合成氨變換工段的工藝設(shè)計(jì)畢業(yè)設(shè)計(jì)

1、<p><b>　　摘 要</b></p><p>　　變換工序是合成氨中最重要的工序之一，在合成氨工藝的流程中起著非常重要的作用</p><p>　　本次設(shè)計(jì)為70 kt/a合成氨變換工段的工藝設(shè)計(jì)。本設(shè)計(jì)采用全低變的工藝流程.。根據(jù)有關(guān)文獻(xiàn)資料，完成物料、熱量的計(jì)算。并對第一變換爐、第二變換爐、煤氣換熱器以及變換氣換熱器等主要設(shè)備進(jìn)行選型計(jì)算。并做

2、出了合成氨變換工段全低變的工藝流程圖和設(shè)備布置圖。所得結(jié)果基本滿足設(shè)計(jì)要求，工藝流程可行。</p><p>　　關(guān)鍵詞：合成氨；低溫變換；熱量衡算；物料衡算</p><p><b>　　.</b></p><p><b>　　Abstract</b></p><p>　　Transform proc

3、esses is one of the most important processes, and it plays a very important role in the industry of synthetic ammonia.</p><p>　　The task is the design of shift process in 70 kt/a NH3. The low-temperature shi

4、ft technology was adopted in this calculation.According to the relevant cultural heritage data, complete the calculation of material, calories. Furthermore, the size and type of the equipments were determined such as hea

5、t exchanger, shift converter, etc.Also do to synthesize an all of the ammonia transformation work segment low craft flow chart and equipments changing set out diagram.The results meet the requirements </p><p&g

6、t;<b>　　摘 要I</b></p><p>　　AbstractII</p><p><b>　　第一章 前言1</b></p><p>　　1.1 變換氣反應(yīng)原理1</p><p>　　1.2 CO變換反應(yīng)化學(xué)平衡2</p><p>　　1.3 CO

7、低溫變換催化劑5</p><p>　　1.3.1 低變催化劑的發(fā)展5</p><p>　　1.3.2 低變催化劑的主要成分5</p><p>　　1.3.3 催化劑的活性降低和中毒7</p><p>　　1.4 工藝流程簡述8</p><p>　　第二章 物料衡算及熱量衡算10</p>&

8、lt;p>　　2.1設(shè)計(jì)條件10</p><p>　　2.2 CO全變換過程總蒸汽比的計(jì)算10</p><p>　　2.3第一變換爐催化劑床層物料與熱量衡算11</p><p>　　2.3.1入第一變換爐催化劑床層汽氣比11</p><p>　　2.3.2 CO平衡變換率及出催化劑床層氣體的組成12</p>&l

9、t;p>　　2.3.3 第一變爐熱量衡算13</p><p>　　2.3.4第一變換爐催化劑層CO變換反應(yīng)平衡曲線14</p><p>　　2.3.5 CO在第一變換爐催化劑床層最適宜溫度15</p><p>　　2.3.6 CO在第一變換爐催化劑層變換反應(yīng)操作線16</p><p>　　2.4 第二變換爐第一段催化劑層物料及熱

10、量衡算17</p><p>　　2.4.1 第二變換爐第一段催化劑層汽/氣比17</p><p>　　2.4.2 第二變換爐第一段催化劑層CO的平衡轉(zhuǎn)化率計(jì)算18</p><p>　　2.4.3 出口溫度校核18</p><p>　　2.4.4 第二變換爐第一段催化劑熱量衡算18</p><p>　　2.4.

11、5 第二變換爐第一段催化劑床層平衡曲線計(jì)算19</p><p>　　2.4.6 CO在第二變換爐第一段催化劑層最適宜變換溫度20</p><p>　　2.4.7 CO在第二變換爐第一段催化劑層變換反應(yīng)操作線20</p><p>　　2.5 第二變換爐第二段催化劑床層物料及熱量衡算21</p><p>　　2.5.1 第二變換爐第二段催

12、化劑層CO的平衡轉(zhuǎn)化率計(jì)算22</p><p>　　2.5.2第二變換爐第二段催化劑熱量衡算22</p><p>　　2.5.3平衡溫距校核23</p><p>　　2.5.4第二變換爐第二段催化劑床層平衡曲線計(jì)算24</p><p>　　2.5.5 CO在第二變換爐第二段催化劑層最適宜變換溫度24</p><

13、;p>　　2.5.6 CO在第二變換爐第二段催化劑層變換反應(yīng)操作線25</p><p>　　2.6煤氣換熱器熱量衡算26</p><p>　　2.7 變換氣換熱器熱量衡算27</p><p>　　2.7.1進(jìn)設(shè)備熱量計(jì)算27</p><p>　　2.7.2出設(shè)備熱量計(jì)算28</p><p>　　第三章

14、 主要設(shè)備計(jì)算29</p><p>　　3.1第一變換爐的計(jì)算29</p><p>　　3.1.1 催化劑用量計(jì)算29</p><p>　　3.1.2 催化劑床層阻力計(jì)算30</p><p>　　3.2第二變換爐的計(jì)算31</p><p>　　3.2.1 第二變換爐第一段催化劑用量計(jì)算31</p

15、><p>　　3.2.2 第二變換爐第二段催化劑用量計(jì)算32</p><p>　　3.2.3 第二變換爐催化劑床層阻力的計(jì)算33</p><p>　　3.3煤氣換熱器的計(jì)算35</p><p>　　3.3.1 設(shè)備直徑及管數(shù)確定36</p><p>　　3.3.2 設(shè)備規(guī)格的確定37</p>&l

16、t;p>　　3.3.3 傳熱系數(shù)計(jì)算37</p><p>　　3.3.4 傳熱面積計(jì)算42</p><p>　　3.3.5 列管長度的計(jì)算42</p><p>　　主要設(shè)備一覽表43</p><p>　　設(shè)計(jì)結(jié)果及總結(jié)44</p><p><b>　　參考文獻(xiàn)45</b><

17、/p><p><b>　　致 謝46</b></p><p><b>　　第一章 前言</b></p><p>　　合成氨生產(chǎn)常用的原料包括：焦碳、煤、焦?fàn)t氣、天然氣、石腦油和重油。</p><p>　　不論以固體、液體或氣體為原料，所得到的合成氨原料氣中均含有一氧化碳。固體燃料氣化所得半水煤氣中

