2.1.4 Печь П-1

Правая сторона

I-й поток проходит 32 трубы камеры конвекции, 8 труб над камерой конвекции и 11 труб вдоль перевальной стены.

II-й поток проходит 23 трубы подового экрана, 27 труб потолочного экрана.

Левая сторона

III-й поток проходит 33 трубы камеры конвекции, 8 труб над камерой конвекции и 13 труб вдоль перевальной стены.

IV-й поток проходит 23 трубы подового экрана и 27 труб потолочного экрана. Диаметр печных труб - 152х8 мм.

На выходе из П-1 потоки объединяются и по двум трансферным линиям подаются на 6-ю тарелку ректификационной колонны К-2. Расход каждого потока на входе в печь П-1 регулируется поз. FIRCA 3020L, 3020P, 3021L, 3021P, клапаны установлены на линиях входа полуотбензиненной нефти в печь. Давление в змеевиках печи регистрируется поз. PIRА 2007L, 2007P. Температура подогрева нефти по потокам П-1 регистрируется поз. TIRА 1027, 1028, регулируется поз. TIRСА 1029L, 1029P, регулирующие клапаны установлены на линиях газообразного топлива к форсункам. Температура на перевалах печи регистрируется поз. TIRА 1021, 1022, 1023, 1024, 1025, 1026. В конвекционной камере печи П-1 смонтирован пароперегреватель, состоящий из 4 труб 159х10, в котором водяной пар нагревается до температуры 360-420С и подается в колонны К-1, К-2, К-3/1,2.

2.1.5 Ректификационная колонна К-2

Температура верха, С - не выше 150;

Температура низа, С - не выше 350;

Давление, кгс/см² - не более 1,4.

В атмосферной колонне К-2 смонтировано 11 желобчатых тарелок и 23 клапанных тарелки фирмы «Sulzer»:

19 однопоточных типа BDH (тарелки с 14 по 22, с 25 по 34);

4 двухпоточных типа MVG (тарелки 12, 13, 23, 24).

Пары бензина по шлемовой трубе из К-2 поступают в аппараты воздушного охлаждения 2ХВ-1,2; 2АВГ-1-4; АВЗ-2; АВЗ-2а, где конденсируются, охлаждаются и поступают в водоотделитель Е-2. Давление в колонне К-2 регистрируется прибором поз. PIRА 2009. В шлемовую линию подается аммиачная вода. Расход регулируется поз. FIRC 3022, регулирующий клапан установлен на линии подачи аммиачной воды.

Бензин из Е-2 насосами Н-6,7,8 подается на орошение в К-2, а избыток откачивается на защелачивание в А-1, 4 или выводится с установки.

Схемой предусмотрен раздельный вывод I и II бензина с установки. Температуре верха колонны К-2 регулируется поз. FIRC 3023 с коррекцией по расходу поз. TIRCА 1031, регулирующий клапан установлен на линии подачи орошения в колонну К-2. Уровень бензина Е-2 регулируется поз. LIRCА 4011, клапан установлен на линии откачки бензина. Уровень раздела фаз вода-бензин в Е-2 регулируется поз. LIRCА 4012, регулирующий клапан установлен на линии кислой воды в Е-4. В целях наиболее полного извлечения светлых нефтепродуктов в низ колонны под первую тарелку подается перегретый водяной пар из пароперегревателя П-1. Расход перегретого пара регулируется клапаном поз. FIRС 3026, регулирующий клапан расположен на линии перегретого пара из П-1 в К-2.

Избыточное тепло колонны К-2 снимается двумя циркуляционными орошениями:

I-е циркуляционное орошение выводится с 23-й тарелки проходит теплообменники Т-19/1,2, поступает на прием насосов Н-18,18а; охлаждается в теплообменниках Т-5/1,2; Т-4/3,4; аппаратах воздушного охлаждения ХВ-3 (3 секции) и возвращается в К-2 на 24-ю тарелку. Температуре вывода фракции прямогонной для производства РТ регулируется поз. TIRCА 1036 с коррекцией по расходу поз. FIRС 3025, регулирующий клапан установлен на линии подачи I-го ц.о. в К-2. Температура выхода I-го ц.о. из колонны К-2 регистрируется поз.TIR 1120; температура входа регистрируется поз.TIR 1033.

2-е циркуляционное орошение выводится с 12 тарелки насосами Н-12,13, охлаждается в теплообменниках Т-6/6; Т-6/2, в аппарате воздушного охлаждения ХВ-4/1,2 (3 секции) и возвращается в К-2 на 13-ю тарелку. Температуре вывода фракции топлива дизельного прямогонного регулируется поз. TIRCА 1035 с коррекцией по расходу поз. FIRС 3024, регулирующий клапан установлен на линии подачи 2-го ц.о. в К-2. Температура выхода 2-го ц.о. из колонны К-2 регистрируется поз. TIR 1121. Температура входа 2-го ц.о. в колонну регистрируется поз. TIR 1034.

Фракция прямогонная для производства РТ и топливо дизельное прямогонное выводятся из колонны К-2 в виде боковых погонов в отпарную колонну К-3 с 25 и 14 тарелки соответственно. Колонна К-3 разделена 2-мя глухими перегородками на 2 секции. В каждой секции по 6 желобчатых тарелок. С низа К-3/1 фракция прямогонная для производства РТ поступает на прием насосов Н-14,15 и после охлаждения в теплообменниках Т-2/3; Т-1/1, холодильнике ХВ-3 (3 секции) выводится с установки.

Уровень фракции прямогонной для производства РТ в К-3/1 регулируется поз. LIRCА 4015, клапан установлен на линии перетока из К-2 в К-3/1. Расход фракции прямогонной для производства РТ из К-3/1 регулируется клапаном поз. FQIRC 3001, клапан установлен на линии выкида Н-14, 15.

Уровень дизельного топлива прямогонного в К-3/2 регулируется поз. LIRCА 4016, клапан установлен на линии перетока из К-2 в К-3/2. Фракция дизельного топлива с низа К-3/2 поступает на прием насосов Н-16,17 и после охлаждения в теплообменниках Т-8/2; Т-2/1,2; Т-6/0, в холодильнике ХВ-4/1,2 (3 секции) выводится с установки. Расход топлива дизельного прямогонного из К-3/2 регулируется клапаном поз. FIRC 3005, клапан установлен на линии выкида Н-16, 17. Расход топлива дизельного прямогонного с установки регистрируется поз. FQIR 3003.

Для отпарки легких фракций в К-3/1 и К-3/2 подается водяной пар, пары возвращаются в К-2. Расход пара в стриппинги регулируется клапанами поз.FIRC 3028 и FIRC 3029 соответственно, регулирующие клапаны установлены на линии подачи перегретого пара в К-3/1, К-3/2.

С низа колонны К-2 мазут с температурой 330-350 С насосами Н-4,5 прокачивается через печь П-2. Вакуумная печь П-2 предназначена для подогрева мазута до температуры не выше 420 С.

Мазут проходит печь двумя потоками:

1-й поток проходит 10 труб вдоль перевальной стены, 16 труб потолочного экрана, 8 труб подового экрана 152х8 и 4 трубы 210х10.

