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管壳式换热器安全阀最大泄放量的计算

文档作者：舒捷1 吕国林2 文档来源： 1、南化集团设计院 2、扬子石油化工设计工程有限责任公司,		点击数：	更新时间： 2025年08月25日
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上一篇：管壳式换热器管束振动机理及改进措施

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管壳式换热器安全阀最大泄放量的计算
舒 捷1 , 吕国林2
( 1、南化集团设计院, 江苏南京 210048; 2、扬子石油化工
设计工程有限责任公司, 江苏南京 210048)
摘 要: 采用安全泄放装置是防止容器超压发生爆炸最有效的方法。运用流体在管道内作绝热流
动的理论, 结合气体膨胀因数, 推导出一种更为严密的计算管壳式换热器安全阀泄放量的方法, 其计算
结果的精确度较高。
关键词: 安全阀; 泄放量; 计算; 探讨
中图分类号: TK172 文献标识码: B 文章编号: 1009- 1904( 2003) 04- 0008- 05
1 概述
在石油化工装置中, 安全生产是首要任务。采
用安全泄放装置是防止容器超压发生爆炸最有效的
方法。依据我国5钢制压力容器6 ( GB 150- 1998)
的要求, 在操作过程中可能出现超压的设备都应配
备安全泄放装置。
安全泄放装置的选型首先应计算设备在各种超
压工况下的泄放量, 其次求出在最大泄放量下相应
的安全阀喷嘴截面积, 作为安全阀选型的依据。
在API5205石油炼制装置安全泄放装置口径的
计算、选型及安装6规范中, 列举了安全泄放装置各
种超压工况下确定其泄放量的一般性原则。对于换
热器换热管断裂时, 由其两侧断面产生的泄放量之
和来确定。通常在各种超压工况下的泄放量所确定
的安全阀的喷嘴截面积以换热管断裂时为最大, 所
以换热器上安全阀的直径选择通常也以换热管超压
断裂时的泄放量为准。因此, 准确地计算管壳式换
热器内换热管断裂时流体的泄放量是关系到能否正
确选择安装在换热器上的安全阀的首要条件。
本文将介绍某国外工程项目跟外商合作时所采
用的一种换热管断裂时安全阀最大泄放量的计算及
4 脱硫
411 工作原理
水中的硫化氢采用空气氧化法脱硫, 可以同时
向水中注入空气和蒸汽, 硫化物即被氧化成无毒的
硫代硫酸盐或硫酸盐, 其化学反应方程式如下:
2HS
-
+ 2O2 S2O
2-
3 + H2O ( 2)
S2O2-
3 + 2O2+ 2OH- 2SO2-
4 + H2O ( 3)
由式( 2) 可见, 氧化1 kg 硫化物生成硫代硫酸
盐约需氧1 kg , 相当于313 m
3 空气, 但由于少部分
( 约10% ) 硫代硫酸盐会进一步氧化成硫酸盐, 所以
空气用量要增加。注入蒸汽的目的是加快反应速
度, 但本装置中的地热水源温度达70 e , 故可不采
用蒸汽。氧化脱硫过程是在二级除铁工序后由臭氧
和水采用水射器混合完成的。
5 操作控制
现代控制技术和微电子技术的飞速发展, 使水
处理过程实现全自动控制成为现实。使用工控计算
机作为中央管理器对运行过程进行监控, 现场控制
室采用开关量和模拟量检测反馈信号, DCS 中以
PLC 为主控制器, 把水处理装置运行过程中不连续
变化的开关量和连续变化的模拟信号送入PLC 的
输入端。PLC 的输出端控制泵及其他负载。
人机对话则由和PLC 通讯口相连的PC 工控机
完成。
工控机作为现场控制室内的人机界面服务器,
可在屏上显示水处理过程的温度、液位、流量、压差、
铁和硫的含量、pH 值等线性和非线性变量。
在设备自动运行前, 通过工控机上设置的菜单
进行与制水工艺相关参数的设定, 使制水过程在设
定的参数和现场制水时不断变化的工艺参数的要求
下自动运行。
设备的就地控制由设在除铁工序的单独按钮组
完成, 调试或维修设备时可把开关置于手动控制状
( 下转第18 页)
# 8 #
硫磷设计与粉体工程
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
