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管殼式換熱器安全閥最大泄放量的計(jì)算

文檔作者：舒捷1 呂國林2 文檔來源： 1、南化集團(tuán)設(shè)計(jì)院 2、揚(yáng)子石油化工設(shè)計(jì)工程有限責(zé)任公司,		點(diǎn) 擊數(shù)：	更新時(shí)間： 2025年08月25日
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上一篇：管殼式換熱器管束振動機(jī)理及改進(jìn)措施

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管殼式換熱器安全閥最大泄放量的計(jì)算
舒 捷1 , 呂國林2
( 1、南化集團(tuán)設(shè)計(jì)院, 江蘇南京 210048; 2、揚(yáng)子石油化工
設(shè)計(jì)工程有限責(zé)任公司, 江蘇南京 210048)
摘 要: 采用安全泄放裝置是防止容器超壓發(fā)生爆炸最有效的方法。運(yùn)用流體在管道內(nèi)作絕熱流
動的理論, 結(jié)合氣體膨脹因數(shù), 推導(dǎo)出一種更為嚴(yán)密的計(jì)算管殼式換熱器安全閥泄放量的方法, 其計(jì)算
結(jié)果的精確度較高。
關(guān)鍵詞: 安全閥; 泄放量; 計(jì)算; 探討
中圖分類號: TK172 文獻(xiàn)標(biāo)識碼: B 文章編號: 1009- 1904( 2003) 04- 0008- 05
1 概述
在石油化工裝置中, 安全生產(chǎn)是首要任務(wù)。采
用安全泄放裝置是防止容器超壓發(fā)生爆炸最有效的
方法。依據(jù)我國5鋼制壓力容器6 ( GB 150- 1998)
的要求, 在操作過程中可能出現(xiàn)超壓的設(shè)備都應(yīng)配
備安全泄放裝置。
安全泄放裝置的選型首先應(yīng)計(jì)算設(shè)備在各種超
壓工況下的泄放量, 其次求出在最大泄放量下相應(yīng)
的安全閥噴嘴截面積, 作為安全閥選型的依據(jù)。
在API5205石油煉制裝置安全泄放裝置口徑的
計(jì)算、選型及安裝6規(guī)范中, 列舉了安全泄放裝置各
種超壓工況下確定其泄放量的一般性原則。對于換
熱器換熱管斷裂時(shí), 由其兩側(cè)斷面產(chǎn)生的泄放量之
和來確定。通常在各種超壓工況下的泄放量所確定
的安全閥的噴嘴截面積以換熱管斷裂時(shí)為最大, 所
以換熱器上安全閥的直徑選擇通常也以換熱管超壓
斷裂時(shí)的泄放量為準(zhǔn)。因此, 準(zhǔn)確地計(jì)算管殼式換
熱器內(nèi)換熱管斷裂時(shí)流體的泄放量是關(guān)系到能否正
確選擇安裝在換熱器上的安全閥的首要條件。
本文將介紹某國外工程項(xiàng)目跟外商合作時(shí)所采
用的一種換熱管斷裂時(shí)安全閥最大泄放量的計(jì)算及
4 脫硫
411 工作原理
水中的硫化氫采用空氣氧化法脫硫, 可以同時(shí)
向水中注入空氣和蒸汽, 硫化物即被氧化成無毒的
硫代硫酸鹽或硫酸鹽, 其化學(xué)反應(yīng)方程式如下:
2HS
-
+ 2O2 S2O
2-
3 + H2O ( 2)
S2O2-
3 + 2O2+ 2OH- 2SO2-
4 + H2O ( 3)
由式( 2) 可見, 氧化1 kg 硫化物生成硫代硫酸
鹽約需氧1 kg , 相當(dāng)于313 m
3 空氣, 但由于少部分
( 約10% ) 硫代硫酸鹽會進(jìn)一步氧化成硫酸鹽, 所以
空氣用量要增加。注入蒸汽的目的是加快反應(yīng)速
度, 但本裝置中的地?zé)崴礈囟冗_(dá)70 e , 故可不采
用蒸汽。氧化脫硫過程是在二級除鐵工序后由臭氧
和水采用水射器混合完成的。
5 操作控制
現(xiàn)代控制技術(shù)和微電子技術(shù)的飛速發(fā)展, 使水
處理過程實(shí)現(xiàn)全自動控制成為現(xiàn)實(shí)。使用工控計(jì)算
機(jī)作為中央管理器對運(yùn)行過程進(jìn)行監(jiān)控, 現(xiàn)場控制
室采用開關(guān)量和模擬量檢測反饋信號, DCS 中以
PLC 為主控制器, 把水處理裝置運(yùn)行過程中不連續(xù)
