Xreferat.com » Рефераты по химии » Проект реконструкции цеха первичной переработки нефти и получения битума на ОАО «Сургутнефтегаз»

Проект реконструкции цеха первичной переработки нефти и получения битума на ОАО «Сургутнефтегаз»

процесс (приходные статьи материального баланса), равняется количеству продуктов, получаемых в результате процесса

Материальный баланс. Таблица 19

п/п

Наименование продуктов

% масс.

кг/час

т/сут

т/год

Блок АТ

Взято сырья:





1. Обессоленная нефть 100 15000 360 118800

Получено:





1.

Бензин (фр. нк-200С)

12 1800 43.2 14256
2. Дизельное топливо (зимнее) 20 3000 72 23760
3. Мазут 60 9000 216 71280
4. Атмосферный газойль 7.4 1110 26.64 8791
5. Потери безвозвратные 0.6 90 2.16 713

Блок ВТ

Поступило:





1. Мазут 100 9000 216 71280

Получено:





1. Вакуумный газойль 44.33 3990 95.76 31601
2. Гудрон 55.0 4250 118.8 39204
3. Потери безвозвратные 0.67 60 1.44 475

Блок окисления гудрона

Поступило:





1. Гудрон 100 4950 118.8 39204

Получено:





1. Битум 97.0 4800 115.2 38016
2. Потери безвозвратные 3.0 150 3.6 1188

(расход­ные статьи материального баланса). Материальный баланс должен составляться как для всего технологического процесса, так и для отдельных его элементов. Материальный баланс составляют за еди­ницу времени - час, сутки, год - или за цикл работы на единицу исходного сырья или готовой продукции, т. е. за тот отрезок вре­мени, в течение которого перерабатывается определенное коли­чество сырья или получается определенное количество про­дукта.

Материальный баланс обычно составляют в виде таблиц или схем с указанием соответствующих материальных потоков и представлен в таб. 10. Материальный баланс может быть рассчитан в весовых, мольных или объемных единицах. При составлении материального ба­ланса в объемных или мольных единицах необходимо учитывать, что в результате тех или иных химических превращений объем или число молей, поступающих в аппарат, может отличаться от объема или числа молей продуктов, получаемых в результате про­цесса. Кроме того, такое несоответствие возможно при смешении компонентов, не подчиняющихся закону аддитивности.

Расчетный материальный баланс по производству продукции на ЦППНиПБ УВСИНГ составлен на часовую производительность и представлен в таб.19.

Энергетический баланс отражает основное содержание закона сохранения энергии, согласно которому количество энергии, введенной в процесс (при­ходные статьи баланса), равно количеству энергии, получаемой в результате процесса (расходные статьи баланса).

Так же как и материальный баланс, энергетический баланс можно составлять для всего производственного процесса или для отдельных его стадий. Энергетический баланс может быть составлен для единицы времени (час, сутки), для цикла работы, а также на единицу исходного сырья или готовой продукции. При составлении теплового баланса количество тепла, содержащегося в тех или иных материальных потоках, отсчитывают от какого-либо температурного уровня, чаще всего от 0°.

Ниже составлен тепловой баланс для проектируемой печи. Для составления теплового баланса принято, что тепло содержание всех продуктов 0.


п/п

Статьи прихода, расхода

%

Количество, ккал/ч

1.

Приход



тепло вырабатываемое при сжигании газа 100 2582000

Итого прихода:

100 2582000

2.

Расход



тепло переданное нефти
1799000
тепло переданное мазуту
193500
тепло переданное пару
41650
тепло отходящих дымовых газов и потери
547850

Итого расхода:

100 2582000

При составлении энергетического и, в частности, теплового баланса особое внимание должно быть обращено:

  • на возможный переход одного вида энергии в другой;

  • на изменение агрегатного состояния тела, которое сопровождается выделением или поглощением тепла (скрытая теплота испарения или конденсации, пла­вления, затвердевания, адсорбции и т. д.);

  • на тепловой эффект химической реакции (эндотермической или экзотермической).

Иногда необходимо учитывать потери тепла в окружающую среду. Как тепловой, так и материальный баланс удобно предста­влять в виде таблиц или схем с указанием всех приходных и расход­ных статей.

4.Расчетная часть

4.1.Выбор типа технологической печи

В

Рис. 28. Печь с прохождением газо­вого потока через экран.



Рис. 29. Двухкамерная печь.



Рис. 30. Четырехкамерная крекинг-печь.



Рис. 31. Печь с радирующим конусом.


