Прогнозирование показателей процесса каталитического крекинга при совместной переработке вакуумного газойля и низкомаржинальных потоков нефтепереработки

Полный текст

Введение

Оптимизация технико-экономических показателей нефтеперерабатывающих заводов (НПЗ) и повышение глубины переработки нефти являются ключевыми задачами современной нефтеперерабатывающей промышленности [1]. На российских и зарубежных НПЗ применяют технологию каталитического крекинга, обеспечивающую углубление переработки нефти и производство высокооктанового компонента товарного бензина, пропан-пропиленовую фракцию (ППФ) и бутан-бутиленовую фракцию (ББФ) с использованием цеолитсодержащих катализаторов. Сырьем процесса являются высокомолекулярные нефтяные фракции, как вакуумные газойли, так и остаточное нефтяное сырье. Учитывая широкое введение комплексов глубокой переработки нефти на НПЗ на базе гидрокрекинга, возникает необходимость расширения сырьевой базы углеводородного сырья. По этой причине повышается интерес к переработке и оптимизации смесевого сырья процесса при вовлечении в переработку низкомаржинальных потоков [1].

Для повышения глубины переработки нефтяного сырья и повышения эффективности процессов [1–3] в переработку вовлекают не только вакуумные газойли с температурой кипения 370–540 °C, но и другие нефтяные фракции, такие как: дистилляты смазочных масел, атмосферные газойли, потоки с установок замедленного коксования, остатки гидрокрекинга, среднедистиллятные фракции нефти, парафиновые гачи, деасфальтизированные нефтяные остатки, растительное сырье, рафинат, олефины С5–С8, петролатум и др. [4–12]. Это, с одной стороны, обеспечивает расширение ресурсов сырья каталитического крекинга и интенсификацию процесса для увеличения выхода целевых продуктов (высокооктановый бензин, легкие олефины, легкий газойль) и, с другой стороны, повышает глубину переработки нефти и утилизацию низкомаржинальных потоков на НПЗ.

Вместе с тем использование в переработке остаточного нефтяного сырья требует оптимизации температурного режима процесса или даже изменения конструкционных особенностей аппаратов, так как в составе присутствует высокое количество ароматических углеводородов и смолистых компонентов, содержащих тяжелые металлы. Это связано с тем, что конверсия сырья может ограничиваться избыточным коксообразованием и дезактивацией катализатора, в том числе термохимическими показателями процесса окисления кокса, при переработке высокоароматизированного сырья.

Сегодня технология каталитического крекинга внедрена на 15 НПЗ Российской Федерации и представлена как установками первого–третьего поколений, так и внедренными (2006–2021 гг.) и строящимися объектами (до 2023–2026 гг.). Вместе с тем при эксплуатации каждого промышленного объекта требуется непрерывная оптимизация как теплового режима работы реактора и регенератора в условиях изменения состава сырья и дезактивации катализатора, так и состава сырья, направляемого на переработку с целью обеспечения топливного или нефтехимического режимов.

Поэтому существует острая необходимость в создании математических инструментов для оптимизации процессов каталитического крекинга, прогнозирования показателей при изменении режимов и качества сырья, а также планирования производства [13], что требует детального исследования состава вовлекаемых в переработку нефтяных фракций, термодинамических и кинетических закономерностей гетерогенного процесса.

Целью работы является экспериментальное исследование состава и свойств смесевого сырья каталитического крекинга на базе вакуумного газойля, содержащего от 5 до 20 % экстракта селективной очистки масел, деасфальтизата и потоков гачей дистиллятного и остаточного, и прогнозирование показателей процесса каталитического крекинга при их совместной переработке с использованием математической модели.

Задачи работы включают определение состава и физико-химических свойств потоков, являющихся потенциальным сырьем установки каталитического крекинга, и установление закономерностей изменения состава и свойств смесевого сырья в зависимости от типа и количества вовлекаемых в переработку потоков, а также установление закономерностей изменения выхода и состава продуктов процесса при вовлечении на установку каталитического крекинга смесевого сырья.

Методы исследования

Определение состава нефтяного сырья и его компонентов

Определение количественного группового химического состава тяжелых нефтяных фракций с температурой кипения выше 300 °С было выполнено на хроматографе «Градиент-М» методом жидкостно-адсорбционной хроматографии с градиентным вытеснением. В качестве неподвижной фазы использован силикагель АСКГ с размером частиц 63–100 мкм, подвижной фазой являлся многокомпонентный элюент в соответствии с документацией на прибор.

