Совместное двухстадийное получение фенола и ацетона

Министерство образования и науки Российской Федерации РОССИЙСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ НЕФТИ И ГАЗА имени И.М. ГУБКИНА Кафедра технологии химических веществ для нефтяной и газовой промышленности

Ю.А. Тополюк

СОВМЕСТНОЕ ДВУХСТАДИЙНОЕ ПОЛУЧЕНИЕ ФЕНОЛА И АЦЕТОНА

Москва 2013 1

УДК 665.766.4+661.727.4

Р е ц е н з е н т: канд. техн. наук А.Ю. Килякова

Тополюк Ю.А. Совместное двухстадийное получение фенола и ацетона: Методические указания для курсового проектирования. – М.: Издательский центр РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина, 2013. − 40 с. Предложены методические рекомендации для выполнения курсового проектирования на тему «Совместное 2-стадийное получение фенола и ацетона». Приведены исходные данные и методики расчета материальных и тепловых балансов стадии окисления изопропилбензола в гидропероксид изопропилбензола и стадии разложения гидропероксида с получением фенола и ацетона, дана методика технологического расчета аппаратов процесса. Методические указания предназначены для студентов, обучающихся по направлениям: 240401 – Химическая технология органических веществ, 240403 − Химическая технология природных энергоносителей и углеродных материалов, 250405 – Технология смазочных материалов и химмотология и 240100 − Химическая технология. Одобрено методической комиссией факультета химической технологии и экологии.

© Тополюк Ю.А., 2013 © РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина, 2013 2

• СОДЕРЖАНИЕ

Введение ................................................................................................................

4

I. СТРУКТУРА РАСЧЕТНО-ПОЯСНИТЕЛЬНОЙ ЗАПИСКИ................

5

II. РАСЧЕТНАЯ ЧАСТЬ ...................................................................................

7

1-я стадия. ОКИСЛЕНИЕ ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА (ИПБ) ........................ 2-я стадия. РАЗЛОЖЕНИЕ ГПИПБ С ПОЛУЧЕНИЕМ ФЕНОЛА И АЦЕТОНА.........................................................................................................

7 22

III. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ АППАРАТОВ ..............................

32

ПРИЛОЖЕНИЯ...................................................................................................

37

Приложение 1. Варианты задания (1) ................................................................. Приложение 2. Варианты задания (2) ................................................................. Приложение 3. Диаграмма фазового равновесия бинарной системы ацетонфенол.......................................................................................................................

37 38

Литература............................................................................................................

40

3

39

• ВВЕДЕНИЕ

Целью курсового проектирования является получение теоретических и практических знаний по изучаемому предмету и закрепление их при решении конкретной технической задачи; приобретение практических навыков в методологии проектирования технологических установок основного органического синтеза. Курсовой проект выполняется с использованием компьютерной техники в виде расчетно-пояснительной записки [1], графическая часть работы может быть выполнена как с привлечением программного обеспечения (например, программ Autodesk®, AutoCAD®), так и в начертательном варианте.

4

I СТРУКТУРА РАСЧЕТНО-ПОЯСНИТЕЛЬНОЙ ЗАПИСКИ

Курсовой проект включает следующие структурные элементы: − титульный лист; − задание; − содержание; − обозначения и сокращения; − введение; − литературный обзор; − технологическая схема процесса; − расчетную часть; − заключение; − приложения. − список литературы; Титульный лист курсового проекта можно получить по ссылке http://www.gubkin.ru/siteuser/student/Samples/documents/Titulnie_listi.p hp. Задание на курсовой проект студент получает на кафедре технологии химических веществ для нефтяной и газовой промышленности у руководителя курсового проекта. В задании указывается тема курсового проекта, номер варианта и соответствующие ему исходные данные (приложение 1, 2). Во введении обсуждаются перспективы развития совместного производства фенола и ацетона окислением изопропилбензола на отечественных и зарубежных предприятиях, а также современное со5

стояние применения химических реагентов, синтезированных на основе фенола и ацетона, используемых в нефтяной индустрии. В литературном обзоре рассматриваются основные методы получения фенола и ацетона, дается сравнительный анализ технологий получения фенола и ацетона из различных источников сырья. В табличном виде дается характеристика сырья и продуктов, подробно рассматривается механизм основных и побочных реакций, приводятся примеры готовых продуктов на основе фенола и ацетона, которые широко применяются в нефтегазодобывающей и нефтехимической промышленности. В литературном обзоре должны содержаться ссылки на цитируемые источники, в том числе не менее 3–5 ссылок на публикации по выбранной тематике последних пяти лет. Технологическая схема процесса состоит из графической части и ее описания с указанием параметров технологического режима и способов их регулирования, а также принципов работы основных устройств и аппаратов. В заключении приводятся основные показатели процесса и обсуждаются результаты расчетов.

6

II РАСЧЕТНАЯ ЧАСТЬ

1-я стадия. ОКИСЛЕНИЕ ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА (ИПБ) 1. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА ОКИСЛЕНИЯ ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА ДО ГИДРОПЕРОКСИДА ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА

Окисление ИПБ осуществляется в реакторе колонного типа с барботажными тарелками. На каждой тарелке расположен змеевик водяного охлаждения для отвода тепла реакции. ИПБ подается на верхнюю тарелку и по сливным трубам перетекает на нижележащие тарелки. Воздух подается под нижнюю тарелку и поднимается вверх, барботируя через слой жидкости. Число секций окисления 4−8. Инициатором реакции окисления является ГПИПБ. Таблица 1 Номер варианта 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Исходные данные для расчета (см. приложение № 1) Производительность установки по фенолу, Gф, тыс. т/год Число часов работы установки в году, n, ч Расходный коэффициент ИПБ на 1 т фенола, α, т/т Содержание ГПИПБ в окислительной шихте, х1, масс. доли Содержание ГПИПБ в реакционной массе окисления, х2, масс. доли Содержание продуктов распада ГПИПБ в окислительной шихте, y1, масс. доли Содержание продуктов распада ГПИПБ в реакционной массе окисления, y2, масс. доли Температура окисления ИПБ в реакторе, t, °С Степень использования кислорода воздуха в реакторе окисления, η, масc. доли Общее давление в реакторе, Р, МПа 7

