Word1-设计文档集4-3 反应器设计

2017年“东华科技-陕鼓杯”第十一届全国大学生化工设计竞赛云天化合成氨装置废气深度脱硫资源化利用项目反应器设计团队名称： 碣石观沧海团队 团队成员：叶阳 曾伟 邵青楠 崔怡洲 王奥诚指导老师： 黄星亮 邓春 孟祥海 杜巍 徐建 2017年8月云天化合成氨装置废气深度脱硫资源化利用项目目 录目 录.1第一章 概述41.1 设计目标41.2 反应器介绍41.2.1 固定床反应器41.2.2 流化床反应器6第二章 R0201甲硫醇合成反应器设计82.1 反应器选型82.2 反应催化剂82.3 反应机理92.4 反应动力学分析102.4.1 反应方程式102.4.2 反应动力学方程102.5 反应条件的选择132.5.1 温度132.5.2 压力142.5.3 进料比142.6 反应器模拟数据152.7 反应器体积162.8 反应器设计162.9 列管设计182.9.1 列管数目及排列182.9.2 换热面积核算192.10 设备尺寸192.10.1 筒体192.10.2 封头202.10.3 反应器总高度202.11 压降核算202.12 操作方式设计212.12.1 冷却介质的选取222.12.2 温差流量控制232.12.3 反应热利用232.13 附件232.13.1 保温层232.13.2 人孔242.13.3 接管242.13.4 测温装置252.13.5 气体分布器252.13.6 管板262.13.7 裙座272.14 反应器强度校核272.15 计算及校验结果392.16 反应器R0201条件图402.17 设计结果表41第三章 R0401赤泥粗脱硫塔423.1 基本原理423.2 工艺计算433.2.1 脱硫条件的选择433.2.2 赤泥脱硫剂用量443.2.3 赤泥脱硫剂装填量443.2.4 温度变化453.3 塔机械设计453.3.1 塔体及封头选材453.3.2 裙座及人孔设计463.3.3 接管设计463.3.4 塔强度校核46第四章 R0402氧化锌精脱硫塔614.1 基本原理614.2 工艺计算614.2.1 选择条件614.2.2 氧化锌脱硫剂用量624.2.3 氧化锌脱硫剂装填量624.2.4 温度变化624.3 塔机械设计634.3.1 塔体及封头选材634.3.2 裙座及人孔设计634.3.3 接管设计634.3.4 塔强度校核64第五章 R0403分子筛脱水塔795.1 基本原理795.2 工艺计算805.2.1 进塔温度、再生温度的选择805.2.2 分子筛装填量计算815.2.3 脱水塔直径计算815.2.4 高径比计算825.2.5 转效点计算825.2.6 压力降计算835.3 塔机械设计845.3.1 塔体及封头选材845.3.2 裙座及人孔设计845.3.3 接管设计845.3.4 塔强度校核84第六章 R0201流动传热及反应数值模拟1006.1 概述1006.2 模拟对象1006.3 网格划分1016.4 模拟方法1026.4.1 控制方程组1026.4.2 模型选择1036.5 结果分析1036.5.1 床层压降1036.5.2 速度分布1046.5.3 温度分布1066.5.4 反应速率分布1076.5.5 组分摩尔分数分布108附录 反应器设计结果一览表111 第一章 概述化学反应器是将反应物通过化学反应转化为产物的装置，是化工生产及相关工业生产的关键设备。由于化学反应种类繁多，机理各异，因此，为了适应不同反应的需要，化学反应器的类型和结构也必然差异很大。反应器的性能优良与否，不仅直接影响化学反应本身，而且影响原料的预处理和产物的分离，因而，反应器设计过程中需要考虑的工艺和工程因素应该是多方面的。反应器设计的主要任务首先是选择反应器的型式和操作方法，然后根据反应和物料的特点，计算所需的加料速度、操作条件（温度、压力、组成等）及反应器体积，并以此确定反应器主要构件的尺寸，同时还应考虑经济的合理性和环境保护等方面的要求。1.1 设计目标在反应器设计时，除了通常说的要符合“合理、先进、安全、经济”的原则，在落实到具体问题时，要考虑到下列的设计目标：(1) 反应器有良好的传热能力；(2) 反应器内温度分布均匀；(3) 反应器有足够的壁厚，能承受反应压力；(4) 反应器结构满足反应发生的要求，保证反应充分；(5) 反应器材料满足反应物腐蚀要求；(6) 保证原料有较高的转化率，反应有理想的收率；(7) 降低反应过程中副反应发生的水平。