Теоретические основы химической технологии, 2019, T. 53, № 4, стр. 468-480

Анализ эффективности работы теплообменной системы процесса производства стирола: пинч-анализ

А. И. Абсаттаров 1*, Ю. А. Писаренко 1, М. В. Михайлов 1

1 МИРЭА – Российский технологический университет (Институт тонких химических технологий имени М.В. Ломоносова)
119571 Москва, Россия

* E-mail: artabs@yandex.ru

Поступила в редакцию 15.03.2017
После доработки 26.09.2018
Принята к публикации 01.10.2018

Полный текст (PDF)

Аннотация

В статье представлены результаты применения пинч-анализа для оценки эффективности работы теплообменной системы процесса дегидрирования этилбензола. Получены энергетические характеристики, целевые значения энергопотребления, а также проведена оценка степени использования энергетических потенциалов внутренних потоков теплообменной системы. Выявлен потенциал для повышения эффективности использования тепловой энергии. На основе полученных результатов сформулированы рекомендации по усовершенствованию технологии процесса дегидрирования этилбензола, позволяющие повысить гибкость процесса, а также степень его энергоинтеграции на 25%.

Ключевые слова: пинч-анализ, энергоинтеграция, оптимизация, дегидрирование этилбензола, производство стирола

DOI: 10.1134/S0040357119030011

ВВЕДЕНИЕ

На сегодняшний день пинч-технология является одним из наиболее продуктивных и широко используемых методов поиска вариантов эффективного использования энергии [1]. Вопрос оптимального использования энергии особенно актуален при разработке и модернизации химических и нефтехимических производств [2]. Большие объемы потребляемых энергетических ресурсов (утилит), ограничения объемов, сбрасываемых в атмосферу продуктов горения углеводородных топлив (СО2) характерные для них обуславливают большой интерес к поиску решений по сокращению потребления энергетических ресурсов [1, 3, 4].

Методика пинч-анализа была впервые разработана независимо несколькими авторами: Хоманн (1971), Умеда и др. (1978−1979), Линнхофф и др. (1978−1979) [1, 5]. Первые попытки применения методики были направлены на повышение эффективности использования энергии в процессах подогрева исходной смеси на нефтехимических и нефтеперерабатывающих предприятиях [1]. В дальнейшем данный метод был применен при оптимизации отдельных типов и единиц оборудования (теплообменная система, дистилляция, система утилит и др.), стадий производства (разработка нового процесса, разработка плана реконструкции) [3, 611].

Благодаря впечатляющим результатам (снижения потребления энергии на 10–30%) методика пинч-анализа получила большую популярность и широкое применение в научной и инженерной среде [1, 12]. Таким образом, на сегодняшний день методика успешно развивается, используется многими мировыми фирмами, поддерживается различными системами грантов, пинч-анализ включен в учебные курсы ряда университетов, осуществляющих подготовку специалистов в области инженерной химии [5, 7].

На сегодняшний день лидерами на территории России и стран СНГ в области развития пинч-анализа и внедрения в инженерную практику его результатов являются научные коллективы Харьковского политехнического института (НТУ ХПИ) и РХТУ им. Д.И. Менделеева. Ими подготовлен ряд научных монографий, отражающих состояние и перспективы развития современных методов энергосбережения [13, 14, 16], а также выполнена серия научно-исследовательских и прикладных работ по энергетической оптимизации установки первичной переработки нефти АВТ 21/2 [14, 17], процессов переработки продуктов коксования [15]. Проведены исследования в области усовершенствования процедуры пинч-анализа и систематизации методов его практического использования [18, 19].

В настоящей работе объектом анализа является процесс дегидрирования этилбензола в стирол, включающий в себя стадии подготовки сырья, дегидрирования этилбензола и конденсации продуктов дегидрирования. Технологическое оформление процесса характеризуется высокими объемами потребляемой энергии, выбросами продуктов горения топливного газа [20]. Вследствие этого, технология процесса дегидрирования этилбензола требует ясного понимания путей рекуперации, утилизации и использования тепловой энергии.

ПИНЧ-АНАЛИЗ ПРОЦЕССА ДЕГИДРИРОВАНИЯ ЭТИЛБЕНЗОЛА В СТИРОЛ

Принципиальная схема процесса дегидрирования этилбензола в стирол установки по производству стирола приведена на рис. 1.

Рис. 1.

Принципиальная схема узла дегидрирования этилбензола: С-1 – водяной абсорбер; E-1–E-8 – теплообменные аппараты; F-1, F‑2 – пароперегревательные печи; M-1 – камера смешения; P-1, P‑2 – центробежные насосы; R-1, R‑2 – секции реактора дегидрирования; V – емкость; St – водяной пар, St cond – паровой конденсат; потоки: Eb – этилбензол, RC – реакционная масса, HC cond – углеводородный конденсат, Ch water – химзагрязненная вода.

