Назначение и краткая характеристика процесса гидрокрекинга

2.1 Материальный баланс

Таблица 2.1

Технологический режим процесса

Филимонов и Попов представили процесс гидрокрекинга фракции 350 – 5000С над алюмосиликатникелевым катализатором схемой :

А + υH2 = A1υ1 + A2υ2

Где А, А1, А2 – соответственно сырье, углеводородный газ и бензин; υ, υ1, υ2 – массовые коэффициенты.

Авторы получили приближенную математическую модель статики процесса гидрокрекинга[3]:

ω[ln1∕Xc – λ(1 – Xc)] = Ke-E∕RT                                                                                                         (2.1)

xг = υ1(1 – Хс)                                                                                        (2.2)

хб = υ2(1 – Хс)                                                                                        (2.3)

хд.т = υ3Хс                                                                                                (2.4)

хо = (1 – υ3)Хс                                                                                                     (2.5)

хв = (υ1 + υ2 – 1)(1 – Хс )                                                                         (2.6)

где ω – объемная скорость подачи сырья в реактор, ч-1; Хс – массовые доля сырья в реакционной смеси; λ – коэффициент торможения, практически независящий от температуры и составляющий 0,864 – 0,868 при 400 – 4250С; К – предкспоненциальный множитель, равный 1013 ч-1; Е – энергия активации, равная 17,7∙104 кДж; R – универсальная газовая постоянная, равная 8,31 кДж/(кмоль∙К); Т – температура процесса гидрокрекинга, К; xг, хб, хд.т, хо – выход соответственно углеводородного газа, бензина, дизельного топлива, остатка гидрокрекинга, массовые доли на сырье; хв – расход водорода на процесс, массовые доли; υ1, υ2, υ3 – массовые коэффициенты, соответственно равные 0,17, 0,85 и 0,94.

По уравнению (2.1) находим массовую долю сырья в реакционной смеси (Хс):

Т = 273 + 415 = 688 К

2[lg1∕Xc – 0,866(1 – Xc)] = 1013∙ e-177000∕8,31∙688

0,866Хс – 2,3lgXc = 1,048

Xc = 0,58

Подсчитывают выход по уравнению (2.2) – (2.5):

углеводородного газа

xг = 0,17(1 – 0,58) = 0,0714;

бензина

хб = 0,85(1 – 0,58) = 0,357;

дизельного топлива

хд.т = 0,94∙0,58 = 0,545;

остаток гидрокрекинга

хо = (1 – 0,94)∙0,58 = 0,035;

Находят расход водорода по уравнению (2.6):

(0,17 + 0,85 – 1)∙0,42 = 0,0084

Находят расход водородсодержащего газа:

хВСГ = 0,84/75 = 0,0112

Таблица 2.2

Материальный баланс установки

Количество рабочих дней принимаем равным 340.

2.2 Тепловой баланс реактора

Уравнение теплового баланса реактора гидрокрекинга можно записать так[5]:

Qc + Qц + Qs + Qг.н = ΣQcм                                                                  (2.7)

где Qc, Qц — тепло, вносимое в реактор со свежим сырьем и циркулирую­щим водородсодержащим газом; Qs, Qг.н — тепло, выделяемое при протекании реакций гидрогенолиза сер­нистых и гидрирования непредельных соединений;  ΣQcм — тепло, отводимое из реактора реакционной смесью.

              Средняя теплоемкость реакционной смеси незначительно изменяется в ходе процесса, поэтому тепловой баланс реактора можно записать в следующем виде:

Gct0 + ∆SqS + ∆Снqн = Gct,                                                                 (2.8)

t = t0 + (∆Sqs + ∆Снqн )/ Gc                                                                 (2.9)

где G — суммарное количество реакционной смеси, % (масс.); с —средняя теплоемкость реакционной смеси, кДж/(кгК); ∆S, ∆СН —количество серы и непредельных, удаленных из сырья, % (масс); t, t0 —температуры на входе в реактор и при удалении серы ∆S, °С; qs, qн — тепловые эффекты гидрирования сернистых и непредельных соеди­нений, кДж/кг.

Ниже последовательно определены численные значения всех членов, входящих в уравнение (2.9).

1. Значение t0 определяют для каждой пары катализатор — сырье в ин­тервале 350 – 500 °С. При оптимизации t0 учитывают следующие два фактора, действующие в противоположных направлениях: с повышением to уменьшается загрузка катализатора, которая требуется для достижения заданной глубины обессеривания ∆S, но, с другой стороны, увеличивается скорость дезактивации катализатора и, следовательно, увеличиваются затраты, связанные с более частыми регенера­циями и большими днями простоя установки за календарный год.

Минимум суммарных затрат, как показа­но на рисунке, определит оптимальное значе­ние to (для построения графика необходимо иметь зависимость продолжительности цикла от величины t0). Для заданной пары катали­затор — сырье tо=350 °С.

2. Суммарное количество реакционной сме­си на входе в реактор составляет 110,4 kг (см. таблицу 2.3).

3. Количество серы, удаленное из сырья, ∆S = 0,27% (масс). Глубину гидрирования непредельных углеводородов можно принять равной глубине обес­серивания ∆СH = СH*0,9= 10*0,9 = 9% (масс).

Количество тепла, выделяемое при гидрогенолизе сернистых соединений (на 100 кг сырья) при заданной глубине обессеривания, равной 0,9, составит

                                                                                        (2.10)

qsi- тепловые эффекты гидрогенолиза отдельных сероорганических соединений, кДж/кг (см. табл. 2.2); gsi - количество разложенных сероорганических соединений, кг (при расчете на 100 кг сырья оно численно равно содержанию отдель­ных сероорганических соединений в % масс.).

Таким образом Qs =0,1*2100 +1,0*3810 + 0,2*5060 + 0,5*8700 = 8471 кДж.

5.              Количество тепла, выделяемое при гидрировании непредельных углеводородов, равно 126 000 кДж/моль. Тогда

QH = ∆Снqн/M = 9 ∙ 126 000/123,93 = 9150 кДж.                                               (2.11)

6.              Среднюю теплоемкость циркулирующего водородсодержащего газа находят на основании данных по теплоемкости отдельных компонентов (таблицы).

Таблица 2.3

Теплоемкость основных компонентов.