Определение физико-химических свойств смесевого сырья и его компонентов

Для исследования физико-химических свойств компонентов сырья процесса каталитического крекинга использован ряд методов. Плотность, кинематическая и динамическая вязкость определены в соответствии с ASTM D7042-16 «Standard Test Method for Dynamic Viscosity and Density of Liquids by Stabinger Viscometer (and the Calculation of Kinematic Viscosity)». Показатель преломления определен по ГОСТ 18995.2-73 «Метод определения показателя преломления (Продукты химические жидкие)» с использованием рефрактометра Atago NAR-3T (диапазон измерения показателя преломления 1,3–1,7 nD, точность измерений ±0,0001 nD, температура 5–50 °С, точность измерений ±0,2 °C). Для определения молекулярной массы образцов смесевого сырья и его компонентов использован криоскопический метод с применением лабораторного оборудования КРИОН-1 (точность температурных измерений составляет 0,001 °С, показатель точности ±9 %) в бензоле в соответствии с ОСТ 153-39.2-048. Массовая доля серы в образцах определена в соответствии с ГОСТ 53203-2022 «Нефть и нефтепродукты. Определение серы методом энергодисперсионной рентгенофлуоресцентной спектрометрии» с использованием анализатора серы «СПЕКТРОСКАН SL» (рабочий диапазон концентраций серы 0,0007–5,0 %, нижний предел обнаружения серы 0,0005 %).

Приготовление образцов смесевого сырья процесса каталитического крекинга

В качестве компонентов для приготовления смесевого сырья каталитического крекинга были использованы: вакуумный дистиллят, экстракты, деасфальтизаты, гачи дистиллятные и гачи остаточные. Образцы смесевого сырья каталитического крекинга, содержащего 5–20 мас. % гача дистиллятного, гача остаточного, деасфальтизата и экстракта, были приготовлены в лаборатории с применением мешалки магнитного типа в условиях нагревания до 50 °С при 100 об/мин в течение 20 минут.

Результаты и обсуждение

Результаты экспериментального исследования состава и свойств образцов смесевого сырья процесса каталитического крекинга и его компонентов

При переработке смесевого углеводородного сырья каталитического крекинга должен быть проанализирован состав и физико-химические свойства как компонентов, входящих в его состав, так и образцов приготовленных смесей. В табл. 1 приведены результаты экспериментального исследования образцов смесевого сырья и его компонентов. Согласно полученным данным вакуумный дистиллят характеризуется: высоким содержанием насыщенных углеводородов – 60,6 мас. %, общее содержание ароматических углеводородов и смолистых соединений – 33,5 и 5,9 мас. %, соответственно. Наибольшее содержание ароматических углеводородов характерно для экстракта и деасфальтизата (38,4–59,8 мас. %), при этом данные компоненты характеризуются наибольшей величиной полиароматических углеводородов и смол (33,0–18,7 и 7,4–9,2 мас. %, соответственно). Вместе с тем наиболее насыщенным компонентом сырья крекинга является гач дистиллятный, в котором содержание насыщенных углеводородов составляет 99,4 мас. %. Важно учитывать, что гач остаточный, в отличие от гача дистиллятного, характеризуется высоким содержанием ароматических углеводородов и смолистых соединений – 13,1 и 3,0 мас. %, соответственно.

Закономерности изменения состава и свойств смесевого сырья при добавлении гачей, деасфальтизата и экстракта в различных соотношениях к вакуумному дистилляту

Основная проблема смешения «темных» фракций связана с нелинейным и неаддитивным характером изменения их свойств. Представление о нефти и продуктах ее переработки как о дисперсных системах во многом уточняет и позволяет прогнозировать их поведение и пути интенсификации интересующих процессов [1, 14–16].