18、的一氧化碳含量為28%~30%，烴類蒸汽轉(zhuǎn)化為12%~13%，焦?fàn)t轉(zhuǎn)化氣為11%~15%，重油部分氧化為44%~48%。一氧化碳的清除一般分為兩次。大部分一氧化碳，先通過變換反應(yīng)，即在催化劑存在的條件下，一氧化碳與水蒸氣作用生成氫氣和二氧化碳。通過變換反應(yīng)，既能把一氧化碳變?yōu)橐子谇宄亩趸迹瑫r(shí)，又可制得與反應(yīng)了的一氧化碳相等摩爾的氫，而所消耗的只是廉價(jià)的水蒸氣。因此，一氧化碳的變換既是原料氣的凈化過程，又是原料氣制造的繼續(xù)。最后，

19、殘余的一氧化碳再通過銅氨液洗滌法、液氮洗滌法或甲烷化法等方法加以清除。變換工段是指CO與水蒸氣反應(yīng)生成二氧化碳和氫氣的過程。目前，變換工序主要有“全低變”工藝和“中低變”工藝，此次設(shè)計(jì)運(yùn)用的是“全低變”工藝</p><p>　　“全低變”工藝是90年代在我國小合成氨廠開始使用的，是從“中低變”演變而來，使用低溫活性較好的B302Q、B303Q等耐硫變換催化劑，各段進(jìn)口溫度均在200 ℃左右。經(jīng)過幾年的發(fā)展，隨著耐

20、硫低溫催化劑的開發(fā)利用，“全低變”的工藝和設(shè)備不斷完善，操作水平也進(jìn)一部提高，目前“全低變”工藝已進(jìn)入成熟階段。該工藝具有蒸汽消耗低、系統(tǒng)阻力小、生產(chǎn)強(qiáng)度大等優(yōu)點(diǎn)。</p><p>　　1.1 變換氣反應(yīng)原理</p><p>　　合成氨生產(chǎn)需要的原料氣是H2和N2，而半水煤氣中含有約30%左右的CO，需要將其除去。變換工段的目的就是將半水煤氣中的CO除去，在本質(zhì)上是原料氣凈化的一個(gè)過程。為

21、了將CO除去，工業(yè)上采用的方法是:在催化劑存在的條件下，利用較為廉價(jià)的水蒸氣與CO反應(yīng)，生成H2和CO2。</p><p>　　原料氣中的一氧化碳與水蒸汽的變換反應(yīng)可用下式表示：</p><p><b>　?。?-1）</b></p><p>　　此反應(yīng)為可逆放熱反應(yīng)，反應(yīng)熱為40964 J/mol，當(dāng)開車正常生產(chǎn)后，即可利用其反應(yīng)熱來維持過程

22、的繼續(xù)進(jìn)行。</p><p>　　在一般情況下，一氧化碳與水蒸汽直接進(jìn)行反應(yīng)，其變換反應(yīng)的速度是很慢的，如果用催化劑催化，則可以加快反應(yīng)速度，大大有利于變換反應(yīng)的進(jìn)行。</p><p>　　隨著一氧化碳變換反應(yīng)的進(jìn)行，伴隨著微量的副反應(yīng)發(fā)生，主要有如下幾種：</p><p><b>　?。?）甲烷的生成</b></p><p

23、><b>　　(1-2) </b></p><p><b>　?。?-3）</b></p><p><b>　?。?-4）</b></p><p>　?。?）一氧化碳的分解反應(yīng)</p><p><b>　　（1-5）</b></p>&

24、lt;p>　?。?）有機(jī)硫的轉(zhuǎn)化反應(yīng) </p><p><b>　　（1-6）</b></p><p><b>　?。?-7）</b></p><p><b>　　（1-8）</b></p><p>　　1.2 CO變換反應(yīng)化學(xué)平衡</p>&

25、lt;p>　　一氧化碳和水蒸汽的變換反應(yīng)系可逆反應(yīng)。</p><p><b>　　其平衡常數(shù)為：</b></p><p><b>　?。?-9）</b></p><p>　　式中：yi——各組分的摩爾分?jǐn)?shù)</p><p>　　r ——?dú)怏w的逸度系數(shù)</p><p>　　

26、Kp——CO的平衡常數(shù)</p><p>　　由于小合成氨廠的變換反應(yīng)多在壓力<2.0 MPa，溫度為180～250 ℃條件下進(jìn)行的，其逸度系數(shù)接近于1，即：</p><p><b>　?。?-10）</b></p><p>　　則式（1-9）可簡化為：</p><p><b>　?。?-11）</b

27、></p><p>　　式中，Pi--各組分的分壓</p><p>　　由于變換反應(yīng)是一個(gè)放熱反應(yīng)，考慮平衡常數(shù)是溫度的函數(shù)，且隨溫度的升高而降低。平衡常數(shù)與溫度關(guān)系的表達(dá)式很多，數(shù)值各不相同，這是由于恒壓熱容等基礎(chǔ)熱平衡數(shù)據(jù)不同所致。本設(shè)計(jì)可采用下面的公式計(jì)算[1]。</p><p><b>　?。?-12）</b></p>

28、<p>　　式中，T——溫度，K</p><p><b>　　（1-13）</b></p><p>　　在變換范圍內(nèi)，平衡常數(shù)也可用下面簡化式計(jì)算：</p><p><b>　　（1-14）</b></p><p>　　式（1-14）在低溫下計(jì)算出的Kp與式（1-12）及（1-13）相

29、差較大，溫度越高誤差越小。</p><p>　　CO變換反應(yīng)的化學(xué)平衡的影響因素：</p><p><b>　　a. 溫度</b></p><p>　　溫度對變換反應(yīng)的影響較大：溫度升高，反應(yīng)速度加快。從化學(xué)平衡來看，降低反應(yīng)溫度，增加蒸汽用量，有利于反應(yīng)向生成氫氣和二氧化碳的方向進(jìn)行，可以提高CO平衡轉(zhuǎn)化率。在變換反應(yīng)的初期，反應(yīng)物濃度高，提

30、高反應(yīng)溫度，可加快正反應(yīng)；在變換反應(yīng)的后一階段，二氧化碳和氫氣的濃度增加，逆反應(yīng)速度加快，因此，須設(shè)法降低反應(yīng)溫度，使逆反應(yīng)速度減慢，這樣可以得到較高的變換率。但降低溫度也減慢了反應(yīng)速度，降低了催化劑的生產(chǎn)能力，應(yīng)綜合考慮。對于一氧化碳含量較高的半水煤氣，開始反應(yīng)時(shí)，為了加快反應(yīng)速度，一般要在較高的溫度下進(jìn)行，而在反應(yīng)的后一階段，為了使反應(yīng)比較完全，就必須使溫度降低一些，工業(yè)上采取的兩段中溫變換就是根據(jù)這一概念設(shè)計(jì)確定的。對于一氧化碳含

