.5Mt_a榆林常压催化柴油加氢精制工艺设计-毕业论.doc

西安石油大学本科毕业设计（论文）毕业设计（论文）任务书题 目1.5Mt/a榆林常压催化柴油加氢精制工艺设计学生姓名王 超学号200908010211专业班级化工1002设计（论文）内容及基本要求1、根据催化柴油的性质及产品质量要求，选择合适的加氢精制工艺流程及催化剂；2、根据室内评价报告，确定反应器操作条件；3、依动力学、热力学参数对加氢反应器进行质量、热量、动量衡算；4、进行加热炉工艺设计；5、绘制A2工艺流程图； 6、翻译相关文献（不少于15000个字符）；7、依照规范撰写毕业设计说明书。设计（论文）起止时间2014年 月 日至 2014年 月 日设计（论文）地点西安石油大学1号教学楼809指导教师签名 年 月 日系（教研室）主任签名年 月 日学生签名年 月 日1.5Mt/a榆林常压催化柴油加氢精制工艺设计摘 要：结合低硫、高十六烷值柴油规格的发展趋势，针对榆林常压、催化柴油硫、氮、芳烃含量高的特点，以其为原料采用加氢精制工艺生产清洁柴油。本文以国产RN-1为催化剂，对1.5Mt/a榆林常压、催化柴油采用单程加氢精制工艺流程进行了设计。根据室内评价报告，固定床反应器在液时空速2.4 h-1、进口压力4.4MPa、进口温度315、氢油比660Nm3/m3 的操作条件下加氢精制。通过质量、热量和动量衡算，确定了加氢反应器的结构尺寸。为了控制催化剂床层温升，催化剂床层分三层布置；采用气体分离来提高循环氢的纯度。对加热炉和热管式空气预热器进行了设计，用AutoCAD软件绘制了工艺流程图。关键词：常压催化柴油；清洁柴油；加氢精制；固定床反应器；催化剂1.5Mt / a Yulin atmospheric pressure catalytic diesel hydrorefining process designAbstract: The clean diesel was producted with hydrorefining process used Yulin atmospheric pressure, catalytic diesel oil which has high content of sulfur, nitrogen and aromatics, combined with low sulfur, high cetane number development trends of diesel fuel specifications. In this paper, homemade RN-1 as the catalyst for the 1.5Mt / a Yulin atmospheric pressure, using one-way catalytic diesel hydrorefining process has been designed. Based on laboratory evaluation report, a fixed bed reactor at a liquid hourly space velocity of 2.4 h-1, inlet pressure 4.4MPa, inlet temperature 315, the hydrogen oil ratio 660Nm3/m3 hydrorefining operating conditions. By mass, heat and momentum accounting to determine the hydrogenation reactor structure size. In order to control the catalyst bed temperature of the catalyst bed arranged in three layers; using a gas separation to improve the purity of recycle hydrogen. The furnace and the heat pipe air preheater were designed, and the flow was drawn with the AutoCAD software.Keywords: Atmospheric pressure catalytic diesel oil; Clean