II-й поток проходит 10 труб вдоль перевальной стены, 16 труб потолочного экрана, 8 труб подового экрана 152х8 и 4 трубы 219х10.

Отбензиненная нефть (горячая струя) проходит печь П-2 двумя потоками:

1-й поток проходит 22 трубы 152х8 нижней части конвекции, 10 труб 152х8 дополнительно над конвекцией и 4 трубы 152х8 в верхней части бокового экрана.

II-й поток проходит 22 трубы 152х8 нижней части конвекции, 10 труб 152х8 дополнительно над конвекцией и 4 трубы 152х8 в верхней части бокового экрана.

Оба потока горячей струи объединяются и поступают на 5-ю тарелку колонны К-1 с температурой не выше 365С. Расход горячей струи П-2 регистрируется поз. FIRА 3031L, 3031P.

Мазут из печи П-2 по двум трансфертным линиям поступает в колонну К-5. Расход мазута 1-го и 2-го потоков в П-2 регулируется соответственно поз. FIRCA 3030L и поз. FIRCA 3030P с коррекцией по уровню в К-2 поз. LIRCA 4014, регулирующие клапаны установлены на линии загрузки в печь П-2. Температура на выходе из печи регулируется клапанами поз. TIRCА 1045L, 1045P, клапаны расположены на линии газообразного топлива к форсункам печи. Температура горячей струи на выходе из печи регистрируется поз. TIRА 1043, 1044. Температура над перевалами печи П-2 регистрируется поз. TIRА 1037, 1038, 1039, 1040, 1041, 1042.

2.1.6 Вакуумная колонна К-5

Температура верха, С - не выше 240;

Температура низа, С - не выше 380;

Остаточное давление, мм рт. ст. - 40 - 60.

В период капитального ремонта 1993 г. в вакуумной колонне К-5 смонтировано 5 слоев насадки «Меллапак» фирмы «Зульцер» взамен желобчатых тарелок.

Кроме того, в верхней части колонны смонтирован орошаемый Т-образный каплеотбойник с регулярной насадкой.

В нижней части смонтированы три винтовых регулярных насадочных тарелки, над которыми в зоне ввода сырья расположен зигзагообразный отбойно-ректификационный блок и глухая тарелка слоя № 5.

Насадочный слой № 1.

Верхняя часть (внутренний диаметр 4400 мм):

распределитель жидкости;

слой структурно - уложенных насадок;

жидкостный коллектор с интегрированной опорной системой;

патрубок колонны (внутренний диаметр 4400 мм).

Насадочный слой № 2.

Разделительная часть (внутренний размер 4400 мм):

распределитель жидкости;

слой структурно - уложенных насадок;

жидкостный коллектор с интегрированной опорной системой насадки;

патрубок колонны (внутренний диаметр 4400 мм).

Насадочный слой № 3.

Нижняя насосная часть (внутренний диаметр 6400 мм):

распределитель жидкости;

слой структурно - уложенных насадок;

жидкостный коллектор с интегрированной опорной системой насадки;

Насадочный слой № 4.

Разделительная часть (внутренний диаметр 6400 мм):

распределитель жидкости;

слой структурно - уложенных насадок;

жидкостный коллектор с интегрированной опорной системой насадки;

Насадочный слой № 5.

Секция промыва (внутренний размер 4400 мм):

распределитель жидкости;

слой структурно - уложенных насадок;

глухая тарелка;

патрубок колонны (внутренний диаметр 4400 мм).

Из кармана жидкостного слоя № 1 выводится вакуумный газойль, который насосами Н-22,23 прокачивается через теплообменники Т-6/5; Т-6/1, охлаждается в аппарате воздушного охлаждения ХВ-5 (2 секции) и по двум линиям возвращается на орошение К-5 на отбойное устройство и первый слой насадки. Избыток вакуумного газойля выводится с установки.

Температуре верха К-5 регулируется поз. TIRCА 1046 с коррекцией по расходу поз. FIRC 3032, регулирующий клапан расположен на линии орошения подаваемого на отбойное устройство. Расход орошения на 1-ый слой насадки регулируется поз. FIRC 3033, регулирующий клапан установлен на линии подачи орошения на 1-й слой насадки. Расход вакуумного газойля с установки регулируется поз. FQIRC 3002, с коррекцией по уровню в кармане первого слоя колонны К-5 поз. LIRСА 4017, клапан расположен на линии выхода вакуумного газойля с установки.

Из кармана жидкостного слоя 2 выводится средневязкий дистиллят, который насосами Н-24,25 прокачивается через теплообменники Т-7/1,2;Т-6/4 и после охлаждения в 2-х секциях аппарата воздушного охлаждения ХВ-5/1,2 выводится с установки. Уровень в кармане 2-го слоя регулируется клапаном поз. LIRCА 4018, установленным на линии откачки средневязкого дистиллята с установки. Расход второго погона с установки регистрируется поз. FQIR 3006.

Для регулирования температурного режима колонны из кармана 3-го слоя насадки выводится циркуляционное орошение, которое насосами Н-26,27 прокачивается через теплообменники Т-7/3,4; Т-6/3, охлаждается в аппарате воздушного охлаждения ХВ-6 и возвращается в колонну на орошение 3-го слоя насадки. Расход циркуляционного орошения на 3 слой насадки регулируется поз. FIRC 3034, клапан установлен на линии подачи циркуляционного орошения. Уровень в кармане 3 слоя регистрируется поз. LIRА 4019.

Из кармана 4-го слоя насадки выводится вязкий дистиллят, который насосами Н-28,29 прокачивается через теплообменники Т-5/3,4 и Т-4/1,2, охлаждается в двух секциях аппарата воздушного охлаждения ХВ-5 и выводится с установки. Часть вязкого дистиллята с выкида насосов Н-28,29 возвращается в колонну на 5-й слой в качестве горячего орошения.

Расход горячего орошения на 5 слой насадки регулируется клапаном поз. FIRC 3035, установленным на линии возврата Ш погона в К-5. Уровень в кармане 4 слоя поз. LIRCА 4020 регулируется клапаном на линии Ш погона с установки. Расход Ш погона с установки регистрируется поз. FQIR 3000.

Из кармана 5-го слоя выводится затемненная фракция (слоп), который насосами Н-30,31 прокачивается через теплообменники Т-8/5; Т-8/6, охлаждается в 3-х секциях аппарата воздушного охлаждения ХВ-6 и выводится с установки. Расход слопа с установки регистрируется поз. FQIR 3008, уровень в кармане 5 слоя регулируется поз. LIRCА 4022, клапан расположен на линии вывода слопа с установки.

С низа колонны К-5 выводится гудрон, который насосами Н-32/1,2 прокачивается через теплообменники Т-8/7;Т-8/4;Т-8/3;Т-8/1;Т-3/1,2;Т-1;Т-32 и выводится с установки. Расход гудрона регистрируется поз. FQIR 3007, уровень в кубе К-5 регулируется поз. LIRCА 4021, клапан установлен на линии выхода гудрона с установки. Для регулирования температурного режима низа колонны К-5 часть гудрона (кулинг) после T-1 подается в низ колонны. Расход кулинга регулируется поз.FIRC 3036, регулирующий клапан установлен на линии кулинга в К-5.

