Для предотвращения закоксовывания змеевиков печей и инициирование реакций крекинга в радиактные секции змеевиков в точки с температурой 400^оС подается смесь турбулизатора с ацетоном в качестве порядка 2% турбулизатора и от 0,001 до 0,005% ацетона на расход сырья. Расход турбулизатора регулируется регуляторами поз.3009, поз.3010, поз.3011, поз.3012. регулировка давления в змеевиках печей производится редуцирующими устройствами, установленными на трубопроводах сырья после печей.

Для прекращения вторичных реакций уплотнения газопарожидкостная смесь на выходе из печей охлаждается до температуры 370-400^оС подачей охлажденного котельного топлива «квенчинга» от насоса Н-5, 5А. регулировка температуры смеси производится регуляторам поз.122 постановленным на линии подачи «квенчинга» в трубопроводы сырья после печей. После закалки газопарожидкостная смесь поступает в питательную секцию колонны К-1. В колонне К-1 парогазовая фаза продуктов реакции, отделившись от жидкости части, через глухой аккумулятор поступает в верхнюю часть колонны, где происходит разделение на газ, бензин, газойль.

С верха колонны К-1 газ, пары бензина и водяной пар конденсируется и охлаждается в конденсаторе воздушного охлаждения КХ-1 и водяном до охладителя Х-1,после чего поступают в емкость Е-1,где при температуре не выше 40^оС происходит разделение на газ, бензин и воду (технологический конденсат).

Газ подается на очистку от сероводорода через сепаратор Е-37 в колонну К-8.

Нестабильный бензин из Е-1 насосом Н-9,9А подается в качестве острого орошения в колонну К-1, а балансовое количество бензина по уровню в Е-1 подается на верхнюю тарелку стабилизатора К-4. клапан регулятора уровня Е-1 поз.313установлен на трубопроводе бензина в К-4.

Количество острого орошения в колонну К-1 регулируется регулятором поз.3018 с коррекцией по температуре верха колонны К-1 поз.119. клапан регулятора установлен на линии подачи орошения К-1.

Вода из отстойника Е-1 выводится в емкость Е-32, уровень раздела фаз регулируется регулятором поз.312, клапан которого установлен на линии отвода воды в Е-32.

Избыточное тепло колонны К-1 снимается циркуляционными орошением (ЦО). ЦО с температурой 300-310^оС из верхнего аккумулятора колонны К-1 насосом Н-1 , 1А прокачивается через теплообменник Т-24 (кипятильник К-6), теплообменники утилизации тепла Т-7, Т-7А, Т-13, где отдает тепло и с температурой 170^оС возвращается на 11 тарелку колонны К-1.

Расход ЦО поддерживается регулятором поз.3017 с коррекцией по температуре на 11 тарелке колонны К-1.

Клапан регулятора установлен на линии подачи ЦО после теплообменника Т-13.

Газойль (фр.180-350^оС) отводится по 12-ой тарелки К-1 в стрипнинг (опарную колонну) К-2 по температуре на 12 тарелке поз.117. клапан регулятора установлен на линии вывода газойля в К-2.

В низ К-2 подается перегретый пар дня отпарки бензиновых фракций в колонну К-1.

Газойль по уровню в колонне К-2 поз.304 откачивается насосом Н-4,4А с установки через теплообменники утилизации тепла Т-8А, Т-11 и воздушный холодильник Х-4 с температурой 55-60^оС, клапан регулятора уровня колонны к-2 установлен на линии газойля после Х-4.

Предусмотрен отбор газойля после холодильника Х-4 в емкость Е-6, к насосу Н-17\1,для прокачки оборудования и трубопроводов и к насосу Н-15 для прокачки диафрагм и прессовки змеевиков печей.

В низ колонны К-1 предусмотрена подача перегретого пара для отправки легких из котельного топлива. Расход перегретого пара поддерживается регулятором поз.3016, клапан которого установлен на подаче пара в колонну.

Котельное топливо с низа колонны К-1 насосами Н-7,7А по уровню в кубе К-1 поз.303(367) параллельными потоками прокачивается через теплообменники Т-1, Т-101, Т-1А, Т-101А и Т-3 (кипятильник К-4). Подача котельного топлива через Т-1, Т-101, Т-1А, Т-101а поддерживается регуляторами поз.TV-1 и поз.TV-1А, клапаны которых установлены на линиях подачи котельного топлива в теплообменники Т-1 и Т-1А по температуре котельного топлива перед теплообменниками Т-101 и Т-101А, температуры не должны превышать 300^оС. далее общим потоком котельное топливо проходит через теплообменники утилизации тепла Т-14, Т-15, Т-8, Т-12, воздушный холодильник Х-6, затем доохлаждается в воздушном холодильнике Х-5 и водяном холодильнике Х-7 и с температурой не более 90^оС в парк.

Клапан регулятора уровня в кубе К-1 поз.LV-303, установлен на линии котельного топлив, а от Н-7, Н-7А, в Т-14. часть охлажденного котельного топлива после Х-6 подается на насосы Н-5,5А и далее на охлаждение продуктов реакции в линии после печей П-1\2; П-1\1.

Описание схемы очистки газа

Газ из емкости Е-1 через отбойник Е-37 подается в абсорбер К-8, где за счет контакта с 15% раствором моноэтиноламины (МЭА) происходит удаление сероводорода из газа.

Углеводородный конденсат из отбойника Е-37 откачивается по уровню поз. 371 насосом Н-47 в емкость е-1.

Раствор МЭА поступает на установку в емкость Е-38. Уровень в емкости Е-38 поддерживается клапаном регулятором уровня поз.378 установленным на линии подачи МЭА в Е-38. Из Е-38 раствор МЭА подается насосом Н-45,4АА на верх колонны К-8. Расход раствора МЭА в К-8 поддерживается регулятором поз.3057, клапан регулятора установлен на линии подачи МЭА в колонну.

Насыщенный раствор МЭА по уровню в кубе К-8 подается в сепаратор топливного газа Е-15, откуда через подогреватель Т-5 поступает к форсункам печей П-1\1; П -1\2. Давление перед форсунками печей поддерживает регулятор поз.2056, клапан регулятора установлен на линии топливного газа после Т-5.