 

Таблица 1.     Результаты по определению состава и свойств смесевого сырья каталитического крекинга и его компонентов

Table 1.            Results for determining the composition and properties of mixed catalytic cracking feedstock and its components

Состав и свойства Composition and properties	НУВ SH	ЛАУВ LAH	САУВ MAH	ТАУВ, HAH	БС BR	СБС, ABR	S		ММ, г/моль MW g/mol	ν, мм²/ mm²	n (20°C)
	мас. % /wt %
ВД/VD	60,6	12,0	7,8	13,7	2,5	3,4	0,9655	0,9107	377,6	33,062	1,5098
ГД/SWD	99,4	0,2	0,1	0,1	0,2	0,0	0,0029	0,8845	766,40	–	1,4555
ГО/RSW	83,9	8,4	1,6	3,4	1,2	1,9	0,1147	0,8913	709,70	–	1,4859
ДА/DAO	54,2	12,9	6,8	18,7	4,0	3,4	1,5011	0,9153	503,50	380,29	1,5147
Э/E	31,1	14,5	12,3	33,0	3,8	5,4	1,5417	0,9763	378,10	118,90	1,5494
ВД+ГД (5 %)/ VD+SWD (5 %)	67,4	11,4	6,0	10,7	1,5	3,1	0,953	0,903	250,94	–	1,5077
ВД+ГД (10 %)/ VD+SWD (10 %)	74,2	9,4	4,6	7,9	1,4	2,5	0,910	0,8997	366,7	–	1,5047
ВД+ГД (15 %)/ VD+SWD (15 %)	78,4	7,5	4,0	7,1	1,0	2,0	0,842	0,8923	155,38	–	1,5013
ВД+ГД (20 %)/ VD+ SWD (20 %)	80,5	6,7	3,6	6,7	0,8	1,7	0,815	0,8869	400,59	–	1,4979
ВД+ГО (5 %)/ VD+RSW (5 %)	62,2	13,4	6,5	12,0	2,0	3,9	0,973	0,9066	383,21	–	1,5089
ВД+ГО (10 %)/VD+RSW (10 %)	63,2	12,8	6,3	11,2	1,8	3,9	0,898	0,9038	429,71	–	1,5069
ВД+ГО (15 %)/ VD+RSW (15 %)	66,0	11,2	6,2	11,0	1,8	3,8	0,924	0,9008	352,94	–	1,5059
ВД+ГО (20 %)/ VD+RSW (20 %)	67,6	10,1	5,9	10,9	1,9	3,6	0,865	0,8991	328,14	–	1,5041
ВД+ДА (5 %)/ VD+DAO (5 %)	59,8	15,2	6,2	12,3	2,4	4,3	0,987	0,9097	376,47	36,257	1,5107
ВД+ДА (10 %)/ VD+DAO (10 %)	58,7	14,5	5,3	14,7	2,6	4,3	1,001	0,9102	401,88	41,682	1,5109
ВД+ДА (15 %)/ VD+DAO (15 %)	58,2	14,7	6,4	13,6	2,3	4,7	1,019	0,9108	315,97	43,344	1,5113
ВД+ДА (20 %)/ VD+DAO (20 %)	57,2	13,7	7,3	14,6	2,5	4,8	1,031	0,9111	309,76	47,493	1,5121
ВД+Э (5 %)/ VD+E (5 %)	58,0	14,2	6,7	14,4	2,7	4,0	1,022	0,9121	351,76	34,476	1,5126
ВД+Э (10 %)/ VD+E (10 %)	56,8	14,3	6,9	15,1	2,8	4,1	1,047	0,9149	338,89	36,403	1,5145
ВД+Э (15 %)/ VD+E (15 %)	54,9	14,3	7,3	16,1	2,8	4,6	1,074	0,9182	406,04	38,633	1,5155
ВД+Э (20 %)/ VD+E (20 %)	53,6	14,3	7,6	16,8	2,7	5,0	1,101	0,9209	363,60	41,998	1,5179

НУВ – насыщенные углеводороды; ЛАУВ, САУВ, ТАУВ – легкие, средние, тяжелые ароматические углеводороды соответственно; БС, СБС – бензольные и спиртобензольные смолы соответственно; ММ – молекулярная масса; ν – кинематическая вязкость при 50 °С; S – содержание серы; n – показатель преломления; ВД – вакуумный дистиллят; ГД – гач дистиллятный; ГО – гач остаточный; ДА – деасфальтизат; Э – экстракт.

SH – saturated hydrocarbons; LAH, MAH, HAH – light, middle, heavy aromatic hydrocarbons; BR, ABR – benzene resin and alcohol-benzene resin; MW – molecular weight; ν – kinematic coefficient of viscosity at 50°С; S – sulphur content; n – refraction index; VD – vacuum distillate; SWD – slack wax distillate; RSW – residual slack wax; DAO – deasphalted oil; E – extract.