2.1.7 Вакуумсоздающая аппаратура

Газы разложения из вакуумной колонны К-5 по шлемовым трубам поступают под нижнюю тарелку баромконденсатора, конденсируются в межтарельчатом пространстве на пакетах регулярной насадки за счет контакта с охлаждающей жидкостью (дизельным топливом).

За счет тепло - и массообмена конденсируется и поглощается основная масса вносимого из вакуумной колонны нефтепродукта.

Подача дизельного топлива после аппарата воздушного охлаждения ХВ-4 осуществляется на верхнюю тарелку баромконденсатора А-10. Расход дизельного топлива регулируется поз. FIRC 3037, регулирующий клапан установлен на линии дизельного топлива в А-10. Насыщенное дизельное топливо из баромконденсатора откачивается насосами Н-10,11. Расход дизтоплива регулируется поз. FIRC 3009, регулирующий клапан установлен на выкиде Н-10,11, с коррекцией по уровню в А-10 поз. LIRCА 4023. Давление в баромконденсаторе регистрируется поз. PIR 2012, 2013. Температура вывода дизельного топлива регистрируется поз. TIR 1059.

Несконденсировавшаяся в баромконденсаторе часть газов разложения отсасывается 3-х ступенчатым пароструйным эжектором А-18, дополнительно конденсируется в 2-х промежуточных конденсаторах-холодильниках эжектора и сбрасывается в канализацию.

Оставшаяся часть газов разложения после третьей ступени эжектора сбрасывается в печь П-1 на дожиг в камеру сгорания или атмосферу.

Дизельное топливо из баромконденсатора охлаждается в аппарате воздушного охлаждения ХВ-6 (2 секции) и выводится с установки. Для создания подпора на насос и исключение прохвата воздуха в вакуум-создающую систему, столб гидравлического затвора на приеме насосов Н-10,11, откачивающих абсорбент из А-10, устанавливается не менее 11 метров. Вода на охлаждение промежуточных холодильников эжектора подается насосами с водоблока № 313.

2.1.8 Блок защелачивания

Защелачивание предназначено для очистки бензина от сернистых соединений, вызывающих коррозию трубопроводов и аппаратуры. Процесс защелачивания бензина осуществляется 10-12% раствором щелочи в отстойнике А-1 с последующим отделением воды в отстойнике А-4.

Для нейтрализации действия сернистых соединений, а также кислот образующихся в результате гидролиза хлористых солей предусмотрено защелачивание нефти щелочным раствором. Концентрация рабочего раствора защелачивающего реагента должна составлять 1-2%. Подача реагента осуществляется насосом Н-34а в трубопровод нефти перед сырьевыми насосами Н-1, 36 . Расход щелочного раствора контролируется по уровню в А-6 и регулируется в зависимости от значения pH дренажных вод из Е-1а, которое должно поддерживаться в пределах от 7 до 9,5 ед.

Кроме того, для нейтрализации сероводорода (H₂S) и хлористого водорода (HCl) в шлемовую линию К-2 перед аппаратом воздушного охлаждения с реагентного хозяйства подается водный аммиачный раствор концентрацией 1-2% масс. Расход аммиачного раствора регулируется клапаном поз. FIRC 3022 в зависимости от значения pH дренажных вод из Е-2, которое должно поддерживаться в пределах от 7 до 9,5 ед., регулирующий клапан установлен на линии подачи аммиачной воды К-2.

2.1.9 Блок откачки кислых стоков

Вода из Е-1а и Е-2 поступает в емкость Е-4. В емкости Е-4 происходит дополнительное отделение нефтепродукта от воды. Вода из Е-4 поступает на прием насосов Н-35,35а и откачивается на блок отпарки АВТ-5. Уровень воды в Е-4 регистрируется поз. LIR 4003, регулируется клапаном поз. LIRCA 4002, регулирующий клапан установлен на линии выкида насосов Н-35, 35а. Расход воды из Е-4 регистрируется поз.FIR 3004. Уровень бензина в Е-4 регистрируется поз. LIRA 4004. Имеется возможность сброса воды из Е-4 в ПЛК.

2.1.10 Сепаратор топливного газа

Сухой газ с ГРП поступает в сепаратор топливного газа К-4. Давление газа с ГРП регулируется поз. PIRC 2002, регулирующий клапан установлен на линии подачи газа на установку. Расход газа с ГРП регистрируется поз. FIR 3011. Давление в К-4 регулируется поз. PRCA 2004, клапан установлен на линии подачи газа в К-4. Газ из К-4 поступает в теплообменник Т-19/1,2, где нагревается за счет тепла 1-го ц.о. К-2 и поступает на форсунки печей. Уровень конденсата в К-4 регистрируется поз. LIRА 4009. Конденсат с низа К-4 периодически откачивается насосом Н-34 в линию бензина с установки.

2.1.11 Факельная система установки

Для обеспечения безопасной эксплуатации аппаратов установки при повышении давления выше рабочего, сброс избыточного давления осуществляется:

- из колонн К-1,2,4 и емкости Е-1а через емкость Е-3 на факел ВД;

- из А-1, А-4, А-7 в отстойник А-5.

Технологической схемой предусмотрен сброс избыточного давления из емкости Е-2 в факельную емкость Е-3.

Уровень конденсата в Е-3 регистрируется поз. LIRA 4000, 4001. Давление в Е-3 регистрируется поз. PIR 2015. Конденсат из Е-3 периодически откачивается насосом Н-33,33а в линию некондиции на прием сырьевых насосов, либо по линии некондиции в парк ЭЛОУ. Уровень в А-5 контролируется визуально. Конденсат из А-5 откачивается в линию бензина насосом Н-34.

2.2 Задание на проектирование

В данной дипломной работе был проведен поверочный расчет; ректификационной колонны К-1, К-2, шатровой печи П-1, воздушных холодильников ХВ-1, ХВ-2, и пластинчатого теплообменника установки АВТ-1. По существующей технологической схеме жирный газ подают на печи в качестве топливного газа, в результате теряется часть бензиновой фракции (С5-С6) с жирным газом. В связи с введением в эксплуатацию установки изомеризации, стало возможным перерабатывать данную фракцию в высокооктановый компонент бензина. Поэтому актуальной задачей стало извлечение фракции С5-С6 из жирного газа.

Для решения этой задачи было предложено доохлаждать смесь бензинов с жирным газом до 40С в пластинчатом теплообменнике, в результате чего происходит абсорбция жирного газа бензинами ректификационных колонн.

Целью данной дипломной работы является увеличение отбора фракции бензина прямогонного.

Расчет выполнялся в программе DESIGN II.

2.3 Поверочный расчет печи П-1

2.3.1 Исходные данные для расчета

проектная тепловая нагрузка печи: Q_пр = 16 Гкал/ч = 1,862 • 10⁷ Вт;

расход сырья: G_с = 3000 т/сут = 125000 кг/ч;

наружный диаметр труб в камере конвекции: d = 0,152 м.

Определим поверхности нагрева труб исходя из следующих данных: количество труб в обеих радиантных камерах 124, в конвекционной камере 81, полезная длина 11,75 м:

поверхность нагрева радиантных труб: H_р = 686,5 м²;

поверхность нагрева конвективных труб: H_к = 448,5 м².

