Бурдин Е.С. _ЭРТбз_1101. Модернизация процесса очистки конвертированного газа от со на примере цеха а оао Тольяттиазот
 Скачать 0.91 Mb.
|
|
2.3 Модернизированный процесс очистки от СО 2 конвертированного газа поташным раствором по методу «Бенфилд» Очистка конвертированного газа от СО поташным раствором по методу «Бенфилд» протекает последующей реакции К 2 СО 3 + СО + НО 2КНСО 3 (14) В качестве поглотителя используется горячий раствор поташа, активированный АСТи содержащий ингибитор коррозии О, в составе К 2 СО 3 – 24-30%, АСТ – 2,0-3,5 %, О – не менее 0,4 %. Очистка конвертированного газа осуществляется по х поточной схеме по регенерированному раствору. Конвертированный газ под давлением до 27,5 Мпа (27 кгс/см 2 ) с температурой до 99° С подается в абсорбер (поз, орошаемый раствором поташа. Замер температуры газа на входе в абсорбер (поз) вынесен в ЦПУ. 29 Абсорбция СО происходит в аппарате с насадкой из металлических колец Палля при температуре верха абсорбера не более С, низа до СВ соответствии с принятой двухтопочной схемой абсорбер разделен на 2 секции нижнюю и верхнюю. Конвертированный газ, содержащий до 17,5 % СО проходит вначале нижнюю секцию, заполненную тремя слоями насадки из металлических колец Палля, а затем верхнюю с 2-мя слоями насадки из металлических колец Палля и очищается до остаточного содержания СО не более 500 атм. Очищенный от СО газ направляется на метанирование. Содержание СО в газе после абсорбера контролируется в ЦПУ газоанализатором AR- 4001. Верхняя секция абсорбера орошается бедным раствором поташа. Здесь раствор насыщается СО и поступает в нижнюю секцию, где смешивается с полубедным раствором поташа, поступающим из средней части регенератора (поз. Расход раствора поташа, поступающего на орошение абсорбера оба потока) регулируется автоматически – поз. FIC-4010, FIC-4009. Уровень раствора в абсорбере регулируется автоматически поз. LIC- 4005 с блокировкой закрытия клапана LV-4005 и отсекателя HCV-309, установленного на линии выхода насыщенного раствора из абсорбера. Сопротивление насадки в абсорбере контролируется в ЦПУ поз. PDI- 4002. Насыщенный раствор поташа выходит из нижней секции абсорбера с температурой не более Си поступает на регенерацию. Замер температуры насыщенного раствора поз вынесен на ЦПУ. Регенерация раствора осуществляется в регенераторе при давлении не более 0,06 Мпа (0,6 кгс/см 2 ). Регенератор подобно абсорберу также разделен на 2 секции. Полубедный раствор поташа, составляющий 900-1200 м 3 /час, выводится после верхней секции регенератора, заполненной тремя слоями насадки из металлических колец Палля, при температуре не более Си насосом (J-452А/В) подается на орошение верхней секции абсорбера. Замер 30 температуры раствора после верхней секции регенератора поз вынесен в ЦПУ. Бедный раствор поташа, составляющий 270-320 м 3 /ч, выводится после нижней секции регенератора, заполненной двумя слоями насадки из металлических колец Палля при температуре не более С. Замер температуры раствора поз вынесен в ЦПУ. Далее раствор насосом (J-451А/В) прокачивается через воздушный холодильник Е и с температурой не более С поступает на орошение верхней секции абсорбера. Температура раствора поташа после воздушного холодильника регулируется автоматически TIC-4012. Сопротивление насадки в регенераторе и температура парогазовой среды после регенератора контролируется в ЦПУ (Замер уровней в регенераторе вынесен в ЦПУ (LI-4038, LI-4037). Предусмотрено автоматическое включение резервных насосов (J-451B, J-452B) по минимальным расходам раствора на абсорбер F-451. Давление в системе регенератора поддерживается регулятором PIC-4033 после сепаратора G-453. Давление пара после конденсационной