2003 年第4 期
选型方法, 经使用达到了预期效果。现阐述如下。
2 计算模型的建立
换热器管程和壳程的压力通常是不等的。为了
叙述方便, 本文设定管程的工作压力大于换热器壳
程的设计压力。如图1 所示, 由于某种原因, 换热器
内的某一根换热管发生断裂, 导致壳程侧的安全阀
超压而起跳, 流体从管程侧源源不断流向壳程。在
这种状态下, 相当于这根断裂了的换热管将管程与
壳程连通了。由于换热器管程进出口的压差相对于
管程与壳程的压差来说比较小, 可以忽略不计。于
是流体在两段断裂的换热管内的流量相等。
现以其中断裂的一段换热管建立流体流动模
型。如图2 所示, 管道两端的压力差等于管程工作
压力与壳程安全阀起跳时的最大泄放量下的压力之
差。计算在此压差下该管道内流体的质量流量, 也
就得到了换热器壳程安全阀的最大泄放量。
在一定的管道内, 气体的质量流量随着管道进
出口两端的压力差的增大而增加, 直到管道出口端
气体流动速度达到声速后, 流速达到了极限。于是,
气体的质量流量将不再随管道两端的压差增大而增
加, 这时气体在管道内的质量流量达到了极限值, 称
此现象为流体的阻流。流体在管道内发生阻流时的
质量流量称为阻流流量, 用m* 表示, 出口端的压力
为临界压力, 用p*
o 表示。当出口处的压力低于临
图1 换热管断裂时流体流动示意
图2 换热管道内流体流动模型示意
界压力时称为亚临界流动状态。
流体在断裂的换热管内流动, 同样遵循管路系
统流体流动的伯努里能量平衡方程。按照Darcy-
Weisbach 方程, 管道内因摩擦阻力引起的压力损失
$p f 可表示为
$p f=
f L
d
Q
2 u
2
( 1)
f 随着管道内壁的相对粗糙度以及管道内流体
流动的雷诺数而变化, C F Colebrook 提出了下述方
程式:
1
f
= - 2 log
E/ d
3. 7
+ 2. 51
Re f
( 2)
在换热管断裂情况下, 管道内流体的雷诺数通
常很大, 流体一般呈全紊流状态, 于是公式( 2) 可简
化为
f = 2 log
E
3. 7d
- 2
( 3)
流体在水平管道内流动, 其动能和势能的变化
为零, 管道两端的压力降等于摩擦阻力引起的压力
损失, 管道各截面处的质量流量相等。于是不可压
缩流体在水平管道内流动, 管道两端的压力降与流
体的质量流量可以表示为
$p = K
1
2Qi
m
A
2
( 4)
上述方程只适用于液体管道或气体管道两端的
压力降不大时, 通常认为仅适用于当其压差不超过
管道进口压力的下述数值: 对于气体, 当K 不超过
15 时为1. 3K 1/ 2( % 计) ; 当K 大于15 时为管道进
口压力的5% ; 对于液体为管道进口压力的1% 。否
则, 由于管道进出口的流体密度不同或射流的影响,
按式( 4) 计算会得出不正确的结果。
换热器换热管断裂时, 换热管两端的压差一般
都远远大于上述要求的数值。为了计算换热管断裂
时换热管的气体泄放量, 需要应用Crane 提出的气
体膨胀因数( Y ) 的概念对上式进行修正。1969 年
Crane 首次将气体的膨胀因数应用到可变密度流体
的流动方程中, 管道系统流体流动方程修正为
$p = K
1
2Qi
m
YA
2
( 5)
根据Crane 的定义, 气体膨胀因数Y 的定义可
用式( 6) 表示:
$p / p i= KN 2i
/ Y 2 ( 6)
流体流动数是管道系统内任意截面处流体的动
能与静压力比的平方根, 其数学式为N =
Qu2
2p
1/ 2
。
同样将流体的速度采用流体的质量流量表示, 那么
管道内流体流动数的方程式可表达为
2003 年第4 期 # 9 #
舒 捷, 等1 管壳式换热器安全阀最大泄放量的计算
N = m
A
1
2Qp
( 7)
根据式( 5) 计算在一定压差下管道内的气体质
量流量, 关键在于计算气体的膨胀因数。下面将利
用气体在换热管道内流动的理论对气体膨胀因数的
计算公式进行推导。
根据5石油化工企业工艺装备管径选择导则6规
定, 可压缩流体在不保温的管道内流动, 当管长大于
1 000 倍管内径时按照理想气体的等温流动模型,