Согласно данным о температурном режиме печи:

температура на перевале: t_п = 680°С;

температура сырья (отбензиненной нефти) на входе в печь: t_с = 222°С;

приведенная температура исходной системы в случае работы печи без циркуляции дымовых газов: t₀ = 20°С;

коэффициент полезного действия топки (принят согласно рекомендаций [7]):

з_т = 0,95.

Рассчитаем энтальпию сырья на входе в печь при температуре 222°С.

плотность сырья при 20°С по данным установки: с₂₀ = 0,865 г/см³;

плотность сырья при 15°С:

с₁₅ = с₂₀ + 5б, (2.1)

где б поправочный коэффициент, б = 0,000686 [10];

с₁₅ = 0,868 г/см³;

температура сырья на входе:

Т_с = t_с + 273 = 495 К; (2.2)

энтальпия сырья [10]:

кДж/кг.

Рассчитаем среднюю теплоемкость и энтальпию дымовых газов на выходе из камеры радиации при температуре перевала 680°С (953 К):

теплоемкости дымовых газов при t_п [11]:

средняя теплоемкость дымовых газов при температуре перевала:

энтальпия дымовых газов при температуре перевала:

q_T = C_ср t_п, (2.5)

q₉₅₃ = 21146 кДж/кг.

Принимаем температуру дымовых газов после конвекции согласно [7]: t_k = 400°С (673 К). Рассчитаем энтальпию дымовых газов на выходе из камеры конвекции при t_k:

теплоемкости дымовых газов при t_k [11]:

энтальпия дымовых газов при температуре борова:

q_ух = У C_{p I} • m_i • t_k, (2.6)

q_ух = 11905 кДж/кг.

2.3.2 Расчет процесса горения

Двухскатная печь шатрового типа с факельным сжиганием топлива работает на комбинированном топливе, при этом топливный газ является основным видом ввиду его дешевизны, кроме того, мазут может быть использован в ряде других технологических процессов с получением ценных продуктов. Однако по правилам эксплуатации печей в каждой радиантной камере печи должно гореть по одной мазутной форсунке, но в этом случае доля мазута в виде топлива значительно меньше, чем доля топливного газа. Таким образом, в технологических расчетах будем считать, что основным топливом для печи является топливный газ.

По данным с ГРП топливный газ имеет следующий состав (табл. 2.1).

Таблица 2.1. Состав топливного газа

Компонент	Содержание, об. %	Объемная теплота сгорания, кДж/м3
H2S	0,01	25,14
H2	60,90	10,8
N2	0,89	-
CH4	14,42	35,84
C2H6	9,69	63,8
C3H8	8,47	91,32
C3H6	0,17	86,06
n-C4H10	2,42	118,73
i-C4H10	1,48	109,3
C4H8	0,17	113,5
C5 и выше	1,39	146,1

Низшая теплота сгорания топлива:

где - теплота сгорания компонентов топлива, кДж/м³;

- объемная доля компонента топлива.

Найдем среднюю молекулярную массу топлива:

где - молекулярная масса компонента топлива;

- мольная (объемная) доля компонента топлива.

Тогда плотность топливного газа:

Рассчитываем элементарный состав топлива:

где C, H, S, N - объемное (мольное) процентное содержание атомов углерода, водорода, серы и азота в топливном газе соответственно;

- число атомов соответственно в молекулах отдельных компонентов, входящих в состав топливного газа.

Теоретическое количество воздуха, необходимое для сжигания 1 кг топлива:

Объемный расход воздуха, необходимый для сжигания 1 кг топлива:

Действительный расход воздуха:

где - коэффициент избытка воздуха (принимаем 1,15 согласно данным по технологическим показателям работы трубчатых печей установок АВТ [10]).

Массовый состав дымовых газов:

(2.17)

(2.18)

(2.19)

(2.20)

(2.21)

Общее количество продуктов сгорания:

. (2.22)

Объемный состав продуктов сгорания:

Суммарный объем дымовых газов:



Плотность дымовых газов при нормальных условиях:

2.3.3 Расчет радиантных камер

Тепловая напряженность в радиантной и конвективной камерах не известна, поэтому задаемся условием (исходя из эмпирических данных), что 77% тепла передается в радиантной камере и 23% - в конвективной.

Тепло, передаваемое в камере радиации:

Q_р = 0,77Q_пр = 1,434 • 10⁷ Вт = 5,161 • 10⁷ кДж/ч. (2.30)

Тепло, передаваемое в камере конвекции:

Q_k = Q_пр Q_р = 4,283 • 10⁷ Вт = 1,542 • 10⁷ кДж/ч. (2.31)

Полезное количество тепла:

Q_пол = Q_р + Q_k = 6,703 • 10⁷ кДж/ч. (2.32)

Находим часовой расход топлива:

(2.33)

B = 1782 кг/ч.

Потери тепла в окружающую среду (обычно принимаются равными 0,05-0,07 от низшей теплоты сгорания топлива):

q_пот = 0,06 = 3164 кДж/ч. (2.34)

Вычисляем коэффициент полезного действия печи:

Плоская поверхность, эквивалентная поверхности радиантных труб для одного ряда:

Фактор формы, учитывающий неравномерность облучения поверхности труб и их затенение друг другом определяется по графику Хоттеля [10]:

К = 0,92.

Эффективная лучевоспринимающая поверхность:

H_л = H • K = 402,1 м². (2.37)

Суммарная неэкранированная поверхность кладки (рассчитана по чертежу):

F = 106 м².

Степень экранирования кладки:

Максимальная расчетная температура горения вычисляется при средней теплоемкости продуктов горения:

.

Общее количество тепла, вносимого в печь:

8,931 • 10⁷ кДж/ч = 21,3 Гкал/ч.

Рассчитанное полезное тепло:

6,379 • 10⁷ кДж/ч = 15,2 Гкал/ч.

Расхождение между фактическим и расчетным полезным теплом составляет:

Значение эквивалентной абсолютно черной поверхности H_S определяется, если известны степень черноты экрана е_H и кладки е_F, которые могут быть приняты равными 0,9, а степень черноты поглощаемой среды е_V вычисляют по уравнению, где б коэффициент избытка воздуха:

е_V = 0,473.

Функция (t), используемая в формуле (2.44), в среднем равна 0,85. Коэффициент вычисляем по уравнению:

= 0,45.

Таким образом:

Рассчитаем коэффициент теплоотдачи к радиантным трубам. Для этого задаемся средней температурой наружной поверхности радиантных труб (с последующей проверкой): t_cт = 227°С (500 К). Коэффициент теплоотдачи:

Величина температурной поправки теплопередачи в топке:

где у постоянная Стефана-Больцмана, у = 5,67 Вт/(м² • К⁴);

.

Для расчета температуры на перевале необходимо вычислить характеристику излучения _S и аргумент излучения x:

x = 2,019;

Тогда расчетная температура перевала t_пр составит:

Погрешность по температуре перевала:

Коэффициент прямой отдачи:

Количество тепла, полученного радиантными трубами:

Погрешность по количеству тепла:



Теплонапряженность радиантных труб:

2.3.4 Расчет камер конвекции

Рассчитаем массовый расход дымовых газов:

Среднее живое сечение камеры конвекции (определено по чертежу) f_к = 9,2 м².