 

При смешивании дистиллятного гача и остаточного гача с вакуумным газойлем содержание насыщенных углеводородов в смеси увеличивается в обоих случаях, причем при добавлении гача дистиллятного белее интенсивно (на 13,1 мас. %), в отличие от добавки гача остаточного (на 5,4 мас. %), который характеризуется большим количеством ароматических компонентов, согласно данным табл. 1. Количество ароматических и смолистых компонентов в общем случае снижается вследствие разбавления вакуумного газойля высоконасыщенным потоком. Снижение содержания этих групп более интенсивно при добавлении гача дистиллятного, что связано с его химическим составом и меньшим содержанием ароматических компонентов. Более того, при смешивании дистиллятного гача в соотношении от 5–20 % с вакуумным газойлем содержание ароматических и смолистых веществ резко снижается на 11,1 и 2,1 % и 5,0 и 0,4 %, соответственно, – при добавлении гача дистиллятного и остаточного, соответственно.

При смешении деасфальтизата и экстракта в соотношении 5–20 мас. % с вакуумным дистиллятом содержание насыщенных углеводородов в смеси уменьшается на 2,6 и 4,4 мас. %, соответственно, что связано с меньшим содержанием насыщенных углеводородов в потоке экстракта (31,1 мас. %). Причем при добавлении 5 мас. % экстракта полученная смесь близка по составу и свойствам к исходному вакуумному дистилляту. При добавлении 10–20 мас. % экстракта полученная смесь значительно отличается составом и физико-химическим свойствам от исходного вакуумного дистиллята. При переработке сырья, содержащего 5–20 мас. % экстракта в смеси с вакуумным дистиллятом, имеется склонность к коксообразованию из-за высокого содержания смолистых соединений (>6,7 мас. %). Общее содержание ароматических и смолистых соединений в смесевом сырье более значительно возрастает при добавлении высокоароматизированного компонента экстракта (на 3,4 и 1,0 мас. %) и отличается от исходного вакуумного дистиллята на 11,3–14,7 и 0,8–1,8 мас. %, соответственно. Увеличение содержания этих групп при добавлении 5–20 мас. % деасфальтизата составило 1,9 и 0,7 мас. %, соответственно.

Содержание легкой ароматики возрастает на 1,7–3,2 и 2,2–2,4 мас. % при добавлении деасфальтизата и экстракта к вакуумному газойлю. При этом наблюдается некоторое возрастание содержания легкой ароматики при добавлении 15 % деасфальтизата, содержание легкой ароматики при добавлении 5–20 % экстракта практически не изменяется.

При увеличении содержания гача дистиллятного и остаточного общее содержание смол в смесевом сырье снижается с различной интенсивностью и возрастает при увеличении содержания деасфальтизата и экстракта в количестве 15–20 мас. %. Вовлечение такого вида сырья на установку каталитического крекинга может быть благоприятным для увеличения октанового числа бензина, при этом значительно увеличится склонность его к коксообразованию из-за высокого содержания смол (>6,7). Более того, в таких потоках важно оценить изменение содержания тяжёлых металлов для предотвращения необратимой дезактивации катализатора крекинга и выбора оптимального количества добавляемого компонента.

При смешении нефтепродуктов, существенно различающихся по плотности, имеется возможность проявления эффекта «потери объема при смешении» [1, 14–19]. Изменения плотностей смесевого сырья, содержащего 5–20 мас. % гачей дистиллятных и остаточных, деасфальтизата и экстракта в вакуумном дистилляте в зависимости от содержания в смеси парафино-нафтеновых и ароматических углеводородов, приведены на рис. 1, а–г.

Характер установленных изменений физико-химических свойств показал, что при увеличении содержания насыщенных углеводородов в сырье, содержащем гач дистиллятный и остаточный, деасфальтизат и экстракт в смеси с вакуумным дистиллятом, плотность полученной смеси снижается, в то время как при увеличении содержания ароматических углеводородов плотность смеси увеличивается, при этом зависимость плотности смеси носит нелинейный характер. Интенсивность снижения плотности более высока при добавлении к вакуумному газойлю гача дистиллятного, при увеличении доли гача дистиллята с 5–20 % плотность полученной смеси уменьшилась с 0,903 до 0,887 г/см³ и отличалась от расчётной с учетом доли компонентов на 0,72–2,6 кг/м³.