турбины насоса А перед конденсатором Е регулируется в ЦПУ PIC-0185. Тепло, необходимое для регенерации раствора поташа, подводится в трех кипятильниках. В кипятильники (E-451 A/B) тепло подводится в парогазовой смеси, поступающей после конвертора СО II ступени с температурой не более Св кипятильник (E-452) – от отпарного газа, поступающего с температурой до 134 С. Уровень в кипятильнике (E-452) регулируется подачей флегмы поз. LC-4053. Минимальный уровень в кипятильнике (E-452) сигнализируется в ЦПУ LAL-4053. Конденсат из кипятильника (E-452) подается регулятором расхода FIC-4052 в сепаратор холодильника СО (G-453). Конвертированная парогазовая смесь после газовых кипятильников с температурой С поступает в холодильник газа (E-463). 31 Модернизация процесса очистки конвертированного газа от диоксида углерода, агрегата аммиака по части реконструкции регенератора поз с целью разделения углекислоты на два потока. Для этого необходимо заварить все окна на центральной трубе, вырезать окна в сепарирующем устройстве, врезать тангенциальный переход для равномерного распределения раствора входящего в регенератор, просверлить дополнительные отверстия в перфорированной тарелке и установить второй сепаратор G – А Приложение 3,4,5]. Рисунок 3 – Схема выдачи СО после реконструкции регенератора После изменения в конструкции газы десорбции выводятся из регенератора двумя потоками чистая и грязная фракции. Чистая фракция, составляющая около 85% от общего количества СО, выводится из регенератора ниже точки ввода насыщенного раствора с температурой не более Си давлением не более 0,4 кгс/см 2 , поступает в центральную F - 452 Сепаратор -453 Потребителю В атмосферу Чистая фракция Грязная фракция Сепаратор G – около 85% от общего количества СО с содержанием горючих не более 0,05%. оставшаяся часть СО с содержанием горючих до 5% 32 трубу охлаждается в воздушном холодильнике поз. Е до температуры не более С, проходит сепаратор G-453 для отделения конденсата и через электрозадвижку НС поступает к потребителю с содержанием горючих не более 0,05%. Температура СО после Е регулируется автоматически регулятором TIC- 4025. Грязная фракция – оставшаяся часть СО с содержанием горючих до 5% – проходит установленное сепарирующее устройство и с температурой 96 – 100 С, давлением 0,4 кгс/см 2 выводится из верхней части регенератора поз. F-452, через имеющиеся фланцы, но неиспользуемый до этого. Далее грязная фракция СО охлаждается в воздушном холодильнике поз. Е до температуры С, поступает во вновь установленный сепаратор поз. G-453A для отделения от конденсата (флегмы) и через клапан PV-4033 поступает на выхлоп в атмосферу. Контроль за качеством отдувки осуществляется изменением количества грязной фракции и содержания горючих в чистой фракции СО. Сепараторы G-453, G-453A соединены уравнительной линией КН, по которой конденсат из сепаратора G-453A поступает в сепаратор G- 453 и далее на всас насосов поз. J-453. Аппарат воздушного охлаждения горизонтальный одноходовой. Состоит из 10 – секций труб, разделенных пополам для чистой и грязной фракции СО Приложение 6]. Регенератор состоит из х частей, внутри имеется насадка из колец «Палля». В верхней части имеется 3 слоя насадки, а в нижней части 2 слоя. Каждый слой загружается на колосниковую решетку, выполняющую роль распределительной тарелки. Вверху каждой части имеется устройство для распределения раствора. В верхней части регенератора над распределением раствора установлено сепарирующие устройство из листов нержавеющей стали для отделения раствора от грязной фракции СО Приложение 2]. Эти изменения приведут к увеличению перепада давления в регенераторе, так как регенерация раствора протекает тем лучше, чем