ptc proiect

8/21/2019 Ptc Proiect

1/48

UNI VERSITATEA PETROL-GAZEDIN PLOIETIFACULTATEA:TEHNOLOGIA PETROLULUI I PETROCHIMIE

SPECIALIZAREA:PRELUCRAREA PETROLULUI I PETROCHIMIE

PROIECT DE SEMESTRU

DISCIPLINA: PROCESE TERMOCATALITICE

CONDUCTOR:PROF.DR.ING.PAUL ROCA

STUDENT:

DOBRE RALUCA-FLORINA

PLOIETI 2014


2/48

TEMA: PROIECTAREA TEHNOLOGIC A UNEI INSTALAIIDE CRACARE CATALITIC

CONDUCTOR:PROF.DR.ING.PAUL ROCA

STUDENT:

DOBRE RALUCA-FLORINA


3/48

INTRODUCERE

Dintre procesele catalitice folosite n industria de prelucrare a ieiului,primul loc din punct de vedere a extinderii l ocup cracarea catalitic.Destinat fabricrii de benzine ca produs principal, procesul de cracare

catalitic a fost realizat pentru prima dat n instalaii cu reactoare n strat fix,urmate, la scurt timp, de instalaii cu catalizator n strat mobil n reactor iregenerator de tip termofor. nc din anii 1941 au aprut instalaii de cracarecatalitic cu strat fluidizat att n reactor ct i n regenerator.

Utilizarea preferenial a hidrocarburilor naturale i n special ahidrocarburilor superioare care formeaz ieiul nu a constituit ns o soluie

ntmpltoare, ci o decizie sigur, pentru dezvoltarea rapid prevzut ianalizat cu multe decenii n urm i chiar n secolul precedent. Utilizareaeficient a ieiului a devenit necesar ca urmare a creterii continue a preuluiacestuia.

Msurile pentru economisirea energiei n prelucrarea ieiului vizeaz nprimul rnd reducerea consumului de iei pentru obinerea unor cantiti deproduse dorite i reducerea consumurilor energetice, cunoscut fiind faptul crafinriile i procesele de prelucrare sunt mari consumatoare de energie.

n ara noastrpentru a se asigura chimizarea petrolului n perioada 1976-1980 s-a trecut la mrirea rafinriilor existente, dotarea lor cu instalaii modernede prelucrare, cu instalaii de reformare catalitic i hidrofinare a benzinei imotorinei, de desorbie i fracionare gaze, etc care pe lng obinerea de

benzin cu cifr octanic ridicar furnizeaz i materii prime pentru petrochimie.Dup utilizarea catalizatorilor sintetici amorfi cu 10-25% Al2O3, prin 1960

apar catalizatorii zeolitici, care conin 10-25% site moleculare ncorporate ntr-omatrice de alumo-silicat. Ei se caracterizeaz printr-o activitate mult mai maredect cei amorfi, selectivitate superioari o rezistena hidrotermicridicat.

Aceste caracteristici au determinat schimbarea tehnologiei procesului,aprnd instalaii n care reacia se realizeaz n faza diluata chiar n conducta de

transport a materiei prime, numit riser ntr-un timp de reacie de 4-6 s sauchiar mai scurt o datcu creterea activitii catalizatorilor. Astfel s-au obinutconversii ridicate de 70-80 % volum, ce au permis diminuarea recirculrii,randamente mai mari de benzina de 50 % volum, depuneri mai mici de cocs pecatalizator, temperaturi mai ridicate in reactor (riser) de circa 520-540C itemperaturi mai mari n regenerator (700-730C) , toate cu efecte tehnice ieconomice favorabile. De asemenea s-a realizat o extindere a bazei de materii

prime trecndu-se de la prelucrarea motorinelor grele la prelucrarea distilatelorde vid cu finaluri pana la 550C, iar n ultimul timp exista tendina de a se utiliza

chiar reziduuri de DA, integral sau n amestec, n diverse proporii cu distilatulin vid.


4/48

Materia prim de baz utilizat n prezent pentru cracarea catalitic estedistilatul de vid cu limite de distilare de 350-540C. De asemenea se folosescmotorine grele de DA, distilate grele de la cocsare, de la reducerea de viscozitatei chiar reziduul de DA. Distilatul de vid conine hidrocarburi cu un numr mare

de atomi de carbon ntre 12-35.Compoziia chimic a materiei prime influeneaz stabilitatea termicrespectiv viteza reaciilor de cracare catalitic, n sensul: aromatice nesubstituite< n-parafine < izoparafine < alchilciclopentani i alchilaromatice cu mai mult de3 atomi de carbon in caten sau cu structura izo a catenei.

Catalizatorii zeolitici de cracare catalitic conin mai muli componeni:zeolitul Y, tratat de obicei cu pmnturi rare;matria care poate fi inert sau catalitc activ;promotorii i aditivii care mbuntesc performantele

catalizatorului i care pot fi introdui eventual nca n cursulfabricrii zeolitului sau a matriei.

Zeolitul este principalul responsabil pentru activitatea, selectivitatea istabilitatea catalizatorului

Pentru cracarea catalitic folosirea catalizatorilor zeolitici cu stabilitatetermic mare permite operarea instalaiei la temperaturi mai ridicate, asigurcreterea randamentului de produse lichide i reducerea formrii de cocscomparativ cu catalizatorii amorfi.


5/48

GENERALITI PRIVIND PROCESUL DE CRACARETERMIC

Cracarea catalitic constituie unul din principalele procese pentruproducerea benzilor cu cifr octanic ridicat i stabilitate mare, precum i ahidrocarburilor olefinice gazoase necesare petrochimiei.

Instalaia de cracare catalitic n strat fluidizat sunt de mai multe tipuridatorit modernizrii intense efectuate n ultimii ani.

Instalaia de cracare catalitic reprezint 20-25% din instalaiile deprelucrare a petrolului n Romnia, cca 7% n Europa i aproape 40% n SUA.

Procesele catalitice n strat fluidizat, introduse industrial n 1942, s-auimpus i ocup o poziie dominant fa de toate celelalte procese de cracare

industrial datorit aplicrii urmtoarelor condiii: raport mare de catalizator-materie prim; regenerarea continu a catalizatorului i utilizarea efectiv a cldurii

degajate prin regenerarea catalizatorului; consum redus de catalizator; randamente mari de benzin; cicluri lungi de funcionare.Catalizatorii folosii n prezent au o eficacitate ridicata i i pstreaz timp

ndelungat activitatea. La o folosire relativ ndelungata a acestor catalizatori,

direcia reaciei i produsele acesteia nu se schimb.Principala cauza a aplicrii ntr-o mare msur a cracrii catalitice, const

n aceea ca permite obinerea de randamente mari de benzin cu cifra octanicaridicat, mai mare dect n orice proces termic.

n procesele de baz ale prelucrrii secundare a petrolului, ca reformarecatalitic, cracare catalitic n strat fluidizat i hidrofinare nu au intervenitmodificri importante de la introducerea lor pn n a doua jumtate a secoluluitrecut.

In ultimii ani nsa, se constat un reviriment n proiectarea construciei i

condiiile de exploatare ale acestor instalaii.Noile realizri se datoreaz n mare parte introducerii de noi catalizatori, cuactivitate, selectivitate i via mbuntite.

Progresele realizate n ultimii ani n procesul de cracare catalitic n stratfluidizat sunt raportabile n esen la introducerea catalizatorilor cristalini detipul zeoliilor:

cracarea la temperaturi ridicate 500-630C cu timpi scuri dereacie ceea ce a condus la o conversie data la randamentesuperioare de benzine n detrimentul randamentului de gaze

srace i cocs;


6/48

separarea rapid a catalizatorului de produii de reaciereducndu-se supracracrea;

presiuni mai ridicate n regenerator (2-2,8 kgf/cm2) i ardereacompleta a carbonului la dioxid de carbon;

regenerarea catalizatorului n dou etape; recuperarea de energie.