Вязкость нефтепродуктов обусловлена взаимодействиями между единицами вязкого течения. Параметры вязкого течения зависят от строения, состава и размеров фазовых частиц, вследствие чего характер изменения вязкостных показателей отражает совокупность структурных изменений, происходящих в системе при смешении [15]. Результаты изменения кинематической вязкости смеси вакуумного дистиллята с 5–20 % мас. деасфальтизатом и экстрактом приведены на рис. 3. При увеличении содержания деасфальтизата с 5–20 мас. % в вакуумном дистилляте кинематическая вязкость при 50 °C полученной смеси возрастает с 36,257 до 47,493 мм²/с, а при увеличении содержания экстракта с 5–20 мас. % кинематическая вязкость полученной смеси возрастает с 34,476 до 41,998 мм²/с.

 

Рис. 1.    Зависимости плотности смесевого сырья при добавлении гача дистиллятного и гача остаточного (а), десафальтизата и экстракта (б) к вакуумному дистилляту от содержания парафино-нафтеновых углеводородов, гача дистиллятного и гача остаточного (в), десафальтизата и экстракта (г) к вакуумному дистилляту от содержания ароматических углеводородов

Fig. 1.     Dependence of mixed feedstock density when adding distillate slack wax and residual slack wax (a), desphalted oil and extract (b) to a vacuum distillate on the content of paraffin-naphthenic hydrocarbons, slack wax distillate and residual slack wax (c), desphalted oil and extract (d) to vacuum distillate on aromatic hydrocarbon content

 

Математическая модель процесса каталитического крекинга

На основании результатов экспериментального исследования состава сырья и продуктов процесса разработана новая реакционная схема процесса каталитического крекинга (рис. 2), отличающаяся от разработанной ранее [18] учетом химических превращений компонентов высокомолекулярных и среднедистиллятных нефтяных фракций и основных классов сернистых соединений. Тем самым обеспечивается чувствительность модели к составу вовлекаемых в переработку компонентов и смесевого сырья.

Математическая модель, описанная уравнением (1), представляет собой систему обыкновенных дифференциальных уравнений, описывающих изменение концентраций компонентов и температуры процесса по длине лифт-реактора с учетом изменения объема реакционной смеси и активности катализатора. Лифт-реактор моделируется как реактор идеального вытеснения, поскольку скорость газа находится в диапазоне ~3,2–9,2 м/с, что значительно превышает начальную скорость псевдоожижения, а число диффузии Пекле стремится к бесконечности:

$\begin{array}{c}q\frac{d{C}_i}{dl}+C_i\frac{dq}{dl}=A_t \sum _{j=1 }^n(\pm \psi ·r_j)\\ q\rho C\frac{dT}{dt} = A_{t }\sum _{j=1}^n (\pm \psi ({∆}_r{H}_T^{\circ })·r_j\end{array}$                                            (1)

начальные условия Т₀=T_н.р., С_i=С₀, где C_i – концентрации i-ой группы углеводородов, моль/м³; l – длина реактора, с; j – порядковый номер; ψ – параметр дезактивации катализатора [19, 20]; Т – температура потока, К; ρ, C_p – плотность и теплоемкость потока, кг/м³, кДж/кг∙К, соответственно; (Δ), – тепловой эффект реакции в прямом и обратном направлениях, кДж/моль; q – объемный расход; A_t– площадь поперечного сечения реактора идеального вытеснения.

С использованием модели проведены прогнозные расчеты по влиянию состава образцов смесевого сырья, установленного в ходе проведения лабораторных испытаний. Сырье представляет собой смесь вакуумного дистиллята и добавки 5–20 мас. % гача дистиллятного и экстракта селективной очистки масел.

 

Рис. 2.    Реакционная схема каталитического крекинга

Fig. 2.     Reaction scheme of catalytic cracking

 

Прогнозирование показателей процесса каталитического крекинга при вовлечении в переработку вакуумного дистиллята и гача дистиллятного и изменении температуры крекинга

Для проведения расчетов использованы потоки 100 мас. % вакуумного дистиллята (Сырье № 1), смеси вакуумного дистиллята и 20 мас. % дистиллятного гача (Сырье № 2) и 10 мас. % дистиллятного гача (Сырье № 3). Сырье № 1 содержит наименьшее количество насыщенных углеводородов – 60,6 мас. %, 33,5 мас. % ароматических углеводородов и 5,9 мас. % смолистых соединений. Сырье № 2 содержит наибольшее количество насыщенных углеводородов – 80,5 мас. %, ароматических углеводородов – 17 мас. % и смолистых соединений – 2,5 мас. %.