Массовая скорость дымовых газов:

u = G_к / f_к = 1,453 кг/(с • м²) (2.58)

Коэффициент теплоотдачи конвекцией можно определить, если известна величина Е, которая зависит от средней температуры дымовых газов t_ср :

E = 14,597 + 1,794 • 10^-2 • t_ср - 9,9 • 10^-6 • t_ср + 2,6 • 10^-9 • t_ср , (2.59)

E = 21,807;

Для шахматного расположения пучка труб коэффициент теплоотдачи излучением трехатомных газов приближенно может быть рассчитан по формуле Нельсона:

б_р = 0,0256 t_ср - 2,33 = 11,494 Вт/(м² • К). (2.61)

Суммарный коэффициент теплоотдачи от газа к поверхности труб с учетом 10% добавки от излучения стенок камеры составит:

б_к = 1,1(б_р + б_к) = 34,964 Вт/(м² • К). (2.62)

При разогреве жидкого продукта теплопередача лимитируется в основном теплоотдачей снаружи труб, поэтому можно считать, что коэффициент теплопередачи k приблизительно равен б_к:

k = б_к = 34,964 Вт/(м² • К). (2.63)

Энтальпия нефти на выходе из камеры конвекции:

этому значению соответствует температура t_к = 268°С [11].

Средняя движущая сила процесса теплопередачи:

где Дt_б - большая разница температур,

Дt_б = t_пр - t_к = 445°С;

Дt_м - меньшая разница температур,

Дt_м = t_k - t_c = 178°С;

Дt_ср = 291,5°С .

Необходимая поверхность теплообмена конвективных труб:

Погрешность по поверхности теплообмена:

Теплонапряженность конвективных труб:

Поверочный расчет печи П-1 показал, что погрешность по конвективной поверхности теплообмена, теплоте, передаваемой в камере радиации, температуре перевала и полезному количеству тепла находятся в пределах 10%, что свидетельствует о правильности проведенных расчетов.

2.4 Поверочный расчет ректификационных колонн

пластинчатый теплообменник фланцевый ректификационный

2.4.1 Расчет ректификационной колонны К-1

Колонна К-1 предназначена для отбензинивания предварительно нагретой нефти.

Для расчета ректификационных колонны К-1 использовались следующие данные, которые представлены в табл. 2.1

Таблица 2.1. Фракционный состав Западно-сибирской нефти

Доля отгона, об.%	Температура, °С
56,34	340
60,75	370
65,39	400
70,38	430
74,46	460
79,04	490
83,47	520
85,75	540
86,57	550

Плотность нефти - 832 кг/м³;

Загрузка колонны К-1 по сырью - 210000 кг/час.

Температура нефти на входе в К-1 - 204 С

Давление нефти на входе в К-1 - 6 кгс/см².

Все расчеты проводились с параметрами максимально приближенными к существующим в данное время на установке.

Расчет колонны проведен в программе DESIGN II.

Результаты расчета ректификационной колонны К-1 при работе на данный момент приведены в табл. 2.2 и 2.3.

Таблица 2.2. Результаты расчета ректификационной колонны К-1

Параметр	Значение
Температура, оС конденсатора верха низа	70 145 220
Давление, кг/см2 конденсатора верха низа	3,6 3,7 3,9
Диаметр колонны, м	2,6
Число теоретических тарелок	34
Тарелка питания	6
Флегмовое число	0,179
Количество пара в колонну, кг/ч	720

Таблица 2.3. Качество продуктов получаемых в ректификационной колонне К-1

Фракционный состав	бензин	отбензиненная нефть	жирный газ
Расход, кг/ч	26910	179735	3473
Н.К.	22	84	5
5	23	111	5
10	24	137	7
30	41	230	8
50	63	322	14
70	86	436	25
90	126	740	56
95	143	767	71
К.К.	161	784	88
Плотность при 20 °С	689,93	842,07	7,03

2.4.2 Расчет диаметра колонны К-1

Диаметр колонны определяется в зависимости от максимального расхода паров и их допустимой скорости в свободном сечении колонны. Предварительно вычисляют объем паров (V, м³/ч), проходящих в 1 ч через поперечное сечение колонны. По объему паров вычисляют диаметр. Для определения объёма паров, проходящих через поперечное сечение аппарата в единицу времени, широко используется формула

(2.69)

,

где Т - температура системы, К;

Р - давление в системе, МПа;

- расход компонента, кг/ч;

М_i - молекулярная масса компонента.

Объем паров вверху колонны

Объем паров в питательной секции колонны

Наибольший объём паров получается в питательной секции колонны, следовательно, по этому объему определяем диаметр колонны.

Допустимая скорость паров влияет на эффективность ректификации, так как с увеличением скорости паров возрастает механический унос капель жидкости на вышележащую тарелку. Кроме того, чем выше допустимая скорость, тем меньше диаметр колонны и расход металла. Допустимая скорость зависит от типа ректификационных тарелок, расстояния между ними, давления в колонне и др.

Скорость паров в атмосферных колоннах 0,46 - 0,84 м/с. Примем в нашем случае U = 0,65 м/с.

Диаметр колонны (d, м) определяем по уравнению

(2.70)

Принимаем стандартный диаметр d = 3,0 м.

2.4.3 Расчет высоты колонны К-1

Высота колонны зависит от числа и типа ректификационных тарелок в колонне, а также расстояния между ними. Для обеспечения хорошей ректификации расстояние между тарелками должно быть таким, чтобы не было уноса жидкости с нижележащих тарелок на вышележащие, оно зависит от конструктивного расположения смотровых люков и др. Обычно это расстояние принимается от 0,3 до 0,9. чаще всего 0,5 - 0,7 м. Если эта величина известна, то общую рабочую высоту тарельчатой колонны (Н, м) можно определить по формуле:

(2.70)

где а - расстояние между тарелками, 0.6 м;

- число практических тарелок, принимаем ⁼ 28 шт.

Фактическая высота колонны больше, так как необходимо учесть высоту, занятую отбойными тарелками, свободное пространство между верхней тарелкой и верхним днищем аппарата, высоту слоя жидкости внизу колонны, высоту постамента колонны.

Таким образом, фактическую высоту колонны рассчитывают по формуле:

H=h₁+h₂+h₃+h₄+h₅+h₆+h₇ (2.71)

где- h₁ - высота свободного пространства между верхней тарелкой и верхним днищем колонны, принимают равной 1/2 диаметра колонны, если днище полукруглое, h₁ = 0, 9 м;

- ;

- ;

- ;

- h₅ - расстояние от уровня жидкости внизу колонны, до нижней тарелки принимается равным 1-2 м, чтобы, поступающий пар, равномерно распределялся по сечению колонны h₅ = 1,0 м.

- h₆ - высоту низа колонны рассчитывают, исходя из 5-10 - минутного
запаса продукта внизу колонны, необходимого для нормальной работы
насоса.

; (2.72)

; (2.73)

. (2.74)

- h₇ - высота опоры, принимается равной 4 метра.

H=h₁+h₂+h₃+h₄+h₅+h₆+h₇= 0,9+6,6+1,8+9+1,0+2,8+4=26,1 м.

Более подробные расчеты ректификационной колонны К-1 приведены в приложении 1.

