3-2反应器设计说明书

2017“东华科技-陕鼓杯”第十一届全国大学生化工设计竞赛宁波经济技术开发区石油化工园区含硫废气综合治理及资源化项目反应器设计说明书上海电力学院一碗炸酱面-SPN团队成员：王思宇 杜舒华 陈永泰 郭波 魏小琴指导老师：朱晟 郭文瑶 辛志玲 徐群杰宁波经济技术开发区石油化工园区含硫废气综合治理及资源化项目反应器设计说明书目 录第一章 总述1第二章 二氧化硫加氢转化反应器设计22.1 反应方程式22.2 催化剂的选择22.3 动力学方程22.4 催化剂特性、预硫化、失活及改进措施32.4.1 催化剂特性32.4.2 催化剂预硫化42.4.3 催化剂失活及改进措施52.5 反应器类型选择72.5.1 固定床反应器概述72.5.2 SO2加氢转化反应器选择82.6 催化剂床层尺寸的确定92.6.1 反应器进料物流体积流量的估算92.6.2 催化剂床层截面积的确定112.6.3 催化剂床层厚度的确定112.7 反应器的优化122.8 催化剂用量、床层压降和装填方式152.8.1 催化剂用量的确定152.8.2 催化剂床层压降162.8.3 催化剂的装填方式172.9 反应器结构设计172.9.1 设计的选材172.9.2 壳体172.9.3 管程换热192.9.4 封头202.9.5 接管222.9.6 支座232.10 反应器流场模拟252.10.1 进口不设挡板的反应器流场模拟252.10.2 进口设计挡板的反应器流场模拟272.11 SW6-2011反应器强度校核282.12 反应器自动控制系统38第三章 甲硫醇合成反应器设计393.1 反应方程式393.2 催化剂的选择393.3 动力学方程393.4 催化剂参数413.5 反应器类型选择413.5.1 固定床反应器概述413.5.2 甲硫醇合成反应器选择423.6 催化剂床层高度和管束尺寸的确定433.6.1 反应器进料物流体积流量的估算433.6.2 催化剂床层截面积的确定453.6.3 催化剂床层高度的确定453.6.4 管束尺寸和反应管的排列453.7 反应器的优化453.8 催化剂用量和床层压降503.8.1 催化剂用量的确定503.8.2 催化剂床层压降503.9 反应器结构设计513.9.1 设计的选材513.9.2 壳程换热513.9.3 壳体523.9.4 封头543.9.5 接管553.9.6 气体分布板563.9.7 折流板583.9.8 支座583.10 SW6-2011反应器强度校核593.11 反应器自动控制系统64第四章 反应器计算及校核总结654.1 二氧化硫加氢转化反应器(R0101)654.2 甲硫醇合成反应器(R0201)65III第一章 总述化学反应过程和反应器是化工生产流程的中心环节，反应器的设计往往占有重要的地位。一个适合反应体系的反应器可大大提高目标产物的转化率且能保证稳定的操作环境。反应器的设计主要包括：反应器选型；确定合适的工艺条件；确定实现这些工艺条件所需的技术措施；确定反应器的结构尺寸；确定必要的控制手段。本项目为含硫废气综合治理，共设两个反应工段，需使用两台反应器，包括二氧化硫吸收转化工段的二氧化硫加氢转化反应器和硫化氢吸收反应工段的甲硫醇合成反应器。其中，二氧化硫加氢反应器为卧式水冷反应器，甲硫醇合成反应器为固定床列管式反应器。因此，需要对两台反应器进行专门的设计。本文首先采用 aspen plus V8.4 流程模拟软件对二氧化硫加氢反应器和甲硫醇合成反应器进行动力学模拟及优化；在此基础上对反应器尺寸、换热系统及辅助设备进行了详细计算；然后再采用COMSOL Multiphysics 5.2流场模拟软件对反应器内的流体流动情况进行了优化；最后，通过SW6-2011强度校核软件进行了反应器强度校核，得出了反应器的最终设计结果。第二章 二氧化硫加氢转化反应器设计2.1 反应方程式二氧化硫转化反应器中发生的反应为SO2水解加氢反应，生成H2S气体。主要反应方程式如下：SO2 + 3H2 H2S + 2H2O + 214 kJ/mol该反应为不可逆反应，在合适的催化剂和较高温度下，可使SO2完全转化为H2S气体。2.2 催化剂的选择SO2加氢反应是在压力较低(常压)，水蒸气含量较高(约10% 80%)，气量及组成波动范围较大的工况下进行的。为此，SO2加氢催化剂应具有以下特点：外观能有效降低催化剂床层的阻力降；侧压强度高，具有良好的抗工况波动性能；磨耗低，耐水热稳定性好，具有良好的抗粉化性能；孔容、比表面积大，活性组分高度分散，具有较多的活性中心；孔结构合理，具有较多的反应孔道；堆密度小，可以减少催化剂的装填量(质量)，降低企业生产成本；具有良好的加氢活性和有机硫水解活性。