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乙烯装置技术与运行(1)(1)

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平衡闪蒸气相产品的常压恩氏蒸馏温度： $$ASTMV = ASTM - \Delta \quad (2-263)$$ 式中 $$ASTMV$$——平衡闪蒸所得气体的恩氏蒸馏各馏出温度，K； $$ASTM$$——进料恩氏蒸馏各相应馏出温度，K； $$\Delta$$——进料恩氏蒸馏温度与所得气体相应恩氏蒸馏馏出温度之差，K。 当$$y_2≤30$$时 $$\Delta=B_1y_2 \quad (2-264a)$$ 当$$y_2=30$$时， $$\Delta=A_2+B_2y_2 \quad (2-264b)$$ $$B_1=2.4834-0.345\ln(0.1p) \quad (2-265)$$ $$A_2=15.065-2.21359\ln(0.1p)-0.0307176p×EXP(0.1p)-2.54885p/EXP(0.1p)-10.0 \quad (2-266)$$ $$B_2=2.63752-0.1629216\ln(0.1p) \quad (2-267)$$ 式中 $$p$$——闪蒸压力，atm（1atm=101.33kPa）； $$y_2$$——中间变量，随恩氏蒸馏馏出体积不同，采用不同公式计算： 恩氏蒸馏10% $$y_2=0.3396y_1 \quad (2-268)$$ 恩氏蒸馏30% $$y_2=0.6509y_1 \quad (2-269)$$ 恩氏蒸馏50%， $$y_2=0.9009y_1 \quad (2-270)$$ 恩氏蒸馏70%， $$y_2=-0.198956846+1.07088616y_1-(2.59709294E-3)y_1^2+(4.27333045E-5)y_1^3 \quad (2-271)$$ 恩氏蒸馏90%， $$y_2=-0.48773795+1.30486381y_1-(8.84713818E-3)y_1^2+(1.27852527E-4)y_1^3 \quad (2-272)$$ 式中 $$y_1$$——中间变量，由下式计算： $$y_1=A_1-0.01A_1X_1 \quad (2-273)$$ 当$$X_2≤0.5$$时， $$A_1=14.64X_2 \quad (2-274)$$ 当$$0.5
平衡闪蒸液相产品的常压恩氏蒸馏温度 平衡闪蒸所得液相的恩氏蒸馏温度计算公式： $$ASTML = ASTM + \Delta \quad (2-277)$$ 式中 $$ASTML$$——平衡闪蒸所得液相的恩氏蒸馏各点温度,°F； $$ASTM$$——进料恩氏蒸馏各点温度,°F； $$\Delta$$——以上二者之差,°F。 当$$80
已知某油品的相对密度指数为60，恩氏蒸馏及平衡蒸发数据如下。 馏出物%（体）：0、10、30、50、70、90、100 恩氏蒸馏温度/℃：17、48、84、116、140、172、204 平衡蒸发温度/℃：49.1、63.1、86.4、105、117.2、134.2、146.5 试求10大气压（绝，1atm=101.3kPa）时平衡蒸发数据及蒸发30%（体）的温度。（含图）
已知某重油在10mmHg（绝）下的恩氏蒸馏数据如下。 馏出物%(体)：0、10、30、50、70、90、100 恩氏蒸馏温度/℃：203、234.2、257.8、277、304、338、— 试求在45mmHg（绝）下的平衡蒸发数据及平衡蒸发30%（体）时的闪蒸温度。（含图）
裂解炉对流段的翅片管为环形翅片管，且烟气流动方向与管束垂直，对正三角形排列的管束，Briggs提出了如下准数方程式：$$h_{r}=0.1378\frac{k_{g}}{D_{b}}\cdot Re_{C}^{0.713}Pr_{C}^{1/3}\left(\frac{d_{p}}{i}\right)^{0.296}$$，请说明该公式中各参数的含义及单位。