1.2 反应器介绍本设计的主要反应均为由固体催化剂催化的气相反应，常见的气固相反应器主要有固定床和流化床两大类。1.2.1 固定床反应器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 215 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。 固定床反应器可分类为三种基本形式：轴向绝热式固定床反应器(见图1-1)。流体沿轴向自上而下流经床层，床层同外界无热交换。径向绝热式固定床反应器（见图1-2）。流体沿径向流过床层，可采用离心流动或向心流动，床层同外界无热交换。径向反应器与轴向反应器相比，流体流动的距离较短，流道截面积较大，流体的压力降较小。但径向反应器的结构较轴向反应器复杂。以上两种形式都属绝热反应器，适用于反应热效应不大，或反应系统能承受绝热条件下由反应热效应引起的温度变化的场合。列管式固定床反应器（见图1-3）。反应器由多根反应管并联构成。管内或管间置催化剂，载热体流经管间或管内进行加热或冷却，管径通常在2550mm之间，管数可多达上万根。列管式固定床反应器适用于反应热效应较大的反应。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，可将多个绝热反应器串联成多级绝热式固定床反应器(见图1-4)，反应器之间设换热器或补充物料以调节温度，以便在接近于最佳温度条件下操作。 图1-1 轴向绝热式固定床反应器 图1-2 径向绝热式固定床反应器 图1-3 列管式固定床反应器 图1-4 多级绝热式固定床反应器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：(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。1.2.2 流化床反应器流化床反应器是一种利用气体或液体通过颗粒状固体层而使固体颗粒处于悬浮运动状态，并进行气固相反应过程或液固相反应过程的反应器。在用于气固系统时，又称沸腾床反应器。按流化床的运用状况主要分为以下两类：(1) 一类是有固体物料连续进料和出料的装置，主要用于固相加工过程或催化剂迅速失活的流体相加工过程。例如催化裂化过程，催化剂在几分钟内即显著失活，须用上述装置不断予以分离后进行再生。(2) 另一类是无固体物料连续进料和出料装置，主要用于固体颗粒性状在相当长时间（如半年或一年）内，不发生明显变化的反应过程，如石油催化裂化、酶反应过程等催化反应过程，称为流体相加工过程。常见的流化床如图1-5所示：图1-5 流化床反应器工作示意图与固定床相比，流化床反应器的特点主要有以下几点：（1）可以实现固体物料的连续输入和输出；（2）流体和颗粒的运动使床层具有良好的传热性能，床层内部温度均匀，而且易于控制，特别适用于强放热反应；（3）流化床适合使用细粒子催化剂，易消除内扩散阻力，能充分发挥催化剂的效能； （4）由于返混严重，可对反应器的效率和反应的选择性带来一定影响。再加上气固流化床中气泡的存在使得气固接触变差，导致气体反应得不完全。因此，通常不宜用于要求单程转化率很高的反应；（5）固体颗粒的磨损和气流中的粉尘夹带，也使流化床的应用受到一定限制。为了限制返混，可采用多层流化床或在床内设置内部构件。这样便可在床内建立起一定的浓度差或温度差。此外，由于气体得到再分布，气固间的接触亦可有所改善。第二章 R0201甲硫醇合成反应器设计2.1 反应器选型本工艺采取硫化氢-甲醇一步法制取甲硫醇，主反应为强放热反应。反应过程中，反应物不断放出热量致使环境温度上升，而主反应反应转化率及催化剂活性均对温度区间具有选择性，因此需要对反应器进行取热等温处理。因此，在选择反应器类型时，取热效果达到反应要求是最重要的考量要素。针对硫化氢-甲醇反应的这一特点，以及上章所述的反应器类别特征，选定硫化氢-甲醇主反应器类型为列管式固定床反应器。2.2 反应催化剂目前国内外甲硫醇合成方法中，硫化氢-甲醇法合成甲硫醇工艺具有反应物转化率大，目标产物收率高，产品质量好等优点。众多研究发现，硫化氢甲醇法合成甲硫醇工艺技术，关键在于高效催化剂的开发。甲醇-硫化氢合成甲硫醇的路线是由法国有机化学家萨巴蒂埃 (Paul Sabatier) 于1910年首次提出, 当时使用的催化剂为ThO2。随后许多研究者开展了这方面的研究, 20世纪5070年代, 该方法在国外就已经工业化, 使用的催化剂为氧化铝等。