сесторонняя оценка различных типов печей возможна при наличии эксплуатационных показателей и данных обследова­ний. Наиболее распространенными типами современных радиантных печей являются: печи с прохождением газового потока через потолочный и подовый экраны (рис. 28,29,31 и 39), цилиндрические печи с радирующим конусом (рис. 30), печи с наклонным сводом (рис. 35), вертикальные печи с настен­ным боковым экраном (рис. 32) и вертикальные печи с экра­нами двустороннего облучения (фиг. 33).

П

Рис. 32. Вертикаль­ная печь с боковым экраном.



Рис. 33. Печь с экраном двустороннего облучения.



ечи с прохождением газового потока через подовый экран (рис. 28) и подобные им типы печей характерны боль­шими размерами радиантных камер, предопределяемыми кон­струкцией этих печей и размещением форсунок. В сочетании с высокой степенью экранирования, характерной для этих печей в связи со стремлением

Рис. 35. Двухкамерная печь с наклонным сводом.


Рис. 34. Печь высокотемпературного кре­кинга лигроина.


выровнять тепловые напряжения, эти печи отличаются тяжеловесностью и требуют большого расхода металла на змеевик и каркас. В печах рассматрива­емого типа можно ожидать неравномерных тепловых напряже­ний и местных перегревов. Неудобным является расположе­ние камеры конвекции под подом печи.

Аналогичная характеристика может быть дана печам с про­хождением газового потока через потолочный экран. Высокий расход металла на эти печи (17,6 т на 1 млн. ккал час-1) делает их недостаточно экономичными.

Цилиндрические печи работают с низкими тепловыми напря­жениями поверхности нагрева в результате высокой степени экранирования, присущей этим печам в силу их конструктив­ных особенностей. Тепловые нагрузки у них равномерны в радиальном направлении и переменны по длине труб. Высокая степень экранирования этих печей резко снижает эффектив­ность работы поверхности нагрева, что ведет к увеличению размеров последней и габаритов печи. Оформление цилиндри­ческой печи больших размеров сложно и требует боль­шого расхода металла на каркас (так, печь мощностью 17 млн. ккал час-1 имеет диаметр 9 м при длине труб 14 м). Цилиндрические печи примерно на 30—50% дороже печей другой конфигурации.

Печи с наклонным сводом, применяющиеся в настоящее время, часто сочетаются с проведением горения в выносных карборундовых муфелях. Назначение наклонного свода, как указывалось выше,—выровнять тепловую нагрузку потолоч­ного экрана. Мало вероятно, однако, чтобы устройством наклон­ного свода можно было выровнять тепловую нагрузку экрана, поскольку угол взаимной видимости верхних труб с кладкой, что указывает на пониженное тепловосприятие верхнего участка труб. Между тем наклонный свод усложняет конструк­цию этих печей.

Вынос процесса горения за пределы камеры радиации соз­дает мягкий режим нагрева в печи. Однако в настоящее время строятся такие же печи с размещением форсунок непосред­ственно в камере радиации.

Тепловые напряжения поверхности нагрева в этих печах не могут быль высокими вследствие больших размеров камеры радиации. Расход металла доходит до 12—14 т на 1 млн. ккал час-1.

Вертикальные печи с настенными боковыми экранами харак­терны использованием принципа настильного пламени. Явле­ние настилания пламени известно давно и детально исследо­валось В. Е. Грум-Гржимайло [14]. Оно заключается в том, что пламя, направленное на твердую поверхность, «прилипает» к ней и вытягивается. Настилание пламени вызвано тем, что трение газа в газовой среде различной плотности выше, чем на границе газ—твердое тело [14]. Вытягивание пламени и, невидимому, катализирующее действие кладки (о котором свидетельствует сравнительно небольшая длина пламени в этих печах) приводят к выравниванию температуры пламени и поверх­ности кладки, а следовательно, и тепловых нагрузок поверх­ности нагрева. Это подтверждается данными обследований.

Рассматриваемые печи могут работать с более высокими средними тепловыми напряжениями поверхностей нагрева, чем описанные ранее нагреватели. Следует отметить, что во всех печах локальные тепловые напряжения в большой мере зависят от конфигурации факела. Рассматриваемый тип печей, обладающий почти плоским факе­лом, должен быть благоприятен с точки зрения равномерности распределения тепловых нагрузок. Печи с настенными боко­выми экранами очень компактны также благодаря использова­нию принципа настильного пламени, позволяющего уменьшить ширину камеры радиации до 1,5 м и менее. Соответственно удельный расход металла на эти печи меньше, чем на все рассмотренные ранее печи (9—10 т на 1 млн. ккал час-1).

