CC BY
41
УДК 665.658.2; 66.092.892 Семёнов Иван Александрович,
к. т. н., доцент кафедры химической технологии топлива, Ангарская государственная техническая академия, тел. 8 (3955) 51-29-03, e-mail: semenov_ia82@mail.ru
Ульянов Борис Александрович д. т. н., профессор, заведующий кафедрой химической технологии топлива, Ангарская государственная техническая академия, тел. 8 (3955) 51-29-03
Фереферов Михаил Юрьевич, к. т. н., доцент кафедры химической технологии топлива, Ангарская государственная техническая академия, e-mail: fmu@agta.ru
Свиридов Дмитрий Петрович, к. т. н., доцент кафедры машины и аппараты химических производств, Ангарская государственная техническая академия, e-mail: dmitriy999@inbox.ru
Дубровский Дмитрий Александрович, главный технолог химического завода, ОАО «Ангарская нефтехимическая компания»,
e-mail: DubrovskiyDA@inbox.ru
АНАЛИЗ ПРИЧИН РОСТА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ В ПРОЦЕССЕ ГИДРООЧИСТКИ ТЯЖЕЛОЙ ФРАКЦИИ БЕНЗИНА КАТАЛИТИЧЕСКОГО КРЕКИНГА
I. A. Semenov, B. A. Ulyanov, M. U. Fereferov, D. P. Sviridov, D. A. Dubrovskiy
ANALYSIS OF REASONS OF HYDRODYNAMIC RESISTANCE INCREASE IN HYDROTREATING PROCESS OF HEAVY GASOLINE FRACTION
Аннотация. На основе модели фазового равновесия Пенга-Робинсона выполнен анализ роста гидравлического сопротивления в реакторах гидроочистки тяжелых бензиновых фракций. Даны рекомендации по ведению процесса.
Ключевые слова: гидроочистка, рост гидравлического сопротивления реакторов.
Abstract. Using state equation Peng-Robinson analysis of hydrodynamic resistance increase in reactors of hydrotreating was carried out. Recommendations for process managing are suggested.
Keywords: hydrotreating, hydrodynamic resistance increase in reactors.
Процессы гидроочистки являются основополагающими процессами нефтепереработки и используются для удаления из углеводородного сырья каталитических ядов, а также являются неотъемлемой частью технологий получения топ-лив высокого качества [1]. В ходе работы установок гидроочистки в ряде случаев приходится сталкиваться с проблемой повышенного коксообразо-вания и накопления отложений в аппаратах, что сопровождается ростом гидравлического сопротивления системы в целом и приводит к вынужденным остановкам работы оборудования [2].
С аналогичными трудностями приходится сталкиваться при эксплуатации установки гидроочистки тяжелой фракции бензина каталитического крекинга ОАО «Ангарская нефтехимическая компания». Работа оборудования сопровождалась быстрым повышением общего сопротивления реакторного блока и невозможностью стабильной нагрузки сырьем. Это приводило к вынужденным остановкам и необходимости очистки реактора от образующихся твердых отложений на лобовом слое катализатора.
На рис. 1 представлена принципиальная схема реакторного блока установки гидроочистки тяжелой фракции бензина каталитического кре-
кинга. Тяжелая бензиновая фракция каталитического крекинга 130-КК с расходом 10-25 м3/ч насосом Н-1 подается на смешение с водосодер-жащим газом (ВСГ), циркулирующим в блоке с расходом 3000-12500 нм3/ч, и далее проходит межтрубное пространство теплообменников Т-1-3, где нагревается за счет тепла газопродуктовой смеси (ГПС). Для окончательного нагрева до температуры 230-320 °С газосырьевая смесь (ГСС) подается в трубчатую печь П-1, откуда последовательно проходит реакторы гидроочистки К-1 и К-2. Полученный поток ГПС после охлаждения в теплообменниках Т-1-3 и водяном холодильнике Х-1 отделяется от циркулирующего ВСГ в сепараторе С-1.
