CC BY
49
УДК 547.212:66.092.14
ОПТИМАЛЬНАЯ ОРГАНИЗАЦИЯ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ В ЭТАНОВОЙ ПИРОЛИЗНОЙ ПЕЧИ
З.А. Мамедов
Азербайджанская Государственная Нефтяная Компания,
ПО «АзерХимия», Завод «Этилен-Полиэтилен», AZ5000, Азербайджан, г. Сумгаит, ул. Самеда Вургуна 86, e-mail: zakira.mammadov@socar.az
В статье приводится сравнение результатов расчета по математической модели промышленного процесса пиролиза этана, осуществляемого на заводе "Этилен-Полиэтилен " г. Сумгаита при средней постоянной теплонапряженности радиантного змеевика, с результатами расчета этого же процесса, но с использованием предлагаемого метода позонного подвода топливного газа. При применении последнего происходит значительная экономия топливного газа и более высокий выход целевых продуктов, что в итоге дает заводу ощутимую прибыль. Приводится выражение для определения оптимального количества топливного газа, подводимого к каждой зоне. Ключевые слова: пиролиз этана, теплонапряженность, топливный газ, теплоотдача, теплоемкость, радиантный змеевик, оптимизация.
ВВЕДЕНИЕ
При решении задач оптимизации пиролизной печи одним из основных факторов, влияющих на процесс, является температурный профиль по длине змеевика. Исследованием этого вопроса занимались многие авторы [1-7]. Общий недостаток существующих методик расчета пиролиз-ных змеевиков состоит в том, что в них принимается средняя постоянная теплона-пряженность по всей длине змеевика [1,2], в то время как процесс разложения протекает
в достаточно широком интервале температур реагирующей смеси, и теплоподвод к различным участкам змеевика не должен быть одинаковым.
Перед нами стояла задача найти такое оптимальное распределение тепла по зонам реактора пиролиза этана, осуществляемого на заводе "Этилен-Полиэтилен" г. Сумгаита, которая принесла бы заводу наибольшую прибыль при наименьших усилиях.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО ТЕМПЕРАТУРНОГО ПРОФИЛЯ
Для нахождения оптимального температурного профиля оптимизацию проводили в два этапа.
На I этапе на персональном компьютере по разработанной математической модели проводили планирование экспериментов (в количестве 156) методом сканирования в широком интервале изменения режимных параметров промышленного процесса (общая загрузка реактора, состоящая из свежей загрузки §0с2н6 и рециркулируе-мых этана и метана, §0 = (0.5556-1.3889 кг/с) с шагом =0.0695 кг/с; температура
о
на входе в реактор 1°= (775-850 С) с шагом
о
Д1=25 С; соотношение водяной пар:сырье = 1:1; 1.5:1; 2:1) при постоянной средней теп-лонапряженности по всей длине реактора, в результате которых определяли все выходные параметры процесса.
(Средняя теплонапряженность радиантного змеевика установки ЭП-300 Сум-гаитского завода "Этилен-Полиэтилен" д=46.5 кВт/м2).
На II этапе из всего большого количества вариантов выбирали наиболее при-
0
меняемые в промышленных условиях - =
0.6944; 0.9722 и 1.2500 кг/с; to = 775, 800,
о
825 C; соотношение водяной пар:сырье 1.5:1, тем самым значительно сократив количество рассматриваемых вариантов.
Далее, задаваясь предварительным распределением величин теплонапряжен-ностей qk по зонам, расчетом по математической модели процесса пиролиза этана [8], проверяли, позволяют ли они получить максимум выходов целевых продуктов при наименьшем общем расходе топливного газа, подаваемого во все зоны змеевика.
Предварительные значения qk выбирали, исходя из значений полезного количества тепла для каждого i-го участка змеевика (Qf,)i (всего 12 участков по числу труб в потоке), найденных по математической модели при постоянной средней теплона-пряженности змеевика.
Расчет велся методом постепенного приближения, подтверждая правильность выбранных значений дк.
При несоответствии максимальным выходам целевых продуктов задавались новым распределением теплонапряженностей и повторяли расчет.
Таким образом находили оптимальный температурный профиль для каждого выбранного варианта.
По оптимальному температурному профилю, зная значения конверсий и температур в каждой зоне, определяли полезное тепло печи (0р)к, необходимое для подвода к реакционной поверхности змеевика в к-ой зоне.