Aceste condiii au dus la reducerea volumului regeneratorului i aconsumului de aer. Investiiile i consumurile specifice ale instalaiilor noi suntapreciabil mai mici dect a instalaiilor construite pe baza tehnologiilor de acumciva ani.

In definirea profilului i capacitaii unei rafinrii se ine seama de: asigurarea flexibilitii prelucrrii n funcie de

caracteristicile materiei prime, de posibilitatea de obinere a unor

randamente mari; competitivitatea calitii produselor finite intermediare ; protecia mediului; economicitatea maxima a exploatrii, asigurndu-se costuri

de prelucrare mici, prin investiii corespunztoare.In proiectarea noilor rafinrii este recomandabil s se prevad utilaje

confecionate din aliaje adecvate pentru zonele accesibile coroziunii, de ctrecombinaiile cu sulf.

O alta concluzie importanta este ca se vor extinde procesele prin care se

realizeaz reducerea compuilor cu sulf din produse ( hidrofinri, etc.) i carezultat va crete consumul de hidrogen i producia de sulf.Cracarea catalitic este un proces n care reacia de descompunere are loc

n prezena unui catalizator care determin un mecanism de reacie diferit decracarea termic, fapt care are consecine asupra caracterului chimic al

produselor de reacie.Cracarea catalitic se desfoar ca un proces de cataliza eterogen,

catalizatorul fiind faz solid, iar reactanii faz vapori.Avnd n vedere ca n cataliza prezena catalizatorului n zona de reacie

nu modific echilibrul termodinamic concluziile analizei termodinamice acracrii catalitice sunt aceleai cu ale cracrii termice.

In cazul procesului de cracare catalitic avem de-a face cu reacii care auloc n dou condiii distincte:

reacii ce se desfoar n masa de reactani; reacii ce se desfoar n stratul de reactani adsorbii pe

catalizator.Pentru prima categorie de reactani analiza termodinamic este uor de

efectuat innd seama de faptul c procesul de cracare catalitic este realizatindustrial la temperaturi cuprinse ntre 450-520C i presiuni de 1,2-2,5 atm iduce la urmtoarele concluzii:


7/48

descompunerea hidrocarburilor este n general o reacieposibila, care decurge cu adncimi mari; polimerizarea alchenelor nu este termodinamic posibil; reaciile de alchilare a izoalcanilor si hidrocarburiloraromatice cu alchenele nu sunt posibile; reaciile de dehidrogenare a cicloalcanilor cu ase atomi decarbon n ciclu n hidrocarburi aromatice constituie una din cile deobinere a cifrelor octanice mari pentru benzine; reaciile de izomerizare a alcanilor n alcani-izo sunt posibiletermodinamic, fiind favorizate de temperaturi mai joase(400-500C); izomerizarea hidrocarburilor cu ase atomi de carbon estetermodinamic posibila n hidrocarburi cu cinci atomi de carbon n

ciclu este mai termodinamic posibil.Din punct de vedere termodinamic deosebirea fa de cracarea termic lapresiuni nalte este absenta reaciilor de polimerizare i dezalchilare cu eten,condiii mai favorabile pentru dehidrogenarea cicloalcanilor n aromatice, i unechilibru mai favorabil pentru formarea izo-alcanilor din nalcani.

Participarea hidrogenului eliberat de reaciile ce au loc n stratuladsorbit, la reaciile ce au loc n masa de reactani duce la reacii desaturare a compuilor nesaturai imprimnd un caracter mai saturat pentru

produsele de reacie faa de produsele obinute la cracarea termic. [11.]

Caracterul acid al catalizatorului de cracare catalitic, legturadirect dintre aciditatea suprafeei i activitate, determin un mecanismionic al reaciilor de cracare catalitic.

n procesul catalitic ionii (care n general au stabilitate foarte mic)se gsesc sub forma de compleci adsorbii pe catalizator mai precis pecentrii activi ai catalizatorului ceea ce determin o stabilitate mai mare,

permind reacia ionilor cu molecule de materie prim nedescompus.n prima etap a mecanismului au loc reacii ce duc la formarea

ionilor de carboniu:

CnH2n+2 + catalizator H. catalizator +[CnH2n+1+]

n a doua etap au loc urmtoarele reacii:a) ionii de carboniu pot suferi reacii ce duc la modificarea structurii

ionului adsorbit i anume:a1- reacii de izomerizare;a2- reacii de descompunere n poziia ;a3- reacii ntre ionul absorbit i molecula de materie prima.

Reaciile a1; a3 determin compoziia i caracterul chimic al

produilor de reacie cu excepia cocsului.


8/48

b) reacii ntre ionii absorbii; aceste reacii duc la formareadepunerilor pe catalizator (cocs), care se datoreaz unor reacii decondensare ntre ionii absorbii pe centrele vecine alecatalizatorului.

Aceste reacii de condensare duc la eliberarea de hidrogen careparticip la reacii de descompunere din masa substanelor reactantednd un caracter saturat produilor de reacie.

n cracarea catalitic se admite existena ionului de carboniu adsorbit pecentrul acid al catalizatorului. Acesta este o forma suficient de stabil pentru aavea un rol determinant asupra mecanismului de reacie. Pe centre acide de tipLewis au loc reaciile:

C3H7-C6H5+ L H:L + C3H6+ [ C6H5+] + H:L C6H6+ L

Pentru centru Bronsted:

C3H7-C6H5+ HB [C3H7+] + C6H5

-+ B-

[C3H7+] + B- C3H6 + HB

Materia prima de baza utilizata in prezent pentru cracarea catalitica estedistilatul de vid, cu limite de distilare de 350-540C. De asemenea se folosescmotorine grele de DA, distilate grele de le cocsare, de la reducerea de viscozitate

si chiar reziduul de DA, distilate grele de la cocsare.Compoziia chimica materiei prime influeneaz stabilitatea termica,

respectiv viteza reaciilor de cracare catalitica in sensul : aromaticanesubstituite < n-parafine < izoparafine < alchilciclopentani si alchilaromaticecu mai mult de 3 atomi de carbon in catena sau cu structura izo a catenei.

De asemenea o cretere a factorului de caracterizare K de 0,1 scade cifraoctanica cu 0,37- 0,67 octani.

Cele mai obinuite elemente care se gsesc in materia prima sunt: sulful,azotul, oxigenul, si metalele : cupru, vanadiu, fier, sodiul, etc.

Azotul din materia prima supusa cracrii catalitice este considerata a fi ootrava reversibila a catalizatorului de echilibru. Un nivel ridicat de azot inmateria prima mrete emisia de NOx in gazele de ardere de la regenerator.Prezenta compuilor cu azot in produse afecteaz stabilitatea acestora, in specialculoarea motorinei uoare.

Compuii cu sulf din materia prima se distribuie in produsele de reacie inmod diferit. Compuii cu sulf care trec in cocsul depus pe catalizator ceea ceafecteaz activitatea de echilibru a acesteia. In regenerator sulful este ars odatcu cocsul producnd SO2si SO3care sunt poluani. O parte din sulf trece in H2S

care este corosiv. Creterea coninutului de sulf in materia prima duce la oscdere a selectivitii procesului.


9/48

Compuii cu oxigen prezeni in materia prima sunt de tip acizi carboxilici.Compuii organo-metalici contaminani cei mai agresivi sunt cei cu nichel

si vanadiu prezeni in materia prima sub forma de porfirine care nu sunteliminate din titei prin operaia de splare cu apa.

Alte metale contaminante (Cu, Co, Cr, Fe, Sb, As, Pb) se gsesc in titeisub forma unor combinaii metalice complexe, care de asemenea nu pot fi uorextrase prin splare cu apa.

Srurile de calciu si sodiu prezente in materia prima au efect de scdere aactivitii catalizatorilor de echilibru.