写出包括烟气辐射和炉墙辐射在内的对流管管外综合传热系数公式，并说明各参数的含义及单位。
写出以管子外表面为基准的对流管总传热系数$$K_{c}$$的计算式（光管）。
烟气流过挡板、转弯或截面变化处等产生的局部压降（Pa）按下式计算$$\Delta p_{B}=\xi \frac{u_{g}^{2}}{2} \rho_{g}=\xi \frac{G_{g}^{2}}{2 \rho_{g}}$$（式2-335），将式（2-333）$$\rho_{g}=\frac{353.44}{T_{g}}$$代入式（2-335），推导得到$$\Delta p_{B}=\xi \frac{176.7 u_{g}^{2}}{T_{g}}=\xi \frac{T_{g} G_{g}^{2}}{706.9}$$（式2-336）。请完成该推导过程。
烟气横过错列光管管排的压降公式为$$\Delta p_{c}=1.4922 \frac{G_{g}^{2} N}{\rho_{g}}\left(\frac{d_{p} G_{g}}{\mu_{g}}\right)^{-0.2}$$（式2-337），将式（2-333）$$\rho_{g}=\frac{353.44}{T_{g}}$$代入上式，推导得到$$\Delta p_{c}=\frac{T_{g} G_{g}^{2} N}{236.8}\left(\frac{d_{p} G_{g}}{\mu_{g}}\right)^{-0.2}$$（式2-338）。请完成该推导过程。
目前计算烟气横过错列钉头管管排压降的方法尚不成熟，但可模仿错列光管的情况得出计算公式。假定烟气分成两部分，一部分通过钉头区内部，另一部分通过钉头区外部，两者的界限是以钉头尖端尺寸为直径的假想管子（图2-64）。请先列出两部分的压降计算式，再根据两者压降相等关系导出烟气横过错列钉头管管排的压降计算式。 （含图）
烟气横过正三角形排列的环状翅片管管排的压降（Pa）按下式计算$$\Delta p_{E}=f^{\prime} \frac{L^{\prime}}{D_{V}} \cdot \frac{G_{g}^{2}}{2 \rho_{g}}\left(\frac{D_{V}}{S_{c}}\right)^{0.4}$$（式2-344），将式（2-333）$$\rho_{g}=\frac{353.44}{T_{g}}$$代入上式，推导得到$$\Delta p_{E}=\frac{f^{\prime} L^{\prime} G_{g}^{2} T_{g}}{706.9 D_{V}}\left(\frac{D_{V}}{S_{c}}\right)^{0.4}$$（式2-345）。请完成该推导过程。（含图）（含图）
在某些特殊情况下，烟气有时需要下行，此时烟气要克服浮力才能流动，即$$\Delta p_{g}=h(\rho_{a}-\rho_{g})$$（式2-346）。当假定空气和烟气的分子量均为29时，推导得到$$\Delta p_{g}=\frac{29 \times 273}{22.4} h g\left(\frac{1}{T_{a}}-\frac{1}{T_{g}}\right)=353.44 h g\left(\frac{1}{T_{a}}-\frac{1}{T_{g}}\right)$$（式2-347）。请完成该推导过程。
烟气流动方向与管束垂直的光管外膜传热系数，可采用Fishiden和Saunder提出的准数方程式求取，公式为$$h_{o}=0.33C_{H}\psi\left(\frac{k_{g}}{D_{o}}\right)\left(\frac{D_{o}G_{max}}{\mu_{g}}\right)^{0.6}\left(\frac{c_{g}\mu_{g}}{k_{g}}\right)^{0.3}$$，请说明该公式中各参数的含义及单位。（含图）
根据以下数据绘制减压相图（图2-57）： 1. 10mmHg下的平衡蒸发数据： 馏出物/%(体)：0、10、30、50、70、90 恩氏蒸馏温差/℃：31.2、23.6、19.2、27、34 平衡蒸发温差/℃：12.2、15.7、12.3、15、21.1 平衡蒸发温度/℃：240.8、253、268.7、281、296、317.1 2. 760mmHg下的平衡蒸发数据： 馏出物/%(体)：0、10、30、50、70、90 平衡蒸发温差/℃：12.2、15.7、12.3、15、21.1 平衡蒸发温度/℃：401.8、414、429.7、442、457、478.1 3. 45mmHg下平衡蒸发数据： 馏出物/%(体)：0、10、30、50、70、90 平衡蒸发温度/℃：287.1、299.3、315、327.3、342.3、363.4（含图）
在管式炉中，烟气分子量一般可近似取为29，已知公式$$\rho_{g}=\frac{29}{22.4} \times \frac{273}{T_{g}}=\frac{353.44}{T_{g}}$$（式2-333），将其代入式（2-330），推导得到沿程阻力产生的压降公式$$\Delta p_{A}=\frac{706.9 f L u_{g}^{2}}{d_{e} T_{g}}=\frac{f L G_{g}^{2} T_{g}}{176.7 d_{e}}$$（式2-334）。请完成该推导过程。
利用对流段计算程序对几个不同规模的炉子计算结果列于表2-42中，表中还列出了实测值。请根据表中的数据，分析该对流段计算程序的可靠性。（含图）
为降低辐射盘管出口至急冷锅炉入口之间高温裂解气的停留时间，提高裂解的选择性，采用____急冷锅炉是行之有效的方法，斯通 - 韦伯斯特、凯洛格、布朗路特（Brown & Root）等公司均曾采用该类型急冷锅炉与其单程或双程的小管径辐射盘管的裂解炉配套。
在轻烃裂解装置中，在二级急冷锅炉的基础上设置第三级急冷锅炉，经三级急冷锅炉冷却的裂解气温度可降至____℃左右，此时无需设置急冷器，而将裂解气直接送入预分馏系统。
在裂解$$BMCI$$值较高的重质裂解原料时，急冷锅炉终期出口温度可高达650℃以上，此时从投资和效益的比较来看，可采用____的方案，高温裂解气的热量回收全部转移至急冷油系统。
管式裂解炉的供热由烧嘴来实现，烧嘴因其所安装的位置又分为底部烧嘴和侧壁烧嘴，管式裂解炉的供热方式有以下三种：____、____、____。
急冷锅炉的数量通常与对流段的物料的流路数或调节阀的数量有关；对一级急冷方案，急冷锅炉的数量则与其数量相等或是其的倍数，而二级急冷锅炉则与____相匹配比较好。（含图）
为保证乙烯装置的小时产量一定，安排裂解炉的能力及操作有以下三种途径：①____；②____；③____。
在馏分油裂解时，为提高装置的乙烯收率，一般需将副产的乙烷如何处理？
早期设计的乙烯装置多单独设置乙烷裂解炉，其优点是什么？
从操作灵活性和可靠性考虑，裂解循环乙烷时多采用哪种方案？
SRT型裂解炉具有____、____、____的特点，因此选择性高，是一种较先进的炉型。（含图）
SRT型裂解炉发展到现在已开发出SRT-Ⅰ型至SRT-Ⅵ型，炉管构型由多程炉管发展为两程炉管，炉管长度由60多米缩短至20多米，相应停留时间也由0.4s左右缩短至____s左右。
以下为SRT系列裂解炉的相关技术资料： 一、SRT-Ⅳ(HC)型裂解炉 1. 工艺参数（表3-14b SRT-Ⅳ(HC)型裂解炉数据表（终期））： 炉总热负荷为94.87GJ/h，操作状况为最大裂解深度，EOR(终期)，油-气联合燃烧。 加热段分为辐射段、对流段、BFW（锅炉给水），各段的热吸收量、物料类型、流量、计算压力降，以及各段的入口、出口条件（温度、压力、流体流量、气态流量、气态分子量等）参数详见对应表格；燃烧设计条件为燃料类型40%气+60%油，过剩空气系数(33℃)为13%，计算热效率(LHV)为93.5%，辐射热损失(LHV热释放量)为3.0%。 2. 产品收率： SRT-Ⅳ型裂解炉，当裂解温度为829.2℃时，乙烯、丙烯、丁二烯（三烯）总收率为52.10%（质）；当裂解温度为806.4℃时收率为51.01%（质，包括乙烷返回裂解收率）。