根据催化反应及工艺对催化剂性能的要求，本设计最终选用齐鲁石化公司研究院针对SSR硫回收工艺技术开发的尾气加氢专用催化剂LS-951。该催化剂以钴、钼为活性组分，以改性氧化铝为载体，具有活性组分分布均匀，孔体积、比表面积大，堆密度低，侧压强度高，加氢活性及有机硫水解活性高，活性稳定性好，适用于低温、大空速运行等特点。2.3 动力学方程SO2水解加氢反应动力学的国内外研究报道不多，本设计中选用中国石油大学的张孔远等的动力学研究结果(张孔远, 余长春, 代小平. LS-951催化剂Claus反应尾气加氢转化动力学研究J. 石油炼制与化工, 2006, 37(1): 38-42.)。张孔远等采用四极质谱对SO2加氢反应尾气中各种组分气体在线检测，检测数据经过对应气体组分的工作曲线计算后得到反应组分中各组分浓度，并采用Levenberg-Marquardt非线性最小二乘法进行数据拟合计算，建立了LS-951催化剂上的SO2加氢反应动力学方程。该动力学方程的形式为：式中，k0为速率常数，E为反应活化能，T为反应热力学温度，a、b分别为SO2和H2的反应级数。回归得到的动力学参数如下表：表2.1 采用L-M非线性最小二乘回归得到的SO2加氢动力学参数动力学回归参数回归值k0(mols-1)0.026E(Jmol-1)1175.8a0.376b0.5962.4 催化剂特性、预硫化、失活及改进措施2.4.1 催化剂特性LS-951催化剂是山东齐鲁石化公司研究院针对SSR硫回收工艺技术开发的尾气加氢专用催化剂。该催化剂以钴、钼为活性组分，以改性氧化铝为载体，具有活性组分分布均匀，孔体积、比表面积大，堆密度低，侧压强度高，加氢活性及有机硫水解活性高，活性稳定性好，适用于低温、大空速运行等特点。该催化剂的主要技术指标如表2.2所示。表2.2 LS-951催化剂的主要技术指标项目质量指标颜色及形状蓝灰色，三叶草形外形尺寸(mm)f3(5 10)MoO3(质量分数%)10.8CoO(质量分数%)2.67抗压碎强度(Ncm-1)292堆密度(gmL-1)0.65比表面积(m2g-1)310孔体积(mLg-1)0.54从表2.2中数据可以看出，LS-951催化剂的外观设计为三叶草型，有效降低催化剂床层的压降。LS-951催化剂具有较大的孔体积及比表面积，提供较多的活性中心；较高的侧压强度，保证催化剂在使用过程中不易破碎；较低的堆密度，单位体积催化剂的用量(质量)少。2.4.2 催化剂预硫化LS-951催化剂的活性组分钴/钼为氧化态，须经预硫化处理转化为硫化态后才具有高的加氢活性。预硫化原理为：9CoO + 8H2S + 9H2 Co9S8 + 9H2OMoO3 + 2H2S + H2 MoS2 + 3H2O目前硫磺尾气加氢催化剂常用预硫化操作一般采用以下2种方式：采用“N2 + H2S + H2”作为预硫化气源；采用“Claus过程尾气 + H2”作为预硫化气源。考虑到本设计中不采用Claus硫磺回收工艺，因此不存在Claus过程尾气，且以“Claus过程尾气 + H2”作为预硫化气源，存在开工时间较长、开工期间SO2排放严重超标的问题。为了充分利用本厂的高纯度H2S气源，且避免开工期间SO2超标排放，本设计中的预硫化过程采用“N2 + H2S + H2”作为预硫化气源，对SO2加氢催化剂进行预硫化操作。预硫化过程的具体步骤为：SO2加氢系统用氮气置换合格后，启动蒸汽抽射器进行循环升温，当加氢催化剂床层温度达到200时，调以溶剂MDEA再生的H2S作为预硫化酸性气并外补氢气，控制反应器入口气体中氢的体积分数在3%左右，进行催化剂的预硫化。H2S和H2引入后，催化剂床层以20/h的升温速率升温至240，同时提高加氢反应器出口氢的体积分数至4% 5%，开始恒温硫化，每小时分析一次加氢反应器出入口H2S和H2含量。当反应器出口H2S含量基本平稳时，确认预硫化完毕，转入正常生产。2.4.3 催化剂失活及改进措施SO2加氢催化剂活性衰减的可能原因主要包括：积硫、积炭、水热老化、硫酸盐化、催化剂预硫化不完全或失硫、沟流等，现分述如下：(1) 积硫在正常运行时，单质硫可能在冷凝和吸附两种作用下，沉积在催化剂表面活性中心上，导致催化剂活性降低。当反应器操作温度低于过程气的硫露点时，硫蒸气冷凝沉积在催化剂上，堵塞催化剂颗粒的微孔隙，甚至堵塞催化剂颗粒之间的孔隙，不仅降低催化剂的活性，还会增加催化剂床层的压降。即使反应器操作温度高于过程气的硫露点，但由于吸附作用和毛细管凝聚作用，硫蒸气也会吸附在催化剂的微孔中，使催化剂活性降低。催化剂积硫失活是可逆的，一般采用提高床层温度的方法恢复催化剂活性。