Конденсат из Е-15 по уровню поз.376 выводится в факельную емкость Е-13.

Схемой предусмотрена подача топливного газа в сепаратор Е-15 из заводской сети. Давление в системе Е-15, К-8, Е-37, Е-1, К-1 поддерживается регулятором поз.213, клапан регулятора установлен на линии топливного газа из заводской сети в Е-15.

Описание схемы стабилизации бензина

Нестабильный бензин с температурой 40^оС подается насосом Н-9,9А на верхнюю тарелку клоны К-4. Тепло в низ колонны подводится горячим котельным топливом через кипятильник Т-3. Температура паров из кипятильника регулируется регулятором поз.126А, клапан регулятора установлен на линии подачи котельного топлива в Т-3. Газ с верха К-4 поступает в линию паров из К-1 перед холодильником Х-1.

Давление в колонне К-4 поддерживается регулятором поз.243, клапан регулятора установлен на линии отвода газа с верха К-4.

Стабильный бензин по уровню в Т-3 поз.317 через воздушный холодильник Х-2 и водяной холодильник Х-3 с температурой 40^оС выводится в парк. Клапан регулятора уровня установлен на линии бензина после Х-3.

В линию бензина в парке подается 10% раствор ионолы в бензине из емкости Е - 4

2.2 Материальные и тепловые балансы

Номинальная производительность объекта по осушаемому продукту:

- часовая -250000 нм³/час.

- суточная - 5000000 нм³/час.

Исходные данные.

1.Производительность установки по продукту G = 250000 нм³/час.

2.Состав продукта (газ, пары бензина и водяной пар) в объемных процентах:

Наименование компонентов, содержание, % мольные

Метан 93.42

Этан 2.59

СО₂ 1.51

N₂ 0.45

Вода 0.03

Свойства газа:

Молекулярная масса 17.34

Относительная плотность 0.562

Плотность кг/м 724

Теплопроводность низшая ккал/м 8235

Объемная доля кислорода % отсутствует

Количество извлекаемой влаги из газа в абсорбере: W=2,0 т/сут.

Приближенный расчет производим в объемных единицах:

Приход

Поступает ¹v=250000 нм³/час в том числе:

Метана ¹v_CH4=¹C _CH4*¹v=0.9342*250000=233550 нм³/час; (2.1)

здесь и дальше ¹C _CH4 - содержание компонента в объемных долях.

Этана ¹v_{C2 H6}=¹C _C2H6*¹v=0,0459*250000=11475 нм³/час; (2.2)

двуокиси углерода ¹v_CО2=¹C _CО2*¹v=0,0151*250000=3775 нм³/час; (2.3)

азота ¹v _{N 2}=¹C _N2*¹v=0,0045*250000=1125 нм³/час; (2.4)

воды ¹v _H2О=¹C _H2О*¹v=0,0003*250000=75 нм³/час; (2.5)

2. В качестве поглотителя используется ДЭГ, который является двухатомным спиртом жирного ряда. Химическая формула ДЭГа- (С₂Н₄ОН)₂О. ДЭГ смешивается с водой в любых отношениях. Молекулярная масса - 106.12: плотность при 20°С 1.184, температура кипения при атмосферном давлении равна 242.8°С, температура замерзания - 8°С, критическая температура - 408°С, критическое давление - 2.75 МПа.

При существующих термобарических условиях в составе газа были определены условия гидратообразования с применением системы моделирования «GIBBS».

Полученные результаты показали, что при давлении 40 кгс/см², гидраты могут образоваться при температуре потока +26⁰С, давление гидратообразования составляет 2,53 МПа. При этом, давление начала конденсации при давлении потока 3,9МПа-26,4⁰С.

Из полученных результатов следует, что для предотвращения образования гидратов необходимо снижение температуры гидратообразования до -10⁰С, т.е. на 20⁰С.

Исходя из этого требования, был рассчитан расход ингибитора по уравнению Гиммершмидта

W= (2.6)

где:

W- массовая доля ингибитора, в % смеси вода + ингибитор;

d- требуемое снижение температуры гидратообразования, для нашего случая 20⁰С.

М- молекулярная масса ингибитора;

к- коэффициент зависящий от природы ингибитора, для ДЭГ к=4367 и для НДЭГ к=4400.

При этих условиях W=62,3%, т.е. в водоингибиторной смеси доля ДЭГа должен составить не менее 62,3%.

Влажность газа на входе и на выходе аппарата

W_вх =0,414 кг/м³

W_вых =0,083 кг/м³

Количество влаги подлежащее удалению из газа в аппарате W_изв =0,414-0,083=0,331 кг/м³ или за сутки 0,331*6000=1586 кг/сутки2,0 т/сутки.

Определяем концентрацию регенерированного абсорбента при температуре контакта 30⁰С и требуемой точке росы осушенного газа -10⁰С, а для НДЭГ-97,5% и для ДЭГ-95%.

По уравнению материального баланса рассчитывается необходимое количество ДЭГа

L(X₂-X₁)=G(Y₁-Y₂) (2.7)

где вода в регенерированном абсорбенте

Х₁=(0,05/18)(0,95/106,12)=31,03*10^-2

вода в насыщенном абсорбенте

Х₂=(0,15/18)(0,85/106,12)=1,97

воды в газе на входе

Y₁=(0,838/18)/(1000/22,4)=5,2*10^-4

воды в газе на выходе

Y₂=(0,083/18)/(1000/22,4)=1,03*10^-4

теперь рассчитаем необходимое количество ДЭГа

L=6*10⁶(0,00052-0,0001033)/22,4(1,97-0,31)=67,77;

L_g= LxM_ДЭГ=67,77х106,12=36632,62=7,2 т/сут ДЭГа

l= L_g/ W_изв=7.2/2=3.6 кг ДЭГ/кг Н₂О

Расход

Определяем константы равновесия компонентов для термобарических условий абсорбции:

К_с1=7,305; К_с2=1,253; К_N2=18,985; К_CO2=1.463; К_ДЭГ=6,284*10^-10; К_Н2О=1,092*10^-3.