На исследуемой установке каталитического крекинга фактическая загрузка составляет 82,36 % от максимальной (5000 т/сут). Для обеспечения производительности установки по сырью выполнены прогнозные расчеты с применением математической модели с целью определения целесообразности вовлечения и оптимального соотношения компонентов в смесевом сырье, содержащем вакуумный дистиллят и парафиновые гачи. Влияние состава смесевого сырья при вовлечении в переработку гача дистиллятного на выход целевых продуктов процесса каталитического крекинга при прочих равных условиях показано (температура крекинга 528 °С) на рис. 3 и в табл. 2.

 

Рис. 3.    Влияния состава смесевого сырья на выход целевых продуктов процесса каталитического крекинга при вовлечении в переработку гача дистиллятного

Fig. 3.     Influence of the mixed feedstock composition on the yield of target products of the catalytic cracking when involving slack wax distillate into processing

 

Модельные расчеты показали, что при крекинге Сырья № 1 обеспечивается наименьший выход легких олефинов (9,77 мас. % ББФ и 4,58 мас. % ППФ) и бензина (48,2 мас. %) с высоким октановым числом по исследовательскому методу (ОЧи) – 93,7 ед. за счет соответствующего содержания аренов.

Крекинг Сырья № 2 приводит к увеличению выхода бензина до 52,55 % мас., при этом наблюдается значительное снижение ОЧи бензина (89,5 ед.) за счет снижения содержания аренов в смесевом потоке. Переработка данного сырья характеризуется наибольшим выходом легких олефинов (12,8 мас. % ББФ и 6,18 мас. % ППФ).

При крекинге Сырья № 3 выход бензина составил 51,02 мас. %, что на 1,53 мас. % ниже по сравнению с Сырьем № 2 (рис. 4, а), и это связано с уменьшением содержания насыщенных веществ в составе сырья. Хотя выход бензина снизился, ОЧи увеличилось на 2,27 ед. (с 89,5 до 91,7 ед.) благодаря возросшему содержанию ароматических соединений в составе Сырья № 3. Выход ББФ составил 11,8 мас. % (рис. 4, б), в переводе на т/сут это 486,2 т/сут и 5,6 мас. %, что соответствует выходу ППФ 231,3 т/сут (рис. 4, в) при постоянной температуре крекинга 528 °С. Массовые расходы продуктов приведены в табл. 2.

 

Таблица 2.     Выход продуктов с установки каталитического крекинга

Table 2.            Yield of products from a catalytic cracking unit

Выход продуктов Yield of products	Сырье, т/сут/Feedstock, t/d
	1	2	3
Бензин Gasoline	2009,85	2134,97	2100,75
ББФ/ППФ BBF/PPF	407,76/191,13	519,95/251,06	486,19/231,32

 

Результаты показывают, что при переработке Сырья № 3 нефтехимические режимы были достигнуты при температурах 531,5–543,7 °С, что соответствует выходам 6,45–9,85 мас. % (264,8–405,5 т/сут) по ППФ и 13,51–20,57 мас. % (566,2–846,8 т/сут) для ББФ. Таким образом, наиболее благоприятным сырьем для получения нефтехимических газов является Сырье № 2, содержащее 20 % гача дистиллятного, при этом бензиновая фракция характеризуется наименьшим октановым числом.

Максимальный выход бензинов для Сырья № 1–3 составил 49,27, 52,58, и 51,25 мас. %, соответственно, и достигается при 536,9, 530,3 и 531,5 °С, соответственно (рис. 4, а). Этот факт можно объяснить более высокими скоростями реакций вторичного крекинга с образованием газовых компонентов при каталитическом крекинге, причем переработка облегченного сырья при вовлечении гача дистиллятного способствует снижению температуры «перекрекинга» на 5–6 ℃.

 

Рис. 4.    Результаты влияния температуры крекинга на выход: а) бензина; б) ББФ; в) ППФ

Fig. 4.     Results of cracking temperature influence on the yield of: а) gasoline; b) Butane-butylene fraction; с) Propane-propylene fraction

 

Прогнозирование показателей процесса каталитического крекинга при вовлечении в переработку вакуумного дистиллята и экстракта селективной очистки масел

Выполнены прогнозные расчеты (рис. 5) изменения выхода целевых продуктов при переработке вакуумного дистиллята (Сырье № 1), смесевого потока, содержащего вакуумный дистиллят и экстракт в различных массовых долях 5 % (Сырье № 4), 10 % (Сырье № 5), 20 % (Сырье № 6).