Сказанное позволяет отнести вертикальные печи с настен­ными боковыми экранами к числу наиболее совершенных, про­грессивных типов печей.

Еще в большей мере относится сказанное к вертикальным печам с экранами двустороннего облучения, в которых одно­временно используется принцип настильного пламени. Такой способ передачи тепла является очень удачным. Двустороннее облучение экрана создает равномерные тепловые и темпера­турные напряжения по окружности трубы, что позволяет значительно повысить средние тепловые напряжения поверхности, нагрева, не создавая местных перегревов. Что касается преимуществ настильного пламени, то они отмечались выше.

В рассматриваемых печах средние тепловые напряжения поверхности нагрева могут достигать 54000 ккал м-2 час-1 при локальных тепловых напряжениях, не превышающих 60000 ккал м-2 час-1 [68].

Удельный расход металла на эти печи еще меньше, чем на вертикальные печи с настенным боковым экраном, вследствие сокращения числа труб и соединительных коллекторов, а также габаритов печи.

Вопрос о целесообразности применения экранов двусторон­него облучения в сочетании с форсунками беспламенного горе­ния требует детального изучения.

Известно, что при беспламенном горении поверхность керамики достигает очень высоких температур [45]. Излуче­ние на поверхность экрана большого количества размещенных в кладке раскаленных керамиковых форсунок может привести к местным перегревам. Поэтому окончательную оценку дан­ного типа печи делать еще преждевременно и к выбору его следует подходить с осторожностью.

Рис. 36. Печь глубокого крекинга.



С

Рис. 37. Печь легкого кре­кинга.



Рис. 38. Печь прямой перегонки.


целью более полной оценки различных типов печей и проверки приведенных теоретических предпосылок автором [] были обследованы некоторые из рассмотренных типов печей.

Обследованию подверглись две вертикальные двухкамер­ные печи с настенным боковым экраном: печь глубокого кре­кинга (рис. 36) и печь легкого крекинга с общей выносной реакционной камерой (рис. 37), печь прямой перегонки с пото­лочным и стенными экранами (рис. 38), двухкамерная печь с прохождением газового потока через потолочный экран для высокотемпературного крекинга лигроина (рис. 39) и нагре­вательная двухкамерная печь с наклонным сводом (рис. 35).

С

Рис. 39. Печь высокотемпературного кре­кинга лигроина.


огласно статистическим данным трубы в вертикальных двух­камерных печах легкого и глубокого крекинга (рис. 36 и 37) приходилось часто менять.

Данные обследования подтвердили сделанные ранее выводы. В печи прямой перегонки низкие тепловые напряжения радиантных труб и температуры газов на перевале являются результатом сочетания низкого теплового напряжения топоч­ного пространства со сравнительно высокой степенью экранирования ( = 0,5). Такая печь неэкономична.

В вертикальных двух­ камерных печах для тер­мического крекинга распределение тепловых на­грузок оказалось равно­мерным. Некоторые неполадки, наблюдавшиеся в работе этих печей, вызваны причинами чисто технологического харак­тера.

Анализ работы печи глубокого крекинга и ло­кальных тепловых напря­жений в печи легкого крекинга показывает, что вертикальные печи с настенными боковыми экранами весьма благоприятны для термического крекинга. Данные обследования полностью подтверждают сделанные выше выводы о целесообразности и преимуществах применения печей этого типа по сравнению со многими другими современными печами.

В печи высокотемпературного крекинга лигроина наблю­дается прогар труб бокового и потолочного экранов нагрева­тельной секции, вызванный местными перегревами.

Нагревательная двухкамерная печь с наклонным сводом работает, как и предполагалось, с низкими тепловыми напря­жениями поверхности нагрева. Данная печь оказалась недо­груженной на 30%, но даже при полной нагрузке тепловое напряжение радиантных труб не превысило бы 23000 ккал м-1 час-1. Несмотря на то, что эта печь производила только нагрев нефтепродуктов до сравнительно невысоких темпера­тур, в ней наблюдались случаи коксования труб.

Как указывалось выше, в промышленности искусственных жидких топлив большое распространение получили печи конвекционного типа для нагрева сырья под высоким давле­нием. По мнению автора, на гидрогенизационных установках могут применяться также и печи радиантного типа.