Часовая производительность установки по фенолу Gф, кг/ч: Gф′ = Gф⋅106/n,

где n − число часов работы установки в году. Производительность установки по ИПБ с учетом расходного коэффициента (α), кг/ч, GИПБ: GИПБ = Gф·α. Теоретический расход кислорода, кг/ч, GOт : 2

GOт = M O /M ИПБ · GИПБ. 2

2

Фактическая подача кислорода в реактор окисления, кг/ч, GO : 2

GO = GOт /η. 2

2

Расход воздуха с учетом содержания кислорода в воздухе, кг/ч, Gв : Gв = GO /ωO , 2

2

где ωO − массовая доля кислорода в воздухе. 2

Состав и количество абгазов (Gna ), кг/ч. Состав абгазов: неизрасходованный в реакции окисления кислоa род, азот, изопропилбензол (GИПБ ), гидропероксид изопропилбензола a a (GГПИПБ ) и продукты его распада (GПР ).

GПa

=

0 0 [ PИПБ ⋅ y ИПБ + PГПИПБ ⋅ (1 − yИПБ )] ⋅ M ср

⋅ ⎛ G − GОт 0 0 отр ⎜ в [ P − ( PИПБ ⋅ yИПБ + PГПИПБ ⋅ (1 − yИПБ ))] ⋅ M в ⎝ 2

⎞, ⎟ ⎠

0 0 где Р – давление в колонне окисления; PИПБ – давление на, PГПИПБ

сыщенных паров ИПБ и ГПИПБ; уИПБ – мольная доля ИПБ в реакционной массе окисления (РМО) на верхней тарелке; рассчитывается, 8

принимая содержание ГПИПБ в РМО на верхней тарелке как сумму х1 и прирост ГПИПБ на верхней тарелке ∆х1, выраженные в массовых долях: yИПБ =

[1 − ( x1 + Δx1)]/ M ИПБ . [1 − ( x1 + Δx1)]/ M ИПБ + ( x1 + Δx1) / M ГПИПБ

МИПБ, МГПИПБ – молекулярные массы ИПБ, ГПИПБ; M вотр − отработанный воздух. отр отр M вотр = M N 2 ⋅ yN + M O2 ⋅ (1 − yN ), 2

2

отр – мольная доля азота в отработанном воздухе; Мср – средняя где yN 2

молекулярная масса реакционной массы на верхней тарелке: M ср = M ИПБ ⋅ yИПБ + M ГПИПБ ⋅ (1 − yИПБ ). a Количество изопропилбензола в абгазе GИПБ , кг/ч: a GИПБ

=

0 PИПБ ⋅ y ИПБ ⋅M ИПБ

т ⋅ ( G − G ). в О отр

0 0 ⋅ yИПБ + PГПИПБ ⋅ (1 − yИПБ ))] ⋅ M в [ P − ( PИПБ

2

Количество паров гидропероксида изопропилбензола и продуктов a его распада (ПР) в абгазе G(ГПИПБ+ПР) , кг/ч: a a G(ГПИПБ+ПР) = GПa − GИПБ .

Количество паров, уносимое абгазами с учетом низкомолекулярных кислых продуктов(0, 6 масс. %), образовавшихся в процессе разложения ГП ИПБ Gкa , кг/ч: Gкa = 0,006· GПa .

Общее количество паров в абгазе: GП′ = GПa + Gкa .

Количество и состав окислительной шихты (GОШ) и реакционной массы окисления (GРМО), кг/ч. 9

Количество окислительной шихты, кг/ч: т GПО + (Gп′ − GО ) ⋅ ( x2 + y2 ) 2 GОШ = , ( x2 + y2 − x1 − y1)

где х1 – содержание ГПИПБ в окислительной шихте, масс. доли; х2 – содержание ГПИПБ в реакционной массе окисления, масс. доли; y1 – содержание продуктов распада ГПИПБ в окислительной шихте, масс. доли; y2 – содержание продуктов распада ГПИПБ в реакционной массе окисления, масс. доли. Состав окислительной шихты, кг/ч: ОШ GИПБ = GОШ ⋅ (1 − x1 − y1 ), ОШ GГПИПБ = GОШ ⋅ x1, ОШ GПР = GОШ ⋅ y1.

Количество реакционной массы окисления, кг/ч: GРМО = GОШ − Gп′ + GОт 2 .

Состав реакционной массы окисления, кг/ч: рмо GИПБ = GРМО ⋅ (1 − x2 − y2 ), рмо GГПИПБ = GРМО ⋅ x2 , рмо GПР = GРМО ⋅ y2 .

Количество избыточного кислорода в абгазах, кг/ч: ΔGО2 = GО2 − GОт 2 .

Общее количество абгазов, кг/ч: а а GАГ = GИПБ + GГПИПБ+ПР + ΔGО2 + GN 2 − Gк ,

GN 2 = Gв − GОт 2 . 10

2. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ОКИСЛИТЕЛЬНЫХ КОЛОНН

Окислительная колонна – вертикальный цилиндрический аппарат, имеющий 8 рабочих секций. Каждая секция снабжена решофером, в котором циркулирует вода для снятия тепла реакции окисления. В Таблица 2 Материальный баланс стадии окисления ИПБ

Наименование компонента

Установка, кг/ч

ПРИХОД: 1. Окислительная шихта В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ 2. Воздух В том числе: кислород азот ИТОГО РАСХОД: 1. Реакционная масса окисления В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ 2. Абгазы, В том числе: ИПБ ГПИПБ+ПР Кислые продукты Избыточный кислород Азот ИТОГО 11

Одна ко- На статью, На поток, лонна, кг/ч % масс. % масс.