變化的開關(guān)量和連續(xù)變化的模擬信號送入PLC 的
輸入端。PLC 的輸出端控制泵及其他負(fù)載。
人機(jī)對話則由和PLC 通訊口相連的PC 工控機(jī)
完成。
工控機(jī)作為現(xiàn)場控制室內(nèi)的人機(jī)界面服務(wù)器,
可在屏上顯示水處理過程的溫度、液位、流量、壓差、
鐵和硫的含量、pH 值等線性和非線性變量。
在設(shè)備自動運(yùn)行前, 通過工控機(jī)上設(shè)置的菜單
進(jìn)行與制水工藝相關(guān)參數(shù)的設(shè)定, 使制水過程在設(shè)
定的參數(shù)和現(xiàn)場制水時(shí)不斷變化的工藝參數(shù)的要求
下自動運(yùn)行。
設(shè)備的就地控制由設(shè)在除鐵工序的單獨(dú)按鈕組
完成, 調(diào)試或維修設(shè)備時(shí)可把開關(guān)置于手動控制狀
( 下轉(zhuǎn)第18 頁)
# 8 #
硫磷設(shè)計(jì)與粉體工程
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
2003 年第4 期
選型方法, 經(jīng)使用達(dá)到了預(yù)期效果?，F(xiàn)闡述如下。
2 計(jì)算模型的建立
換熱器管程和殼程的壓力通常是不等的。為了
敘述方便, 本文設(shè)定管程的工作壓力大于換熱器殼
程的設(shè)計(jì)壓力。如圖1 所示, 由于某種原因, 換熱器
內(nèi)的某一根換熱管發(fā)生斷裂, 導(dǎo)致殼程側(cè)的安全閥
超壓而起跳, 流體從管程側(cè)源源不斷流向殼程。在
這種狀態(tài)下, 相當(dāng)于這根斷裂了的換熱管將管程與
殼程連通了。由于換熱器管程進(jìn)出口的壓差相對于
管程與殼程的壓差來說比較小, 可以忽略不計(jì)。于
是流體在兩段斷裂的換熱管內(nèi)的流量相等。
現(xiàn)以其中斷裂的一段換熱管建立流體流動模
型。如圖2 所示, 管道兩端的壓力差等于管程工作
壓力與殼程安全閥起跳時(shí)的最大泄放量下的壓力之
差。計(jì)算在此壓差下該管道內(nèi)流體的質(zhì)量流量, 也
就得到了換熱器殼程安全閥的最大泄放量。
在一定的管道內(nèi), 氣體的質(zhì)量流量隨著管道進(jìn)
出口兩端的壓力差的增大而增加, 直到管道出口端
氣體流動速度達(dá)到聲速后, 流速達(dá)到了極限。于是,
氣體的質(zhì)量流量將不再隨管道兩端的壓差增大而增
加, 這時(shí)氣體在管道內(nèi)的質(zhì)量流量達(dá)到了極限值, 稱
此現(xiàn)象為流體的阻流。流體在管道內(nèi)發(fā)生阻流時(shí)的
質(zhì)量流量稱為阻流流量, 用m* 表示, 出口端的壓力
為臨界壓力, 用p*
o 表示。當(dāng)出口處的壓力低于臨
圖1 換熱管斷裂時(shí)流體流動示意
圖2 換熱管道內(nèi)流體流動模型示意
界壓力時(shí)稱為亞臨界流動狀態(tài)。
流體在斷裂的換熱管內(nèi)流動, 同樣遵循管路系
統(tǒng)流體流動的伯努里能量平衡方程。按照Darcy-
Weisbach 方程, 管道內(nèi)因摩擦阻力引起的壓力損失
$p f 可表示為
$p f=
f L
d
Q
2 u
2
( 1)
f 隨著管道內(nèi)壁的相對粗糙度以及管道內(nèi)流體
流動的雷諾數(shù)而變化, C F Colebrook 提出了下述方
程式:
1
f
= - 2 log
E/ d
3. 7
+ 2. 51
Re f
( 2)
在換熱管斷裂情況下, 管道內(nèi)流體的雷諾數(shù)通
常很大, 流體一般呈全紊流狀態(tài), 于是公式( 2) 可簡
化為
f = 2 log
E
3. 7d
- 2
( 3)
流體在水平管道內(nèi)流動, 其動能和勢能的變化
為零, 管道兩端的壓力降等于摩擦阻力引起的壓力
損失, 管道各截面處的質(zhì)量流量相等。于是不可壓
縮流體在水平管道內(nèi)流動, 管道兩端的壓力降與流
體的質(zhì)量流量可以表示為
$p = K
1
2Qi
m
A
2
( 4)
上述方程只適用于液體管道或氣體管道兩端的
壓力降不大時(shí), 通常認(rèn)為僅適用于當(dāng)其壓差不超過
管道進(jìn)口壓力的下述數(shù)值: 對于氣體, 當(dāng)K 不超過
