Интенсификация процесса висбрекинга гудрона

Дипломный проект содержит 176 страниц, 9 рисунков, 44 таблицы,

39 литературных источников, 2 приложения.

ГУДРОН, ВИСБРЕКИНГ, АППАРАТ МАГНИТНОЙ ОБРАБОТКИ,

КОТЕЛЬНОЕ ТОПЛИВО, РАСЧЁТ, РЕКОНСТРУКЦИЯ

Дипломный проект разработан на основании материалов полученных

во время прохождения преддипломной практики на установке висбрекинга

гудрона Комплекса Нефтеперерабатывающих и Нефтехимических Заводов

ОАО «ТАНЕКО».

Целью проекта является увеличение выхода светлых дистиллятов при

включении в схему аппарата магнитной обработки.

Проект включает: литературный обзор, патентные исследования,

технологические расчеты, экономическое обоснование проекта, раздел по

экологической и производственной безопасности, спецификации схемы

автоматизации технологического процесса. ...

Введение 8
1. Аналитическая часть 10
1.1. Историческая справка 10
1.2. Висбрекинг нефтяных остатков 10
1.2.1 Химические превращения в процессе висбрекинга 11
1.2.2. Сырье и продукты висбрекинга 14
1.2.3. Режимные показатели процесса 17
1.2.4. Коксообразование 19
1.2.5. Интенсификация процесса висбрекинга 21
1.2.6. Варианты технологических схем 24
1.3. Изменение свойств нефтяных остатков магнитной обработкой 25
1.4. Патентные исследования 28
1.5. Выбор и обоснование метода интенсификации производства 40
2. Расчетно-технологическая часть 46
2.1 Описание технологической схемы производства 46
2.2 Внесенные изменения по сравнению с аналогом и обоснование изменений, вводимых в проект 50
2.2 Техническая характеристика сырья и продукта 52
2.3 Расчет материальных балансов 53
2.3.1 Материальный баланс печи 53
2.3.2 Материальный баланс реакционной камеры 55
2.4 Технологический расчет печи 56
2.4.1 Исходные данные для расчета 56
2.4.2 Расчет процесса горения 57
2.4.3. Расчет тепловой нагрузки печи, КПД и расхода топлива 61
2.4.4 Расчет радиантной секции 64
2.4.5 Поверочный расчет камеры радиации 68
2.4.6 Расчет конвекционной секции 72
2.5 – Технологический расчет выносной реакционной камеры 76
2.6 Гидравлический и механический расчет аппарата магнитной обработки 80
2.6.1 Гидравлический расчет 80
2.6.2 Расчет толщины обечайки 81
2.6.3 Расчет эллиптического днища (крышки) 82
2.6.4 Укрепление отверстий 83
2.6.5 Расчет опор аппарата 84
2.7 Выбор и обоснование схемы автоматизации процесса 85
2.8 Моделирование кинетики висбрекинга 109
2.9 Обеспечение производственной и экологической безопасности 113
2.9.1 Общая характеристика производственной опасности объекта 113
2.9.2 Технологические решения, обеспечивающие безопасность эксплуатации объекта 121
2.9.3 Производственная санитария и гигиена труда 126
2.9.4 Освещение помещений и наружных установок 130
2.9.5 Средства индивидуальной защиты 131
2.9.6 Пожарная профилактика, методы и средства тушения 132
2.9.7 Защита зданий и сооружений от разрядов атмосферного электричества 133
2.9.8 Вопросы гражданской обороны и действий в условиях чрезвычайных ситуаций 135
2.9.9 Защита окружающей среды 135
2.10 Экономическое обоснование проекта 142
Заключение 156
Список использованных источников 157
Приложение А 162
Приложение Б 166
Спецификации 168

