3-2反应器设计说明书

中海壳牌年产11.7wt聚甲基丙烯酸甲酯项目反应器设计说明书目录第一章 设计概述1第二章 叔丁醇水合反应器（R0101）设计32.1 反应器形式确定32.2 反应器设计条件42.3 反应器详细设计52.3.1 搅拌釜尺寸设计52.3.2 搅拌桨形式及尺寸确定62.3.3 搅拌转速确定72.3.4 通气量的确定102.3.5 搅拌功率的确定102.3.6 搅拌釜配件选型112.3.7 壁厚计算152.3.8 接管计算152.4 反应器的改善162.4.1 强化传热装置162.4.2 传质问题上172.5 反应器的校核172.6 反应器校核结果272.7 设备条件图28中山大学Triumph团队28第一章 设计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式，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，同时还应该考虑经济的合理性和环境保护等方面的要求。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要点：（1）保证物料转化率和反应时间；（2）满足物料和反应的热传递要求；（3）注意材质选用和机械加工要求。反应器的设计主要内容包括：（1）反应器选型；（2）确定合适的工艺条件；（3）确定实现这些工艺条件所需的技术措施；（4）确定反应器的结构尺寸；（5）确定必要的控制手段。反应器按结构大致可分为管式、釜式、塔式、固定床和流化床等。表1-1 部分反应器特性型式适用的反应优缺点管式气相、液相返混小、所需反应器容积较小、比传热面大；但对慢速反应，管要很长，压降大釜式液相、液-液相、液-固相适用性大、操作弹性大、连续操作时温度、浓度容易控制、产品质量均一，但高转化率时，反应容积大固定床气-固（催化或非催化）相返混小、高转化率时催化剂用量少，催化剂不易磨损；传热控温不易、催化剂装卸麻烦流化床气-固（催化或非催化）相、特别是催化剂失活很快的反应传热好、温度均匀、易控制、催化剂有效系数大；粒子输送容易、但磨耗大；床内返混大，对高转化率不利，操作条件限制较大移动床气-固（催化或非催化）相、催化剂需要不断再生的反应传热好、反应连续、返混小、催化剂不断循环再生；控制固体均匀下移比较困难，可能发生“贴壁”和“空腔”现象本项目为聚甲基丙烯酸甲酯的生产项目，以总厂的抽余C4中的异丁烯为主要原料，将三菱人造丝公司的水合法同旭化成公司的直接氧化酯化法相结合生产甲基丙烯酸甲酯，利用溶液聚合生产聚甲基丙烯酸甲酯。该工艺设计异丁烯的水合、叔丁醇的氧化、甲基丙烯醛的直接氧化酯化以及甲基丙烯酸甲酯的聚合四个工段，工艺清洁高效，能得到较高纯度聚甲基丙烯酸甲酯。第二章 叔丁醇水合反应器（R0101）设计本项目由总厂提供的抽余C4中的异丁烯生产聚甲基丙烯酸甲酯，本反应器设计说明书主要详述对于第一工段中异丁烯水合法制备叔丁醇的反应器（R0101）的设计。2.1 反应器形式确定根据对异丁烯水合反应的动力学分析，将其水合反应的动力学方程式归纳如下：rIBE=ck(CBCW-CAkC)(1+KwCW)2（2-33）其中KW=e7.0143-5504.15TKC=e-22.731+6311.42Tk=4.434091012+4.14221011Ccate122356.182T,c,与搅拌等相关，暂时取为1，待后续步骤修正Ccat根据文献对比结果及反应情况取240mol/m3为了节省操作费用和设备费用，采用鼓泡搅拌釜反应形式。同时，该反应为放热反应，因此采用外部循环换热方式移出反应热。根据鼓泡搅拌釜中水合反应过程控制步骤的分析，可以发现整个过程为反应控制。而对于带有外部循环换热的鼓泡搅拌釜整体而言，其可以近似认为是符合理想全混流反应器模型。对于全混流反应器，根据物料衡算，则有：V0CIBE0=V0CIBE01-xIBE+(rIBE)fVR=CIBE0-(CIBE)f(rIBE)f=CIBE0xIBEf(rIBE)f其中，V0和xIBE和VR分别指反应器的初始流入物料总体积、异丁烯的转化率、异丁烯的反应体积，与反应器内状态相同。将反应动力学代入上式，则可得：=CA0xAfck(CBCW-CAkC)(1+KwCW)2VR=V0cIBE0xIBEf(rIBE)f此外，根据热量衡算，则有：-rIBEVH+Q换热=0但应当注意的是，停留时间为液相的停留时间，也是鼓泡搅拌釜中的液相体积。由于液相中的氢气浓度计算复杂，最终选择采用ASPEN中的RCSTR模块来进行模拟计算，并将温度条件设置为恒温。2.2 反应器设计条件根据ASPEN模拟结果，叔丁醇水合反应器最终采用带有外部循环换热的鼓泡搅拌釜形式。由于组成异丁烯水合反应器的泵、静态混合器及换热器有相关标准，均为标准设备，因此在此不进行详细设计，仅根据相关设计要求进行选型。而对于反应器的核心鼓泡搅拌釜则进行详细设计。