 

 

Рис. 5.    Влияние количества вовлекаемого экстракта при смешении его с вакуумным дистиллятом на выход и ОЧи бензина (а), изменений в составе сырья на ОЧи бензина, общий выход бензина, ППФ и БФФ (б)

Fig. 5.     Influence of the involved extract amount when mixing it with a vacuum distillate on the yield and Research octane number of gasoline (a), changes in the feedstock composition on gasoline Research octane number, overall yield of gasoline, PPF and BFF (b)

 

Применение модели показало, что при переработке Сырья № 1 обеспечивается производство максимального выхода бензина, ППФ и БФФ, что соответствует 48,56, 4,79 и 10,23 мас. %, соответственно (рис. 5, а, б), что связано с более высоким содержанием в нем насыщенных углеводородов, при этом ОЧи бензина ниже относительно других типов сырья (93,19 ед.), что можно объяснить наименьшим содержанием ароматических углеводородов по сравнению с Сырьем № 2, 3. По мере увеличения количества экстракта в смесевом Сырье № 4–6 наблюдается снижение выхода бензина (47,08, 46,76 и 45,41 мас. %), ППФ (4,28, 4,2 и 3,88 мас. %) и ББФ (9,18, 9,02 и 8,38 мас. %) вследствие более высокой ароматичности вовлекаемого потока. При этом с увеличением ароматических соединений возрастает ОЧи (93,6, 93,9 и 94,6 ед.), соответственно.

Вместе с тем Сырье № 2, 3 содержит значительное количество смолистых соединений (более 6 мас. %), которые обладают высокой склонностью к реакциям коксообразования и более интенсивно дезактивируют катализатор. Высокое содержание ароматических углеводородов и смолистых соединений в смесевом сырье при вовлечении экстракта в количестве от 5 до 20 мас. % приводит к увеличению содержания кокса на катализаторе на 0,1–0,2 мас. %, что потребует значительной корректировки режимов регенерации катализатора и оптимизации состава смесевого сырья с определением оптимального количества смесевых потоков, обеспечивающих получение высокооктанового бензина с высоким выходом.

В последнее время НПЗ особенно актуален вопрос о выборе оптимального соотношения компонентов при смешении низкомаржинальных потоков, поскольку компоненты смесевого сырья значительно различаются по составу. В связи с этим далее были разработаны рекомендации по расширению ресурсов углеводородного сырья при использовании смесевых потоков.

Рекомендации по расширению ресурсов сырья на установке каталитического крекинга вакуумного дистиллята

Разработаны рекомендации по расширению ресурсов углеводородного сырья на установке каталитического крекинга вакуумного дистиллята в условиях дефицита традиционного вакуумного газойля, который составляет до 30 %. Предлагаются составы сырья (табл. 3), результаты модельных прогнозов (рис. 6, табл. 3) и рекомендаций вовлечения сырья с учетом топливного и нефтехимического режима процесса каталитического крекинга.

Прогнозные расчеты показали, что вовлечение 15 мас. % гача дистиллятного и 15 мас. % экстракта в переработку с вакуумным дитиллятом обеспечивает полную загрузку установки сырьем. При этом увеличение расхода бензина и олефинсодержащих газов составило 656,1 и 131,72 т/сут при температуре крекинга 528 °С.

 

Таблица 3.     Рецептуры смесевого сырья

Table 3.            Recipes of mixed feedstock

Сырье/ состав, мас. % Feedstock/ composition, wt %	% от максимальной загрузки % from maximum load			Групповой состав Group composition
	Компонентный состав Component composition
	ВД VD	Э E	ГД SWD	НУ SH	АУ AH	Смолы Resins
5	70	0	0	60,6	33,5	5,9
6	70	15	15	62,0	32,5	5,5
7	60	20	20	62,7	32,1	5,4
8	70	20	10	58,6	35,5	6,0

ВД – вакуумный дистиллят; Э – экстракт; ГД – гач дистиллятный; НУ – насыщенные углеводороды; АУ – ароматические углеводороды.

VD – vacuum distillate; E – extract; SWD – slack wax distillate; SH – saturated hydrocarbons; AH – aromatic hydrocarbons.