LS-951催化剂使用温度为180 400，正常生产时加氢反应温度控制在240。(2) 积炭在酸性气燃烧过程中，酸性气中的烃类若燃烧不完全，会生成焦炭和焦油状含碳物质。焦炭一般不会使催化剂失活，但焦油状含碳物质沉积在催化剂表面会造成催化剂严重失活。积炭不仅造成反应器阻力降增大，还会造成温升明显后移，催化剂床层上部温升较小或无温升。催化剂积炭时，一般更换床层顶部催化剂，或采用烧炭措施。烧炭操作要求严格，且易烧坏催化剂，一般不推荐使用该法。加氢催化剂在开工预硫化阶段，要保证酸性气中的重质烃体积分数小于3，还要注意H2组分纯净，防止外供氢中的重质烃进入加氢反应器造成积炭。(3) 水热老化热老化是指催化剂在使用过程中因受热而使其内部结构发生变化，从而使得比表面积逐渐减少的过程。即使在正常操作情况下，催化剂的活性也会因为热老化而不断降低。与此同时氧化铝也会和过程气中的大量水蒸气进行水化反应，导致催化剂表面积出现不可逆的损失。水热老化在正常操作条件下是十分缓慢的，但是当催化剂床层开工升温或钝化的时候，热老化以及水热老化的速率会加快。日常操作中应特别注意催化剂床层温度变化，严禁超温。(4) 硫酸盐化活性氧化铝载体的硫酸盐化会间接影响催化剂的活性。当活性氧化铝接触到SO2气体时，部分SO2被化学方法吸收，形成类似硫酸盐的构造。吸收的SO2化学性质不稳定，易与催化剂表面的活性羟基或氧化物离子起化学反应，生成硫酸盐。另外，若制硫部分控制不当，生成的SO2与活性氧化铝直接反应生成硫酸盐。对于活性氧化铝基的催化剂来说硫酸盐化是难以避免的，硫酸盐化程度的高低取决于温度和工艺气体中的SO2量。提高反应温度，被化学吸收的SO2就能脱附。对于生成的硫酸盐，在一定温度下，与过程气中的H2S反应，还原重新生成Al2O3。当生成速率与还原速率相等时，硫酸盐将在催化剂表面达到一个稳态浓度。一般来说，进人加氢反应器的少量SO2很快进行加氢反应生成H2S。当加氢催化剂采用Claus尾气进行预硫化时，若操作不当引起过氧化，尾气加氢催化剂有可能发生硫酸盐化。而本设计中的SO2加氢催化剂采用超前硫化工艺，用酸性气进行预硫化，所以催化剂不会发生硫酸盐化。(5) 催化剂预硫化不完全或失硫LS-951加氢催化剂采用活性氧化铝载体，以Mo为主活性组分，以Co为助剂，金属组分Co、Mo以氧化物的形式存在，预硫化后，金属氧化物转化为硫化物，催化剂才具有较高的加氢活性。预硫化不完全以及使用过程中硫的流失都会导致催化剂失去活性。催化剂预硫化步骤见2.4.2。(6) 沟流一般情况下，催化剂在正常使用寿命期间，由于本身活性衰减而导致生产异常的情况是比较少的，大多数情况下考虑是否因为床层产生沟流引起的。由于不均匀的流动，流体在固定床层上打开了一条阻力很小的通道，以极短的停留时间通过床层，这种现象称为沟流。气体分布器起到均匀分布气体的作用，使气流产生合理的压力降和气速。合理的气体分布器可以减少入口处气流分布不均；减少固体粒子(催化剂或瓷球)表面的不平程度；减少设备人口与反应器催化剂床层的距离，在较小的空间内即可形成均匀的气速，从而减少反应器不必要的上部空间。催化剂的选择、装填方法、进出口条件也是影响气流分布的重要因素|。一般从温度分布状态、再生时催化剂外观、改变空速后的反应效果等发现是否有沟流现象；还可以逐步提高反应器的进口温度，看加氢脱硫效果有无改善，如无改善，则可能发生了沟流。2.5 反应器类型选择2.5.1 固定床反应器概述固定床反应器又称填充床反应器，是一种装填有固体催化剂用以实现多相反应的反应器。固体催化剂通常呈颗粒状，粒径 2 15 mm，堆积成一定高度（或厚度）的床层，床层静止不动，流体通过床层进行反应。目前我国的固定床反应器技术比较成熟，主要用于气固相催化反应，反应器包括氨合成塔、二氧化硫接触氧化器、烃类蒸汽转化炉等设备。与其他类型的反应器相比，固定床反应器有如下优点：(1) 可以严格控制停留时间，温度分布可以适当调节，流体同催化剂可进行有效接触，当反应伴有串联副反应时可得较高选择性。(2) 反应速率较快，可用较少量的催化剂和较小的反应器容积来获得较大的生产能力。(3) 催化剂机械损耗小。(4) 结构简单。但另一方面，固定床反应器也存在如下缺点：(1) 传热差，反应放热量很大时，即使是列管式反应器也可能出现飞温（反应温度失去控制，急剧上升，超过允许范围）。(2) 操作过程中催化剂不能更换，催化剂需要频繁再生的反应一般不宜使用，常代之以流化床反应器或移动床反应器。固定床反应器有3种基本形式：(1) 轴向绝热式。流体沿轴向自上而下流经床层，床层同外界无热交换。 (2) 径向绝热式。