2.4.4 Расчет ректификационной колонны К-2

Колонна К-2 предназначена для ректификации отбензининной нефти.

Для расчета ректификационной колонны К-2 использовались следующие данные, которые представлены в табл. 2.4

Таблица 2.4. Фракционный состав отбензиненной нефти

Мас.%	Температура, °С
0	84
5	111
10	137
30	230
50	322
70	436
90	740
95	767
100	784

Плотность нефти - 842,07 кг/м³;

Загрузка колонны К-2 по сырью - 179735 кг/час;

Температура нефти на входе в К-2 - 360 С;

Давление нефти на входе в К-2 - 4 кгс/см².

Все расчеты проводились с параметрами максимально приближенными к существующим в данное время на установке.

Расчет колонны проведен в программе DESIGN II.

Результаты расчета ректификационной колонны К-2 при работе на данный момент приведены в табл. 2.5 и 2.6.

Таблица 2.5. Результаты расчета ректификационной колонны К-2

Параметр	Значение
Температура, оС конденсатора верха низа вывода лигроина вывода дизельного топлива	67,74 115 360 162 240
Давление, кг/см2 конденсатора верха низа	1,3 1,5 1,8
Диаметр колонны, м	3,577
Число т.т.	34
Тарелка питания	6
Тарелка отбора в стрипинг лигроина	12
Тарелка отбора в стрипинг дизельного топлива	24
Тарелка возврата паров из стрипинга лигроина	10
Тарелка возврата паров из стрипинга диз. топлива	24
Число Т.Т. в стрипинге	8
Количество пара в стрипинг, кг/ч	1800
Тарелка отбора Ц.О. 1	13
Тарелка отбора Ц.О. 2	27
Тарелка возврата Ц.О.	26
Количество Ц.О. , кг/ч	23734
Температура возврата Ц.О. ,оС	83
Флегмовое число	6,52
Количество пара в колонну, кг/ч	430

Таблица 2.6. Качество продуктов получаемых в ректификационной колонне К-2

Фракционный состав	Бензин	Лигроин	Дизтопливо	Мазут
Расход, кг/ч	17045	26369	45674	95436
Н.К.	35	151	189	237
5	89	175	237	341
10	110	184	250	376
30	124	193	264	429
50	136	201	280	473
70	147	210	300	532
90	161	223	338	612
95	166	229	346	642
К.К.	175	239	360	683
Плотность при 20°С	0,759	0,807	0,853	0,984

Более подробные расчеты колонны К-2 представлены в приложении 2.

2.4.5 Расчет диаметра колонны К-2

Диаметр колонны определяется в зависимости от максимального расхода паров и их допустимой скорости в свободном сечении колонны. Предварительно вычисляют объем паров (V, м³/ч), проходящих в 1 ч через сечение колонны в нескольких ее местах, так как нагрузка колонны по парам по высоте различна. По наибольшему объему паров вычисляют диаметр. Для определения объёма паров, проходящих через поперечное сечение аппарата в единицу времени, широко используется формула

,

где Т - температура системы, К;

Р - давление в системе, МПа;

- расход компонента, кг/ч;

- молекулярная масса компонента.

Следовательно, разбиваем колонну на несколько зон и определяем расход паров в каждом сечении.

а) Объем паров в верхнем сечении колонны (вверху колонны присутствуют пары бензиновой фракции и все водяные пары):

б) Объём паров в зоне отбора фракции 120 - 230 (присутствуют пары бензиновой и прямогонной фракции и все водяные пары):

в) Объем паров в зоне отбора фракции 230 - 350 (присутствую пары бензиновой, прямогонной и дизельной фракции и водяные пары поступающие снизу колонны и из отпарной секции К-3/2):

г) Объем паров в питательной секции колонны (присутствую пары всех фракции и водяные пары снизу колонны);

Наибольший объём паров получается в питательной секции, следовательно, по этому объему определяем диаметр колонны.

Допустимая скорость паров влияет на эффективность ректификации, так как с увеличением скорости паров возрастает механический унос капель жидкости на вышележащую тарелку. Кроме того, чем выше допустимая скорость, тем меньше диаметр колонны и расход металла. Допустимая скорость зависит от типа ректификационных тарелок, расстояния между ними, давления в колонне и др.

Скорость паров в атмосферных колоннах 0,46 - 0,84 м/с. Примем в нашем случае U = 0,65 м/с.

Диаметр колонны (d, м) определяем по уравнению

Принимаем стандартный диаметр d = 3,8 м = 3800мм.

2.4.6 Расчет высоты колонны К-2

Фактическую высоту колонны К-2 также рассчитывают по формуле (3.4).

h₁ - высота свободного пространства между верхней тарелкой и верхним днищем колонны, принимают равной 1/2 диаметра колонны, если днище полукруглое, h₁ = 1,8 м;

-

- h₃ - высота зоны питания,

-

- h₅ - расстояние от уровня жидкости внизу колонны, до нижней тарелки принимается равным 1-2 м, чтобы, поступающий пар, равномерно распределялся по сечению колонны h₅ = 2 м;

- h₆ - высоту низа колонны рассчитывают, исходя из 5 - 10 - минутного
запаса продукта внизу колонны, необходимого для нормальной работы
насоса.

- h₇ - высота опоры, принимается равной 4 метра.

H=h₁+h₂+h₃+h₄+h₅+h₆+h₇= 1,8+15,6+1,8+3+2+5,43+4=34,8

Более подробные расчеты ректификационной колонны К-2 приведены в приложении 2.

2.5 Расчет потоков блока абсорбции по расчетному варианту

Для расчета блока абсорбции были использованы данные ОИЦ по составу жирного газа.

Расчет потоков блока абсорбции проводились в программе DESIGN II.

Результаты расчетов блока абсорбции приведены в табл. 2.7. и 2.8.

Таблица 2.7. Результаты расчетов блока абсорбции

Компоненты	Содержание, мас.%	Расход, кг/ч
	Жирный газ Е-1а	Газ после абсорбции	Жирный газ Е-1а	Газ после абсорбции	Абсорбировано
Н2S	0,01	0,018	0,34	0,15	0,19
Метан	0,05	0,016	1,7	1,4	0,3
Этан	3,88	7,5	133,4	65,5	67,9
Пропан	28,23	25,5	970,3	223,6	746,7
Изобутан	9,26	4,2	318,3	36,6	281,7
Бутан	29,15	40,2	1001,9	351,9	650
Изопентан	9,93	6,0	341,3	52,4	288,9
Пентан	10,78	9,4	370,5	82,6	287,9
С6+	8,72	2,8	301,1	24,7	276,4

Таблица 2.8. Технологические параметры блока абсорбции

Компоненты	Бензин Е-1а	Бензин Е-2	Жирный газ Е-1а	Бензин насыщенный	Газ после абсорбции
Плотность, кг/м3	610	693	7,03	624	5,95
Температура, 0С	70	76	70	40	40
Давление, кгс/см2 (изб.)	3,6	3,6	3,6	2,9	2,9
Расход, кг/час	9000	6212,2	3473,1	17810,1	875,2
Расход, м3/час	14,75	8,96	1446,4	26,76	379,1
Расход С5-С6, кг/час	-	-	1012,9	853,2	159,7

Более подробные расчеты приведены в приложении 1.