С использованием данных работ [9,10] имеем:
(Qp )k = Ini (Cpi )T Тк -Ini (Cpi L Тк-1 + n Н2О [(CPH20 )T Тк -(CPH20 ^ Тк-1
+
(1)
+ [39.635 (Тк-Тк-1 )-36.779x10-3(Тк2-Тк2-1 )+14.298 x10-6(Т-^)-2.587 x10-9fa-T^)] xn0(Xk -X^),
где Ср1 - теплоемкость 1-го компонента, кДж/(кмоль К); п - число молей 1-го компонента в пирогазе, кмоль/с; п0 - общее число молей газовой смеси на входе в реактор, кмоль/с; (0р)к - полезное количество тепла для к-ой зоны, кВт; Т - текущая температура, К; Тк - температура к-ой зоны змеевика, К.
Оптимальные значения теплонапря-женностей к-ой зоны определяются по формуле:
q к =
(ОД
M
(2)
при поверхности нагрева к-ой зоны змеевика Бк, равной
Б = Пк ^ п1 (3),
где ёп - наружный диаметр трубы, м; 1 -текущая длина, м; дк - теплонапряженность к-ой зоны змеевика, кВт/м ; Бк - поверх-
ность нагрева к-ой зоны змеевика, м ; П - безразмерный к.п.д. пиролизной печи; пк - безразмерное число труб в к-ой секции.
Фиксируя найденные на II этапе оптимальные значения дк, находим оптимальные количества топливного газа Вк, которые необходимо подвести к каждой зоне для обеспечения максимальных выходов целевых продуктов на выходе из реактора:
д А
Bk =
Qn
(4)
З д есь Вк - расх од то плив ного газа, кг/с ; 0п - низшая теплотворная способность топливного газа, кДж/кг.
Позонный подвод тепла к змеевику пиролизной печи позволит в промышленных условиях реализовать температурный профиль, близкий к оптимальному, найденному по математической модели.
РАСЧЕТ ЗОН РЕАКЦИОННОГО ЗМЕЕВИКА
Количество и длина зон, на которые разбивался змеевик, выбирались в зависи-
мости от характера кривой оптимального температурного профиля.
=1
=1
Рассмотрим случай найденного из всевозможных вариантов оптимального разбиения длины реакционного змеевика на 4 зоны из расчета следующего количества труб в каждой зоне: I зона - 7 труб, II зона - 2 трубы, III зона - 1 труба, IV зона - 2 трубы. Всего в одном потоке радиантного змеевика промышленного процесса пиролиза этана (установка ЭП-300) - 12 труб длиной l = 11.52 м каждая.
Длины соответствующих зон приведены в табл. 1, в которой в качестве примера представлены результаты расчета процесса для средней из рассматриваемого интервала загрузки §0 = 0.9722 кг/с и соотношения водяной пар: сырье 1.5:1 для температур на входе в реакционную зону ^ =
о
775, 800 и 825 С при разных количествах подводимого к каждой зоне тепла.
Табл. 1. Сравнение результатов расчетов промышленного процесса пиролиза этана при позонном подводе топливного газа и при постоянной средней теплонапряженности
g0= 0.9722 кг/с; gH2o = 1.4583 кг/с
Позонный подвод топливного газа Постоянная теплонапряженность
О о о № зоны s О О 2 /т £ с/ Ü m О Si CO X о m с/ la ю in m о + in 2 о О о X о т с/ 1а ю in m о + in 2 о "Ей
«Ч I 80.64 792 193.1 0.145 1120 0.35 0.858 0.2940
II 103.68 797 189.0 0.040 1121 0.42 0.831 0.3502
III 115.20 798 187.8 0.020 1121 0.45 0.818 0.3613
IV 138.24 798 168.8 0.040 1121 0.51 0.793 0.3924 958 0.59 0.698 0.389
SBk =0.2458
о о 00 I 80.64 818 128.7 0.097 1031 0.39 0.840 0.3210
II 103.68 824 125.5 0.027 1035 0.47 0.808 0.36740
III 115.20 824 124.6 0.014 1036 0.50 0.792 0.3855
IV 138.24 827 123.9 0.027 1036 0.56 0.763 0.4134 971 0.61 0.685 0.409
SBk =0,1636
"Л (N 00 I 80.64 849 64.3 0.049 946 0.44 0.817 0.3477
II 103.68 852 62.4 0.014 956 0.52 0.778 0.3912
III 115.20 854 62.0 0.007 957 0.55 0.760 0.4070
IV 138.24 858 61.6 0.013 959 0.61 0.725 0.4300 985 0.63 0.671 0.413
S Bk=0.0815
Как видно, наибольшее количество топливного газа подается в I зону змеевика, составляющую больше половины всей его длины. Соответственно и теплонапряжен-ность в этой части выше. Затем по длине змеевика она снижается, а температура газового потока 1;к растет. Для сравнения здесь же приводятся значения температуры потока, конверсии, общей селективности по этилену и пропилену Бо и суммы выходов целевых продуктов §(С2Н4+С3Н6) на выходе из реактора при работе его на постоянной средней теплонапряженности по всей
длине реактора, как это принято в промышленности.