流体沿径向流过床层，可采用离心流动或向心流动形式，床层与外界不发生热交换。与轴向绝热式反应器相比，径向绝热式反应器中流体流动的距离较短，流道截面积较大，流体的压力降较小，但结构较复杂。轴向绝热式固定床反应器和径向绝热式固定床反应器都属绝热反应器，适用于反应热效应不大，或反应系统能够承受绝热条件下由反应热效应引起的温度变化的场合。 (3) 列管式固定床反应器。由多根反应管并联构成，适用于热效应较大的反应。此外尚有由上述基本形式串联组合而成的反应器，称为多级固定床反应器。例如：当反应热效应大或需分段控制温度时，可将多个绝热式固定床反应器串联成多级绝热式固定床反应器，在反应器之间设置换热器或补充物料以调节温度，以便在接近最佳温度条件下操作。2.5.2 SO2加氢转化反应器选择鉴于固定床反应器的以上优缺点，为了最大限度的发挥催化剂高转化率的优势、减小催化剂损失，SO2加氢转化反应器拟采用技术最成熟的固定床反应器。同时，本工艺中的SO2加氢转化反应还具有如下特点：(1) 该反应为放热反应，热效应较大(H = 214 kJ/mol)。相比于Claus尾气加氢，本设计的加氢气中SO2浓度较大(体积分数约为7.06%)，是Claus尾气中SO2浓度的20倍左右，因此热效应明显，经Aspen模拟可知绝热温升约为342，因此不宜采用绝热反应器。(2) 反应过程中压降较大，且为避免反应过程中的积硫现象而造成的反应管堵塞，因此不宜采用列管式反应器。综合以上考虑，为在反应过程中及时移走反应热并减小压降，本设计创新性地采用杭州林达化工技术工程有限公司最近几年开发的新型反应器卧式水冷反应器(如图2.1所示)。图2.1 卧式水冷反应器结构示意图卧式水冷反应器由卧式水冷壳体和水冷管组共同构成，催化剂装在管间，反应气通过封头处进入上部的弓形通道，经过气体分布板流入床层，与密布床层内的水冷管呈90错流向下流动。反应气从另一端封头的出口出塔。与此同时冷却介质水通过进水管和管箱后进入水冷管组内，吸收管外反应热控制床层反应温度, 升温后的水由循环水出口送出。水的流动为强制循环，动力由泵提供。该反应器的主要创新点有：(1) 管壳式反应器是立式的，催化剂装在管内，水走壳程，而卧式反应器水走管中，催化剂装在管间。前者的高压空间利用率约为30%，而后者近70%，对于同样高压空间的塔来说，后者催化剂的装填量是前者的1倍，能力增大1倍，投资自然会减少。(2) 管壳式反应器壳程的水自然循环，副产蒸汽，而卧式水冷反应器管中水是用泵强制循环，外接汽包副产蒸汽(如图2.2所示)，比表面积大，其单位时间内移走热量的能力大大高于前者，且后者横管可进行疏密不同的设计，控制热点温度低于管壳式反应器，解决换热瓶颈问题。(3) 管壳式反应器中的主管是用上下管板固定连接，连接处要焊接，而卧式水冷反应器一边要焊接固定，而另一边可以自由申缩，易单台实现大型化。(4) 压降低，反应气由上而下流经床层，催化剂床层短，截面大，路程短，反应器压降仅0.03 MPa 0.05 MPa。图2.2 卧式水冷反应器连接汽包副产蒸汽示意图2.6 催化剂床层尺寸的确定2.6.1 反应器进料物流体积流量的估算反应器进料物流的体积流量是确定反应器尺寸的关键参数，但由于反应器设计之初，加氢反应过程中氢气的用量还未知，因此确定反应器尺寸前需先对氢气用量和反应器的进料物流参数进行估算。由Aspen Plus模拟可知，从第一工段的SO2解吸塔T0102塔顶馏出的解吸气的物流参数如表2.3所示。表2.3 解吸塔T0102塔顶馏出气体的物流参数摩尔流量(kmol/h)数值H2O657.644CO20.13SO250O20.002N20.023总和707.8该气体与H2混合后直接进入SO2加氢转化反应器进行加氢反应。若加入的H2恰好使SO2完全转化为H2S，由2.1中的反应方程式可求得H2用量为：503 = 150 kmol/h此时反应器出口物流参数如表2.4所示。表2.4 H2恰好完全反应时的反应器出口气体的物流参数摩尔流量(kmol/h)数值H2O757.644CO20.13H2S50O20.002N20.023总和807.8又根据文献，为使SO2能够完全转化为H2S，应使H2适当过量，即反应器出口气体中H2的摩尔分数约为3%，即：因此，H2的用量应为：150 + 25 = 175 kmol/h于是，反应器的进料物流参数估算结果如表2.5所示。表2.5 根据文献估算的SO2加氢转化反应器进料物流参数摩尔流量(kmol/h)数值H2O657.644CO20.13SO250O20.002N20.023H2175总和882.8考虑到高压条件下反应器中的积硫现象严重加剧，故SO2加氢反应不宜在高压下进行，因此本设计中首先确定反应压力为常压，即为1 bar。