В настоящее время на нефтеперерабатывающих заводах (НПЗ) Россий-ской Федерации сложилась критическая ситуация. Высокий износ основных производственных фондов (около 80%) предопределяет низкую загрузку заводов (в среднем около 83%). Низкое качество готовой продукции, выпускаемой большинством НПЗ России, обусловлено низкой глубиной переработки нефти [1].
На сегодняшний день, глубина переработки нефти (ГПН) в среднем, со-ставляет 71-72%, в то время как в западноевропейских странах составляет порядка 85%, в США – 95%. В нашей стране до сих пор действует техническая документация, позволяющая российским НПЗ выпускать продукцию, не соответствующую требованиям зарубежных нормативных до-кументов [1].
Для увеличения ГПН на Российских НПЗ необходимо:
- строительство новых технологических установок, н аправленных на углубление переработки нефти (каталитический крекинг, гидрокрекинг и др.)
- модернизация старых установок и эксплуатация их в комбинированном варианте.
Для большинства Российских НПЗ актуальна проблема замены устаревшего оборудования базовых процессов и дальнейшего повышения ГПН свыше 70%. Из тридцати крупнейших российских НПЗ девять не используют углубленную переработку нефтяных фракций [1].
Задача углубления переработки нефти заключается в основном в квали-фицированной переработке тяжелых нефтяных остатков (гудронов, асфальтов, тяжелых газойлей) с получением дополнительного количества светлых нефтепродуктов и товарного котельного топлива без использования разбавителей.
Защита окружающей среды от вредных выбросов и загрязненных стоков требует использования в качестве моторных и котельных топлив высококачественных, специально подготовленных компонентов. Если с моторными топливами положение в отрасли относительно неплохое, то котельные топлива не удовлетворяют современным требованиям.
Особенно много проблем возникает с переработкой вакуумных остатков на заводах, перерабатывающих сернистые нефти с высоким содержанием металлов, объем таких остатков достигает 40 % от перерабатываемой нефти [1].
Еще недавно, в конверсии тяжелых остатков нефти, термическим процессам отдавалось предпочтение в связи с невысокими затратами. Однако, по мере роста цен на сырую нефть, получение, например, значительных объемов кокса из гудронов (до 35 % масс.) становится нерентабельным.
При этом нет надежного и долговременного рынка сбыта для тяжелых остатков с высоким содержанием серы и металлов. Все это говорит о том, что необходимо изменить схему переработки тяжелых остатков так, чтобы превратить их в максимальное количество топлива для транспорта [2].
На отечественных НПЗ эксплуатируется 15 установок висбрекинга: Лу-койл - 2, ТНК - ВР - 2, Роснефть - 1, Башнефтехим -3, Газпромнефть - 1, МНТК-1, Славнефть -1, ТАИФ-НК -1, ОАО Салаватнефтеоргсинтез - 1, Сургутнефтегаз – 1, ТАНЕКО – 1 [3].
В России разработками технологии процесса висбрекинга занимаются ведущие научно-исследовательские институты: ГУП «Институт нефтехимпереработки РБ», ГрозНИИ и ВНИПИнефть [4].
Интенсификация процесса висбрекинга с помощью внешних воздействий дает возможность более полно реализовывать его потенциальные возможности и добиться повышения качественных и количественных показателей продуктов в технологическом процессе [5, c. 2].