2.6 Расчет аппарата воздушного охлаждения ХВ-1, ХВ-2

Предназначен для охлаждения парогазовой смеси ректификационной колонны К-1 и последующее ее конденсирование в жидкость.

Технологические параметры аппаратов воздушного охлаждения.

Аппарат состоит из вентилятора, диаметром 3 метров и шести двухходовых секций теплообмена. Паспортная мощность вентилятора 38 КВт. Каждая секция содержит 123 оребренных трубы 21Ч2 длиной 8 метров. Высота ребра 16 мм, шаг труб 62 мм. Паспортная площадь теплообмена 9000 м².

В табл. 2.9. представлены расчеты аппарата воздушного охлаждения ХВ-1,2. Расчет выполнялся в программе DESIGN II

Таблица 2.9. Результаты расчета аппарата воздушного охлаждения

Параметр	Размерность	Значение ХВ-1	Значение ХВ-2
Температура смеси на входе	°С	129,6	96
Температура смеси на выходе	°С	96	70
Температура воздуха на входе	°С	35	35
Температура воздуха на выходе	°С	56	56,91
Расход воздуха	кг/ч	280000	286000
Паспортная площадь оребрения	м	1987,1	1987,1
Коэффициент теплопередачи	ккал/час*м2*°С	11,2	11,7
Перепад давления в трубах	кгс/см2	0,02	0,01
Число ходов труб в секции	шт	2	2
Тепловая нагрузка	Гкал/ч	1,45	1,50
Диаметр вентилятора	м	3	3
Мощность двигателя	кВт	18	18
Мощность двигателя требуемая	кВт	7,7	8,2
Запас мощность двигателя	%	57	54
Количество вентиляторов	шт	2	2

Более подробные результаты расчета воздушного холодильника приведены в приложении 3.

2.7 Расчет пластинчатого теплообменника

Служит для доохлаждения смеси нестабильных бензинов ректификационных колонн и жирного газа.

В качестве завода изготовителя выбираем фирму «РИДАН».

Охлаждение газобензинового потока в новом холодильнике до 40 ⁰С обеспечит абсорбцию бензином углеводородов С₅ - С₆ из жирного газа. Извлеченные углеводороды С₅₊ вместе с прямогонными бензинами установки АВТ-1 будут направлять на блок стабилизации установки АВТ-5.

Мощность теплообменного аппарата 39800Ккал/час.

Расчет пластинчатого теплообменника приведен в таблице 2.10.

Таблица 2.10. Результаты расчета пластинчатого теплообменника

Параметр	Горячий поток	Холодный поток
Среда	Бензин	Вода
Температура на входе, °С	70	29
Температура на выходе, °С	39,7	41,3
Расчетная температура, °С	120	120
Расчетное давление, кгс/см2	16	16
Масса теплообменника	1882
Толщина пластин, мм	0,6	0,6
Поверхность теплообмена,м2	80
Запас поверхности, %	16,3
Коэф. теплопередачи. Ккал/час	23
Потери давления, кгс/см2	0,023	0,02
Давление гидр. испытаний, Мпа	2,08	2,08
Количество пластин, шт.	136

Вывод

В данном разделе рассмотрена технологическая схема установки АВТ-1. Выполнен расчет ректификационной колонны К-1, К-2, воздушных холодильников ХВ-1, ХВ-2, печи П-1 при работе по базовому проекту и пластинчатого теплообменника.

Приведен расчёт потоков и технологических параметров блока абсорбции.

3. Механическая часть

В данном разделе представлен технологический расчет теплообменника (рис 3.1), предназначенного для доохлаждения смеси бензинов и жирного газа.

Также проведен расчет фланцевых соединений и сделан подбор материалов для изготовления теплообменника.

3.1 Подбор материала для изготовления аппарата

Материалами для изготовления аппаратов являются полуфабрикаты, поставляемые металлургической промышленностью в виде листового, сортового и фасонного проката, труб, специальных поковок и отливок.

Материал должен быть химически и коррозионностойким в заданной среде при ее рабочих параметрах, обладать хорошей свариваемостью и соответствующими прочностными и пластическими характеристиками в рабочих условиях, допускать холодную и горячую механическую обработку, а также иметь, возможно, низкую стоимость.

Пластины могут быть изготовлены из следующих коррозионностойких сталей 10Х13Г18Д или 12Х13Г18Д (ТУ 14-1-2643-79), 12Х18Н10Т, 10Х17Н13М2Т, сплава 06ХН28МДТ (ГОСТ 5582-75), из титанового сплава ВТ1-0, ВТ1-00, (ГОСТ 22178-76), и углеродистой стали 08КП.

Рис 3.1 Схема аппарата с привязочными размерами штуцеров и опор

В зависимости от обозначения пластин (в нашем случае 0.6 м²) выбираем материал изготовления пластин титановый сплав ВТ1-0, предназначенный для работы с жидкими и парообразными средами. Работают при расчетном давлении до 1,6 МПа и температуре рабочей среды от -20 и до +180^оС (в зависимости от марки резины для уплотнительных прокладок).

Материалом прокладки согласно условию рабочей среды выбираем марку резины-4326-1(ТУ 38-1051023-76) на каучуковой основе (бутадиен-нитрильный каучук) СКН-18, предназначенную для работы в агрессивных средах, при температурах от -30 до +100 С.

Таким образом, материал пластин и патрубков - титановый сплав ВТ1-0, а материал прокладок для пластин - резина - 4326- 1 (ТУ 38-1051023-76).

3.2 Расчет фланцевых соединений

Фланцевые соединения - наиболее широко применяемый вид разъемных соединений в химическом машиностроении, обеспечивающий герметичность и прочность конструкций, а также простоту изготовления, разборки и сборки. Соединение состоит из двух фланцев, болтов и прокладки, которая устанавливается между уплотнительными поверхностями и позволяет обеспечить герметичность при относительно небольшом усилии затяжки болтов.

Расчет фланцевого соединения заключается в определении диаметра болтов или шпилек, их количества и размеров элементов фланцев. Ведем подбор фланца для условий, где:

D_y = 100 мм

Р_y = 1,6 МПа (16 кгс/см² )

Определение нагрузки на болты. Нагрузка на болты и шпильки от внутреннего давления при расчетах по приближенному методу и по коду США находят по формуле:

(3.1)

где р - внутреннее давление, которое при расчете на условное давление

принимают равным, МПа;

D_n - средний диаметр прокладки, м;

т - коэффициент удельного давления на прокладку;

b - расчетная ширина прокладки и уплотнительных поверхностей, м.

Нагрузку на болты при их затяжке, необходимую для начального смятия прокладки, рассчитывают по формуле:

(3.2)

где q_n - удельное давление, которое нужно создать на поверхности прокладки, МН;

D_n - средний диаметр прокладки, м.

При расчете фланцевого соединения на условное давление принимают большее из значений: или

Число болтов определяется по наибольшей нагрузке по формуле:

(3.3)

где q_б - допускаемая нагрузка на один болт, МН.