SCHEMA DE AUTOMATIZARE A SISTEMULUI

REACTORREGENERATOR

Agentul de reglare pentru SRA-T in reactor este catalizatorul regeneratal crui debit este modificat cu ajutorul robinetului de reglare de pe

conducta de transport de pe conducta de transport de catalizator regenerat.Atunci cnd temperatura in reactor scade regulatorul TC comanda mrimedebitului de catalizator regenerat care fiind purttori de cldura determinarevenirea temperaturii la valoarea prescrisa. Comanda robinetului dereglare se face prin intermediul unui selector de semnal minim.

Reglarea nivelului fazei dense de catalizator in ansamblul reactor-striper se realizeaz cu ajutorul debitului de catalizator cocsat care mergespre regenerator pentru regenerare.

Si in acest caz comanda robinetului de reglare se face printr-un selector

de semnal minim.Cele doua selectoare de semnal minim au rolul de a prentmpinadeschiderea robinetelor de reglare peste o anumita limita.

Atunci cnd cele doua robinete ajung la o deschidere prea mare existapericolul inversrii sensului de circulaie pe conductele de catalizator uzatsi regenerat.

Urmrirea deschiderii robinetelor de reglare se face prin SRA-P perobinet care acioneaz ventilul glisant la poziia nchis in cazul scderiivalorii (prescrise) diferenei de presiune sub valoarea prescrisa, SRA-Pavnd rol de protecie mpotriva inversrii circulaiei pe conductele detransport.


10/48

Diferena de presiune dintre regenerator si reactor este mentinuta lao valoare constanta impusa de condiiile de circulaie normala acatalizatorului cu ajutorul unui SRA-P, de gaze arse evacund dinregenerator.

Presiunea pe reactor este reglata de un SRA-P care utilizeaz caagent de reglare debitul de recirculare al gazelor umede din refulareacompresorului in conducta principala de vapori a coloanei de fracionare.

Procesul de ardere din regenerator este reglat cu ajutorul unui SRA-T. Reglarea acestei diferene de temperatura utilizeaz ca agent dereglare debitul de aer evacuat in atmosfera pentru a menine diferena detemperatura intre faze la valori normale prevenind astfel arderea CO laCO2 cu degajare mare de temperatura ceea ce pune in pericolechipamentul interior al regeneratorului. Atunci cnd T creste trebuiemicorat debitul de aer de combustie pentru a opri continuarea reaciei deoxidare a CO la CO2 si invers atunci cnd T scade sub valoarea

prescrisa.Att in regenerator cat si in reactor sunt msurate nivelurile si

densitatea medie a catalizatorului.


11/48

STABI L IREA RANDAMENTELOR DE PRODUSE

Pentru estimarea randamentelor i a calitii produselor de reacie la

cracarea fraciunilor distilate n reactoare tip riser s-au elaborate o serie decorelaii graficebazate pe nivelul de conversie dorit i pe calitatea materiei

prime.Randamentul deproduse se stabilete utiliznd algoritmul de calcul Bruno

Castiglioni.Calitatea materiei prime este exprimat printr-un factor de corelare ,

caracterizat de urmtoarele caracteristici fizico-chimice:

P.A.=f (d1515 , tmv ,%gr. S)

unde:P.A.-punctul de anilin, 0 F;tmv - temperatura medie volumetric,

0 C;%gr. S=0,9;d1515 =0.910;

tmv = Cttt 0%90%50%10 67,416

3

Tmv = Ftmv001,78232

5

9

Din grafic[IPH vol. 1]: P.A.= 185 0 F;M= 370kg/kmol;K=11.8;

Etapele pentru calculul randamentelor i a calitii produselor:

PASUL 1:Calculul coeficientului de corelare :

= 75-0.065Tmv -0.9(%gr. S)+0.6P.A-026 1515d

.A.P=81,50;

PASUL 2:Randamentul de fracie C3la 4000 F:

Din fig. 1 F400C 03 =89 %vol.;


12/48

PASUL 3:Randamentul dintre benzina F400C 05 i fracia F400C 0

3

Din fig.2 69.0400

4000

3

0

5

FC

FC

PASUL 4: Randamentul benzinei 5C -4000F este randamentul fraciei mai largi

F400C 03 nmulit cu raportul dintre cele 2 fracii:

89*0.69=61,41%vol.;

PASUL 5: Randamentul fraciei nguste 43 CC este randamentul fraciei 3C -

4000F din care se scade randamentul n benzin F400C 05 :

89-61,41=27,59%vol.;

PASUL 6:Raportul ntre C3i C4:

Din fig. 33

4

totalC

totalC=1.71;

PASUL 7: Randamentul n C3 este randamentul n fracii nguste 43 CC raportat la 1 plus raportul ntre C3i C4total:

.%18,1071.11

59,27vol

;

PASUL 8:Randamentul n C4este prin urmare randamentul n fracia ngust

43 CC minus randamentul n C3:

27,59-10,18=17,41%vol.;

PASUL 9:Compoziia fraciei C3se obine din raportul de propen i fracia C3:

Din fig. 4 72.0Pr

3

totalC

openalRandamentu de propena este:

"3C

=0.7210,18=7,33%vol.;

Ceea ce a rmas din fracia C3este:


13/48

10,18-7,33=2.85%vol.;

PASUL 10:Compoziia fraciei C4este obinut ntr-o manier asemntoare ca

la pasul 9, utiliznd randamentul n C4:Randamentul de buten se citete din fig. 5:

;%77,841,17504.0504.04

voltotalC

butenabutena

Randamentul de n-butan:

.;%17,241,17125.0125.04

4

4 vol

totalC

nCnC

Randamentul de i-butan:

.%47,677,817,241,174

voliC ;

PASUL 11:Randamentul n cocs plus C3 i pri uoare :

Din fig. 6 Cocs C 2 i fr. uoare=9,9%gr.;

PASUL 12:Raportul dintre cocs i cocs+C2 i fr. uoare:

Din fig. 7: 66.0..2

usoarefrsiCCocs

Cocs

PASUL 13: Randamentul n cocs este randamentul n cocs +C2 i fr. uoarenmulite cu raportul de la pasul 12:

.%534,666.09,9 masacocs ;

PASUL 14:Randamentul de C2produse mai uoare este randamentul de cocs +C2i produse mai uoare minus randamentul de cocs:

.%37.322 volCocsCCocsC ;


14/48

PASUL 15: Utiliznd compoziia fraciei C2+ ilustrat n primele dou coloaneale tabelului nr 1 i se calculeaz randamentul n hidrogen, metan, eten i etan:Tabel nr.1:Compoziia produselor uoare

Component %gr. bazate pe medie %gr. bazate pe materia

prim proasptHidrogen 1.7 0.0573Metan 41.30 1.391Eten 23.00 0.775Etan 34.00 1.146Total 100 3.37

PASUL 16: Randamentul n H2S este egal cu % gr. din alimentare nmulit cu

raportulS.lima

SH 2 :

Din fig. 8 .%35.0.lim

2 grSa

SH

.%33.09.037.02 grSH ;

PASUL 17:Densitatea benzinei rezult din fig. 9:

d=590API;

5.131API

5.141d5.131

d

5.141API

0

151515

15

0

=0.742 g/cm3;

.%07,50..%..

15

15

.

15

15gr

d

dbenzvol

prmat

benzbenzina ;

PASUL 18:Randamentul de motorin de reciclu este:

.%1882100. volreciclumot

Din corelaia grafic (fig. 10) se desprinde relaia ntre randamentul

volumic i cel masic:


15/48

.%19118. grreciclumot ;

PASUL 19:Presupunem c reziduul de cracare este 5% vol. Deci, motorina vafi egal cu diferena dintre motorina de reciclu i reziduul de cracare:

.%13518. volmot

PASUL 20: Densitatea materiei prime ( API0 ) minus densitatea distilatului uor(motorina) din fig. 11 API006.4

.;%43.13..%

;/940.099.18599.23

;99,235.1315.141

15

15

.

15

15

3

.

15

15

0

.

