廣東化工2015年第21期.162.www.gdchem.com第42卷總第311期置，該系統(tǒng)有4個泄放點，分別為C、D、E、F,各泄放點泄放1.2.1放空量的確定裝置的泄放量和其它泄放條件見表1. 管網各管段的長度與初定(1)確定設計壓力高于690 kPa的設備及站場管線總容積。管道內徑及其它泄放條件見表2。(2)計算在15 min內將壓力降至690 kPa時，站場總容積的泄放量即為最大放空量。如下表。Bo一H-0A表4 API521 最大放空量核算Tab.4 The calculation of maximum emptyingAP1521最大放空量核算PackageA Package B總泄放量(10* m'h")圖1 667 站場放空系統(tǒng)管網模型Fig. 1 Pipeline model of Blowdown System to Natural Gas Station設備369.76293.47總容積/m3667管線18.827.2Q放(m’hh)123733.4938372.4表1各泄放點的泄放條件16.21Tab.l Discharge conditions of each discharge point泄放點泄放量起跳壓泄放溫最大允許經核算，667天然氣處理站在15 分鐘內將壓力降至690 kPax10* m'd'力P/MPa度T/C背壓PVPa時的泄放量為16.2x 10* Nm/(388.8x10* Nm'/d)。以此確定為最大C7008.490.87放空量用同樣的方法對667站場放空系統(tǒng)放空總管徑，分液罐，D43火炬進行計算。E.872計算結果對比F對于不同泄放量情況下的667站場放空系統(tǒng)的計算結果對比如表5.表2各管段的泄放條件Tab.2 Discharge conditions of each section表5計算結果對比管網管段初定內徑D/mm管道長度LmTab.5 Compare the resultsA700*6.553計算結果對比JF150*2.55.最大放空量(10* Nm'dh)J500x61高壓放空管線管徑/mm700x6.5I臥式分液罐直徑/m39進出口管距離/m7.6HD7.放空火炬火炬簡出口直徑/m0.70.5500*6火炬高度/m56.637.82投資估算/萬元3700 3391.74以AJ管段為例，馬赫數取0.5。得出結論:以站場規(guī)模確定的最大放空量的值相對于API521規(guī)范核算qv=700x10* m/d;d=700-6.5x2=68.7 cm;值偏大。從而造成工程投資估算的增大(約300萬元)P2=0.1 MPa;3利用Flarenet建立火炬設計模型Ra=0.033.1 Flarenet軟件參數設置T=316.5 K;Flarenet軟件需要對各泄放閥進行參數設置，如圖2。L0.5 km。代入公式(1)計算出P=0.11 MPa(絕)。照此，對各管段進行計算，計算結果列入表3。表3各泄放點最大允許背壓 與計算所得管段入口壓力之比較Tab.3 A comparison of the each discharge point maximumallowable back pressure and the income section inlet pressure whichhas calculatedBrnFlr170140o廠」計算入口壓計算入口壓最大 允許背力P1/MP(表)力P1/MP(表)壓 Pb/MPa00.340.7350.230.7140.270.320.998Meh P1N0.290.33.3圖2 Flarenet參數設置Fig.2 Flarenet preferences由表(3)數據可知，計算得出的各泄放點的管段入口壓力PI從圖2中可以看出，計算一個泄壓閥需要知道的量有:最大均小于最大允許背壓Pb,說明在給定泄放的工況下，該火炬排放工作樂力MAWP),泄壓閥的進口溫度，泄壓閥的出口溫度，流管網管徑和系統(tǒng)阻力降能滿足裝置運行的要求。故設定總管管徑符合管道壓力降及背壓要求。得放空總管徑體的質量流率，流體的額定流率。其中，流體的額定流率是其質量流率的1.2倍。為: DN700.建立flarenet模型如圖3.1.2 API521規(guī)范確定最大放空量(下轉第156頁)按照《Guide for Pressure-Relieving and Depressuring Systems》API521,如在火災情況下，為了保證處理輕烴的壓力容器等設施安全，-般要求在15分鐘內將壓力降至690 kPa或容器設計壓力的50 %(取其中較低的壓力)。廣東化工2015年第21期. 156www.gdchem.com第42卷總第311期M1-M-COS(1/)a- M0-M1+COS(1/2)a- 即M0=M+(COS(1/2)2在保證卷曲機的卷曲輥二級減速傳動的減速比以及傳動扭矩不變因為(1/2)a 永遠為銳角，因此a越大，萬向聯軸節(jié)所承受的扭的前提下，采購兩臺1入2出的減速機，配備相應的靠背輪、聯矩就越大，同時傳動箱的輸出扭矩就越大，它們的損壞率就提高，軸節(jié)，并對相應的設備基礎和電機位置進行改動，達到減小萬向使用壽命就降低，并且容易造成卷曲運轉不穩(wěn)定，使得卷曲輥軸聯軸節(jié)張開角度、平穩(wěn)傳動的目的。承的使用壽命縮短。新采購的1入2出減速機兩個輸出軸的中心距為263 mm,在通過上述的分析可知:張開角度a加大是造成卷曲機萬向聯卷曲輥與減速機靠背輪距離不變的情況下，計算萬向聯軸節(jié)的張軸節(jié)損壞頻率增高，卷曲機運轉不穩(wěn)定的主要原因。