15 時(shí)為1. 3K 1/ 2( % 計(jì)) ; 當(dāng)K 大于15 時(shí)為管道進(jìn)
口壓力的5% ; 對于液體為管道進(jìn)口壓力的1% 。否
則, 由于管道進(jìn)出口的流體密度不同或射流的影響,
按式( 4) 計(jì)算會得出不正確的結(jié)果。
換熱器換熱管斷裂時(shí), 換熱管兩端的壓差一般
都遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于上述要求的數(shù)值。為了計(jì)算換熱管斷裂
時(shí)換熱管的氣體泄放量, 需要應(yīng)用Crane 提出的氣
體膨脹因數(shù)( Y ) 的概念對上式進(jìn)行修正。1969 年
Crane 首次將氣體的膨脹因數(shù)應(yīng)用到可變密度流體
的流動方程中, 管道系統(tǒng)流體流動方程修正為
$p = K
1
2Qi
m
YA
2
( 5)
根據(jù)Crane 的定義, 氣體膨脹因數(shù)Y 的定義可
用式( 6) 表示:
$p / p i= KN 2i
/ Y 2 ( 6)
流體流動數(shù)是管道系統(tǒng)內(nèi)任意截面處流體的動
能與靜壓力比的平方根, 其數(shù)學(xué)式為N =
Qu2
2p
1/ 2
。
同樣將流體的速度采用流體的質(zhì)量流量表示, 那么
管道內(nèi)流體流動數(shù)的方程式可表達(dá)為
2003 年第4 期 # 9 #
舒 捷, 等1 管殼式換熱器安全閥最大泄放量的計(jì)算
N = m
A
1
2Qp
( 7)
根據(jù)式( 5) 計(jì)算在一定壓差下管道內(nèi)的氣體質(zhì)
量流量, 關(guān)鍵在于計(jì)算氣體的膨脹因數(shù)。下面將利
用氣體在換熱管道內(nèi)流動的理論對氣體膨脹因數(shù)的
計(jì)算公式進(jìn)行推導(dǎo)。
根據(jù)5石油化工企業(yè)工藝裝備管徑選擇導(dǎo)則6規(guī)
定, 可壓縮流體在不保溫的管道內(nèi)流動, 當(dāng)管長大于
1 000 倍管內(nèi)徑時(shí)按照理想氣體的等溫流動模型,
當(dāng)管長小于1 000 倍管內(nèi)徑時(shí)按照理想氣體的絕熱
流動模型就能滿足工程計(jì)算精度的要求。對于氣體
在管道內(nèi)進(jìn)行絕熱流動的關(guān)系式如下:
p 1Ma1 1+
C- 1
2
Ma21
1/ 2
= p 2Ma2 1+
C- 1
2
Ma22
1/ 2
( 8)
氣體在管道內(nèi)的馬赫數(shù)是該氣體在管道內(nèi)的流
速與聲音在該氣體中傳播的速度( 聲速) 之比, 即
Ma = u / c。c = ( CRT )
1/ 2
, 于是Ma = u /
( CRT ) 1/ 2。再根據(jù)理想氣體方程式p V = nRT 及
V= m/ Q, 可以得到N = Ma( C/ 2) 1/ 2。
氣體在管道內(nèi)各截面處的馬赫數(shù)與壓力的關(guān)系
式可改寫為
p o
p i
=
N i
N o
C
C- 1
+ N 2i
C
C- 1
+ N 2o
( 9)
再結(jié)合氣體膨脹因數(shù)Y 的定義式( 6) , 消去
p o / p i 后,
則 Y=
KN 2i
1-
N i
N o
C
C- 1
+ N 2i
C
C- 1
+ N 2o
( 10)
St reeter 及Wy lie 在1975 年所著的5流體流動
機(jī)理6( 第6 版) , 論述了關(guān)于氣體在絕熱管道中流動
的方程式可表達(dá)為
K =
1
2N
2i -
1
2N
2o
-
C+ 1
2 C
ln
1
N
2i +
C- 1
C
1
N
2o
+
C- 1
C
( 11)
當(dāng)氣體在斷裂的換熱管內(nèi)發(fā)生阻流時(shí), 換熱管
出口處的氣體速度達(dá)到了極限值( 等于c ) , 其管道
出口端氣體的Ma*
o = 1。根據(jù)流動數(shù)的定義可知,
此時(shí)換熱管出口端的流動數(shù)N o
* = ( C/ 2) 1/ 2, 于是
根據(jù)方程式( 11) , 氣體進(jìn)口阻流流動數(shù)N i
* 與壓力
損失系數(shù)K 的關(guān)系式可以表達(dá)為
K =
1
2N i
* 2-