колонне установлены 4 ситчатые тарелки, в каждой секции имеется переливная труба с гидрозатвором. Основные размеры колонны: диаметр 3000 мм, высота 21425 мм, объем 143 м3. Средний объем жидкости в колонне, м3/ч: Vсрж =

GОШ /ρОШ + GРМ /ρ РМ , 2

где ρОШ, ρРМО – плотность окислительной шихты и реакционной массы окисления, кг/м3. ρ ОШ = ρ ИПБ ⋅ х′ + ρ ГПИПБ ⋅ х′′,

где х′, х″ − массовая доля ИПБ, ГПИПБ и продуктов его распада, соответственно. Аналогично рассчитывают плотность реакционной массы окисления. Общий объем жидкости при барботаже воздуха принимают на 10 % больше, м3: V = Vсрж ·1,1. Общий объем жидкости (Vобщ, м3) с учетом времени пребывания (τ) РМО в реакторе составит: Vобщ = V·τ. Окислительная колонна имеет общую высоту барботажного слоя, равную, м: h = 8·h′, где 8 – количество тарелок в колонне; h′ – высота барботажного слоя одной тарелки Общее количество колонн, необходимых для обеспечения производительности: n=

Vобщ , VРМО

где VРМО – объем реакционной массы в одной колонне, м3; 12

π⋅d2 VРМО = ⋅ h, 4

где d – диаметр колонны, м. 3. РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА РЕАКТОРА ОКИСЛЕНИЯ

Целью расчета теплового баланса реактора является определение расхода воды, подаваемой в каждую секцию реактора для охлаждения реакционной массы окисления. Приход тепла. С окислительной шихтой при температуре окисления: G QОШ = ОШ ⋅ CрОШ ⋅ t0 , n

где n – число колонн окисления; CрОШ – теплоемкость окислительной шихты при t0, кДж/кг⋅град: ОШ ОШ CрОШ = xИПБ ⋅ CрИПБ + yГПИПБ ⋅ CрГПИПБ , ОШ ОШ и yГПИПБ − мольные доли изопропилбензола и гидроперокгде xИПБ

сида ИПБ в окислительной шихте, соответственно. Приход тепла с технологическим воздухом: вх Gвозд ⋅ Срвозд ⋅ tвозд QВОЗД = , n

где Срвозд – теплоемкость воздуха при 20 °С, кДж/кг·град. Расчет количества теплоты реакции, выделяющейся при окислении ИПБ. Тепловой эффект химической реакции (∆Н) рассчитывается в соответствии с законом Гесса и равен сумме энтальпий образования из простых веществ конечных продуктов реакции за вычетом суммы энтальпий образования исходных веществ: обр обр 0 ΔH 298 = ∑ ΔН 298 − ΔН 298 прод ∑

исх

.

13

Поскольку окисление изопропилбензола осуществляется при относительно низких значениях температуры и давления, то в данном расчете можно не учитывать зависимость теплового эффекта реакции от температуры и давления. Теплота, выделяющаяся при окислении изопропилбензола в гидропероксид изопропилбензола: рмо а ош (GГПИПБ + GГПИПБ + ПР − GГПИПБ ) 0 Qi = ΔH т = ΔH 298, ГПИПБ ⋅ М ГПИПБ 0 +ΔН 298, ДМФК ⋅

рмо ош (GДМФК − GДМФК )

М ДМФК

рмо ош (GАФ − GАФ ) ⋅ М Н 2О 0 +ΔН 298, Н О ⋅ 2 М АФ

+

+

рмо ош (GАФ − GАФ ) 0 ΔН 298, АФ ⋅ М АФ

Gка 0 + ΔН 298, МК ⋅ М МК

+

рмо ош (GИПБ − GИПБ ) 0 − ΔН 298, ИПБ ⋅ . М ИПБ

Энтальпии образования веществ приводятся в справочной литературе [2, 3], также их можно рассчитать, например, по методу Бенсона [4], допускается пользоваться программными продуктами для расчета физико-химических свойств веществ. Общий приход тепла, Кдж/ч: QПР = QОШ + Qв + Qi. Расход тепла. С продуктами, уносимым из колонны абгазами при температуре верха колонны tв, °С, кДж/ч: Q а = GП′ ⋅ (CрИПБ ⋅ tв + r ),

где r – скрытая теплота испарения изопропилбензола, кДж/ч; tв – температура верха колонны, °С. С отработанным воздухом при tв, Кдж/ч: Qвотр = Gвотр ⋅ Cрв ⋅ tв .

С реакционной массой при температуре низа колонны tн, Кдж/ч: QРМО = GРМО ⋅ CрРМО ⋅ tн ,

где СрРМО – теплоемкость реакционной массы окисления, кДж/кг⋅град. 14

Тепло, затраченное на нагревание кислорода, вступившего в реакцию, кДж/ч: ⎛t +t ⎞ QO 2 = GОт 2 ⋅ CрO2 ⋅ ⎜ в н − t0 ⎟ . ⎝ 2 ⎠

Потери тепла в окружающую среду, кДж/ч: Qпотерь= k·F·∆t, где F – поверхность колонны, м2; t – средняя температура колонны, °С; k – коэффициент теплопередачи, кДж/м2·ч·град/ F = 2πR·H, где H − высота колонны, м; R − радиус колонны, м; ⎛t +t ⎞ Δt = ⎜ в н − t0 ⎟ . ⎝ 2 ⎠

Общий расход тепла (Qрасх), Кдж/ч: Qрасх = Qа + Qвотр + QРМО + QО2 + Qпотерь. Количество тепла (∆Q), которое необходимо отвести водой, кДж/ч: ∆Q = Qпр – Qрасх.. Таблица 3 Тепловой баланс стадии окисления ИПБ

Установка, Q, кДж/ч

Наименование ПРИХОД: с окислительной шихтой с технологическим воздухом с теплом реакции ИТОГО РАСХОД: с продуктами, уносимыми абгазами с отработанным воздухом с реакционной массой окисления на нагрев воздуха потери тепла в окружающую среду ИТОГО 15

1 колонна, Q, кДж/ч

4. ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КОЛОННЫ ОКИСЛЕНИЯ ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА ПО СЕКЦИЯМ

Для расчета количества тепла, выделяющегося на каждой секции условно принимается, что оно пропорционально количеству ГПИПБ, образующегося на i-й секции: ΔQi =

ΔQ ⋅ Δxi , кДж/ч. x2 − x1

Съем тепла осуществляется умягченной водой, циркулирующей в змеевике. Вода нагревается от tнв (25 °С) до tкв (40 °С). Температура воды на всех четырех тарелках изменяется от tнв до tкв °С. Расход воды в змеевике i-й секции, м3/ч: qв = i

ΔQi

CpH O ⋅ ρ H O ⋅ (tкв − tнв ) 2 2

где CpH

2

O

,

– теплоемкость воды при ∆tср, °С, кДж/кг·град; ρH

2

O

–

плотность воды при ∆tср, °С, кг/м3. Необходимая поверхность теплопередачи, м2: Fi =

ΔQi , k ⋅ Δtср

где k – коэффициент теплопередачи, кДж/м2·ч·°С; ∆tср – средняя температура секции, °С. Таблица 4 Содержание гидропероксида изопропилбензола и его прирост по секциям (по производственным данным) Номер секции I II III−VII VIII

Содержание ГПИПБ на секции, % масс.