0

15

15

0

grd

dmotvol

cmgdAPId

APId

API

mp

mot

usordistusordist

mp

mp

PASUL 21:Randamentul reziduului este diferena dintre motorina de reciclu irandamentul de motorin uoar:

.%57.543.1319 grreziduu

Densitatea reziduului de cracare este:

3.15

15

15

15 /013.1..%

cmgrezvol

dd rezmpreziduu

PASUL 22: Randamentul poate fi exprimat att masic ct i volumic.Densitile componenilor mai uori dect benzina se iau din literatur i sunt

prezentate n tabelul 2. Cnd suma randamentelor nu este 100%gr. se va rotunjirandamentul de benzin i fracii mai uoare astfel nct suma randamentelor sfie 100%gr.


16/48

Tabelul 2: Randamentele de produse

CAP. 2: BILAN MATERIAL I BILAN TERMIC PE REACTORI REGENERATOR

2.2: CALCULUL TEHNOLOGIC AL REGENERATORULUI

Stabilirea compoziiei cocsului

n cele ce urmeaz se stabilete valoarea coeficientului cantitii de aer cucare are loc arderea cocsului n funcie de concentraiile componenilor gazelorarse uscate. Aceste concentraii se determin cu analizoare chimice (direct CO2i O2i CO rar prin diferen la o sut N2), cu analizoare cromatografice sau cuanalizoare electrice (CO2i CO) plus magnetice (O2).

Y COOCO Y,Y, 22 %volum pentru componenii respectivi n gazele arse;

Component %volum Densitate: d1515 Randamente produse%gr. calculat %gr.

normalizatH2 - - 0.0581 0.0593

CH4 - - 1.412 1.45C2H4 - - 0.787 0.809C2H6 - - 1.163 1.196C3H6 6.43 0.5220 3.68 3.78C3H8 2.63 0.5077 1.46 1.50nC4H8 7.76 0.6013 5.22 5.37iC4H10 5.87 0.5631 3.63 3.73nC4H10 1.95 0.5844 1.25 1.28C5-400F 63,36 0.742 51.66 53.13

Motorin 18.2 0.940 19.26 19.80Cocs - - 7.28 7.48H2S - - 0.37 0.38

Total 100 - 97.23 100


17/48

.;%6,1

.;%2

.;%20,13

2

2

volY

volY

volY

O

CO

CO

Debitul de materie prim care intr n instalaie este:Gmp=175000kg/h;

Debitul de cocs este:;/12740 hkgGG mpcocscocs

%vol. N2se calculeaz prin diferen:

2NY= 100-%vol.(CO+O

2+CO

2) = 83.2%vol.

Cocsul depus pe catalizator n timpul reaciilor de-a lungul riserului esteformat din C i H.

Fracia masic a carbonului n cocs este:

c= 88.0422.0745.0578.087.8

22

2

OCOCO

COCO

YYY

YY;

Fracia masic a hidrogenului n cocs este:

c + h = 1 ;12.088.01 h

Se calculeaz coeficientul de exces de aer n funcie de concentraiilecomponenilor din gazele de ardere:

02.188.076.4100

100

22

22

COOCO

OCOCO

YYY

YYY

Coeficientul cantitii de aer reprezint raportul ntre aerul practicconsumat i aerul minim necesar arderii complete, sau raportul ntre oxigenul

practic consumat i oxigenul minim necesar arderii complete.Debitul de aer necesar arderii cocsului se calculeaz cu relaia:

9.28LGG realcocsaer , kg/h;unde:

Lreal

= cantitatea de aer pentru arderea unui kg. cocs;


18/48

.;minreal LL

L .min cantitatea minim de oxigen pentru arderea unui kg. de cocs;OH 2 vapori - provenit din arderea hidrogenului;

2N - provenit din aerul utilizat pentru ardere;

2O - provenit din excesul de aer utilizat pentru ardere;CO - provenit din arderea i

kmol aer/ kg.cocs;

511.050.002.1 realL kmol aer/ kg. cocs ars;

hkgGaer /046.1881439.28511.012740 ;

Determinarea compoziiei gazelor arse umede pe baza gazelor arse uscate-ardere incomplet

Pot rezulta gaze cu urmtorii componeni:provenitCO 2 din arderea cocsului ncomplet;

Compoziia cocsului este: c = 0.88;h = 0.12;

2,13

2

.%

.%

.

.

22

COvol

COvol

COCkg

COCkg

xc

x

115.0

22

COCO

CO

CO

CO

YY

Ycx

xc

x

Y

Y

unde:x = fracia masic a carbonului din cocsul supus arderii

cx = 0.880.115 = 0.765cocs.kg

COC.kg 2


19/48

Determinarea cantitilor molare ale componenilor gazelor arse umede

2222 NOOHCOCO

n,n,n,n,n numrul de kmol;

;.06.02

;.

403.079.0

;.

0069.024

21.01

;.

0096.012

;.

0637.012

2

2

2.min

2

2

2

2

2

cocskg

OkmolHh

n

cocskg

kmolNLn

cocskg

kmolOxLn

cocskg

kmolCOxn

cocskgkmolCOxcn

OH

realN

O

CO

CO

Tabelul 4: Compoziia i debitele gazelor arseComponent ni,

cocs.kg

azlgkmo

Mi,kg./kmol

mi,

cocs.kg

gaz.kg

Fraciimolare% ix

Fraciigreutate

%

CO2 0.0637 44 2.80 0.117 11.7CO 0.0096 28 0.268 0.0176 1.76H2O 0.06 18 1.08 0.110 11O2 0.0069 32 0.221 0.0127 1.27

N2 0.403 28 11.28 0.742 74.2Total 0.543 - 15.65 1.0000 1.0000

Determinarea debitului de combustibil necesar prenclzirii aeruluiAerul de combustie vehiculat n suflant, se prenclzete n cuptorul cu

foc direct din baza regeneratorului.Se admite: - temperatura aerului la intrarea n prenclzitor cu foc

direct: t0=00C;

- temperatura aerului prenclzit: ;300 0Cta Combustibilul utilizat este metanul, ale crui fracii masice pe componenisunt:


20/48

c - fracia masic a carbonului n CH4; c = 0.75h - fracia masic a hidrogenului n CH4; h = 0.25

Debitul de metan utilizat se calculeaz astfel:

aa.pga.gCH

0apaeraer

CHtCgH

ttCGG

4

4

n care:

4CHH puterea caloric inferioar a CH4;

25.51186h103000c33915H4CH

kJ/kg comb.

= randamentul termic al cuptorului; 1 a.gg debitul de gaze rezultat prin arderea combustibilului;

Cp= cldura specific a gazelor arse ;Pentru arderea metanului se consider coeficientul cantitii de aer:1

Reaciile de ardere:

OH2OH2

COOC

222

22

;06.02

;0637.0

12

4

2

4

2

2

2

kgCH

OkmolHhn

kgCH

kmloCOcn

OH

CO

Compoziia aerului folosit pentru ardere este:

%79N

%21O

2

2

;L79.0n .minN2

;21.0

;02.1

min.min OL

n care:minO cantitatea minim de oxigen necesar arderii unui kg. de 4CH ;


21/48

;.

.403.0

;

.

.50.0

;.