1
CC+
1
2C ln
1
N i
* 2+ C- 1
C
C+ 1
C
( 12)
分析式( 12) 可知, 管道內(nèi)流動的氣體進(jìn)口阻流
流動數(shù)N i
* 與氣體的比熱比C以及管道的壓力損
失系數(shù)K 有關(guān)。在換熱管斷裂的情況下, 系統(tǒng)的壓
力損失系數(shù)K 是己知的, 根據(jù)式( 12) 通過試差法可
以求得此時(shí)的氣體進(jìn)口阻流流動數(shù)N *
i 。用試差法
求上述方程中N
*i
的值很不方便, 現(xiàn)以K 為橫坐
標(biāo), N i
* 為縱坐標(biāo), 以不同的C值繪制成圖3。
圖3 K 與N*
i 的關(guān)系曲線
將N *
i 代入式( 7) , 得到換熱管斷裂時(shí)氣體在
換熱管中的阻流質(zhì)量流量m* 。m* 也就是管道系
統(tǒng)中氣體的最大質(zhì)量流量。
m* = N *
i A 2p i Qi ( 13)
同樣, 將K 、N *
i 及N *
o = ( C/ 2) 1/ 2 代入式
( 10) , 可以得到換熱管斷裂時(shí)的氣體阻流膨脹因數(shù)
Y * 的數(shù)值。于是根據(jù)氣體膨脹因數(shù)的定義式( 6) ,
可以得到斷裂的換熱管兩端的臨界壓差值$p * 。
當(dāng)斷裂的換熱管兩端的壓差$p 大于$p * 時(shí), 管道
內(nèi)的氣體處于阻流流動狀態(tài), 于是安全閥的泄放量
就等于2m
*
; 當(dāng)$p 小于$p
* 時(shí), 氣體處于亞臨界
流動狀態(tài)。根據(jù)氣體膨脹因數(shù)Y 的定義式, 可以得
到下面的方程式:
$p
$p
* =
N i
Y
N
*i
Y*
2
( 14)
將式( 14) 與式( 10) 和式( 11) 聯(lián)列, 消去N o、N i
后, 從理論上講可以得到Y(jié) 與$p 、K 、C的函數(shù)關(guān)
系式。實(shí)際上, 要消去N o、N i 直接得到Y(jié) 與$p 、
K 、C函數(shù)關(guān)系式是相當(dāng)困難的。通常通過設(shè)定K
為一整數(shù)值, 繪制出Y 對于$p / $p
* 的圖表, 如圖
4 所示。利用圖4, 通過計(jì)算得到的$p
* 以及己知
的$p 、K 及C的數(shù)值, 得到相應(yīng)的Y 值。再根據(jù)
式( 5) , 計(jì)算出管道內(nèi)亞臨界流動狀態(tài)下的氣體質(zhì)量
流量, 從而得到安全閥的泄放量。
3 安全閥泄放量的計(jì)算步驟
依據(jù)上述推導(dǎo)的計(jì)算模型, 換熱管斷裂時(shí)換熱
器殼程安全閥的最大泄放量計(jì)算步驟如下:
# 10 #
硫磷設(shè)計(jì)與粉體工程
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
2003 年第4 期
圖4 Y 與$p / $p * 的關(guān)系
1、換熱器換熱管斷裂導(dǎo)致安全閥超壓起跳, 計(jì)
算其最大泄放量時(shí)的管道兩端壓差$p , 按API520
規(guī)范規(guī)定, $p = p i- 1. 1p s ;
2、根據(jù)換熱管幾何尺寸計(jì)算其總壓力損失系數(shù)
K 值;
3、首先計(jì)算臨界壓差$p * , 判斷流體是否處于
阻流狀態(tài), 如果達(dá)到阻流狀態(tài)就根據(jù)方程式( 12) 計(jì)
算N
*i
值后, 將N
*i
代入其定義式中得到換熱管斷
裂時(shí)的阻流質(zhì)量流量m* ; 當(dāng)流體處于亞臨界流動
狀態(tài), 根據(jù)計(jì)算得到的$p
*
, 以及已知斷裂的換熱
管兩端的$p 和K 、C, 查圖4 得到氣體膨脹因數(shù)Y
的值, 然后根據(jù)式( 5) 求出管道內(nèi)氣體的質(zhì)量流量
m。
4、安全閥的最大泄放量為m 或m* 值的2 倍。
4 計(jì)算實(shí)例及方法比較
己知換熱器管程介質(zhì)為某氣體, C= 1. 4, 工作
壓力p i 為1 MPa, 密度Q= 9. 29 kg/ m
3。換熱器殼
程的設(shè)計(jì)壓力p s 為0. 6 MPa。換熱管為長3 m、公
