Process optimization of the first set of fluidized bed methanol to propylene plant
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摘要:
为了顺利完成首套流化床甲醇制丙烯FMTP工业示范装置投料试车。通过对采用大连化物所甲醇制烯烃DMTO技术、中石化甲醇制烯烃SMTO技术、神华集团甲醇制烯烃SHMTO技术和甲醇制丙烯MTP技术的同类型企业考察和技术交流，经过与FMTP工艺技术对比分析，发现原FMTP装置催化剂回收系统、三器之间催化剂循环管道、洗涤水换热系统、余热回收系统和反应器测量仪表系统在设计方面存在不足。根据同行业装置建设和运行经验，废催化剂回收系统设计改造锁斗回收系统，催化剂循环管线优化改造为提升管加法兰管帽，洗涤水换热器优化改造二甲苯清洗系统，余热回收设备优化改造蒸汽自动吹灰系统，反应器测量仪表优化改造反吹系统。经过上述工艺优化，催化剂回收系统解析气中可燃气含量显著降低，且避免催化剂粘黏结块；三器之间催化剂循环管线优化设计提升管、提升管顶部设计缓冲管加管帽，在装置运行期间三器之间的催化剂流通顺畅，反应器待生催化剂循环量、待生管温度、待生管密度、待生管压力指标接近或达到设计指标；启动二甲苯清洗系统对堵塞的换热器进行化学冲洗，换热器清洗效果明显；自动蒸汽吹灰系统投运后，余热回收系统效率显著提高；反应器仪表反吹风优化为工艺气后避免惰性组分对分离工艺影响。FMTP装置在四次试车过程中上述系统运行平稳，为装置长周期安全稳定运行奠定基础。
Abstract:In order to successfully complete the commissioning of the first industrial demonstration unit of methanol to propylene FMTP in fluidized bed, through the investigation and technical exchange of similar enterprises using methanol to olefin (DMTO) technology of Dalian Chemical Institute, methanol to olefin (SMTO) technology of Sinopec, methanol to olefin (SHMTO) technology of Shenhua Group and methanol to propylene technology (MTP) in China, through the comparison and analysis with FMTP process technology, it was found that there were deficiencies in the design of the catalyst recovery system of the original FMTP unit, the catalyst circulation pipeline between the three units, the heat transfer system of washing water, the waste heat recovery system and the reactor measurement instrument system. According to the construction and operation experience of the same industry, the waste catalyst recovery system was designed and transformed into a bucket recovery system. The catalyst circulating pipeline was optimized to be a lifting pipe and a flange tube cap, the xylene cleaning system was optimized to be in the washing water heat exchanger, the steam automatic ash blowing system was optimized to be in the waste heat recovery equipment, and reactor instrument back blower system was optimized to be in the reactor measuring instrument. After the above process optimization, the content of combustible gas in the analytical gas of the catalyst recovery system was significantly reduced, and the catalyst was prevented from sticking together; the catalyst circulation pipelines of the three reactors were designed the lifting tube, the buffer tube and tube cap were designed at the top of the lifting tube; the catalyst circulation between the three reactors was smooth during the operation of the plant, the parameters of the catalyst circulation, the temperature of the tube, the density of the tube and the pressure of the tube in the reactor were close to and reached the design indicators; start the xylene cleaning system to wash the blocked heat exchanger, and the heat exchanger cleaning effect is obvious; after the automatic steam ash blowing system is put into operation, the efficiency of waste heat recovery system is significantly improved; the inert gas of reactor instrument back blower system was optimized to process gas, avoid the influence of inert gas on the downstream separation unit. In the four commissioning runs of FMTP device, the above system runs smoothly, it lays the foundation for the long cycle safe and stable operation of the plant.