Прирост ГПИПБ на секции, Δхi, % масс.

х1 + 4,0 х1 + 7,0 х1 + 7,5

4,0 3,0 1,5

х2

1,5 16

Температура на тарелке, t oC tв ( t − t ) ⋅ № секции tв − в н 8 tн

Таблица 5 Номер t на тарелке, ∆tср, °С секции °С

ρН 2О при ∆tср,

°С, кг/м3

СрН 2О ,

кДж/кг⋅град

∆Qi

qвi

Fi

I II III IV V VI VII VIII

Средняя разность температур, °С: Δtср =

(t − tнв ) − (t − tкв ) 2,3log

(t − tнв )

.

(t − tкв )

5. КОНЦЕНТРИРОВАНИЕ ГИДРОПЕРОКСИДА ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА

Выделение технического ГПИПБ осуществляется путем отделения непрореагировавшего ИПБ ректификацией в двух последовательно работающих колонах, под вакуумом (1 колонна – остаточное давление 50 мм. рт. ст, температура низа колонны не выше 95 °С, 2 колонна − остаточное давление 20 мм. рт. ст, температура не выше 98 °С). Расчет материального баланса колонн укрепления ГПИПБ заключается в определении количества и состава потоков колонн при известных количестве и составе реакционной массы окисления (РМО), а также содержании ГПИПБ и во всех потоках на стадии укрепления. В первой колонне осуществляется отгонка основного количества ИПБ, который после очистки возвращается в емкость для приготовления окислительной шихты, с низа колонны выводится концентрированный ГПИПБ (60−80 % масс.), который поступает во вторую колонну. С верха второй колонны отбирается ИПБ, который возвраща17

ется в качестве рецикла в первую колонну установки укрепления (1 вариант) или отводится после очистки в емкость для приготовления окислительной шихты (2 вариант). С низа второй колонны выводится технически ГПИПБ с концентрацией 90−94 % масс., который направляется на разложение. Колонна 1 представляет собой цельносварный аппарат с решетчатыми тарелками 4 шт. Высота колонны 7650 мм, диаметр 2000 мм. Колонна 2 – вертикальный аппарат со съемной сферической крышкой тарельчатого типа. Тарелки решетчатые, провального типа. Число тарелок 4. Высота колонны 4150 мм, диаметр 900 мм. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА СТАДИИ УКРЕПЛЕНИЯ ГИДРОПЕРОКСИДА ИЗОПРОПИЛБЕНЗОЛА

Материальный баланс концентрирования ГПИПБ по 1-му варианту (дистиллят из второй колонны укрепления ГПИПБ возвращается в качестве рецикла в первую колонну установки укрепления ГПИПБ. Материальный баланс по 1-й и 2-й колоннам укрепления (по общему количеству гидропероксида ИПБ и продуктов распада): а) количество технического ГП ИПБ и продуктов распада, кг/ч: Gт = (Gрмо⋅хрмо − Gош⋅хош)/хт,

(1)

где Gт – количество технического ГПИПБ (концентрированного ГПИПБ), кг/ч; Gрмо − количество РМО, кг/ч; хрмо – содержание ГПИПБ и ПР в реакционной массе окисления; хош – содержание ГПИПБ и ПР в окислительной шихте; Таблица 6 Исходные данные

Содержание ГПИПБ и ПР в техническом ГПИПБ, хт, доли

0,93

Содержание ГПИПБ и ПР в остатке 1-й колонны концентрирования, хо, доли

0,70

Содержание ГПИПБ и ПР в дистилляте 2-й колонны, х2, доли

0,30

18

б) баланс по 1-й колонне: GРМО = G1 + Gт ,

(2)

G1 ⋅ х1 = GРМО ⋅ xРМО − Gт ⋅ хт ,

(3)

где G1 – количество дистиллята 1-й колонны; в) из уравнения (3) находим значение х1;. г) определение количества дистиллята 1-й колонны G1; д) материальный баланс по 2-й колонне: e) G0 = Gт + G2 ,

(4)

где G0 – остаток 1-й колонны; G2 − дистиллят 2-й колонны укрепления ГПИПБ; (5) ж) G0 ⋅ х0 = Gт ⋅ хт + G2 ⋅ х2 ; (6) з) (Gт + G2) ⋅ х0 = Gт ⋅ хт + G2 ⋅ х2 ; и) из (6) определяется количество G2. Составление материального баланса по двум колоннам (табл. 7, 8). Материальный баланс концентрирования ГПИПБ по 2-му варианту (дистилляты 1-й и 2-й колонны возвращаются в емкость для приготовления окислительной шихты). GРМО = G1 + Gт + G2 ,

(7)

GРМО ⋅ хРМО = G1 ⋅ х1 + Gт ⋅ хт + G2 ⋅ х2 .

(8)

Средняя концентрация ГПИПБ и ПР в дистиллятах 1-й и 2-й колонн: хср = (G1 ⋅ х1 + G2 ⋅ х2 ) /(G1 + G 2).

(9)

Поскольку основное количество ИПБ отгоняется в первой колонне, то х1 < хср.

(10)

Задаемся концентрацией х1, учитывая производственные данные. Материальный баланс 1-й колонны: G0 = GРМО − G1 ,

(11)

GРМО ⋅ xРМО = G1 ⋅ х1 + G0 ⋅ х0 .