Описание узла дегидрирования. Жидкий поток этилбензола нагревают потоком химзагрязненной воды (далее ХЗВ) в рекуперационном теплообменнике E-1 и подают в испаритель Е-2, где он частично испаряется за счет подачи водяного пара (далее ВП) непосредственно в поток этилбензола, а затем полностью в испарителе Е-2 за счет конденсации ВП. Газообразный этилбензол перегревают в рекуперационном теплообменнике Е-3 перегретым ВП и подают в камеру смешения М-1 первой секции реактора дегидрирования этилбензола, где происходит смешение этилбензола с ВП с целью нагрева и снижения парциального давления первого. Снижение парциального давления этилбензола способствует повышению конверсии реакции дегидрирования. Реакция дегидрирования этилбензола эндотермична и протекает с потерей тепла. Условия проведения процесса: температура 560–630°С, давление 3.5 кгс/см2, соотношение ВП : этилбензол ~2.5–3 : 1. Для достижения высокой конверсии реактор дегидрирования разбит на 2 секции, между которыми происходит промежуточный подогрев реакционной массы перегретым ВП. После второй секции реактора реакционная масса охлаждается в котле утилизаторе до 150°С и поступает на охлаждение в пенный аппарат С-1, где охлаждается потоком ХЗВ, из которой, в свою очередь, происходит выпаривание углеводородов (далее УВ). Также в процессе охлаждения в пенном аппарате происходит частичная конденсация воды из потока реакционной массы. Газообразная реакционная масса, отбираемая из верхней части пенного аппарата, проходит батарею воздушных теплообменников, при этом происходит ее полная конденсация.

Углеводородный конденсат (далее УВК) стекает в емкость V-1, куда также стекает конденсат со стадии охлаждения сдувок. В аппарате V-1 жидкость расслаивается на углеводородный и водный слои, после чего частично обезвоженный УВК через теплообменник E-7 направляется на склад и далее на разделение, а водный слой насосом Р-1 подают на орошение пенного аппарата С-1.

Жидкость из куба пенного аппарата С-1 (поток ХЗВ) насосом Р-2 перекачивают через теплообменники E-1, E-7 и E-8, где она охлаждается потоками сырьевого этилбензола, УВК и циркуляционной водой соответственно. Затем охлажденную ХЗВ направляют на очистные сооружения.

Таким образом, в данном узле производится теплоподвод в аппаратах поз. Е-2 паром, и поз. F-1, F-2 посредством сжигания топливного газа. Утилизацию тепла осуществляют в котле-утилизаторе Е-5, в воздушных теплообменниках Е‑6, а также в водном теплообменнике Е-8. В теплообменниках Е-1, Е-3, Е-4, Е-7 происходит теплообмен между потоками сырьем, продуктами, полупродуктами и отходами процесса.

Описанный выше процесс является существенно энергозатратным, как на стадии подвода тепла, так и на стадии его утилизации, кроме того, в нем присутствует теплообмен между системными потоками, вследствие чего данный процесс представляет большой интерес для проведения оценки эффективности использования тепловой энергии.

В данной статье рассматривается технология производства стирола производительностью 4.6 т/ч, что соответствует 36800 т/год.

Анализ потоков. Традиционный метод представления характеристик существующей теплоэнергетической системы предполагает построение композитных кривых и сетчатой диаграммы. В большинстве литературных источников для ознакомления с методикой пинч-анализа использован графический метод – сложение векторов, который становится весьма громоздким при наличии большого количества тепловых потоков.

Первый этап анализа предполагает сбор данных о физико-химических свойствах потоков системы, включающих их расходы G, т/ч; начальные, конечные и промежуточные температуры Тin, Тout и (°С) соответственно; сведения о фазовых переходах, значения теплоемкостей Сp (кДж/кг К) и ряд других параметров. Далее процесс был смоделирован в программном пакете Aspen HYSYS®.

В табл. 1 представлены энергетические параметры узла дегидрирования этилбензола в стирол. Столбцы 1 и 2 содержат обозначение и название потоков; столбец 3 – номера потоков на схеме, представленной на рис. 1; 4 – характер теплообмена; 5 и 6 – соответственно температуры потоков на входе и на выходе из теплообменников, °С; 7 – массовый расход потоков, т/ч; 8 – удельная теплоемкость потоков, кДж/кг С; 9 – удельная теплота испарения, кДж/кг; 10 – изменение энергии потоков вследствие теплообмена, кВт. Результаты, приведенные в табл. 1, получены посредством расчета с использованием аппроксимации удельной теплоемкости Ср потоков и удельной теплоты испарения r в пределах одной стадии теплообмена (в одном теплообменнике). Изменения энергии ΔQ рассчитывали с использованием следующих формул:

Таблица 1.  