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Keywords:
- fluidized bed /
- methanol /
- olefin /
- FMTP
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0. 引 言
煤作为一种多孔介质，具有复杂的孔隙结构。瓦斯是造成煤与瓦斯突出的主要原因之一，孔隙是瓦斯赋存的主要场所[1-3]。系统研究煤的孔隙结构及其发育规律，对深入研究煤层气的赋存和煤与瓦斯突出机理具有重要意义。近年来，对煤的孔隙结构研究方法越来越多，主要概括为2大类：流体侵入法和光电辐射法，其中流体侵入法包含压汞法和气体吸附法；光电辐射法包括低场核磁共振、扫描电镜和小角X射线散射等方法[4-6]。而气体吸附法因所选气体的优异特性在试验精度上具有优势。目前，煤的孔隙结构分类方案有很多。前苏联学者Hodot在工业吸附剂基础上提出孔隙分类。之后，许多学者采用其分类方案或者根据研究目的不同对其进行重新分类。依据煤孔隙表现出分段的分形特征，HAN等[7]提出新的分段分形维数的孔隙分类方案，即Ⅰ（0～2 nm，对应D1）、Ⅱ（2～50 nm，对应D2）、Ⅲ（50～2 000 nm，对应D3）、Ⅳ（2 000～20 000 nm，对应D4）、Ⅴ（>20 000 nm，对应D5）；根据气体在煤中的储存和运移，降文萍等[8]将孔隙分为吸附孔隙(<10 nm)、游离孔隙(10～100 nm)、扩散孔隙(100～1 000 nm)和渗流孔隙(>1 000 nm)；张开仲等[9]则提出“填充孔（<1.5 nm）−扩散孔（1.5～100 nm）−渗流孔（>100 nm）”多级孔隙的分类方法。国际理论化学和应用化学联合会(International Union of Pure and Applied Chemistry，IUPAC)提出了接受最广泛的孔隙分类标准[10]：微孔（<2 nm）、介孔（2～50 nm）和大孔（>50 nm）。本文中采用IUPAC孔隙分类方法对煤样孔隙结构进行分析。
针对瓦斯运移与孔隙结构的关系，学者通常认为，微孔是瓦斯吸附的主要场所，介孔是瓦斯扩散的空间，大孔是瓦斯渗流的空间[11-12]。低压CO2吸附法（LPGA-CO2）主要用于分析微孔，低压N2吸附法（LPGA-N2）和压汞法用于分析介孔和大孔。REN等[13]通过氮气吸附试验获得了中高阶煤样的原生结构和构造变形结构。而WANG等[14]采用N2/CO2吸附法对原生煤和构造煤的孔隙结构进行分析，发现构造煤的微孔、介孔和大孔体积以及比表面积均大于原生煤。WANG等[15]通过低压氮气吸附方法分析构造演化对煤孔隙结构的影响，发现在构造演变过程中煤的介孔和大孔体积逐渐增加。程远平等[16]利用低压N2/CO2吸附方法对煤的微观孔隙结构进行定量分析，发现煤的吸附能力受微孔孔隙容积和外比表面积双重因素控制。李阳等[17]利用压汞法和N2/CO2吸附法发现煤中孔容和比表面积存在微孔>大孔>介孔的规律。LIU等[18]利用N2吸附试验对不同煤阶煤样的孔隙体积和孔径分布进行表征，结果表明介孔体积和比表面积与煤阶呈正相关。WEN等[19]对6个不同变质程度煤样的全尺寸孔隙结构进行研究，发现全尺寸孔隙体积和比表面积随变质程度的增加均先减小后增大。WANG等[20]采用N2物理吸附方法研究不同粒径下中阶煤的微孔和介孔结构特征，结果表明比表面积随粒径的减小而增加。至此可知，LPGA-N2方法应用于煤的孔隙结构参数测定。需要说明的是，由于氮气分子是极性分子，它的四极矩会和煤表面的官能团和暴露的离子发生相互作用，引起氮气分子的取向问题。同时，氮气分子呈椭球体，在不同方向所占据的有效面积也不同，采用公认的0.162 nm2计算表面积会使其值小于真实值。IUPAC[21]推荐Ar替代N2成为更好的吸附剂，因为它具有零四极矩，特别适用于孔径分布评估。然而，从成本角度来看，使用昂贵的液态氩(87 K)作为冷却剂不合适，因此采用液氮(77 K)的测量方法。最近，具有低四极矩和与材料表面官能团的表面相互作用有限的O2被提出作为表征孔径分布的替代吸附剂，然而这种方法应用于活性炭[22]，目前还没有关于煤的研究。通过查阅文献发现用低压Ar吸附（LPGA-Ar）和低压O2吸附（LPGA-O2）方法对煤的孔隙结构研究不够全面，所以笔者将采用LPGA-Ar、LPGA-N2和LPGA-O2方法对煤样进行孔隙结构表征，分析3种探针分子测试煤的孔隙结构存在的差异，为煤的孔隙结构表征提供参考。
1. 研究方法
1.1 煤 样