31、量在2%—4%的中溫變換氣體，只需要在230 ℃左右，用低溫變換催化劑進(jìn)行低溫變換。此外，反應(yīng)溫度與催化劑的活性有很大的關(guān)系，一般工業(yè)用的變換催化劑低于某一溫度反應(yīng)便不能正常進(jìn)行，而高于某一溫度也會(huì)損壞催化劑，因此一氧化碳變換反應(yīng)必須在催化劑的適用溫度范圍內(nèi)選擇合理的工藝條件。</p><p><b>　　b. 壓力</b></p><p>　　一氧化碳變換反應(yīng)前后氣

32、體的分子數(shù)相同，若為理想氣體，壓力對于反應(yīng)的平衡沒有影響。目前的工業(yè)操作條件下：壓力4.0 MPa氣壓下，溫度為200～500 ℃時(shí)，壓力對于變換反應(yīng)沒有顯著的影響。但是在較高壓力下，反應(yīng)物濃度增加，分子間的有效碰撞次數(shù)增加，可以加快變換反應(yīng)速度，提高催化劑的生產(chǎn)能力。且各種氣體與理想氣體有一定的偏差，必須根據(jù)各氣體組分的逸度計(jì)算KP，因此壓力對CO的變換反應(yīng)有一定的影響。</p><p><b>　　

33、c. 蒸汽添加量</b></p><p>　　一氧化碳變換反應(yīng)為可逆反應(yīng)，增加蒸汽量可使反應(yīng)向正方向移動(dòng)。因此，工業(yè)上一般均采用加入一定的過量水蒸氣的方法來提高一氧化碳的變換率。</p><p>　　實(shí)際上，當(dāng)使用半水煤氣為原料，使用中溫鐵鉻催化劑的工藝流程中，一般采用H2O（汽）/CO（氣）=(3～4)/1；在使用鐵鎂催化劑的工藝流程中，一般采用H2O（汽）/CO（氣）=(3

34、～5)/1。</p><p>　　d. 二氧化碳濃度</p><p>　　從一氧化碳變換反應(yīng)的方程式來看，如果出去生成的二氧化碳，有利于反應(yīng)向正方向進(jìn)行，并使變換反應(yīng)接近于完成。除去二氧化碳可以采用良種方式：</p><p>　?。?）利用堿性氧化物與二氧化碳作用生成碳酸鹽，例如：</p><p><b>　?。?-15）<

35、/b></p><p>　　或利用堿性氧化物作為催化劑的的一種組分來吸收二氧化碳。由于（1-15）為一放熱反應(yīng)，要對生成的熱量采取一定的措施。更重要的是這一反應(yīng)進(jìn)行到一定程度后要進(jìn)行更換催化劑，增加了生產(chǎn)操作的復(fù)雜性，因此在實(shí)際中很少應(yīng)用。</p><p>　　（2）在兩段變換催化劑之間或中變和低變之間，將氣體送往脫除二氧化碳裝置，然后再進(jìn)行第二次變換。這種方法相互干擾較少，比較容易

36、實(shí)現(xiàn)，但增加了換熱和脫除二氧化碳的設(shè)備，流程要復(fù)雜一些。</p><p>　　1.3 CO低溫變換催化劑</p><p>　　1.3.1 低變催化劑的發(fā)展</p><p>　　隨著脫硫技術(shù)的進(jìn)展，烴類蒸汽轉(zhuǎn)化鎳催化劑在工業(yè)上的廣泛應(yīng)用，以及純凈合成氣的制造，特別是在60年代初，透平壓縮機(jī)在合成氨工業(yè)上的出現(xiàn)，大系列化合成氨工藝對原先脫除少量一氧化碳以及二氧化碳的銅堿

37、洗工序，已顯的很復(fù)雜，氣體精制度不能達(dá)到現(xiàn)代化工廠的要求（CO+CO2<10 mL?m-3）,因此從1963年開始，世界各國對低溫變換催化劑展開了廣泛的研究。</p><p>　　銅是合適的一氧化碳催化劑，能在較低溫度（200～250 ℃）下進(jìn)行變換反應(yīng)，一氧化碳平衡轉(zhuǎn)換率可達(dá)到99%左右。</p><p>　　但是純銅金屬催化劑在加熱到具有足夠反應(yīng)速度的溫度時(shí)，會(huì)因燒結(jié)而損害表面結(jié)

38、構(gòu)，使催化劑活性劇減，因此必須放入適當(dāng)?shù)慕Y(jié)構(gòu)性助催化劑，作為分散狀銅晶粒的間隔體。工業(yè)上采用的結(jié)構(gòu)性助催化劑有高熔點(diǎn)、難還原的氧化鉻、氧化鋁、氧化錳、氧化鋇等，它們的存在，可增加催化劑抗燒結(jié)的作用，延長催化劑使用壽命，增長催化劑的成型性能和機(jī)械強(qiáng)度。</p><p>　　目前，中小型氮肥廠的低變催化劑均采用Co-Mo系催化劑。Co-Mo系變換催化劑是以Co, Mo為有效組份，以Al2O3為骨架，堿金屬或稀土金屬的

39、氧化物為輔助催化劑。Co-Mo系變換催化劑使用前必須先進(jìn)行硫化，生成CoS, MoS2才能獲得高的活性。</p><p><b>　　硫化反應(yīng)為：</b></p><p><b>　?。?-16）</b></p><p><b>　?。?-17）</b></p><p>　　1

40、.3.2 低變催化劑的主要成分</p><p>　?。?）鈷鉬系寬溫變換催化劑</p><p>　　Co-Mo系寬溫變換催化劑是近10年來國內(nèi)研制的一種新型催化劑，它的特點(diǎn)是活性溫度低，耐硫性強(qiáng)，使用溫度范圍寬，因此它能廣泛的應(yīng)用與煤、油為原料的小氮肥廠，并實(shí)現(xiàn)中變直接串低變的工藝流程。也可以用它取代中變催化劑，實(shí)現(xiàn)Co-Mo寬溫變換流程，還可望用于三催化劑工藝流程，以取代目前三催化劑流程

41、中的Cu-Zn系低變催化劑。</p><p>　　Co-Mo系寬溫變換催化劑的化學(xué)物理性質(zhì)包括堆積密度、抗壓強(qiáng)度、形狀及尺寸等。</p><p>　　Co-Mo系寬溫變換催化劑的加工工藝有混碾法及浸漬法兩種，大多數(shù)Co-Mo系低變催化劑采用浸漬法工藝，如B302Q、B303Q、SB-3等。浸漬法是以球形為載體，將催化劑浸漬到載體內(nèi)，由于載體本身強(qiáng)度高、相對密度小，故采用這種方法生產(chǎn)出來的催

