1、煤化工与甲醇化 工 设 计 通 讯Coal Chemical MethanolChemical Engineering Design Communications16 第49卷第7期2023年7月液体输送是化工生产中最常见的单元操作之一，合理选择一台输送泵对于化工生产的开车及稳定运行十分重要。离心泵由于其对介质的适用范围广、体积小、结构简单等优点，在化工生产中应用最为广泛1。在化工设计过程中，首先需要确定离心泵的各项性能参数，包括流量、扬程、效率和轴功率等。在以上参数中，流量通常是通过拟建工厂的各运行工况进行选取，效率和轴功率主要取决于泵的选型。而扬程需要经过严格的计算得出，也是较容易选错的参
2、数。煤化工低温甲醇洗单元采用贫甲醇洗涤合成气中的 CO2和 H2S，其中的贫甲醇泵承担着向洗涤塔输送贫甲醇的任务，其扬程的大小直接影响到低温甲醇洗单元的稳定运行。本文主要以低温甲醇洗单元中的贫甲醇泵为例，说明某些特殊工况下计算离心泵扬程时需要关注的问题。1 离心泵的计算模型通过伯努利方程，可以很容易推导出离心泵的进出口差压的计算公式，推导过程此处不做赘述。本文直接引用标准 HG/T 20570.51 995泵的系统特性计算和设备相对安装高度的确定中的离心泵压差计算公式2（由于动压头对泵的扬程影响较小，标准及文章中均忽略该项参数）。pp.min=pv.min+(p2-p1)+9.81(H2-H1
3、)+K 2(p1+p2)+pe1+pe2（1）H=pp.min9.811（2）式中：H 为设计流量下贫甲醇的扬程，m；pp.min 为设计流量下泵最小压差，kPa；pv.min为设计流量下控制阀必需的最小压降，kPa；p1为泵吸入侧容器最低正常工作压力，kPa；p1为从吸入容器出口至泵吸入口之间的正常流量下管道摩擦压力降（包括管件、阀门），kPa；pe1为正常流量下泵吸入管道上设备压力降之和（包括设备管口压力降），kPa；H1为从吸入液面到泵基础顶面的垂直距离，灌注时 H1取“+”，吸上时 H1取“-”，m；为泵进口条件下液体的相对密度；p2为泵排出侧容器正常出现的最高压力，kPa；p2为泵出
4、口管道（包括管件、阀门等）正常流量下总摩擦压力降，kPa；pe2为正常流量下泵排出管道上设备压力降之和（包括工业炉、过滤器、换热器、孔板、喷头、流量计、设备进出管口压力降等），kPa；H2为泵出口必须达到的最高点距泵基顶面的垂直距离，m；K 为泵流量安全系数，为泵的设计流量与正常流量之比3。贫甲醇泵的简略输送流程见图1。贫甲醇中间储槽中的贫甲醇自流至贫甲醇泵，经贫甲醇泵增压后，通过若干换热器换热降低温度后送至吸收塔。贫甲醇泵的输送过程相对较为特殊，贫甲醇在经过泵体时温度约为42，相对密度为0.768。经过若干台换热器换热后温度降低至约-55，相对密度增加至0.861。摘要：以贫甲醇泵的扬程计算
5、为例，对 HG/T 20570.51995泵的系统特性计算和设备相对安装高度的确定中的离心泵压差计算公式进行了探讨，明确了泵输送过程中液体密度发生变化的情况下如何计算离心泵的扬程，并对标准中的计算公式进行了修正，以便可以适用于更多的计算工况。关键词：贫甲醇泵；相对密度；扬程；优化中图分类号：TQ028文献标志码：A文章编号：10036490（2023）07001603Lean Methanol Pump Head Optimization Calculation in Rectisol ProcessYang Zai-feng，Yuan ZhuAbstract:This paper takes
6、 the head calculation of lean methanol pump as an example,and study the formula for calculating the pressure difference of centrifugal pump under the standard HG/T 20570.51995“Calculation of system characteristics of pump and determination of relative installation height of equipment”,clarifieshowto