试验煤样分别来自山西晋华宫（JHG）、鸡西东山（DS）和沈阳林盛（SY）3个煤矿的采煤工作面，其中JHG是弱黏煤，DS是1/3焦煤，SY是肥煤。按照GB/T474—2008《煤样的制备方法》先将煤样进行预破碎，然后使用煤样筛按粒度分选为0.18～0.25 mm（60～80目）和<0.18 mm（>80目）。<0.18 mm的煤样按照GB/T212—2008《煤的工业分析方法》测定煤的空气干燥基水分（Mad）、干燥基灰分（Aad）、干燥无灰基挥发分（Vdaf）和空气干燥基固定碳（FCad），其结果见表1。
表 1 试验煤样工业分析Table 1. Proximate analysis of experimental coal samples样品编号 Mad/% Aad/% Vdaf/% FCad/% JHG 2.55 10.21 35.57 51.67 DS 1.76 7.68 30.23 60.33 SY 0.67 9.75 22.35 67.23 1.2 试验方法
本研究使用ASAP2020 Plus全自动物理/化学吸附仪进行吸附/脱附试验。试验前将60～80目（0.18～0.25 mm）的煤样置于干燥箱内，在100 ℃下干燥至恒重。随后将样品装入样品管中，安装在脱气站，在100 ℃温度下脱气10 h，以除去样品中的杂质。脱气结束后，将样品管安装到分析站，在液氮（77 K）的温度下分别测试3种煤样的Ar、N2和O2吸附/脱附等温曲线，其中试验参数设置和气体分子性质分别见表2—表3。
表 2 LPGA-Ar、LPGA-N2和LPGA-O2试验测试参数设置Table 2. Test parameter settings of LPGA-Ar, LPGA-N2 and LPGA-O2 experiments参数 LPGA-Ar LPGA-N2 LPGA-O2 饱和蒸气压P0/MPa 0.027 0.100 0.021 最大平衡压力P/MPa 0.0268 0.0995 0.0209 相对压力（P/P0） 5×10−4～0.995 10−6～0.995 2×10−4～0.995 试验温度/K 77 77 77 煤样质量/g 1.5～2.0 2～3 0.5～1.0 平衡间隔时间/s 30 30 30 表 3 气体探针分子基础参数Table 3. Molecular basic parameters of gas probe探针分子 分子直径/
nm分子截面积/
nm2四极矩/
1040 cm2极化率/
10−25 cm3Ar 0.340 0.142 0 16.4 N2 0.364 0.162 −4.91 17.4 O2 0.346 0.136 −1.33 15.8 1.3 孔隙结构参数表征方法
目前有多种吸附理论模型用于研究煤的孔隙结构，主要包含Brunauer-Emmett-Teller （BET）、Barret-Joyner-Halenda （BJH）和Density Functional Theory （DFT）等[23-25]。本研究将采用近年来发展迅速的非局部密度泛函理论（NLDFT）方法来分析吸附等温线，从而对煤的孔隙结构进行定量分析。该方法是DFT的变形模式。DFT方法基于分子热力学理论发展而来，可以不使用传统动力学或者现象逻辑处理，即可关联吸附等温线和固体的孔性质，包括流−固和流−流相互作用能量参数、孔大小、孔形状和温度。它从分子水平描述了受限于孔内的流体特性，将吸附质的分子性质与煤中的不同尺寸内的吸附性能联系起来，其表现形式如式(1)所示。
$$ N\left(P / P_{0}\right)=\int_{{{w}}_{\text {min }}}^{{{w}}_{\max }} N\left(P / P_{0}, W\right) f(W){\mathrm{ d}} W $$ (1) 式中：N(P/P0)为吸附等温数据线；W为孔宽，nm；N(P/P0, W)为单孔宽为W的吸附等温线；f(W)为孔径分布函数。
运用DFT方法可以得到孔径分布特征。由其发展而来的NLDFT方法可以更准确地描述液体在孔壁的状态，且NLDFT模型的准确性比传统模型高20%[26]。
2. 结果与讨论
2.1 吸附等温线
3个样品的LPGA-Ar、LPGA-N2、LPGA-O2吸附等温线如图1所示。在77 K温度下，JHG、DS和SY 3种煤样对O2的最大吸附量分别为4.97、3.43、2.36 cm3/g，对N2的最大吸附量分别为0.80、0.53、1.92 cm3/g，对Ar的最大吸附量分别为0.64、0.41、0.48 cm3/g。3种煤样对气体吸附能力均为O2>N2>Ar，其中对O2的吸附量是N2、Ar的2～8倍，而对N2的吸附量略高于Ar。气体的四极矩和极化率会影响气体和煤表面基团的相互作用。由表3可知，3种探针分子的四极矩和极化率顺序分别为N2>O2>Ar和N2>Ar>O2。N2的四极矩和极化率都大于Ar，表明N2与煤之间的作用力强于Ar，从而造成煤对N2的吸附量高于Ar，而O2有低四极矩和极化率，理论上O2与煤表面的相互作用有限，但拥有高吸附量，说明四极矩和极化率无法解释该现象。据研究[27]发现，O2的扩散率远高于N2和Ar，这可以解释本研究中O2吸附增强现象，然而要探究O2吸附现象的确切原因还需要进一步的研究。