42、化劑具有密度小，耐壓強(qiáng)度大，阻力小等優(yōu)點(diǎn)。</p><p>　　Co-Mo系寬溫變換催化劑不同于Cu-Zn系低變催化劑在于它的耐硫性特別強(qiáng)，正常生產(chǎn)中對氣體中的硫含量沒有上限要求，不論多高都可以直接進(jìn)入。但對氣體最低含硫量卻有限制，即在一定反應(yīng)溫度及蒸汽含量下，要求氣體中的含硫量不低于一定值，否則引起催化劑放硫而導(dǎo)致失活。</p><p>　　Co-Mo系寬溫變換催化劑的另一特點(diǎn)是可用于低

43、溫變換，也可以用于中溫變換，可在160～270 ℃（低變用），160～460 ℃（中變用）的寬廣范圍內(nèi)使用。</p><p>　　（2）銅鋅系低變催化劑</p><p>　　金屬銅對一氧化碳的低溫變換具有高活性，因此國內(nèi)外都把銅作為催化劑的主活性相。但已知純金屬銅當(dāng)加熱到足夠反應(yīng)的溫度時(shí)，會(huì)因燒結(jié)而使表面積縮小，從而失去活性。因此必須加入一組分或多組分的結(jié)構(gòu)性助催化劑。</p>

44、<p>　　銅基催化劑的助催化劑組分有ZnO、Cr2O3、Al2O3、MgO、CuO、TiO2、MnO2等。ZnO用的最廣泛，最先出現(xiàn)的低溫變換催化劑，就是由ZnO和CuO兩個(gè)組分組成。ZnO有促進(jìn)催化劑活性的作用，并能起改進(jìn)銅微晶長大的穩(wěn)定和分散作用。但是銅-鋅二組分催化劑的熱穩(wěn)定性和壽命不夠理想，后來相繼出現(xiàn)CuO-ZnO-Cr2O3和CuO-ZnO-Al2O3催化劑。結(jié)構(gòu)性助催化劑的加入不但和組分有關(guān)，而且和加入方法

45、更為密切。用機(jī)械混合的方法，往CuO-ZnO-Cr2O3催化劑中加入K2O、CaO、MgO、Al2O3、TiO2、MnO2則不影響催化劑的結(jié)構(gòu)；但是用共沉淀的方法加入鋁和錳，將對催化劑的性質(zhì)產(chǎn)生明顯的影響。例如添加錳的催化劑，顯示出很高的活性和良好的耐熱性。目前以普遍生產(chǎn)和采用的低溫變換催化劑為CuO-ZnO-Cr2O3和CuO-ZnO-Al2O3系，究竟哪一種性能優(yōu)越，目前還不能取得一致的意見。但是就催化劑生產(chǎn)的勞動(dòng)條件來看，CuO-

46、 ZnO- Al2O3系要比CuO-ZnO-Cr2O3系好，其制造成本要看鋁的加入形式和來源。如果以硝酸鋁形式加入，則成本并不比加入氧化鉻低。</p><p>　　1.3.3 催化劑的活性降低和中毒</p><p><b>　　熱燒結(jié)</b></p><p>　　當(dāng)溫度超過280℃時(shí)，還原態(tài)金屬銅容易產(chǎn)生燒結(jié)，使催化劑表面積顯著減少，活性急劇下

47、降。當(dāng)溫度超過銅的熔點(diǎn)（1083 ℃）一半時(shí)，更容易燒結(jié)。</p><p>　　熱燒結(jié)引起催化劑表面積減少，主要是由于分散狀銅微晶粒，相鄰間的晶粒在一定溫度下擴(kuò)散并使晶粒長大。從而使催化劑活性下降；溫度愈高，晶粒長大速度就愈快，表面積和活性的下降趨勢愈大。盡管作為結(jié)構(gòu)性助催化劑的高熔點(diǎn)氧化鉻和氧化鋁的存在，間隔體對阻止銅晶粒的長大，也無濟(jì)于事。因此低溫變換催化劑的使用，必須嚴(yán)格控制反應(yīng)溫度。</p>

48、<p><b>　　物理性破壞</b></p><p>　　這里所指的物理性破壞，主要是指催化劑在操作溫度下，由于水蒸氣在催化劑微孔內(nèi)能夠凝聚和蒸發(fā)相繼反復(fù)進(jìn)行，而使催化劑破裂，造成催化劑床層阻力增大。因此低溫變換反應(yīng)必須控制在露點(diǎn)以上進(jìn)行，這樣就使反映溫度、壓力、蒸汽量、干氣量之間保持一定的關(guān)系。</p><p><b>　　鹵素中毒</

49、b></p><p>　　在相當(dāng)長的時(shí)間內(nèi)，鹵素對低變催化劑的毒害作用被人們忽視。后來發(fā)現(xiàn)鹵素是比硫更厲害的毒物，進(jìn)口氣中氯化物僅，就會(huì)顯著的毒害低變催化劑，氯海量在時(shí)，就認(rèn)為被嚴(yán)重污染。</p><p><b>　　硫中毒</b></p><p>　　硫是銅基低變催化劑的主要毒物之一。由于脫硫技術(shù)的發(fā)展，原料氣中的硫能脫至以下，但原料氣

50、量很大，極微量的硫化物，經(jīng)日積月累后數(shù)量相當(dāng)可觀，從而對低變催化劑造成很大危害。</p><p>　　1.4 工藝流程簡述</p><p>　　全低變的工藝流程示意圖見圖1-1。</p><p>　　圖1-1 低溫變換工藝流程示意圖</p><p>　　Fig1-1 Schematic diagram of the low temperatu

51、re conversion process</p><p>　　半水煤氣首先進(jìn)入油水分離器，脫除部分固體和液體雜質(zhì)后進(jìn)入活性炭濾油器，進(jìn)一步脫除雜質(zhì)。經(jīng)凈化的半水煤氣進(jìn)入變換氣換熱器與從第二變換爐出來的變換氣進(jìn)行逆向熱交換，使其溫度上升到180 ℃左右，變換氣溫度下降到160 ℃左右。出變換氣換熱器的半水煤氣再進(jìn)入煤氣換熱器與從第一變換爐出來的變換氣進(jìn)行逆向熱交換，變換氣自身的溫度下降到300 ℃左右，半水煤氣升