diesel; Hydrorefining; Fixed bed reactor; Catalyst目 录1 绪 论11.1 设计依据11.2 设计原则11.3 设计能力11.4 装置设计特点21.5 工艺流程说明22 加氢精制反应器的设计32.1 原料、催化剂及其产品性质32.2 装置的处理量62.3 氢耗的计算62.4 反应器进口混合柴油的汽化率e的计算92.5 固定床加氢反应器设计132.6 反应器压降的计算142.7 反应器热量衡算162.8 反应器计算结果汇总193 管式加热炉的设计203.1 燃料性质203.2被加热介质性质203.3 加热炉热负荷的计算203.4 燃烧过程计算213.5 辐射段计算243.6 对流段计算293.7 炉管压力降的计算333.8 烟囱的设计计算344 热管式空气预热器的热力设计384.1 基础数据384.2 单管结构设计384.3 热管换热器的结构设计414.4 炉效率464.5 热管式空气预热器设计结果汇总47参考文献48致 谢49III1 绪 论 随着原油供应中重质原油供应量的增加和轻质燃料需求量的提高，催化、焦化等二次加工油品占轻质燃料的比例不断增加。重质原料中不断增加的硫、氮、芳烃等非理想组分主要富集在二次加工馏分油中，导致催化、焦化加工的柴油质量不断恶化。随着环保法规的不断完善和环保意识的日益强化，对柴油污染物排放标准要求愈加严格。美国环保局(EPA)首先提出限制柴油硫含量(质量分数，下同)小于0.05%，芳烃含量(体积分数)小于20%的要求，并于1993年10月起开始实施新柴油规格。欧洲和日本也分别于1996年和1997年起实行硫含量小于0.05%的柴油新规格。 我国目前对柴油产品硫含量的要求为不高于350ppm，但随着炼油工业发展，各炼油厂的加工能力不断扩大，将加工越来越多的国外高硫原油，产品质量将受到严峻挑战。 柴油加氢精制通过加氢脱硫、脱氮、脱氧、脱金属及烯烃饱和、芳烃饱和等反应，以改善柴油的氧化安定性和提高其十六烷值，提升柴油的商品率。 本文结合低硫、高十六烷值柴油规格的发展趋势，用加氢精制的方法，使用RN-1催化剂，选择适当的工艺流程，对催化柴油加氢精制装置中的加氢反应器和加热炉进行了初步设计。1.1 设计依据(1) 西安石油大学化学化工学院化工系下发的“毕业设计任务书”。(2) 中华人民共和国石油天然气行业标准“石油工程制图标准”（SYJ-391）。(3) 中华人民共和国行业标准“管式加热炉规范”（SY/T 0538-2004）。1.2 设计原则(1) 在工艺可靠地基础上，力求技术先进、经济合理，并尽可能采用近年来开发的新技术、新工艺、新设备。(2) 吸取国内外加氢精制装置的工业运行参数，确保装置投产后高效、稳定、安全地生产。(3) 确保安全、环保的设计要求，污染物的排放达到排放标准。1.3 设计能力(1) 处理量：1.5Mt/a(2) 年开工时间：8400h1.4 装置设计特点(1) 为减少新氢的用量和提高混合氢的纯度，针对循环氢气中含氮量较高的特点，采用气体分离器除氮，以提高氢气纯度。(2) 采用炉前混氢措施，以减轻炉管结焦。(3) 为提高加热炉的热效率，采用空气预热器回收烟气热量。(4) 反应器采用新型内部结构，使进入催化剂床层的物流分配均匀和径向温度分布均匀，反应器内催化剂三层布置，设置两个冷氢箱，以便控制催化剂床层温升和反应温度。1.5 工艺流程说明新氢（1466.08kg/h）、循环氢（14390.42kg/h）分别压缩、混合再与常压、催化柴油（178571.43kg/h）混合换热到235，混合物进入加热炉，经对流室、辐射室加热到325后从反应器顶部（4.4MPa）进入床层进行催化加氢精制反应，当反应温度达到345时，向反应器通入急冷氢（11664.82kg/h）将温度降到315，进入下一床层，当反应温度达到345时，再向反应器通入急冷氢（27854.71kg/h）将温度降到315，最后由反应器底部(323，4.27566MPa)引出，与混合原料油换热后，注入软化水，经空冷降温后通入高压分离器(4.2MPa)进行气液分离。气相物流经醇胺吸收脱除酸性气体，经PSA脱除C1，再经气体分离脱除N2，处理后的气体作为循环氢通过压缩后与新氢混合。产生的污水由高压分离器的底部排出，分离出的生成油进入低压分离器。LPG从冷低分的顶部排出，产生的污水由低压分离器的底部排出。