同时根据文献，将反应温度初步定为240。 将以上反应器进料物流的温度、压力和摩尔流量输入Aspen Plus进行模拟，可得进料物流的体积流量为37664.6 m3/h。2.6.2 催化剂床层截面积的确定对卧式反应器，为减小反应器中的返混现象和床层压降，空床速度不宜过大，根据文献，取空床速度为0.37 m/s，则床层截面积为：2.6.3 催化剂床层厚度的确定根据文献，取标况下的空速为847 h-1，则所需催化剂体积为： 所需催化剂床层厚度为：2.7 反应器的优化在Aspen Plus模拟中，对SO2加氢转化反应器进行动力学模拟优化。采用的基本假定为：轴向无返混；径向无温度和浓度梯度。对卧式反应器，在Aspen Plus中将催化剂床层截面按面积相等的原则等效为一个直径为d的圆，则：因此，可输入以下反应器尺寸：图2.3 卧式水冷反应器在Aspen Plus中的等效模拟并根据LS-951催化剂的技术指标输入以下催化剂参数：图2.4 LS-951催化剂在Aspen Plus中的参数设置除反应压力外，之前的氢气用量、催化剂床层厚度和反应温度均为初步估算，因此需对其进一步进行灵敏度分析。(1) 氢气用量的优化在Aspen Plus中对SO2的转化率和H2用量进行灵敏度分析，设置H2用量范围为140 178 kmol/h，可得到分析结果如图2.5所示：图2.5 SO2转化率与H2用量的关系曲线 由图2.4可见，随着H2用量的增加，SO2的转化率逐渐上升，当H2用量增至176 kmol/h以上时，SO2可实现100%完全转化。故本设计中H2用量定为176 kmol/h。(2) 反应温度的优化在Aspen Plus中对SO2的转化率和反应温度进行灵敏度分析，设置反应温度范围为180 250，可得到分析结果如图2.6所示：图2.6 SO2转化率与反应温度的关系曲线由图2.6可见，随着反应温度的增加，SO2的转化率逐渐上升，当反应温度增至229以上时，SO2可实现100%完全转化。但综合考虑反应温度过低可能产生的积硫现象及反应温度过高可能产生的积炭现象，本设计中的反应温度比SO2完全转化温度略高，定为240。(3) 催化剂床层厚度的优化在Aspen Plus中对SO2的转化率和催化剂床层厚度进行灵敏度分析，设置催化剂床层厚度范围为0.1 0.9 m，可得到分析结果如图2.7所示：图2.7 SO2转化率与催化剂床层厚度的关系曲线由图2.7可见，随着催化剂床层厚度的增加，SO2的转化率逐渐上升，当催化剂床层厚度增至0.836 m以上时，SO2可实现100%完全转化。故本设计中催化剂床层厚度定为0.836 m。综上所述，SO2加氢转化反应器的优化反应条件如表2.6所示。表2.6 SO2加氢转化反应器的优化反应条件项目反应条件催化剂LS-951反应器卧式水冷反应器反应温度()240反应压力(bar)1氢气用量(kmol/h)176催化剂床层厚度(m)0.836优化条件下的反应器实际进料物流参数如表2.7所示。表2.7 优化条件下的反应器实际进料物流参数参数数值温度()240压力(bar)1体积流量(m3/h)37638.3摩尔流量(kmol/h)H2O657.644CO20.13SO250O20.002N20.023H2176总和883.8对比表2.7和表2.5可知，优化条件下的反应器实际进料物流参数与估算的进料物流参数基本相同，估算的进料物流参数正确，催化剂床层尺寸的设计结果可靠。2.8 催化剂用量、床层压降和装填方式2.8.1 催化剂用量的确定上述反应器优化过程中采用的均为平推流反应器，实际反应器在操作过程中不可避免的存在一定程度的返混现象，为确保反应器中SO2加氢转化完全，催化剂床层厚度需要留有一定的裕量，因此实际设计时取催化剂床层厚度为1 m。于是所需催化剂体积为：所需催化剂质量为：LS-951催化剂的设计寿命为两年，则每年消耗的催化剂用量为9.2吨。2.8.2 催化剂床层压降式中：p压力，Pa；fm修正的摩擦系数；流体密度，kg/m3；u固定床中流体实际线速度，m/s；与空床速度u0的关系为：u = u0/；dp催化剂颗粒直径，m；b床层空隙率；H床层高度，m；流体的黏度，Pas；b系数，采用Ergun提出的数值，a = 1.75，b = 150。反应气在催化剂床层中的实际流速为：u = u0/ = 0.37/0.45 = 0.82 m/s，反应气的进出口平均密度为： = 0.422 kg/m3，反应气的进出口平均粘度为： = 1.9110-5 Pas，由于催化剂为三叶草形，由表2.2，催化剂颗粒的平均尺寸为f37.5 mm，根据体积相等的原则，其平均等效颗粒直径为：故床层压降为：小于进口压力的10%，即小于1101.30.1 = 10.1 kPa，故反应器合格。