η=(78997,34-(3159,9+9630,1+394,99))/78997,34=0,833
Тепловая мощность установки складывается из тепла, затраченного на нагрев гудрона, на нагрев воздуха, на перегрев водяного пара и из теплового эффекта реакции.
Полезная тепловая нагрузка печи рассчитывается по формуле:
Qпол=Q1+Q2+Q3+Q4 (2.4.3.3)
где Q1–количество тепла, затраченного на нагрев гудрона, кДж; Q2–количество тепла, затраченного на нагрев воздуха, кДж; Q3–количество тепла, затраченного на перегрев водяного пара, кДж; Q4–тепловой эффект реакции, кДж.
Для дальнейших расчетов переведем значение плотности гудрона при 20°С в значение плотности при 15°С [6]:
ρ1515=0,994∙ρ420+0,0093 (2.4.3.4)
где ρ420 – плотность гудрона при 20°С;
ρ1515=0,994∙1,016+0,0093=1,019.
Тепло, затраченное на нагрев гудрона можно вычислить по уравнению [31, с.33]:
Q1=G∙(It2ж- It1ж) (2.4.3.5)
где G–количество гудрона, поступающего в печь, кг/час; It1ж, It2ж–энтальпия гудрона при температурах входа и выхода из печи, кДж/кг.
Энтальпию гудрона при температуре входа его в печь рассчитываем по формуле:
It1ж=α/√ρ1515 (2.4.3.6)
где ρ1515–плотность гудрона при 15 °С; α–коэффициент, кДж/кг.
Коэффициент α при 300°С находим из приложения 20 [31, с.229].
I300ж=659,29/√1,019=653,11 кДж/кг
Энтальпию гудрона при температуре выхода его из печи рассчитываем по формуле [31, с.33]:
It2ж=α/√ρ1515 (2.4.3.7)
где ρ1515–плотность гудрона при 15 °С; α–коэффициент, кДж/кг.
Коэффициент α при 460°С находим из приложения 20 [31, с.229].
I460ж=1135,82/√1,019=1125,18 кДж/кг
Согласно уравнению (2.4.3.5) рассчитываем:
Q1=147085∙(1125,18- 653,11)=76546920кДж/ч
Тепло затраченное на нагрев воздуха рассчитываем по уравнению [31, с. 63]:
Q2= Gвозд∙(It2возд- It1возд) (2.4.3.8)
где Gвозд–количество воздуха, поступающего на нагрев, кг/ч; It2возд, It1возд–энтальпии воздуха при температуре входа его в печь и при температуре It2возд=230°С, поступающего к горелкам, кДж/кг.
Энтальпию воздуха при температуре входа его в печь находим по формуле [31, с.90]:
I25возд=свозд∙t (2.4.3.9)
где свозд–теплоемкость воздуха при 25°С, кДж/кг·град; t–температура воздуха, °С.
I25возд=1,005∙25=25,12 кДж/кг
Энтальпию воздуха при температуре поступления его к горелкам печи находим по формуле [31, с.90]:
I230возд=свозд∙t (2.4.3.10)
где свозд–теплоемкость воздуха при 230°С, кДж/кг·град; t–температура воздуха, °С.
I230возд=1,023∙230=235,29 кДж/кг
Согласно уравнению (2.4.3.8) находим:
Q2=52133∙(235,29-25,12)=10956532 кДж/ч
Тепло затраченное на перегрев водяного пара можно рассчитать по уравнению [31, с.63]:
Q3= GВП∙(It2перегр- It1нас) (2.4.3.11)
где GВП –количество водяного пара, кг/ч; It2перегр, It1нас–энтальпии водяного пара при температурах перегрева и насыщения, кДж/кг.
Энтальпию перегретого водяного пара находим из приложения 29, при давлении Р=2,1 МПа и температуре перегретого водяного пара t=280°С [31, с.236].
Энтальпию насыщенного водяного пара находим из приложения 28 при температуре водяного пара t=210°С [31, с.235].
Согласно уравнению (2.4.3.11) рассчитываем Q3:
Q3=3851∙(2950-2801)=573799,00 кДж/ч
Тепловой эффект реакции определяем, используя уравнение:
Q4=qр∙а∙G (2.4.3.12)
где qр–тепловой эффект реакции приходящийся на 1 кг сырья, кДж/кг [31, с.207]; а–доля теплового эффекта, приходящегося на печь висбрекинга; G–количество гудрона, поступающего в печь, кг/ч.
Доля теплового эффекта рассчитывается по формуле:
а=αп/αобщ