(12) 19

Таблица 7 Материальный баланс 1-й колонны укрепления ГПИПБ (1 вариант) % масс. Наименование потока кг/ч на статью на поток ПРИХОД: Реакционная масса окисления В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ Дистиллят 2 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ ИТОГО РАСХОД: Дистиллят 1 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ Остаток 1 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ ИТОГО 20

Таблица 8 Материальный баланс 2-й колонны укрепления ГПИПБ (1 вариант) % масс. Наименование потока кг/ч на статью на поток ПРИХОД: Остаток 1 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ ИТОГО РАСХОД: Дистиллят 2 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ Остаток 2 колонны В том числе: ИПБ ГПИПБ ПР В том числе: ДМФК АФ ИТОГО

Подставляя в (12) G0 из (11), определяем G1. Количество ГПИПБ в дистилляте 2-й колонны определяем из равенства: G2 ⋅ х2 = GРМО ⋅ xРМО − Gт ⋅ хт − G1 ⋅ х1 ,

х2 = G2 ⋅ х2/G2. Количество остатка 2-й колонны: G2 = G0 ⋅ Gт. Составление материального баланса по двум колоннам. 21

2-я стадия. РАЗЛОЖЕНИЕ ГПИПБ С ПОЛУЧЕНИЕМ ФЕНОЛА И АЦЕТОНА 1. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА СТАДИИ РАЗЛОЖЕНИЯ ГП ИПБ

Разложение ГПИПБ ведется в присутствии моногидрата серной кислоты в кожухотрубном реакторе-разлагателе. В промышленных условиях применяют 98%-ную серную кислоту в виде раствора в ацетоне. Оптимальная температура реакции разложения 50−60 °С при времени контакта примерно 3,5 мин. Количество моногидрата серной кислоты определяется из выражения: GH SO 2 4 = хРМО , GH SO 2 4 ⋅ (100 − 2) GГПИПБ + хшк

где хшк − концентрация H2SO4 в шихте катализатора, масс. %; хРМО – концентрация H2SO4 в РМО, масс. %; GГПИПБ − количество расходуемого 100%-го ГПИПБ, кг/ч; GH SO – количество H2SO4, кг. 2

4

Таблица 9 Номер варианта 1 2 3 4 5 6 7

Исходные данные для расчета (см. приложение № 2) Состав и количество технического ГПИПБ, поступающего на разложение Концентрация моногидрата серной кислоты в РМО (по производственным данным), хРМО, % Концентрация моногидрата серной кислоты в шихте катализатора (по производственным данным), хшк, % Потери ацетона на образование побочных продуктов реакции, хАЦ, % Потери фенола на образование побочных продуктов реакции, хф, % Содержание фенольной воды, хфв, % Эффективность отстаивания nотст, % 22

Расчет количества продуктов основной реакции, протекающей при разложении ГПИПБ. Количество фенола Gф, кг/ч (см. расчет 1-й стадии). Количество ацетона GАЦ, кг/ч: GАЦ =

GГПИПБ ⋅ М АЦ М ГПИПБ

.

Расчет количества продуктов побочных реакций, протекающих при разложении ГПИПБ. Общие потери ацетона составляют хАЦ, доли от полученного количества ацетона GАЦ, кг/ч: GАЦ(потери) = GАЦ ⋅ хАЦ ,

из них на образование окиси мезитила идёт 60 % (по производственным данным) по реакции: O

O

CH3 C

2 CH3-C-CH3

CH

C

CH3 + H2O

CH3

Количество образовавшейся окиси мезитила Gокись мезитила, (кг/ч) и воды GН О/окись мезитила , (кг/ч), а также расход ацетона GАЦ/окись мезитила, 2

(кг/ч), рассчитываются по уравнению реакции с учетом стехиометрических коэффициентов. На образование смолы идёт 80,5 % всего поступившего ацетофенона по реакции: O C

CH3 O

3

+

CH3-C-CH3

смолы

+

4H2O

Расход ацетофенона GАФ/смола, (кг/ч) и ацетона GАЦ/смола, (кг/ч) на 23

образование смолы, количество образовавшейся смолы Gсмолы, (кг/ч) (Мсмолы − 346 кг/моль по производственным данным) и воды GН О/смола , (кг/ч) рассчитываются по уравнению реакции с учетом 2

стехиометрических коэффициентов. Общие потери фенола составляют хф, доли от полученного количества фенола Gф: Gф(потери) = Gф(исх) ⋅ хф , кг/ч,

из них на образование сложного фенола идёт 55 % (по производственным данным) OH OH

CH3

C

CH3

CH3 C

+

OH

+ Н2О

CH3

Количество образовавшегося сложного фенола Gсф, (кг/ч) и воды GН О/сф , (кг/ч) и расход ДМФК GДМФК/сф, (кг/ч) рассчитываются 2

по уравнению реакции с учетом стехиометрических коэффициентов. На образование АМС идёт 38 % ДМФК (по производственным данным): OH CH3

C

C H3

C H3

C

CH2 + H 2O

Количество образовавшегося АМС GАМС, (кг/ч) и воды GН

2О/АМС

,

(кг/ч), расход ДМФК GДМФК/АМС, (кг/ч) рассчитываются по уравнению реакции с учетом стехиометрических коэффициентов. 24

Таблица 10 Материальный баланс стадии разложения ГПИПБ

Приход

Компоненты кг/ч

масс. %

Расход кг/ч

масс. %

ГПИПБ Фенол Ацетон Сложный фенол Окись мезитила ИПБ АЦФ ДМФК АМС Димер АМС Смолы Вода H2SO4 Потери ИТОГО

На образование димера АМС идёт 5 % ДМФК (по производственным данным): OH CH3

C

CH3 CH3 C

2

CH3 CH

C

+ 2 H 2O

CH3

Количество образовавшегося димера АМС G2АМС, (кг/ч) и воды GН О/2АМС , (кг/ч), расход ДМФК GДМФК/2АМС (кг/ч) рассчитываются 2

по уравнению реакции с учетом стехиометрических коэффициентов. 2. РАСЧЕТ СТАДИИ НЕЙТРАЛИЗАЦИИ РЕАКЦИОННОЙ МАССЫ ОКИСЛЕНИЯ

На стадии нейтрализации избыток H2SO4 в реакционной массе окисления нейтрализуют щелочной водой состава: 25

Таблица 11

Компонент

Масс. %

NaOH H2O

10 90

Таблица 12

Компонент

Кг/ч

Масс. %

NaOH H2O ИТОГО

Расход гидроксида натрия GNaOH на нейтрализацию моногидрата серной кислоты рассчитывают по уравнению реакции, кг/ч: H2SO4 + 2NaOH → Na2SO4 + 3H2O. Расходы остальных компонентов нейтрализующего раствора: GH

O 2

=

GNaOH ⋅ 90 , кг/ч. 10

Состав и количество компонентов нейтрализующего раствора. 3. РАСЧЕТ СТАДИИ ОБВОДНЕНИЯ РЕАКЦИОННОЙ МАССЫ ОКИСЛЕНИЯ

Для обводнения реакционной массы подаётся фенольная вода в количестве 8−14 % от РМО: Gфв = GРМО ⋅ хфв , кг/ч,

где хфв – доля фенольной воды от количества РМО. Состав и количество компонентов фенольной воды: Таблица 14

Компонент

Компонент Фенол H2O ИТОГО

Кг/ч

Таблица 13 Масс. %

Фенол Ацетон H2O Na2SO4 C6H5ONa ИТОГО 26

Кг/ч

Масс. %

4. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА СОЛЕЙ, ОБРАЗУЮЩИХСЯ НА СТАДИЯХ ОБВОДНЕНИЯ И НЕЙТРАЛИЗАЦИИ РМО

NaOH + C6H5OH → C6H5ONa + H2O. Из уравнения реакции определяют расход NaOH GNaOH (кг/ч) и расход фенола Gф (кг/ч), выход воды GН О (кг/ч) и выход фенолята 2

Na(кг/ч): H2SO4 + 2NaOH →Na2SO4 + 3H2O. Из уравнения реакции определяют выход воды GН

2О

(кг/ч) и

сульфата Na (кг/ч). По производственным данным эффективность отстаивания nотст принимают равной 0,70−0,75 от общего количества образующихся солей: GNa

GС

2SО 4(эф)

= GNa

6 Н5ОNa (эф)

2SО 4

⋅ nотст (кг/ч),

= GС

6Н5ОNa

⋅nотст

(кг/ч).

Состав и количество вводно-солевого слоя, отделяемого от РМР в отстойнике. Таблица 15 Компонентный состав РМО после стадий обводнения и нейтрализации

Компонент

Кг/ч

Фенол Ацетон Сложный фенол Окись мезитила ИПБ АЦФ ДМФК АМС Димер АМС Смола Вода Na2SO4 C6H5ONa ИТОГО 27

Масс. %

4. РАСЧЕТ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА СТАДИИ РАЗЛОЖЕНИЯ РЕАКЦИОННОЙ МАССЫ ОКИСЛЕНИЯ С ПОЛУЧЕНИЕМ ФЕНОЛА И АЦЕТОНА

Целью расчета теплового баланса реактора-разлагателя является определение количества тепла, снимаемое рециркулирующей реакционной массой разложения (РМР) и уточнение расхода РМР. Реактор-разлагатель представляет собой кожухотрубный аппарат (теплообменник), в трубное пространство которого поступает промышленная вода для снятия части тепла реакции. Теплота реакции разложения ГПИПБ снимается с помощью: − подаваемого технического ГПИПБ (Q1); − кипящих компонентов РМО (если есть кипение) (Q2); − циркулирующей РМР (Q3); − промышленной воды, подаваемой в трубное пространство реактора (Q4). Уравнение теплового баланса: Qр −ии = Q1 + Q2 + Q3 + Q4 + Qп,

где Qр−ии − теплота реакции, выделяемая при разложении ГПИПБ. Тепловыми потерями Qn в данном расчёте можно пренебречь. Исходные данные: ΔH r = 486 ккал/кг − тепловой эффект реакции разложения ГПИПБ,

tн = 45 °C, tк = 65 °C. Количество теплоты при разложении ГПИПБ на 1 разлагатель: Qреакц = ΔH r ⋅ GГПИПБ / n,

где n − количество разлагателей. Количество тепла, снимаемое ГПИПБ, ккал/ч: Q1 = GГПИПБ ((tк ⋅ ∑ xi ⋅ Cpi , tк ) − (tн ⋅∑ xi ⋅ Cpi , tн )), 28

Таблица 16 Теплоёмкость Ср0 , ккал/кг⋅°C при t, °C

Температура, °C

Компонент

45

65

ГПИПБ ИПБ ДМФК Ацетон Фенол Ацетофенон α-МС ди-α-МС Окись мезитила Сложный фенол

где tк − конечная температура разложения, °C; tн − начальная температура разложения, °C; Cpi , tн и Cpi , tк − теплоёмкости компонентов технической ГПИПБ и продуктов разложения при температурах начала и конца разложения соответственно. Количество тепла при испарении компонентов РМР (Q2). В координатах t−х, y строится диаграмма фазового равновесия для пары фенол-ацетон. Таблица 17 Равновесные составы жидкости и пара для системы фенол-ацетон T, °C

Pфен мм. рт. ст

Pац мм. рт. ст

Pатм мм. рт. ст

62,5 73,8 86,0 100,0 108,4 121,4 1320 160,0 181,9

5 10 20 40 60 100 200 400 760

941 1351 1937 2841 3513 4790 6070 10660 15700

760 760 760 760 760 760 760 760 760 29

x=

Pатм − Pфен Pац − Pфен

0,81 0,56 0,38 0,26 0,20 0,14 0,1 0,04 0

P ⋅x y = ац Pатм

1 0,99 0,97 0,92 0,88 0,87 0,79 0,56 0

Диаграмма фазового равновесия фенол-ацетон приведена в приложении № 3. По диаграмме фазового равновесия определяют температуру начала кипения РМР (см. содержание ацетона в РМР, табл. 9). Если в условиях разложения ГПИПБ кипения смеси нет, то Q2 = 0, если разложение РМ сопровождается кипением, то Q2 определяют по [6]. Количество теплоты, снимаемое промышленной водой (Q4). Количество тепла, снимаемое при теплообмене в реакторе: Коэффициент теплопередачи k = 85 ккал/м2 ⋅°C Для расчёта принимаем противоток: РМ : 65 → 45, H2O : 40 → 25, Δtб = 25 °С; Δtм = 20 °С; Δtср =

Δtб + Δtм ; 2

Q4 = kFΔtср. Объёмный расход циркулирующего потока РМР для случая съёма всего избыточного тепла: VРМцир =

Qр −ии − Q1 Cp рмо ⋅ ρ рмо ⋅ (t к −tн )

,

где ρрм − плотность РМР (по производственным данным принимаем среднюю ρРМО − 954 кг/м3). Объём реакционной зоны для случая, когда всё избыточное тепло снимается циркулирующей РМР, м3: G Vр.з = (VРМцир + ГПИПБ ) ⋅ τ, ρ РМ

где τ − время контакта, τ = 0,0021 ч. В соответствии с ГОСТ 15122−79 выбирается вертикальный кожухотрубный теплообменник, имеющий объём межтрубного пространства, близкий к Vр.з , со следующими характеристиками. 30

Поверхность теплообмена .................. Диаметр кожуха ................................... Высота цилиндрической части ........... Трубки 25X2 .........................................

м2 мм м шт

Проверка объёма реакционной зоны выбранного теплообменника: Высота межтрубного пространства, м: F = π⋅d⋅l⋅n ⇒

F = π *d *l *n

=> l =

F . π⋅d ⋅n

Объём реактора, м3: πD 2 V′= l. 4

Объём трубного пространства, м3: V ′′ = π d nl. 2

4

Объём реакционной зоны, м3: Vрз = V '′− V ′′.

Количество тепла, которое необходимо снять циркулирующей РМР: Q3 = Qр −ии − Q1 − Q4 − Q2 .

Уточнение количества рециркулирующей РМР: VРМОцир =

Q3

CpРМО ⋅ ρРМО ⋅ (65 − 45)

,

GРМО = VРМОцир ⋅ ρРМО .

31

III ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ АППАРАТОВ

1. РАСЧЕТ МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ ХОЛОДИЛЬНИКА-КОНДЕНСАТОРА ХВ-1, РАСЧЕТ ПОВЕРХНОСТИ ТЕПЛОПЕРЕДАЧИ

Назначение воздушного холодильника ХВ-1: охлаждение и конденсация абгазов от 125 °С до 80 °С. Исходные данные: температура входящих абгазов 118 °С; температура абгазов на выходе 80 °С; давление 0,3 МПа; температура воздуха 25 °С. Количество ИПБ, уносимое абгазами из воздушного конденсатора 1 (GИПБ , кг/ч) определяем по закону Дальтона: 1 GИПБ

=

0 РИПБ ⋅ М ИПБ

0 (π − РИПБ ) ⋅ М О2 + N 2

⋅ (GO2 + GN2 ),

0 где РИПБ – давление насыщенных паров ИПБ при 80 °С; МИПБ – мо−

Таблица 18 Состав абгазов, поступающих в воздушный холодильник ХВ-1

Наименование компонента

Кг/ч

ИПБ ГП+ПР Кислород Азот Кислые продукты ИТОГО 32

Масс. %

лекулярная масса ИПБ: π = 0,3 МПа – общее давление в конденсаторе. Количество сконденсировавшегося ИПБ, кг/ч: cкон 1 GИПБ = GИПБ − GИПБ .

Количество ГПИПБ и продуктов его распада, уносимые абгазами 1 из воздушного конденсатора (GГП+ПР ) определяем по закону Даль-

тона: 1 GГП+ПР

=

0 РГПИПБ ⋅ М ГПИПБ

0 (π − РГПИПБ ) ⋅ М О2 + N 2

⋅ (GO2 + GN 2 ),

0 где РГПИПБ – давление насыщенных паров ГПИПБ при 80 °С;

МГПИПБ – молекулярная масса ГПИПБ; π = 0,3 МПа – общее давление в конденсаторе. Количество ГПИПБ и продуктов его распада, которое сконденсировалось, кг/ч: cкон 1 GГП+ПР = GГП+ПР − GГП+ПР .

По производственным данным в воздушном конденсаторе конденсируется 65 % кислых продуктов, кг/ч: cкон Gкисл = Gкисл ⋅ 0,65.

Таблица 19 Материальный баланс воздушного холодильника ХВ-1

Наименование компонента

Приход Абгазы, масс. кг/ч %

Абгазы, кг/ч

ИПБ ГП + ПР Кислые продукты Кислород Азот ИТОГО

ИТОГО 33

Расход масс. Конденмасс. % % сат, кг/ч

Количество кислых продуктов, уносимых абгазами из воздушного конденсатора, кг/ч: 1 скон Gкисл = Gкисл − Gкисл .

Тепловой баланс воздушного холодильника ХВ-1 Приход тепла. Тепло, приходящее с абгазами, Q1, кДж/ч: Q1 = Gаг ⋅ (Сраг ⋅ tаг + г), tа = 118 °С. Расход тепла. С абгазами, выходящими из холодильника:

′ ⋅ (Сраг ⋅ tаг ′ + г′), Q2 = Gаг ′ = 80 °C. tаг C конденсатом Q3 = Gк ⋅ Срк ⋅ tк.

Тепловая нагрузка: Q = Q1 − Q2 − Q3.