7、calculate the head of centrifugal pump when the density of liquid changes during the pump conveying process,and amends the formula in the standard so that it can be applied to more cases.Keywords:lean methanol pump;density;head;optimization低温甲醇洗贫甲醇泵扬程优化计算杨在峰1，袁 助2（1.陕西煤业化工技术研究院，陕西西安 710100；2.华陆工程科技有
8、限责任公司，陕西西安 710065）收稿日期：20230117作者简介：杨在峰（1985），男，河北承德人，工程师，主要从事化工工程设计工作。煤化工与甲醇化 工 设 计 通 讯Coal Chemical MethanolChemical Engineering Design Communications 17第49卷第7期2023年7月贫甲醇中间储槽贫甲醇泵贫甲醇换热器吸收塔图1 贫甲醇简略输送流程由式（1）和式（2）可知，此时计算贫甲醇泵的扬程，需要选用一个密度参数，选择哪一个密度参数对泵的计算就十分重要。以某工厂贫甲醇泵为例，其各项参数如下。表1 贫甲醇泵计算用工艺参数序号参数数值单位1p
9、v.min150kPa2p1120kPa（A）3p11.3kPa4pe15kPa5H13.5m610.7687p25 564kPa（A）8p230.3kPa9pe2770kPa10H270.1m1120.86112K1.2表1中，1和 2分别为泵前和泵后的贫甲醇相对密度。1）当把 1=0.768代入式（1）和式（2）中，可得贫甲醇泵的扬程为963 m。2）当把 2=0.861代入式（1）和式（2）中，可得贫甲醇泵的扬程为866 m。可见，当选取的密度不同时，计算所得的扬程相差较大，已经严重影响到泵的选型。从式（1）和式（2）文后的说明来看，此处相对密度应该选用数值0.768而非0.861。也就
10、是说使用数值0.768计算所得的扬程才是正确的数值。然而经过进一步地分析可以发现，仅代入泵进口条件下的密度也是不完全准确的。2 贫甲醇泵计算模型优化在贫甲醇输送过程中，贫甲醇通过了若干换热器后操作温度逐步降低，相应的贫甲醇的相对密度也从0.768增加至0.861。泵后液体密度变大，相应液柱静压力一定会发生变化，此时对离心泵的进口和出口应用伯努利方程，贫甲醇泵设计流量下扬程计算应按如下公式进行更新，公式简要推导如下：p4=pv.min+p2+9.81H22+K 2p2+pe2（3）p3=p1+9.81H11-K 2p1+pe1（4）pp.min=p3-p4pp.min=pv.min+(p2-p1
11、)+9.81(H22-9.81H11)+K 2(p1+p2)+pe1+pe2（5）H=pp.min9.811（6）式中：p3为泵入口侧设计流量下的压力，kPa；p4为泵出口侧设计流量下的压力，kPa；1为泵进口条件下液体的相对密度；2为泵后提供液柱静压力液体的相对密度；式中其他符号意义同前。优化后的式（5）相较于式（1），在计算泵后液柱静压力时引入了参数 2，其他部分保持不变。式（5）中液柱静压力为9.81（H22-9.81H11），此时 2通常是泵后液体能够达到的最大相对密度。式（1）中忽略了泵后液体密度变化对扬程的影响，其液柱静压力为9.81（H2-H1）。使用式（1）进行泵扬程计算的前提