где αп = 6%–глубина превращения сырья в печи висбрекинга; αобщ = 13%–общая глубина превращения сырья.
а=0,462
Согласно уравнению (2.4.3.12) рассчитываем:
Q4=147085∙0,462∙150=10192991 кДж/ч
По формуле (2.4.3.3) находим:
Qпол=76546920+10956532+573799+10192991=98270242 кДж/ч
Расход топлива определяем из выражения [31, с.89]:
B= Qпол/(Qрн∙η) (2.4.3.13)
где Qпол–полезная тепловая нагрузка печи, кДж/ч; Qрн–низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг; η–КПД печи.
В= 98270242/(78997,34∙0,833)=1493,36 кг/ч
2.4.4 Расчет радиантной секции
При расчете радиантной секции печи устанавливают зависимость между количеством тепла, получаемым трубами этой секции, величиной поверхности нагрева, температурой дымовых газов в топочном пространстве и тепловой напряженностью радиантных труб.
Задаемся температурой дымовых газов в топочном пространстве tп=800°С.
Определяем среднюю теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tп по уравнению [31,c.90]:
сср=(mCO2∙cCO2+ mН2О∙cН2О+ mN2∙cN2+ mO2∙cO2)/G (2.4.4.1)
где mCO2, mН2О, mN2, mO2 – массы компонентов продуктов сгорания, кг/кг топлива; cCO2, cН2О, cN2, cO2 – теплоемкости компонентов продуктов сгорания 1 кг топлива, кДж/(кг∙град.) G – суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг топлива.
Теплоемкости компонентов продуктов сгорания 1 кг топлива при температуре 800°С, кДж/(кг∙град).– приведены в таблице 2.4.4.1.
Таблица 2.4.4.1 – Теплоемкости продуктов сгорания при 800°С, кДж/(кг∙град).
Продукты сгорания
СО2
Н2О
N2
O2
Теплоемкость
0,98
0,94
1,06
0,93
Определим среднюю теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tп по формуле (2.4.4.1):
сср=(2,94 ∙0,98+1,80∙0,94+13,14∙1,06+0,19∙0,93)/18,07=1,034кДж/(кг∙град.)
Определяем энтальпию продуктов сгорания по формуле [31,c.90]:
Itп=cср∙tп (2.4.4.2)
где cср–средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tп, кДж/(кг∙град.); tп–температура дымовых газов в топочном простанстве, °С.
Itп=1,034∙800=827,2 кДж/кг
Определяем максимальную расчетную температуру горения по формуле [31,c.90]:
tmax=t0+( Qрн∙ηт)/(сср∙G (2.4.4.3)
где t0–приведенная температура исходной смеси, °С; Qрн–низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг; ηт–КПД топки; сср–средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tп, кДж/(кг∙град.); G – суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг топлива.
КПД топки принимаем равным 0,95 [31, с.91].
Так как печь работает без циркуляции дымовых газов, то температуру исходной смеси принимаем равной температуре воздуха поступающего к горелкам печи, т.е. t0=230°С.
tmax=230+(78997,34∙0,95)/(1,034∙18,07)=3246,6°С
Определим количество тепла, воспринимаемого сырьем через радиантные трубы по формуле [31, с.91]:
Qр=В∙(Qрн∙ηт- Itп) (2.4.4.4)
где В–расход топлива, кг/час; Qрн–низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг; ηт–КПД топки; Itп–энтальпия продуктов сгорания, кДж/кг.
Qр=1493,36∙(78997,34∙0,95-827,2)=90847720 кДж/ч
Определим количество тепла воспринимаемого сырьем через конвекционные трубы по формуле [31, с.91]:
Qк= Qпол– Qр (2.4.4.5)
где Qпол–полезная тепловая нагрузка печи, кДж/ч; Qр–количество тепла, воспринимаемого сырьем через радиантные трубы, кДж/ч.
Qк= 99470907,1–90847720=8623186,8 кДж/ч
Определяем энтальпию сырья на входе в радиантные трубы (на выходе из конвекционных труб) по формуле [31, с.91]:
Iк= It1ж+ Qк/G (2.4.4.6)
