Получение этилена из нефти и газа - Клименко А.П.
Скачать (прямая ссылка):
зляется схема, в которой на первой стадии предусмотрено выделение 5 насыщенного абсорбента широкой этилен-этановой фракции с раз-!лением ее в следующей колонне на этиленовую фракцию (дистиллят) этановую (кубовая жидкость).
Состав (в % объемн.) этиленовой фракции, получаемой абсорб-данным методом на наших заводах синтетического спирта, прибли-[тельно следующий:
C2H4 CH4 C2H6 C2H2 СО CO2 O2
95-99 1,5 до 1 0,5-1,0 0,04-0,08 0,04- 0,08 0,001
В этиленовой фракции содеряштся сероводорода 0—2,5 мг/нм3, ірганической серы 3—9 мг/нм3.
В настоящее время при эксплуатации абсорбционных агрегатов і азоразделения на заводах синтезспирта встречаются большие затруднения, вызванные полимеризацией диеновых углеводородов в кубах основных колонн. В этом отношении в наихудших условиях оказывается колонна для извлечения этилен-этановой фракции из насыщенного абсорбента. По данным наших заводов пробег кипятильников между двумя последующими чистками без применения ингибитора полимеризации составляет около 150 час. Применение древесносмоляного ингибитора (ГОСТ 6615-53) практически не дает положительных результатов.
На одном из заводов синтетического спирта для снижения интенсивности процесса полимеризации в кубах колонн проводят подпитку абсорбента бутановой фракцией. Это приводит к снижению содержания дивинила в абсорбенте с 15—17 до 6—7% вес. Указанное мероприятие позволило увеличить длительность пробега работы кипятильников до 750—800 час. (т. е. приблизительно в 5—6 раз). Одновременно при эксплуатации следят за тем, чтобы температура в кубе колонны не поднималась выше 100—110° С (при 28 ати).
Но решению состоявшейся в июле 1961 г. в Новокуйбышевске конференции (по проблеме получения этилена и пропилена) предложено распространить опыт борьбы с полимеризацией этого завода и на другие заводы.
В настоящее время ведут работы по подбору ингибитора для предотвращения полимеризации диеновых углеводородов в нижних частях колонн.
Опыт эксплуатации установок газоразделения как у нас, так и за рубежом показывает, что выделение этилена может быть экономично осуществлено с применением принципа теплового насоса.
В зарубежной практике при разделении этилен-этановых смесей для создания флегмы используют как внутренние, так и внешние холодильные циклы. В европейских схемах фракционирования этилен-этана (схемы Линде и Клода) отдается предпочтение внутренним холодильным циклам, а в американских — внешним; в некоторых американских установках [98], построенных после 1950 г., для разделения этилен-этана также используется внутренний этиленовый холодильный цикл.
Американские схемы разделения этилен-этановых смесей с внешним холодильным циклом для создания орошения в колонне и с внешним теплоносителем (греющий пар) для отпарки просты по оборудованию и удобны в эксплуатации, особенно при переменных количествах и составах поступающей на разделение смеси.
На рис. 122 показаны два варианта внешних холодильных циклов. В первом варианте (рис. 122, а) конденсация хладагента проводится в результате испарения кубовой жидкости (схема теплового насоса). Во втором варианте (рис. 122, б) хладагент для конденсатора и теплоноситель для кипятильника циркулируют раздельно. В тех случаях, когда температура куба колонны выше температуры
СC^h%
а 5
Рис. 122. Включение внешних циклов в систему разделения этилен-этановой смеси.
окружающей среды, выгоднее осуществлять разделение этилен-этана по варианту б. При давлении 30 ата температура кипения этана равна 10° С; поскольку температура охлаждающей воды практически не бывает ниже 10° С, то при давлении разделения 30 ата и ниже вариант а выгоднее варианта б.
На рис. 123 показаны два других возможных варианта осуществления теплового насоса. В схеме теплового насоса, изображенной на рис. 122, можно использовать любой хладагент. В схеме на рис. 123, а в качестве хладагента используется верхний продукт колонны (этилен), а в схеме 123, б — нижний продукт (этан).
Для осуществления теплового насоса с внешним хладагентом (рис. 122, а) требуются две поверхности теплообмена (в дефлегматоре и кипятильнике), а для передачи тепла через эти поверхности необходимо обеспечить соответствующие разности температур. В схемах рис. 123, а и б имеется только по одной поверхности теплообмена. Следовательно, компрессор в первом варианте (рис. 122, а) должен работать с большей степенью сжатия, чем в других (рис. 123, а и б). Относительная экономичность рассматриваемых вариантов
(по сравнению с теоретическим обратным циклом Карно) представлена в табл. 27 (варианты а я б рис. 123 считаются равноценными).
Таблица 27
Термодинамические показатели применения теплового насоса
Давление разделения, ата
Схема (рис. 122, а)
Схема (рис. 123, а)
T1,
°К
T t,
0K
е- Г*
Экономический
коэффициент, о/0
T1, 0K
0K
е- Т*
Экономический коэффициент, %
T1^T2
1,5 10 20 30
202 250 275 292
167
212 234 250