2.8.3 催化剂的装填方式催化剂装填方案为：自格栅板由下往上，底部支撑为f20 mm瓷球，高度80 mm；f10 mm瓷球，高度80 mm；LS-951催化剂，装填高度1000 mm；催化剂床层顶部覆盖f20 mm瓷球，高度80 mm。为保证催化剂及填料装填高度均匀，装剂前在反应器壁上画好标志线，装填过程中每装填100 mm高度时都对床层进行扒平。2.9 反应器结构设计2.9.1 设计的选材考虑到使用温度、许用应力、耐腐蚀性、价格、供货情况及材料的焊接性能等，根据化工设备设计基础，在设计中选取：壳体、列管、管板、封头、接管、法兰、支座等的材料为00Cr19Ni10。2.9.2 壳体(1) 壳体内径的确定将催化剂床层近似为一长为a，宽为b，高为1 m的长方体，设a：b = 3，则：圆整至3.1 m，则a = 9.3 m。由图2.8可知，反应器壳体的内径为：圆整至3.3 m。图2.8 反应器壳体内径计算示意图(2) 壳体壁厚的确定根据反应气体的进出口温度和压力，选择壳体的设计温度为240+30 = 270，设计压力为0.11.5 = 0.15 MPa。焊接方式：选为双面焊对接接头，100%无损探伤，故焊接系数f = 1；根据GB6654压力容器用钢板和GB3531-1996低温压力容器用低合金钢板规定可知对00Cr19Ni10钢板C1 = 1 mm，C2 = 1 mm，300下，材料的许用应力t = 98 MPa ( 200 mm)则厚度按下式计算：圆整后取厚度为4 mm。(3) 气压试验300下，00Cr19Ni10的屈服极限为s = 109 MPa气压试验：pT = p + 0.1 = 0.1 + 0.1 = 0.2 MPapT = 1.15p = 1.150.1 = 0.115 MPa两者之间取较大值，所以pT = 0.2 MPa气压试验强度校核满足公式：，即：所以气压试验满足强度要求。取壳体内径为3300 mm，厚度为4 mm。2.9.3 管程换热(1) 换热管的排布和传热面积的确定由于催化剂床层高度较小，故采用双管程换热。选取工业上所用的f192 mm换热管，按正三角形排列，取管心距为：lo = 4do = 40.019 = 0.076 m，分程隔板处管心距为0.12 m，则换热管在催化剂床层内的排布如下图所示：图2.9 换热管在催化剂床层内的排布由图2.9可知，单程换热管的根数n = 287，换热管总根数N = 574，则以换热管外表面为基准的换热面积为：(2) 管程换热介质、进出口温度和用量的确定管程换热介质选工业用水与固定床反应器进行换热。取冷却水的对流传热系数i = 2000 W/(m2)，反应气体的对流传热系数o = 600 W/(m2)，换热管壁的热传导系数为 = 50 W/(m2)，忽略管壁两侧流体污垢对传热系数的影响，则总传热系数为：由Aspen Plus模拟得到的SO2加氢反应器的热负荷为-2954.99 kW，取安全系数为1.1，则传热量为：Q = 1.12954.99 = 3250.5 kW故卧式水冷反应器的对数平均温差为：设反应器外的汽包可产生温度为175的中压蒸汽，则循环冷却水的进口温度即为175，故t1 = 240 175 = 65。由下式：解得：t2 = 4.4 = 240 t2，故循环冷却水的出口温度t2为235.6。此温度下水的饱和蒸汽压为3.1 MPa，故管程实际操作压力定为3.5 MPa。取冷却水的热容Cp = 4.4 kJ/(kg)，由热量衡算：Q = qmCp(t2 t1) = qm4.4(235.6 175) = 3250.5 kW可得冷却水循环量qm = 12.2 kg/s = 43.9 t/h。(3) 中压蒸汽产量的确定175时，水的汽化潜热r = 2030.7 kJ/kg，故中压蒸汽产量为：2.9.4 封头(1) 封头尺寸的确定由钢制压力容器用封头(JB/T 4746-2002)，本反应器选用EHA型椭圆形封头(如图2.10所示)，取封头内径为壳体内径3300 mm，查表得总深度H = 865 mm，内表面积12.22 m2，容积为5.046 m3。再由Di/2(H h2) = 2，可求得直边高度为h2 = 40 mm，曲面深度h1 = 825 mm。图2.10 EHA型椭圆形封头示意图(2) 封头壁厚的确定根据循环冷却水的进出口温度和压力，选择封头的设计温度为240+30 = 270，设计压力为3.51.5 = 5.25 MPa。