之后, 国外研究者深入系统地研究了该路线所用的催化剂, 考察了金属氧化物和硫化物以及分子筛对甲醇和硫化氢反应的促进作用, 建立了催化剂酸碱位反应机理。目前学术界研究较多、相对有效的催化剂是由载体和活性组分构成。鉴于以钨(W)物种为活性组分的催化剂在硫化氢甲醇法合成甲硫醇工艺中表现出的优异催化性能，进一步对含钨化合物进行了优选并确定了K2WO4作为活性组分，并据此开展了活性组分K2WO4负载量的优化研究工作。Mashkina认为其具有适宜的酸碱性质, 较大的比表面积以及优良的耐热性, 是制备甲硫醇最佳催化剂。本反应使用的钨系催化剂IKT-31物化性能见表2-1。 表2-1 钨系甲硫醇催化剂物化性能项目性能尺寸/mm5512 条状或球状堆积密度gml-10.650.85比表面积/m2g-1150220孔容/mlg-10.400.55径向强度/Ncm-11002.3 反应机理本工艺中，以硫化氢和甲醇为原料，经加压、预热和混合后通入装有催化剂的列管式固定床反应器发生气固相催化反应，在反应条件下，生成甲硫醇和二甲硫醚的混合物，经冷却、分离、精馏后即可得到甲硫醇产品及二甲硫醚副产品。主要反应式为:（1）CH3OH + H2SCH3SH + H2O（2）2CH3OH + H2S(CH3)2S + H2O以上2个反应（1）为主反应，（2）为副反应，选用适当的催化剂和适宜的工艺条件可以控制副反应的反应产率。反应（1）以双分子亲核取代反应( SN2) 为主，其中CH3OH 作为底物，H2S 为亲核试剂，二者均参与整个反应，所以原料浓度大小影响整个反应速率。如图2-2所示，反应原料通入反应器中，在催化剂的作用下H2S 离解出SH，进攻底物CH3OH 中发生sp3杂化的正碳离子，形成高能量不稳定的过渡态，此时C发生sp2 杂化。随着过渡态CO 键断裂和CS键形成，合成出目标产物CH3SH。 图2-1 H2S-CH3OH 生成甲硫醇反应历程2.4 反应动力学分析2.4.1 反应方程式主反应为：甲醇与硫化氢生成甲硫醇：CH3OH + H2SCH3SH + H2O H=-35.98kJ/mol副反应为：甲醇与硫化氢生成二甲硫醚：2CH3OH + H2S(CH3)2S + H2O H=-92.84 kJ/mol2.4.2 反应动力学方程Yermakova and Mashkina在文献Kinetic Model of the Reaction of Methanolwith Hydrogen Sulfide中对甲醇-硫化氢合成甲硫醇研究时建立了相关动力学模型，在所研究的工艺范围内，该模型是高度适用的，能够很好地描述动力学特征，故采用该文献的动力学参数进行模拟计算。表2-2甲醇-硫化氢反应动力学参数（633K）参数数值（置信水平，95%）kMT mmol g-1h-1MPa-13.780.11kDMS mmol g-1h-1MPa-20.68K11618.5562.8K2 MPa-1 2904.7504.7EMT kJ/mol69.759.76EDMS kJ/mol0.53QK1 kJ/mol3.041.06QK2 kJ/mol-19.493.39根据文献所述，相关动力学参数如上表2-2。经过单位换算，由上述的动力学参数可得到如下方程:由上述动力学分析及动力学表达式，可在Aspen Plus反应器模块选择动力学反应器进行流程模拟，以提高本设计的数据可靠性与模拟真实性。以CH3OH + H2SCH3SH + H2O反应为例，选择动力学方程类型为LHHW：LHHW型动力学方程的反应动力学因子，其中n=0，当T=633K时：图2-2甲醇-硫化氢反应动力学参数设置表单点击按钮Driving Force打开推动力表达式输入界面，如图2-3所示，推动力表达式包括两项：Term1和Term2，分别代表正反应和逆反应的推动力，分别表达为体系中各组分浓度的幂乘积（表达式为，其中），不考虑逆反应的推动力，图2-3为Term1（正反应）的数据输入。图2-3反应推动力设置表单点击按钮Adsorption打开吸附表达式输入界面，如图2-4所示，吸附表达式为，其中，本例中，以Term No.3（）为例，组分水的指数项为2，K2的表达式可写为：由K2表达式及，可得： ， ，C=0 ，D=0图2-4吸附表达式设置表单2.5 反应条件的选择2.5.1 温度甲醇-硫化氢反应为强放热反应，随反应温度升高，反应速率提升，反应转化率逐步下降。