.103.0

412

4

2

4

.min

4

2.min

2 CHkg

Nkmoln

CHkmol

aerkmolL

CHkg

OkmolhcO

N

Debitul gazelor de ardere rezultat la arderea metanului :

3

1i 4

ia.g ;

CH.kg

a.g.kgmg

n care:m i = debitul masic al componenilor;


22/48

BILAN TERMIC PE REGENERATORSTABILIREA RAPORTULUI DE CONTACTARE

Raportul de contactare catalizator/materie prim variaz la instalaiile detip riserntre 410 kg catalizator /kg materie prim.

primmat

cat

G

Ga

n care:araportul de contactare;Pentru stabilirea raportului de contactare se realizeaz bilanul termic pe

regenerator.Din bilan pe conturul [I] iesirirariint QQ

Intrri:

formatcocsKaeradsabcatArariint QQQQQQQ

1. cocsarderecocsA qGQ

n care:AQ - cldura dezvoltat prin arderea cocsului, kJ/h;

cocsardereq -puterea caloric a cocsului, kJ/h;

OHHCOCCOCcocsardere 222 qhqxqxcq

kgkJq

kgkJq

kgkJq

OHH

COC

COC

/28000

/2400

/8100

22

2

hkJq cocsardere /5.9832

hkgGcocs /12740

hkJQA /125266050

2. rtpcatcatcat tcGQ r


23/48

n care:

catQ - cldura adus de catalizator din reactor, kJ/h;r

cat

t

pc - cldura specific a catalizatorului;

considerm:r

cat

t

pc = 0,27 kcal/kg C CkgkJc r

cat

t

p /1305,1 trtemperatura din reactor, C; tr= 510 C;

catcat GQ 55.576 ; kJ/h

3. rt

abcatababadsab iGiGQ

n care:

adsabQ - cldura adus de aburul adsorbit pe catalizator, kJ/h coeficient de reinereabur, kg abur/kg catalizator;considerm: = 0,003 kg abur/kg catalizator;

rt

abi - entalpia aburului considerat la temperatura i presiunea din reactor,kJ/kg;

din [3.] rtabi = 3531 kJ/kg

adsabQ = 10.52 Gcat

4. apaeraer tcGQ aer

n care:

aerQ - cldura adus de aer, kJ/h;

aerpc - cldura specific a aerului, kJ/kg C;

considerm:aerp

c = 1.0155kJ/kg C;

tatemperatura de intrare a aerului n regenerator, C;ta = 150 C

aerQ = 28658889.48kJ/h

5. rpcatprKK tc100

K%GctGQ

cocsK

n care:

KQ - cldura adus de cocsul remanent, kJ/h;%Kprocentul de cocs remanent.

Din datele de proiectare %K = 0.18

cocspc - cldura specific a cocsului remanent, kJ/kg C;


24/48

tr= 510 C;

catK GQ 53,1

6. rpcocsformatcocs tcGQ cocs n care:

formatcocsQ - cldura adus cu cocsul format n reacie, kJ/h;

considerm:cocsp

c = 1,675kJ/ kg C;

tr= 510 C;

hkJQ formatcocs /10883145

Ieiri:

1. Rpagag tcGQ ag

n care:agQ - cldura ieit cu gazele arse, kJ/h;

tRtemperatura n regenerator, CtR= 710 C

agpc - cldura specific a gazelor de ardere la temperatura din regenerator, kJ/kg

C; agpc = 1.0552 kJ/kg C;

agQ 14.93

kJ/h

2. Ap Q%6Q

n care:

pQ - cldura pierdut, kJ/h;

Qp=7.5106 kJ/h

3. Rpcatcat tcGQ cat

desorbitabKcatpagiesiri QQQQQQ

./5.16480808460.588int6

1

int hkJGQQQ catrariii

rari


25/48

n care:

catQ - cldura evacuat cu catalizatorul, kJ/h;

catpc - cldura specific a catalizatorului, la temperatura din regenerator,

kJ/ kg C;

considerm: catpc = 1,256 kJ/ kg C;

catQ = 891.76 Gcat

4. RpcatpRKK tc100

K%GctGQ

cocsK

n care:QK - cldura evacuat cu cocsul remanent, kJ/h;

QK= 2.140 Gcat

5. Rt

abcatdesorbitab iGQ

n care:

desorbitabQ - cldura evacuat cu aburul desorbit, kJ/h;

Rt

abi - entalpia aburului la temperatura din regenerator, kJ/ kg C;

considerm: Rtabi = 3938 kJ/ kg C; [4.]

desorbitabQ = 11.81 Gcatal

15680000071.9055

1

catiesiri

i

iiesiri GQQQ

hkgG

GG

QQ

cat

catcat

iesirirari

/32.212145

15680000071.9055.16480808460.588

int

a=Gcat

=212145.32

=1,21Gm.p. 175000


26/48

CALCULUL TEHOLOGIC A UNEI COLOANE DE REACIE.

BILAN TERMIC PE SISTEMUL DE REACIE

Din bilan pe conturul [1.] rezult:

Intrri:

vapozatabstripatabcatKpmrariint QQQQQQ

1.

pmt

pmpmpm hGQ n care:

pmQ - cldura introdus de materia prim, kJ/h;

pmt

pmpm hQ 175000

2. RpcatpRKK tc100

K%GctGQ

KK

n care:KQ - cldura adus de cocsul remanent, kJ/h

KQ = 244605.25 kJ/h


n care:

catQ - cldura adus de catalizatorul regenerat, kJ/h;

catQ = 168782816.6kJ/h

4. abstripatabstripareab iGQ

n care:

stripatabQ - cldura adus de aburul de stripare, kJ/h

Aburul de stripare se consider 1% fa de debitul de catalizator.

hkgGGG stripatabcatstripatab /45.2121

100

1

kgkJikgkcali abab /3,3069/05,733


27/48

stripatabQ = 6511376.30 kJ/h

5. abvaporizatabvaporizatab iGQ

n care:

vaporizatabQ - cldura adus de aburul de vaporizare, kJ/h;

Se consider aburul de vaporizare 2% fa de materia prim.

hkgGGG vaporizatabpmvaporizatab /3500100

2

Se utilizeaz abur saturat la p = 1 bar i t = 300 C.Din [3.]: kgkJiab /3074

hkJQ vaporizatab /10759000

6.186297797175000int

6

1

int

hQQQ rariii

rari

Ieiri:

PRprodevaporatabadsorbitabKcocscatiesiri QQQQQQQQQ

1. rpcatcat tcGQ cat

n care:

catQ - cldura evacuat cu catalizatorul, kJ/h;trtemperatura din reactor, C;

hkJQcat /2.135891806

2.rpcocscocs

tcGQcocs

n care:

cocsQ - cldura evacuat cu cocsul format ca produs de reacie, kJ/h

hkJQcocs /10883145

3. rpcatprKK tc100

K%GctGQ

cocsK

n care:

KQ - cldura evacuat cu cocsul remanent, kJ/h;


28/48

%Kprocentul de cocs remanent.Din datele de proiectare %K = 0.18

cocspc - cldura specific a cocsului remanent, kJ/kg C;

tr= 510 C;

hkJQK /513.326205

4. rt

abcatababadsab iGiGQ

n care:

adsabQ - cldura evacuat cu aburul adsorbit sub form de ap pe

catalizator, kJ/h coeficient de reinere abur, kg abur/kg catalizator;

considerm: = 0,003 kg abur/kg catalizator;rt

abi - entalpia aburului considerat la temperatura i presiunea din reactor,kJ/kg;

din [3.] rtabi = 3531 kJ/kg

hkJQ adsab /76.2243436

5. rr p,tabevaporatabevaporatab iGQ

n care:evaporatabQ - cldura evacuat cu aburul ce iese la vrful reactorului, kJ/h;

hkgG

GGGG

evaporatab

adsorbitabstripatabvaporizatabevaporatab

/47.3658

hkJQ evaporatab /75.12896106

6. rt

pmcocspmproduse H1GQ n care:

produseQ - cldura evacuat cu produsele de reacie pe la vrful reactorului,

kJ/h;cocs = 6,08 %

rt

pmH - entalpia materiei prime la temperatura reactorului,kcal/kg;

kgkJkgkcalH

dttH

r

r

t

pm

t

pm

/25.1528/61.365

8.73400014.0109.02.50 15152


29/48

hkJQproduse /5.104303062

7. rpmR qGQ

n care:QRcldura consumat n reacie, kJ/h;

qrcldura de reacie kcal/kg materie prim;Se consider qr= 50 kcal/kg = 209.3 kJ/kg materie prim;

QR = 36627500 kJ/h

8. catp Q100

5.2Q

n care:Qpcldura pierdut prin perei, kJ/h;

Se consider c ea reprezint 2.5 % fa de cldura adus de catalizatorulregenerat.

hkJQP /15.3397295

9.3065685578

1

iesiri

i

iiesiri QQQ

kgkcalh

hQQ

pm

pm

t

pm

t

pmiesirirari

/52.107

9.306568576.186297797175000int


30/48

5.3.2 Bilan termic pe nodul de amestec

Calculul temperatur i i n baza riserului

Temperatura din baza riserului se determin prin presupuneri,temperatura pentru care bilanul termic se verific este temperaturacorect.