52、溫到200 ℃左右。出煤氣換熱器的半水煤氣與來自管網(wǎng)的中壓水蒸氣混合，一方面使半水煤氣溫度上升到變換反應(yīng)溫度，另一方面使半水煤氣增濕，并達(dá)到設(shè)計(jì)要求所需要的汽氣比進(jìn)入第一變換爐發(fā)生變換反應(yīng)，在第一變換爐內(nèi)CO的變換率可達(dá)到60%左右。經(jīng)第一變換爐變換后出來的變換氣進(jìn)入煤氣換熱器與半水煤氣逆向換熱后進(jìn)入淬冷過濾器I，逆向與噴淋下來的冷卻水換熱并使冷卻水汽化，此時(shí)變換氣的溫度下降到230 ℃左右，冷卻水和變換氣換熱后汽化，從而使蒸汽含量達(dá)到

53、設(shè)計(jì)要求，濕變換氣進(jìn)入第二變換爐第一段催化劑床層進(jìn)行變換反應(yīng)。經(jīng)第二變換爐第一段催化劑床層變換反應(yīng)后CO的變換率可達(dá)到85%左右，溫度上升到280 ℃左右進(jìn)入淬冷過濾器II，逆向與噴淋下的冷卻水進(jìn)行熱交換，使</p><p>　　第二章 物料衡算及熱量衡算</p><p><b>　　2.1設(shè)計(jì)條件</b></p><p>　　計(jì)算基準(zhǔn)：1

54、噸NH3。</p><p><b>　　設(shè)備生產(chǎn)能力：</b></p><p>　　由設(shè)計(jì)所給條件取每噸氨耗用半水煤氣3520Nm3,則每小時(shí)的半水煤氣用量為：</p><p>　　3520×9.7222=34222.2 Nm3/h </p><p>　　初始半水煤氣組成見下表2-1。</p>&

55、lt;p>　　表2-1 初始半水煤氣組成</p><p>　　Table2-1 The composition of the initial semi-water gas</p><p>　　2.2 CO全變換過程總蒸汽比的計(jì)算</p><p>　　選用B302Q型催化劑，設(shè)第二變爐出口變換氣溫度為200 ℃，平衡溫距為24 ℃，則計(jì)算時(shí)取變換溫度為t=

56、224℃。</p><p>　　CO和H2O的反應(yīng)方程式為：</p><p>　　設(shè) A B C D</p><p>　　設(shè)CO變換反應(yīng)的變換量為△CO，則變換反應(yīng)的平衡常數(shù)Kp：</p><p><b>　　（2-1）</b></p><p>　　本設(shè)計(jì)所

57、給條件CO的變換率為99%，則:</p><p>　　查文獻(xiàn)[1]可知在220℃時(shí)CO變換的平衡常數(shù)Kp=140.96。并由表2-1可知A、C、D的值分別為30.8%、7.0%、37.8%，將A、C、D和Kp的值代入式（2-1）求得：B=75.0。即可知總水氣比為75.0/100。</p><p>　　2.3第一變換爐催化劑床層物料與熱量衡算</p><p>　　2

58、.3.1入第一變換爐催化劑床層汽氣比</p><p>　　設(shè)CO在催化劑床層轉(zhuǎn)化率為60.0%，且O2全部和H2燃燒生成H2O，則CO的反應(yīng)量△CO為： </p><p>　　30.8%×60%=18.48 Nm3/100 Nm3干半水煤氣</p><p>　　則CO的總反應(yīng)量為：</p><p>　　設(shè)氣體出催化劑床層的

59、溫度為360 ℃，取平衡溫距為20 ℃，則計(jì)算所取溫度為380 ℃。</p><p>　　查文獻(xiàn)[1]知380 ℃時(shí)的Kp=14.6，由式（2-1）代入數(shù)據(jù)可得：</p><p>　　解上式得 B=25.72</p><p>　　即此時(shí)的汽氣比為 25.72/100。</p><p>　　入爐蒸汽量

60、</p><p>　　入爐濕氣的量 34222.2+8802.2=43024.4 Nm3=1920.7 kmol</p><p>　　由此可計(jì)算出入爐的濕氣組成，結(jié)果見下表2-2。</p><p>　　表2-2 入第一變換爐濕半水煤氣組成</p><p>　　Table2-2 The composition of the

61、 wet semi-water gas into the first shift converter</p><p>　　2.3.2 CO平衡變換率及出催化劑床層氣體的組成</p><p>　　設(shè)360℃時(shí)的平衡變換率為Xp， 360 ℃時(shí)的Kp=18.371]，代入式（2-1）得：</p><p>　　則實(shí)際變換率為平衡變換率 </p><p

62、>　　由以上計(jì)算知實(shí)際反應(yīng)掉的CO的量為</p><p>　　10540.4×0.6=6324.2 Nm3。</p><p><b>　　出催化劑層干氣體量</b></p><p>　　由以上計(jì)算可得出催化劑干氣體組成，見下表2-3。</p><p>　　表2-3 出第一變換爐催化劑變換氣干氣體組成&

63、lt;/p><p>　　Table2-3 The composition of the dried semi-water gas out the first converter</p><p>　　出一段催化劑層剩余濕氣量</p><p>　　34024.4+8802.2-102.7=42723.9 Nm3</p><p><b>　　

64、剩余蒸汽量 </b></p><p>　　剩余CO的量 10540.4-6324.2=4216.2 Nm3</p><p><b>　　CO在濕氣中含量 </b></p><p>　　同理，可求出CO2、H2、CH4、N2、H2O在濕氣中的含量，結(jié)果見下表2-4。</p><p>　　表2-4 出

65、第一變換爐催化劑變換氣濕氣組成</p><p>　　Table2-4 The composition of the wet semi-water gas outlet the first converter</p><p>　　2.3.3 第一變爐熱量衡算</p><p>　?。?）第一變換爐內(nèi)CO變換反應(yīng)放熱量為Q1</p><p>　　氣

66、體由200 ℃上升到360 ℃，平均溫度tm=280 ℃。</p><p>　　查文獻(xiàn)[1]知CO變換反應(yīng)的，則由表2-2和表2-4中的數(shù)據(jù)可求出</p><p>　　（2）氧氣和氫氣燃燒放熱Q2</p><p>　　查文獻(xiàn)[2]可知氧氣和氫氣燃燒焓為484017 kJ/kmol，則</p><p>　　（3）氣體溫度上升吸熱Q3</p

67、><p>　　在平均溫度285 ℃和平均壓力0.92 MPa下可查出</p><p>　　Cp(H2)=29.38 kJ/kmol?K Cp(N2)=30.39 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(CO)=30.57 kJ/kmol?K Cp(CO2)=46.32 kJ/kmol?K</p><p>