同时，应该同步考虑温度对于反应选择性的影响，甲醇-硫化氢反应为平行反应，温度上升对反应选择性影响较大，见图2-5。同时，若反应温度过高，催化剂容易出现烧结现象，导致催化活性下降。现有文献表明，甲醇-硫化氢反应最佳温度区间为350480。综合以上因素考虑，最终确定反应温度450。图2-5 温度对反应转化率、选择性的影响2.5.2 压力甲醇-硫化氢反应为分子数减少的气相反应，压力对其转化率及选择性影响较大。由勒夏特列原理可知，反应压力的提升能加快反应正向移动，从而促使转化率得到提升，灵敏度分析图见图2-6。但反应压力不可能无限制提升，需要考虑实际反应器的操作情况，在达到反应要求的前提下，应尽量降低反应压力以达到节能及安全指标。最终本工艺将反应压力定为25atm。图2-6 压强对反应转化率的影响2.5.3 进料比甲醇-硫化氢反应的起始进料比对反应选择性有较大影响。研究表明，甲醇转化率随n（硫化氢）n（甲醇）的增大而减小；甲硫醇选择性随n（硫化氢）n（甲醇）的增大先升高后降低，本反应目标是在得到较大甲硫醇选择性的同时得到总量最多的甲硫醇与二甲硫醚产品，因此，对于原料进料比有最佳峰值。对甲醇进料进行灵敏度分析，因变量设置为甲硫醇与二甲硫醚之和，侧面反映进料比影响，结果见图2-7。最终确定本工艺最佳进料比为n（硫化氢）n（甲醇）=1.3，符合文献研究的最佳进料比1.22.0区间。图2-7 甲醇进料对产物总量的影响2.6 反应器模拟数据由前文所述，甲醇-硫化氢反应详细数据如下: 从硫化氢提浓工段来的硫化氢、循环硫化氢气体和甲醇气体混合，其中n(硫化氢)：n(甲醇)=1.3:1。经过多级压缩至25个atm，于列管式换热器中在450发生主要反应，反应转化率以甲醇计为66.59%。进出口物料数据见表2-3。表2-3 反应器Aspen Plus模拟进出口物流数据物流名称进口物流出口物流摩尔流量 kmol/hrH2O2.9596.26MDEA4.5710-104.5710-10H2S180.54104.62CO253.1053.10N22.5510-102.5510-10H21.6410-101.6410-10CH4O140.1146.81C4H8O2S2.0910-82.0910-8CH4S0.3958.94(CH3)S3.3110-617.38质量流量 kg/hr13051.6013051.60体积流量 l/min14834.1514746.57温度 450450压力 atm2525气相分数11焓值 cal/mol-29211.96-31774.71熵值cal/mol-K-1.35-0.08密度 gm/cc0.020.022.7 反应器体积反应器尺寸的设计既要为反应提供充足的空间又要为高放热反应的有效冷却提供足够的表面积，在进行反应器设计之前，首先需要计算反应器体积。列管式固定床反应器体积计算方式较多，较为常用的有积分运算法、停留时间计算法、空速计算法、软件模拟法及催化剂装填计算等。在前文分析及反应模拟基础之上，此处采用较为简洁的空速计算法计算反应器体积，为了保证计算结果可靠性，应在计算过程中留有操作裕量。本反应催化剂适宜体积空速范围由文献得知为3002000h-1，符合Aspen Plus动力学反应器模拟结果。将反应器入口气体体积流量转化为标准单位，利用下式计算反应器体积：入口气体体积流量催化剂空速保留一定操作裕量之后，确定反应器有效体积为9m3。利用催化剂装填法进行验证，由Aspen Plus模拟结果可知，满足工艺所需反应要求时反应器装填催化剂量为5800kg，催化剂堆积密度为650kg/m3，催化剂填充均匀的前提下，在列管式固定床反应器反应空间中，催化剂占据空间：。与空速计算法近似相等，则可确定反应器有效体积为9m3。2.8 反应器设计为充分利用反应热，并对反应器进行充分控温，本组成员采用绝热区加连续冷却区反应器设计。在绝热区，入口气体利用反应热自身加热，并进行温差流量控制，避免初始阶段高浓度反应物剧烈放热。在连续冷却区，达到450的混合气体继续进行后续反应，由于绝热区减少了初始剧烈放热的控温压力，故较普通列管反应器更易实现恒温操作。利用Aspen Plus动力学反应器进行模拟，由于绝热区近似于绝热反应，可利用绝热模拟试差出混合气体升温至450所需催化剂及反应器体积，之后再利用列管式反应器进行热量验证，确保设计正确。连续冷却区可直接利用列管式反应器进行恒温反应模拟。