номинальная расчетная толщина стенки крышки без прибавок и при
φш = 1 в м (см); ск = 0005 м – прибавка на коррозию м (см).
Наибольший допустимый диаметр равен:
Поскольку внутренние диаметры обоих штуцеров (04м) меньше dд то отверстия для них в крышке укреплять не надо.
Найдем приблизительную массу реактора:
Массы днища и крышки (суммарно): G=3481632 кг
Масса катализатора: 97500 кг;
Масса заполненного реактора:
Общая масса: 553578 кг.
Общий вес: Р=5 425 066Н или 5425МН .
По таблице 29.2 [8] выбираем опору типа II исполнения Б на нагрузку
0 МН на одну шт.: Опора-лапа ОВ-II-Б-100000 ОН 26-01-69-68.
Таблица 14 – Параметры опоры
Параметры подкладного листа:
s1 =28 мм; L3 = 600 мм; Н1 = 1230 мм.
Общее количество опор составит 22с нагрузкой на одну опору 246МН. При использовании подкладного листа с шириной в 600 мм расстояние между опорами составит 81 мм по конструктивным соображениям будет использован цельный металлический подкладной лист по всей длине реактора.
Для расчета толщены тепловой изоляции воспользуемся формулой для теплопереноса через цилиндрическую стенку:
где l – высота аппарата tв – температура в аппарате tн – температура наружной стенки изоляции - теплопроводность изоляции R1 – внутренний радиус изоляции R2 - наружный радиус изоляции.
Толщина изоляции равна:
Тогда формула теплопроводности имеет вид:
Тепловые потери можно рассчитать по формуле:
где - суммарный коэффициент конвекции и излучения рассчитываемый по формуле:
где tос – температура окружающей среды.
Приравнивая формулы для расчета теплопотерь:
Данное соотношение решаем графически путем нахождения точки пересечения графиков описываемых следующими функциями:
Примем за изоляционный материал асбест с коэффициентом теплопроводности равном
Рассчитаем теплоизоляцию для верха колонны:
Примем температуру окружающей среды равной tос = 0С и температуру наружной стенки равной tн = 40C. Тогда коэффициент теплоотдачи равен:
Внутренний радиус изоляции примем равным радиусу реактора:
Построим графики зависимости (рис. 5):
Рисунок 5 – К определению толщины тепловой изоляции для реактора.
По данным рисунка 7 примем толщину изоляции примерно равной 0016 м
Примем общую толщину изоляции с запасом равную 002 м
Данная схема автоматизации предназначена для контроля и регулирования технологических параметров процесса гидродепарафинизации смеси атмосферного газойля с бензином висбрекинга на цеолитовым катализаторе.
Для дистанционного контроля температуры сырья перед реактором устанавливается термопреобразователь с унифицированным выходным сигналом который измеряет регистрирует температуру и посылает сигнал на исполнительный механизм для регулирования подачи топливного газа в печь.
Для дистанционного контроля давления перед реактором устанавливается датчики измерения давления который измеряет регистрирует давление и посылает сигнал на исполнительный механизм для регулирования подачи сырья в печь.
Для контроля и регистрации перепада температур в слое катализатора сверху реактора установлены многозонные термопары с унифицированным выходным сигналом.
Рисунок 6 – Схема автоматизации реактора гидродепарафинизации
Серикова Ф.Т. Новые установки Атырауского НПЗ: Установка гидроочистки и депарафинизации дизельного топлива. – Алматы: «Эверо» 2008 – 164 с.
Краткий справочник по химии под ред. Куриленко. – Киев: «НАУКОВА ДУМКА» 1974 – 991 с.
Средин В. В. Химия и технология топлив и масел 1967 №1 с. 4-7.
Кузнецов А.А. Кагерманов С.М. Судаков Е.Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности. — Л: «Химия» 1974. — 344 с.
Дубовкин Н. Ф. Справочник по углеводородным топливам и их продуктам сгорания. М.: Госэнергоиздат 1962 – 228 с.
Павлов К.Ф. Романков П.Т. Носков А.А. Примеры и задачи по курсу процессов и аппаратов химической технологии. — Л.: Химия1987
Лащинский А.А. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры : справочник А. А. Лащинский А. Р. Толчинский. – 3-е изд. стер. – М. : Альянс 2008. – 752 с.
Основные процессы и аппараты химической технологии: пособие по проектированию: учебное пособие Под ред. Ю. И. Дытнерского. – 2-е изд. перераб. и доп. – М. : Химия 1991. – 496 с.