68、;　　Cp(CH4)=49.1 kJ/kmol?K Cp(O2)=31.78 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(H2O)= 35.59 kJ/kmol?K</p><p><b>　　則平均比熱容：</b></p><p>　　=33.84 kJ/kmol?K</p><p><b&g

69、t;　　氣體吸熱 </b></p><p>　　設(shè)熱損失 Q4 =3.9×106 kJ</p><p>　　由熱平衡方程式 </p><p>　　將上述數(shù)據(jù)代入熱平衡方程式知：△t=160 ℃。</p><p>　　可知道結(jié)果與實(shí)際所取溫度一致，故不需要進(jìn)行重復(fù)計(jì)算。</p><p&

70、gt;　　2.3.4第一變換爐催化劑層CO變換反應(yīng)平衡曲線</p><p>　　由平衡變換率的計(jì)算公式：</p><p>　　可求出各溫度下的平衡轉(zhuǎn)化率，結(jié)果見表2-5。</p><p>　　表2-5 第一變換爐CO在各溫度下的平衡轉(zhuǎn)化率</p><p>　　Table 2-5 The equilibrium conversion rat

71、e of CO in the first converter </p><p>　　以200 ℃為例，計(jì)算過程如下：</p><p>　　在200 ℃時(shí)，查表知Kp=220.90</p><p><b>　　由式（2-1）知：</b></p><p><b>　　代入數(shù)據(jù)得：</b></p&g

72、t;<p>　　解上式可得：Xp= 0.8322</p><p>　　將以上數(shù)據(jù)作圖可得平衡曲線圖，見圖2-1。</p><p>　　2.3.5 CO在第一變換爐催化劑床層最適宜溫度</p><p>　　查文獻(xiàn)可得最適宜溫度計(jì)算公式為[1]：</p><p><b>　?。?-3）</b></p>

73、;<p>　　式中，Tm——最適宜溫度，K</p><p>　　Te——平衡溫度，K</p><p>　　R——通用氣體常數(shù)，8.314 kJ/kmol</p><p>　　E1、E2——正、逆反應(yīng)活化能，kJ/kmol</p><p>　　—— CO變換反應(yīng)熱，kJ/kmol</p><p>　　對于變

74、換反應(yīng)r =1</p><p>　　查文獻(xiàn)[1]可知 E1 = 43340 kJ/kmol，在平均溫度280 ℃時(shí)，由式：</p><p><b>　　代入數(shù)據(jù)，可得</b></p><p>　　=39576.2kJ/kmol。</p><p>　　CO變換的逆反應(yīng)活化能E2為</p><p>　

75、　當(dāng)Xp=83.22%時(shí)，Te=200+273.2=473.2 K</p><p>　　將上面的數(shù)據(jù)代入式（2-3）可得：</p><p>　　tm = 172.4 ℃。</p><p>　　同理，可分別求出各轉(zhuǎn)化率下的最適宜溫度，結(jié)果見下表2-6。</p><p>　　表2-6 第一變換爐CO轉(zhuǎn)換最適宜溫度</p><

76、;p>　　Table 2-6 The optimal temperature for CO in the first Shift Converter</p><p>　　由以上數(shù)據(jù)作圖可求得最適宜溫度曲線，見圖2-1。</p><p>　　2.3.6 CO在第一變換爐催化劑層變換反應(yīng)操作線</p><p>　　由第一變換爐催化劑變換率及熱平衡計(jì)算可知</

77、p><p>　　入口氣體溫度 200 ℃</p><p>　　出口氣體溫度 370 ℃</p><p>　　入口CO變換率 0</p><p>　　出口CO變換率 60.0%</p><p>　　由此可作出第一變換爐催化

78、劑床層操作線如圖2-1所示</p><p>　　2.4 第二變換爐第一段催化劑層物料及熱量衡算</p><p>　　2.4.1 第二變換爐第一段催化劑層汽/氣比</p><p>　　設(shè)在此段CO的總轉(zhuǎn)化率達(dá)到88%，可知CO在此段催化劑層的總轉(zhuǎn)化量為</p><p><b>　　kmol</b></p>&

79、lt;p>　　則知CO在此段催化劑層的轉(zhuǎn)化量為</p><p>　　9275.56-6324.26=2951.3Nm3=131.75 kmol</p><p>　　根據(jù)以上計(jì)算可得CO在此段的轉(zhuǎn)化率為</p><p>　　設(shè)氣體入口、出口溫度分別為230 ℃、280 ℃，平衡溫距取70 ℃，則出口氣體平衡溫度為350 ℃。查文獻(xiàn)[1]知此時(shí)的Kp=20.66。

80、</p><p>　　由前面的計(jì)算可知A=9.75、C=20.40、D=45.08代入式（2-1）解得B=30.58</p><p>　　則可以得到汽氣比為30.58/100。</p><p><b>　　此時(shí)所需總蒸汽量為</b></p><p><b>　　則需補(bǔ)充的蒸汽量為</b></p

81、><p>　　12244.4-2683.4=9561.0 Nm3</p><p><b>　　此時(shí)總的蒸汽量為</b></p><p>　　42723.9+9561.0=52286.9 Nm3</p><p>　　由以上的計(jì)算可求出此時(shí)的入爐濕氣組成，結(jié)果見下表2-7。</p><p>　　表2-7

82、 入第二變換爐第一段變換氣組成</p><p>　　Table2-7 The composition of the shift gas inlet the first paragraph of the second shift converter</p><p>　　2.4.2 第二變換爐第一段催化劑層CO的平衡轉(zhuǎn)化率計(jì)算</p><p>　　由出口平衡溫度350

83、℃，查文獻(xiàn)[1]知Kp=20.66，由公式（2-2）代入數(shù)據(jù)得：</p><p>　　出口濕氣體組成計(jì)算如下：</p><p><b>　　CO的量 </b></p><p><b>　　CO2的量 </b></p><p><b>　　H2的量 </b>&

84、lt;/p><p><b>　　H2O的量 </b></p><p>　　由上面的計(jì)算可得出出口濕變換氣的組成,結(jié)果見下表2-8。</p><p>　　表2-8 出第二變換爐第一段催化劑變換氣組成</p><p>　　Table2-7 The composition of the gas outlet the fi

85、rst paragraph of the second shift converter</p><p>　　2.4.3 出口溫度校核</p><p>　　由上述計(jì)算可知與所取Kp相差不大，故不重復(fù)計(jì)算。</p><p>　　2.4.4 第二變換爐第一段催化劑熱量衡算</p><p><b>　?。?）CO放熱Q1</b>