焊接方式：选为双面焊对接接头，100%无损探伤，故焊接系数f = 1；根据GB6654压力容器用钢板和GB3531-1996低温压力容器用低合金钢板规定可知对00Cr19Ni10钢板C1 = 1 mm，C2 = 1 mm，300下，材料的许用应力t = 98 MPa ( 200 mm)则厚度按下式计算：圆整后取厚度为92 mm。(3) 气压试验300下，00Cr19Ni10的屈服极限为s = 109 MPa气压试验：pT = p + 0.1 = 3.5 + 0.1 = 3.6 MPapT = 1.15p = 1.153.5 = 4.025 MPa两者之间取较大值，所以pT = 4.025 MPa气压试验强度校核满足公式：，即：所以气压试验满足强度要求。取封头内径为3300 mm，厚度为92 mm。2.9.5 接管(1) 反应气进口 为保证反应气进入后在床层内均匀分布，本卧式反应器设置两个相同的反应气进口接管，且在壳体上均匀分布。 由Aspen Plus模拟结果可知，反应气进口流量为37638.3 m3/h，则每个接管的流量为37638.3/2 = 18819.2 m3/h = 5.2 m3/s，选进入反应器之前管道运输速度为20 m/s，则进口管的直径为：根据GB/T 21835-2008，选用f6103.2 mm的管道。校核：根据选取的标准钢管尺寸，管中反应气流速为：在15 30 m/s范围内，可以选取。(2) 反应气出口由Aspen Plus模拟结果可知，反应气出口流量为35478.5 m3/h = 9.9 m3/s，选流出反应器之后管道运输速度为20 m/s，则出口管的直径为：根据GB/T 21835-2008，选用f8133.2 mm的管道。校核：根据选取的标准钢管尺寸，管中反应气流速为：在15 30 m/s范围内，可以选取。(3) 冷却水进口 由2.9.3可知，冷却水的循环量为12.2 kg/s，则由进口温度下的冷却水密度可求得进口冷却水的体积流量为0.0137 m3/s，选进入反应器之前管道运输速度为2 m/s，则进口管的直径为：根据GB/T 17395-2008，选用f1145.5 mm的管道。校核：根据选取的标准钢管尺寸，管中冷却水流速为：在1 3 m/s范围内，可以选取。(4) 冷却水出口由2.9.3可知，冷却水的循环量为12.2 kg/s，则由出口温度下的冷却水密度可求得出口冷却水的体积流量为0.0149 m3/s，选流出反应器之后管道运输速度为2 m/s，则出口管的直径为：根据GB/T 17395-2008，选用f1145.5 mm的管道。校核：根据选取的标准钢管尺寸，管中冷却水流速为：在1 3 m/s范围内，可以选取。2.9.6 支座本反应器支座采用鞍式支座，材质为16MnR，根据由鞍式支座(JB/T 4712-92)，选用重型(B型)鞍式支座(如图2.11所示)，支座与壳体的连接采用对接式焊接，查表可得支座的各参数如表2.8所示。考虑到支座的防火问题，在支座内外侧均敷设防火层，防火材料为石棉水泥层，厚度为50 mm。图2.11 重型(B型)鞍式支座尺寸示意图表2.8 重型(B型)鞍式支座各尺寸参数参数数值(mm)公称直径DN3300鞍座高度h250底板l12410b1370114腹板211筋板l3380b2326b3416310垫板弧长3835b4550410e73螺栓连接尺寸l22150d28MM24l602.10 反应器流场模拟由于二氧化硫加氢转化反应器为卧式反应器，反应器中流体的流通截面较大，可能存在因流体流速分布不均而产生的返混现象，影响二氧化硫的转化率。因此，需要对反应器内的流体进行专门的流场模拟，确保反应器内流体分布均匀，接近平推流反应器，实现二氧化硫的完全转化。本项目中采用COMSOL Multiphysics 5.2流场模拟软件对卧式水冷反应器进行流场模拟。COMSOL Multiphysics是一款基于有限元计算方法的大型高级数值仿真软件，由COMSOL公司开发，被当今世界科学家称为“全球第一款真正的多物理场耦合分析软件”。COMSOL Multiphysics专注于解决多物理场耦合问题，以高度的开放性、杰出的易用性和优秀的计算性能实现了任意多物理场高精确的数值仿真，广泛应用于各个领域的科学研究以及工程计算，适用于模拟科学和工程领域的各种物理过程，被公认为数值仿真领域的引领者。2.10.1 进口不设挡板的反应器流场模拟按上节计算的反应器尺寸在COMSOL Multiphysics 5.2软件中进行建模，并进行流场模拟，结果如图2.12 2.15所示。