稱直徑20 mm 的SCH40( <26. 9 mm @ 2. 87 mm) 無
縫碳素鋼管?，F(xiàn)計(jì)算換熱管斷裂時(shí)換熱器殼程安全
閥的最大泄放量。
1、$p= 1. 0- 0. 6 @ 1. 1= 0. 34 MPa= 3. 4 @ 105 Pa。
2、查得E= 0. 2 mm, d i= 21 mm, D= 27 mm,
f = 2 log
E
3. 7d i
- 2
= 0. 037
K = K o+ K i+ f L / D
= 1. 0+ 0. 5+ 0. 037 @ 3/ 0. 027= 5. 61
3、根據(jù)圖3 查得N
*i=
0. 247。
將N *
i = 0. 247, N *
o = ( 1. 4/ 2) 1/ 2= 0. 837, K =
5. 61 代入式( 10) :
Y
*
=
5. 61 @ 0.247
2
1-
0. 247
0. 837
1. 4
1. 4- 1
+ 0. 247
2 1. 4
1. 4- 1
+ 0. 837
2
= 0. 685
根據(jù)式( 6) 得:
$p * = 1. 0 @ 106 @ 5. 61 @ 0. 2472
0. 6852 = 7. 29 @ 105 Pa
由于$p / $p * = 0. 466, 因此斷裂的換熱管內(nèi)
的氣體處于亞臨界流動狀態(tài)。
4、根據(jù)$p / $p * = 0. 466, K = 5. 61, 查圖4 得
到Y(jié) 的值, 同樣也可以聯(lián)列式( 10)、( 11) 和( 14) 求
得Y = 0. 875。
按式( 5) 計(jì)算斷裂的換熱管內(nèi)氣體的質(zhì)量流量:
m = 0. 875 @ 1
4
@ 0. 0212P 2 @ 3. 4 @ 105 @ 9. 29
5. 61
= 32. 45 kg/ s= 1 158 kg / h
由上可見, 換熱管斷裂時(shí)換熱器殼程安全閥的
最大泄放量為2 316 kg/ h。
5、現(xiàn)按5石油化工裝置工藝管道安裝設(shè)計(jì)手冊6
提出的公式計(jì)算換熱管破裂時(shí)氣體介質(zhì)的安全閥泄
放量,
G g = 246. 3 @ 104 d i
2( $p Qg ) 0. 5
= 2. 463 @ 106 @ 0. 0212 @ ( 0. 34 @ 9. 29) 0. 5
= 1 930 kg / h
安全閥的最大泄放量等于2G g , 為3 860 kg/ h。
本文推薦的計(jì)算方法計(jì)算的結(jié)果, 僅為上述數(shù)
值的60% 。
5 結(jié)論
本文推薦的安全閥最大泄放量計(jì)算方法, 已在
國外某工程項(xiàng)目設(shè)計(jì)中采用, 達(dá)到了預(yù)期效果。從
其計(jì)算結(jié)果可見, 該方法所得的計(jì)算結(jié)果精確度較
高, 可供同仁參考。
符號說明
A ) ) ) 管道截面積,m2;
c ) ) ) 聲速, m/ s;
cp ) ) ) 定壓比熱容, J/ ( kg#K) ;
cV ) ) ) 定容比熱容, J/ ( kg#K) ;
d ) ) ) 管道內(nèi)徑, m;
D ) ) ) 管道外徑,m ;
f ) ) ) 當(dāng)量管道單位長度的摩擦阻力系數(shù), 1;
G g ) ) ) 氣體泄放量, kg/ h;
K ) ) ) 壓力損失系數(shù), 1;
K i ) ) ) 管道進(jìn)口端壓力損失系數(shù)( K i= 1) , 1;
K o ) ) ) 管道出口端壓力損失系數(shù)( K o= 0. 5) , 1;
L ) ) ) 管道長度, m;
m ) ) ) 管道內(nèi)流體的質(zhì)量流量, kg/ s;
m * ) ) ) 管道內(nèi)流體的阻流質(zhì)量流量, kg/ s;
Ma ) ) ) 氣體在管道內(nèi)的馬赫數(shù), 1;
Ma* ) ) ) 氣體在管道內(nèi)發(fā)生阻流時(shí)的馬赫數(shù), 1;
n ) ) ) 氣體的摩爾數(shù), mol;
2003 年第4 期 # 11 #
舒 捷, 等1 管殼式換熱器安全閥最大泄放量的計(jì)算
尿基NPK 生產(chǎn)工藝及裝置優(yōu)化運(yùn)行途徑探討
汪根華
( 南化集團(tuán)設(shè)計(jì)院, 江蘇南京 210048)