86、</p><p>　　設(shè)第二變換爐一段內(nèi)CO變換反應(yīng)放熱量為Q1</p><p>　　氣體由230℃升至280℃，平均溫度tm=255 ℃，查文獻(xiàn)[1]知</p><p>　　則 </p><p>　?。?）氣體溫度上升吸熱Q2</p><p>　　濕變換氣在平均溫度255 ℃，平均壓力0.94

87、 MPa下，查文獻(xiàn)[1]知</p><p>　　Cp(H2)=29.30 kJ/kmol?K Cp(N2)=29.78 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(CO)=30.00 kJ/kmol?K Cp(CO2)=45.75 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(CH4)=48.22 kJ/kmol?K

88、 Cp(H2O)=38.96 kJ/kmol?K</p><p><b>　　則</b></p><p>　　Q2 = 2219.2×34.68×△t</p><p>　?。?）假設(shè)熱損失Q3=kJ/kmol</p><p>　　由熱量平衡得 Q1=Q2+Q3</p>

89、;<p><b>　　△t=50 ℃</b></p><p>　　計(jì)算溫度與出口溫度一致，故不需要重復(fù)計(jì)算。</p><p>　　2.4.5 第二變換爐第一段催化劑床層平衡曲線計(jì)算</p><p>　　入此段催化劑床層汽/氣比為30.58/100。根據(jù)入此段催化劑床層的氣體組成，計(jì)算各溫度下的平衡轉(zhuǎn)化率，結(jié)果如表2-9。</

90、p><p>　　表2-9 CO在第二變換爐第一段催化劑平衡轉(zhuǎn)換率</p><p>　　Table 2-9 The equilibrium conversion rate of CO in the first stage of the second shift converter</p><p>　　以230 ℃為例進(jìn)行計(jì)算。</p><p>

91、　　在230 ℃時(shí)查文獻(xiàn)[1]可知此時(shí)的Kp=125.68，把數(shù)據(jù)代入式（2-1）可得：</p><p>　　由表中數(shù)據(jù)作圖即可求得平衡曲線，見圖2-2。</p><p>　　2.4.6 CO在第二變換爐第一段催化劑層最適宜變換溫度</p><p>　　最適宜溫度可由式（2-3）計(jì)算，查文獻(xiàn)[1]知B302Q型催化劑的E1=43340 kJ，在平均溫度255 ℃時(shí)：

92、</p><p>　　則 </p><p>　　由式（2-3）代入數(shù)據(jù)可計(jì)算出最適宜溫度，其結(jié)果見表2-10。</p><p>　　表2-10 CO在第二段變換爐第一段催化劑最適宜轉(zhuǎn)化溫度</p><p>　　Table 2-10 The optimal temperature for CO in the fir

93、st stage of the second shift converter</p><p>　　由以上數(shù)據(jù)作圖即可求得此段最適宜溫度曲線，見圖2-2。</p><p>　　2.4.7 CO在第二變換爐第一段催化劑層變換反應(yīng)操作線</p><p>　　由一段催化劑變換率及熱平衡計(jì)算結(jié)果可知</p><p>　　入口氣體溫度 2

94、30 ℃</p><p>　　出口氣體溫度 280 ℃</p><p>　　入口變換率 60.0%</p><p>　　出口變換率 62.5%（總變換率85%）</p><p>　　由以上數(shù)據(jù)即可作出此段催化劑床層的操作線，見圖2-2。</p><p>　　2.

95、5 第二變換爐第二段催化劑床層物料及熱量衡算</p><p>　　由前面的計(jì)算可知在CO的變換過程中須加入的總蒸汽量為</p><p>　　第一變換爐催化劑層及第二變換爐第一段催化劑層加入的蒸汽量分別為8802.2 Nm3、9561.0 Nm3。在此段催化劑層須加入的蒸汽量為</p><p>　　28733.0-8802.2-9561.0=10369.8 Nm3。&

96、lt;/p><p>　　由此可知進(jìn)入此段催化劑層的濕氣組成，結(jié)果見表2-11。</p><p>　　表2-11 入第二變換爐第二段催化劑層變換氣組成</p><p>　　Table2-11 The composition of the shift gas inlet the second paragraph of the second shift converter

97、</p><p>　　可知CO在此段變換量為</p><p>　　10540.4×0.99-(10540.4-1264.9)=1159.5Nm3=51.76 kmol</p><p>　　CO在此段的轉(zhuǎn)化率為</p><p>　　2.5.1 第二變換爐第二段催化劑層CO的平衡轉(zhuǎn)化率計(jì)算</p><p>　　由

98、出口平衡溫度200 ℃，查文獻(xiàn)[1]知道此時(shí)的Kp=220.90，由公式（2-2）代入數(shù)據(jù)得：</p><p>　　由上面的計(jì)算可得出出口濕變換氣的組成，結(jié)果見表2-12。</p><p>　　表2-12 出第二變換爐催化劑層濕變換氣組成</p><p>　　Table2-12 The composition of the wet shift gas outlet

99、the second stage of the second shift converter</p><p>　　出變換爐的干變換氣組成見表2-13。</p><p>　　表2-13 出第二變換爐第二段催化劑層干變換氣組成</p><p>　　Table2-13 The composition of the dried shift gas outlet the s

100、econd paragraph of the second shift converter</p><p>　　2.5.2第二變換爐第二段催化劑熱量衡算</p><p><b>　?。?）CO放熱Q1</b></p><p>　　設(shè)第二變換爐二段內(nèi)CO變換反應(yīng)放熱量為Q1：</p><p>　　出此段催化劑床層的溫度20

101、0 ℃，進(jìn)口溫度175 ℃，平均溫度tm=187 ℃，查文獻(xiàn)[1] </p><p>　　則 </p><p>　　（2）氣體溫度上升吸熱Q2</p><p>　　氣體由175 ℃上升至200 ℃，在平均溫度tm=187 ℃，壓力1.0 MPa下，查文獻(xiàn)[1]知：</p><

102、;p>　　Cp(H2)=29.19 kJ/kmol?K Cp(N2)=29.62 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(CO)=29.78 kJ/kmol?K Cp(CO2)=45.53 kJ/kmol?K</p><p>　　Cp(CH4)=44.35 kJ/kmol?K Cp(H2O)=39.45 kJ/k

103、mol?K </p><p><b>　　平均熱容為</b></p><p>　?。?）假設(shè)熱損失 Q3= kJ。</p><p><b>　　由Q1=Q2+Q3</b></p><p><b>　　△t=25 ℃</b></p><p>　　計(jì)算溫度與

104、出口溫度一致，故不需要重復(fù)計(jì)算。</p><p><b>　　平衡溫距校核</b></p><p>　　查得當(dāng)時(shí)，T=220.2 ℃，溫距為220.2-200=20.2 ℃與所取溫距相近，故不需要重復(fù)計(jì)算。</p><p>　　第二變換爐第二段催化劑床層平衡曲線計(jì)算</p><p>　　入此段催化劑床層汽/氣比為46.6