開角度a3如下:(300+0.10)+2- 263+2=18.55 mmargtan(18.55+510)-0.0364弧度把弧度換算成角度為: 0.0784x 180+π 2.0831°這樣可以得出萬向聯軸節(jié)的張開角度a3=2.0831x2-4.16629通過計算可以看出，改造之后萬向聯軸節(jié)的張開角度a3比改造之前的張開角度a2減小了4.82°, a的減小，同時，改造后的減圖4卷曲輥轉動扭矩與萬向聯軸節(jié)的傳動扭矩的關系速器減速比: 4: 1;最大輸出扭矩: 6680 Nm;傳動軸的水平度:Fig.4 Curl roller rotation torque relationship with a universal<0.2 mm;輸入轉速為: 1452~145.3 r/min; 輸出轉速為:363.3-36.63 r/min。coupling drive torque3短絲裝置(BALTIC520)卷曲機傳動系統(tǒng)技4改造之后的運行效果4.1改造前后減速機運行檢測數據值對比術改進設想及實施方案110改造前: A、B、 線卷曲機運行檢測數據傳動箱的振動在3.1卷曲機傳動系統(tǒng)技術改進設想1~1.4 mm/s之間，油溫4449度之間，電流118~120A之間。通過上述分析計算可以得出，原設計萬向聯軸節(jié)的張開角度改造后: A、B線卷曲機運行傳動箱檢測數據如下:增加是造成卷曲機運轉不穩(wěn)定的根源，只有減小張開角度a才能A線卷曲機振動: 0.8 mm/s油溫:51度電流:101.6-103.0A解決這個問題。減小萬向聯軸節(jié)的張開角度有三種實施方案:B線卷曲機振動: 0.8mm/s油溫: 52度電流: 96.6- 98.2A(1)增加萬向聯軸節(jié)的長度也就是增加傳動箱與卷曲輥的距離:通過上述改造前后檢測數據對比，可以看出振動以及驅動電(2)減小卷曲輥的外徑:(3)減小減速箱輸出軸的中心距。機的電流均明顯減小。第一種方案不是從根源解決問題，并且萬向聯軸節(jié)加長高速4.2改造之后的運行效果運轉時增加了自身的不穩(wěn)定，同時萬向聯軸節(jié)加長，緊接著的傳改造后卷取機運轉率得到了極大的提高，減少廢絲的產生，動箱、減速機以及驅動電機都需要重新做基礎。第二種方案減小提高了短絲的產量，并且減少了設備檢修費用以及備件消耗費用。卷曲輥的外徑，也就意味著降低生產能力，更不可能實施。只有確保了卷曲機設備安全、長周期穩(wěn)定運行。同時也降低了操作人第三種方第三種方案才能人從根本解解決問題，因此經技術論證和現場測試決員的勞動強度。定對其進行減小減速箱輸出軸的中心距技術改造。5結論3.2卷曲機傳動系統(tǒng)技術改進實施方案針對短絲裝置后加工卷曲機的現狀，從減小萬向聯軸節(jié)張開針對卷曲機卷曲輥外徑增大，傳動箱萬向聯軸節(jié)張開角度增角度入手，減少由于萬向聯軸節(jié)傳動的不平衡量，從而減少卷曲大，萬向聯軸節(jié)損壞頻率增高，卷曲機運轉不穩(wěn)定的問題，同時輥軸承、傳動箱輸出軸軸承甚至減速機以及電機的輸入輸出軸軸考慮到萬向聯軸節(jié)在運轉過程中應該存在一一個張開角度，以保證承的徑向振動，達到減小卷曲機運轉的不穩(wěn)定因素，提高設備運卷曲輥運轉中存在一個向下的拉力，防止卷曲輥高速運轉產生向轉率，減小設備維修費和備件損失費，節(jié)約了成本，確保了卷曲外的離心力，減小了卷曲輥對絲束的夾持力，導致絲束夾持不住，機設備安全、長周期穩(wěn)定運行。同時也降低了操作人員的勞動強產生抱輥。也為了減少卷曲機在更換減速機或者傳動箱甚至電機度。操作的過程中膜片聯軸節(jié)找水平等工作的復雜程度，決定將原設計的二級減速傳動在減速比以及傳動扭矩不變的前提下改為減小(本文文獻格式:梁春喜.短絲裝置(BALTIC520)卷曲機傳動系統(tǒng)減速箱輸出軸的中心距一級減速傳動技術改造。具體實施方案如下:設計缺陷原因分析及改進[J].廣東化工，2015, 42 (21): 155-156)對現有的短絲后加工A、B兩條生產線卷曲機傳動進行改造，(上接第162頁進行核算。MABP核算結果如圖4。得已手算背壓(0.11 MPa)均小3.2背壓核算及于MABP(最大允許背壓)值，符合放空系統(tǒng)背壓要求。將已手算放空管徑，分液罐，火炬選型輸入Flarenet 模型，圖3 Flarenet模型搭建圖4 MABP核算結果Fig.3 Flarenet modelFig.4 MABP resuits4結論[2]余洋，天然氣站場放空系統(tǒng)有關標準的解讀及應用[].中國石油集團工(1)以站場規(guī)模確定的最大放空量的值相對于 API521 規(guī)范的程設計有限責任公司西南分公司，2011.[3]姚青放空火炬系統(tǒng)的安全設計[D].上?；ぴO計院， 2000.核算" (2)APPI521 計算667放空管徑為DN500, 相比于目前667放[4]章慶東.放空火炬系統(tǒng)的計算與安全因素[J].中國石化集團江漢石油管理局勘察設計研究院，2007.空管徑DN60(考慮-定 余量)更為經濟。[5]嚴銳鋒，天然氣處理廠火炬放空系統(tǒng)研究與應用[D]，長安石油大學，(3)根據API RP 521規(guī)范對站場放空量的核算更為經濟。2012.參考文獻(本文文獻格式:張萌萌，朱友莊.天然氣站場放空系統(tǒng)的計算[1]趙立丹.天然氣長輸管道站場放空系統(tǒng)計算[].大慶油田設計院，2011.[J].廣東化工，2015, 42(21): 161-162)