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图 1 3种煤样的LPGA-Ar、LPGA-N2和LPGA-O2吸/脱附等温曲线注：空心图例为脱附等温线；实心图例为吸附等温线。Figure 1. Absorption/desorption isotherm curves of LPGA-Ar, LPGA-N2 and LPGA-O2 of three coal samples由煤样的吸附/脱附等温线可知：在极低压阶段吸附量急速增加，微孔填充占主导地位；在低压阶段吸附曲线向上凸起，煤样主要从微孔填充状态向单层吸附过渡，吸附状态主要为单层吸附；在中压阶段，煤样的单层吸附结束后立即发生多层吸附，吸附曲线缓慢线性增加，在高压阶段，吸附量迅速增加，吸附过程出现毛细凝聚现象，但在P/P0≈1未形成平台，说明吸附并未达到饱和。在标准状况下，3个煤样的等温线均存在吸脱附分支分离的现象，形成明显的滞后现象，这与高相对压力段发生毛细凝聚现象有关，但其归因是孔的作用，当Ar、N2和O2被吸附到煤孔中时，阻力较小，吸附容易进行，而在脱附时期，当压力下降时，脱附阻力较大，则脱附不完全，只能在更低的相对压力下脱附，这就产生滞后环。滞后环的形状可以反映一定的孔隙形状。根据IUPAC分类标准，3种方法的滞后环类型相同，可视为H3型。由此可知煤样含有大量的狭缝形孔，表明煤中气体的吸附运移较为稳定。此外，LPGA-Ar和LPGA-N2滞后环即使在相对压力很低的情况下也并未闭合，尤其是Ar吸附量与脱附量差值十分明显，其原因或许在于层间间距大致相当于数倍的Ar或N2分子直径。该尺度与煤中微孔接近，当Ar和N2进入层间后，很难脱离。
2.2 孔径分布
根据煤样吸附等温线和NLDFT方法的结果得到煤样的孔径分布（PSD）特征，如图2所示。煤样的孔径分布整体呈多峰分布，峰形特征差异明显，变化幅度大，表明煤的孔隙结构复杂。LPGA-Ar、LPGA-N2和LPGA-O2的PSD结果也有显著差异。由图2可知，在77 K温度下，Ar、N2和O2探针分子测得的孔径范围分别为0.87～12、1.09～250和0.81～50.82 nm。由表3可知，Ar、N2和O2分子直径分别为0.340、0.364和0.346 nm，理论上孔径分布的数据是从探针分子的直径开始，但实际上3种探针所测的最小孔径皆大于分子直径，说明气体分子可能无法进入分子直径大小的煤孔中。JHG、DS和SY煤样在Ar、N2和O2不同探针下测定的孔径分布，在微孔范围内均呈现“单峰”特性，其峰值孔径代表煤中的最可几孔径，即1.71、1.27和1.74 nm；在介孔范围，PSD均呈现多峰特征，其中Ar探针测定的PSD在孔径为3、5.5、6.6、11 nm处的峰分布明显，表明上述大小的孔广泛存在煤中；除N2探针测试下的JHG煤样在8.63和13.67 nm孔径处有明显“双峰”外，其余N2和O2测定的煤样的PSD的变化趋势缓慢，峰无明显变化。3种探针的峰值强度和峰值孔径存在差异，不仅可以直观地反映煤的孔隙结构参数的不同，也可以反映煤孔隙结构的复杂性。
比表面积(SSA)分布特征也是反映煤孔隙结构复杂程度的重要参数。基于煤的孔径分布特征比较和总结比表面积分布，结果如图3所示。通过分析发现，Ar和N2探针下煤样的SSA分布与PSD分布相似，N2和O2探针下煤样的SSA分布相似。对于SSA的峰强度而言，Ar和O2探针测试结果随着变质程度增加而减小，N2探针测试下的变化趋势与之相反；对于SSA峰面积，则Ar探针下的峰面积随着变质程度的增加而变大，N2和O2与之相反；这可能是气体探针扩散能力、测试方法和可测孔径范围等影响因素所造成的。
由于3种探针在77 K温度下所测得的孔径上限不一，即Ar探针分子可以测得煤的最大孔径为12 nm，N2探针分子测得最大孔径为250 nm，O2探针分子测得最大孔径为50.82 nm。所以，采用3种探针分子中可以测得最小的最大孔径（12 nm）为分析范围的上限。通过对比分析发现，在3种探针测试下的SSA存在异同点，它们在<2 nm孔径范围内呈现单峰特性。相较于其他2种探针，Ar在2～10 nm存在明显的峰值，表明Ar可以较好地表征2～10 nm的孔隙。
2.3 孔容和比表面积对比分析
2.3.1 孔 容