Presupunem temperatura din baza riserului:

C5040tt rir

n care:

tir - temperatura din baza riserului, C;trtemperatura din reactor, C;

presupun: tir= 510 + 40 tir= 550 CFacem bilan termic pe conturul [2.]

Intrri:

pmvapabKcatrariint QQQQQ


n care:

catQ - cldura adus de catalizator, kJ/h;

catQ = 135891831.8 kJ/h

2. RpcatpRKK tc

100

K%GctGQ

KK

n care:QKcldura adus de catalizator de catalizator, kJ/h;

QK = 3620.525 kJ/h


n care:

vaporizatabQ - cldura adus de aburul de vaporizare,kJ/h;

considerm: iab = 3610 kJ/kg [3.]


31/48


4.pmt

pmpmpm hGQ

n care:

pmQ - cldura adus de materia prim, kJ/h

hkJQ pm /80500000

hkJQQQ rarii

irari /3.229059452int

4

1

int

Ieiri:

pmvapabKcatiesiri QQQQQ

1. irpcatcat tcGQ cat

n care:

catQ - cldura evacuat cu catalizatorul, kJ/h;tirtemperatura din baza riserului, C;

catQ = 146549987.1 kJ/kg

2. irpcatpirKK tc100

K%GctGQ

cocsK

n care:

KQ - cldura evacuat cu cocsul remanent, kJ/h;%Kprocentul de cocs remanent.

Din datele de proiectare %K = 0.18

cocspc - cldura specific a cocsului remanent, kJ/kg C

KQ = 351789.98 kJ/h


n care:

vaporizatabQ - cldura ieit cu aburul de vaporizare, kJ/h;

Se utilizeaz abur saturat la temperatura din baza riserului.Din [3.]: kgkJiab /3610


32/48

vaporizatabQ = 12635000kJ/h

4. iet

pmpmpm HGQ

n care:pmQ - cldura ieit cu materia prim, kJ/h

irt

pmH - entalpia materiei prime la temperatura din baza riserului, kcal/kg;

kgkJH

dttH

ir

ir

t

pm

irir

t

pm

/5,405

8.73400014.0109.02.50 15152

pmQ = 70978250 kJ/h

hkJQQQ iesirii

iiesiri /1.2305150274

1

263.0

2100int

iesiri

rariiesiri

Q

QQ

Presupunerea tir= 550 C este corect, pentru c eroarea de

calcul este sub 2%.Temperatura de intrare n riser este satisfcut i satisfaceecuaia de bilan termic n limitele erorilor admisibile.


33/48

BILAN TERMIC PE RISERCALCULUL TEMPERATURII LA IEIRE DIN RISER

Temperatura de ieire din riser se calculeaz prin presupuneri succesive.Temperatura corect este cea pentru care ecuaia de bilan termic pe riser severific n limita erorilor admisibile.

Se consider: C,105tt rer ;

ter -temperatura de ieire din riser, C;

Ctt erer 5155510

Facem bilan termic pe conturul [3.].0

Intrri:

pmvapabKcatrariint QQQQQ


n care:

catQ - cldura adus de catalizator, kJ/h;

catQ = 135891806.2kJ/h

2. RpcatK tc100

K%

GQ K n care:

QKcldura adus de catalizator de catalizator, kJ/h;

QK = 326205.25 kJ/h



34/48

n care:

vaporizatabQ - cldura adus de aburul de vaporizare, kJ/h;


4.pmt

pmpmpm hGQ

n care:

pmQ - cldura adus de materia prim, kJ/h

hkJQ pm /80500000

hkJQQQ rarii

irari /5.23050101int

4

1

int

Ieiri:

pmvapabKcatiesiri QQQQQ

1. erpcatcat tcGQ cat

n care:

catQ - cldura evacuat cu catalizatorul, kJ/h;tertemperatura la ieire din riser, C;

catQ = 137224078.8 kJ/kg

2. erpcatK tc100

K%GQ

cocs

n care:

KQ - cldura evacuat cu cocsul remanent, kJ/h;

%Kprocentul de cocs remanent.Din datele de proiectare %K = 0.18

cocspc - cldura specific a cocsului remanent, kJ/kg C

KQ = 326205.25 kJ/h

3. rpcocscocs tcGQ cocs

n care:cocsQ - cldura evacuat cu cocsul format cn timpul reaciilor, kJ/h


35/48

hkJQcocs /5.10989842

4. ert

pmpmpm HGQ

n care:

pmQ - cldura ieit cu materia prim, kJ/h

ert

pmH - entalpia materiei prime la temperatura din baza riserului , kcal/kg;

kgkJH

dttH

er

er

t

pm

erer

t

pm

/862.371

8.73400014.0109.02.50 15152

pmQ = 64750000kJ/h


n care:

vaporizatabQ - cldura ieit cu aburul de vaporizare, kJ/h;

Se utilizeaz abur saturat la temperatura de ieire din riser.Din [3.]: kgkJiab /3553

vaporizatabQ = 12337500 kJ/h

6. rpmR qGQ

n care:QRcldura consumat n reacie, kJ/h;qrcldura de reacie kcal/kg materie prim;

Se consider qr= 50 kcal/kg = 209.3 kJ/kg materie prim;

QR = 3500000 kJ/h

7. catp Q100

5.2Q

n care:Qpcldura pierdut prin perei metalici spre exterior, kJ/h;

hkJQP /97.3430601

hkJQQQ iesirii

iiesiri /5.2325552284

1


36/48

28,0

2100int

iesiri

rariiesiri

Q

QQ

Temperatura de ieire din riser a fost presupus corect.Temperatura de ieire din riser este verificat i satisface ecuaia de bilan termicn limitele erorilor admisibile.

DIMENSIONAREA UTI LAJELOR.

DIMENSIONAREA RISERULUI .

Riserul este o conduct vertical prin care amestecul de catalizator ivapori de hidrocarburi se ridic spre vasul separator.

Materia prim combinat intr n riser printr-o pies prevzut cu 8orificii cu diametrul de50mmdenumit distribuitorul de materie prim.Alimentarea combinat intr n baza riserului cu temperatura de 144Cunde ncontact cu catalizatorul regenerat la temperatura 710 C, se vaporizeaz iformeaz un amestec de catalizator i vapori de hidrocarburi care parcurgnlimea riserului spre vasul separator.

Majoritatea reaciilor de cracare catalitic au loc n riser i se obine odistribuie foarte bun a produselor de reacie.

Este de preferat s se evite reaciile de cracare din faza dens a vasuluiseparator deoarece vor rezulta produi de supracracare cu pondere mare n gazesrace nrutind calitatea i randamentele n benzin i gaze bogate.