加氢生成油进入汽提塔，分凝器顶部排出的LPG与冷低分顶部排出的LPG混合再出装置，从分凝器底部出来的粗汽油，一部分作为液相回流进入汽提塔，另一部分引出装置，加氢精制生成油从汽提塔底出来经冷却后送出装置。 2 加氢精制反应器的设计2.1 原料、催化剂及其产品性质依照题目要求，应用软件，将常压柴油与催化柴油（质量比1:1）混合成一股进料，混合柴油性质见下表2-3 表2-1 催化柴油原料性质密度（20）0.8915硫，g/g5320冷滤点,7硫醇硫，g/g29.5闪点（闭）63溴价，gBr/100g17.1氮，g/g638残炭，%0.041芳烃，%15.1苯胺点48.4实际胶质，mg/100ml77.2运动粘度（20），mm2/s4.19酸度，mgKOH/100ml3.28色度，号ASTMD1500氧化安定性，沉渣mg/100ml1.35恩氏馏程，金属，g/g初馏10%199226Ni30%50%248280V70%90%303330Fe终馏点355Ca 表2-2 常压柴油原料性质密度（20）0.8856硫，g/g2450冷滤点,4硫醇硫，g/g9.5闪点（闭）63溴价，gBr/100g5.2氮，g/g350残炭，%0.015芳烃，%7.3苯胺点59.4实际胶质，mg/100ml77.2运动粘度（20），mm2/s5.24酸度，mgKOH/100ml3.28色度，号ASTMD1500氧化安定性，沉渣mg/100ml1.35恩氏馏程，金属，g/g初馏10%203226Ni30%50%251275V70%90%303329Fe终馏点350Ca表2-3 混合柴油性质密度（20）0.88855硫，g/g3885氮，g /g494硫醇硫，g/g19.5芳烃，%11.2溴价，gBr/100g11.15残炭，%0.028实际胶质，mg/100ml77.2运动粘度（20），mm2/s4.715酸度，mg KOH/100ml3.28色度，号ASTMD1500氧化安定性，沉渣mg/100ml1.35金属，g/gNiVFeCa恩氏馏程，实沸点馏程，初馏10%201226初馏10%167212.6630%50%249.5277.530%50%233.8281.9370%90%303329.570%90%313.58344.2终馏点352.5终馏点369.76 表2-4 补充氢和循环氢性质组 分补充氢 %循环氢 %N26.7423.39H290.6270.82CH41.644.79C2H60.04C3H80.240.06C4H100.440.04C5H120.27H2S0.010.90 表2-5 催化剂性质 名称 国产RN-1 组分 NiW/Al2O3 比表面积，m2/g 171 孔容, ml/g 0.282 堆积密度, g/cm3 0.92 外形 条形表2-6 操作条件 反应器进口温度315 反应器床层平均温度330反应器进口压力MPa(绝) 4.4高压分离器压力MPa(绝)4.2冷低压分离器压力MPa(绝)1.2 液时空速h-12.4 氢油比Nm3/m3660表2-7 主要产品性质氮，g/g180硫，g/g165冷滤点,10硫醇硫，g/g4.6闪点（闭）65溴价，gBr/100g2.27碱氮，g/g48残炭，%0.029芳烃，%3.8苯胺点57.3粗汽油比重 （20）0.7670精制柴油比重（20）0.8817运动粘度（20），mm2/s4.12酸度，mgKOH/100ml0.31色度，号氧化安定性，沉渣mg/100ml粗汽油恩氏馏程，精制柴油恩氏馏程，初馏10%437320323450%90%146190278323终馏点2043402.2 装置的处理量混合柴油的质量流量：1.51098400178571.43kg/h混合柴油的体积流量：178571.43888.55200.97m3/h2.3 氢耗的计算2.3.1 化学耗氢 表2-8 加氢反应的化学耗氢1加氢反应化学耗氢量加氢脱硫（1823）（进料与生成油含硫质量分数的差值）加氢脱氮62（进料与生成油含氮质量分数的差值）烯烃饱和1.18（进料与生成油溴价单位的差值）加氢脱硫：2338851651048.556 Nm3/m3加氢脱氮：62494481042.765 Nm3/m3烯烃饱和：1.1811.152.2710.478Nm3/m3芳烃饱和：4.811.23.835.52Nm3/m3化学耗氢量： 8.556+2.765+10.478+35.52=57.319Nm3/m3进料2.3.2 设备漏损量2 