12、是被输送的液体密度在整个输送过程中基本维持不变，一旦被输送的液体被冷却或加热，导致密度发生了较大变化，那么在计算泵后液体液柱静压力时所选密度就应为变化后的密度。还是以贫甲醇泵为例，计算液柱静压力时，贫甲醇的相对密度应选择0.861而非0.768。由于泵后贫甲醇的密度增加，计算所得的液柱静压力就会增加，进而贫甲醇泵的压差增加，最终导致扬程增加。将贫甲醇增加后的相对密度0.861代入式（5）和式（6），可得贫甲醇泵的扬程 H=971 m。此处需要注意，由于贫甲醇被冷却后密度增加，其黏度也从0.44 cp 增加至2.6 cp，相应的计算泵后系统的摩擦阻力降时也应选用实际的黏度和密度。本文中为了简化计
13、算，忽略了液体密度和黏度变化对摩擦阻力的影响。表2 贫甲醇泵扬程计算结果计算工况数值单位优化前963m优化后971m最终，贫甲醇泵优化前后的扬程计算结果对比见表2。从表2可以看出该泵的计算结果前后相差8 m，差距相对较小。需要注意的是贫甲醇泵排出管道上设备压力降（770 kPa）和泵排出侧容器的压力（5 564 kPa）这两个数值均较大，导致计算结果中离心泵的扬程增加不明显。如果泵排出侧容器压力较低或泵出口沿途压降较小，那么由于密度变化导致的扬程足以影响到泵的选型，并对实际生产过程造成较大的影响。3 结束语贫甲醇泵计算时应格外注意密度参数的选择，准确理解泵后液体密度对于液柱静压力的影响。离心泵
14、的计算是化工设计中较为简单的一项工作，标准规范中的计算公式适用范围是有一定局限性的。在工程实（下转第20页）煤化工与甲醇化 工 设 计 通 讯Coal Chemical MethanolChemical Engineering Design Communications20 第49卷第7期2023年7月米棒具有较高的活性，实现甲醇转化率5.38%，DMC选择性达83.1%。此外，根据初始速率法进行了动力学研究，反应速率与 CO2浓度和催化剂用量呈正相关。同 Langmuir-Hinshelwood 机理一致，认为 CO2吸附和活化是决速步骤。Chiang 等采用溶胶-凝胶法制备了H3PW12O
15、40改性的 Ce0.1Ti0.9O2，在170、CO2/N2=1/7的条件下，实现最佳 DMC 收率（5.0%），效果优于Ce0.1Ti0.9O2。主要因为产生了 Brnsted 酸性位容易活化甲醇，进一步与甲基碳酸盐生成 DMC，提高了产物收率。Luo 等合成了不同形貌的 Fe 改性 CeO2催化剂，发现 Fe2+掺杂到棒状 CeO2表面能够增加比表面积，有利于暴露中等酸/碱性位点，提高催化活性。当Fe 掺杂量为2 wt%，160反应4 h，DMC 产量高达2.568 mmol/g，比纯棒状 CeO2增加了1.6 mmol/g。严栎颖等将 Mg 掺杂量到 CeO2中制备固溶体材料，发现 Ce
16、0.90Mg0.10O2具有最小的平均粒径（约5.8 nm），最大的比表面积（约136 m2/g）及最高的表面氧含量（31.98%）。将其涂覆在堇青石蜂窝陶瓷上制成整体催化剂，在140、2.4 MPa、反应2 h 的条件下，DMC收率达20.21%。整体催化剂的蜂窝状结构有效提高了副产物水的去除率，在一定程度上克服了热力学限制，进而提高了催化剂稳定性。Chen 等制备了蜂窝陶瓷负载的整体式催化剂 Zn0.1Ce0.9O2，在160、2.4 MPa 条件下，甲醇转化率为20.5%，DMC 选择性为82.1%。Chen 等将 BixCe1xO纳米复合材料涂覆在陶瓷蜂窝上，发现 Bi 加入 CeO2晶格有利于控制氧空位的表面数量。Bi0.12Ce0.88O的氧空位数量最多，DMC 生成速率最高。在140下运行45 h，气时空速为2 880 mL/（g h），该催化剂具有稳定的催化活性。Gu 等采用锚固法合成了荧光石高熵氧化物 Ce0.5（LaPrSmY）0.5O2-y作为催化剂，在140、8.0 MPa条件下合成了 DMC，产率可达7.6 mmol/g。表征发现金属元素（Ce、La、Pr、S