С целью выяснения причин повышенного роста гидравлического сопротивления был выполнен анализ работы блока с момента его пуска до момента его вынужденной остановки. Пуск блока заключался в создании требуемого расхода циркулирующего ВСГ в системе с последующей постепенной нагрузкой его сырьем. На рис. 2 представлена зависимость гидравлического сопротивления реактора К-1 от расхода сырья в пусковом периоде. Также на диаграмме приведена расчетная зави-
Рис. 1. Принципиальна схема блока гидроочистки тяжелой фракции бензина каталитического крекинга (Н-1 - насос; Т-1, 2, 3 - кожухотрубчатые теплообменники; П-1 - печь; К-1, 2 - реакторы; Х-1 - холодильник; С-1 - сепаратор; ВСГ - циркулирующий водородсодержащий газ; ГСС - газосырьевая смесь;
ГПС - газопродуктовая смесь)
симость гидравлического сопротивления при допущении о полном испарении тяжелой бензиновой фракции в поток ВСГ и подачи в реактор только паровой фазы.
О 4 8 12 16 V. ч'/ч
Рис. 2. Зависимость гидравлического сопротивления реактора АР от расхода сырья V в пусковом периоде (сплошная линия - данные производства; пунктирная линия - расчетные данные)
Видно, что при расходе сырья до 7 м3/ч расчетные и фактические перепады практически совпадают друг с другом. Однако дальнейшее повышение нагрузки на блок приводит к быстрому росту гидравлического сопротивления реактора, существенно превышающему соответствующие расчетные значения. Такое поведение может быть объяснено изменением фазового состояния газосырьевого потока и накоплением в реакторе недо-испаренной жидкости, ухудшающей проходимость слоя катализатора.
Для моделирования фазового состояния потока был изучен фракционный состав тяжелой бензиновой фракции каталитического крекинга путем разгонки по Энглеру (ГОСТ 2177-99). Хро-
матографический анализ сырья дал сведения о групповом составе. Полученные при этом данные позволили описать исходную бензиновую фракцию модельной смесью, состоящей из н-пропилбензола и ряда псевдокомпонентов. Состав модельной смеси, а также термодинамические параметры псевдокомпонентов оценивались таким образом, чтобы расчетные и экспериментальные данные разгонки совпадали друг с другом с наименьшей ошибкой [3, 4], а температура начала кипения модельной смеси полностью соответствовала соответствующему значению для сырья.
На рис. 3 представлена фазовая диаграмма, рассчитанная для модельной смеси по уравнению состояния Пенга-Робинсона [5, 6].
О 10 20 30 р.кгс/см-
Рис. 3. Фазовая диаграмма тяжелой фракции бензина
каталитического крекинга (х - рабочие параметры ГСС на входе в реактор К-1)
Видно, что в подобных условиях кипения сырья в печи П-1 не происходит, и его переход в газовую фазу возможен только лишь за счет испарения в поток ВСГ. На рис. 4 представлены линии насыщенного газа при различных соотношениях «ВСГ : сырье».
^С п
100 -I-1-1-1-1
0 10 20 30 Р, кгс/см2
Рис. 4. Линии насыщенного газа при различных соотношениях «ВСГ : сырье»
Видно, что увеличение расхода ВСГ приводит к снижению температуры насыщения и, как следствие, уменьшению содержания жидкой фазы в газосырьевом потоке. В рассмотренный период времени работы блока среднее соотношение «ВСГ : сырье» в среднем составляло 400:1, давление на выходе из печи П-1 постепенно росло с 25 кгс/см2 до 40 кгс/см2, а температура составляла 250-265 °С. При таких условиях система «ВСГ - сырье» была близка к состоянию насыщения, а в определенные дни находилась в области ниже линии насыщения, что приводило к накоплению неиспаренной жидкости
в змеевике печи П-1 и в слое катализатора реактора К-1.
Для оценки связи гидравлического сопротивления змеевика печи П-1 и реактора К-1 с накоплением неиспаренной жидкости в системе был выполнен статистических анализ работы установки. Для этого гидравлическое сопротивление оборудования связывалось с параметрами га-зо-сырьевого потока следующим выражением:
АР = R(pV2 ), (1)
где АР - перепад давления, Па; р - плотность потока, кг/м3; V - объемный расход потока, м3/с; Я - коэффициент, характеризующий проходимость оборудования, м-4.
Величины р и V для газо-сырьевого потока вычислялись по уравнению состояния Пенга-Робинсона при рабочих условиях на входе в реактор К-1. При этом по имеющимся значениям АР змеевика печи П-1 и реактора К-1 из выражения (1) находились соответствующие значения коэффициентов Я.