摘 要: 介紹了尿基NPK 生產(chǎn)工藝及特點(diǎn), 針對以熔融尿素為原料, 采用半料漿團(tuán)粒法造粒生產(chǎn)尿
基NPK 裝置在運(yùn)行中出現(xiàn)的問題, 結(jié)合熔融尿素和尿基NPK 的物化特性進(jìn)行分析, 提出解決這些問題
的相應(yīng)對策, 并強(qiáng)調(diào)了嚴(yán)格操作管理對裝置長周期、滿負(fù)荷運(yùn)行的重要性。
關(guān)鍵詞: 尿基復(fù)合肥+ 生產(chǎn); 工藝; 操作控制; 工藝參數(shù); 對策
中圖分類號: TQ4441 506 文獻(xiàn)標(biāo)識碼: B 文章編號: 1009- 1904( 2003) 04- 0012- 05
1 概述
隨著我國氮肥工業(yè)的不斷發(fā)展, 高濃度氮肥品
種) ) ) 尿素的產(chǎn)量已占氮肥總產(chǎn)量的60% 左右。
從單位氮養(yǎng)分的產(chǎn)品成本計(jì)算, 尿素的產(chǎn)品成本約
為硝酸銨的90% , 硫酸銨的80% , 因此用尿素生產(chǎn)
高濃度NPK 復(fù)合肥是十分合理的事。從我國目前
化肥市場情況看, 由于NPK 復(fù)合( 混) 肥生產(chǎn)和銷
售的經(jīng)濟(jì)效益比單一養(yǎng)分的化肥好, 許多化肥生產(chǎn)
企業(yè)( 包括氮肥、磷肥企業(yè)) 利用自身的原料、技術(shù)和
管理等優(yōu)勢調(diào)整產(chǎn)品結(jié)構(gòu), 把發(fā)展NPK 復(fù)合肥作為
提高企業(yè)經(jīng)濟(jì)效益, 擴(kuò)大產(chǎn)品市場的重要途徑來考
慮。
筆者針對以熔融尿素為原料, 采用半料漿團(tuán)粒
法造粒流程生產(chǎn)尿基復(fù)合肥裝置在運(yùn)行中出現(xiàn)的問
題, 結(jié)合熔融尿素和尿基復(fù)合肥的物化特性進(jìn)行分
析并提出對策, 期望能給相關(guān)企業(yè)在生產(chǎn)實(shí)踐中參
考。
2 尿基NPK 復(fù)合肥生產(chǎn)工藝
211 生產(chǎn)工藝的選擇
根據(jù)原料路線的不同, 生產(chǎn)尿基復(fù)合肥主要采
用以下幾種方法。
1、團(tuán)粒法造粒流程
采用粉狀MAP、固體尿素和鉀鹽等為原料, 利用
蒸汽、水使物料增溫增濕造粒, 生產(chǎn)高濃度復(fù)合肥。
2、半料漿團(tuán)粒法造粒流程
利用尿素廠的熔融尿素或固體尿素熔融后, 與購
入的粉狀MAP、鉀鹽等生產(chǎn)高濃度復(fù)合肥。
3、料漿法造粒流程
在磷銨廠, 以磷酸和氨為原料, 利用管式反應(yīng)器
獲得磷酸銨料漿, 再攙入固體尿素和鉀鹽等生產(chǎn)高
濃度復(fù)合肥。
4、雙料漿造粒流程
以磷酸和氨為原料利用管式反應(yīng)器獲得磷酸銨
N ) ) ) 管道內(nèi)的流體流動數(shù), 1;
N * ) ) ) 管道內(nèi)發(fā)生阻流時(shí)的流體流動數(shù), 1;
N i) ) ) 管道進(jìn)口端的流體流動數(shù), 1;
N *
i ) ) ) 管道進(jìn)口端的流體阻流流動數(shù), 1;
N o ) ) ) 管道出口端的流體流動數(shù), 1;
N *
o ) ) ) 管道出口端的流體阻流流動數(shù), 1;
p ) ) ) 管道內(nèi)流體的絕對壓力,Pa;
p i ) ) ) 管道進(jìn)口端的流體壓力, Pa;
p o ) ) ) 安全閥最大泄放量時(shí)的出口壓力, Pa;
p s ) ) ) 安全閥的設(shè)定壓力, Pa;
$p ) ) ) 流體在管道進(jìn)出口端的壓差, Pa;
$p * ) ) ) 流體在管道內(nèi)發(fā)生阻流時(shí)的臨界壓差, Pa;
$p f ) ) ) 流體在管道內(nèi)因摩擦阻力引起的壓力損失, Pa;
R ) ) ) 氣體摩爾常數(shù), J / (mol#K) ;
Re ) ) ) 雷諾數(shù), 1;
T ) ) ) 氣體溫度, K;
u ) ) ) 管道內(nèi)的流體流速, m/ s;
Y ) ) ) 氣體膨脹因數(shù), 1;
Y* ) ) ) 氣體的阻流膨脹因數(shù), 1;
C) ) ) 氣體的比熱比( C= cp / c V ) , 1;