进口反应混合气体温度为370，依靠绝热区自身反应热将其加热到450之后进入连续冷却区继续进行反应，由Aspen Plus物性查询得到进口气体的混合Cp值，并以此近似计算绝热区所需热量：为满足上述时，模拟结果可知此段需要装填催化剂1300kg，非均相催化反应反应速率与床体长度不成正比，进口处反应速率快于出口处，由模拟结果分析，冷却区长度L1:为防止进料波动，留下反应裕量，最终确定冷却区长度。模拟可知，连续冷却区反应放出热量同理，连续冷却区长度L2：为防止进料波动，留下反应裕量，最终确定连续冷却区长度 。本反应器示意图可见图2-8。图2-8 列管式反应器示意图2.9 列管设计2.9.1 列管数目及排列列管式固定床反应器管径大小直接决定着反应器内径向温差、换热面积、轴向温差和投资成本，对反应管有最大管径的限制。防止飞温的发生，优化反应器设计非常重要。列管反应器的管径、长度、数目以及排列方式等结构及其移热能力会影响反应热移出反应管的速率。同时催化剂的装填颗粒大小、装填量与反应器管径尺寸有个合适的关系，一般工程上认为要忽略壁效应，减少径向温差，催化剂床层直径与催化剂颗粒直径之比大于 8，但催化剂床层直径与催化剂颗粒直径之比太大则移热速率就下降，移热越困难。由甲醇-硫化氢反应的特点及催化剂颗粒大小，最终选定反应器列管尺寸为：502.5mm，由前计算列管总长度L=6m。则由前所算出的反应体积得到列管截面积：则可由截面积算出反应器列管数为：列管采用正三角形排列，故实际列管数取。2.9.2 换热面积核算热量衡算:由Aspen Plus反应器模拟可得，对于该反应，反应需要换热的总热量为: 根据石油化学工程原理提供经验传热系数，反应的传热系数为：核算换热面积：压力3.8MPa，增压水进口温度：370，出口为中压蒸汽温度为430，整个床层近似地看成等温为450，故传热推动力为：需要传热面积为：实际换热面积为：，能满足传热要求。2.10 设备尺寸2.10.1 筒体反应管采用正三角形排列，计算筒体直径D时：列管间距：六边形层数：最外层六边形对角线管数：最外层列管到内壁的距离：筒体直径：筒体直径圆整为，壁厚。2.10.2 封头采用标准椭圆封头，在JB/T 47371995查找EHA标准椭圆封头，其公称直径在此处即为内径，选择，得到对应尺寸为：曲面高度，直边高度，壁厚与筒体一致，。2.10.3 反应器总高度筒体顶部空间：根据压力容器手册，筒体底部空间：根据压力容器手册，因此，得到反应器总高度H: 2.11 压降核算固定床反应器压降一般由以下公式进行计算：pbH=fmu02dp(1-bb3)fm=a+b(1-bRem)Rem=dpu02式中p压力，Pa；fm修正的摩擦系数；流体密度，kg/m3； u0空床线速，m/s；dp催化剂颗粒直径，m；b床层空隙率；H床层高度，m；流体的绝对黏度，Pas；a、b系数，采用 Ergun 提出的数值，a1.75，b150，在Aspen Plus中查找相关数据，代入式中进行计算得到：Rem=dpu02=1.68103fm=a+b1-bRem=1.79pb=fmu02dp1-bb3H=0.21MPa由以上计算结果可知，床层压降小于入口压力的15%，故反应段床层的压降在正常范围之内。2.12 操作方式设计本反应设计恒定温度为450，但工业上维持列管式反应器的恒温仍是亟待解决的问题。当前,我国工业应用的大型列管式固定床反应器均从国外引进,反应器直径为 67m,径向温差都不超过 23，而国内自行设计的各种列管式固定床反应器,径向温差均为10,甚至20以上，与引进装置相比,明显存在着差距。图2-9 列管式固定床反应器温度变化示意图因此，在借鉴现有工业列管式固定床反应的设计及众多列管式反应器控温专利之后，本组成员提出绝热区加连续冷却区设计，将列管式反应器在隔板作用下分割为绝热区与连续冷却区，减少冷却剂换热波动，有效降低了温度控制中出现的“热点”及“飞温”等问题，同时对反应热进行了直接利用，减少了冷却介质用量，实现了降低能耗、安全生产的目标。详细计算与设计如下。2.12.1 冷却介质的选取现阶段列管式反应器壳程取热介质主要有增压水、有机载热体（挥发性低的矿物油或联苯醚混合物）、熔盐载热体等，有机载热体价格昂贵且安全操作性能有待提升，熔盐载热体易发生凝固堵塞壳程情况，综合本设计工艺具体条件考虑，最终确定冷却介质为2.6MPa中压水，进口温度为226，液相进反应器，出口温度为226，气相出反应器。冷却介质在壳程中取热利用的是中压水的相变作用，在忽略管壳程传热损失的情况下，在本反应器中的冷却介质设计如下。