больше 33 перепад давления в верхней и нижней части регенератора. Следовательно, регенерация раствора будет качественнее, очистка будет лучше работать, а конвертированный газ будет содержать меньше диоксда углерода. Если очистка будет справляться, то можно понизить концентрацию раствора поташа, это приведет к уменьшению коррозии аппаратуры, и к уменьшению вводимых реагентов, что скажется на экономии. Также с изменением конструкции стадии очистки понизится температура в кубе регенератора. Отложение раствора происходит под воздействием повышенных рабочих температур стадии десорбции. Продукты отложения откладываются на теплообменном оборудовании, что снижает поверхность теплообмена. Следовательно, раствор не будет получать достаточного тепла для регенерации. Если температура в кубе понизится, то и уменьшится температура раствора, поступающего на абсорбцию, а процесс абсорбции происходит лучше, чем выше давление и ниже температура. 2.4 Конструктивный расчет сепаратора Для реализации процесса отделения жидкой фазы от газового потока учитывая расход смеси и диаметр частиц капельной влаги мкм выберем сепаратор циклонного типа ЦН. Принимаем соотношение г Предварительно определим условную скорость в сепараторе, учитывая что 160 0 [34] с м p Г ц / 04 , 3 160 / 2 * 740 2 0 (15) 34 Рассчитаем плотность газа i i i x * 0 1 (16) ρ=0,84кг/м 3 м V D ц 78 , 2 04 , 3 * 3600 * 84 , 0 70812 785 , 0 (Принимаем диаметр аппаратам Гидравлическое сопротивление сепаратора Па p Г 621 2 84 , 0 * 160 * 04 , 3 2 2 0 2 (Значение этой величины невелико поэтому аппарат данной конструкции применим. 2.5 Прочностные расчеты основного оборудования Расчет плоского кольцевого круглого днища (перфорированной тарелки) В данной тарелки сверлится дополнительно n = 9525 отверстий Ø = мм с шагом 26 мм. Общее количество отверстий n = 10645. Необходимо рассчитать на прочность ослабленную перфорированную тарелку. Днище укрепляется снизу десятью радиальными ребрами. Исходные данные Материал днища – сталь 03Х18Н11; Расчетная температура – 100 С Расчетный диаметр в – 360 см Количество радиальных ребер – 10. Расчетное давление (перепад давлений) – 0,03 кгс/см2 Толщина плоского круглого днища аппарата, работающего под внутренним избыточным давлением рассчитывают по формуле S 1 > S 1 p + где S 1 p – расчетная толщина стенки днища, см 35 С прибавка для компенсации коррозии С – прибавка для компенсации коррозии, см С = см С = 0; С = С + С + С С прибавка для компенсации минусового допуска, см С = см. С = 0,1 + 0,06 + 0 = см. S 1 p = KK 0 Dp р, (20) где К безразмерный коэффициент К = 0,5 Dp = d S 1 p = KK 0 d ð , (21) где Dp = 360 см z – число радиальных ребер z = 10 d = 10 180 sin 1 10 180 sin 360 = 18 sin 1 18 sin 360 = 85 см. К – коэффициент ослабления плоского днища отверстия К = 3 1 1 Dp di Dp di (Коэффициент К определяют для наиболее ослабленного сечения. Максимальную сумму длин хорд отверстий в наиболее ослабленном диаметральном сечении днища. 3 2 2 1 ; max b b d d di (23) di = 0,6 см – диаметр отверстий в днище. cì di 18 (24) 36 КР кгс/см 2 – расчетное давление 9 , 0 - коэффициент прочности сварного шва 1330 кгс/см 2 для стали 03Х18Н11 при температуре 100 С S 1 p = 0,5 ∙ 1,12 ∙ 85 1330 9 , 0 03 , 0 = 0,238 см. Исполнительная толщина днища (необходимая. S = 0,238 + 0,16 = см Толщина перфорированной тарелки S = 0,6 см. Следовательно данная толщина удовлетворяет условию прочности S < Sтар [9]. Расчет обечайки, нагруженной внутренним избыточным давлением. Исходные данные Материал обечайки – сталь 20; Расчетный диаметр – 320 см Расчетная температура – 71 С Расчетная давление – 1,76 кгс/см 2 Рисунок 4 - Эскиз обечайки 37 Исполнительную толщину стенки обечайки следует