Из табл. 1 видно, что селективность процесса и сумма выходов целевых продуктов значительно выше при позонном подводе топливного газа и достигаются они при меньших глубинах превращения. С увеличением входной температуры эта разница в выходах увеличивается.
С увеличением входной температуры количество подводимого в начальной части реактора топливного газа должно уменьшаться, т.к. уже меньшее количество
его требуется для проведения основных реакций пиролиза, что и видно из табл. 1.
Увеличение загрузки реактора при одной и той же входной температуре при-
ведет к необходимости увеличения подаваемого в каждую соответствующую зону топливного газа.
РАСЧЕТ ПРИБЫЛИ
Для того чтобы выяснить, какую прибыль может получить завод от применения предлагаемого метода позонного подвода топливного газа к поверхности реакционного змеевика по сравнению с при
нятым методом постоянной средней тепло-напряженности, в табл. 2 приводены результаты расчетов для загрузки §0 =0.9722 кг/с, соотношении водяной пар:сырье 1.5:1 и температур на входе в реактор 775, 800 и 825°С.
^ = 0.9722 кг/с; gн2o = 1.4583 кг/с; Ь = 138.24 м
0.69 кг/с 1.25 кг/с
о "В о о 5! 2 О ад с/ ¿о 5! гя О ад а а с/ с/ Й 1 О 1 о ч 0 О 1 ё (5 ++ о ^ о Т* о О ч У <с г Т5 о ч gH2O = 1.04 кг/с gH2O = 1.87 кг/с
и о £ Й Й 1 N т К 2 О ад & к гя и ад г о ч < г о ч <
775 0.245 0.171 27.06 0.385 0.0065 956.64 0.3784 0.011 940.62 16.02 43.08 344640 1226080 255040
800 0.163 0.253 40.09 0.404 0.0087 1004.1 0.3969 0.012 986.77 17.31 57.40 459200 1510240 791840
825 0.081 0.335 53.09 0.418 0.0117 1039.3 0.4004 0.013 995.89 43.40 96.49 771920 1775840 992880
Табл. 2. Расчет прибыли от применения предлагаемого позонного подвода топливного газа
Расчеты проводились при числе часов Среднезаводской расход топлива в
работы установки в год, равном 8000, и от- радиантной части змеевика В2 составляет
пускных ценах на топливо и целевые про- 0.42 кг/с, а суммарный расход топлива по
дукты по заводу: С=0.044 дол/кг, зонам ^Бк приведен в табл. 1. Общая при-
Сс2щ=0.686 дол/кг, ССзНб= 0.15 дол/кг. быль завода вычислялась по формуле:
А = (Б1 - Б2 ) + (б2-X Бк )х С =(Б1 - Б2) + (5)
где А - общая прибыль завода, дол/ч; Аё -прибыль за год, дол/г; Б2 - среднезаводской расход топливного газа, кг/с; ^Бк - суммарный расход топливного газа по зонам, кг/с; С - отпускная цена на топливо, дол/кг; - доход от полученных целевых продуктов при позонном подводе топливного газа, дол/ч; Б2 - доход от полученных целевых продуктов при существующем методе, дол/ч; Б1 - Б2 - доход от увеличения выхода целевых продуктов при применении позонного метода, дол/ч; - доход за счет экономии топливного газа, дол/ч.
