ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ХИМИЧЕСКОЙ ТЕХНОЛОГИИ, 2010, том 44, № 6, с. 698- 704
УДК 547.212:66.092.14
ОПТИМАЛЬНЫЙ ПОЗОННЫЙ ПОДВОД ТОПЛИВНОГО ГАЗА К ЗМЕЕВИКУ ЭТАНОВОЙ ПИРОЛИЗНОЙ ПЕЧИ
© 2010 г. А. М. Алиев, А. 3. Таиров, А. М. Гусейнова, Н. Р. Исмаилов*, Т. Н. Шахтахтинский
Институт химических проблем им. М.Ф. Нагиева НАН Азербайджана, г. Баку *Завод "Этилен-Полиэтилен"Госконцерна "Азерихимия", г. Сумгаит
itpcht@itpcht.ab.az Поступила в редакцию 16.04.2009 г.; после доработки 10.12.2009 г.
Проведено сравнение результатов расчета по математической модели промышленного процесса пиролиза этана, осуществляемого на заводе "Этилен-Полиэтилен" г. Сумгаита при средней постоянной теп-лонапряженности радиантного змеевика, с результатами расчета этого же процесса, но с использованием предлагаемого метода позонного подвода топливного газа. Приводится разработанное математическое описание промышленного процесса с обратной связью. По найденным согласно математической модели оптимальным значениям теплонапряженностей для каждой зоны определялись оптимальные количества топливного газа, которые необходимо подвести к каждой зоне для обеспечения максимальных выходов целевых продуктов. Результаты сравнения предлагаемого метода ведения процесса с принятым в промышленности говорят о преимуществах подвода топливного газа по зонам змеевика. При этом 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, даже при изменении условий на входе в реактор — загрузки и входной температуры, что позволит оперативно управлять процессом.
ВВЕДЕНИЕ
При расчете пиролизной трубчатой печи самой сложной задачей является расчет реакционного змеевика.
Общий недостаток существующих методик расчета пиролизных змеевиков состоит в том, что в них принимается средняя постоянная теплонапряжен-ность 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.
Наибольшая теплонапряженность должна быть обеспечена в начальной и средней частях реакционного змеевика, где конверсия сырья незначительна. Таким образом, топливный газ в эти зоны должен подаваться в таких количествах, чтобы температура tS и теплонапряженность наружной поверхности змеевика q были наибольшими, что даст возможность обеспечить оптимальные условия на выходе из змеевика и получить максимальный выход целевых продуктов.
При решении задач оптимизации пиролизной печи одним из основных факторов, влияющих на процесс, является температурный профиль по длине змеевика Т(1).
Исследованием профиля температуры змеевика промышленной пиролизной печи занимались многие авторы. На основе экспериментальных данных построены графики распределения температуры и теплонапряженности по длине реактора [1, 3, 4]. В работах [5, 6] в уравнение теплового баланса реакто-
ра входит теплонапряженность как функция его длины, а в [5] предлагается квадратичное выражение этой функции со значением соответствующих ей коэффициентов, вычисленных для конкретных условий промышленного реактора. Некоторые исследователи, начиная со Сноу и Шатта [7], предполагают возможность неравномерного подведения тепла по зонам змеевика, однако при расчетах пиролизного реактора эта возможность не реализуется.
В связи с этим перед нами стояла задача найти такое оптимальное распределение тепла по зонам реактора пиролиза этана, которая принесла бы заводу наибольшую прибыль при наименьших усилиях.
ТЕОРЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ
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 и рециркулируемых этана и
метана, = (0.5556—1.3889 кг/с) с шагом Д0 = = 0.0695 кг/с; температура на входе в реактор ^ = = (775—850°С) с шагом Д/0 =25°С; соотношение водяной пар : сырье = 1 : 1; 1.5 : 1; 2 : 1) при постоянной средней теплонапряженности по всей длине реактора, в результате которых определяли все выходные параметры процесса.
Здесь следует отметить, что средняя теплонапря-женность радиантного змеевика установки ЭП-300 Сумгаитского завода "Этилен-Полиэтилен" q — = 46.5 кВт/м2.
На II этапе из всего большого количества вариантов выбирали наиболее применяемые в промышленных условиях: g — 0.6944; 0.9722 и 1.2500 кг/с; t0 — = 775, 800, 825°C; соотношение водяной пар : сырье = 1.5 : 1, тем самым значительно сократив количество рассматриваемых вариантов.
Далее, задаваясь предварительным распределением величин теплонапряженностей qk по зонам, расчетом по математической модели 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 /-го участка змеевика (Qp), (всего 12 участков по числу труб в потоке), найденных по математической модели при постоянной средней теплонапряженно-сти змеевика.
Расчет велся методом постепенного приближения, подтверждая правильность выбранных значений qk.
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, можем определить полезное тепло печи (Qp)k, необходимое для подвода к реакционной поверхности змеевика в k-й зоне.
Полезное тепло идет:
1) на разогрев газовой смеси внутри k-й зоны от температуры входа в зону Тк_ 1 до температуры выхода из нее Tk—(Q1)k;
2) на нагрев водяного пара от Тк_ 1 до Tk—(Q2)k;
3) на реакцию пиролиза — (QR)k (эндотермический эффект реакции).
Находим их из выражений:
14 14
(Q)k = En (CphTk - En (АЗ-* i=i i=i
{Ql)k = nH2O [(cpH 2O )ткТк - {CpH2o)Tk _Tk-ij , " 9 9 "
(Qr )k = E (ARRj)k - E )тк-1 n° (Xk - Xk-i). _j=i j=i _
Здесь 14 — количество компонентов, участвующих в 9 реакциях пиролиза.