рассчитывать по формуле S ≥ Sp + C, см (25) где, Sp – расчетная толщина стенки обечайки, см. С – сумма прибавок к расчетной толщине стенки, см. С = С + С + С (26) где, С- прибавка для компенсации коррозии. С = см. С – прибавка для компенсации минусового допуска. С = 0,08 см. С С = С + С = 0,63 + 0,08 = 0,71 см. Sp = p D p p 2 , см (27) где р – расчетное внутреннее избыточное давление р = 1,76 кгс/см 2 D = 320 см – расчетный внутренний диаметр аппарата - допускаемое напряжение при расчетной температуре, кгс/см 2 , для стали 20 при tp = 71 0 C, = 1438 кгс/см 2 ð - расчетный коэффициент прочности сварного шва, ð = 0,9 76 , 1 9 , 0 1438 2 320 76 , 1 Sp = 0,218 см S = 0,218 + 0,71 = 0,928 см Конструктивно принимаем исполнительную толщину равной S =1,4 см 3. Условие применение расчетных формул 1 , 0 D c S для обечаек 00216 , 0 320 71 , 0 4 , 1 < 0,1 Рассчитаем напряжение при гидроиспытании c S c S D ã 2 Pr , (28) 38 где Рг– давление гидроиспытания, кгс/см 2 Рг = t P 20 25 , 1 , ноне менее 2 (29) где, Р – расчетное давление, кгс/см 2 , 20 - допускаемое напряжение для материала обечайки при температуре t = 20 С, 20 = 1470 кгс/см 2 t - допускаемое напряжение для материала обечайки при расчетной температуре, кгс/см 2 t = 71 0 C; 1438 t кгс/см 2 Pг = 25 , 2 1438 1470 76 , 1 25 , 1 кгс/см 2 Принимаем Р = 2,25 кгс/см 2 71 , 0 4 , 1 9 , 0 2 71 , 0 4 , 1 320 25 , 2 ã = 581 кгс/см 2 Условие гидроиспытания äîï ã ã (где äîï ã. - допускаемое напряжение при гидроиспытании, кгс/см 2 δг 20 – минимальное значение предела текучести при температуре 20 С, кгс/см 2 для стали 20. Δг.доп = 2 / 2000 1 , 1 2200 ñì êãñ 581 < 2000 Условие гидроиспытания выполнено. Расчет эллиптического днище, нагруженного внутренним избыточным давлением Исходные данные (поз. 15) Материал днища – сталь Расчетный диаметр – 320 см Расчетная температура – 71 С Расчетное давление – 1,76 кгс/см 2 39 Исполнительную толщину стенки эллиптического днища следует рассчитывать по формуле S 1 ≥ S 1 p + C, см (31) где, С – сумма прибавок к расчетной толщине стенки, см. С = 0,71 см. S 1 p = p R P 5 , 0 2 (где, Р – расчетное давление, кгс/см 2 ; Р = 1,76 кгс/см 2 R – радиус кривизны в вершине днища R = H D 4 2 , (33) где, R = D – для эллиптических днищ с Н = 0,25D, R = В = 320 см. φ = 1,0 – коэффициент прочности сварного шва = 1438 кгс/см 2 для стали 20 при tp = 71 0 C S 1 p = 196 , 0 76 , 1 5 , 0 1438 0 , 1 2 320 см. Конструктивно принимаем исполнительную толщину равной S 1 = 1,4 см. Условие применение расчетных формул для эллиптических днищ 1 , 0 00216 , 0 320 71 , 0 4 , 1 002 , 0 5 , 0 2 , 0 1 , 0 002 , 0 1 D Í D c S 5 , 0 25 , 0 320 80 Условие выполняется Рассчитаем напряжение при гидроиспытании: C S C S R Pã ã 1 1 2 5 , 0 , кгс/см 2 (34) где, Рг – давление гидроиспытания, кгс/см 2 40 г = 25 , 2 1438 1470 76 , 1 25 , 1 25 , 1 20 t P кгс/см 2 R = D = 320 см. S1= 14 см φ = 1,0; С = см. 523 71 , 0 4 , 1 0 , 1 2 71 , 0 4 , 1 5 , 0 320 25 , 2 ã кгс/см. Условие гидроиспытания: г ≤ δг.доп. (35) где, δг.доп – допускаемое напряжение при гидроиспытании,кгс/см 2 δг.доп = 1 , 1 20 ã (г – минимльное значение предела при температуре 20 С, кгс/см 2 для стали 20 г 2200 кгс/см 2 δг.