где It1ж–энтальпия гудрона при температуре входа в печь, кДж/кг; Qк–количество тепла, воспринимаемого сырьем через конвекционные трубы, кДж/ч; G–расход гудрона, кг/ч.
Iк= 654,078 + 8623186,8/147085=712,71 кДж/кг
Определяем температуру сырья на входе в радиантные трубы (на выходе из конвекционных труб) из формулы [31, с.33]:
Iк=α/√ρ1515 (2.4.4.7)
где ρ1515–плотность гудрона при 15 °С; α–коэффициент, кДж/кг.
Так как нам известна энтальпия сырья на входе в радиантные трубы (Iк), то пользуясь формулой (2.4.4.7) определяем значение коэффициента α:
α=Iк∙√ρ1515=712,71∙√1,019=719,45 кДж/кг
Зная значение α по приложению 20 [31, с.229] находим температуру сырья на входе в радиантные трубы, которая равна tк=322°С.
Определяем среднюю температуру наружной поверхности радиантных труб по формуле [31, с.92]:
tср=(t2+ tк)∙0,5+ t’ (2.4.4.8)
где t2–температура сырья на выходе из печи, °С; tк– температура сырья на входе в радиантные трубы, °С; t’–разность температур между наружной поверхностью труб и температурой сырья, °С.
Принимаем t’=50°С
tср=(460+322)∙0,5+50=441°С
Для определения поверхности радиантных труб находим значение параметра qs по графикам на рисунке 39 [31, с.93] по известным tп=800°С, tmax=3246,6°С, tср=441°С.
Значения параметра qs приведены в таблице 2.4.4.1.
Таблица 2.4.4.1 – Значения параметра qs при различных температурах
tср, °С
200
400
600
qs, Вт/м2
110000
85000
55000
Интерполируя значения, находим значение qs при температуре 441°С, которая равна qs=91150Вт/м2=328113,75кДж/(ч∙м2).
Общее количество тепла, вносимого в топку, находим по формуле [31, с.92]:
Q=B∙Qрн∙ηт (2.4.4.9)
где B–расход топлива, кг/ч; Qрн–низшая теплота сгорания топлива, кДж/ч; ηт–КПД топки.
Q=1493,36 ∙78997,34∙0,95=113442510,66кДж/ч
Определив значение qs, находим предварительное значение эквивалентной абсолютно черной поверхности по формуле [31, с.92]:
Нs=Q/qs (2.4.4.10)
где Q– количество тепла, вносимого в топку, кДж/ч; qs–параметр.
Нs=113442510,66/328113,75=346м2
Задаемся степенью экранирования кладки φ=0,4 и коэффициентом избытка воздуха α=1,05. Зная φ и α по графику на рисунке 40 [31, с.94] определяем величину Нs/ НL=0,83.
Определяем эффективную лучевоспринимающую поверхность по формуле [31, с.92]:
НL=Нs/(Нs/НL) (2.4.4.11)
где Нs–значение эквивалентной абсолютно черной поверхности, м2; Нs/НL–выше определенная величина. НL=346/0,83=416м2
Определяем размер заэкранированной плоской поверхности, заменяющей трубы по формуле [31, с.92]:
Н=НL/К (2.4.4.12)
где НL–эффективная лучевоспринимающая поверхность, м2; К–фактор формы.
Фактор формы К определяем по графику Хоттеля на рисунке 41 [31, с.94], принимая при этом, что расстояние между осями труб равно двум диаметрам и печь имеет один ряд труб (однорядный экран).
Согласно формуле (2.4.4.12) рассчитываем:
Н=416/0,87=478 м2 (2.4.4.13)
Определяем поверхность радиантных труб для однорядного экрана по формуле [31, с.95]:
Нр.тр.=0,5∙π∙Н (2.4.4.14)
где Н–размер заэкранированной плоской поверхности, м2.
Нр.тр.= 0,5∙3,14∙478=752,86м2
2.4.5 Поверочный расчет камеры радиации
Определяем размер наэкранированной поверхности кладки по формуле [31, с.95]:
F=(1/φ-1)∙НL (2.4.5.1)
где φ–степень экранирования кладки; НL–эффективная лучевоспринимающая поверхность, м2.
F=(1/0,4-1)·416=624м2
Более точно определяем значение эквивалентной абсолютно черной поверхности по формуле [31, с.95]:
Нs=(εu/φ(T))∙(εН∙НL+β∙εF∙F) (2.4.5.2)