 

Рис. 6.     Влияние изменений в составе сырья на сумму целевых продуктов и ОЧи бензина (а) и содержание кокса и активность катализатора (б)

Fig. 6.     Influence of changes in the feedstock composition on the amount of target products and gasoline RON (a) and coke content and catalyst activity (b)

 

Таблица 4.     Результаты рекомендаций вовлечения смесевого сырья в процесс каталитического крекинга с учетом топливного и нефтехимического режима процесса

Table 4.            Results on recommendation for involvement of mixed feedstock in process of FCC, taking into account the fuel and petrochemical regime of the process

Сырье Feedstock	Расход сырья, т/сут Feedstock consumption, t/day	режим/Mode
		Топливный/Fuel		Нефтехимический/Petrochemical
		Температура крекинга Cracking temperature, °С	Расход бензина, т/сут Gasoline consumption, t/day	Температура крекинга Cracking temperature, °С	Расход жирного газа, т/сут Wet gas consumption, t/day
70 % ВД/VD	2866,5	528,0	1427,9	528,0	527,72
70 % ВД/VD+15 % ГД/SWD+ 15 % Э/E	4095,0	528,0	2084,0	528,0	659,44

ВД/VD – вакуумный дистиллят/vacuum distillate; ГД/SWD – гач дистиллятный/slack wax distillate, Э/E – экстракт/extract.

 

Заключение

Выполненные экспериментальные исследования позволили установить составы и физико-химические свойства как отдельных компонентов смесевого сырья процесса каталитического крекинга, так и смесевого сырья, содержащего от 5 до 20 % гачей дистиллятного и остаточного, деасфальтизата и экстракта. Установлены закономерности изменения состава и свойств смесевого сырья процесса каталитического крекинга при вовлечении в переработку существенно различающихся по составу потоков. Характер изменения физико-химических свойств показал, что при содержании насыщенных углеводородов в смесевом сырье более 77 мас. % плотность изменяется нелинейно и значительно снижается.

С применением математической модели определены закономерности изменения состава и выхода продуктов процесса при вовлечении в переработку от 5 до 20 % гача дистиллятного и экстракта селективной очистки масел. Определено, что гачи являются благоприятным сырьем каталитического крекинга при смешении с вакуумным газойлем, вместе с тем доля их в смесевом сырье должна определяться в зависимости от состава смешиваемых потоков и требуемого октанового числа бензина. Установлено, что при добавлении от 5 до 20 % экстракта к вакуумному газойлю выход кокса увеличивается значительно и может превышать нормы для действующего промышленного объекта, при этом октановое число бензина может достигать 94 ед.

Выполненные экспериментальные исследования и результаты расчетов по модели позволили разработать практические рекомендации по расширению ресурсов сырья процесса каталитического крекинга с учетом топливной или нефтехимической направленности процесса. Прогнозные расчеты показали, что вовлечение 15 % ГД и 15 % Э в переработку ВД обеспечивает полную загрузку установки сырьем. Увеличение расхода бензина и олефинсодержащих газов составило 668,4 т/сут (на 31,48 %) и 138,53 т/сут (на 19,97 %) при температуре крекинга 528 °С.

Об авторах

Галина Юрьевна Назарова

Национальный исследовательский Томский политехнический университет

Автор, ответственный за переписку.
Email: silko@tpu.ru
ORCID iD: 0000-0002-0159-300X

кандидат технических наук, доцент отделения химической инженерии Инженерной школы природных ресурсов

Россия, 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30

Елена Николаевна Ивашкина

Национальный исследовательский Томский политехнический университет

Email: ivashkinaen@tpu.ru
ORCID iD: 0000-0003-3984-1352

доктор технических наук, профессор отделения химической инженерии Инженерной школой природных ресурсов

Россия, 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30

Барида Джозеф Нафо

Национальный исследовательский Томский политехнический университет

Email: nb01@tpu.ru

магистрант отделения химической инженерии Инженерной школы природных ресурсов

Россия, 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30

Владислав Вячеславович Мальцев

Национальный исследовательский Томский политехнический университет

Email: vvm63@tpu.ru

студент отделения химической инженерии Инженерной школы природных ресурсов

Россия, 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30

Татьяна Александровна Шафран

Национальный исследовательский Томский политехнический университет

Email: shafrantanya@mail.ru

аспирант отделения химической инженерии Инженерной школы природных ресурсов

Россия, 634050, г. Томск, пр. Ленина, 30

Список литературы

Дополнительные файлы