取9Nm3/m3进料2.3.3 溶解损失量2 取7.7Nm3/m3进料2.3.4 氢气性质补充氢：（纯）57.319+7.7+974.019Nm3/m3补充氢：（不纯）74.0190.9920=74.616Nm3/m3 耗氢量（%）74.61622.42888.5510.75%氢油比Nm3/m3 660循环氢：66074.616585.384 Nm3/m32.3.5 补充氢、循环氢、混合氢各物质组分性质 表2-9 补充氢性质 组分M%kg/hkmol/hX %N228.0136.7498.813.55470.531H22.01690.621328.56664.0899.20CH416.0431.6424.041.50620.225C2H630.070.040.58640.02010.003C3H844.0970.243.5186 0.08030.012C4H1058.1240.446.45070.13390.020C5H1272.1510.273.9584 0.05350.008H2S34.080.010.14660.00690.001 总计 1001466.08669.44100 表2-10 循环氢性质 组分M %kg/hkmol/hX %N228.01323.393365.92120.802.30H22.01670.8210191.35038.9296.8CH416.0434.79689.3043.0660.82C2H630.07C3H844.0970.068.63420.21010.004C4H1058.1240.045.75620.10500.002C5H1272.151H2S34.080.90129.513.83390.073 总计 10014390.425251.98100 表2-11 混合氢性质组分M%kg/hkmol/hX%N228.01321.943481.7512.4352.10H22.01672.4411495.805747.9297.07CH416.0434.49712.5444.5880.753C2H630.070.00380.60300.02010.000339C3H844.0970.080412.7590.29010.0049C4H1058.1240.087113.8220.23860.00403C5H1272.1510.02433.8560.05350.000904H2S34.080.822130.453.83710.0648总计 10015869.415921.42100 由原料的已知条件与生成油中硫、氮含量的质量分数差，求得： 生成H2S的量：（3885-165）10-61.51098400=705.8kg/h 生成NH3的量：（494-48）10-61.51098400=96.71kg/h表2-12 反应总物料衡算进料kg/h%出 料kg/h%补 充 氢N299.550.055气 体 + 损 失N299.550.0553H21328.170.74H2415.160.231C124.110.0134C124.110.01339C20.6030.0003335C20.6030.000335C33.540.00197C33.540.00197C47.770.00432C47.770.00432C53.860.00214C53.860.00214H2S0.2270.000216NH396.710.392混合柴油178571.4399.18H2S706.0270.0537合计180039.26100粗汽油3573.63861.985精制柴油175108.291497.26总计180039.26100出料液相进料总量出料气相 180039.261357.33 178681.93kg/h 根据同类型装置生产运行结果，取生成的精制柴油与粗汽油的质量比为98: 2精制柴油178681.9398%175108.2914kg/h粗汽油178681.93175108.29143573.6386kg/h进料kg/h%出料kg/h%H211495.845.91H210582.835.44N2 3481.691.79N23481.691.79C1713.390.367C1713.390.367C20.6030.00031C20.6030.00031C312.760.00656C312.760.00656C4 