2. По коэффициенту извлечения ключевого компонента и числу теоретических тарелок по формуле абсорбции определяем абсорбционный фактор ключевого компонента:

А_кл=1,0019: К_кл=18,985.

3. Рассчитываем факторы абсорбции остальных компонентов смеси, по формуле:

А_i=А_клК_кл/ К_i (2.8)

А_с1=10,707; А_с2=0,9975; А _N2=1,0019; А_Н2О=50,33; А_ДЭГ=8,74*10⁷.

2. Определяем коэффициенты извлечения компонентов смеси по формуле абсорбции на основании их абсорбционных факторов и числа теоретических тарелок.

(2.9)

8,53*10^-3; 1,478; 0,8359; 0,0376; 1; 1

5. По полученным коэффициентам извлечения рассчитываем количество каждого компонента перешедшего в абсорбент в молярном и весовом отношении.

B_i=N_i (2.10)

Таблица 2.1 Количество компонентов перешедшего в абсорбент

В кмоль/час	В кг/час
С1=102,45	С1=1619,56
С2=57,17	С2=2175,01
N2=21.29	N2=1249.88
CО2=6,22	CО2=248,69
Н2О=10,47	Н2О=1992,0

6. По разности компонентов в исходном продукте и перешедших в абсорбент определяем количество компонентов оставшихся в газовой фазе, общее количество газовой фазы и её состав:

(2.11)

(2.12)

рассчитывая значения получим

Y¹=10956.71

У₁=94,0; У₂=4,07; У_N2=0.44; У_СО2=1,46; У_Н2О=0,01.

7. Рассчитываем потребное количество регенерированного абсорбента.

L_p=A_клК_кл Y¹ (2.13)

получаем L_p=602,0 кмоль.

8. Находим количество и состав насыщенного абсорбента по количеству и составу свежего абсорбента и количеству перешедших в абсорбент компонентов.

(2.14)

где количество насыщенного абсорбента (ДЭГа).

Отношение L_P/L_H =0.753 т.е. содержание регенерированного ДЭГа в составе насыщенного составляет примерно 75,3%, что на 12% выше значения полученного по формуле Гаммершмидта. При принятии соотношения ДЭГ+влага по формуле Гаммершмидта потребное количество регенерированного ДЭГа составляет 365 кмолей.

Для составления материального баланса необходимо пересчитать объемы газов на массы. Если для такого расчета использовать фактические значения плотностей газов при нормальных условиях, то материальные балансы, выраженные в килограммах, свести нельзя. Это объясняется тем, что весь вышеприведенный расчет основан на применении законов идеальных газов. Чтобы соблюсти равенство масс, необходимо пользоваться не фактической, а расчетной плотностью газов, вычисляемой по уравнению

(2.15)

где - вычисленная плотность, кг/нм³; М - масса 1 кмоль газа, кг/кмоль; 22.4-объем 1 кмоль идеального газа при нормальных условиях, нм³/кмоль.

Получаем следующие вычисленные плотности газов (в кг/нм³):

Пользуясь полученными плотностями, пересчитаем объемы на массы и составляем таблицу материального баланса.

Таблица 2.2 Сводный материальный баланс осушки

Приход	Расход
продукт	кг/час	Нм3/час	Природный газ:	кг/час	Нм3/час
Метан	168200	233550	Метан	165461,23	235000
Этан	16961,4	11475	Этан	14786,39	10175
Двуокись углерода	7276,6	3775	Двуокись углерода	7027,91	3635
Азот	2691,7	1125	Азот	1441,82	1100
Итого природного газа	195129,7	249925	Итого природного газа	188717,12	248410
Вода	238,8	75	Вода	79,6	25
ДЭГ	859,68	575,98	ДЭГ	7431,46	2140
Всего	196228,18	250575,98	Всего	196228,18	250575

Тепловой расчет

Приход тепла.

С природном газом

(2.16)

Здесь - теплоемкость компонента при 600⁰С, кдж/кг град

С паром

Здесь - энтальпия паров воды при 600⁰С и 0,8*10⁵ н/м² (в кдж/кг).

Общее давление паро-газовой смеси около 1,6*10⁵ н/м², содержание паров воды в ней 50% по объему. Технический кислород и воздух поступают отдельно. Данные об энтальпии, табл ХХ и ХХ1 (12).

С воздухом

.

Здесь - энтальпия влажного воздуха (в кдж/кг), вычисленная на 1 кг сухого воздуха при 20⁰С и относительно влажности 70%.

С техническим кислородом

(2.17)

Здесь теплоемкость аргона (не зависит от температуры).

Тепло реакций.

Тепло реакций, происходящих в конверторе метана, рассчитываем, исходя из следующих соображений. Принимаем, что реакция в основном протекает при температуре на 50 град ниже, чем температура отходящих газов, то есть, при 800⁰С (850-50). Так как в процессе конверсии происходит параллельные реакции, учесть которые затруднительно, а тепловой эффект процесса зависит только от начального и конечного состояний системы, то расчет ведем по количеству прореагировавших веществ. Для этого рассчитываем энтальпию образования из элементов одного килограмма каждого вещества, участвующего в реакциях. Расчет производим по формуле:

(2.18)

где - энтальпия веществ при стандартных условиях, кдж/кг; - энтальпия веществ по таблицам, кдж/моль(Краткий справочник физико-химических величин, изд. 4 «Химия» 1965); 1000 - коэффициент пересчета килограммов в граммы, г/кг; М - мольная масса веществ, г/моль.

Энтальпии равны (в кдж/кг):

для метана

для этана

для окиси углерода

для двуокиси углерода

для паров воды

Согласно материальному балансу в процессе реакции расходуется (в кг/ч): метана 3684-74=3610, этана 7, кислорода 1588+2819=4407, паров воды 4229+71-3965=329.

При этом образуется (в кг/ч): окиси углерода 4405, двуокиси углерода 3027-20-4=3003, водорода 945.