Применение печей конвекционного типа для этих процес­сов связано с большим расходом металла, а также с повы­шенными эксплуатационными расходами на рециркуляцию газов. Достаточно мягких условий нагрева продукта можно добиться в печи радиантного типа, если подобрать один из типов печей с выровненной тепловой нагрузкой и высокой прямой отдачей топки и, следовательно, умеренными тепло­выми напряжениями, а газы из камеры радиации направлять непосредственно в воздухоподогреватель. Такой тип печи в определенных условиях может оказаться более целесооб­разным, чем печи конвекционного типа5.

В связи с выше изложенным для проекта выберем печь с излучающими стенками топки и с беспламенными горелками. Расположение радиантной камеры и камер конвекции приняты в п. 5.8.

4.2.Исходные данные для расчета

Исходные данные по 1 нагреваемому компоненту – нефть:

  • массовый расход нефти Gн = 15000 кг/час;

  • относительная плотность при 20 С = 0,8943;

  • температура входа в печь Т = 210 С;

  • температура выхода из печи Т = 370 С;

  • давление на выходе из змеевика печи вн = 17700 Па.


Исходные данные по 2 компоненту – мазут (фр. 350-выше С):

  • массовый расход мазута Gн = 9000 кг/час;

  • относительная плотность при 20 С = 0,9594 кг/м3;

  • температура входа в печь Т = 350 С;

  • температура выхода из печи Т = 380 С;

  • давление на выходе из змеевика печи вн = 2300 Па.


Исходные данные по 3 компоненту – пар:

  • массовый расход пара Gп = 413 кг/час;

  • температура входа в печь Т1п = 160 С;

  • температура выхода из печи Т2п = 370 С;

  • давление 6 ат.


Сжигаемое топливо газ с газоперерабатывающего завода:

  • плотность при 20 С = 0,760 кг/м3;

  • компонентный состав газа табл. 20.

Компонентный состав газа. Таблица 20

п/п

Компонент

Массовая доля gi100, (масс. %)

Мольная (объемная) доля ri

Молекулярная

масса, Мi

Miri

1.

N2

0,46 0,0028 34 0,0952
2.

CO2

1,78 0,0083 44 0,3652
3.

CH4

64,97 0,8352 16 13,3632
4.

C2H6

7,06 0,0484 30 1,452
5.

C3H8

12,42 0,0581 44 2,5564
6.

и-C4H10

8,83 0,0313 58 1,8154
7.

н-C4H10

4,48 0,0159 58 0,9222

Итого:

100 1

MГ20,57


4.3.Расчет процесса горения

Определим низшую теплоту сгорания топлива по формуле:

где СН4, С2Н4 и т.д. – содержание компонентов в топливе в объемн. %.



Определим элементный состав топлива в массовых процентах. Содержание углерода в любом i-ом компоненте топлива находим по соотношению:

где ni – число атомов углерода в данном компоненте топлива.


Содержание углерода:


Содержание водорода:

где m – число атомов водорода в данном компоненте топлива.


Содержание кислорода:

где Р – число атомов кислорода.


где К – число атомов азота.


Проверка:


Определим теоретическое количество воздуха, необходимого для сжигания 1 кг газа, по формуле:


Найдем действительное количество воздуха, которое требуется для сжигания 1 кг газа.

Для печей с излучающими стенками коэффициент избытка воздуха =1,031,07. Принимаем =1,06. Тогда действительное количество воздуха:

или

где в = 1,293 кг/м3 – плотность воздуха при нормальных условиях (0 С и 760 мм. рт. ст.).


Определим количество продуктов сгорания, образующихся при сжигании 1 кг топлива:


Суммарное количество продуктов сгорания:

Проверка:


Содержанием влаги в воздухе пренебрегаем.

Найдем объемное количество продуктов сгорания в м3 на 1 кг топлива (при нормальных условиях):



Суммарный объем продуктов сгорания:

Плотность продуктов сгорания при 0 С и 760 мм. рт. ст.

Определим содержание продуктов сгорания при различных температура по уравнению:

где t – температура продуктов сгорания (дымовых газов), С; с – средние массовые теплоемкости компонентов дымовых газов, определяемые из таблицы [38, стр. 491]


Найдем для примера q200:

Результаты расчетов сведены в табл.

Таблица 21

t, C

0 200 400 800 1000 1400 2000

qt, ккал/кг

0 910 1820 3640 4550 6370 9100

Рис. 40. График зависимости теплосодержания от температуры.



По данным этой таблицы строим график q-t (рис. 40).


4.4.КПД печи и расход топлива

. КПД (коэффициент полезного действия) печи найдем по формуле:

где - потери тепла в окружающую среду, в долях от низшей теплоты сгорания топлива; - потери тепла с уходящими дымовыми газами, в долях от низшей теплоты сгорания топлива.