13.820.00711C413.820.00711C53.850.00198C53.850.00198H2S130.370.0671H2S836.170.43混合柴油178571.4391.85NH396.710.0497合计194423.735100精制柴油178681.9391.85合计194423.735100表2-13 反应器物料平衡表2.4 反应器进口混合柴油的汽化率e的计算2.4.1 各物性参数的确定： （1） 混合柴油物性 A： 的换算： =0.88855+0.0040=0.8926 B： 比重指数（）： =131.527.03 C： 特性因数K： 将恩氏蒸馏数据转化为平衡汽化数据，恩氏数据如下： 表2-14 恩氏蒸馏数据馏出，%01030507090100温度，201226249.5277.5303329.5352.5 由恩氏蒸馏数据计算各平均沸点2： a.体积平均沸点： tv=； 馏程的斜率S= =1.294/% b.质量平均沸点： tw=tv+2.03=277+2.03=279.03 c.实分子平均沸点： =10.87 tm=tv=277-10.87=266.13 d.立方平均沸点： =2.24 tcu=tv-=277-2.24=274.76 e.中平均沸点： =6.673 tme=tv-=277-6.673=270.327特性因数： D：平均分子量M3 由图34可查得：M=205 （2） 粗汽油的物性参数确定： A： =+d=0.7670+0.00474=0.77174 B：比重指数（）： =131.551.85 C：同理可得： 体积平均沸点：；馏程的斜率： S=1.4625/% 质量平均沸点： tw=tv+=136.33+3.74=140.4实分子平均沸点：tm=tv=136.33-15.54=120.79立方平均沸点： tcu=tv-=136.33-3.56=132.77中平均沸点： tme=tv-=136.33-9.665=126.665特性因数： D：平均分子量M2 由图34可查得：M=115 （3） 精制柴油的物性参数确定2： A : =+d=0.8817+0.004088=0.885788 B: 比重指数（）： =131.528.24 表2-15精制柴油恩氏馏程馏出 %0105090100tD86， 203234278323340 C: 同理可得： 体积平均沸点： ；馏程的斜率S=1.1125/% 质量平均沸点： tw =tv+=278.33+1.57=279.9 实分子平均沸点：tm=tv -=278.33-8.90=269.43 立方平均沸点： tcu=tv-=278.33-1.86=276.47 中平均沸点： tme=tv-=278.33-5.479=272.851 特性因数： D：平均分子量M2 由图34可查得：M=2052.4.2 恩氏蒸馏曲线转化成常压平衡汽化曲线： a.混合柴油恩式蒸馏温度 表2-16馏出 %01030507090100tD86， 201226249.5277.5303329.5352.5 考虑热裂化的影响，校正后的恩氏蒸馏数据如下：馏出 %01030507090100tD86， 201226252.22282.21310.77342.57373.03 b：由图6-10换算50%点温度2 恩氏蒸馏70%10%点斜率S=1.413（/%） 由图可查的：平衡汽化50%点恩氏蒸馏50%点4.5 故：平衡汽化50%点温度282。21+4.5286.71 c：由图716查得3： 表2-17 平衡汽化曲线各段温差如下表曲线线段恩氏蒸馏温差，平衡汽化温差，010%258.51030%26.22163050%29.9916.55070%28.56147090% 31.81590100%30.4610.8 d：由50%点及各段温差推算平衡汽化曲线各点温度： 表2-18馏出 %01030507090100tD86， 201226252.22282.21310.77342.57373.03tEFV， 245.71254.21270.21286.71300.71332.51362.972.4.3 进口压力下的平衡汽化曲线的确定 (1) 真、假临界温度tc、tc的确定3： 恩氏蒸馏实分子平均沸点tm=266.09=266.091.8+32=510.962 恩氏蒸馏质量平均沸点 tw=279.03=279.031.8+32=534.254 由图4-2-2查得：假临界温度tc=870=738.71K 