三烯总收率比某装置过去的SRT-Ⅱ型炉设计值收率〔46.09%（质）〕和1985年实际操作收率〔40.55%（质）〕均有较多增加；当裂解温度为810℃、裂解炉投料量与目前操作投料量相当时，三烯总收率为51.4%（质），与目前SRT-Ⅱ型炉操作数据相比也有较多增长。另外，苯、甲苯、二甲苯、乙苯、苯乙烯的总收率与操作数据相比基本不变。 3. 结构特点： 60kt/a SRT-Ⅳ(HC)型裂解炉辐射段采用6大组8-4-1-1型炉管，每两组辐射段炉管配置一台一级急冷锅炉（斯密特型），每台急冷锅炉出口配一台油急冷器，急冷锅炉布置在辐射段正上方；辐射段供热采用侧壁与底部联合供热方案，底部布置24个烧嘴分两排，侧壁布置一排烧嘴每侧12个，底部与侧壁供热比例为85:15。 对流段采用6大组进料，设有超高压蒸汽过热器；对流段换热管除预热锅炉给水及超高压蒸汽管束外，每排布置6根或12个换热管；为适应裂解重质原料，对流段稀释蒸汽采用二次注入法，一次蒸汽不过热、二次蒸汽过热，对流段排布见图3-21；裂解炉结构示意图见图3-22。 4. 不同原料裂解产品收率（表3-15 SRT-Ⅳ型裂解炉裂解不同原料时产品收率比较）： 涵盖轻柴油（中度、低度、高度）、石脑油、循环乙烷、加氢尾油的各组分（氢、甲烷、乙炔、乙烯等）收率数据。 二、SRT-Ⅳ(HS)和SRT-Ⅴ型裂解炉 1. 开发背景： 此前的SRT-Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ(HC)型裂解炉为多程分枝变径管炉型，每组炉管年产乙烯7500~10000t（大容量炉管），停留时间约0.4s，通常两组辐射炉管合并进入双套管型急冷锅炉（斯密特型），对流段物料组数/流路数与辐射段炉管组数一致；这类炉管处理量大、炉管程数多，压降通常约0.1MPa，停留时间长、烃分压高、裂解温度低，裂解性能较差、乙烯收率低，其中SRT-Ⅳ(HC)型性能相对最好。 2. 炉型特点： 鲁姆斯公司为实现“高温、短停留时间、低分压”目标，开发了SRT-Ⅳ(HS)（现称SRT-Ⅴ）及SRT-Ⅴ型（现称SRT-VF）裂解炉，统称SRT-Ⅳ(HS)及SRT-Ⅴ型，为两程高选择性炉管（HS型）。 SRT-Ⅴ型与SRT-Ⅳ型辐射炉管排列、结构相同，SRT-Ⅳ型为光管，SRT-Ⅴ型为带内翅片炉管，内翅片可增加管内给热系数、降低管内传热热阻，进而降低管壁温度、延长清焦周期；双程辐射盘管可将管长缩短至22m左右，停留时间缩短至0.2s左右，裂解选择性进一步改善。 SRT-Ⅳ(HS)型及SRT-Ⅴ型裂解炉每小组炉管，由第一程6~12根小口径炉管经联箱合并进入第二程粗炉管，即8-1型炉管，辐射管为2组8-1交叉排列（见图3-23）；出口管端合二为一，两大组盘管出口再合二为一进入TLE；SRT-Ⅴ型辐射盘管第一程炉管内表面为“梅花”形拔制炉管，翅数及翅型为8翅直型，支管直径40~50mm（材料HPM或HKM），出口管直径100~130mm（材料HP）。 3. 性能与应用： SRT-Ⅴ型比SRT-Ⅳ型生产能力提高约10%，以石脑油为原料、中等裂解深度时乙烯收率约31%~32%（质），清焦周期70~90天；1987年日本Maruzen及Mitsubishi公司建成投产SRT-Ⅴ型炉，HPM和HKM材质内翅型炉管仅日本住友公司可制造，价格比普通炉管贵10%~20%，外径56.1~64.4mm，长度4.96~8.488m，壁厚5.6~6mm。 4. 装置应用实例： 某装置采用5台鲁姆斯公司SRT-Ⅳ(HS)型裂解炉，1台可作清焦备用炉，也可5台全运行；炉子上部为对流室，采用一次蒸汽注入方式且稀释蒸汽不过热，室内设原料预热器、锅炉给水预热器、高压蒸汽过热器、原料和稀释蒸汽混合预热器四组对流段盘管，炉型结构见图3-24。【缺少答案，请补充】（含图）（含图）（含图）（含图）（含图）（含图）
斯通－韦伯斯特公司开发的USC型裂解炉，常用于轻烃裂解的炉管构型是？
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