根据模拟结果，得出叔丁醇反应器进出物流如下图，1S1则是通入的是等待水合的异丁烯及含有其他杂质的反应气；其中WATER1为流入水的水合反应器的浆液，主要成分是水；TBA1是为了提高异丁烯在水中的溶解度加入的叔丁醇助剂；1S9为产出的叔丁醇和催化剂树脂浆液。表2-1 鼓泡搅拌釜设计条件项目数值工作温度/64.93工作压力/bar6设计压力/bar6.6设计温度/79.93设备直径/m内径1.8m设备高度/m直筒段2.1m，加有两侧标准EHA椭圆封头注：直径与直筒段高度在2.3.2.1中搅拌釜尺寸设计中说明。进出口物料的介质名称、组成和流量等信息如下表2-2所示：表2-2 水合反应器（R0101）进出口物料进出口进口出口流股编号1S1TBA1WATER11S9Temperature()49.8622525.7227325.4118370Pressure(bar)6667Mole Flow(kmol/hr)154.3744160251.1721Mass Flow(kg/hr)8684.77296.49122882.44511863.71Volume Flow(cum/hr)15.692440.3781082.90112917.66024Vapor Fraction8.52E-08000Liquid Fraction1111Solid Fraction0000Molar Enthalpy(kcal/mol)-8.55049-68.2549-85.7146-51.2246Mass Enthalpy(kcal/kg)-151.987-3788.72-1156.39-1084.5Enthalpy Flow(Gcal/hr)-1.31997-0.34286-10.9208-12.8662Molar Entropy(cal/mol-K)-74.5735-38.9408-139.46-74.0357Mass Entropy(CAL/GM-K)-1.32556-2.16154-1.88147-1.56744Molar Density(kmol/cum)9.83747455.1509410.57914.22246Mass Density(kg/cum)553.4366993.5597784.1453671.7749Average Molecular Weight56.25818.0152874.122847.23338Component Mass Flow(kg/hr)NBA411.702200411.7022IBA289.989300289.9893IBE4626.27400855.74281BE3061.013003061.013C2BE4.028864004.0288641,3BDE29.687850029.68785T2BE262.075900262.0759TBA0296.491205277.683H2O002882.4451671.784Component Mass FractionNBA0.047405000.034703IBA0.033391000.024443IBE0.532688000.0721311BE0.352458000.258015C2BE0.000464000.000341,3BDE0.003418000.002502T2BE0.030177000.022091TBA0100.44486根据流股信息，并考虑到设计压力一般取工作压力的1.05-1.1倍，设计温度则需比最高温度高15-30。因此设计压力：P设计=P工作1.1=7.37281.1=8.082bar设计温度：T设计=80+15=95根据模拟结果及设计要求，得出鼓泡搅拌釜的设计条件：2.3 反应器详细设计以全混流为理想模型，确定了停留时间及液相体积之后，对搅拌釜反应器进行诸如搅拌釜直径、搅拌釜高度、搅拌桨型号、气体分布器位置等参数进行详细设计，同时利用SW6进行强度校核。2.3.1 搅拌釜尺寸设计可以由液相停留时间、液相体积流量来确定液相停留体积，并结合装液高径比确定直径。对于搅拌釜，一般液层高度与釜径的比值H0D=1.01.2。不妨取装液高径比为1.2进行设计计算。根据模拟结果，所需液相反应体积为100m3，则有：4D3H0D=100计算得D=4.73416m，向上取整为4800mm。此时选择标准椭圆封头进行设计，椭圆封头长径为4800mm，深度为939mm。则椭圆封头体积为：V=2abc3=22.42.40.9393=11.70180432从而有液体高度为：H0=100-11.701804320.253.144.84.8=4.882021672装液高径比为H0D=4.8820216724.8=1.017满足装液高径比1.0-1.2的要求。同时，由于这是一个鼓泡系统，取装填系数为0.65，则直筒段高度：L=100m30.65-42.4m2.4m0.939m30.254.8m4.8m=7.25m2.3.2 搅拌桨形式及尺寸确定有文献表明，在搅拌鼓泡釜中通常采用的桨叶是直液涡轮式，用标准的六叶或者四叶。