真临界温度tc=884=746.48K (2) 真、假临界压力Pc、Pc确定3： 由tme=266.09=510.962、 由图4-2-4得： 假临界压力Pc=319磅/时（绝）=21.692atm=2.19MPa 又 由图4-2-3得：真临界压力Pc=2.45MPa 校正后：恩氏蒸馏90%10%点斜率S=1.46（/%） 由图3-5-4得：焦点压力-临界压力=7.7atm 由图3-5-3得：焦点温度-临界温度=36.8 焦点温度473.33+36.8=510.13； 焦点压力24.26atm+7.7atm=31.96atm3.23MPa2.4.4 氢分压的计算2 柴油加氢精制的反应压力一般为4.05.0MPa，氢分压在3.04.0MPa，为了使柴油加氢精制达到最佳效果，使操作过程安全有保障地进行，应选择原料完全汽化时的氢分压。总压为4.4MPa，当柴油完全汽化时，氢分压为： 4.4 (6792.3831-871.1)/6792.3831=3.834MPa柴油油气分压： 4.4-3.8340.556MPa2.4.5 汽化率的确定 做出 P-T-e 图，可查得当入口温度为315，压力为0.556MPa=5.5atm时，柴油未汽化（e=0%）。 2.5 固定床加氢反应器设计2.5.1 催化剂装入量Vc 2 根据装置年处理量和空速，可以由下式计算出催化剂量： Vc=C/ (TSv) 式中：Vc催化剂用量，m3； C年加工油量，t/a； T年有效生产时间，h； 油的密度，kg/m3； Sv体积空速，h-1。 所以 Vc=1.5109/(8400888.552.4)=83.7m32.5.2 反应器的容积2 反应器的容积可按以下公式计算 Vr=Vc/Vf 式中：Vr反应器容积，m3； Vc催化剂用量，m3； Vf有效利用系数。 设有内保温的反应器，其有效利用系数（即可装入催化剂的体积与反应器体积之比）只有0.5 0.6。无内保温的反应器，当催化剂不分层放置时，有效利用系数为0.8。 取Vf =0.8 则Vr = Vc/Vf =83.7/0.8=104.625m32.5.3 反应器的直径与高度 据文献2介绍，目前一些反应器的长径比约4 9。催化剂床层深度一般为4 6m，最大床层深度达11.8m。本设计反应器的高径比取5，则 Vr =Ld /4 d=3.0m L=15.0m2.5.4 催化剂床层高度 根据加氢反应器的特点，本设计采用235之比分配催化剂数。 Vc=hd /4 得：h=11.85m 催化剂上层高度为L1=h=2.37m；中层高度为L2= h=3.555m；下层高度为=m。2.6 反应器压降的计算2.6.1 确定流动状态截面积：A=d/4=3.0/4=7.065m由P-T-e 图可知，混合柴油未汽化，故液相为混合柴油，气相为混合氢，求：319，330时的粘度如下：表 2-19 温度20100319330 密度kg/m888.55864693 681 粘度mm/s4.7151.2040.491 0.426 将20，100时的数据代入以下公式： ；得：b=10.5， m=4.3；则求得319，330的年度如上表所示。油品在反应器内的流速为：=。2.6.2 催化剂床层压降4Ergun认为流体流过床层的压降，主要是由于流体与颗粒表面间的摩擦阻力和流体在孔道中的收缩、扩大和再分布的局部阻力引起的。 （1）用当量体积法求dp对于单位质量的催化剂，V=1/0.92-0.28=得：dp=0.011543m （2）第一段床层气相：=2.339kg/m，粘度: =0.01492cp=1.49210-5kg/(ms) 第二段床层气相：=2.357kg/m，粘度: =0.01407cp=1.40710-5kg/(ms) 第三段床层气相：=2.417kg/m，粘度: =0.01388cp=1.38810-5kg/(ms)气体流速: =894.072500引用Ergun法算： 其中Ergun关联：则 =364.13Pa同理 第二段气相压降=1282.28Pa；第三段气相压降Pa。