Общая прибыль от применения предлагаемого метода будет определяться разни-
цей в количествах получаемых целевых продуктов в обоих сравниваемых способах -(01-В2) и доходом от экономии топлива по сравнению со среднезаводским расходом -В табл. 2 приведены также вычисленные аналогичным образом общие прибыли для загрузок 0.69 и 1.25 кг/с, которые в I случае (0.69 кг/с) для всех температур, а во втором
(1.25 кг/с) - для входных температур 800 и ° 0 825 С значительно выше, чем для g =0.9722
кг/с.
Таким образом, можно сделать вывод, что выгоднее работать при меньшей загрузке, но высокой входной температуре.
РЕЗУЛЬТАТЫ ОПТИМИЗАЦИИ
На основании результатов оптими- подводимого к к-ой зоне топливного газа зации получено аналитическое выражение при найденном оптимальном распределе-для определения необходимого количества нии зон змеевика:
Бк = ак + Ьк ^ - 0.6944)+ Ск (825 -1) + ёк (^ - 0.6944)- (825 -1), (6) где 1 - текущая температура, °С.
Численные значения коэффициентов для к-ой зоны представлены в табл. 3.
Табл. 3. Численные значения коэффициентов по зонам
№ зоны ak bk Ck dk
I 123.2 182.7 4.9 7.3
II 33.9 51.8 1.4 2.1
III 16.8 25.8 0.7 1.0
IV 33.5 50.9 1.4 2.1
Таким образом, сделав один раз расчет по математической модели для выбранного интервала загрузок (0.69-1.25 кг/с) и найдя для каждой из них оптимальный температурный профиль и соответственно оптимальные значения теплонапряженно-стей по длине радиантного змеевика, мож
но при переходе к новым, измененным условиям на входе в реактор, не делая повторно сложных вычислительных процедур, сразу определить по предложенной формуле (6) количество подводимого к каждой зоне топливного газа, что позволит оперативно управлять процессом.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Нахождение по математической модели температурного профиля по длине змеевика, расчет оптимального количества зон, их длин и оптимальных количеств подводимого к ним топливного газа, а также предлагаемое на основании результатов оп
тимизации выражение для определения необходимого количества топливного газа в любых измененных условиях позволит сократить время управления процессом, получив при этом значительный экономический эффект.
1. Мухина Т.Н., Барабанов Н.Л., Бабаш С.Е. и др. Пиролиз углеводородного сырья. М.: Химия, 1987, 240 с.
2. Thomas P.Wampler. Applied Pyrolysis Handbook. 2 edition. - CRC Press, 2006. 304 p.
3. Андреева М.М. Профиль температур печи пиролиза этана. // Вестник Казанского технологического университета. 2006, №4, с. 80-88.
4. Lan Xing-ying, Gao Jin-sen, Xu Chun-ming, Zhang Hong-mei. Numerical Simulation on Tube-type Ethylene Pyrolyzer. //
Chinese Journal of Process Engineering. 2004, V.4, No 3. P. 221-229.
5. Sandaram K.M., Froment G.F., Van Damme P.S. Coke deposition in the thermal cracking of ethane. AIChE Journal, 1981, 27(6), p. 946-951.
6. Meisong Yan. Simulation and optimization of an ethylene plant. A thesis in chemical engineering submitted to the Graduate Faculty of Texas Tech University in Partial Fulfillment of the Requirements for the Degree of Master of Science in chemical engineering. 2000. Texas. 114 p.
7. Snow RH., Schutt H.C. Design of an Ethane Pyrolysis reactor. // Chem. Eng. Progr. 1957. V. 53. No 3. p. 133-142.
8. Введенский А.А. Термодинамические расчеты нефтехимических процессов. Л.: Гостоптехиздат, 1960, 576 с.
9. Казанская А.С., Скобло В.А. Расчеты химических равновесий. М.: Высшая школа, 1974, 288 с.
10. Масальский К.Е., Годик В.М. Пиро-лизные установки. М.: Химия, 1968, 143 с.
REFERENCES
1 Muhina T.N., Barabanov N.L., Babash S.E. i dr. Piroliz uglevodorodnogo syrya [ Pyrolysis of hydrocarbon raw material] . Moscow: Himiya Publ., 1987, 240 p.