Diametrul riserului se calculeaz pe baza ecuaiei de continuitate:

v

V4d

n care:ddiametrul riserului, m;V - debitul volumic mediu, m3/s;vviteza liniar medie n riser, m/s;

Presupun v = 7 m/s

2

VVV ei

n care:Videbitul volumic la intrare n riser, m3/s;


37/48

Ve - debitul volumic la ieire din riser, m3/s;

Parametri la intrare n riser:

iiii TRnVP

Ti = tir +273 Ti= 843 K

Cderea de presiune pe riser se consider :p = 0.5 bar

Presiunea la intrare n riser:barPpPP irrir 8,1

vapabpmi nnn

n care:ninumr de kmol de vapori la intrare n riser, kmol/h;

vapabn - numr de kmol de abur vaporizat, kmol/h;

pmn - numr de kmol de materie prim , kmol/h;

hkmolni /17.667

smVP

TRnnV i

ir

irvapabpm

i /95,61

3

Parametri la ieire din riser:

Ter= ter+ 273 Ter= 823 C

Per= Pr= 1,2 atm

hkmoln

nnnnnn

e

vapabgreamotusmotbenzgazee

/06.1946

er

eree

P

TRnV

smVe /22.29 3

smVV /12.182

22.2995.6


38/48

mdd 69.18

12.184

NLIMEA RISERULUI

2

ZRriser

d

V4H

Hriser = nlimea riserului, m;VZR= volumul zonei de reacie, m3;d = diametrul riserului, m;

t

ZR

VV

= timpul de reacie, s;t= fracia totala de volum a materiei prime in riser.

Influena timpului de reacie asupra procesului de cracare catalitic:

creterea timpului de reacie n anumite limite are drept efect cretereaconversiei, dup care la valori mai mari ale timpului de reacie, conversia semenine aproximativ constant sau crete foarte puin, dar este asociatafenomenului de supracracare care conduce la scderea randamentului de

benzin.Pentru timpi uzuali de 2-6 secunde corespunde o nlime a riserului de

30 40 m.Reducerea timpului de reacie se face prin mrirea vaporilor n riser care

variaz ntre 7 8 m/s sau prin scurtarea nlimii riserului.

r

vt

1

vdensitatea volumetrica a catalizatorului n riser, kg/m3;

rdensitatea reala a catalizatorului, kg/ m3.

t - fracia total de volum a materiei prime n riser;t = 0.60Se considera timpul de reactie = 4 5 s.Presupun = 4 s.

VZR= 120.8 m3


39/48

Hriser= 32.45 m

Dimensiunile riserului sunt:

mH

md

45.32

69.1

6.2. DIMENSIONAREA STRIPERULUI

Striperul pentru catalizator este un vas care este dispus n exteriorulriserului, riserul fiind concentric cu striperul.

Fluxul de catalizator coboar din reactor n striper unde curge peste icanen contracurent cu aburul de stripare.

Aburul de stripare ndeprteaz vaporii de hidrocarburi de pe particulelede catalizator printr-un distribuitor circular prevzut cu dou rnduri de orificii

pentru a asigura obuna distribuie a aburului n masa de catalizator.Suprafaa folosit pentru striparea catalizatorului:

Suprafaa folosit pentru striparea catalizatorului:

s

catstriper

22riser

2striperstriper

I60

GA

m,DD4

A

Is= ncrcarea striperului, kg catalizator/ m2 min.

Se considera Is= 3500 5000 kg catalizator/ m2 min.

Presupun Is= 4500 catalizator/ m2 min.

Astriper = 7.85 m2

mD

DAD

striper

riserstriper

striper

42.3

4


40/48

I NLIMEA STRIPERULUI

strip.= timp de stripare, s;Considerm timpul de stripare strip.= 1 minut.striper = densitatea catalizatorului n striper, kg/ m

3;Considerm densitatea catalizatorului n striper striper = 600 kg/ m

3.

Vstriper= 71,2 m3

Hstriper10.33 m.

Dimensiunile striperului sunt:

mH

mD

strip

strip

22.7

42.3

6.3. DIMENSIONAREA VASULUI SEPARATOR

Reactorul este un vas cilindric vertical unde extremitatea superioar ariserului se lrgete ntr-un con la vrful cruia este grtarul reactorului. Conul igrtarul reduc viteza catalizatorului i a vaporilor din hidrocarburi astfel ncat semenine un strat dens stabil de catalizator deasupra grtarului.

Datorit vitezei mari a efluentului care prsete riserul sub grtar direct,opus riserului este suspendata o inta (icana) cu rol de deflector pentru a

preveni eroziunea rapida a grtarului.Vaporii de hidrocarburi se elibereaz de catalizatorul aflat n faz dens i

prsesc reactorul prin separatoare de tip ciclon suspendate de capacul superioral reactorului.

Aceste separatoare ciclon rein catalizatorul antrenat de vaporii dehidrocarburi i l dirijeaz n faza dens a reactorului.

Funciile principale ale reactorului sunt: asigur o zon pentru cracarea finala a vaporilor de hidrocarburi. Pentru

modificarea timpului de reacie se modific nlimea stratului dens de

deasupra grtarului modificnd nivelul de catalizator n reactor, avndastfel un control suplimentar asupra severitii cracrii.


41/48

asigur un spaiu de eliberare pentru separarea catalizatorului de vaporiide hidrocarburi.

asigur separarea catalizatorului antrenat de produii de reacie (mai puincocsul) n stare vapori, prin separatoarele de tip ciclon.

CALCULAREA DIAMETRULUI VASULUI SEPARATOR

Diametrul vasului separator se calculeaz cu urmtoarea formula:

m,v

V4D

vmax

VS

D = diametrul vasului separator, m;VVS= debitul volumic maxim de vapori, m

3/s;vmax v = viteza maxima a vaporilor n separator, m/s;

Se considera viteza maxima a vaporilor in separatorvmax v = 0,3 0,8 m/s.

Presupun vmax v = 0,7 m/s.

r

rVS

P

TRnV

n care:Tr= temperatura in reactor, K;Pr= presiunea in reactor, atm;n = numr kmol produi de reacie (mai puin cocsul) i kmol abur (maipuin aburul adsorbit pe catalizator) care prsesc reactorul pe lavrf spre coloana de fracionare;

n = ngaze+ nbenz.+ nmot. us. + nmot. grea + nab. vap.+ nab. str.+ nab. ads.

n = 2207.38 kmol/h

VVS= 32,8m3/s

DVS = 7,72m


42/48

NLIMEA VASULUI SEPARATOR

HVS= 2,5 DVSn care:

HVS- nlimea vasului separator, m.DVSdiametrul vasului separator, m

HVS= 19,35 m

Dimensiunile vasului separator sunt:

mH

mD

VS

VS

35,19

74,7

6.4. DIMENSIONAREA REGENERATORULUI

Regeneratorul este un vas cilindric, vertical, cptuit la interior cu cimentrefractar, izolator cu grosimea de 100 mm, torcretat pe o reea metalic dentrire. Aceasta cptueala este necesar pentru a proteja peretele metalic detemperaturile mari la care lucreaz regeneratorul i trebuie s menintemperatura exterioar a peretelui metalic.

Cocsul depus pe catalizator n reactor este ars cu aer introdus uniform nregenerator prin distribuitorul din baz.

Gazele arse rezultate n urma arderii cocsului se ridica din stratul dens decatalizator, trec prin separatoarele ciclon n dou trepte i ies pe la vrf.

Gazele arse prsind regeneratorul trec printr-un ventil glisant dublu careface parte din sistemul de reglare automat a diferenei de presiune regenerator-reactor.

La operarea normal, catalizatorul cu un coninut de cocs de 1% intr nregenerator n stratul fluidizat din regenerator unde temperatura este de

aproximativ 720C datorita arderii cocsului.La pornirea instalaiei, deoarece cocsul este insuficient pentru meninereatemperaturii n faza dens se injecteaz motorina prin pulverizatoare situatedeasupra distribuitorului de aer diametral opus. Pentru cazurile accidentale cndapar temperaturi excesiv de mari se pulverizeaz apa imediat sub intrareafiecrui grup de cicloane.