当管长小于1 000 倍管内径时按照理想气体的绝热
流动模型就能满足工程计算精度的要求。对于气体
在管道内进行绝热流动的关系式如下:
p 1Ma1 1+
C- 1
2
Ma21
1/ 2
= p 2Ma2 1+
C- 1
2
Ma22
1/ 2
( 8)
气体在管道内的马赫数是该气体在管道内的流
速与声音在该气体中传播的速度( 声速) 之比, 即
Ma = u / c。c = ( CRT )
1/ 2
, 于是Ma = u /
( CRT ) 1/ 2。再根据理想气体方程式p V = nRT 及
V= m/ Q, 可以得到N = Ma( C/ 2) 1/ 2。
气体在管道内各截面处的马赫数与压力的关系
式可改写为
p o
p i
=
N i
N o
C
C- 1
+ N 2i
C
C- 1
+ N 2o
( 9)
再结合气体膨胀因数Y 的定义式( 6) , 消去
p o / p i 后,
则 Y=
KN 2i
1-
N i
N o
C
C- 1
+ N 2i
C
C- 1
+ N 2o
( 10)
St reeter 及Wy lie 在1975 年所著的5流体流动
机理6( 第6 版) , 论述了关于气体在绝热管道中流动
的方程式可表达为
K =
1
2N
2i -
1
2N
2o
-
C+ 1
2 C
ln
1
N
2i +
C- 1
C
1
N
2o
+
C- 1
C
( 11)
当气体在断裂的换热管内发生阻流时, 换热管
出口处的气体速度达到了极限值( 等于c ) , 其管道
出口端气体的Ma*
o = 1。根据流动数的定义可知,
此时换热管出口端的流动数N o
* = ( C/ 2) 1/ 2, 于是
根据方程式( 11) , 气体进口阻流流动数N i
* 与压力
损失系数K 的关系式可以表达为
K =
1
2N i
* 2-
1
CC+
1
2C ln
1
N i
* 2+ C- 1
C
C+ 1
C
( 12)
分析式( 12) 可知, 管道内流动的气体进口阻流
流动数N i
* 与气体的比热比C以及管道的压力损
失系数K 有关。在换热管断裂的情况下, 系统的压
力损失系数K 是己知的, 根据式( 12) 通过试差法可
以求得此时的气体进口阻流流动数N *
i 。用试差法
求上述方程中N
*i
的值很不方便, 现以K 为横坐
标, N i
* 为纵坐标, 以不同的C值绘制成图3。
图3 K 与N*
i 的关系曲线
将N *
i 代入式( 7) , 得到换热管断裂时气体在
换热管中的阻流质量流量m* 。m* 也就是管道系
统中气体的最大质量流量。
m* = N *
i A 2p i Qi ( 13)
同样, 将K 、N *
i 及N *
o = ( C/ 2) 1/ 2 代入式
( 10) , 可以得到换热管断裂时的气体阻流膨胀因数
Y * 的数值。于是根据气体膨胀因数的定义式( 6) ,
可以得到断裂的换热管两端的临界压差值$p * 。
当断裂的换热管两端的压差$p 大于$p * 时, 管道
内的气体处于阻流流动状态, 于是安全阀的泄放量
就等于2m
*
; 当$p 小于$p
* 时, 气体处于亚临界
流动状态。根据气体膨胀因数Y 的定义式, 可以得
到下面的方程式:
$p
$p
* =
N i
Y
N
*i
Y*
2
( 14)
将式( 14) 与式( 10) 和式( 11) 联列, 消去N o、N i
后, 从理论上讲可以得到Y 与$p 、K 、C的函数关
系式。实际上, 要消去N o、N i 直接得到Y 与$p 、
K 、C函数关系式是相当困难的。通常通过设定K
为一整数值, 绘制出Y 对于$p / $p
* 的图表, 如图
4 所示。利用图4, 通过计算得到的$p
* 以及己知
的$p 、K 及C的数值, 得到相应的Y 值。再根据
式( 5) , 计算出管道内亚临界流动状态下的气体质量
流量, 从而得到安全阀的泄放量。
3 安全阀泄放量的计算步骤
依据上述推导的计算模型, 换热管断裂时换热
器壳程安全阀的最大泄放量计算步骤如下:
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硫磷设计与粉体工程