Тогда общее полезное количество тепла для k-й зоны с учетом уравнений теплоемкостей всех ком-
понентов и тепловых эффектов всех реакций равно [8, 9]
(Qp)k =
i4
+
+ ,
+
Е п (с?ктк - Е П (с?к Т-1
_I =1 I =1
%2о _(Срн2о)гк Тк - {Срн2о)тк_1 тк-1] + [39.635(7; - Тк-1) - 36.779 х 10-3( - Т- + (1) + 14.298 х 10-6(Тк3 - ТЦ - 2.587 х 10-9 (( - Т- х
XП0(Х; - X;-1).
Оптимальные значения теплонапряженностей к-й зоны определятся по формуле
* - &) к *к - —
при поверхности нагрева к-й зоны змеевика Sk, равной
Бк = ПкП4п1. (3)
Фиксируя найденные на II этапе оптимальные значения qk, находим оптимальные количества топливного газа Вк, которые необходимо подвести к каждой зоне, — они обеспечат максимальные выходы целевых продуктов на выходе из реактора:
(2)
Вк —
Qn
(4)
Низшая теплотворная способность используемого топливного газа 0п = 50244 кДж/кг; коэффициент полезного действия пиролизной печи п = 0.75.
При расчете теплонапряженности учитывали ограничение, накладываемое на нее. Для труб из стали Х25Н20, используемой для пиролизных печей, q < 185 кВт/м2 [1].
В зависимости от величины теплонапряженно-сти в каждой зоне будет меняться и температура наружной стенки змеевика. При этом должно выполняться наложенное на нее ограничение, выбираемое из условия жаропрочности стали: 18к < 1190—1220°С [1]. Температуру наружной стенки труб змеевика для к-й зоны Б. определяли по формуле [10]
tSk — tsrk + +
lsrk
Ok +
X '
а к
(5)
Толщина стенки трубы пиролизной печи установки ЭП-300 8 = 0.0084 м, внутренний диаметр йу= = 0.1322 м, коэффициент теплопроводности металла трубы X = 0.032 кВт/(м К).
Коэффициент теплоотдачи от стенки трубы к газовому потоку внутри к-й зоны змеевика для турбулентного движения газовой смеси определяли по формуле [1]
ак = 0.023-^ Яе^Рг^4.
а¥
Для вычисления вязкости парогазовой смеси, входящей в выражение для Re, пользовались формулой [7]
1п ц 0т = -0.1208 + 0.13541пТ.
Позонный подвод тепла к змеевику пиролизной печи позволит в промышленных условиях реализовать температурный профиль, близкий к оптимальному, найденному по математической модели.
Математическая модель процесса. Ниже приводится разработанное нами математическое описание процесса пиролиза этана с обратной связью, протекающего в пиролизной печи завода "Этилен-Полиэтилен" г. Сумгаита.
В основу математической модели были положены стехиометрические уравнения Сноу и Шатта [7], дополнительно к которым нами впервые были учтены реакции образования СО и СО2, которые наблюдаются в промышленных условиях [11]:
1 С2Н6 С2Н4 + Н2
2. С2Н4 + 2Н2 « 2' 2СН4
3. С2Н
2L4
1/4С4Н6 + 1/8С4Н8+1/8 С4Н10+
1/8Н2
4. С2Н4 _^1/3С6Н6 + Н2
5. С2Н4 С2Н2 + Н2
6. СзН4 2С + 2Н2
7. С2Н4 + С2Н6 143/150С3Н6 + 57/150С3Н8 + + 93/150Н2
8. С + Н2О СО + Н2
9. СО + Н2О СО2 + Н2.
Ниже представлена соответствующая этой схеме полная математическая модель процесса с учетом рециркуляционных особенностей его протекания. 1. Кинетическая модель:
дпс2н2^1 = и^ ^1пс2н6 + к7пс2н6пс2н4Р/Я-ТXП -
- (1/Кш) пс2н4пн2 Т X п
I _
¿пс2н4/= иИс2н4\ кПс2н6»с2н4 - (Ь/Кш)пн2 х
P/RTXn - k2
Пн2 P/RT X n
+ (2/kr2 )(/n c2h4 )P/RTXП - кз - k4 - k5
i
- k6 - к7пс2щ pRTXП L
+ n
C2H4
d Пн J dl = u -|kinc2h6 + (2/ KR2)nC h4 pRT x П +
-(kjКя1)пщxP/RTXП - 2k2 x
i
y
[2 P/RT X П + V8 k3 + k4 + k5 + 2k6 +
i У
+ (9Vi50)k7nc2h6 x P/RTXn
i _
+ nh2o P/RT x ni (nc + k9nco ))
¿ПснУdl = 2k2U N
- V Kr
2 P/RT X '
, PRT X n
(6)
dnc^Jdl = l/ 4u ,
dnc^Jdl = l/8u lk3nCH, dncHu/dl = l/8u _1kn dncH-J dl = l/3 u ^n, dn^Jdl = u -k5ncH,
C2H4 ' C2H4 '
dnjdl = u 1 2k6nc2H4 - k8ncn
Для дальнейшего прочтения статьи необходимо приобрести полный текст. Статьи высылаются в формате PDF на указанную при оплате почту. Время доставки составляет менее 10 минут. Стоимость одной статьи — 150 рублей.