где εu–степень черноты поглощающей среды; eH, eF–степень черноты экрана и кладки печи; НL–эффективная лучевоспринимающая поверхность, м2; β–коэффициент; F–размер наэкранированной поверхности кладки, м2; φ(T)–степень экранирования кладки.
Степень черноты поглощающей среды находим по формуле [31, с.95]:
εu=2/(1+2,15∙α) (2.4.5.3)
где α–коэффициент избытка воздуха.
εu=2/(1+2,15∙1,05)=0,61
Значение φ(T) принимаем равной 0,83 [13, с.95].
Степень черноты экрана и кладки печи εH и εF принимаем равными 0,9.
Коэффициент β определяем по формуле [31, с.95]:
β=1/(1+ (εu /(1- εu))∙(1/(εН∙ρFH))) (2.4.5.4)
где εu –степень черноты поглощающей среды; εН–степень черноты экрана; ρFH–угловой коэффициент взаимного излучения поверхностей экрана и кладки.
Угловой коэффициент взаимного излучения определяем в зависимости от соотношения НL/F [31, с.95].
Так как соотношение НL/F˃0,5, то ρFH находим по формуле:
ρFH=НL/(F+ НL) (2.4.5.5)
где НL– эффективная лучевоспринимающая поверхность, м2; F–размер наэкранированной поверхности кладки, м2.
ρFH=416/(624+416)=0,4
Согласно формуле (2.4.5.4) рассчитываем:
β=1/(1+(0,61/(1-0,61))∙(1/(0,9∙0,4)))=0,19
Согласно формуле (2.4.5.2) рассчитываем:
Нs=(0,61/0,83)∙(0,9∙416+0,19∙0,9∙624)=353,6м2
Определим коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от дымовых газов к радиантным трубам по формуле [31, с.95]:
αк=2,1∙(tп–tср)0,25 (2.4.5.6)
где tср–средняя температура наружной поверхности радиантных труб, °С; tп–температура дымовых газов в топочном пространстве, °С.
αк=2,1∙(800–441)0,25=9,14кДж/(м2∙ч∙град.)
Определяем температурную поправку теплопередачи в топке, используя формулу [31, с.95]:
ΔТ=(αк∙Нр.тр∙(Тmax-T0)-cs∙Нs∙(T0)4∙10-8)/(B∙G∙cср+αк∙Нр.тр) (2.4.5.7)
где αк– коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от дымовых газов к радиантным трубам, кДж/(м2∙ч∙град.) Нр.тр–поверхность радиантных труб, м2; Тmax–максимальная расчетная температура горения, К; T0–средняя температура экрана, К; cs–постоянная излучения абсолютно черного тела, кДж/м2·ч·град.; Нs–значение эквивалентной абсолютно черной поверхности, м2; B–расход топлива, кг/час; сср–средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tп, кДж/(кг∙град.); G – суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг топлива.
Определим аргумент излучения по формуле [31, с.96]:
Х=(10∙cs∙Нs/(B∙G∙cср+αк∙Нр.тр))∙((Тmax-T0)/1000)3 (2.4.5.8)
где cs–постоянная излучения абсолютно черного тела, кДж/м2·ч·град.; Нs–значение эквивалентной абсолютно черной поверхности, м2; αк– коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от дымовых газов к радиантным трубам, кДж/(м2∙ч∙град.) Нр.тр–поверхность радиантных труб, м2; Тmax–максимальная расчетная температура горения, К; T0–средняя температура экрана, К; B–расход топлива, кг/час; cср–средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива, кДж/кг; G – суммарное количество продуктов сгорания, кг/кг топлива.
Х=(10∙5,67∙346/(1493,36∙1,034∙18,07+9,14∙750,46))∙((3519,75-714)/1000)3=30,65
Пользуясь графиком на рисунке 43 [31, с.97] по значению аргумента излучения находим характеристику излучения βs, которая равна 0,30.
Температуру дымовых газов в топочном простанстве находим по уравнению [31, с.96]:
tп=βs∙(Тmax-T0)-273 (2.4.5.9)
где βs–характеристика излучения; Тmax–максимальная расчетная температура горения топлива, К; T0–средняя температура экрана, К.
tп=0,30∙(3519,75-714)-273=868,5°С
Так как разница между найденной температурой дымовых газов в топочном пространстве и принятой не очень большая, то результат вычислений можно считать окончательным.