Термодинамические параметры потоков

№ потока Поток № на схеме Процесс Температура Расход массовый Уд. тепло-емкость Теплота испарения Изменение энергии
Вх Вых
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Tin Tout G Cp r ΔQ
°C °C т/ч кДж/(кг °С) кДж/кг кВт
Горячие потоки
В рекуператорах
Н1 Пар разбавления 15–16 Охлаждение 710 696.2 25 2.298 220.22
16–17 Охлаждение 696.2 527.6 25 2.242 2625.01
Итого   2845.23
Н2 Контактный газ 21 Охлаждение водяного пара 150 118.5 1.649 1.926 27.79
21 Конденсация водяного пара 118.5 117.4 1.649 1020.09
9–10 Охлаждение УВ газа 150 115.6 33.966 1.854 601.74
Итого 1649.62
Н3 ХЗВ 22–23 Охлаждение 117.4 107.6 26.88 4.445 325.26
23–24 Охлаждение 107.6 105.6 26.88 4.417 65.96
Итого 391.22
Итого рекуперированной энергии ΣQI. кВт 4886.07
  В холодильниках
Н4 Реакционный газ 8–9 Охлаждение 576 150 35.62 2.342 9871.61
Н5 Газ после абсорбции 10–11 Конденсация УВ 115.6 69.5 33.243 1948 17988.16
Охлаждение конденсата 69.5 65 33.243 3.667 152.38
Охлаждение газа 115.6 65 0.723 3.311 33.65
Итого 18174.18
Н3 ХЗВ 24–25 Охлаждение 105.6 40.00 26.88 4.412 2161.06
Итого оборот энергии ΣQН, кВт 35092.92
Подвод внешней холодной утилиты ΣQС.ex, кВт 30206.85
Холодные потоки
В рекуператорах
С1 Этилбензол 1–2 Нагрев 23 99 8.616 1.800 327.41
4–5 Нагрев 150 550 10.616 2.230 2630.41
Итого 2957.82
С2 Контактный газ 6–7 Межступ. подогрев 590.5 600 35.62 2.358 221.65
С3 УВК 12–13 Нагрев 65 80 8.466 1.820 64.20
С4 ХЗВ 19–20 Нaгрев 65 117.4 25.23 4.445 1632.37
Итого рекуперированной энергии ΣQI, кВт 4876.03
В нагревателях
С1 Этилбензол 3–4 Нагрев газа 128.7 150 4.067 1.790 43.07
Испарение жидк. 6.549 568.9 1034.92
Итого 1078.00
С5 Пар разбавления 14–15 Нагрев 183.5 710 25 2.298 8402.06
С6 Пар разбавления 17–18 Нагрев 527.6 680 25 2.281 2414.06
Итого оборот энергии ΣQС, кВт 16770.15
Подвод внешней горячей утилиты ΣQН.ex, кВт 11894.12

1) При отсутствии фазового перехода в процессе теплообмена (пример – поток Н1, табл. 1):

(1)
$\Delta Q = ({{Т }_{{{\text{in}}}}}--{{Т }_{{{\text{out}}}}})GC{\text{p}}.$

2) Если же фазовый переход в процессе теплообмена происходит (пример – поток Н2, табл. 1):

(2)
$\Delta Q = Gr.$

В случае, когда в процессе теплообмена (независимо от количества стадий) происходит как подогрев (охлаждение), так и фазовый переход (испарение или конденсация), общее количество энергии соответствующее данному теплообмену получали сложением энергии затраченной в каждом из указанных процессов (пример – поток Н2, табл. 1: суммарное количество энергии, затраченной на теплообмен, получается вследствие суммирования энергии, затраченной на отдельные процессы: охлаждение водяного пара, конденсацию водяного пара и охлаждение УВ газа).

Описанным выше способом рассчитаны изменения энтальпии для всех горячих и холодных потоков, представленных в табл. 1, причем в отдельную графу выделены потоки, или их части, которые участвуют в рекуперативном теплообмене – это горячие потоки Н1, Н2, Н3 и холодные С1, С2, С3, С4 соответственно.

Анализ энергетических характеристик системы. Таблица 1 позволяет осуществить расчет ряда энергетических характеристик рассматриваемой схемы.

Сложив изменения энергии потоков вследствие рекуперативного теплообмена отдельно для горячих и холодных потоков, получим суммарное количество энергии, которое было рекуперировано в данном процессе ΣQI (кВт), при этом убеждаемся, что сумма рекуперированной энергии одинакова, как и для горячих потоков, так и для холодных. Таким образом подтверждена правильность расчета изменений энергии отдельных потоков. В данном процессе (табл. 1) для горячих потоков ΣQI составило 4886.07 кВт, для холодных 4876.03 кВт, наличие погрешности 10.04 кВт (0.2%) связано с применением аппроксимации при расчетах изменений энергии.

Суммируя изменение энергии ΔQ = ΣQН (кВт) всех отдельных горячих потоков, определяем общее количество тепловой энергии, которое следует отвести от всей системы для того, чтобы охладить все горячие потоки до требуемых температур. В свою очередь, сумма ΔQ = ΣQС (кВт) всех отдельных холодных потоков соответствует общему количеству тепловой энергии, которое необходимо подвести к системе для того, чтобы нагреть все холодные потоки до требуемых температур.

Определив значения общей тепловой энергии, которое рекуперируется в данной системе ΣQI (кВт), а также требуемых количеств тепловой энергии для охлаждения горячих ΣQН (кВт) и нагрева холодных ΣQС (кВт) потоков, устанавливаем количество тепловой энергии, потребляемой данной системой от внешних источников ΣQex, кВт, воспользовавшись формулами

(3)
$\Sigma {{Q}_{{{\text{С }}{\text{.ex}}}}} = {\text{ }}\Sigma {{Q}_{{\text{С }}}}--\Sigma {{Q}_{{\text{I}}}},\,\,\left( {{\text{к В т }}} \right),$
(4)
$\Sigma {{Q}_{{{\text{Н }}{\text{.ex}}}}} = \Sigma {{Q}_{{\text{Н }}}}--\Sigma {{Q}_{{\text{I}}}},\,\,\left( {{\text{к В т }}} \right),$
где ΣQС.ex – количество энергии, которое отводится от горячих источников к внешним потокам (холодные утилиты); ΣQН.ex – количество энергии, подводимое к холодным потоком (горячие утилиты).

Проведенные расчеты позволяют установить общее количество энергии, которое требуется отводить от горячих потоков ΣQН (кВт), общее количество тепловой энергии, которое требуется подводить к холодным потоком ΣQС (кВт), количество энергии, которое рекуперируется между холодными и горячими потоками ΣQI (кВт), а также значения количества энергии, которое отводится от горячих источников к внешним потокам (холодные утилиты) ΣQС.ex (кВт), и количества энергии, подводимое к холодным потоком (горячие утилиты) ΣQН.ex (кВт). На базе полученных результатов приступили к определению температур пинча и предельно возможного значения количества рекуперируемой энергии применительно к данной схеме.

Построение композитных кривых – аналитический подход. Ввиду наличия большого количества технологических потоков, для построения композитных кривых использовали аналитический метод, суть которого состоит в распределении тепловой энергии по температурным интервалам. Для этого, основываясь на полученных ранее расчетных данных (см. табл. 1), в табл. 2 и 3, интервалы изменения температур потоков ранжировали по убыванию изменения тепловой энергии.

Таблица 2.  

Распределение отвода энергии от горячих потоков по температурным промежуткам

Темпера-турный промежуток Температуры, °С Изменение энергии технологических потоков в соответствующих температурных промежутках, кВт Сумма энергии за промежуток ΔТi, кВт Изменение энергии от темпера-туры, кВт
ΔTi Tin Tout H1 H2 H3 H4 H5 ΣΔTiН ΔQiH
ΔТ1 710.0 680.0 472.4 478.8 34659.2
ΔТ2 680.0 600.0 1245.6 1245.6 33413.7
ΔТ3 600.0 590.5 147.9 147.9 35138.0
ΔТ4 590.5 576.0 225.8 225.8 33265.8
ΔТ5 576.0 550.0 404.8 602.5 1007.3 33040.0
ΔТ6 550.0 527.6 348.8 519.1 867.8 32032.7
ΔТ7 527.6 183.5 7973.8 7973.8 31164.9
ΔТ8 183.5 150.0 776.3 776.3 23191.1
ΔТ9 150.0 128.7 391.4 391.4 22414.8
ΔТ10 128.7 117.4 1226.8 1226.8 22023.4
ΔТ11 117.4 115.6 31.5 59.7 91.2 20796.7
ΔТ12 115.6 99.0 548.9 15801.4 16351.4 20705.5
ΔТ13 99.0 80.0 625.9 1685.7 2309.2 4354.0
ΔТ14 80.0 65.0 494.1 717.3 1215.1 2044.8
ΔТ15 65.0 40.0 823.6 829.7 829.7
ΔТ16 40.0 23.0 0.0 0.0
23.0 0.0 0.0 0.0
Σ 2845.2 1649.6 2552.2 9871.6 18204.3 35138.0
Таблица 3.  

Распределение подвода энергии к холодным потокам по температурным промежуткам

Темпера-турный проме-жуток Температуры, °С Изменение энергии технологических потоков в соответствующих температурных промежутках, кВт Сумма энергии за проме-жуток ΔТi Изменение энергии от темпера-туры, кВт
ΔTi Tin Tout С1 С2 С3 С4 С5 С6 ΣΔTiС ΔQiC
ΔТ1 710.0 680.0 478.8   478.8 16770.1
ΔТ2 680.0 600.0 1276.7 1267.2 2543.9 16291.4
ΔТ3 600.0 590.5 221.6 151.6 150.5 523.7 13747.5
ΔТ4 590.5 576.0 231.4 229.7 461.1 13223.8
ΔТ5 576.0 550.0 414.9 411.8 826.8 12762.7
ΔТ6 550.0 527.6 147.3 357.5 354.8 859.6 11935.9
ΔТ7 527.6 183.5 2262.8 5491.3 7754.1 11076.3
ΔТ8 183.5 150.0 220.3 220.3 3322.3
ΔТ9 150.0 128.7 1078.0 1078.0 3102.0
ΔТ10 128.7 117.4 0.0 2024.0
ΔТ11 117.4 115.6 56.1 56.1 2024.0
ΔТ12 115.6 99.0 517.1 517.1 1967.9
ΔТ13 99.0 80.0 81.9 591.9 673.7 1450.8
ΔТ14 80.0 65.0 64.6 64.2 467.3 596.1 777.0
ΔТ15 65.0 40.0 107.7 107.7 180.9
ΔТ16 40.0 23.0 73.2 73.2 73.2
23.0 0.0 0.0
Σ 4035.8 221.6 64.2 1632.4 8402.1 2414.1 16770.1

Таким образом, табл. 2 и 3 представляют собой матрицу распределения изменения тепловой энергии по температурным промежуткам. Столбцы Н1–Н5 в табл. 2 (С1–С6 в табл. 3) отвечают изменению тепловой энергии ΔQ соответствующих технологических потоков в каждом из температурных промежутков ΔТ1–ΔТ16. Изменение тепловой энергии ΔQi, соответствующее определенному температурному промежутку ΔТi, определяли по формулам (1) и (2) с использованием теплофизических характеристик потоков Н1–Н5 (С1–С6) и значений температур, отвечающих границам температурных промежутков ΔТi.

В последних строках табл. 2 и 3 приведены суммы изменения тепловой энергии ΔQ по температурным промежуткам для каждого технологического потока Н1–Н5 (С1–С6). Как видим, эти суммы соответствуют изменениям энергии указанных потоков, представленным в табл. 1 (столбец 10), что подтверждает корректность расчета изменения тепловой энергии для выделенных температурных интервалов.

На основе информации, содержащейся в табл. 2 и 3, рассчитываем изменения энергии, которые соответствуют температурным интервалам ΣΔTiС и ΣΔTiН, что дает возможность установить зависимость изменения энергии от изменения температуры:

для воспроизведения указанной зависимости в случае горячих потоков использовали соотношение:

(5)
$\Delta Q{{{\text{i}}}_{{\text{H}}}} = {\text{ }}\Sigma \Delta T{{{\text{i}}}_{{\text{Н }}}} + {\text{ }}\Sigma Q{{({\text{i}} - 1)}_{{\text{Н }}}},\,\,\left( {{\text{к В т }}} \right),$

для холодных потоков:

(6)
$\Delta Q{{{\text{i}}}_{{\text{С }}}} = {\text{ }}\Sigma \Delta T{{{\text{i}}}_{{\text{С }}}} + {\text{ }}\Sigma Q{{({\text{i}} - 1)}_{{\text{С }}}},\,\,\left( {{\text{к В т }}} \right).$

Для горячих потоков данная зависимость отражает снижение температуры вследствие отвода энергии, а для холодных потоков увеличение температуры за счет подвода энергии.

Зависимости, полученные на основе соотношений (5) и (6), позволяют оценить энергоэффективность теплообменной системы процесса производства стирола. С целью такой оценки проводим построение композитных кривых (рис. 2), нанося на график изменения температуры горячих и холодных потоков в зависимости от изменения их энергии. Диапазон температур (по оси ординат) одинаков для горячей и холодной композитных кривых. Величине области перекрытия горячей и холодной композитных кривых вдоль оси абсцисс, представляющей собой зону рекуперации, соответствует количество энергии ΣQI (кВт), которое переходит от горячих технологических потоков к холодным.

Рис. 2.

Композитные кривые узла дегидрирования этилбензола: 1 – горячая композитная кривая; 2 – холодная композитная кривая; отрезки соответствуют: a – общему количеству отводимой тепловой энергии ΣQН; b – количеству тепловой энергии, подводимому утилитами ΣQН.ex; c – количеству тепловой энергии, отводимому утилитами ΣQС.ex; d – количеству рекуперируемой энергии ΣQI; e – разнице температур ближайших точек горячей и холодной кривых ΔТ; g – общему количеству потребляемой тепловой энергии ΣQС.

Для сопоставления хода горячей и холодной композитных кривых можно воспользоваться различными энергетическими характеристиками теплообменной системы, представленными в табл. 1. значением количества энергии ΣQI (кВт), которая переходит от горячих к холодным потокам, значением количества энергии, которая отводится от горячих источников к внешним потокам (холодные утилиты) ΣQС.ex (кВт) или значением количества энергии, которое подводится к холодным потоком (горячие утилиты) ΣQН.ex (кВт). В дальнейшем для анализа взаимного расположения композитных кривых нами использовано значение количества энергии, которое рекуперируется за счет теплообмена между горячими и холодными потоками ΣQI (кВт).

В то время как количество тепловой энергии, передаваемое от горячих технологических потоков к холодным ΣQI (кВт), определяет величину области перекрытия на оси абсцисс холодной и горячей композитных кривых, из соотношений (3) и (4) следует, что проекция на ось абсцисс неперекрытой части холодной кривой соответствует величине потребления горячих утилит ΣQН.ex (кВт), а проекция неперекрытой части горячей кривой на ту же координатную ось, соответственно, отвечает величине потребления холодных утилит ΣQС.ex (кВт). Видно, что построение холодной композитной кривой относительно горячей производится со сдвигом по оси абсцисс на значение ΣQС.ex (кВт). Отсюда изменение энергии в зависимости от температуры для холодной кривой описывается соотношением:

(7)
$\Delta Q{\text{i}}_{{\text{С }}}^{'} = {\text{ }}\Sigma {{Q}_{{{\text{С }}{\text{.ex}}}}} + \Sigma \Delta T{{{\text{i}}}_{{\text{С }}}} + \Sigma Q{{({\text{i}} - 1)}_{{\text{С }}}},\,\,\left( {{\text{к В т }}} \right),$
где $\Delta Q{\text{i}}_{{\text{С }}}^{'}$ – изменение энергии от температуры для холодной композитной кривой, сдвинутое относительно горячей композитной кривой.

Соотношения (5)−(7) использованы для расчета координат композитных кривых, результаты расчета сведены в табл. 4.

Таблица 4.  

Координаты для построения композитных кривых

Температурный промежуток Температуры, °С Изменение энергии от температуры горячей кривой, кВт Изменение энергии от температуры холодной кривой, кВт Изменение энергии от температуры сдвинутой холодной кривой, кВт
ΔTi Tin Tout ΔQiH ΔQiС $\Delta Q{{i}_{{{\text{H'}}}}}$
Т1 710.0 695.0 35138.0 16770.1 46977.0
Т2 680.0 640.0 34659.2 16291.4 46498.2
Т3 600.0 595.3 33413.7 13747.5 43954.4
Т4 590.5 583.3 33265.8 13223.8 43430.6
Т5 576.0 563.0 33040.0 12762.7 42969.5
Т6 550.0 538.8 32032.7 11935.9 42142.8
Т7 527.6 355.6 31164.9 11076.3 41283.2
Т8 183.5 166.8 23191.1 3322.3 33529.1
Т9 150.0 139.4 22414.8 3102.0 33308.8
Т10 128.7 123.1 22023.4 2024.0 32230.8
Т11 117.4 116.5 20796.7 2024.0 32230.8
Т12 115.6 107.3 20705.5 1967.9 32174.7
Т13 99.0 89.5 4354.0 1450.8 31657.6
Т14 80.0 72.5 2044.8 777.0 30983.9
Т15 65.0 52.5 829.7 180.9 30387.8
Т16 40.0 31.5 0.0 73.2 30280.1
23.0 0.0 0.0 0.0 30206.8

Композитные кривые представлены на рис. 2.

Из рис. 2 следует, что теплообменная система характеризуется относительно небольшой зоной перекрытия композитных кривых и высокой минимальной разницей температур ΔTmin, °С. Это указывает на значительное количествo энергии, которым система теплообмена обменивается с внешними источниками тепла, и на относительно небольшую величину рекуперируемой энергии. Согласно рис. 2, ΔTmin составляет 430°С, в то время как рекомендуемое значение ΔTmin для производств нефтехимической промышленности не должно превосходить 10–20°С [21].

Анализ наличия нарушений принципов пинч-анализа. С целью определения причин низкой доли рекуперируемой энергии относительно доли энергии, отводимой или получаемой от внешних источников (утилит), выполним анализ теплообменной системы на соответствие условий ее работы принципам пинч-анализа [710, 14]. Для этого проведем построение сетчатой диаграммы (рис. 3).

Рис. 3.

Сетчатая диаграмма реакционного узла производства стирола: С1-6 – холодные технологические потоки; Н1–Н5 – горячие технологические потоки; E-1–E-8 – теплообменные аппараты; С-1 – водяной абсорбер; F-1, F‑2 – пароперегревательные печи.

Сетчатая диаграмма, изображенная на данном рисунке, по своему характеру существенно отличается от принятого в пинч-анализе способа представления сетчатых диаграмм. С точки зрения авторов статьи, предложенный ими вид сетчатой диаграммы позволяет более наглядно воспроизвести особенности анализируемой теплообменной системы и обосновать рекомендации, направленные на ее усовершенствование.

Из рис. 3 следует, что в рассматриваемой теплообменной системе имеет место нарушение принципа пинч-анализа (выделенные фоном области): тепло из области под пинчем от горячего потока Н1 передается в область над пинчем к холодному потоку С1 в теплообменнике Е‑3.

В результате такого теплообмена происходит увеличение ΔTmin, что приводит к повышенному потреблению холодных и горячих утилит, и, как следствие, режим эксплуатации теплообменной системы рассматриваемого процесса становится неоптимальным [710, 14].

Возможным способом исправления отмеченного нарушения является использование для подогрева потока С1 вместо греющего пара части тепла потока Н1 за счет теплообмена в Е-2, при условии достаточной пропускной способности этого теплообменника. По предварительной оценке, данное мероприятие позволит сократить текущее значение ΔTmin с 430 до 366°С и, как следствие, уменьшить потребление внешних горячих утилит на 50–100 кВт.

Анализ степени энергоинтеграции. Выше было показано, что рассматриваемая теплообменная система процесса получения стирола имеет большой нереализованный потенциал рекуперации энергии. Для оценки максимального значения количествa энергии, которое может быть рекуперировано в данной системе, осуществим сдвиг холодной композитной кривой влево до ее соприкосновения с горячей композитной кривой (рис. 4).

Рис. 4.

Определение максимально возможного количества энергии, которое может быть рекуперировано в представленной системе: 1 – горячая композитная кривая; 2 – сдвинутая холодная композитная кривая; 3 – холодная композитная кривая; отрезки соответствуют: a – минимально возможному количеству потребления холодной утилиты ΣQС.ex; b – максимально возможному значению рекуперируемой энергии ΣQI; c – минимально возможному потреблению горячей утилиты ΣQН.ex; d – максимальному количеству энергии, которое может быть рекуперировано в существующей технологии процесса Qsvd.

Полное сближение композитных кривых до соприкосновения, в случае, когда ΔTmin стремится к 0°С, соответствует максимальной рекуперации энергии в системе, что является идеальным вариантом, к которому необходимо стремиться. Максимальная рекуперация энергии соответствуeт минимальному потреблению и отводу энергии внешними утилитами и, следовательно, минимальным значениям эксплуатационных затрат. В реальных технологических системах достижение значений ΔTmin ниже 2°С нецелесообразно, так как теплообмен требует наличия движущей силы, которой является разность температур ΔT. Как указано выше, приемлемое значение для промышленных нефтехимических производств составляет не более 10–20°С.

На рис. 4 длина отрезка d, расположенного между исходной и сдвинутой холодной композитной кривой, соответствует максимальному количеству энергии QSvd, которое может быть дополнительно рекуперировано в анализируемой теплообменной системе. В данном случае оно достигает 9906.8 кВт. В то же время, из табл. 1 следует, что текущее значение рекуперируемой энергии равно 4886.1 кВт, что составляет 33.0% от максимально возможной величины.