Для теплового эффекта при 25⁰С имеем

, (2.19)

или

(2.20)

Как известна из курса физической химии, тепловой эффект реакции при Т₂ >Т₁ определяется уравнением

(2.21)

или

. (2.22)

В произведенном расчете теплоемкости необходимо выразить в клж/кг*град и взять средние в диапазоне 298-1073⁰К. Для расчета пользуемся интерполяции табличных данных, которые приведены в «Кратком справочнике физико-химических величин». Перечет производим по формуле

, (2.23)

где с - теплоемкость, ; С- теплоемкость ; 1000 в числителе - коэффициент пересчета граммов в килограмм, г/кг; 1000 в знаменателе - коэффициент пересчета джоулей в килоджоули, дж/кдж; М - мольная масса, г/моль.

Тогда ()

для метана ,

для этана ,

для кислорода ,

для пара воды ,

для окиси углерода ,

для двуокиси углерода ,

для водорода .

Отсюда

. (2.24)

Общий приход тепла

(2.25)

.

Потери в окружающую среду (по разности)

(2.26)

Таким образом, потери в окружающую среду составляют

от прихода тепла.

Таблица 2.3 Сводный тепловой баланс конверсии природного газа

Приход	Расход
статья	кдж/ч	статья	кдж/ч
С газом С паром С воздухом С техническим кислородом Тепло реакций	7084000 15650000 318000 106000 19188000	С конвертированным газом В окружающую среду	41023000 1323000
		Всего	42346000
Всего	42346000

2.3 Подбор технологического оборудования

Расчет и подбор сырьевых теплообменников

Нагрев сырья от t₁=20 ⁰С, t₂=305 ⁰С. Давление в теплообменнике 6,4 МПа. Примем перепад температур на горячем конце теплообменника ?t₂=15 ⁰С. Необходимая:



(2.27)

При следующей схеме распределения температур в теплообменнике:

(2.28)

получим, согласно (6.3)[12], среднюю разность температур теплоносителей:

(2.29)

Учитывая значительное изменение температуры сырья в процессе нагревания, среднюю его температуру рассчитываем так:

(2.30)

Тепловой расчет:

Если учитывать, что коэффициент теплоотдачи от конденсирующего пара большой (б =10000 Вт/(м²К)), принимаем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи К=150 Вт/(м²К).

Тепловой поток в аппарате составит:

(2.31)

Площадь поверхности теплопередачи:

(2.32)

В соответствии с этим выбираем предварительно( по табл. 6.7) [12] одноходовой теплообменник со следующими параметрами: площадь поверхности теплообмена F=536Ч2=1072 м², диаметр кожуха D=1200 мм, длина труб L=8500 мм, трубы диаметром 25Ч2.

Учитывая некоррозионность теплоносителей, принимаем для теплообменника материал - сталь марки Ст 3, имеющую коэффициент линейного расширения б_тк=1210^-6 К^-1,и модуль упругости Е=21,610¹⁰Па.

Площадь сечения трубок и кожуха и кожуха, согласно (6.15) [12]:

(2.33)

(здесь 1175,определяющее количество труб в теплообменнике, принято по ГОСТ 15118-69).

(2.34)

Руководствуясь этими положением и малыми напряжениями в трубах и кожухе, окончательно выбираем теплообменник:

ГОСТ 15122-79.

Расчет и подбор теплообменника сероводородной воды.

Нагрев сырья от t₁=20 ⁰С, t₂=107 ⁰С. Давление в теплообменнике 0,3 МПа. Примем перепад температур на горячем конце теплообменника ?t₂=15 ⁰С. Необходимая температура греющего пара:

При следующей схеме распределения температур в теплообменнике:

получим, согласно (6.3)[12], среднюю разность температур теплоносителей:

Учитывая значительное изменение температуры сырья в процессе нагревания, среднюю его температуру рассчитываем так:

Тепловой расчет:

Если учитывать, что коэффициент теплоотдачи от конденсирующего пара большой (б =10000 Вт/(м²К)), принимаем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи К=120 Вт/(м²К).

Тепловой поток в аппарате составит:

Площадь поверхности теплопередачи:

В соответствии с этим выбираем предварительно( по табл. 6.7) [12] одноходовой теплообменник со следующими параметрами: площадь поверхности теплообмена F= 40 м², диаметр кожуха D=500 мм, длина труб L=3000 мм, трубы диаметром 25Ч2.

Учитывая некоррозионность теплоносителей, принимаем для теплообменника материал - сталь марки 16ГС, расширения б_тк=1210^-6 К^-1.

Площадь сечения трубок и кожуха и кожуха, согласно (6.15) [12]:

(здесь244, определяющее количество труб в теплообменнике, принято по ГОСТ 15118-69).

Руководствуясь этими положением и малыми напряжениями в трубах и кожухе, окончательно выбираем теплообменник:

ГОСТ 15122-79.

Расчет и подбор теплообменника сырья стабилизации

Нагрев сырья от t₁=20 ⁰С, t₂=243 ⁰С. Давление в теплообменнике 1,13 МПа. Примем перепад температур на горячем конце теплообменника ?t₂=15 ⁰С. Необходимая температура греющего пара:

При следующей схеме распределения температур в теплообменнике:

получим, согласно (6.3)[12], среднюю разность температур теплоносителей:

Учитывая значительное изменение температуры сырья в процессе нагревания, среднюю его температуру рассчитываем так:

Тепловой расчет:

Если учитывать, что коэффициент теплоотдачи от конденсирующего пара большой (б =10000 Вт/(м²К)), принимаем ориентировочное значение коэффициента теплопередачи К=150 Вт/(м²К).

Тепловой поток в аппарате составит:

Площадь поверхности теплопередачи:

В соответствии с этим выбираем предварительно (по табл. 6.7) [12] одноходовой теплообменник со следующими параметрами: площадь поверхности теплообмена F=500Ч2=1000 м², диаметр кожуха D=1200 мм, длина труб L=7830 мм, трубы диаметром 25Ч2.

Учитывая некоррозионность теплоносителей, принимаем для теплообменника материал - сталь марки Ст 3, имеющую коэффициент линейного расширения б_тк=1210^-6 К^-1,и модуль упругости Е=21,610¹⁰Па.

Площадь сечения трубок и кожуха и кожуха, согласно (6.15) [12] :



(здесь 1175, определяющее количество труб в теплообменнике, принято по ГОСТ 15118-69).

Руководствуясь этими положением и малыми напряжениями в трубах и кожухе, окончательно выбираем теплообменник:

ГОСТ 15122-79.

Емкости

Для хранения сырья, готовой продукции, реагентов на технологических установках НПЗ используются емкости. В настоящее время машиностроительной промышленностью емкости выпускаются по ОСТ-26-02-1496-76.

На С-300 применяются горизонтальные емкости

ОСТ 26-02-1519-76

Определим основные размеры емкостей, используемых.

Поступает: 60000 кг/ч газового конденсата

200 кг/ч - нестабильной головки секции С-100

при температуре t=40⁰С и давлении Р=1,4 МПа;

скорость газа в свободном сечении аппарата примем равной щ=0,15м/с.

Решение:

1. Объем газового конденсата поступающего в аппарат:



==2501,5 м³/ч (2.35)

2. Секундный объем газового конденсата:

= м³/с (2.36)

3. Объем нестабильной головки, поступающей в аппарат: [12по (3.1)]

м³/ч

4. Секундный объем поступающей нестабильной головки[12по (3.2)]

м³/с

3.Общий объем смеси:

=0,69+0,0025=0,6925 м³/с (2.37)

6. Сечение аппарата:

= м² (2.38)

7.Диаметр аппарата.

м (2.39)

По табл. 3.34 [20] принимаем стандартную емкость по ОСТ 26-02-1519-76 с внутренним диаметром D_вн=3000 мм, длиной цилиндрической части Н=8350 мм, объем 50 м³.

Холодильник паров колонны К -309

Цель расчета: определить основные размеры.

Исходные данные:

G_б=21167 кг/ч

t₁=200⁰C начальная температура сырья

t₂=60⁰C конечная температура сырья

t₃=20⁰C начальная температура хладогента

t₄=40⁰C конечная температура хладогента

1. Тепловая нагрузка.

(2.40)

кДж/кг

кДж/кг

2. Средняя разность температур



⁰С (2.41)

⁰С

3. Примем коэффициент теплопередачи

К=175 Вт/м²с (Адельсон С.В. с.160)

4. Поверхность теплообмена

м² (2.42)

м²

1. Расход воды ()

кг/ч (2.43)

кг/ч

Вывод: Принимаем кожухотрубчатый холодильник с плавающей головкой по ГОСТ 14246-79 . Диаметр кожуха 1400мм , диаметр труб 20 мм , число ходов по трубам 4 , поверхность теплообмена 1040 м² , длина труб 9000 мм.

Расчет и подбор насосов

1. Насос сырьевой.

Общие потери напора во всасывающей и нагнетательной линии находим по формуле:

(2.44)

м

Находим необходимый напор насоса по формуле:

(2.45)

где: КПа - давление в накопительном танке;

КПа - давление в трубопроводе;

м - геометрическая высота подъема жидкости.

м

Такой напор при заданной производительности обеспечивается одноступенчатыми центробежными насосами. Учитывая широкое распространение этих насосов в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно эти насосы.

Полезную мощность насоса определим по формуле:

N_п=·g·Q·H=1400·9,8·0,0023·750= 240000Вт (3.20)

Примем _пер=1 и _н=0,6 (для центробежного насоса средней производительности), найдём мощность на валу двигателя:

кВт (2.46)

Заданной подаче и напору более всего соответствует центробежный насос марки НПС120/65-750, для которого при оптимальных условиях работы Q=87м³/с, Н=750м, _н=0,7. Насос обеспечен электродвигателем ВАО-500-2 номинальной мощностью N_н=400кВт, _дв =0,88. Частота вращения вала n = 2950 об/мин.

2. Насос орошения стабилизационной колонны .

Общие потери напора во всасывающей и нагнетательной линии находим по формуле:

м

Находим необходимый напор насоса по формуле:

где: КПа - давление в накопительном танке;

КПа - давление в трубопроводе;

м - геометрическая высота подъема жидкости.

м

Такой напор при заданной производительности обеспечивается одноступенчатыми центробежными насосами. Учитывая широкое распространение этих насосов в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно эти насосы.

Полезную мощность насоса определим по формуле:

N_п=·g·Q·H=1400·9,8·17,5/3600·98= 7800Вт

Примем _пер=1 и _н=0,6 (для центробежного насоса средней производительности), найдём мощность на валу двигателя:

кВт

Заданной подаче и напору более всего соответствует центробежный насос марки НК 65/35-70, для которого при оптимальных условиях работы Q=17,5м³/ч, Н=98м, _н=0,7. Насос обеспечен электродвигателем ВАО-52-2 номинальной мощностью N_н=13кВт, _дв =0,88. Частота вращения вала n = 2920 об/мин.

3. Насос подачи раствора МЭА.

Общие потери напора во всасывающей и нагнетательной линии находим по формуле:

м

Находим необходимый напор насоса по формуле:

где: КПа - давление в накопительном танке;

КПа - давление в трубопроводе;

м - геометрическая высота подъема жидкости.

м

Такой напор при заданной производительности обеспечивается одноступенчатыми центробежными насосами. Учитывая широкое распространение этих насосов в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно эти насосы.

Полезную мощность насоса определим по формуле:

N_п=·g·Q·H=1400·9,8·59/3600·657= 150000Вт

Примем _пер=1 и _н=0,6 (для центробежного насоса средней производительности), найдём мощность на валу двигателя:

кВт

Заданной подаче и напору более всего соответствует центробежный насос марки НПС 20/65-750, для которого при оптимальных условиях работы Q=59 м³/ч, Н=98м, _н=0,7. Насос обеспечен электродвигателем ВАО-52-2 номинальной мощностью N_н=250кВт, _дв =0,88. Частота вращения вала n = 2970 об/мин.

4. Насос подпорный к сырьевому и откачки некондиционного продукта.

Общие потери напора во всасывающей и нагнетательной линии находим по формуле:

м

Находим необходимый напор насоса по формуле:

где: КПа - давление в накопительном танке;

КПа - давление в трубопроводе;

м - геометрическая высота подъема жидкости.

м

Такой напор при заданной производительности обеспечивается одноступенчатыми центробежными насосами. Учитывая широкое распространение этих насосов в промышленности ввиду достаточно высокого к.п.д., компактности и удобства комбинирования с электродвигателями, выбираем для последующего рассмотрения именно эти насосы.

Полезную мощность насоса определим по формуле:

N_п=·g·Q·H=1400·9,8·320/3600·54= 66000Вт (2.47)

Примем _пер=1 и _н=0,6 (для центробежного насоса средней производительности), найдём мощность на валу двигателя:

кВт (2.49)

Заданной подаче и напору более всего соответствует центробежный насос марки НК 560/335-70, для которого при оптимальных условиях работы Q=320м³/ч, Н=98м, _н=0,7. Насос обеспечен электродвигателем ВАО-52-2 номинальной мощностью N_н=110кВт, _дв =0,88. Частота вращения вала n = 2980 об/мин.

Таблица 2.4 Спецификация оборудования

№	Номер позиции или индекс	Наименование оборудования (аппарата)	Количество	Технологическая характеристика
				Расчетные параметры. Давление температуры.	Основные габариты
1	2	3	4	6	7
1	К-1	Ректификационная колонна	1	Р=0,28МПа,Тн=370єС Тс=300єС, Тв= 250єС, Тн=425єС	Дв=2000 Ноб=38000 Дн=4500 Ноб=38000
2	К-2	Отпарная колонна	1	P=0,4МПа, Тв= 150єС, Тн=425єС	Д=2000 Н=24232
3	К-0	Промежуточная колонна	1	Т=425єС, Р=0,4Мпа	Д=3600 Н=10870
4	К-3	Абсорбер - десорбер	1	Р= 0,4Мпа, Тв=90єС, Тн=120єС	Д=2000 Н=27320
5	К-4	Абсорбер II ступени	1	Р=0,4МПа, Тв=100єС, Тн=100єС	Д=2000 Н=27320
6	Е-4,4а	Топливный бачок	2	Р атм, Т=90єС	Д=3338 Н=4649
7	К-5	Дебутанизатор	1	Р=0,14Мпа, Тв=65єС, Тн=190єС	Д=2000 Н=27320
8	Е-8	Емкость ингибитора	1	Ратм Т=60єС	Д=1000 Н=2850
9	Е-9	Сбросной бачок	1	Ратм Т=60єС	Д=2330, V=12мі Н=2780
10	Е-12	Щелочной бачок	1	Ратм Т=60єС	Д=2800, V=51мі Н=10200
11	Е-15	Емкость уплотнительной емкости	1	Ратм Т=30єС	Д=1600, V=4мі Н=4000
12	Е-15а	Емкость загрузки насосов турбулизатора	1	Ратм Т=45єС	Д=1600, V=4міН=4000
12	Е-7,7а	Емкость для ингибитора	2	Ратм Т=45єС	Д=2620, V=12міН=3360
13	Е-14	Водяная емкость	1	Ратм Т=50єС	Д=6630, V=200міН=5924
14	Е-11	Сборщик сбросов от ППК газового конденсата от Л-1/2	1	Р=0,006МПа, Т=45єС	Д=1600, V=10,28мі Н=3570
15	Е-16	Аккумулятор	1	Р=0,4МПа, Т=45єС	Д=1615, V=13міН=3550
16	Е-5	Щелочной отстойник	1	Р=0,2МПа, Т=40-30єС	Д=2330, V=12міН=2780
17	Т-1	Конденсатор К-1	6	Р=1,6МПа, Т=200єС	Д=500мм, L=6900, F=130мІ
18	Т-5	Холодильник керосин - газойль	3	Р=1-16МПа, Т=200-400єС	Д=1200, F=250мІ, L=7600
19	Т-6	Холодильник котельного топлива	2	Р=1-2,5МПа, Т=200-400єС	Д=1200, F=250мІ, L=7600
20	Т-8,7	Теплообменник первичного сырья	2	трубное пространство Твх =90єС, Тв=340єС L=1,8 МПа, межтрубное пространство tв=390єС	Тип «труба в трубе»
21	Т-9	Холодильник летнего дизельного топлива	1	Р=0,6МПа, tв=200-400єС	Д=1200мм, F= 250 мІ L=7600мм
22	Т-10	Холодильник котельного тплива	1	Р=0,6МПа, Т=370єС	Д=500мм, F= 80 мІ L=6835мм
23	Т-11	Холодильник промежуточного орошения	1	Р=1,0МПа, Т=370єС	F=130мІ
24	П-1/2	Трубчатый подогреватель	2	Р=5 МПа, Т=50-400єС I сырья Т=380-500єС, II сырья
25	Н-1,1а 1б	Насос для подачи сырья	3	2950 об/мин
26	Н-2,2а	Насос для подачи сырья в реакционной змеевик	2	2950 об/мин
27	Н-3	Для перегонки сырья из к-1в П-1,2	1	1632 об/мин

2.4 Расчеты по основному объекту

2.4.1 Технологические, тепловые и гидродинамические расчеты

Охлаждение технологического газа можно осуществить в холодильниках различных систем и конструкций, кожухотрубных, воздушных компрессионных и абсорбирующих холодильных машинах, различного типа градирнях, воздушных холодильниках и т. д.

Наибольшее распространение на схемы с использованием аппаратов воздушного охлаждения АВО. Следует отметить, что глубина охлаждения технологического газа здесь ограничена температурой наружного воздуха, что особенно сказывается в летний период эксплуатации. Естественно, что температура газа в АВО не может быть ниже температуры наружного воздуха.

Следует также отметить, что аппараты воздушного охлаждения газа являются экологически чистыми устройствами для охлаждения газа, не требуют расхода воды и относительно просты в эксплуатации.

Таблица 2.5 Конструктивные характеристики АВЗ 5300

Поверхность теплопередачи по оребрённым трубкам, Fст	5300	[м2]
Количество теплообменных секций в одном АВО, nсекц	6	[шт.]
Количество оребрённых трубок в одном АВО, nтр	139	[шт.]
Количество рядов оребрённых трубок в секции, n0	6
Длина оребрённой трубки, l0	8	[м]
Коэффициент оребрения, кn	9
Наружный диаметр трубок, dн	49	[мм]
Высота ребра, h	10.5	[мм]
Количество рядов по газу, nр	1
Количество вентиляторов в одном АВО, nв	=2	[шт.]
Диаметр вентилятора, Dвен	2.8	[м]
Частота вращения вентилятора, nвр.в.	425	[об·мин1]
Установленная мощность электропривода, NАВО	37	[кВт]
Масса одного АВО, mАВО	35980	[кг]
Расход воздуха нагнетаемого одним вентилятором, Q2	580	[м3·с 1]
Свободная площадь между трубками, Fсв	30.2	[м2]
Внутренний диаметр трубок, dвн	28	[мм]

Температура наружного воздуха - ₁=35 [°C];

Абсолютная температура газа на входе в аппарат - t₁=306.1.68 [К];

Абсолютная температура газа на выходе - t₂= 292.15[К];

Абсолютное давление газа на входе в АВО - P_н=3.2 [МПа].

Свойства газа

Относительная плотность газа - =0.598;

Критическое давление газа - P_к.=4.687 [МПа];

Критическая температура газа - T_к.=198.499 [К];

Определяем средние давление и температуру в аппарате:

,

.

Количество тепла, отведённого в аппарате воздушного охлаждения:

(2.50)

где:

- плотность газа при стандартных условиях:

.

Q₁ - секундный расход газа:

.

С_рг.ср.= 2720 [Дж·кг^-1·К^-1] - теплоёмкость газа при среднем значении давления и температуры в АВО, определяется аналогично п. 1.1.

Рассчитываем температуру воздуха на выходе из АВО:

(2.51)

Предварительно количество АВО данного типа принимаем m_АВО= 9 [шт].

.

Определяем среднюю скорость движения газа в теплообменных трубках АВО:

, (2.52)

где:

F₁= площадь сечения трубок одного хода по газу в аппарате, [м²];

G_г - массовый расход газа через установку охлаждения, [кг·c^-1].

,

,



.

Рассчитываем критерий Рейнольдса и критерий Прандтля:

(2.53)

где:

d_вн=0.028 [м] - внутренний диаметр трубок,

з_г.ср.=10.25·10^-6 [Па·с] - коэффициент динамической вязкости газа при

средних значениях давления и температуры в АВО, определяется аналогично п. 1.1.

(2.54)

где:

л_г.ср.= 0.034 [Вт·м^-1·К^-1] - коэффициент теплопроводности газа при средних значениях давления и температуры в АВО, определяется аналогично п 1.1.

Рассчитываем гидравлические потери давления газа в установке охлаждения:

, (2.55)



где:

л_тр -коэффициент гидравлического сопротивления;

l₀ - длина трубок, м;

=6.1.8 - сумма коэффициентов местных сопротивлений (по ходу

движения газа).

Для данного режима движения газа в трубках л_тр определяется по формуле:

,

,

,

=0.0588 [Мпа] - допустимые потери давления газа в установке.

Определяем коэффициент теплоотдачи от газа к внутренней поверхности трубок АВО - б_вн. В частности, для турбулентного режима движения газа в трубках б_вн определяется по формуле:

, (2.56)

Определяем плотность воздуха на входе в АВО:

.

(2.57)

где:

P_бар=760 [мм рт. ст.] - давление барометрическое,

ф₁ - температура воздуха на входе в АВО, [°С].

.

Физические параметры воздуха определяем по справочной литературе для средней температуры воздуха в аппарате воздушного охлаждения:

;

;

.

Определяем скорость течения воздуха в узком сечении теплообменных секций аппарата:

(2.58)

где:

F_св.= 28.2 [м²] - площадь свободного сечения перед секциями АВО;

з_с=0.528 - коэффициент сужения.

.

Рассчитываем коэффициент теплоотдачи от оребренной поверхности теплообменных трубок аппарата к воздуху:

(2.59)

где:

K_n=20 - поправочный коэффициент, учитывающий вид оребрения;

U=0.0035 [м] - шаг между ребрами трубок;

d_н=0.049 [м] - наружный диметр трубок у основания ребер;

h=0.0105 [м] - высота ребра.

Определяем полный коэффициент теплоотдачи от оребренной поверхности теплообменных трубок аппарата к воздуху:

(2.60)

где:

f_n=1,6775 [м²] - полная площадь одного пог. м оребренной трубки;

f_тр=0,065 [м²] - наружная площадь участковна 1 пог. м трубки;

f_р=0,6856 [м²] - площадь ребер на 1 пог. м трубки;

E=0,5 - коэффициент эффективности круглых ребер;

=0,5 - коэффициент, учитывающий трапециевидную форму сечения ребра.

Коэффициент теплопередачи определяется по формуле:

(2.61)

где:

H₂=К_nH_нар= К_n рd_нl,

H₁=H_вн=рd_внl,

Средний диаметр оребренных трубок определяется по формуле:

(2.62)

Определяем средне логарифмический температурный напор:

, (2.63)

где:

и - соответственно наибольший и наименьший из температурныхнапоров, определяемых по формулам:

- поправка на противоточность в зависимости от коэффициентов Р_п, R определяется по графику [17]:

;

Рассчитываем необходимую поверхность теплопередачи одного АВО:

, (2.64)

2.4.2 Расчеты на прочность, устойчивость узлов и деталей

Мощность электродвигателя

вт 73,3 квт (2.65)



Пример Напор Н = 12 кгс/м².

Определяем толщину стенки диффузора расчет производим с учетом неравномерности распределения напряжений по толщине стенки.

Толщина стенки определяется кольцевыми напряжениями по формуле

(2.66)

Подставляя в формулу вместо получился

Исполнительная толщина определяется с учетом конструкторской прибавки С по формуле

,

где С = С₁ + С₂ + С₃ (2.67)

С₁ - прибавка на коррозию = зависит от агрессивности среды, химической стойкости материалов, и срока службы

С₂ - прибавка для компенсации отрицательных допусков на толщину листа

С₃ - технологическая прибавка предусматривает компенсацию утолщения материала в результате технологических операций, (гибка, вальцовка)

С + 1 + 1 + 1 = 3 мм

Принимаем



Принимаем окончательно толщину материалов диффузоре соответствующий действующему стандарту и равному

В качестве теплообменной поверхности в АВО применены воздушные теплообменники с двумя трубными решетками, развальцованным в них оребренными трубами, и двумя крышками

Расчетное давление в трубах 1,6 МПа.

В трубных решетках трубы закрепляются в решетках по вершинам равносторонних треугольников с шагом - :

Трубы расположены в прямоугольной трубной решетке.

Размеры 1230 х 400 мм

Число труб закрепленных в трубной решетке определяем по формуле:

где - коэффициент размещения труб по краям решетки.

Dp - наибольшее значение круга на котором располагаются оси труб в решетках

Концы труб в трубных решетках закрепляем развальцовкой.

Толщина трубной решетки S_p должна обеспечить возможность надежного крепления труб и во всех случаях должна быть не менее

где D_k - знаменатель окружности безтрубной площадь решетки между трубами D_k = 45

Р_т - расчетное давление в трубах - 16 кгс/см (1,6 МПа)

Р_н - расчет давления в межтрубной просп 0,1 МПа 101 кПа

- допускаем напряжен. для трубной решетки =

С - конструкторская прибавка

Материал трубной решетки ВСт 3

применим

где - поправочный коэффициент к допускаемым напряжениям

Необходимая для обеспечения прочности толщина трубной решетки рассматривается по формуле

S_T = 2,6 мм толщина стенки трубы

d_T = 25,4

расстояние от оси трубной решетки до наиболее удаленной трубы

вспомогательный коэффициент определяется в зависимости от величин

и

где

коэффициент трубной решетки определяется в зависимости от

Где

х_т=коэф. Линейного расширения материала трубы

- половина длинны трубы = 3 м.

по графикам на основе и находим

=[9.6]

мм

Расчет опоры аппарата

Определяем основные размеры опоры, для вертикального аппарата. По следующим данным: нагрузка, воспринимаемая одной лапой, G=0,1МН; материал корпуса аппарата и лап - сталь ; число ребер в лапе 2; вылет опоры l=0,25м; толщина стенки цилиндрического корпуса аппарата S=135 мм; диаметр корпуса D=6 м.

Принимаем отношение вылета лапы к высоте ребра:

(2.68)

Тогда:

Расчетную толщину ребра лапы при k=0,6 определяем по формуле:

(2.69)

тогда:

отношение поэтому уменьшаем значение k до 0,275, при котором по графику l/S=22.

Пересчитываем :

Принимаем с учетом на коррозию толщину ребра S=16 мм. Выбираем длину опорной лапы l₁=2 м, а толщину ее S=16 мм.

Расчетная ширина опорной плиты лапы:

(2.70)

Ребра привариваются к корпусу сплошным круговым швом с катетом h_ш=8 мм.

Общая длина сварного шва:

( 2.71)

Прочность сварного шва при проверяем по формуле:

(2.72)

т.е прочность обеспечена.

Полагая и , определим максимальные напряжения сжатия в корпусе аппарата в месте присоединения к нему лап. Предварительно находим значения параметров:

Момент от реакции опоры, действующий на лапу при расчетном плече

(2.73)

Определим значение коэффициентов K для: , , ,

Параметр для нахождения моментов действующих на корпус, определяем по формуле:

для определения меридиональных моментов:

(2.76)

для определения кольцевых моментов:

(2.77)

По графику на рис. 29.4 [12] при и определяем параметр откуда:

По графику на рис 29.3 [12] при и определяем параметры откуда:

Параметр для нахождения сил, действующих на корпус, определяем по формуле:

(2.78)

По графику на рис. 29.8 [ 12 ] определяем значение коэффициентов K: для ,

Для и находим:

по графику на рис 29.5 [ 12 ]

по графику на рис 29.6 [ 12].

откуда значения и будут равны:

Суммарные напряжения сжатия в корпусе аппарата при толщине стенки S-C_k=0,135 - 0,004=0,131 м в месте присоединения лапы определяем:

в меридиональном направлении по формуле:

(2.79)

в кольцевом направлении по формуле:

Как видно, оба напряжения меньше допускаемого, и следовательно, лапа может быть применена без накладки - ребра привариваются непосредственно к корпусу.

Расчет каркаса.

Механический расчет каркаса включает расчет фермы и горизонтальных балок. Обычно рассчитывают средние фермы или раму аппарата как наиболее нагруженную. Однако следует также проверять и крайние фермы или рамы, так как на эти элементы каркаса приходится нагрузка от торцовых стен о двойников печи.

Нагрузка на верхний пояс фермы:

(2.80)

Где Q_с - снеговая нагрузка; Q₁ - нагрузка от кровли; Q₂ - нагрузка от прогонов; Q_ф - нагрузка от фермы.

Снеговая нагрузка

(2.81)

Где р_с - вес снегового покрова на 1 м², принимаемый в зависимости от района территории по нормам ( для районов Казахстана р_с=800 Н/м²);

с - коэффициент, зависящий от профиля покрытия ( с=1).

F - площадь горизонтальной проекции соответствующего участка кровли, приходящегося на одну ферму.

Нагрузка от веса кровли

(2.82)

Здесь k - коэффициент, учитывающий перекрытие листами один другого; q - вес одного асбоцементного листа; f - площадь листа.

тогда

2.5 Технология машино-апаратостроения, ремонта и монтажа (по выбору)

Графики проведения планово-предупредительных ремонтов

Графики ППР позволяют спланировать процесс ремонта таким образом. чтобы занятость ремонтного персонала в течении года была равномерная. Использование годовых графиков ремонта позволяет планировать ремонты с учетом планов переработки продуктов сельского. Последнее очень важно для нефтехимической промышленности с большими колебаниями в...