Определяем коэффициент прямой отдачи по формуле [31, с.96]:
μ=(tmax– tп)/( tmax– t0) (2.4.5.10)
где tmax–максимальная расчетная температура горения, °С; tп–температура дымовых газов в топочном пространстве, °С; t0–приведенная температура исходной смеси, °С.
μ=(3246,6-868,5)/(3246,6-230)=0,84
Определяем количество тепла, полученного радиантными трубами по формуле [31, с.96]:
Qр=В∙Qрн∙ηt∙μ (2.4.5.11)
где В–расход топлива, кг/ч; Qрн–низшая теплота сгорания 1 кг топливного газа, кДж/кг; ηt–КПД топки; μ–коэффициент прямой отдачи.
Qр=1493,36∙78997,34∙0,95∙0,84=95291708,96кДж/ч
Рассчитываем тепловую напряженность радиантных труб по формуле [31, с.96]:
qр.тр.= Qр/Нр.тр (2.4.5.12)
где Qр–количество тепла полученного радиантными трубами, кДж/ч; Нр.тр.–поверхность радиантных труб, м2.
qр.тр.= 95291708,96/750,46=126977,73кДж/(м2∙ч)
Определяем полезную поверхность одной трубы по формуле [31, с.96]:
Fтр=π∙d∙l (2.4.5.13)
где d–диаметр труб печи, м;l–длина одной трубы, м.
Fтр=3,14∙0,152∙15=7,16 м2
Число труб находим по формуле [31, с.96]:
n=Нр.тр./Fтр. (2.4.5.14)
где Нр.тр.– поверхность радиантных труб, м2; Fтр– полезную поверхность одной трубы, м2.
n=750,46/7,16=105шт.
2.4.6 Расчет конвекционной секции
Определим тепловую нагрузку камеры конвекции по формуле [31, с.101]:
Qк= Qпол-Qр (2.4.6.1)
где Qпол–полезная тепловая нагрузка печи, кДж/ч; Qр–количество тепла полученного радиантными трубами, кДж/ч.
Qк=99470907,1-95291708,96=4179198,14 кДж/ч
Определим энтальпию сырья на выходе из камеры конвекции по формуле [31, с.101]:
Iк=It1+Qк/G (2.4.6.2)
где It1–энтальпия гудрона при температурах входа в печь, кДж/кг; Qk–количество тепла, воспринимаемого сырьем через конвекционные трубы, кДж; G–расход гудрона, кг/ч.
Iк=654,078+4179198,14/147085=682,5 кДж/кг
Так как нам известна энтальпия на выходе из конвекционной камеры, то мы можем найти температуру сырья на выходе из конвекционной камеры, используя формулу [31, с.33]:
Iк=α/√ρ1515 (2.4.6.3)
где ρ1515–плотность гудрона при 15 °С, α–коэффициент, кДж/кг.
Из формулы (2.4.6.3) определим значение коэффициента α:
α=682,5∙√1,019=688 кДж/кг
Зная значение α по таблице 3 [31, с.220], находим температуру сырья на входе в радиантные трубы, которая равна tк=312°С.
Определяем среднюю температуру дымовых газов в конвекционной камере по формуле [31, с.101]:
tcр.д.г.=( tп.+ tух.г.)∙0,5 (2.4.6.4)
где tп.–температура дымовых газов в топочном пространстве, °С, tух.г–температура дымовых газов на выходе из печи, °С.
tcр.д.г.=(868,5+450)·0,5=659,25°С
Определяем среднюю разность температур между дымовыми газами и нагреваемым продуктом по формуле [31, с.73]:
τср=(Δtв–Δtн)/(2,3∙lg(Δtв/ Δtн)) (2.4.6.5)
где Δtв, Δtн–высшая и низшая разности температур между потоками у концов теплообменного аппарата, °С.
tп.→ tух.г.
tк.← t1
tп.–температура дымовых газов в топочном пространстве, °С;
tух.г.–температура дымовых газов на выходе из печи, °С;
tк.–температура сырья на выходе из конвекционной камеры, °С;
t1–температура сырья на входе в печь, °С.
868,5°С →450°С
312°С←300°С
Δtв=868,5-312=556,5°С
Δtн=450-300=150°С
Согласно формуле (2.4.6.5) получаем:
τср=(556,5–150)/(2,3∙lg(556,5/150))=310°С
Определим массовую скорость движения дымовых газов по формуле [31, с.102]:
U=Gc/fk (2.4.6.6)
где Gc–секундный расход дымовых газов, кг/с; fk–живое сечение камеры конвекции, м2;