绝热区：理论计算中，绝热区反应热量由反应气体吸收，无需冷却介质。但实际操作中，为了进一步避免“热点”及“飞温”现象发生，绝热区控制由温度传感器控制系统反馈至进口换热器，出现非正常操作时，由换热器调节混合气温度，使得绝热区始终处于正常操作状态。连续冷却区：解出连续冷却区冷却介质流量。相对于普通列管式反应器，节省增压水:数据来源为Aspen Plus物性查询及石油化学工程原理2008版。2.12.2 温差流量控制列管式固定床反应器的温控措施主要通过改变冷却介质流量来实现。此次列管式反应器设置有绝热区以及连续冷却区，所以需要对其进行分段式控制，绝热区通过出绝热区的物料温度来调节反应器前一个换热器的中压蒸汽用量（出绝热区温度低于450时，增大中压蒸汽用量，反之则降低中压蒸汽用量），来保证绝热区的正常操作。对于连续冷却区的控制，主要通过出连续冷却区的产物温度来控制连续冷却区冷却介质（2.6MPa中压水）的进口流量，高于450时增大中压水流量，反之则降低中压水流量，使连续冷却区能保持较为稳定的反应温度。2.12.3 反应热利用由上文所述，在绝热区可利用反应热进行反应物料自身升温，使反应热得到了直接有效的利用。在连续冷却区，反应热主要由冷却介质吸收，成为可利用的热公用工程蒸汽。若不考虑热损失，此股蒸汽可提供给入口混合气进行初始加热，利用Aspen Plus模拟相关数据，可知在理想无热损情况下，入口混合气可升温：这大为节省热公用工程的用量。2.13 附件2.13.1 保温层由于甲醇-硫化氢反应器内部大量放热，且导热介质需要将反应器温度维持在450，故反应器保温效果需要达到一定指标。因此反应器内部需要衬隔热材料及耐火砖，其余内件也多由非金属材料制成、或者被耐火砖或高温纤维包覆。本反应在高温450的条件下进行反应，在容器内应设置保温层，选择材料为硅酸铝纤维，该材料具有容重轻、耐高温、热稳定性好，热传导率低、热容小、抗机械振动好、受热膨胀小、隔热性能好等优点。保温层厚度20mm。2.13.2 人孔该固定床反应器内装催化剂，为了装卸催化剂并检查设备的内部空间以及安装和拆卸设备的内部构件等，设置人孔。本反应器为固定床反应。操作压力2.5MPa，根据标准 HG/T 21514-2005 钢制人孔和手孔的类型与技术条件，选用垂直吊盖板式平焊法兰人孔，公称直径DN=450mm。2.13.3 接管本设计依据GB/T 17395-2008管径选择标准进行设计。管径的选择按照下式进行基本计算，再根据实际情况，选择合适管道尺寸。对于高含硫化氢气体，根据SYT_0611-2008_高含硫化氢气田集输管道系统内腐蚀控制要求中规定，为了减小硫化氢的腐蚀，气体流速在36m/s之间，在这里取3m/s。Di=4VSuv以气体进口管为例，气体流速在：D气体进口=4x0.247x3=324.0mm由GB/T 17395-2008选取合适无缝钢管，外径=351mm，厚度=8mm。其他反应器接管选择见表2-4：表2-4 接管尺寸表名称外径mm管壁厚度mm材质气体进口管3518Cr5Mo气体出口管3518Cr5Mo冷却介质入口管（液相）806Cr5Mo冷却介质出口管（气相）2508Cr5Mo2.13.4 测温装置在反应器顶部装有2个热电偶管口，热电偶竖直插入到催化剂床层中，热电偶套管内部设置有多个测量点，测量床层内不同高度处的温度。同时在冷却介质出入口均需要设置热电偶测温装置，以调节冷却介质流量，进而控制反应器温度在恒定范围内。2.13.5 气体分布器气体分布器属于进料装置，与入口管相连，起着扩散反应物的作用。由于本设计的反应器塔径较大但是入口较小，所以为了保证反应器的理想运行，反应物的均匀分布变得尤为重要。在甲醇-硫化氢反应器内，催化剂填充在列管里，反应物在反应器横截面上的分布将影响反应的速率，反应物的转化率，目的产物的收率，同时还会影响催化剂的寿命。如果反应物在反应器床层分布不均匀，就会造成反应物在反应器内某一点富集，使得这一点的温度过高，催化剂失活加快，进而将影响氧化反应的高效进行。气体分布器按结构分为管式和环流式。相比管式气体分布器， 环流式气体分布器有三个优点:(1)气体均布点较多，更接近于理想模型，更有利于气体的均布。(2)环流式气体分布器的结构是轴对称，比管式气体分布器更接近塔体结构， 更有利于气体的均布。(3) 环流式气体分布器每个分布点出来的气体扩散路径都相同，更有利于气体的均布。