Примем, что и что температура дымовых газов, покидающих конвекционную камеру печи, на 240 С выше температуры t1п пара поступающего в печь:

С

При С найдем по графику q-t (см. рис. 40) потерю тепла с уходящими дымовыми газами:

или в долях от низшей теплоты сгорания топлива:

Подставив числовые значения величин, получим, что КПД печи

Полную тепловую нагрузку печи, или теплопроизводительность газовых горелок при КПД печи равному 0,823 найдем из формулы:

где - полезное тепло печи, ккал/ч.


Полезное тепло печи рассчитываем по формуле:

где Gн, Gм, Gп – производительность печи по нефти, мазуту и пару, кг/ч; е – массовая доля отгона нефти на выходе из печи при t2н = 370 С; определяем ее по табл. она равна 0,4349; qt – теплосодержания паровой и жидкой фаз нагреваемых продуктов при температурах t1 и t2, ккал/кг;


По таблицам теплосодержаний жидких нефтепродуктов и нефтяных паров [47, стр. 321], зная плотности нефти, отгона, остатка однократного испарения и мазута, найдем:

Тогда

Подставляя в формулу заданные и найденные величины, получим:

Часовой расход топлива:

или

4.5.Камера радиации и поверхность теплообмена

Поверхность нагрева радиантных труб определяется по формуле:

где Qр – количество тепла, переданного сырью в камере радиации, ккал/ч; qр – теплонапряженность радиантных труб.


Количество тепла, переданного сырью, в камере радиации (прямая отдача топки) будет складываться из прямой отдачи тепла нефти и мазуту. Конвекционный змеевик печи служит пароперегревателем. Поэтому тепло, сообщаемое в печи сырью, будет равно прямой отдаче топки:

Тогда из уравнения теплового баланса топки, количество тепла переданного сырью (нефть и мазут):

где - коэффициент эффективности (КПД) топки; - теплосодержание дымовых газов на выходе из камеры радиации при температуре tП.


Примем t = 800 °С и определим по графику qt (см. рис. 40):

Ранее было принято, что потери в окружающую среду равны 7%. Пусть 5 % в том числе составляют потери тепла в топке. Тогда КПД топки, без ущерба для точности расчета примем:

Тогда для нефти:

для мазута

Имея в виду, что печь предназначена для нагрева нефти и мазута, то примем средние теплонапряженности [35, стр. 359] для нефти qрн = 40000 ккал/(м2ч) и мазута qрм = 27000 ккал/(м2ч).

Таким образом, поверхность нагрева экранных труб нефти будет равна:

мазута

Определим температуру сырья (нефти) на входе в радиантные трубы.

Полагая на основе опытных и расчетных данных, что нефть в конвекционных трубах не испаряется, найдем теплосодержа­ние ее и мазута на входе в радиантные трубы из уравнения:

Тогда для нефти найдем:

для мазута:

По таблице теплосодержаний жидких нефтепродуктов (5, стр. 321) искомые температуры tкн = 260 °С и tкм = 356 °С.

Выбираем трубы диаметром 1278 мм с полезной длинной lтр. = 3,5 м (полная длина трубы, с учетом особенностей крепления в цилиндрических печах, равна 4 м). Число радиантных труб для нефти и мазута:

Рис. 41. Схема печи с излучающими стенками топки.


Учитывая опыт промышленности, принимаем печь беспламен­ного горения с двухрядным экраном двухстороннего обогрева, с горизонтальным шахматным расположением труб и двумя ниж­ними конвективными пучками (рис. 41). По существующим нор­мам принимаем шаг радиантных труб S = 0,25 м. Тогда расстоя­ние между вертикальными рядами радиантных труб:

По данным Гипронефтемаша [47, стр. 14] расстояние от излу­чающих стен до трубного экрана должно быть от 0,6 до 1,0 м. Принимаем это расстояние ат = 1 м. В каждом вертикальном ряду экрана разместим

Если Вам нужна помощь с академической работой (курсовая, контрольная, диплом, реферат и т.д.), обратитесь к нашим специалистам. Более 90000 специалистов готовы Вам помочь.
Бесплатные корректировки и доработки. Бесплатная оценка стоимости работы.

Поможем написать работу на аналогичную тему

Получить выполненную работу или консультацию специалиста по вашему учебному проекту
Нужна помощь в написании работы?
Мы - биржа профессиональных авторов (преподавателей и доцентов вузов). Пишем статьи РИНЦ, ВАК, Scopus. Помогаем в публикации. Правки вносим бесплатно.

Похожие рефераты: