Оценка возможности дооборудования печей нефтепереработки системами подавления окислов азота и рекуперации тепла дымовых газов

Результаты измерения температур по плоскостям были обработаны ООО «НПЦ «Матрица» по методу МНК наиболее подходящими уравнениями, имеющими наибольший коэффициент корреляции, и выбранные из почти полумиллиарда уравнений различного типа. В некоторых случаях выбор уравнения определялся критерием его относительной простоты, при условии достаточного коэффициента корреляции. Результаты математической обработки температур по плоскостям представлены в виде трёхмерных диаграмм и таблиц, следующих за этими диаграммами. В таблицах приведены величины отклонения рассчитанных и экспериментальных значений температур. В среднем погрешность аппроксимации лежит в пределах ниже 1%. Результаты математической обработки приведены в приложении 2.

Вторым этапом расчетов является определение температурного поля на плоскостях, параллельных перевальной стенке, поскольку техническое решение по вводу реагента предусматривает движение газообразного аммиака именно по плоскости, параллельной перевальной стенке снизу вверх до перевала, и далее в конвекционную камеру. На рис. 2.1 в качестве примера изображена такая плоскость в камере П12, обозначенная P12.3.97. В этом обозначении число 3,97 обозначает расположение плоскости преимущественного среднего движения газов на расстоянии 3,97 м. от перевальной стенки. Параметр “x” - в уравнениях этих файлов означает расстояние от «гляделок», расположенных со стороны дымовой трубы. Результаты расчетов приведены в приложении 3.

По физическим причинам, измерения в секциях П21k и П22k проведены только по двум и одной плоскостям соответственно, поэтому расчет температур на плоскости движения реагента в последнем случае выполнен из предположения о симметричности данных П22k и П22.

В общем виде уравнение температуры в плоскости P12.3.97 выглядит следующим образом:

z = a + bx + cy + dx² + ey² + fxy + gx³ + hy³ +ixy² + jx²y, (2.83)

где z - температура, °С;

x - расстояние от гляделки, м;

y - расстояние от бокового экрана, м;

a, b, c, d, e, f, g, h, i, j - коэффициенты, вычисленные по МНК:

a = 794,49679; b = -60,680059; c = 31,857148; d = -5,9912351; e = -26,561634; f = 38,687377; g = 1,0502449; h = 2,8952454; i = -0,27699437; j = -2,8134694.

С помощью данного уравнения рассчитана степень очистки дымовых газов от оксидов азота. Уравнение также использовалось для нахождения средней температуры в плоскости подачи аммиачной воды, необходимой в расчете испарительного устройства: t_ср = 984°С (приложение 4).

2.6 Расчет степени подавления окислов азота в радиантной камере П12

По результатам математической обработки получено уравнение (2.83), описывающее зависимость температуры в камере П12 (рис.2.1) от расстояния до бокового экрана и от гляделки. С целью нахождения степени подавления окислов азота в дымовых газах в данной камере проведен расчет кинетики процесса с помощью программы Mathcad (приложение 4).

В ходе кинетического расчета вычислена средняя глубина очистки для всех пяти инжекторов (ING =5). Величины х_i - это расстояния от гляделок (у трубы) до центров испарительных устройств, м. Высота над подом обозначена через «Н».

С1 - исходная концентрация окислов азота, моль/м³. Расчет проведен для двух концентраций, наиболее характерных для состава дымовых газов - 30 мг/м³ (6,5 • 10^-4 моль/м³) и 40 мг/м³ (8,7 • 10^-4 моль/м³). Вычисление степени очистки выполнено для предъэкспоненциального множителя (k122 = 93,089) и энергии активации (Е122 = 1179), соответствующих двукратному избытку аммиака и его концентрации в растворе 2% (по данным кинетических экспериментов).

В кинетическом расчете использовалась средняя вертикальная составляющая скорости движения дымовых газов в камере радиации, рассчитанная следующим образом:

- объем дымовых газов из камеры П12 (необходимые данные взяты из поверочного расчета печи П-1):

массовый расход газов из обеих радиантных камер, кг/с;

температура перевала, К;

плотность дымовых газов про нормальных условиях, кг/м³;

- объем камеры П12 (рассчитан по чертежу):

- среднее время нахождения газов в камере:

- средняя вертикальная составляющая скорости движения дымовых газов в камере радиации:

где высота перевальной стены, 4,4 м;

v = 0,343 м/с.

Исходные данные кинетического расчета:

- ING =5;

- х_i = 1,933 м; 3,867 м; 5,8 м; 7,733 м; 9,667 м;

- H = 4,75 м;

- v = 0,343 м/с;

- С1 = 6,5 • 10^-4 моль/м³ ; 8,7 • 10^-4 моль/м³.

Результаты кинетического расчета:

1. При начальной концентрации окислов азота в дымовых газах 30 мг/м³ степень их очистки составляет 59,7%;

2. При начальной концентрации окислов азота 40 мг/м³ степень очистки составляет 66,5%.

2.7 Проектный расчет системы подавления окислов азота в печи П-1

Принцип работы системы подавления окислов азота в печи П-1 состоит в восстановлении оксидов азота, образующихся при сгорании топлива и воздуха в радиантных камерах печи, 1-2%-ным раствором аммиака в воде, при этом подача аммиачной воды осуществляется с помощью инжекторов, вмонтированных в кровлю печи. Над каждой радиантной камерой планируется разместить по 5 инжекторов. Основной сложностью является равномерное распределение аммиака в объеме камеры, что является важным условием для протекания реакции, учитывая весьма малую концентрацию окислов азота в дымовых газах (до 40 мг/м³). В связи с этим планируется на поду печи П-1 расположить испарительные устройства, по 5 штук в каждой камере, по одному под каждым инжектором. Испарительное устройство представляет собой стол с загнутыми краями, расположенный на высоте 150 мм над трубами подового экрана, имеющий размеры 60Ч60 см. В проектном расчете необходимо доказать возможность применения данных испарительных устройств и рассчитать расход подаваемой аммиачной воды.

Расчет производится для радиантной камеры П12.

2.7.1 Расчет девиации падающей капли от вертикальной траектории

Падение капли аммиачной воды в радиантной камере сопровождается сдуванием потоком дымовых газов, в результате чего траектория падения искривляется. Для реализации оптимального режима испарения воды с пода печи необходимо установить отбортованные плоские испарители ("столы"), с которых будет происходить испарение. Задачей данного расчета является определение возможности использования столов с заранее выбранной конструкцией, т.е. нахождение максимальной величины девиации капли от вертикальной траектории падения.

Наибольшее отклонение происходит при направлении потока газов, перпендикулярном вертикальной траектории падения капли.

Для расчетов примем следующий объем капли:

v_капли = 0,04 мл = 4 • 10^-8 м³.

Считаем, что капля имеет форму шара. Объем шара определяется по формуле:

r и d - радиус и диаметр шара соответственно.

Из формулы (2.83) находим диаметр капли:

Плотность 2%-го раствора аммиака в воде при 20°С [12]:

Масса капли раствора:

 (2.89)

Средняя температура камеры радиации (найдена по результатам математической обработки температурного поля): t_ср = 984°С (1257 К).

Плотность дымовых газов при температуре t_ср:

Высота в плоскости падения капли аммиачной воды (по чертежу): h = 4,2 м.

Длина камеры радиации (равна эффективной длине труб): l = 11,6 м.

Живое сечение камеры радиации в плоскости падения капли:

Cмоченный периметр в плоскости падения капли:

Эквивалентный диаметр камеры радиации в плоскости падения капли:

Вязкость дымовых газов рассчитаем по свойству аддитивности, так как их динамические коэффициенты вязкости отличаются незначительно:

где - динамическая вязкость i-того компонента дымовых газов при t_ср [13];

- мольная доля i-того компонента дымовых газов.

Расчет вязкости дымовых газов приведен в табл.2.3. В расчете используются следующие свойства газов: m_i - масса i-того компонента дымовых газов, образующаяся при сгорании 1 кг топлива (определены в расчете процесса горения); - молекулярная масса i-того компонента, кг/кмоль; н_i - количество вещества i-того компонента, образующееся при сгорании 1 кг топлива, кмоль/кг.

Таблица 2.3

Расчет вязкости дымовых газов

Компонент	mi, кг/кг	, кг/кмоль	нi, кмоль/кг		, Па • с	, Па • с
CO2	2,637	44	0,060	0,062	6,4	0,396
H2O	2,364	18	0,131	0,136	3,8	0,516
SO2	0,0004	64	0,000006	0,000006	4,5	0,00003
O2	2,011	32	0,063	0,065	6,2	0,403
N2	19,986	28	0,714	0,737	5,3	3,909
Сумма	26,998		0,968	1,000		5,223

Линейная скорость дымовых газов в плоскости падения:

масса дымовых газов, образующихся при сгорании 1 кг топлива, кг/кг;

B - расход топливного газа, кг/ч;

Критерий Рейнольдса [13]:

Сила сопротивления, возникающая при обмывании капли потоком дымовых газов, определяется по формуле Ньютона [14]:

коэффициент сопротивления, зависящий от критерия Рейнольдса:

- при Re < 2

- при 2 < Re < 500

- при 500 < Re < 200000

- при 200000 < Re < 2000000

В данном случае 500 < Re < 200000, поэтому коэффициент сопротивления равен 0,44.

Сила сопротивления по формуле (7.11):



В результате действия силы сопротивления дымовых газов капля получает ускорение и начинает двигаться в горизонтальной плоскости. Ускорение, сообщаемое капле, можно найти по второму закону Ньютона:

Время падения капли можно определить по известной формуле:

где g - ускорение свободного падения.

Тогда девиация капли от вертикальной траектории составит:

Следовательно, падающая капля аммиачной воды может отклониться от вертикальной траектории примерно на 2 см, что значительно меньше размеров выбранного испарительного устройства (60Ч60 см), значит, его можно использовать как испаритель аммиачной воды.

2.7.2 Расчет расхода подаваемой аммиачной воды

Попав внутрь печи, капля аммиачной воды нагревается от своей начальной температуры (согласно эмпирическим данным около 70 оС) до температуры кипения 100°С, после чего начинает кипеть. Все время падения капля теряет свою массу за счет испарения. Прежде всего необходимо доказать возможность долетания капли до поверхности испарительного устройства, где будет происходить испарение аммиачной воды в объем камеры радиации.

Количество тепла, получаемого каплей за время падения:

степень черноты капли, (считаем, что излучаемое тепло полностью поглощается каплей);

теплонапряженность радиантных труб, Вт/м² (определена при расчете камеры радиации печи П-1);

Масса капли, которая может испариться за время падения:

где теплота испарения аммиачной воды, [12];

.

Масса капли после падения на испарительное устройство:

Тепло, необходимое для нагрева капли до температуры кипения:

- теплоемкость аммиачной воды при 100°С (373 К);

- теплоемкость аммиачной воды при 70°С (343 К);

согласно [12]

Расчет показал, что за время падения капля получает настолько малое количество тепла, что не успевает ни испариться, ни даже нагреться. Следовательно, капля полностью долетит до испарительного устройства.

Испарительные устройства должны обеспечить испарение определенного количества аммиачной воды для восстановления окислов азота, поэтому необходимо проверить их испаряющую способность.

Площадь испарительного стола размером 60Ч60 см:

Количество теплоты, передаваемое столом аммиачной воде:

Масса испаряющейся аммиачной воды (испарительная способность стола):

Испарительная способность 5 столов, устанавливаемых в камере П12:

С другой стороны, для подавления оксидов азота необходимо определенное количество аммиачной воды, которое рассчитываем следующим образом.

Расход дымовых газов в печи П-1 на радиантную камеру П12:

Объем дымовых газов в П12:

Концентрация окислов азота в газах достигает 40 мг на кубометр, отсюда найдем массу образующихся окислов:

В процессе восстановления окислов протекает множество реакций, механизм которых до конца не изучен. Тем не менее, известно, что на восстановление 1 моля окислов тратится 2 моля аммиака. Отсюда находим количество аммиака:

молярная масса окислов азота (считаем как NO₂), M = 46 г/моль;

Масса аммиака, необходимая для восстановления окислов:

= 158,738 мг/с. (2.115)

В пересчете на 2%-ную аммиачную воду:

Очевидно, что испарительные устройства обладают достаточной испарительной способностью, чтобы обеспечить испарение большего количества аммиачной воды, чем того требуется для восстановления. Следовательно, их можно использовать для данной цели.

Полагая, что расход аммиачной воды в камеру П11 печи П-1 незначительно отличается от расхода в П12, рассчитаем часовой и годовой расход аммиачной воды в печь П-1:

Объемный расход на П-1:

Годовой расход аммиачной воды на печь П-1:



где - эффективный фонд времени работы печи, 8580 ч [9];

В пересчете на аммиак годовой расход составит:

Таким же образом рассчитаем расход аммиачной воды на печь П-2.

Расход дымовых газов в печи П-2 на одну из радиантных камер по формуле (2.111):

Объем дымовых газов в одной радиантной камере по формуле (2.112):

Найдем массу образующихся окислов по формуле (2.113):

Определяем количество аммиака по формуле (2.114):

молярная масса окислов азота (считаем как NO₂), M = 46 г/моль;

Масса аммиака, необходимая для восстановления окислов по формуле (2.115):

= 84,231 мг/с.

В пересчете на 2%-ную аммиачную воду по формуле (2.116):

Очевидно, что испарительные устройства в печи П-2 также смогут обеспечить испарение необходимого количества аммиачной воды, причем больше, чем того требуется для восстановления. Следовательно, их можно использовать для данной цели.

Полагая, что расход аммиачной воды в каждую камеру печи П-2 примерно одинаков, рассчитаем часовой и годовой расход аммиачной воды для данной печи по формуле (2.117):

Объемный часовой расход на П-1 по формуле (2.118):

Годовой расход аммиачной воды на печь П-1 по формуле (2.119):

где - эффективный фонд времени работы печи, 8580 ч [9];

В пересчете на аммиак годовой расход составит по формуле (2.120):

Выводы

Проведенный расчет испарительных устройств показал, что их можно использовать в печах П-1 и П-2 для испарения аммиачной воды. Также были рассчитаны необходимые расходы аммиачной воды на каждую из печей для подавления окислов азота:

- массовый расход аммиачной воды на печь П-1: 57 кг/ч (490 т/год);

- объемный расход аммиачной воды на печь П-1: 16 мл/с (0,058 м³/ч);

- массовый расход аммиачной воды на печь П-2: 30 кг/ч (260 т/год);

- объемный расход аммиачной воды на печь П-2: 8,5 мл/с (0,031 м³/ч).

2.8 Проектный расчет рекуператора на тепловых трубах для печи П-1

2.8.1 Расчет числа тепловых труб и количества передаваемого тепла

Тепловые трубы, которые предполагается использовать в рекуператоре, имеют наружный диаметр d_тр = 25 мм, толщину стенки 2 мм и длину 2 м, изготовлены из стали 20. Конструкция рекуператора предусматривает наличие стального листа с отверстиями для тепловых труб, расположенных в коридорном порядке. Рекуператор имеет ограниченные размеры, а именно ширину A = 2 м (по ширине борова), длину L = 5 м (по имеющемуся пространству для размещения рекуператора) и высоту 1,3 м (верхние части труб 1 м плюс 30 см до верха), поэтому необходимо подсчитать количество тепловых труб, которое возможно использовать в данном рекуператоре.

В качестве расстояния между осями труб и расстояния от крайних труб до краев листа примем удвоенный диаметр трубы: s = 2d_тр = 0,05 м.

Число труб по длине рекуператора:

n_L = L / s - 1 = 99. (2.121)

Число труб по длине рекуператора:

n_A = A / s - 1 = 39. (2.122)

Общее число труб:

n = n_L • n_A = 3861. (2.123)

Температуру дымовых газов перед прохождением пучка тепловых труб планируется снижать до около 300°С посредством подачи в боров воздуха из окружающей среды. Количество подаваемого воздуха предполагается регулировать с помощью шибера, установленного на борове. Более высокая температура может быть опасна для эксплуатации рекуператора, так как повышение давление водяного пара внутри труб выше допустимого приведет к разрушению металла труб.

Изменение состава дымовых газов при разбавлении воздухом не учитываем.

Согласно [8] тепловая труба диаметром 25х2, длиной 2 м, изготовленная из стали 20 при заполнении ее теплоносителем (водой) в достаточном количестве (100 мл) может передавать тепловой поток в количестве 355 Вт при температуре нагревательного элемента около 300°С. Рассчитаем количество теплоты, передаваемое всеми тепловыми трубами рекуператора:

Q_тр = n • 355 = 1,371 • 10⁶ Вт. (2.124)

С другой стороны, количество тепловых труб ограничено следующим условием: во избежание конденсации влаги на трубках и сернокислой коррозии охлаждение дымовых газов должно происходить до температуры на 10-15°С выше их точки росы. Для используемого топливного газа с содержанием 0,01% H₂S точка росы равна 112°С [7], следовательно, предельная температура охлаждения газов составляет в среднем 125 °С.

Определим теплоемкость дымовых газов при температурах 300°С (573 К) и 125°С (398 К):

- теплоемкости дымовых газов при 573 К [11]:

- средняя теплоемкость дымовых газов при температуре 573 К находим по формуле (2.4):

- теплоемкости дымовых газов при 398 К [11]:

- средняя теплоемкость дымовых газов при температуре 398 К находим по формуле (2.4):

Допустимое количество тепла, которое могут принять тепловые трубы:

Q_доп = G_дг • B • (C₅₇₃ • 573 - C₃₉₈ • 398), (2.125)

где G_дг - масса дымовых газов, образующихся при сгорании 1 кг топлива, кг/кг;

B - расход топливного газа, кг/ч.

Q_доп = 2,598 • 10⁸ кДж/ч = 7,217 • 10⁷ Вт.

Тогда допустимое количество труб составит:

n_доп = Q_доп / 355 = 203295. (2.126)

Расчет допустимого количества тепла, которое может быть передано тепловым трубам, показал, что принятое ранее число труб 3861 меньше максимально допустимого n_доп, следовательно, такое количество труб можно использовать в рекуператоре.

Рассчитываем тепло, передаваемое воздуху тепловыми трубами:

Q_тр = n_тр • 355 •3,6 = 4,934 • 10⁶ кДж/ч. (2.127)

При работе печи без рекуператора общее количество тепла, вносимого в печь, определяется по формуле (2.40):

где - низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг;

- коэффициент полезного действия топки;

8,931 • 10⁷ кДж/ч.

В формуле (2.40) не учтено количество тепла, вносимого с воздухом, так как его количество незначительно. При работе печи с рекуператором становится необходимым учесть тепло, вносимое воздухом. Тогда общее количество тепла будет рассчитываться по следующей формуле:

где - расход топливного газа при работе печи с рекуператором, кг/ч;

Сокращение расхода топливного газа:

ДB = B - = 94 кг/ч. (2.130)

Массовый расход дымовых газов при работе печи с рекуператором:

Найдем температуру дымовых газов после рекуператора, считая, что изменение теплоемкости при этом пренебрежимо мало:

где - температура дымовых газов перед рекуператором, ;

.

Средняя температура дымовых газов при прохождении рекуператора:

Эффективный фонд времени работы печи составляет 8580 ч в год. Исходя из этого определим годовое снижение расхода топлива:

- расход топлива при работе без рекуператора:

B = 1782 • 8580 / 1000 = 15290 т/год;

- расход топлива при работе с рекуператором:

= 1688 • 8580 / 1000 = 14487 т/год;

- сокращение расхода топливного газа:

ДB = 15290 - 14791 = 803 т/год;

- экономия топливного газа в массовых процентах:

2.8.2 Расчет гидравлического сопротивления рекуператора в борове

Пучок тепловых труб в борове имеет длину 1 м. Трубы установлены на стержнях, поэтому будем считать, что пучок труб проходит через сечение борова. Трубы предполагается располагать в коридорном, а не в шахматном порядке с целью уменьшения гидравлического сопротивления рекуператора. Поэтому для нахождения сопротивления рассчитаем критерий Эйлера для коридорного расположения труб в пучке по формуле (2.134) [13]:

где - коэффициент, зависящий от угла атаки, при 90° b = 1;

- число рядов труб в направлении движения, m = n_L;

d_тр - расстояние между трубами, d_тр = 0,025 м;

s - расстояние между трубами, s = 2d_тр = 0,05 м;

Re - критерий Рейнольдса.

Критерий Рейнольдса найдем по формуле (2.135) [13]:

где - скорость газов в борове, м/с;

- эквивалентный диаметр борова, м;

- плотность дымовых газов при t_ср, кг/м³;

- динамическая вязкость газов при t_ср, Па • с.

Эквивалентный диаметр борова определим по формуле для трубопроводов прямоугольного сечения [13]:

где - ширина борова, х = 2 м;

- глубина борова, у = 1,5 м;

.

Живое сечение борова:

.

Плотность дымовых газов при t_ср определим из найденной в расчете процесса горения плотности при нормальных условиях:

Скорость газов в борове:

Вязкость дымовых газов рассчитаем по свойству аддитивности, так как их динамические коэффициенты вязкости отличаются незначительно:

где - динамическая вязкость i-того компонента дымовых газов при t_ср [13];

- мольная доля i-того компонента дымовых газов.

Расчет вязкости дымовых газов приведен в табл.2.4. Мольные доли компонентов были найдены в расчете испарительного устройства.

Таблица 2.4

Расчет вязкости дымовых газов

Компонент		, Па • с	, Па • с
CO2	0,062	2,9	0,180
H2O	0,136	1,9	0,258
SO2	0,000006	2,3	0,00001
O2	0,065	3,3	0,216
N2	0,737	2,9	2,137
Сумма	1,000		2,790

Критерий Рейнольдса по формуле (2.135) равен:

Критерий Эйлера по формуле (2.134):

Так как критерий Эйлера является отношением гидравлического сопротивления к произведению плотности на квадрат скорости дымовых газов, то из него можно получить значение гидравлического сопротивления той части борова, в которой поток газов проходит через пучок тепловых труб:

Дp_б = Eu • с • w² = 447,924 Па. (2.141)

Для сравнения рассчитаем гидравлическое сопротивление данного участка борова, если на нем не установлен рекуператор [13]:

где - коэффициент трения, который определяется по следующим формулам:

- если Re ? 100000, тогда:

- если Re > 100000, тогда:



В данном случае коэффициент трения вычисляем по формуле (2.143):

Тогда гидравлическое сопротивление без рекуператора (формула (2.142)):

2.8.3 Расчет гидравлического сопротивления воздушной части рекуператора

В надземной части рекуператора происходит нагревание воздуха, забираемого из окружающей среды, перед подачей его в печь. Пучок труб здесь имеет длину 1 м, т.е сверху остается область высотой примерно 30 см, не занятая трубами. Ввиду малого гидравлического сопротивления в свободном сечении воздушной части рекуператора в расчетах его не учитываем.

Для расчета гидравлического сопротивления также используем критерий Эйлера, предварительно вычислив все необходимые величины.

Плотность воздуха при нормальных условиях [13]:

Температуру воздуха в окружающей среде t_вх принимаем равной 20°С (293 К).

Средняя теплоемкость воздуха: .

Часовой расход воздуха для подачи в печь:

G_в = L_в • B₁, (2.145)

где L_в - расход воздуха, необходимый для сжигания 1 кг топлива (найден в расчете печи при коэффициенте избытка воздуха 1,5), кг/кг;

B₁ - расход топлива при работе печи с рекуператором, кг/ч;

G_в = 43900 кг/ч.

Определим температуру воздуха на выходе из рекуператора:

где - количество теплоты, передаваемое воздуху тепловыми трубами, кДж/ч;

.

Рассчитаем коэффициент теплопередачи рекуператора:

- поверхность теплообмена равна суммарной поверхности тепловых труб (длина каждой трубы l_тр = 2 м):

(2.147)

- схема теплообмена в рекуператоре:

- средняя движущая сила по формуле (2.65):

- коэффициент теплопередачи рекуператора:

Средняя температура воздуха в рекуператоре:

Плотность воздуха при :

Динамическая вязкость воздуха при [13]: .

Сечение воздушной части рекуператора имеет следующие размеры: ширина x = 2 м, высота y = 1,3 м. Исходя из этого определяем эквивалентный диаметр по формуле (2.132):

Живое сечение воздушной части рекуператора по формуле (2.137):

.

Линейная скорость воздуха в рекуператоре по формуле (2.139):



Критерий Рейнольдса в воздушной части рекуператора по формуле (2.135):

Критерий Эйлера по формуле (2.134):

Гидравлическое сопротивление воздушной части рекуператора определяем, используя формулу (2.141):

Тогда общее гидравлическое сопротивление рекуператора:

Очевидно, что при установке рекуператора гидравлическое сопротивление борова многократно возрастет (от 0,65 Па до 748,4 Па), и дымовая труба уже не будет обеспечивать тягу дымовых газов. Следовательно, при установке рекуператора на тепловых трубах необходимо использовать дымосос для создания искусственной тяги.

Минимальная необходимая мощность дымососа с учетом 30%-й надбавки (учитывает неадиабатичность процесса):

где - объемный расход дымовых газов в борове, м³/ч ;

По найденной минимальной мощности выбираем стандартный дымосос мощностью 30 кВт с числом оборотов в минуту 1500.

Выводы

В ходе проектного расчета рекуператора на тепловых трубах для печи П-1 были рассчитаны его основные технические параметры:

- общее количество тепловых труб 3861, диаметр 25Ч2, длина 2 м, из которых на 1 м каждая труба находится в воздушной части рекуператора и на 1 м - в борове, расположение труб в пучке коридорное, расстояние между осями труб по ширине и по длине рекуператора 50 мм;

- длина рекуператора 5 м, ширина - 2 м, высота воздушной части 1,3 м;

- температура дымовых газов на входе 300°С, на выходе 296°С при расходе 45588 кг/ч;

- температура воздуха на входе 20°С, на выходе 132°С при расходе 43900 кг/ч;

- коэффициент теплопередачи 10,353 Вт/(м² • К);

- гидравлическое сопротивление рекуператора 748,379 Па;

- для работы рекуператора необходим дымосос мощностью 30 кВт;

- сокращение расхода топливного газа на печь П-1 при работе с рекуператором составляет 803 т/год (5,25%).

2.9 Проектный расчет рекуператора на тепловых трубах для печи П-1

2.9.1 Расчет числа тепловых труб и количества передаваемого тепла

В рекуператоре для печи П-2 планируется использовать такие же тепловые трубы, как и в рекуператоре для П-1, т.е с наружным диаметром d_тр = 25 мм, толщиной стенки 2 мм и длиной 2 м, изготовленные из стали 20. Расположение труб в пучке также коридорное. Размеры рекуператора аналогичны, так как размеры борова П-2 совпадают с размерами борова П-1, т.е. ширина A = 2 м, длина L = 5 м и высоту 1,3 м. Как и в случае с рекуператором для П-1, подсчитаем количество тепловых труб, которое возможно использовать в рекуператоре для П-2.

В качестве расстояния между осями труб и расстояния от крайних труб до краев листа примем удвоенный диаметр трубы: s = 2d_тр = 0,05 м.

Число труб по длине рекуператора по формуле (2.121):

n_L = L / s - 1 = 99.

Число труб по длине рекуператора по формуле (2.122):

n_A = A / s - 1 = 39.

Общее число труб по формуле (2.123):

n = n_L • n_A = 3861.

Температуру дымовых газов перед прохождением пучка тепловых труб также планируется снижать до около 300°С посредством подачи в боров воздуха из окружающей среды. Количество подаваемого воздуха предполагается регулировать с помощью шибера, установленного на борове.

Изменение состава дымовых газов при разбавлении воздухом не учитываем.

Рассчитаем количество теплоты, передаваемое всеми тепловыми трубами рекуператора (формула (2.124)):

Q_тр = n • 355 = 1,371 • 10⁶ Вт.

Рассчитаем допустимое количество теплоты, которое можно передать тепловым трубам из тех же соображений, что и при расчете рекуператора для П-1.

Допустимое количество тепла, которое могут принять тепловые трубы, определяется по формуле (2.125):

Q_доп = G_дг • B • (C₅₇₃ • 573 - C₃₉₈ • 398),

где G_дг - масса дымовых газов, образующихся при сгорании 1 кг топлива, кг/кг;

B - расход топливного газа, кг/ч;

C₅₇₃ - теплоемкость дымовых газов при температуре 573 К;

C₃₉₈ - теплоемкость дымовых газов при температуре 398 К;

Q_доп = 1,379 • 10⁸ кДж/ч = 3,831 • 10⁷ Вт.

Тогда допустимое количество труб по формуле (2.126) составит:

n_доп = Q_доп / 355 = 107922.

Расчет допустимого количества тепла, которое может быть передано тепловым трубам, показал, что принятое ранее число труб 3861 меньше максимально допустимого n_доп, следовательно, такое количество труб можно использовать в рекуператоре.

Рассчитываем тепло, передаваемое воздуху тепловыми трубами (по формуле (2.127)):

Q_тр = n_тр • 355 •3,6 = 4,934 • 10⁶ кДж/ч.

При работе печи без рекуператора общее количество тепла, вносимого в печь, определяется по формуле (2.40):

где - низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг;

- коэффициент полезного действия топки;

4,74 • 10⁷ кДж/ч.

В формуле (2.40) не учтено количество тепла, вносимого с воздухом, так как его количество незначительно. При работе печи с рекуператором становится необходимым учесть тепло, вносимое воздухом. Тогда общее количество тепла будет рассчитываться по формуле (2.128):

где - расход топливного газа при работе печи П-2 с рекуператором, вычисляемый по формуле (2.129), кг/ч;

Сокращение расхода топливного газа по формуле (2.130):

ДB = B - = 94 кг/ч.

Массовый расход дымовых газов при работе печи с рекуператором по формуле (2.131):

Найдем температуру дымовых газов после рекуператора, считая, что изменение теплоемкости при этом пренебрежимо мало (формула (2.132)):

где - температура дымовых газов перед рекуператором, ;

.

Средняя температура дымовых газов при прохождении рекуператора:

Эффективный фонд времени работы печи П-2 составляет 8580 ч в год. Исходя из этого определим годовую экономию топлива:

- расход топлива при работе без рекуператора:

B = 946 • 8580 / 1000 = 8117 т/год;

- расход топлива при работе с рекуператором:

= 852 • 8580 / 1000 = 7314 т/год;

- сокращение расхода топливного газа:

ДB = 15290 - 14791 = 803 т/год;

- экономия топливного газа в массовых процентах по формуле (2.133):

2.9.2 Расчет гидравлического сопротивления рекуператора в борове

Для нахождения гидравлического сопротивления рекуператора рассчитаем критерий Эйлера для коридорного расположения труб в пучке по формуле (2.134) [13]:

где - коэффициент, зависящий от угла атаки, при 90° b = 1;

- число рядов труб в направлении движения, m = n_L;

d_тр - расстояние между трубами, d_тр = 0,025 м;

s - расстояние между трубами, s = 2d_тр = 0,05 м;

Re - критерий Рейнольдса.

Критерий Рейнольдса найдем по формуле (2.135) [13]:

где - скорость газов в борове, м/с;

- эквивалентный диаметр борова, м;

- плотность дымовых газов при t_ср, кг/м³;

- динамическая вязкость газов при t_ср, Па • с.

Эквивалентный диаметр борова определим по формуле для трубопроводов прямоугольного сечения (2.136) [13]:

где - ширина борова, х = 2 м;

- глубина борова, у = 1,5 м;

.

Живое сечение борова (формула (2.137)):

.

Плотность дымовых газов при t_ср определим по формуле (2.138) из найденной в расчете процесса горения плотности при нормальных условиях:

Скорость газов в борове вычисляем по формуле (2.139):



Вязкость дымовых газов: м = 2,79 ? 10⁵ Па • с.

Критерий Рейнольдса по формуле (2.135) равен:

Критерий Эйлера по формуле (2.134):

Так как критерий Эйлера является отношением гидравлического сопротивления к произведению плотности на квадрат скорости дымовых газов, то из него можно получить значение гидравлического сопротивления той части борова, в которой поток газов проходит через пучок тепловых труб (формула (2.141)):

Дp_б = Eu • с • w² = 135,949 Па.

Для сравнения рассчитаем гидравлическое сопротивление данного участка борова, если на нем не установлен рекуператор, используя формулу (2.142) [13]:

где - коэффициент трения, для Re ? 100000 определяется по формуле (2.143):

Тогда гидравлическое сопротивление рассматриваемого участка борова без рекуператора определяется по формуле (2.142):

2.9.3 Расчет гидравлического сопротивления воздушной части рекуператора

В надземной части рекуператора для П-2 происходит нагревание воздуха, забираемого из окружающей среды, перед подачей его в печь. Пучок труб здесь имеет длину 1 м, т.е сверху остается область высотой примерно 30 см, не занятая трубами. Ввиду малого гидравлического сопротивления в свободном сечении воздушной части рекуператора в расчетах его не учитываем.

Для расчета гидравлического сопротивления также используем критерий Эйлера, предварительно вычислив все необходимые величины.

Часовой расход воздуха для подачи в печь по формуле (2.145):

G_в = L_в • B₁,

где L_в - расход воздуха, необходимый для сжигания 1 кг топлива (найден в расчете печи при коэффициенте избытка воздуха 1,5), кг/кг;

B₁ - расход топлива при работе печи с рекуператором, кг/ч;

G_в = 22160 кг/ч.

Определим температуру воздуха на выходе из рекуператора по формуле (2.146):

где - количество теплоты, передаваемое воздуху тепловыми трубами, кДж/ч;

средняя теплоемкость воздуха, кДж/кг;

.

Рассчитаем коэффициент теплопередачи рекуператора:

- поверхность теплообмена равна суммарной поверхности тепловых труб (длина каждой трубы l_тр = 2 м) по формуле (2.147):

- схема теплообмена в рекуператоре:

- средняя движущая сила по формуле (2.65):

- коэффициент теплопередачи рекуператора по формуле (2.148):

Средняя температура воздуха в рекуператоре по формуле (2.149):



Плотность воздуха при по формуле (2.150):

Динамическая вязкость воздуха при [13]: .

Эквивалентный диаметр живое сечение воздушной части рекуператора совпадают с и рекуператора для печи П-1: .

Линейная скорость воздуха в рекуператоре по формуле (2.152):

Критерий Рейнольдса в воздушной части рекуператора по формуле (2.135):

Критерий Эйлера по формуле (2.134):

Гидравлическое сопротивление воздушной части рекуператора определяем по формуле (2.141):



Тогда общее гидравлическое сопротивление рекуператора по формуле (2.151):

Расчет гидравлического сопротивления показал, что при установке рекуператора необходимо также использовать дымосос для создания искусственной тяги.

Минимальная необходимая мощность дымососа с учетом 30%-й надбавки (учитывает неадиабатичность процесса) рассчитывается по формуле (2.152):

где - объемный расход дымовых газов в борове, м³/ч (формула (2.153));

По найденной минимальной мощности выбираем стандартный дымосос мощностью 4 кВт с числом оборотов в минуту 1000.

Выводы

В ходе проектного расчета рекуператора на тепловых трубах для печи П-2 были рассчитаны его основные технические параметры:

- общее количество тепловых труб 3861, диаметр 25Ч2, длина 2 м, из которых на 1 м каждая труба находится в воздушной части рекуператора и на 1 м - в борове, расположение труб в пучке коридорное, расстояние между осями труб по ширине и по длине рекуператора 50 мм;

- длина рекуператора 5 м, ширина - 2 м, высота воздушной части 1,3 м;

- температура дымовых газов на входе 300°С, на выходе 293°С при расходе 23016 кг/ч;

- температура воздуха на входе 20°С, на выходе 241,5°С при расходе 22160 кг/ч;

- коэффициент теплопередачи 58,436 Вт/(м² • К);

- гидравлическое сопротивление рекуператора 244,337 Па;

- для работы рекуператора необходим дымосос мощностью 4 кВт.

- сокращение расхода топливного газа на печь П-2 при работе с рекуператором составляет 803 т/год (9,89%).

3. МЕХАНИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

В данном разделе подобран материал для изготовления рекуператоров на тепловых трубах для печей П-1 и П-2 установки АВТ-1, проведен расчет на прочность единичного элемента рекуператора, расчет устойчивости листа с отверстиями для тепловых труб, разделяющего секции рекуператора.

Воздухоподогреватели (рекуператоры) предназначены для использования тепла дымовых газов, уходящих из печи, для нагревания поступающего в печь воздуха.

Рекуператор на тепловых трубах (рис.3.1) представляет собой конструкцию, состоящую из теплопроводящих элементов - тепловых труб, герметически закрытых с обоих концов металлических труб, в которых находится небольшое количество воды и из которых откачен воздух. Теплопередача осуществляется путем переноса массы теплоносителя, сопровождающегося изменением его фазового состояния. Пучок тепловых труб наполовину находится в борове, наполовину - в корпусе, смонтированном над боровом, где происходит нагревание воздуха. Подземная и воздушная секции рекуператора разделены стальным листом с отверстиями для труб. По причине большого количества труб (для проектируемых аппаратов - 3861), а также для удобства монтажа и ремонта трубы не привариваются к листу, а ставятся прямо на дно за счет стержней, приваренных к нижним концам труб. На каждую трубу надевается прижимная шайба во избежание подсоса воздуха в боров и, как следствие, потерь тепла.

Конструкции рекуператоров для П-1 и П-2 идентичны.



Рис.3.1. Схема рекуператора на тепловых трубах

3.1 Выбор материала

Эксплуатация рекуператоров происходит при температурах ниже 470°С, при давлениях ниже 5 МПа, при контакте со средами средней коррозийности. Следовательно, в качестве материала для изготовления корпуса и труб можно использовать сталь 20. [15]

3.2 Расчет на прочность единичного элемента рекуператора

Единичным элементом рекуператора является тепловая труба, посредством которой происходит теплообмен между отходящими дымовыми газами и нагревающимся воздухом. Согласно методики [15] для тонкостенных цилиндров, работающих под внутренним избыточным давлением, толщина стенки рассчитывается по формуле

где P - избыточное давление, МПа;

D_вн - внутренний диаметр цилиндра, мм;

[у] - допускаемое напряжение для условий работы, МПа;

ц - коэффициент прочности, ц = 1;

с - прибавка на коррозию, мм;

s - толщина стенки трубы, мм.

Если же рассматривать тепловую трубу как толстостенный цилиндр, работающий под внутренним избыточным давлением, тогда толщину стенки необходимо рассчитывать по формуле

где R_вн - внутренний радиус цилиндра, мм.

Для расчетов используем следующие данные:

- температура дымовых газов перед пучком труб 300°С;

- равновесное давление водяного пара внутри тепловой трубы при данной температуре P = 8,75 МПа;

- внутренний диаметр трубы D_вн = 21 мм;

- допускаемое напряжение для стали 20 при данной температуре 113 МПа;

- прибавка на коррозию с = 1 мм.

По результатам расчетов по формулам (3.1) и (3.2) получены следующие значения толщины стенки тепловой трубы:

- по методике для тонкостенных цилиндров s = 1,85 мм;

- по методике для толстостенных цилиндров s = 1,92 мм.

Следовательно, за толщину трубы принимаем 2 мм как ближайшее значение из стандартных, отсюда внешний диаметр трубы 25 мм. Кроме того, для каждой трубы предусмотрим прижимную шайбу. Для обеспечения достаточной герметичности работы внутренний диаметр шайб должен быть близок к внешнему диаметру труб, также шайбы должны иметь достаточный вес. Исходя из этого выбираем специально изготовленные шайбы с внутренним диаметром 26 мм, внешним диаметром 30 мм и толщиной 10 мм. Зная плотность стали (), рассчитаем массу одной шайбы:

3.3 Расчет листа, разделяющего секции рекуператора

Стальной лист закреплен в верхней части борова, поэтому для расчета его устойчивости воспользуемся формулами для стальной пластины с защемленными краями. [15] Размеры листа: длина B = 5 м, ширина А = 2 м. Лист несет нагрузку собственного веса и веса прижимных шайб, поэтому его толщина может быть достаточно небольшой: S = 10 мм.

Масса листа складывается из массы самого листа за вычетом отверстий для труб (диаметр отверстия d_отв = 28 мм) и массы шайб:

где n_тр - количество труб в рекуператоре, n_тр = 3861;

Лист равномерно нагружен по площади собственным весом:

где g - ускорение свободного падения, g = 9,81 м/с²;

Изгибающее напряжение максимально по краю в середине более длинной стороны листа:

где б - отношение B к A;

Найденное значение максимального изгибающего напряжения меньше допускаемого [у], следовательно, стальной лист, разделяющий воздушную и дымовую секции рекуператора, устойчив.

Прогиб пластины в центре:

где N - цилиндрическая жесткость, которую рассчитываем по следующей формуле:

где Е - модуль продольной упругости, Е = 1,67 • 10⁵ МПа;

м - коэффициент Пуассона, для стали м = ?;

Выводы

В данном разделе был выбран материал для изготовления рекуператора, проведен расчет на прочность единичного элемента рекуператора, расчет устойчивости стального листа, разделяющего надземную (воздушную) и подземную секции аппарата.

4. КИП и А

4.1 Общие задачи автоматизации

На современном этапе развития химической промышленности вопросам автоматизации производства уделяется особое внимание. Это объясняется сложностью и большой скоростью протекания технологических процессов, высокой чувствительности их к изменению режима, вредностью условий работы, взрыво- и пожароопасностью перерабатываемых веществ.

Автоматизация приводит к улучшению основных показателей эффективности производства: увеличению количества, улучшению качества и снижению себестоимости выпускаемой продукции, повышению производительности труда. Внедрение автоматических устройств обеспечивает сокращение отходов, уменьшение затрат сырья и энергии, уменьшению численности основных рабочих, снижение капитальных затрат на строительство зданий (производство организуется под открытым небом), удлинение сроков межремонтного пробега оборудования.

Решение задач автоматизации промышленности в целом и ее отдельных подразделений связано с применением в широких масштабах различных приборов контроля, сигнализации и блокировки, и составляет неотъемлемую часть процесса производства.

Наиболее широко используются контрольно-измерительные приборы в отраслях промышленности с преобладанием непрерывных технологических процессов, а также и периодических, когда это наиболее важно, автоматизация которых позволяет более эффективно вести процесс, увеличить производительность оборудования и производительность труда обслуживающего персонала, улучшает качество продукции, повышает безопасность работы [16].

4.2 Анализ технологического объекта как объекта управления

В качестве объекта управления при автоматизации является печь для нагрева полуотбензиненной нефти атмосферного блока установки АВТ-1, а также рекуператор на тепловых трубах, устанавливаемый на борове данной печи.

Для каждого технологического процесса, независимо от его назначения, существуют оптимальные условия работы, обеспечивающие заданную производительность при максимальной длительности ремонтных работ, при наилучшем качестве продуктов. Совокупность этих условий, называемых нормальным технологическим режимом, определяется наперед заданными значениями некоторых величин или параметров, характеризующихся заданным технологическим режимом.

В силу ряда причин или явлений, происходящих в том или ином объекте, значения параметров могут изменяться в определенных пределах, вызывая изменения в ходе технологического процесса.

Нормальный технологический режим установки обеспечивается системой контроля и регистрации основных технологических параметров.

Проведение непрерывного процесса требует управления следующими параметрами: температура сырья на входе в печь и на выходе, температуры перевалов, расхода сырья и топлива в печи, разрежения в печи, расхода водяного пара, подаваемого в пароперегреватель и его температуру на выходе из печи, температура дымовых газов на входе в рекуператор, расход воздуха в печь, частота вращения дымососа.

Падение расхода сырья в печь приведет к увеличению температуры. Вследствие этого возможно разложение продукта, закоксовывание змеевика трубчатой печи, и даже прогар труб, что неизбежно привет к серьезной аварийной ситуации. Увеличение расхода приведет к недостаточному нагреву сырья, что скажется на качестве продукта. Поэтому необходимо сигнализировать верхний и нижний пределы расхода сырья. Давление на входе сырья также должно сигнализироваться по верхнему пределу, чтобы обеспечить безопасный режим работы печных труб.

Понижение давления пара может привести к повышению температуры получаемого пара, но при этом ухудшится качество. А повышение давления приведет к падению температуры.

Температура дымовых газов на входе в рекуператор должна быть снабжена сигнализацией по верхнему и нижнему пределам, так как в случае ее понижения возможна конденсация серной кислоты на трубках рекуператора, что приведет к коррозии оборудования, а в случае повышения давление воды внутри трубок повыситься выше допустимого для используемых труб, что приведет к разрушению металла.

Разряжение в печи не должно превышать верхнего предела согласно нормам ее эксплуатации, иначе будет затруднен отвод дымовых газов из топки в печи и повысится нагрузка на дымосос.

4.3 Предлагаемые к контролю параметры

Предлагаемые к контролю параметры приведены в табл.4.1.

Таблица 4.1

Технологический параметр	Место отбора	Значение параметра	Тип воздействия	Обозначение позиции на схеме
1.Расход топливного газа	Трубопровод к форсунке	3,8-4,0 т/ч	Регистрация Регулирование Управление	FIRC-3020
2. Клапан	Трубопровод к форсунке		Управление
3. Температура 1 потока нефти на выходе из печи	Линия 1 потока на выходе из печи	350-400°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2029L
4. Температура 3 потока нефти на выходе из печи	Линия 3 потока на выходе из печи	350-400°С	Регистрация Регулирование	TIRC -2029P
5. Расход 1 потока нефти на входе в печь	Линия 1 потока к печи	25-50 т/ч	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	FIRCA-3020L
6. Клапан	Линия 1 потока к печи		Управление
7. Давление 1 потока нефти на входе в печь	Линия 1 потока к печи	5-7 кг/см2	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	PIRСА-2007L
8. Расход 2 потока нефти на входе в печь	Линия 2 потока к печи	25-50 т/ч	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	FIRCA-3021L
9. Клапан	Линия 2 потока к печи		Управление
10.Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2021
11. Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2022
12. Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2023
13.Температура 2 потока нефти на выходе из печи	Линия 2 потока на выходе из печи	350-400°С	Регистрация Регулирование	TIR-2027
14. Температура водяного пара на выходе из печи	Линия выхода пара из пароперегревателя	250-300°С	Регистрация Регулирование	TIR-1030
15. Расход 3 потока нефти на входе в печь	Линия 3 потока к печи	25-50 т/ч	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	FIRCA-3020P
16. Клапан	Линия 3 потока к печи		Управление
17. Давление 3 потока нефти на входе из печь	Линия 3 потока к печи	5-7 кг/см2	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	PIRСА-2007P
18. Расход 4 потока нефти на входе в печь	Линия 4 потока к печи	25-50 т/ч	Регистрация Сигнализация по нижнему пределу	FIRCA-3021P
19. Клапан	Линия 4 потока к печи		Управление
20.Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2024
21. Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2025
22. Температура нефти над перевальной стенкой	Кровля печи	700-800°С	Регистрация Регулирование	TIRC-2026
23.Температура 4 потока нефти на выходе из печи	Линия 4 потока на выходе из печи	350-400°С	Регистрация Регулирование	TIR-2028
24.Расход водяного пара	Линия подачи водяного пара к печи	10-15т/ч	Регистрация Регулирование	FIRC-3023
25. Клапан	Линия подачи водяного пара к печи		Управление
26.Температура дымовых газов на входе в рекуператор	Боров печи	300-350°С	Регистрация Регулирование Сигнализация по верхнему пределу	TIRСА-2031
27. Шибер	Боров печи		Управление
28. Разряжение в радиантной камере	Кровля печи	0-100кПа	Регистрация Регулирование Сигнализация по верхнему пределу	PIRCA-2008
29. Частота вращения дымососа	Двигатель дымососа		Управление
30. Разряжение в радиантной камере	Кровля печи	0-100кПа	Регистрация Регулирование Сигнализация по верхнему пределу	PIRCA-2009
31. Расход воздуха в печь	Линия подачи воздуха к форсункам	4,0-5,0 т/ч	Регистрация Регулирование Сигнализация по верхнему и нижнему пределу	FIRC-3023
32. Клапан	Линия подачи воздуха к форсункам		Управление

4.4 Выбор технических средств автоматизации

Выбор приборов контроля и регулирования осуществляется в рамках государственной системы приборов (ГСП). Государственная система приборов предусматривает преобразование различных измеряемых параметров в единую форму информации, удобную для передачи информации на расстояние.

3020, 3021_L, 3021_P, 3022_L, 3022_P, 3023, 3024 - дифманометр марка 13ДД11, с пневмовыходом 0,2 - 1 кгс/см², на вторичный прибор.

2007_L, 2007_P - первичный преобразователь давления Сапфир-22ДИ, пределы измерений 0-16 кгс/см², который передает унифицированный токовый выходной сигнал 4-20 мА на вторичный прибор.

2008, 2009 - первичный преобразователь разрежения Сапфир-22ДВ, пределы измерений 0-100 кПа, который передает унифицированный токовый выходной сигнал 4-20 мА на вторичный прибор.

3020б, 3021_Lб, 3021_Pб, 3022_Lб, 3022_Pб, 3023б, 3024б - пневматический вторичный прибор на три параметра со станцией управления марки ПВ-10.1Э (с электроприводом диаграммной ленты).

2007_Lб, 2007_Pб, 2008, 2009 - электроконтактный манометр с сигнальной лампой ЭКМ-1.

2021, 2022, 2023, 2024, 2025, 2026, 2027, 2028, 2029_L, 2029_P, 2030, 2031 - термопреобразователь сопротивления ТСП-0879, пределы измерений -50 ч +900°С, материал защитной арматуры Ст08Х13, который передает электрический сигнал на преобразователь термоЭДС.