Определение среднего перепада температур. Необходимая поверхность теплопередачи, м2: F = Q/(K ⋅ ∆tср), K − коэффициент теплопередачи, кДж/м2⋅ч⋅°С, К = 87,78 (по литературным данным). 2. РАСЧЁТ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛООТДАЧИ ДЛЯ МЕЖТРУБНОГО ПРОСТРАНСТВА α2, ТЕПЛОНОСИТЕЛЬ – РЕАКЦИОННАЯ МАССА ОКИСЛЕНИЯ

Секундный объёмный расход РМО: VРМО = Gрмо /(ρрмо ⋅ 3600), м3/с. 34

Скорость РМО в межтрубном пространстве реактора: wРМ =

VРМО , SТР пр

SТР пр − рассчитывается или принимается по производственным дан-

ным (0,045−0,050 м2). Критерий Рейнольдса: Re =

wd РЗρ ; μ

где dРЗ − эквивалентный диаметр реакционной зоны, D 2 − d 2n dРЗ = , D + dn

μ = 0,86⋅10−3 Па⋅с − динамическая вязкость РМО (по производствен-

ным данным) (lg μсм = ∑ lg μi xi ). На основании расчета делается вывод о режиме (турбулентный/ламинарный). Критерий Прандтля: Рассчитываются PrРМО и Prст: Pr =

CРМО ⋅ μ ; λ РМО

tст = tср РМ + Δt = tср РМ + 5,625;

λРМ = 0,221 Вт/м⋅К; μст = 0,79⋅10−3 Па⋅с; λст = 0,24 Вт/м⋅К.

Критерий Нуссельта: Nu = 0,24 ⋅ Re

0,65

⋅ Pr

0,36 ⎛

Pr ⎞ ⎜ ⎟ ⎝ Prст ⎠

0,25

.

35

Коэффициент теплоотдачи РМО: α2 =

Nu ⋅ λ РМ . d РЗ

Уточнение поверхности теплообмена: F=

Q . K ⋅ Δtср

Определение коэффициента использования поверхности теплообмена kт.

36

• ПРИЛОЖЕНИЯ

Приложение 1

Варианты расчета

Наименование Производительность установки по фенолу, Gф тыс. т/год Число часов работы установки в году, ч, n Расходный коэффициент ИПБ на 1 т фенола, т/т, α Содержание ГПИПБ в окислительной шихте, масс. доли, х1 Содержание ГПИПБ в реакционной массе окисления, масс. доли, х2 Содержание продуктов распада ГПИПБ в окислительной шихте, масс. доли, y1

Номер варианта 1 60

2 65

3 70

4 75

6 80

7 85

8 90

9 95

10 100

8000

8100

8150

8200

8250

8300

8350

8400

8450

1,415

1,42

1,425 1,425

1,43

1,44

1,445

1,45

1,46

0,019

0,02

0,029

0,03

0,04

0,049

0,05

0,059

0,06

0,175

0,18

0,19

0,20

0,205

0,21

0,22

0,225

0,23

0,0010 0,0015 0,0018 0,002 0,0025 0,0027 0,0028 0,0029 0,003

37

Продолжение прил. 1

Наименование

Номер варианта 1 2 3 4 6 7 8 9 10 0,015 0,0155 0,016 0,017 0,0175 0,018 0,0185 0,019 0,020

Содержание продуктов распада ГПИПБ в реакционной массе окисления, масс. доли, y2 Температура 118/116119/116120/116120/118121/116122/11120/118123/119124/120 окисления ИПБ в реакторе, t, °С (вверх/низ) Степень ис0,79 0,80 0,81 0,815 0,82 0,83 0,835 0,84 0,85 пользования кислорода воздуха в реакторе окисления, масc. доли, η Общее давле0,3 0,32 0,35 0,38 0,4 0,45 0,48 0,5 0,51 ние в реакторе, Р, МПа Приложение 2

Варианты расчета

Наименование

Номер варианта 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Концентрация моно- 77,00 7,02 6,98 77,00 7,01 6,99 6,95 7,05 6,89 7,06 гидрата серной кислоты в РМО (по производственным данным), хРМО, % Концентрация моно- 33,00 3,05 2,99 3,00 3,03 2,98 2,89 3,02 22,97 3,04 гидрата серной кислоты в шихте катализатора (по производственным данным), хшк, % 38

Продолжение прил. 2

Наименование Потери ацетона на образование побочных продуктов реакции, хац, %

Номер варианта 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

3,0

34,0 55,0 53,5 4,5

5,5

2,5

3,2

4,3

5,4

Потери фенола на 55,0 образование побочных продуктов реакции, хф, %

5,5 66,5 77,0 6,5

4,0

4,5

7,8

5,8

6,8

Содержание фенольной воды, хфв, %

8,0

9,0 10,0 11,0 12,0 12,5 13,0 13,5 13,8 14,0

Эффективность отстаивания nотст, %

70

70,5

71

71,5 72,0 72,5 73,0 73,5 74,0 75,0

Приложение 3

Диаграмма фазового равновесия фенол-ацетон

39

• ЛИТЕРАТУРА

1. Белов П.С., Крылов И.Ф., Тонконогов Б.П. Методические указания по оформлению графической части курсовых и дипломных проектов. – М.: МИНГ, 1987. – 64 с. 2. Платэ Н.А., Сливинский Е.В. Основы химии и технологии мономеров: Учебное пособие. − М.: Наука, 2002. − 696 с. 3. Карапетьянц М.Х., Карапетьянц М.Л. Основные термодинамические константы неорганических и органических веществ. – М.: Химия, 1968. − 470 с. 4. Введенский А.А. Термодинамические расчеты нефтехимических процессов. – Л.: Гостехиздат, 1960. − 576 с. 5. Рид Р., Праусниц Дж., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. − Л.: Химия, 1982. 6. Брагинский О.Б. Нефтехимический комплекс мира. − М.: Academia, 2010. – 799 с. 7. Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. − М.: Энергия, 1977. − 344 с. 8. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. – Л.: Наука, 1972. − 720 с.

40

Тополюк Юлия Анатольевна СОВМЕСТНОЕ ДВУХСТАДИЙНОЕ ПОЛУЧЕНИЕ ФЕНОЛА И АЦЕТОНА Редактор Л.А. Суаридзе Компьютерная верстка И.В. Севалкина

Подписано в печать 30.12.2013. Формат 60×84 1/16. Бумага офсетная. Печать офсетная. Гарнитура «Таймс». Усл. п.л. 2,5. Тираж 30 экз. Заказ № 681

Издательский центр РГУ нефти и газа имени И.М. Губкина Ленинский просп., 65 Тел./факс: (499) 233-95-44 41