煤的孔径和比表面积分布只能分析变化趋势的特征。为了直观地研究测试探针对孔容和比表面积的影响，对其测试结果进行了分析和总结，结果如表4、图4和图5所示。N2测定的微孔范围仅为1.09～2.00 nm，得到的孔容容积很小，不能准确地表征煤的微孔结构，因此仅分析了煤的介孔和大孔的结构参数。JHG、DS和SY样品的介孔体积分别为4.84×10−4、3.08×10−4和7.37×10−4 cm3/g；大孔的体积分别为4.61×10−4、4.64×10−4和2.65×10−4 cm3/g。
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图 4 煤样不同阶段孔隙结构的孔容占比关系Figure 4. Relationship of pore volume ratio of pore structure at different stages of coal sample表 4 煤样的孔容和比表面积Table 4. Pore volume and specific surface area of coal sample探针 样品 孔容/（10−4cm3·g−1） 比表面积/（m2·g−1） 微孔 介孔 大孔 微孔 介孔 大孔 JHG 0.77 6.78 — 0.088 0.220 — Ar DS 0.33 4.41 — 0.037 0.150 — SY 0.51 5.00 — 0.057 0.170 — JHG 0.40 4.84 4.61 0.056 0.065 0.0100 N2 DS 0.40 3.08 4.64 0.054 0.025 0.0100 SY 3.44 7.37 2.65 0.680 0.140 0.0065 JHG 0.50 15.8 6.37 0.059 0.240 0.0025 O2 DS 0.43 8.48 4.76 0.053 0.150 0.1900 SY 0.33 8.94 5.02 0.039 0.140 0.0200 ![]()
图 5 煤样不同阶段孔隙结构的孔比表面积占比关系Figure 5. Relationship between pore specific surface area ratio of pore structure at different stages of coal sample表4结果也表明Ar和O2都不能准确获得微孔的结构参数信息。虽然理论上Ar测得的最小孔径为0.87 nm，但很难准确获得微孔的信息，同时77 K下，Ar饱和蒸气压较小，测得的孔径上限为12 nm。因此该温度下的Ar只能用于介孔（2～12 nm）分析。JHG、DS和SY样品的（2～12 nm）孔容分别为6.78×10−4、4.41×10−4和5.00×10−4 cm3/g，是N2计算（2～12 nm孔）的4.68、49.04和1.47倍，其中DS的倍数最大可能是因为N2无法测得该煤样2～11 nm孔的数据。随着变质程度的增加，Ar测得的介孔数量变化波动小，整体变化规律与N2相似。对O2探针分子而言，2～50 nm的介孔皆可测定，JHG、DS、SY的介孔孔容分别是N2分析的3.26、2.75、1.21倍。3种探针分子测试的DS煤样的介孔孔容值都最小，表明DS煤样介孔的发育最不成熟。结合以上分析，可以推断出Ar和O2在表征介孔孔隙结构方面比N2更具有优势，尤其是LPGA-Ar可作为测得2～10 nm孔径范围的孔隙研究方法的补充。
2.3.2 比表面积
由图4和图5可知，Ar和O2探针下煤样的不同阶段比表面积占比关系变化趋势与孔容相同，而N2探针则与之相反。其中，N2探针下3种煤样的微孔比表面积贡献率均在43%以上，最高达到81%，这意味着微孔是总比表面积的主要贡献者，且微孔的贡献率随变质程度的增加而变大，介孔和大孔变化趋势与之相反。一般总比表面积较大的煤具有较强的吸附能力，因此微孔是决定煤吸附能力的主要因素。由于Ar和O2测定的范围与N2不同，Ar和O2测试方法下的煤样介孔比表面积贡献率67%以上。在77 K温度下，介孔是Ar和O2吸附能力的绝对性因素，而N2吸附是微孔占主导。
3种探针分子在77 K下的测试孔径范围不一，为探究分子本身特性对比表面积的影响，选取相同孔径范围进行对比分析，即1.09～12 nm。Ar探针分子下，JHG、DS和SY的比表面积分别为0.31、0.18和0.23 m2/g；N2探针分子下，JHG、DS和SY的比表面积分别为0.040、0.001和0.100 m2/g；O2探针分子下，JHG、DS和SY的比表面积分别为0.19、0.13和0.11 m2/g。Ar的比表面积均高于N2和O2。如图6所示，Ar分子为球形分子，四极矩为0，吸附的分子截面积是稳定的。N2和O2是具有四极矩的椭球形分子，并且分子截面积存在不确定性。在测试过程中，受煤表面极性官能团的影响，探针分子吸附面的占位大小不确定，造成试验数据存在一定差异，对于活性炭和沸石等表面带有极性官能团的材料，Ar的比表面积分析更为准确。
