Получение этилена из нефти и газа - Клименко А.П.
Скачать (прямая ссылка):
4,80 5,58 5,70 5,95
100 100 100 100
202 250 275 292
177 222 244 260
7,10 8,00 7,9 8,1
146 143 140 136
При всех давлениях разделения схемы с применением в качестве хладагента верхнего или нижнего продукта (рис. 123, а и б) теоретически выгоднее схем с внешним хладагентом приблизительно
0? O4I
Рис. 123. Схемы включения теплового насоса. а — этиленового; 6 — этанового.
в 1,4 раза. Поэтому разделение этилен-этановой фракции наиболее выгодно осуществлять с применением этиленового или этанового теплового насоса по схемам рис. 123, а я б.
Выбор оптимального режима теплового насоса
При отсутствии потерь в окружающую среду и если допустить, что обратные потоки этана и этилена испаряются и подогреваются до температуры CMeCH1 поступающей на разделение, расходы энер-
гии на разделение определяются работой сжатия циркулирующего этилена.
1. Работа сжатия циркулирующего этилена определяется из соотношения:
L1 = P1V1In-^- = V0-J^Im, (IV. 31)
где V — объем мипимальной флегмы в нм3; Xi — доля пара, образующегося при дросселировании жидкого этилена; є — степень сжатия этилена.
Минимальное количество флегмы вычисляется по уравнению Мак-Кэба и Тиле:
V — J) x<J~~Vf _ г) Xd — Vf ki ny
Подставляя (IV. 32) в (IV. 31), получим
^ = T^7-^г 1пе- (IV. 33)
2. Для циркулирующего этана
і
T- X,
?я = *а-г^г-1пе2, (IV. 34)
где 172 — объем испаряющегося в дефлегматоре жидкого этана; хг — доля пара, образующегося при дросселировании жидкого этана; єг — степень сжатия циркулирующего этана.
Объем испаряющегося в дефлегматоре жидкого этана может быть подсчитан по формуле
i'a = Yi^i ~г ¦ (IV. 35)
Г2 Ys
Подставив значения г2 в (IV. 34), получим
= V0 Y1T1 -І- .Л- i— lne2 (IV.36)
или окончательно
L — D * . Гі . \к. In є (IV 37}
Отношение работы L при повышенном давлении к работе L1 при 1 ата равно:
V - TT- T^i- ¦T^T-IcT- ¦ TnIT- (IV. 38)
Из уравнения (IV. 38) видно, что <р зависит от констант фазового равновесия и степеней сжатия циркулирующего этилена. В свою очередь константы фазового равновесия зависят от давления и состава поступающей на разделение этилен-этановой смеси. Степень сжатия єі зависит от разности температур A t кипящей жидкости
л конденсирующегося этилена; кроме того, на степень сжатия влияет сопротивление линии всасывания, особенно в области низких давлений.
Для анализа в НИИХИММАІЇЇ проведен расчет экономичности двух вариантов процесса без учета сопротивлений и при практически максимальном сопротивлении 0,5 ата. Для обоих случаев была принята разность температур в кубе колонны At = 10° С. Результаты расчетов приведены на рис. 124, 125 и 126. На рис. 124 приведены коэффициенты ф для этиленового цикла (сплошные линии) для смеси 80% С2Н4 и 20% C2He, а на рис. 126 для смеси 50% C2Ht и 50% C2H6.
В/
0.8
1,0 0.S
-
----• -
!а__
і
-----
к 8 12 W
ДаВ пение,ата-
10
Рис. 124. Технологические показатели схем ректификации этилсн-этаповой смеси.
90
ї
чо
3 50
30
10
п=го
Орошение цирку этилена
1 _I
іирующш ч
/
с/У Л/3/
i 1
I
4 в 11 16
Дабгени? в кепонне,ата
го
Рис. 125. Зависимость энергозатрат системы разделения этилен-эта новой смеси от давления.
1 — 50 нмЗ С2Н4 и 50 клЗ CjH6; S — RO н.ч» C2H4 и 20 нмЗ C2H6; 3 — 20 м.«з C2H4 и 80 нмз C2H6.
На рис. 125 представлена зависимость энергозатрат от давления ректификации при приблизительно равных капитальных затратах її одинаковых теплосодержаниях получаемых продуктов без учета начального состояния разделяемой смеси. Расчеты отнесены к 100 нм3 поступающей на разделение этилен-этановой смеси. Как видно из рисунков, при создании флегмы циркулирующим этиленом и при одинаковом числе тарелок кривые расходов энергии имеют оптимумы, лежащие в пределах 3—6 ата. Если учесть, что ио температурным условиям при давлениях от 6 ата и выше допустимо изготовление колонн из обычных сталей, то наиболее выгодным следует признать давление 6 ата. Однако это давление иногда оказывается недостаточным для подачи этана в печи пиролиза, и поэтому давление в колонне приходится поднимать до 9 ата.
Наименьшие эксплуатационные и капитальные затраты наблюдаются при разделении этилен-этановой фракции под давлением
5—6 ата при помощи этиленового теплового насоса. Увеличение давления приводит к возрастанию расходов. При 9 ата этиленовый насос становится равноценен этановому.
В результате анализа, рассмотренного выше, можно сделать следующие выводы: разделение этилен-этановых смесей может быть осуществлено при любых давлениях (от 1 до 24 ата) с применением как внешних, так и внутренних холодильных циклов; наиболее экономичными являются внутренние холодильные циклы (этиленовый или этановый тепло-
Vt
0,6
<?/>
—.---
Vf /,4
І0
OJB