2. Thomas P. Wampler. Applied Pyrolysis Handbook. 2 edition. - CRC Press, 2006. 304 p.
3. Andreeva M.M. Profile of temperatures of ethane pyrolysis furnace. Vestnik Kazanskogo tehnologicheskogo universiteta - Herald of Kazan Technological University. 2006, no. 4, pp. 80-88. (In Russian).
4. Lan Xing-ying, Gao Jin-sen, Xu Chun-ming, Zhang Hong-mei. Numerical Simulation on Tube-type Ethylene Pyrolyzer. Chinese Journal of Process Engineering. 2004, vol.4, no 3, pp. 221-229.
5. Sandaram K.M., Froment G.F., Van Damme P.S. Coke deposition in the thermal cracking of ethane. AIChE Journal, 1981, 27(6), pp. 946-951.
6. Meisong Yan. Simulation and optimization of an ethylene plant. A thesis in chemical engineering submitted to the Graduate Faculty of Texas Tech University in Partial Fulfillment of the Requirements for the Degree of Master of Science in chemical engineering. 2000. Texas. 114 p.
7. Snow R.H., Schutt H.C. Design of an Ethane Pyrolysis reactor. Chem. Eng. Progr. 1957. vol. 53, no 3. pp. 133-142.
8. Vvedenskij A. A. Termodinamicheskie raschety neftehimicheskih processov [Thermodynamic calculations of petrochemical processes]. Leningrad : Gostoptehizdat Publ., 1960, 576 p. (In Russian).
9. Kazanskaja A.S., Skoblo V.A. Raschety himicheskih ravnovesij [Calculations of chemical equilibriums]. Moscow : Vishaya shkola Publ., 1974, 288 p.
10. Masal'skij K.E., Godik V.M. Piroliznye ustanovki [Pyrolysis plants]. Moscow : Himiya Publ., 1968, 143 p.
OPTIMAL HEAT TRANSFER ORGANIZATION IN ETHANE PYROL YSIS FURNACE
Z.A. Mamedov
State Oil Company of the Azerbaijan Republic, "Azerikimya" Production Association "Ethylene-Polyethylene Plant" AZ500086, Azerbaijan, Sumgait, Samed Vurgun str.86 e-mail: zakira. mammado v@socar.az
The article compares calculation results in keeping with a mathematical model of industrial process of ethane pyrolysis carried out at the "Ethylene-Polyethylene " plant in Sumgait-city in terms of average permanent heat stress of the radiant coil with the results of the same process calculation but with the use of the proposed method of the zonal approach of fuel gas. When applying the latter, there is an essential fuel gas saving and higher yields of target products which
ultimately provides the plant with considerable profit. Also, an expression has been suggested to determine optimum amount of fuel gas supplied to each zone.
Keywords: pyrolysis of ethane, heat stress, fuel gas, heat transfer, heat capacity, radiant coil, optimization.
ETAN PiROLiZ SOBASINDA iSTiLiK KE0RiCiLiYiMN OPTiMAL Td§KiLi
Z.A. M9mm9dov
Azdrbaycan Respublikasi Dovlat Neft §irkati, «Azdrikimya» IB-nin «Etilen-Polietilen» zavodu, AZ5000, Sumqayit §ahari, Samad Vurgun kugasi, 86 e-mail: zakira.mammadov@socar.az
Maqalada Sumqayit §aharinda yerla§an «Etilen-Polietilen» zavodunda etanin sanaye piroliz prosesinin riyazi model asasinda radiant ilanvari borusunun sabit orta istilik garginliyini nazara almaqla bu prosesin taklif olunmu§ yanacaq qazin sobadaki zonalar uzra paylanmasi metodu ila alinan naticalarin muqaisasi gostarilib. Taklif olunmu§ metodla alinan naticalar yanacaq qazin qanayatina gatirib gixardir va maqsadli mahsullarin yuksak giximlarini tamin etmakla zavoda yuksak manfaat gatirir. Yanacaq qazin sobadaki har bir zona uzra paylanmasinin optimal miqdarinin tayin olunmasi ugun xususi riyazi ifada tartib olunub.
Agar sozlw. etanin pirolizi, istilik garginliyi, yanacaq qazi, istilik kegiricilik, istilik tutumluq, ilanvari radiant boru, optimalla§dirma.
Поступила в редакцию 23.08.2017.