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图 6 探针分子的不同位置示意Figure 6. Schematic diagrams of different positions of probe molecules3. 结 论
1）煤对N2的吸附量大于Ar，揭示探针分子的四极矩和极化率越大，煤对其吸附量越大。3种探针分子等温线的滞后类型均为H3型，表明煤样的孔形为狭缝形。在77 K下，Ar、N2和O2探针分子测得的孔径范围分别为0.87～12、1.09～250和0.81～50.82 nm。Ar和O2都可以进入到极微孔（0.7～2 nm），但Ar能准确分析2～10 nm的孔隙，其峰值明显强于N2和O2，表明77 K温度下，在2～10 nm孔径范围内Ar可以替代N2成为新的吸附剂。
2） JHG、DS和SY样品在LPGA-Ar下的介孔孔容（2～12 nm孔）是LPGA-N2计算的4.68、49.04和1.47倍，在LPGA-O2下的介孔孔容分别是LPGA-N2分析的3.26、2.75和1.21倍。3种探针分子测试下的DS煤样的介孔孔容最小，表明DS煤样的介孔发育程度最低。
3）3种煤样在N2探针分子下测试的比表面积主要贡献为微孔，其值均在43%以上，Ar和O2探针分子则是介孔提供最大贡献。Ar探针分子适用于表征带有极性基团材料的比表面积；O2探针分子适用于表征硬碳材料的比表面积。
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图 11 余热锅炉蒸汽吹灰管口现场实物
Figure 11. Physical picture of steam blowing pipe mouth of waste heat boiler
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图 13 试车时间与负荷、转化率、丙烯组分、乙烯组分和氮气组分关系曲线
Figure 13. Test time and load, conversion rate, propylene component, ethylene component, nitrogen component relationship curve
表 1 废催化剂回收系统工艺优化前后分析数据
Table 1 Analysis data before and after process optimization of waste catalyst recovery system
工艺 可燃气体积分数/% 水分质量分数/% 工艺优化前 2 5 工艺优化后 ＜0.2 ＜1 
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表 2 催化剂循环的设计指标与工艺优化后指标的对比
Table 2 Comparison between the design index of catalyst cycle and the index after process optimization
参数 待生催化剂循环量/(t·h−1) 待生管温度/ ℃ 待生管密度/(kg·m−3) 待生管压力/MPaG MCR EBTP MCR EBTP MCR EBTP MCR EBTP 设计数据 41.80 76.00 380.00 450.00 20.00 38.00 0.11 0.12 优化数据 41.00 73.00 365.50 445.00 19.40 39.70 0.11 0.12
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表 3 水系统换热器优化前后换热介质进出口温度变化
Table 3 Temperature difference between inlet and outlet of heat exchange medium before and after optimization of water system heat exchanger
项目 温度/℃ 洗涤水入口 洗涤水出口 换热介质入口 换热介质出口 洗涤前 104 85 60 95 洗涤后 108 80 60 104
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表 4 余热锅炉在优化前后工艺气进出口温差和富产蒸汽量对比