Способы утилизации дополнительно рекуперируемой энергии и возможные пути ее использования. Из табл. 1 следует, что наибольшее количество тепловой энергии, выводимое из теплообменной системы, выделяют из материальных потоков Н4 (ΔQ = 9871.61 кВт), Н5 (ΔQ = 18174.18 кВт) и Н3 (ΔQ = 2161.06 кВт), в то время как максимальное количество тепловой энергии подводят к материальному потоку С5 (ΔQ = 8402.06 кВт). При этом, очевидно, имеет место избыток тепла в системе: ΣQН$ \gg $ ΣQС.

В рассматриваемом технологическом узле рекуперационный энергетический потенциал низкотемпературных горячих потоков (до 150°С) практически полностью использован в аппаратах Е-1, Е-7 и С-1. Однако, возможно повысить рекуперацию энергии в теплообменнике Е-1, за счет передачи большего количества энергии от потока Н3 к потоку С1, что позволит сократить потребление внешней утилиты (оборотной воды) в теплообменнике Е-8.

Вместе с тем, основной способ повышения уровня регенерации тепловой энергии состоит в данном случае в более эффективном использовании потенциала высокотемпературных потоков, а именно потока Н4 (ΔQ = 9871.61 кВт). Ранее было показано, что максимальное количество энергии, которое может быть дополнительно рекуперировано в данной системе, QSvd составляет 9906.8 кВт. Отсюда следует, что полное использование энергетического потенциала потока Н4 приблизит степень энергоинтеграции в данной схеме к режиму, близкому к идеальному.

В рассматриваемой системе теплообмена энергетический потенциал потока Н4 применяют для генерации низкопотенциального водяного пара, который используется для теплоснабжения предприятия, что в рамках всего предприятия, однозначно нельзя назвать неэффективным способом утилизации тепловой энергии. При этом следует отметить, что низкопотенциальные источники тепла не всегда находят применение и зачастую их утилизируют сбрасывая непосредственно в окружающую среду.

Альтернативным способом использования теплового потенциала потока Н4, при снижении потребности производства нозкопотенциального водяного пара, является теплообмен между ним и другими материальными потоками, в частности, потоком С5. Предварительная оценка показала, что организация теплообмена между материальными потоками Н4 и С5 позволяет снизить потребление топлива в пароперегревательной печи F‑2 и за счет этого увеличить степень энергоинтеграции в рассматриваемом технологическом узле с 33 до 58%, что эквивалентно сокращению потребления внешних утилит (топливо, водяной пар и закалочная вода) на 3527 кВт при заданной производительности установки по стиролу, см. табл. 1.

Кроме того, данный вариант не исключает возможность использования энергетического потенциала потока Н4 для генерации водяного пара, но при этом позволит эффективно распределять тепловую энергию потока между потребителями, что существенно повысит гибкость существующей технологии.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Посредством пинч-анализa технологического узла производства стирола дегидрированием этилбензола определены теплоэнергетические характеристики процесса. В табл. 1 представлены:

величина общего суммарного энергооборота теплообменной системы;

количество энергии, которое подводится в систему от внешних энергоносителей и отводится из нее;

количествo энергии, которое рекуперируется в системе.

Помимо этого, установлено наличие в системе неэффективного рекуперативного теплообмена (рис. 3), а также установлено максимально возможное количество энергии, которое может быть рекуперировано в процессе (рис. 4).

При проведении расчета теплоэнергетических параметров системы использован аналитический способ определения степени ее энергоинтеграции, оценен неиспользованный потенциал энергоинтеграции и ряд других параметров. Данный способ заметно упрощает анализ энергоэффективности систем теплообмена при наличии большого числа материальных потоков благодаря тому, что исключает пошаговое векторное построение композитных кривых, позволяет переходить от физико-химических свойств потоков непосредственно к композитным кривым.

При проведении анализа применен оптимизированный вид сетчатой диаграммы, что позволило более наглядно отобразить на ней теплоэнергетические свойства системы и провести их анализ (рис. 3). Анализируя оптимизированный вид сетчатой диаграммы, можно с легкостью определить зоны неэффективного рекуперационного теплообмена.

Указан способ устранения неэффективного рекуперативного теплообмена при минимальном изменении технологической схемы за счет сокращение текущего значения ΔTmin с 430 до 366°С и за счет этого снижения потребления внешних горячих утилит на 50–100 кВт.

Предложен альтернативный способ использования тепловой энергии системы, который позволит увеличить степень энергоинтеграции в рассматриваемом технологическом узле и повысить общую гибкость использования энергии в процессе.

Полученные результаты полезны для определения путей модернизации узла дегидрирования этилбензола производства стирола.

Работа выполнена в рамках проекта Российского научного фонда № 16-19-10632.