本反应器内径较大，一般的管式分布器效果不佳，因此使用一种新型环流式气体分布器，结构设置如图2-10所示：图2-10 入口扩散器结构图气体分布器由上下环板、气体导管和中间圆形通道组成，可以看出，该分布器结构十分简单。该新型环流式分布器环板内径1600mm，外径2400mm，刚好与反应器内壁贴合。环板板厚20mm，上下环板的中心各均匀地开60个直径20mm的气孔，气孔上焊接305mm的气体导管，导管与环板垂直，长度为40mm。为了使气体在分布器内部能均匀分布，进料方式采用切向进料，进气管道内径与分布器上下环板净间距相同。气体在进入分布器后会沿环板之间的空隙运动，由于气孔直径较小，形成了一种轻微憋压状态，使得气体不会立即在离进气管道较近的气孔中排出，而是最终在整个分布器的环隙内做圆周运动，同时大部分气体经由气孔排出，实际气体从气孔排出的速度和方向可能存在差异，为了防止由于气体流出方向不一致引起的气体分布不均，该分布器在气孔处焊接了内径与气孔直径大小相同的导管，由于导管与环板垂直，所以气体在各个导管内流速方向会调整为垂直环板向上/下，即从各个导管口喷出的气体均会向上/下流动。由于导管长度很小，能够保证在校正气流方向的前提下产生较小的流动阻力。由于开孔位置距离反应器内壁较近，所以气体在壁面附近也会有很好的分布。上方环板排出气体会沿封头内壁运动，最后在中间圆形通道区域汇合，反向向下运动。第六章对反应器进行了CFD模拟，对分布器的分布性能做了详细的评价。2.13.6 管板管板是列管与塔体连接部件，本反应器的管板与管壳程筒节连接时，采用应力释放槽的结构，这种结构的优点是能够在不增加管板毛坯厚度的前提下减轻管板边缘的应力集中，提升设备整体强度。图2-11 管板连接结构图2.13.7 裙座本反应器高径比30，应采用圆筒形裙座。裙座高度为2000mm，厚度与筒体一致，为34mm，焊接形式采用对接。2.14 反应器强度校核固定管板换热器设计计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所设 计 计 算 条 件 壳 程管 程设计压力 2.86MPa设计压力 2.75MPa设计温度 250设计温度450壳程圆筒内径Di2400 mm管箱圆筒内径Di2400mm材料名称Q345R材料名称S31608 简 图计 算 内 容壳程圆筒校核计算前端管箱圆筒校核计算前端管箱封头(平盖)校核计算后端管箱圆筒校核计算后端管箱封头(平盖)校核计算管箱法兰校核计算管板校核计算前端管箱筒体计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件筒体简图计算压力 pc 2.75MPa设计温度 t 450.00 C内径 Di 2400.00mm材料 S31608 ( 板材 )试验温度许用应力 s 137.00MPa设计温度许用应力 st 109.00MPa试验温度下屈服点 ss 205.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 3.00mm焊接接头系数 f 1.00厚度及重量计算计算厚度 d = = 30.66mm有效厚度 de =dn - C1- C2= 30.70mm名义厚度 dn = 34.00mm重量 2040.83Kg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 = 3.4375 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平 sTsT 0.90 ss = 184.50MPa试验压力下圆筒的应力 sT = = 136.08 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= = 2.75336MPa设计温度下计算应力 st = = 108.87MPastf 109.00MPa校核条件stf st结论 筒体名义厚度大于或等于GB151中规定的最小厚度15.00mm,合格前端管箱封头计算计算单位 中航一集团航空动力控制系统研究所计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件椭圆封头简图计算压力 pc 2.75MPa设计温度 t 450.00 C内径 Di 2400.00mm曲面深度 hi 600.00mm材料 S31608 (板材)设计温度许用应力 st 109.00MPa试验温度许用应力 s 137.