S P &amp;amp; BMH RELATED ENGINEERING
2003 年第4 期
图4 Y 与$p / $p * 的关系
1、换热器换热管断裂导致安全阀超压起跳, 计
算其最大泄放量时的管道两端压差$p , 按API520
规范规定, $p = p i- 1. 1p s ;
2、根据换热管几何尺寸计算其总压力损失系数
K 值;
3、首先计算临界压差$p * , 判断流体是否处于
阻流状态, 如果达到阻流状态就根据方程式( 12) 计
算N
*i
值后, 将N
*i
代入其定义式中得到换热管断
裂时的阻流质量流量m* ; 当流体处于亚临界流动
状态, 根据计算得到的$p
*
, 以及已知断裂的换热
管两端的$p 和K 、C, 查图4 得到气体膨胀因数Y
的值, 然后根据式( 5) 求出管道内气体的质量流量
m。
4、安全阀的最大泄放量为m 或m* 值的2 倍。
4 计算实例及方法比较
己知换热器管程介质为某气体, C= 1. 4, 工作
压力p i 为1 MPa, 密度Q= 9. 29 kg/ m
3。换热器壳
程的设计压力p s 为0. 6 MPa。换热管为长3 m、公
称直径20 mm 的SCH40( <26. 9 mm @ 2. 87 mm) 无
缝碳素钢管。现计算换热管断裂时换热器壳程安全
阀的最大泄放量。
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、根据图3 查得N
*i=
0. 247。
将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
根据式( 6) 得:
$p * = 1. 0 @ 106 @ 5. 61 @ 0. 2472
0. 6852 = 7. 29 @ 105 Pa
由于$p / $p * = 0. 466, 因此断裂的换热管内
的气体处于亚临界流动状态。
4、根据$p / $p * = 0. 466, K = 5. 61, 查图4 得
到Y 的值, 同样也可以联列式( 10)、( 11) 和( 14) 求
得Y = 0. 875。
按式( 5) 计算断裂的换热管内气体的质量流量:
m = 0. 875 @ 1
4
@ 0. 0212P 2 @ 3. 4 @ 105 @ 9. 29
5. 61
= 32. 45 kg/ s= 1 158 kg / h
由上可见, 换热管断裂时换热器壳程安全阀的
最大泄放量为2 316 kg/ h。
5、现按5石油化工装置工艺管道安装设计手册6
提出的公式计算换热管破裂时气体介质的安全阀泄
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
安全阀的最大泄放量等于2G g , 为3 860 kg/ h。
本文推荐的计算方法计算的结果, 仅为上述数
值的60% 。
5 结论
本文推荐的安全阀最大泄放量计算方法, 已在
国外某工程项目设计中采用, 达到了预期效果。从
其计算结果可见, 该方法所得的计算结果精确度较
高, 可供同仁参考。
符号说明
A ) ) ) 管道截面积,m2;
c ) ) ) 声速, m/ s;
cp ) ) ) 定压比热容, J/ ( kg#K) ;
cV ) ) ) 定容比热容, J/ ( kg#K) ;
d ) ) ) 管道内径, m;
D ) ) ) 管道外径,m ;
f ) ) ) 当量管道单位长度的摩擦阻力系数, 1;
G g ) ) ) 气体泄放量, kg/ h;
K ) ) ) 压力损失系数, 1;
K i ) ) ) 管道进口端压力损失系数( K i= 1) , 1;
K o ) ) ) 管道出口端压力损失系数( K o= 0. 5) , 1;
L ) ) ) 管道长度, m;
m ) ) ) 管道内流体的质量流量, kg/ s;
m * ) ) ) 管道内流体的阻流质量流量, kg/ s;
Ma ) ) ) 气体在管道内的马赫数, 1;
Ma* ) ) ) 气体在管道内发生阻流时的马赫数, 1;
n ) ) ) 气体的摩尔数, mol;
2003 年第4 期 # 11 #
舒 捷, 等1 管壳式换热器安全阀最大泄放量的计算