Table 4 Comparison of temperature difference between process gas inlet and outlet and rich steam production before and after optimization of waste heat boiler
项目 工艺气进口温度/℃ 工艺气出口温度/℃ 4.0 MPaG蒸汽量/（t·h−1） 吹扫前 380 350 15 吹扫后 380 343 17
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表 5 反应器仪表反吹气源优化前后工艺气组分对比
Table 5 Comparison of process gas components before and after optimization of instrument backblowing gas source in reactor
工艺气组成 气体体积分数/% CH3OH H2 CH4 C2H4 C2H6 C4+ C5+ C3H6 C3H8 N2 反吹气为氮气 0.146 0.210 0.540 19.520 1.854 19.770 8.500 36.160 4.810 8.490 反吹气为工艺气 0.134 0.110 0.470 21.910 1.180 21.330 9.060 40.350 5.446 —
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[1] 蒋永州,杨玉芳,尉秀峰,等. 甲醇制烯烃工艺及工业化进展[J]. 天然气化工,2020,45(1):97−102. JIANG Yongzhou,YANG Yufang,WEIXiufeng,et al. Latest progress in methanol to olefin process and industrialization[J]. NaturaL Gas Chemcial Industry,2020,45(1):97−102.
[2] 李文艳. 甲醇制烯烃技术工艺及对比分析[J]. 山西化工,2020,40(3):32−34. LI Wenyan. Technology and comparative analysis of methanol to olefin[J]. Shanxi Chemical Industry,2020,40(3):32−34.
[3] 朱 杰, 崔 宇, 陈元君, 等. 甲醇制烯烃过程研究进展[J]. 化工学报,2010,61(7):1675−1684. ZHU Jie, CUI Yu, CHEN Yuanjun, et al. Methanol to Olefins Technology VS Traditional Petroleum Hydrocarbons Cracking to Olefins Technology [J]. CIESC Journal,2010,61(7):1675−1684.
[4] 李常艳, 张慧娟, 胡瑞生. 甲醇制烯烃技术进展及与石油烃裂解制烯烃对比[J]. 当代化工,2011,6(157):41−44. LI Changyan, ZHANG Huijuan, HU Ruisheng. Methanol to Olefins Technology VS Traditional Petroleum Hydrocarbons Cracking to Olefins Technology[J]. Coal Chemical Industry,2011,6(157):41−44.
[5] 黄 燕, 卢承昊. 甲醇制烯烃工艺研究进展[J]. 当代化工,2023,52(8):1975−1979. HUANG Yan, LU Chenghao. Research Progress of Methanol to Olefin Process[J]. Contemporary Chemical Industry,2023,52(8):1975−1979.
[6] 黄格省,胡 杰,李锦山,等. 我国煤制烯烃技术发展现状与趋势分析[J]. 化工进展,2020,39(10):3966−3974. HUANG Gesheng,HU Jie,LI Jinshan,et al. Development status and trend of coal-to-olefins technology[J]. Chemical Industry and Engineering Progess,2020,39(10):3966−3974.