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 3.00mm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 = 1.25p= 3.4375 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力stsT 0.90 ss = 184.50MPa试验压力下封头的应力sT = = 135.22MPa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 = = 30.47mm有效厚度 deh =dnh - C1- C2= 30.70mm最小厚度 dmin = 3.60mm名义厚度 dnh = 34.00mm结论 满足最小厚度要求重量 1769.56 Kg压 力 计 算最大允许工作压力 pw= = 2.77086MPa结论 合格后端管箱筒体计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件筒体简图计算压力 pc 2.75MPa设计温度 t 450.00 C内径 Di 2400.00mm材料 S31608 ( 板材 )试验温度许用应力 s 137.00MPa设计温度许用应力 st 109.00MPa试验温度下屈服点 ss 205.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 3.00mm焊接接头系数 f 1.00厚度及重量计算计算厚度 d = = 30.66mm有效厚度 de =dn - C1- C2= 30.70mm名义厚度 dn = 34.00mm重量 2040.83Kg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 = 3.4375 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平 sTsT 0.90 ss = 184.50MPa试验压力下圆筒的应力 sT = = 136.08 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= = 2.75336MPa设计温度下计算应力 st = = 108.87MPastf 109.00MPa校核条件stf st结论 筒体名义厚度大于或等于GB151中规定的最小厚度15.00mm,合格后端管箱封头计算计算单位 中航一集团航空动力控制系统研究所计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件椭圆封头简图计算压力 pc 2.75MPa设计温度 t 450.00 C内径 Di 2400.00mm曲面深度 hi 600.00mm材料 S31608 (板材)设计温度许用应力 st 109.00MPa试验温度许用应力 s 137.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 3.00mm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 = 1.25p= 3.4375 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力stsT 0.90 ss = 184.50MPa试验压力下封头的应力sT = = 135.22MPa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 = = 30.47mm有效厚度 deh =dnh - C1- C2= 30.70mm最小厚度 dmin = 3.60mm名义厚度 dnh = 34.00mm结论 满足最小厚度要求重量 1769.56 Kg压 力 计 算最大允许工作压力 pw= = 2.77086MPa结论 合格壳程圆筒计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所计算所依据的标准GB 150.3-2011 计算条件筒体简图计算压力 pc 2.86MPa设计温度 t 250.00 C内径 Di 2400.00mm材料 Q345R ( 板材 )试验温度许