Секундный расход дымовых газов можно определить по формуле [31, с.102]:
Gc=(1+α∙Lо)∙В/3600 (2.4.6.7)
где α–коэффициент избытка воздуха; Lо–теоретическое количество воздуха, необходимого для сжигания 1 кг топлива, кг/кг; В–расход топлива, кг/ч.
Gc=(1+1,05∙16,25)∙1493,36/3600=7,58 кг/с
Для определения живого сечения камеры конвекции задаются расстояниями между осями труб по горизонтали и числом труб в одном горизонтальном ряду.
Расстояние между осями труб по горизонтали S1 принимаем равным 0,21м.
Число труб в одном горизонтальном ряду n принимаем равным 8.
Ширину камеры конвекции определяем по формуле [31, с.102]:
Мк= S1∙(n-1)+d+0,05 (2.4.6.8)
где S1–расстояние между осями труб по горизонтали, м; n–число труб в одном горизонтальном ряду, шт; d–диаметр труб, м.
Мк=0,21∙(8-1)+0,152+0,05=1,672м
Рассчитываем живое сечение камеры конвекции по формуле [31, с.102]:
fk=( Мк-n∙d)∙Lпол (2.4.6.9)
где Мк–ширина камеры конвекции, м;n–число труб в одном горизонтальном ряду, шт; d–диаметр труб, м; Lпол–полезная длина трубы, м.
fk=(1,672-8∙0,152)∙10=4,56 м2
Согласно формуле (2.4.6.6) находим:
U=7,58/4,56=1,66кг/(м2∙с).
Определяем коэффициент теплоотдачи конвекции от газов к трубам по формуле [31, с.102]:
αк=0,34∙E∙U0.6/d0.4 (2.4.6.10)
где E–коэффициент, зависящий от физических свойств топочных газов; U–массовая скорость движения дымовых газов, кг/(м2∙с); d–диаметр труб, м.
Коэффициент Е определяем по графику на рисунке 44 [31, с.102] в зависимости от средней температуре газов (Е=22,7).
Согласно формуле (2.4.6.10) рассчитываем:
αк=0,34·22,7·1,660.6/0,1520.4=22,26 Вт/(м2∙К)
Определяем эффективную толщину газового слоя по формуле [31, с.102]:
S=3,49∙S1-4,1∙d (2.4.6.11)
где d–диаметр труб, м; S1–расстояние между осями труб по горизонтали, м.
S=3,49∙0,21-4,1∙0,152=0,11м
Находим среднюю температуру наружной поверхности конвекционных труб, используя формулу [31, с.102]:
tст=(tн+tк)∙0,5+20 (2.4.6.12)
где tн–температура сырья на входе в печь, °С; tк–температура сырья на выходе из конвекционной камеры, °С.
tст=(300+312)∙0,5+20=326°С
Определяем коэффициент теплоотдачи излучением по формуле [31, с.103]:
αр=0,025∙tср-2 (2.4.6.13)
где tср–средняя температура дымовых газов, °С.
αр=0,025∙659,25-2=14,5кДж/(м2∙ч∙К)
Определяем коэффициент теплопередачи по формуле [31, с.103]:
К=1,1·∙(αк+αр) (2.4.6.14)
где αк–коэффициент теплоотдачи конвекции от газов к трубам, кДж/(м2∙ч∙К); αр– коэффициент теплоотдачи излучением, кДж/(м2∙ч∙К).
К=1,1∙(22,26+14,5)=40,44кДж/(м2∙ч∙К).
Определим необходимую поверхность нагрева конвекционных труб по формуле [31, с.103]:
Нк.тр.=Qk/(K∙τср) (2.4.6.15)
где Qk–тепловая нагрузка конвекционной камеры, кДж/ч; K– коэффициент теплопередачи, кДж/(м2∙ч∙К); τср–средняя разность температур между дымовыми газами и нагреваемым продуктом, °С.
Нк.тр.= 4179198,14/(40,44∙310)=335,14м2
Определим число труб в конвекционной камере по формуле [31, с.103]:
n=Нк.тр./(π∙d∙Lпол) (2.4.6.16)
где Нк.тр.–необходимая поверхность нагрева конвекционных труб, м2; d–диаметр труб, м; Lпол–полезная длина трубы,м.
n=335,14/(3,14∙0,152∙10)=70шт.
Сведем данные технологического расчета печи:
Техническая характеристика печи висбрекинга:
Число труб в камере конвекции, шт 70
Число труб в камере радиации, шт 105
Расход топлива, кг/ч 1493
КПД, % 83
2.5 – Технологический расчет выносной реакционной камеры
Температура продуктов крекинга на входе в камеру t1 = 450 ºС, давление в камере р = 1,7 МПа.