E) ) ) 管道內(nèi)壁的絕對粗糙度, m;
L) )) 流體黏度, Pa#s;
Q) ) ) 流體密度, kg/ m3;
Qg ) ) ) 氣體密度, kg/ m3;
Qi) ) ) 管道進(jìn)口端的流體密度, kg/m 3。
作者簡介: 1、舒 捷( 1968- ) , 男, 湖南益陽人, 工程師, 從事
石油化工工藝設(shè)計(jì)工作; 2、呂國林( 1969- ) , 男, 江蘇鹽城人, 工程
師, 從事石油化工工藝設(shè)計(jì)工作。
( 收稿日期: 2003- 04- 10)
# 12 #
硫磷設(shè)計(jì)與粉體工程
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
2003 年第4 期
Design Analysis for 330 kt/ a Sulfur-based Sulfuric Acid Plant
XU Zheng-mei( Nanjing Chemical Industr ial Group Design Institute, Nanjing 210048, China)
Abstract: The 330 kt/ a ( Yunnan) is ano ther modern and large sulfur- based sulfuric acid plant developed and desig ned by Nanjing
Chemical Industrial ( Group) Design Institute. The pro cess flow and technical features of the plant is introduced and it is indicated
t hat new equipment and new materials are used in the plant. Central tube type stainless steel converter, low dry absor ption co lumn
and turbine- driv en pr imar y blow er ar e synchronously used for the first time among larg e domestic sulfur-based sulfuric acid plants.
Key words: sulfur ic acid production + sulfur; process; equipment ; technical feature; design; analysis
Analysis for Fire Protection Design of SulfurWarehouse
L IU Y an( Nanjing Chemical Industrial Group Desig n I nst itute, Nanjing 210048, China)
Abstract: Sulfur is an inflammable substance with strong chemical activ ity which may lead to spontaneous combustion under certain
conditions. Therefore, fire protect ion during sulfur storage should be paid attention to. Wit h an explosion accident happened in a su-l
fur warehouse of Hu. nan Aluminum Alloy Works, the cause of fire in the sulfur w arehouse and hig hlights of fire protection design for
sulfur w arehouses are analyzed. It is indicated that it is necessary to streng then fire protect ion management for sulfur warehouses so as
to fundamentally eliminate fir e accidents in sulfur w arehouses.