[7] YE Mao,TIAN Peng,LIU Zhongmin. DMTO:a sustainable methanol-to-olefins technology[J]. Engineering,2021,7(1):17−21. doi: 10.1016/j.eng.2020.12.001
[8] TIAN Peng, WEI Yingxu, YE Mao, et al. Methanol to olefins (MTO): from fundamentals to commercialization[J]. ACS Catalysis,2015,5(3):1922−1938.
[9] 朱伟平. 甲醇制烯烃技术开发进展[J]. 现代化工,2022,42(4):82−86. ZHU Weiping. Technological development advances in methanol to olefins process[J]. Modern Chemical Industry,2022,42(4):82−86.
[10] 王冬冬. 煤基甲醇制烯烃技术进展与发展探索[J]. 煤化工,2023,51(4):113−116. WANG Dongdong. Development progress of coal-based methanol to olefin technology[J]. Coal Chemical Industry,2023,51(4):113−116.
[11] 崔普选. 煤基甲醇制烯烃工艺技术发展现状[J]. 现代化工,2020,40(4):5−9. CUI Puxuan. Development situation of process technologies for coal-based methanol olefins[J]. Modern Chemical Industry,2020,40(4):5−9.
[12] 吴春梅. 我国煤基甲醇制烯烃技术进展[J]. 化工设计通讯,2019,45(2):13,71. WU Chunmei. Progress in Coal-based Methanol To Olefins Technology in China[J]. Chemical Engineering Design Communications,2019,45(2):13,71.
[13] 刘中民,齐 越. 甲醇制取低碳烯烃(DMTO)技术的研究开发及工业性试验[J]. 中国科学院院刊,2006,21(5):406−408. LIU Zhongmin,QI Yue. Research and development of methanol to light olefins (DMTO) technology and industry test[J]. Journal of Chinese Academy of Sciences,2006,21(5):406−408.
[14] 张世杰,吴秀章,刘 勇,等. 甲醇制烯烃工艺及工业化最新进展[J]. 现代化工,2017,37(8):1−6. ZHANG Shijie,WU Xiuzhang,LIU Yong,et al. The latest process of methanol to olefin process and industrialization[J]. Modern Chemical Industry,2017,37(8):1−6.
[15] 陈洪派,商 辉,孔志媛. 甲醇制烯烃工艺技术发展现状[J]. 现代化工,2022,42(8):80−88. CHEN Hongpai,SHANG Hui,KONG Zhiyuan. Development status of methanol to olefin technology[J]. Modern Chemical Industry,2022,42(8):80−88.
[16] MARKAUSKAS D,KA IANAUSKAS R,MAKNICKAS A. Numerical particle-based analysis of the effects responsible for acoustic particle agglomeration[J]. Advanced Powder Technology,2015,26(3):698−704. doi: 10.1016/j.apt.2014.12.008
[17] 袁学民,孙世谦,张 蒙,等. 国内甲醇制烯烃技术最新进展[J]. 现代化工,2012,32(12):29−31. YUAN Xuemin,SUN Shiqian,ZHANG Meng,et al. Resent domestic advances in methanol-to-olefins technology[J]. Modern Chemical Industry,2012,32(12):29−31.
[18] 陆 军. 流化床甲醇制丙烯工业试验装置投料运行总结[J]. 中氮肥,2012,(2):11−15. LU Jun. Summary of FMTP Commissioning Test Running[J]. M-Sized Nitrogenous Fertilizer Progress,2012,(2):11−15.
[19] 王吉平,苏应玺,董国亮,等. 流化床甲醇制烯烃含烃催化剂锁斗分离技术研究及应用[J]. 现代化工,2020,40(2):219−221. WANG Jiping,SU Yingxi,DONG Guoliang,et al. Research on lock hopper separation technology of catalyst for methanol to olefin in fluidized bed and application[J]. Modern Chemical Industry,2020,40(2):219−221.
[20] 焦志武. 激波吹灰器在250 t/d机械炉排垃圾焚烧余热锅炉的运用[J]. 能源与节能,2018,(3):76−78. JIAO Zhiwu. Application of Shock Wave Sootblower in 250 t/d Waste Incineration Waste Heat Boiler of Mechanical Grate[J]. Energy and Energy Conservation,2018,(3):76−78.
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