В качестве величины, характеризующей испаряемость сырья при тех или иных условиях работы блока, была принята разность температур (АО между рабочей температурой газо-сырьевого потока на входе в реактор К-1 (1) и рассчитанной температурой насыщения (%) при соответствующем давлении и соотношении «ВСГ : сырье» в этой же точке.
При статистической обработке данных работы блока анализировались зависимости суточных изменений коэффициентов АЯ для змеевика печи П-1 и реактора К-1 от среднесуточного значения величины А( на входе в реактор. Результаты выполненных расчетов представлены в виде точек на рис. 5, а, б, а в табл. 1 приведены основные стати-
Рис. 5. Зависимости суточных изменений коэффициентов АЯ отдельно для реактора К-1 (а) и совместно со змеевиком печи П-1 (б) от среднесуточного значения величины А на входе в реактор
иркутским государственный университет путей сообщения
стические показатели полученных зависимостей.
Т а б л и ц а 1 Статистические показатели корреляций величин АЯ и А1
Показатели Значение
Коэффициент корреляции (г):
- для реактора К-1 -0,77
- для реактора К-1 и змеевика печи -0,83
Коэффициент детерминации линейной зависимости (г2):
- для реактора К-1 0,59
- для реактора К-1 и змеевика печи 0,68
Критическое значение г2 при уровне значимости а = 0,1 % 0,502
Видно, что коэффициенты детерминации полученных корреляций г2 оказались выше своего критического значения. Это с высокой степенью достоверности подтверждает качественный вывод о том, что между рассмотренными величинами АЯ и А^ существует обратная связь, а более полное испарение сырья в печи П-1 приводит к замедлению роста гидравлического сопротивления оборудования.
Змеевик печи П-1 представляет собой ряд из 54 вертикальных труб высотой по ~12 м, соединенных друг с другом последовательно. Реактор К-1 по своей конструкции относится к аппаратам аксиального типа, причем газосырьевая смесь в нем проходит слой катализатора сверху вниз, а образующийся продуктовый поток отводится через центральную трубу реактора снизу вверх. Можно предположить, что неполное испарение сырья в процессе эксплуатации аппаратов приводит к задерживанию и накоплению в них жидкости. При этом частичная затопленность змеевика печи П-1 и слоя катализатора реактора К-1 существенно ухудшает проходимость для газосырьевого потока и, как следствие, приводит к существенному увеличению гидравлического сопротивления. Кроме того, в результате испарения легких компонентов остаточная жидкость в аппаратах представляет собой смесь наиболее тяжелых угле-
водородов, склонных к повышенному коксообра-зованию как в змеевике печи П-1, так и в слое катализатора реактора К-1.
Выполненный анализ работы установки позволил сделать вывод о том, что полное испарение жидкости в змеевике П-1 исключит указанные выше негативные факторы и в значительной мере стабилизирует работу блока. При этом более полному испарению жидкости способствуют:
- повышение температуры газосырьевой смеси на входе в реактор К-1;
- снижение давления в системе;
- увеличение соотношения «циркулирующий ВСГ : сырье».
В этом случае рабочие точки состояния будут располагаться выше линии насыщения (рис. 3) и будут обеспечены необходимые условия для полного испарения сырья.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Левинтер М.Е., Ахметов С.А. Глубокая переработка нефти. М. : Химия, 1992.
2. Снижение коксообразования на блоке гидроочистки - путь к повышению эффективности работы установок риформинга / А.И. Ёлшин и др. // Нефтепереработка и нефтехимия. 2011. № 12. С. 3-8.
3. Perry R.H., Green D.W. Perry's Chemical Engineers' Handbook. McGraw-Hill, 1999.
4. N. Ferrando, P. Ungerer. Hydrogen/hydrocarbon Phase Equilibrium Modelling with a Cubic Equation of Sate and a Monte Carlo Method // Fluid Phase Equilibria. 2007. V. 254. N 1-2. P. 211-223.
5. Уэйлес С. Фазовое равновесие в химической технологии : пер. с англ. В 2 ч. Ч. 1. М. : Мир, 1989.
6. Равновесие в двухкомпонентных системах «жидкость-жидкость», состоящих из метилового спирта и алканов / И.А. Семёнов и др. // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2012. № 1 (33). С. 73-75.