Diametrul regeneratorului se calculeaz pe baza ecuaiei de continuitate:


43/48

m,v

V4D

max

egaze

R

n care:

DR- diametrul regeneratorului, m;Vgaze e- debitul volumic al gazelor arse la ieirea din regenerator, m3/s;

R

Reegaze

P

TRnV

TR= temperatura din regenerator, KPR= presiunea n regenerator, atm;ne= debitul molar al gazelor arse din regenerator, kmol/h;

ne= ng.a. + nab, ads.

ng.a. = Gcocs ni

ng.a. = 6917.82 kmol/h

nab. ads. =18

G .cat

nab. ads. = 35.36 kmol/h

ne= 6953.18 kmol/h

Vgaze e= 102.22 m3/s

DR= 13.64 m


44/48

NLIMEA STRATULUI FLUIDI ZAT

nlimea stratului fluidizat se calculeaz cu urmtoarea formula:

cocsregz

2reg

regz

fluidizatstrat

GV

D

V4H

n care:Vz reg= volumul de regenerare, m

3; = viteza de ardere a cocsului, kg cocs ars/m3zona de regenerare h;

Consideram viteza de ardere a cocsului = 14 15 kg cocs ars/m3 h;

Presupun = 15 kg cocs ars/m

3

h. Vz reg= 796.25 m

3

Hstrat fluidizat = 5.45m

H = Hstrat fluidizat+ Hcicloanen care:

H - nlimea totala a regeneratorului, m;Hcicloane - nlimea cicloanelor, m;

Presupun nlimea cicloanelor Hcicloane = 6 m.

H= 11.45 m

Dimensiunile regeneratorului sunt urmtoarele:

mH

mDR

45.11

64.13


45/48

7. PERFECIONRI TEHNOLOGICE

Prelucrarea materiilor prime reziduale separate sau in amestec cu distilatulde vid, apropiata cu imbunatatirea performantelor catalizatorului, au impus

perfecionarea tehnologica a sistemului de reactie si a celui de regenerare.

Perfecionarea sistemului de reacie

La instalatiile tip riser au aparut imbunatatiri privind : Sistemul de injecie gaz-lift care asigura o mai buna dispersie a materiei

prime prin utilizarea mai multor duze (in locul sistemului baioneta ) careprin pulverizarea materiei prime in faza diluata de transport acatalizatorului asigura o omogenizare rapida a sistemului gaz-solid cureducerea timpului de staionare a catalizatorului in zona de injecie avndca rezultat creterea randamentului de benzina, reducerea depunerilor decocs si a radamentului de gaze srace.

Separarea catalizatorului de produsele de reacie printr-un sistem decicloane mantale la ieirea din riser evitndu-se continuarea reaciei instratul dens de catalizator din vasul de separare.

Performantele sistemului de regenerare

Regenerarea au ardere completa a carbonului la dioxid de carbon produceun excedent de cldura care este preluat de catalizator si are drept efect o

cretere a temperaturii pana la 700-740C. Se folosesc doua tehnologiidistincte sau combinate prin care se realizeaz la temperaturi nalte, sianume:

regenerarea cu exces de aer cu 1-4 % oxigen in gazele de ardere sioxidarea CO la CO2 prin utilizarea promotorilor (care sunt metalenobile depuse pe catalizator in faza de preparare).

Alegerea modului de operare convenionala sau la temperaturi nalteeste determinata de eficienta regenerrii cu implicaii asupra conversiei,distribuiei produselor de reacie, asupra gradului de recuperare energiei,

investiiilor etc.


46/48

cuplarea regenararii in faza densa cu regenerarea succesiva in riser sirecircularea unei pari din catalizatorul fierbinte in zona de ncepere areaciei. Regenerarea in reactorul tubular conduce la scurtarea timpuluide regenerare pentru acelai cocs remanent, reducerea zestrei de

catalizator si diminuarea prin abraziune.Regenerarea in doua trepte in serie caracterizata prin contactareasuccesiva a catalizatorului in doua curente de aer proaspt in douacompartimente distincte ale regeneratorului. In prima treapta serealizeaz o regenerare de tip convenional, cu meninerea cantitii deoxigen sub valoarea stoechiometrica. In treapta a doua se continuaarderea carbonului din cocs pana la un coninut de cocs remanent sub0,1 % gr.

Temperatura ajunge la 720-740C, fara pericolul hidrodezactivariicatalizatorului deoarece vaporii de apa provenii att dela striparea hidrogenuluicat si catalizatorului cat si de la arderea hidrogenului au fost eliminai in primatreapta de regenerare.

Se lucreaz cu exces de aer astfel incit se realizeaz arderea completa aCO la CO2in funcie de posibilitile de preluare a cldurii.

8. NORME DE TEHNICA SECURITATI I MUNCII

SI PAZA CONTRA INCENDI I LOR

In fiecare instalaie tehnologica vor fi afiate in locuri vizibile: regimul tehnologic de exploatare, cu limite de temperaturi, presiuni,

debite, nivele si analiza materiei prime si a produselor; numele instalaiei si al operatorilor, data, schimbul, ora; deficiente si observaii;parametrii realizai, temperaturi, analize, randamente, etc. efectuarea instructajului de protecia muncii la nceperea lucrului; daca s-au nregistrat accidente tehnice sau umane.In timpul pornirii, opririi sau reviziei instalaiei se vor nota in registru toate

lucrrile realizate.Punerea in funciune sau oprirea se va realiza in prezenta sefului de instalaie

sau de secie.nainte de pornirea instalaiei trebuie sa se verifice: starea armaturilor de sigurana; starea liniilor de evacuare rapida spre facla sau spre rezervorul degolire rapida;


47/48

starea dispozitivelor de stins incendiile; starea aparatelor AMC; daca au fost scoase toate blindele montate in timpul opririi, iar cele

necesare sunt la poziie;

daca s-au montat toate mijloacele de intervenie; daca au fost efectuate probele de presiune si etanare; daca exista buletine de ncercri a armaturilor.

Obligaiile si rspunderile personalului sef de instalaie si sef de schimb: organizeaz procesul de producie si repartizeaz sarcinile de munca; asigura locul de munca cu instruciuni tehnice specifice; asigura aducerea la cunotina fiecruia sarcinile si obligaiile ce-i revin; elaboreaz programul de fabricaie; repartizeaz personalul operator pe schimburi; controleaz si rspund de purtarea echipamentului de protecie specific; controleaz zilnic starea tehnica a instalaiilor si utilajelor; asigura executarea reviziilor tehnice obligatorii; sunt obligai sa dea dispoziii clare, asigurnd condiii pentru executarea

lor si controlul nivelului calitativ.Aparatele tehnologice si conductele vor fi verificate si aprobate conform

instruciunilor ISCIR.Amplasarea cuptoarelor tubulare si protejarea instalaiei de acestea se vor

face in conformitate cu normele departamentale PSI in vigoare.Dotrile PSI din instalaie vor fi ntreinute si verificate periodic.

Se interzice blocarea cailor de acces si depozitarea de orice fel pe drumuri deacces, scri, platforme etc.

In instalaie se lucreaz numai cu scule antiscantei.


48/48

BIBLIOGRAFIE

[1.] ***** Hydrocarbon Procesing, februarie 1983[2.]Suciu, G. C. , unescu , R.C.Ingineria prelucrrii hidrocarburilor,vol. I,Editura Tehnica, Bucureti, 1983[3.] Tescan, V., Apostol, D., Besnea, D., Onutu, I.-Tehnologia distil il ari i

petrolului . Coloane de fr actionare.Indrumator pentru proiecte

de an si de diploma, Editura UPG, Ploieti, 1996[4.] Vukalovici, M.P.-Proprietatile termice ale apei si aburului, Editura

Tehnica, Bucureti, 1967[5.] Suciu, G. C. , unescu , R.C.Ingineria prelucrrii

hidrocarburilor, vol. IV,Editura Tehnica, Bucureti,1993

[6.] Dobrinescu, D.-Procese de transfer termic si utilaje specifice,Editura Didactica si Pedagogica, Bucureti, 1983

[7.] Raseev, S.Conversia hidrocarburilor, Editura Zecasin,Bucureti, 1996

[8.] Soare, S.Procese hidrodinamice, Editura Didactica siPedagogica, Bucureti, 1982

[9.] Marinoiu, V., Paraschiv, N.,- Automatizarea proceselor chimice,

vol. I si II, Editura Tehnica, Bucureti,1992

ptc proiect

Documents