图2.12 不设挡板的反应器建模图2.13 不设挡板的反应器流场正视箭头图图2.14 不设挡板的反应器流场侧视箭头图图2.15 不设挡板的反应器流场切片图若反应器进口不设挡板，由箭头图2.13和2.14可见，反应器内流体存在明显的涡流和返混，二氧化硫难以转化完全；从切片图2.15也可以看出，反应器内切片颜色存在明显的深浅变化，同样说明了反应器内流体的不均匀分布。因此，我们通过在反应器进口设计挡板的方式对反应器进行改进。2.10.2 进口设计挡板的反应器流场模拟通过改变进口挡板的尺寸和位置对反应器进行多次流场模拟，得到挡板的最优尺寸为：长1800 mm，宽1200 mm，厚100 mm，最优位置为：距壳体的垂直距离为600 mm。优化后的流场模拟结果如图2.16 2.19所示。图2.16 设计挡板的反应器建模图2.17 设计挡板的反应器流场正视箭头图图2.18 设计挡板的反应器流场侧视箭头图图2.19 设计挡板的反应器流场切片图反应器进口设计挡板后，由箭头图2.17和2.18可见，反应器内流体的涡流和返混明显减小，流体能以较均匀的流速通过催化剂床层；从切片图2.19也可以看出，反应器内切片颜色深浅基本一致，同样说明了反应器内流体的均匀分布。因此，在反应器进口设计挡板后，反应器内的流行得到了明显的改善，更接近于平推流，可以实现二氧化硫的完全转化。2.11 SW6-2011反应器强度校核钢制卧式容器计算单位压力容器专用计算软件计 算 条 件 简 图设计压力 p0.15MPa设计温度 t270筒体材料名称00Cr19Ni10封头材料名称Q345R封头型式椭圆形筒体内直径 Di3300mm筒体长度 L9300mm筒体名义厚度 dn28mm支座垫板名义厚度 drn20mm筒体厚度附加量 C4.8mm腐蚀裕量 C12mm筒体焊接接头系数 F1封头名义厚度 dhn91mm封头厚度附加量 Ch2.3mm鞍座材料名称16MnR鞍座宽度 b2410mm鞍座包角 150支座形心至封头切线距离 A1690mm鞍座高度 H250mm地震烈度 七(0.1g)度内压圆筒校核计算单位压力容器专用计算软件计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件筒体简图计算压力 Pc 0.15MPa设计温度 t 270.00 C内径 Di 3300.00mm材料 00Cr19Ni10 ( 管材 )试验温度许用应力 s 117.00MPa设计温度许用应力 st 101.00MPa试验温度下屈服点 ss 175.00MPa钢板负偏差 C1 2.80mm腐蚀裕量 C2 2.00mm焊接接头系数 f 1.00厚度及重量计算计算厚度 d = = 2.45mm有效厚度 de =dn - C1- C2= 23.20mm名义厚度 dn = 28.00mm重量 21371.35Kg压力试验时应力校核压力试验类型 液压试验试验压力值PT = 1.25P = 0.3000 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平 sTsT 0.90 ss = 157.50MPa试验压力下圆筒的应力 sT = = 21.49 MPa校核条件 sT sT校核结果 合格压力及应力计算最大允许工作压力 Pw= = 1.41021MPa设计温度下计算应力 st = = 10.74MPastf 101.00MPa校核条件stf st结论 合格左封头计算计算单位 压力容器专用计算软件计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件椭圆封头简图计算压力 Pc 0.15MPa设计温度 t 270.00 C内径 Di 3300.00mm曲面深度 hi 825.00mm材料 Q345R (板材)设计温度许用应力 st 131.40MPa试验温度许用应力 s 181.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 2.00mm焊接接头系数 f 1.00压力试验时应力校核压力试验类型液压试验试验压力值 PT = 1.25Pc= 0.3000 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力stsT 0.90 ss = 274.50MPa试验压力下封头的应力sT = = 5.66MPa校核条件sT sT校核结果合格厚度及重量计算形状系数 K = = 1.0000计算厚度 dh = = 1.88mm有效厚度 deh =dnh - C1- C2= 88.70mm最小厚度 dmin = 4.95mm名义厚度 dnh = 91.00mm结论 满足最小厚度要求重量 9024.57 Kg压 力 计 算最大允许工作