105、/100。根據(jù)入此段催化劑床層的氣體組成，計(jì)算各溫度下的平衡轉(zhuǎn)化率，結(jié)果如表2-14。</p><p>　　表2-14 CO在第二變換爐第二段催化劑平衡轉(zhuǎn)換率</p><p>　　Table 2-14 The equilibrium conversion rate of CO in the second paragraph of the second shift converter&l

106、t;/p><p>　　由表中數(shù)據(jù)作圖即可求得平衡曲線，見圖2-3。</p><p>　　2.5.5 CO在第二變換爐第二段催化劑層最適宜變換溫度</p><p>　　最適宜溫度可由式（2-3）計(jì)算，查文獻(xiàn)[1]知型B302Q催化劑的E1=43340 kJ，在平均溫度187 ℃時(shí)，，則有</p><p>　　由式（2-3）代入數(shù)據(jù)可計(jì)算出最適宜溫度

107、，其結(jié)果見表2-15。</p><p>　　表2-15 CO在第二段變換爐第二段催化劑最適宜轉(zhuǎn)化溫度</p><p>　　Table 2-10 The optimal temperature for CO in the second stage of the second shift converter</p><p>　　由以上數(shù)據(jù)作圖即可求得最適宜溫度曲線，

108、見圖2-3。</p><p>　　2.5.6 CO在第二變換爐第二段催化劑層變換反應(yīng)操作線</p><p>　　由二段催化劑變換率及熱平衡計(jì)算結(jié)果可知</p><p>　　此段入口氣體溫度 175 ℃</p><p>　　出口氣體溫度 200 ℃</p><p>　　

109、入口變換率 62.50%</p><p>　　出口變換率 93.33%（總變換率99%）</p><p>　　由以上數(shù)據(jù)即可作出此段催化劑床層的操作線，見圖2-3。</p><p>　　圖2-3 第二變換爐第一段平衡曲線、最適宜溫度曲線、操作線</p><p>　　Fig2-

110、3 The equilibrium temperature curve, optimal temperature curve and operating line for the second stage of the second shift converter</p><p><b>　　煤氣換熱器熱量衡算</b></p><p><b>　?。?）已知

111、條件</b></p><p>　　進(jìn)設(shè)備半水煤氣量（干）：1527.8 kmol 進(jìn)設(shè)備變換氣量：1920.7 kmol</p><p>　　出設(shè)備半水煤氣量（濕）：1920.7 kmol 出設(shè)備變換氣量：1920.7 kmol</p><p>　　進(jìn)設(shè)備半水煤氣溫度：t</p><p>　　出設(shè)備半水煤氣溫度：200

112、℃</p><p>　　進(jìn)設(shè)備變換氣溫度：360 ℃</p><p>　　出設(shè)備變換氣溫度：200 ℃</p><p><b>　　熱量衡算</b></p><p>　　半水煤氣帶入熱Q1：</p><p>　　設(shè)半水煤氣進(jìn)口溫度為187 ℃，查184 ℃，1.0 MPa下半水煤氣各組分的比熱容并

113、求出平均比熱容Cp(m)=30.75 kJ/kmol?K。</p><p>　　過熱蒸汽帶入熱Q2：</p><p>　　查文獻(xiàn)[3]可知在260 ℃，1.0 MPa下水蒸汽的焓為2902 kJ/kg，故</p><p>　　半水煤氣帶出熱Q3：</p><p>　　在200℃，1.0MPa下的半水煤氣的平均比熱容為Cp(m)=34.49 k

114、J/kmol?K。</p><p>　　出設(shè)備變換氣帶走熱量Q4：</p><p>　　200℃時(shí)，變換氣的平均比熱容為Cp(m)=34.49 kJ/kmol?K。</p><p>　　設(shè)熱損失 Q5=2.78×106 kJ</p><p>　　由熱量衡算知 </p><p&g

115、t;　　代入數(shù)據(jù)計(jì)算可得 t=185.4 ℃</p><p>　　與所設(shè)溫度相近，故不需要重復(fù)計(jì)算。即入設(shè)備半水煤氣溫度為187 ℃。</p><p>　　2.7 變換氣換熱器熱量衡算</p><p>　　根據(jù)前面的計(jì)算，進(jìn)出變換氣換熱器的物料參數(shù)為</p><p>　　進(jìn)出設(shè)備變換氣量（濕）：2815.2 kmol 進(jìn)設(shè)備變

116、換氣溫度：200 ℃</p><p>　　進(jìn)出設(shè)備半水煤氣量（干）：1527.8 kmol 出設(shè)備變換氣溫度：155 ℃</p><p>　　出設(shè)備半水煤氣溫度：187 ℃</p><p>　　但進(jìn)設(shè)備半水煤氣溫度還未知，設(shè)為t。</p><p>　　2.7.1進(jìn)設(shè)備熱量計(jì)算</p><p>　?。?）變換氣帶入

117、熱Q1</p><p>　　在200 ℃、1.0 MPa下，查文獻(xiàn)[1]知平均比熱容為37.02 kJ/kmol?K。</p><p><b>　　kJ</b></p><p>　　（2）半水煤氣帶入熱Q2</p><p>　　設(shè)進(jìn)設(shè)備半水煤氣溫度為125 ℃、在壓力1.0 MPa下，查文獻(xiàn)[1]可計(jì)算出此時(shí)的平均比熱容

118、為30.57 kJ/kmol?K。</p><p>　　2.7.2出設(shè)備熱量計(jì)算</p><p><b>　?。?）變換氣帶出熱</b></p><p>　　在155 ℃、1.0 MPa下，查文獻(xiàn)[1]計(jì)算平均比熱容為32.69 kJ/kmol?K。</p><p>　?。?）半水煤氣帶出熱</p><

119、;p>　　在187 ℃、1.0 MPa下，查文獻(xiàn)[1]計(jì)算平均比熱容為29.78 kJ/kmol?K。</p><p>　　設(shè) Q5=4.14×106 kJ</p><p>　　由 </p><p>　　可得 t=126.2 ℃</p>&l

120、t;p>　　與假設(shè)溫度相近,故不需計(jì)算。即進(jìn)設(shè)備半水煤氣溫度為125 ℃。</p><p>　　第三章 主要設(shè)備計(jì)算</p><p><b>　　第一變換爐的計(jì)算</b></p><p><b>　　已知條件：</b></p><p>　　平均操作壓力：1.74 MPa