第一段进口液相：粘度=0.42668110-6=2.94104kg/(ms)液相流速: u=200.97/(3.1432/4)=28.45m/h=7.910-3m/s第一段液相： 则 =214.12500 用Ergun法计算 得： =93.43Pa 同理 第二段液相压降=140.14Pa；第三段液相压降Pa（3） 两相流从涓流区向脉冲区过渡时，可分别按单向流计算，再用larkin两相流动关联式校正，但此法算的值较小，故算出结果乘以45倍为设计压降 式中：、分别为液相、气相、两相流总压降 第一段压降： 则Pa 同理 第二段压降：Pa；第三段压降：Pa催化剂床层总压降=1.632+4.138+15.19=20.96KPa 乘以经验值4，20.964=83.84kPa2.6.3 反应器内各部件压降4反应器压降由反应器内构件压降和催化剂床层压降构成，其中内部构件有： 入口分配器：0.0030.006MPa 泡帽分布器：0.0040.008MPa 冷 氢 箱：0.0100.030MPa 支 撑 盘：0.0030.006MPa 收 集 盘：0.0040.007MPa则总计压降约40.5kPa反应器总压降为：40.5+83.84=124.34kPa2.7 反应器热量衡算2.7.1 总反应热计算 表2-20 不同加氢反应过程的反应热1 kJ/Nm3（H2）加氢脱硫2365加氢脱氮26382952加氢脱氧2365烯烃饱和5526芳烃饱和15703140 氢耗：加氢脱硫： 8.556Nm3/m32365kJ/Nm3=20234.94kJ/m3（进料）加氢脱氮： 2.765 Nm3/m32952 kJ/Nm3=8162.28 kJ/m3（进料） 饱和烯烃： 10.478 Nm3/m35526 kJ/Nm3=57901.428 kJ/m3（进料）饱和芳烃： 35.52 Nm3/m32500 kJ/Nm3=88800 kJ/m3（进料） 总反应热：QR =(20234.94+8162.28+57901.428+88800)200.97 =35189575.29 kJ/h 2.7.2 加入冷氢量的计算反应器进口温度315 ，设单段床层绝热温升 =30 各物质焓值的确定2A：常压催化柴油入反应器焓值的确定入口温度315 =0.88855 K=11.4查得K=11.8时 H1=188kcal/kg 校正后H1=1880.960=180.48kcal/kg=755.63kJ/kg 出口温度345 =0.88855 K=11.4查得K=11.8时 H2=205kcal/kg 校正后H2=2050.960=196.8kcal/kg=823.96kJ/kg油=H2H1=823.96-755.63=68.33kJ/kg178571.43kg/h=12201785.81kJ/h B：混合气体焓值的：(315至345)查化工手册： H=A+BT+CT+DT+ET (A,B,C,D,E均已知)kJ/kg kJ/kg kJ/kgkJ/kg kJ/kg kJ/kgkJ/kg kJ/kg 13.97121.94%+187.19972.44%+27.4354.49%+17.0600.0038%+14.4080.0804%+12.0060.0871%+11.8410.0243%+13.0220.882%=140.04kJ/kg15869.41kg/h=2222352.176kJ/h粗柴油和混氢的热焓为：Q单=12201785.81+2222352.176=14424137.99kJ/h催化剂床层数n=QR/ Q单=35189575.2914424137.99=2.44 取整为3C：一段冷氢：（40至315）由 H=A+BT+CT+DT+ET (A,B,C,D,E均已知) 计算得：=128.11923.39%+1684.36870.82%+261.9644.79%+109.7750.06%+119.9230.9%+61.2620.04%=1236.55kJ/h所以 一段冷氢量 =Q单/=14424137.991236.55=11664.82kg/hD: 二段冷清(混+冷)：（315至345）=13.97123.39%+187.19970.82%+27.4354.79%+14.4080.06%+12.0060.04%+13.0220.9%=137.27kJ/kg=137.2711664.82=1601264.362kJ/h总=+=3823616.538kJ/h =137.27kJ/kgm=总/=3823616.538/137.27=27854.71kg/h E: 反应器出口温度的校核 一段总焓为：油+混氢=14424137.99kJ/h； 二段总焓为：油+（混氢+一段冷氢） = 12201785.8+3823616.538 =16025402.34kJ/h 三段总焓为：总反应热-（一段总焓+二段总焓