Key words: sulfur warehouse; fire pro tection; design; analysis
Study of Process Design for Geothermal Water Treatment
L U Xi ao-bin( Jiangsu I ndustrial and Civil Architectural Design Institute, Nanjing 210008, China)
Abstract: In order to sufficiently utilize the ample geo thermal water r esource, g eothermal w ater is according ly treat ed as per its specific
application requir ements. The processes of iron remo val with the combination of tw o- stage alkalization and aeration, desulfur ization
with ozone and fluorine removal through activated baux ite adsorption is introduced, w hich will achieve iron removal rate o ver
85% , fluorine removal rate over 92% and sulfide remov al rate not less than 90% . The treated water quality meets relative standar ds.
Key words: g eothermal water; iron r emoval + fluorine r emoval + desulfur ization; removal rate; process; design
Calculation of Maximum Relieving Capacity of Safety Valve on Tube &amp;amp;Shell Heat Exchanger
SHU J i e1 , L V Guo-lin2( 1、Nanjing Chemical I ndustrial Group Design Institute, Nanjing 210048, China; 2、YPC
Design Engineering Co. , Ltd. , Nanjing 210048, China)
Abstract: Safety relief device is the most effective way to prevent vessel explosion due to ex cessive pressure. Using the theor y o f adiabatic
flow of fluid in the pipe and the gas expansion factor, a more rigor ous way for calculation of relieving capacity of tube &amp;amp; shell
heat ex chang er is derived. The calculatio n results hav e hig h accur acy.
Key words: safety valv e; relieving capacity ; calculation; study
Study of Urea-based NPK Production Process andMethod of Optimizing Plant Operation
WANG Gen-hua( Nanjing Chemical Industr ial Group Design Institute, Nanjing 210048, China)
Abstract: The process and features of urea- based NPK production is introduced, and for problems occurred during the operation of
urea- based NPK plant wher e sem-i slurry granulation method is used with molten urea as the feedstock, analysis is done in combination
of physical and chemical propert ies of molten urea and urea-based NPK. T he corr esponding solut ions for such problems are pro posed,
and the importance of strict operating management for long- time and ful-l load operation o f the plant is emphasized.
Key words: urea-based compound fer tilizer + production; process; operating control; process parameter ; measure
Increasing KCl Recovery Rate with Combined Process of Floatation and Crystallization-cold
XIAO Y ou-hua, CHEN Zhao-ping( Lianyungang Design and Research Institute of the Ministr y of Chemical
I ndustry , Lianyung ang 222004, China)
Abstract: Qing hai salt lake is the largest kali salt pr oduction base in China. Dozens o f small KCl enterprises in the reg ion normally
use floatat ion process for KCl production, tail salt and tail w ater are dischar ged o n site, w hich is a waste of r esource and environmentally
polluting. It is r ecommended to use the combined process of floatation and crystallization- cold. The process flow, equipment selection
and outlines of pr oduction technolog y are intr oduced. It is indicated that KCl production using this pro cess w ill increase KCI
r ecovery rate and av oid w asting of resource and env ironmental pollution.
Key words: KCl production; floatat ion+ crystallization- cold; process; equipment selection; technical outline
Ammonium Sulfate Process and Its Application in Nitric Phosphate Fertilizer Production
WANG Cheng-guang, L IU J ian-quan, L IU Chang-j in( Kaifeng Kaihua < Group> Co. , Ltd. , Kaifeng 475002, China)
Abstract: Kaifeng Kaihua ( Group) Co. , Ltd. has suffer ed considerable economic loss because by- pro duct ammonium sulfite is overstocked
as a result of mar ket fluctuat ions and it is also ox idized into ammonium sulfate. T he production process, equipment performance
and control objectives for production change from ammonium sulfite to ammo nium sulfate, as well as the application of ammonium
sulfate in nitric phosphate fert ilizer productio n are introduced.
Key words: ammonium sulfate pr oduction; process; equipment; contr ol objective; nitric phosphate fer tilizer ; application
Quick Start UASB+ AF Reactor
HE J ian-zong( YPC Co. , Ltd. , Water Plant, Nanjing 210048, China)
Abstract: UASB+ AF reactor is suitable for treatment of hig h concentration PTA waste water . The process flow , equipment, operating
procedures of quick start and load incr ease, and problems to be taken car e of for PTA waste w ater treatment w ith the reactor are
introduced. I t is indicated that by selecting anaerobic sludge and soft combined packing and controlling the process parameters, the
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
ABSTRACTS Bimonthly T ot al No. 55, No. 4 2003; Published on Jul. 31, 2003
( Initial Issue in Dec. of 1991)

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