尿基NPK 生产工艺及装置优化运行途径探讨
汪根华
( 南化集团设计院, 江苏南京 210048)
摘 要: 介绍了尿基NPK 生产工艺及特点, 针对以熔融尿素为原料, 采用半料浆团粒法造粒生产尿
基NPK 装置在运行中出现的问题, 结合熔融尿素和尿基NPK 的物化特性进行分析, 提出解决这些问题
的相应对策, 并强调了严格操作管理对装置长周期、满负荷运行的重要性。
关键词: 尿基复合肥+ 生产; 工艺; 操作控制; 工艺参数; 对策
中图分类号: TQ4441 506 文献标识码: B 文章编号: 1009- 1904( 2003) 04- 0012- 05
1 概述
随着我国氮肥工业的不断发展, 高浓度氮肥品
种) ) ) 尿素的产量已占氮肥总产量的60% 左右。
从单位氮养分的产品成本计算, 尿素的产品成本约
为硝酸铵的90% , 硫酸铵的80% , 因此用尿素生产
高浓度NPK 复合肥是十分合理的事。从我国目前
化肥市场情况看, 由于NPK 复合( 混) 肥生产和销
售的经济效益比单一养分的化肥好, 许多化肥生产
企业( 包括氮肥、磷肥企业) 利用自身的原料、技术和
管理等优势调整产品结构, 把发展NPK 复合肥作为
提高企业经济效益, 扩大产品市场的重要途径来考
虑。
笔者针对以熔融尿素为原料, 采用半料浆团粒
法造粒流程生产尿基复合肥装置在运行中出现的问
题, 结合熔融尿素和尿基复合肥的物化特性进行分
析并提出对策, 期望能给相关企业在生产实践中参
考。
2 尿基NPK 复合肥生产工艺
211 生产工艺的选择
根据原料路线的不同, 生产尿基复合肥主要采
用以下几种方法。
1、团粒法造粒流程
采用粉状MAP、固体尿素和钾盐等为原料, 利用
蒸汽、水使物料增温增湿造粒, 生产高浓度复合肥。
2、半料浆团粒法造粒流程
利用尿素厂的熔融尿素或固体尿素熔融后, 与购
入的粉状MAP、钾盐等生产高浓度复合肥。
3、料浆法造粒流程
在磷铵厂, 以磷酸和氨为原料, 利用管式反应器
获得磷酸铵料浆, 再搀入固体尿素和钾盐等生产高
浓度复合肥。
4、双料浆造粒流程
以磷酸和氨为原料利用管式反应器获得磷酸铵
N ) ) ) 管道内的流体流动数, 1;
N * ) ) ) 管道内发生阻流时的流体流动数, 1;
N i) ) ) 管道进口端的流体流动数, 1;
N *
i ) ) ) 管道进口端的流体阻流流动数, 1;
N o ) ) ) 管道出口端的流体流动数, 1;
N *
o ) ) ) 管道出口端的流体阻流流动数, 1;
p ) ) ) 管道内流体的绝对压力,Pa;
p i ) ) ) 管道进口端的流体压力, Pa;
p o ) ) ) 安全阀最大泄放量时的出口压力, Pa;
p s ) ) ) 安全阀的设定压力, Pa;
$p ) ) ) 流体在管道进出口端的压差, Pa;
$p * ) ) ) 流体在管道内发生阻流时的临界压差, Pa;
$p f ) ) ) 流体在管道内因摩擦阻力引起的压力损失, Pa;
R ) ) ) 气体摩尔常数, J / (mol#K) ;
Re ) ) ) 雷诺数, 1;
T ) ) ) 气体温度, K;
u ) ) ) 管道内的流体流速, m/ s;
Y ) ) ) 气体膨胀因数, 1;
Y* ) ) ) 气体的阻流膨胀因数, 1;
C) ) ) 气体的比热比( C= cp / c V ) , 1;
E) ) ) 管道内壁的绝对粗糙度, m;
L) )) 流体黏度, Pa#s;
Q) ) ) 流体密度, kg/ m3;
Qg ) ) ) 气体密度, kg/ m3;
Qi) ) ) 管道进口端的流体密度, kg/m 3。
作者简介: 1、舒 捷( 1968- ) , 男, 湖南益阳人, 工程师, 从事
石油化工工艺设计工作; 2、吕国林( 1969- ) , 男, 江苏盐城人, 工程
师, 从事石油化工工艺设计工作。
( 收稿日期: 2003- 04- 10)
# 12 #
硫磷设计与粉体工程
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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