 (3.4)

где

Расчетный диаметр болтов:

Минимальный необходимый диаметр стержня болта в рабочих условиях определяют по формуле:

d_w (3.5)

D_б - диаметр болтовой окружности, приблизительно определяемый по

формуле:

(3.6)

D_в- внутренний диаметр фланца, м;

D_г- наружный диаметр сварного шва на фланце, м (на 5 мм больше D_у)

Получаем:

d_w



Минимальный необходимый диаметр стержня:

d_w=11,8 мм;

Наружный диаметр фланца:

Для определения высоты фланца предварительно находим:

1. Приведенная нагрузка на фланец:

(3.8)

Р=1МН

2. Вспомогательная величина - Ф:

(3.9)

где Э1-предел текучести материала при рабочей температуре,

Э₁ = 220 МН/м² , с₁ = 1.18 .

3. Вспомогательная величина - А:

(3.10)

где Э₂- толщина стенки, соединяемой фланцем, Э₂ =5мм;

=

Высота фланца h:

h = 0,43 •v D_e •(Ф - 0,85А) = 0,43 •v0,15 •(3,85•10^-5 - 0,85•1,5•10^-4) =0,32м (3.11)

Выбираем h = 0,032м= 3,2 см

Вывод

В данном разделе были рассмотрены требования для изготовления нефтеаппаратуры. Для изготовления пластин теплообменника выбран титановый сплав ВТ1-0. Материалом для изготовления фланцевых соединений, крышек и крепежных изделий была выбрана сталь 12Х18Н10Т. Приведен также расчет фланцевых соединений, в ходе которого были выбраны фланцы приварные встык, прокладки паронитовые, и подобраны размеры фланцев и прокладок. В ходе расчетов все условия прочности были соблюдены. Случай гидравлического удара не рассматривался. Из опыта использования аналогичных пластинчатых теплообменников известно, что при гидравлическом ударе происходит выдавливание прокладок. Разрушение остальных элементов конструкции не происходит, что дает возможность дальнейшего использования теплообменника после переборки и гидравлических испытаний.

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 в ее отдельных подразделениях 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.

4.2 Анализ технологического объекта как объекта управления

В качестве объекта управления при автоматизации является блок абсорбции атмосферного блока установки АВТ-1. (Рис.1)

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 обеспечения регулирования и регистрации следующих технологических параметров: температурного режима, расхода, давления и уровня в емкостях.

Эти технологические параметры поддерживаются согласно регламенту, и их несоблюдение скажется на качестве основных продуктов, а также может привести к серьезной аварии.

Рис. 1

Таблица 4.1. Предлагаемые к контролю параметры

Технологический параметр	Место отбора	Значение параметра	Тип воздействия	Обозначение позиции на схеме
Давление топливного газа	Трубопровод на линии К-4	2,5кгс/см2,	Регистрация, Регулирование	PIRC-2002
Давление сухого газа	Трубопровод к сепаратору К-4	1,5кгс/см2	Регистрация, Регулирование	PIRC-2003
Давление в Е-2	Емкость Е-2	0,5кгс/см2	Регистрация, Сигнализация по верхнему пределу	PIRAH-2008
Давление топливного газа	Трубопровод к сепаратору К-4	1,8 кгс/см2	Регистрация, Регулирование Сигнализация по н и в пределу	PRCAHL- 2004
Уровень Е-2	Емкость Е-2	40-60%	Регистрация, Регулирование Сигнализация по верх. пределу	LIRAH-4009
Уровень А-7	Емкость А-7	40-60%	Регистрация, Регулирование Сигнализация по н. и в. пределу	LIRCAHL- 2013

Подобные документы

• Кожухотрубчатые теплообменные аппараты

  Проектирование рекуперативных теплообменных аппаратов. Тепловой конструктивный расчёт рекуперативного кожухотрубчатого теплообменника, а также тепловой расчёт пластинчатого теплообменника. Расчет гидравлических сопротивлений при движении теплоносителей.
  
  курсовая работа [562,3 K], добавлен 29.12.2010
  

• Установки ожижения и разделения газовых смесей

  Выбор типа установки и его обоснование. Общие энергетические и материальные балансы. Расчёт узловых точек установки. Расчёт основного теплообменника. Расчёт блока очистки. Определение общих энергетических затрат установки. Расчёт процесса ректификации.
  
  курсовая работа [126,9 K], добавлен 21.03.2005
  

• Редуктор цилиндрический

  Выбор двигателя и кинематический расчет привода. Подбор материала и расчёт допускаемых напряжений. Проверочный расчёт зубьев на контактную прочность и проверка передачи на отсутствие растрескивания. Подбор шпонок и проверка шпоночных соединений.
  
  курсовая работа [355,1 K], добавлен 02.05.2009
  

• Подбор теплообменника для проведения процесса охлаждения и конденсации пара толуола

  Классификация теплообменных аппаратов. Расчёт гидравлического сопротивления теплообменника. Расчет холодильника первой ступени. Вычисление средней разности температур теплоносителей. Расчет конденсатора паров толуола и поверхности теплопередачи.
  
  курсовая работа [688,1 K], добавлен 17.11.2009
  

• Расчет установки для сушки яблок

  Технические описания, расчёты проектируемой установки. Принцип работы технологической схемы. Материальный и тепловой расчёт установки. Конструктивный расчёт барабанной сушилки. Подбор комплектующего оборудования. Расчёт линии воздуха и подбор вентилятора.
  
  курсовая работа [2,5 M], добавлен 17.10.2010
  

• Расчет аппаратов воздушного охлаждения

  Назначение аппарата воздушного охлаждения для конденсации паров бензина, его место в технологической схеме блока АТ. Классификация воздухоподающих устройств и трубных секций. Расчет температуры начала и конца конденсации. Тепловая нагрузка конденсатора.
  
  курсовая работа [198,3 K], добавлен 04.06.2012
  

• Теплообменная аппаратура

  Материальные и тепловые расчеты. Расчет изоляции и обечайки аппарата. Расчет теплообменника на прочность. Проверка прочности, устойчивости и крепления труб. Расчет фланцевых соединений. Строповые устройства и опоры. Расчет теплообменного аппарата.
  
  курсовая работа [256,3 K], добавлен 12.10.2012
  

• Проектирование поверхностного теплообменника

  Характеристика теплообменника с плавающей головкой (конструкция, размеры, рабочая среда). Выбор конструкционного материала. Расчет деталей на прочность и подбор стандартных или унифицированных деталей. Требования к изготовлению и параметры теплообменника.
  
  курсовая работа [583,1 K], добавлен 21.03.2012
  

• Разработка стального сварного аппарата

  Подбор и расчёт корпусных элементов аппарата и рубашки, штуцеров и люка. Выбор, проверка прочности и жесткости фланцевых соединений. Расчёт вала и элементов мешалки. Подбор опор, построение эпюр напряжений и деформаций для корпусных элементов аппарата.
  
  курсовая работа [1,8 M], добавлен 06.03.2013
  

• Пастеризационно-охладительная установка ОПУ-2М

  Схема пастеризационно-охладительной установки и особенности конструирования пластинчатых теплообменников. Основная схема компоновки многопакетных пластинчатых аппаратов. Расчёт комбинированного пластинчатого аппарата для пастеризации и охлаждения молока.
  
  курсовая работа [379,6 K], добавлен 17.11.2014
  

• главная
• рубрики
• по алфавиту
• вернуться в начало страницы
• вернуться к началу текста
• вернуться к подобным работам