доп = 2000 1 , 1 2200 кгс/см 2 523 < 2000 Условие гидроиспытания выполнено Расчет обечайки (нагруженной внутренним избыточным давлением. Исходные данные Материал обечайки – сталь 20; Расчетный диаметр – 50,6 см Расчетная температура – 71 С Расчетное давление – 1,76 кгс/см 2 Исполнительная толщина стенки обечайки S ≥ Sp + C, (37) где, Sp – расчетная толщина стенки обечайки, см. Рисунок 5 - Эскиз обечайки 41 С сумма прибавок к расчетной толщине стенки, см. С = см. Sp = p D P p 2 (38) P = 1,76 кгс/см 2 ; φ p = 0,9; [δ] = 1438 кгс/см 2 ; D = 50,6 см. Sp = 0344 , 0 76 , 1 9 , 0 1438 2 6 , 50 см. S = 0,0344 + 0,71 = 0,7444 см. Конструктивно принимаем S = 1,2 см Расчет обечайки, нагруженной внутренним избыточным давлением Исходные данные Материал обечайки – сталь Расчетный диаметр – 60,6 см Расчетная температура – 71 С Расчетное давление – 1,76кгс/см 2 Рассчитаем исполнительную толщину стенки обечайки S ≥ Sp + C, см. где, Sp – расчетная толщина стенки обечайки С – сумма прибавок к расчетной толщине стенки, С = 0,71 см Sp = p D P p 2 см P = 1,76 кгс/см 2 , φ p = 0,9 [δ] = 1438 кгс/см 2 , D = 60 см. Sp = 76 , 1 9 , 0 1438 2 6 , 60 76 , 1 =0,041 см. S = 0,041 + 0,71 = 0,751 см. Конструктивно принимаем S = см. [11] Расчет обечайки, укрепление отверстий Исходные данные (поз. Диаметр внутренний обечайки – 320 см. Толщина стенки исполнительная – 1,4 см. 42 Толщина стенки расчетная – 0,218 см. Определение наибольшего допустимого диаметра одиночного отверстия, не требующего дополнительного укрепления в сосудах и аппаратах, работающих под внутренним давлением. d 0 = 2( c S D S c S R R ) 8 , 0 (где, S– исполнительная толщина стенки обечайки, см. S R – расчетная толщина стенки обечайки D R – расчетный внутренний диаметр, см. Для цилиндрических обечаек D R = D = 320 см. где, D – внутренний диаметр цилиндрической обечайки, см. D = см. С – прибавка к расчетной толщине для компенсации коррозии, см. С = С + С + С (40) где, С – прибавка для компенсации коррозии С = 0,63 см С = 0,08 см С = 0 С = 0,63 + 0,08 = 0,71 см. S R = 0,218 см S = 1,4 см. D 0 = 63 , 70 71 , 0 4 , 1 320 8 , 0 218 , 0 71 , 0 4 , 1 2 см. Если расчетный диаметр одиночного отверстия удовлетворяет условию, то дальнейших расчетов укрепления отверстий не требуется. D R ≤ d 0 Расчетный диаметр отверстия в стенке обечайки D R = d + 2Cs (42) d = 50,6 Cs = C = 0,71 см. d R = 50,6 + 2 ∙ 0,71 = 52,02 см. 52,02 < 70,63 Укрепление отверстия ø 506 мм не требуется. 43 В обечайке имеется отверстие d = 60,6 см. – внутренний диаметр штуцера. d R = d + 2Cs, (43) где, С – сумма прибавок к расчетной толщине, см. С = 0,71 см. d R = 60,6 + 2 ∙ 0,71 = 62,02 см. 62,60 < 70,63 Укрепление отверстия ø 606 мм. не требуется. Условие применения формул для расчета укрепления отверстий в цилиндрических обечайках d R = 52,02 см. 0 , 1 2 D Cs d R , 0 , 1 320 71 , 0 2 02 , 52 0,158 < 1,0 d R = 62,02 см. 0 , 1 320 71 , 0 2 02 , 62 , 0,189 < 1,0 1 , 0 D c S , 1 , 0 320 71 , 0 4 , 1 0,00215 < 0,1 Условия применения формул в данном случае выполнены [12]. Расчет днище, укрепление отверстий Исходные данные (поз) Диаметр днища внутренний – 320 см. Толщина исполнительная – 1,4 см. Толщина расчетная – 0,196 см. Определение наибольшего допустимого диаметра одиночного отверстия, не требующего дополнительного укрепления, в сосудах и аппаратах, работающих под внутренним давлением. 44 d 0 = 2 C S D S C S R R 1 1 1 8 , 0 (где, S 1 – исполнительная толщина стенки днища, S 1 = 1,4 см. S 1R – расчетная толщина стенки днища, S 1R = 0,196 см. D R – расчетный внутренний диаметр, см. Для эллиптических днищ D R = 2D 2 3 1 D õ (где, x – расстояние от центра укрепляемого отверстия до оси эллиптического днищах см. С прибавка для компенсации коррозии и минусового допуска, С = 0,71 см = 2 3 , 114 71 , 0 4 , 1 640 8 , 0 196 , 0 71 , 0 см. Если расчетный диаметр одиночного отверстия удовлетворяет условию, то дальнейших расчетов не требуется. d R = d + 2Cs где, d – внутренний диаметр штуцера, d = 60,6 С = 0,71 см. d R = 60,6 + 2∙0,71 = 62,02 см. 62,02 < 114,3 Укрепление отверстия ø 606 в днище не требуется. Условие применения формул для расчета укрепления отверстий в эллиптическом днище 6 , 0 2 D Cs d R (46) 6 , 0 320 71 , 0 2 02 , 62 0,189 < 0,6 |