ОБОЗНАЧЕНИЯ

Сp массовая теплоемкость, кДж/(кг К)
G массовый расход потока, т/ч
Q энергия, кВт
$\Delta Q{\text{i}}_{{\text{С }}}^{'}$ изменение энергии от температуры для холодной композитной кривой, сдвинутое относительно горячей композитной кривой, кВт
r удельная массовая теплота парообразования, кДж/кг
T температура, °С

ИНДЕКСЫ

C определение величин, относящихся к холодным потокам системы
С.ex от горячих источников к внешним потокам
C.in на входе холодного потока
C.out на выходе холодного потока
ex от или к внешней среде
H определение величин, относящихся к горячим потокам системы
H.ex подвод к холодным потоком
H.in на входе горячего потока
H.out на выходе горячего потока
I рекуперация
i индекс номера величины, относящейся к температурному промежутку
in определение величин, относящихся к потокам на входе в систему
max максимальное значение
min минимальное значение
out определение величин, относящихся к потокам на выходе в систему
Svd может быть сохранено

Список литературы

  1. Gadalla M.A. A new graphical method for pinch analysis applications: Heat exchanger network retrofit and energy integration // Energy. 2015. V. 81. P. 159.

  2. Beninca M., Trierweiler J.O., Secchi A.R. Heat integration for an olefins plant: pinch analysis and mathematical optimization working together // Brazilian Journal of Chemical Engineering. 2011. V. 28. № 1. P. 101.

  3. Matsuda K., Kansha Y., Fushimi C., Tsutsumi A., Kishimoto A. Advanced Energy Saving and its Applications in Industry. Springer, 2013.

  4. Abhulimen K.E., Adeniyi V.O., Olafadehan O.A. Refinery products/waste optimization using a synthesized pinch technique // Theor. Found. Chem. Eng. 2012. V. 46. № 5. P. 446.

  5. Коновалов В.И., Кудра Т., Пахомов А.Н., Орлов А.Ю. Современные аналитические подходы к энергосбережению. Интегрированный подход. Пинч-анализ. Луковичная модель // Вестник ТГТУ. 2008. Т. 14. № 3. С. 560.

  6. Dhole V.R., Linnhoff B. Distillation column targets // Computers and Chemical Engineering. 1993. V. 17. № 5–6. P. 549.

  7. Ian C.K. Pinch Analysis and Process Integration: A User Guide on Process Integration for the Efficient Use of Energy. Second edition. Oxford: Elsevier, 2007.

  8. Turton R., Bailie R.C., Whiting W.B., Shaeiwitz J. Analysis, Synthesis, and Design of Chemical Processes. Third Edition. Boston: Pearson Education Inc., 2009.

  9. Pinch Technology: A Primer / Eds. Karp A., Smith R., Ahmad S. Leesburg: Linnhoff March, Inc. 1990.

  10. Smith J.C. Chemical Process Design and Integration. New York: Wiley, 2005.

  11. Захаров М.К., Швец А.А., Бойчук А.А. Расчет минимального флегмового числа при ректификации некоторых реальных бинарных смесей // Тонкие химические технологии. 2015. Т. 10. № 6. С. 53.

  12. Жулаев С.В. Пинч-анализ и оптимизация промышленных объектов // Нефтегазовое дело. 2012. № 2. С. 392.

  13. Смит Р., Клемеш Й., Товажнянский Л.Л., Капустенко П.А., Ульев Л.М. Основы интеграции тепловых процессов. Харьков: НТУ “ХПИ”, 2000.

  14. Товажнянский Л.Л., Капустенко П.А., Ульев Л.М., Болдырев С.А., Арсеньева О.П., Тарновский М.В. Интеграция тепловых процессов на установке первичной переработки нефти АВТ В12/2 при работе в зимнее время // Теорет. основы хим. технологии. 2009. Т. 43. № 6. С. 665.

  15. Ul’ev L.M., Vasil’ev M.A. Heat and Power Integration of Processes for the Refinement of Coking Products // Theor. Found. Chem. Eng. 2015. V. 49. № 5. P. 676. [Ульев Л.М., Васильев М.А. Теплоэнергетическая интеграция процессов переработки продуктов коксования // Теорет. основы хим. технологии. 2015. Т. 49. № 5. С. 582.]

  16. Мешалкин В.П., Товажнянский Л.Л., Капустенко П.А. Основы теории ресурсосберегающих интегрированных химико-технологических систем. Харьков: НТУ “ХПИ”, 2006.

  17. Мешалкин В.П., Товажнянский Л.Л., Ульев Л.М., Мельниковская Л.А., Ходченко С.М. Энергоресурсоэффективная реконструкция установки нефтепереработки на основе пинч-анализа с учетом внешних тепловых потерь // Теорет. основы хим. технологии. 2012. Т. 46. № 5. С. 491.

  18. Быков Р.С., Ходченко С.М. Эвристическо-вычислительная процедура выбора целевых значений критериев эффективности синтезируемых оптимальных теплообменных систем // Успехи в химии и химической технологии. 2014. Т. 28. № 10. С. 101.

  19. Быков Р.С., Галиева Д.Д. Эвристическо-вычислительный алгоритм построения решетчатой диаграммы при синтезе энергоресурсоэффективных теплообменных систем // Успехи в химии и химической технологии. 2016. Т. 30. № 2. С. 129.

  20. Тимофеев В.С., Серафимов Л.А. Принципы технологии основного органического и нефтехимического синтеза. М.: Высшая школа, 2003.

  21. Rikhtehgar F. Design an efficient exchanger network // Hydrocarbon Processing. 2011. May. P. 113.

Дополнительные материалы отсутствуют.