在涡轮桨圆盘的下方，设有进气管，这种形式的搅拌桨能产生高度湍流并击碎气泡，并且当H0D1.8时需要采用两层或多层桨。因此氢化反应器中采用的是六叶圆盘涡轮，由于反应器设计的装液高径比小于1.8，因此只需要一层搅拌桨。桨叶中圆盘的作用可以防止气体沿轴短路上升。气体从分布器的孔口喷出，就能立刻被转动的桨叶刮碎并卷入叶片后面的涡流中，被涡流粉碎的气泡又同时沿半径方向甩出，到达器壁之后又折而向上、下两处循环并旋转，若遇到挡板，则再一次发生扰动。但由于气泡本身的浮力，它的行径并不与液流完全一致。在桨叶吐出处附近区域，是传质最强区域，局部的气含量也最大，反应釜内的传质，主要靠此区域。其余部分的空间，传质效果大减。当然，对于慢反应，为了保证必要的反应时间，还要继续在那里进行反应。涡轮式搅拌桨叶直径d与釜直径D的最佳比值视不同情况而有所差别，对于良好的传质要求dD1.8，传热为0.33，粘度增高则该比值增加，有固体颗粒悬浮时dD1.8，若过程同时要求满足良好的传质、传热及固体颗粒悬浮的要求，则取dD=0.33。水合反应是一个气液反应，但同时也在体系中加入苯乙烯交联磺酸基树脂作为催化剂，为保证良好的化学反应速度，应当使固体颗粒悬浮，同时保证良好的传质效果，综合而言，取dD=0.33是恰当的。参考HG3796.5-2005圆盘涡轮式搅拌器标准，选择下表中以圈出红色方框的那一行参数。图2-2 圆盘涡轮搅拌器尺寸图2-3 圆盘涡轮搅拌器示意图根据文献，取叶轮距釜底距离Hi=d=500 mm为保证良好的传质，除了加有搅拌桨之外，还需在釜边缘加上挡板，根据文献，取挡板数为4，挡板宽度Wb=0.1D=0.3d=480mm。2.3.3 搅拌转速确定转速无疑会对搅拌效果造成影响，进而对传质、传热等都造成影响。实验研究表明，在某一区域范围内，搅拌器转速对反应速率有明显的影响，可能存在有两个临界转速：下临界转速与上临界转速。所谓下临界转速，是指搅拌桨的转速必须达到此值，气体才能分散均匀。在此转速以上，釜内气液都趋于完全混合，传质系数主要受搅拌速度所支配，气泡大小已无直接影响。因此，下临界转速实质上是鼓泡作用和搅拌作用对总反应速率相对影响程度的一种界限，对快速反应或者瞬间反应比较显著。陈甘棠先生主编的第三版化学反应工程给出了一个计算鼓泡搅拌釜临界转速的经验公式：n0d=gL0.251.22+1.25Dd其中n0为临界转速，单位为s-1；d为搅拌桨叶直径，单位为m；为液体表面张力，单位为N/m；L为液相密度，单位为kg/m3。由于这是一个接近全混流状态的反应器，所以釜内液相性质与出口液相性质一致，因此有=0.0197815N/m; L=678.709kg/m3 。同时根据之前对搅拌釜直径及搅拌桨的设计，可得D=4.8m, d=1.6m。代入临界转速计算公式则有：n0d=gL0.251.22+1.25Ddn01.6=0.01978159.81678.7090.251.22+1.254.81.6从而算得n0=0.04011368s-1=24.24068211r/min同时第二版书中也给出了一个经验公式对临界转速进行估计：n0=4LgL(Dd2) 其中符号含义同上。则可算得：n0=4LgLDd2=40.01978159.81678.7094.81.62=0.243816126s-1=14.62896758r/min取两经验值的最大值，为24r/min。但是同时，我们的搅拌釜与普通的气液鼓泡搅拌釜不同，在于体系中存在催化剂固体，搅拌速度应当使固体颗粒保证完全悬浮。Zwietering T.N.等人使用不同类型搅拌器对较大范围内不同密度的固体颗粒进行实验，证明临界悬浮速度与体系性质、叶轮性能及釜径有关。ned0.85dp0.2C0.130.1(gs-LL)0.45I式中：ne为达到临界悬浮态的最小转速，s-1；C为固相的比质量分数（单位质量液体中的固体质量分数），此中为48；为液体运动粘度，m2s-1，此中为6.512761710-7m2s-1；dp为颗粒直径,m，此中为4.210-5；s和L为固体及液体的密度，kg/m3，此中分别为2850.5778 kg/m3及678.709/m3；I为一个与搅拌器类型和安装尺寸。对于采用六平直叶涡轮搅拌器的标准搅拌釜而言，I满足下图：图2-4 圆盘涡轮悬浮性能由于d/D为3。查得I为7.4。从而有：ne6.512761710-70.85(4.210-5)0.2480.13(6.52176110-7)0.19.812850.5778 -678.709678.7090.457.4从而算得达到临界悬浮态所需要的最小转速为1.241326r/s，即74.47958813r/min。为保证混合效果，搅拌转速也不能过小，这对转速也提出了要求。当泵送速率为输料速度的4-10倍时，可以认为已经达到完全的全混流。泵送速率为单位时间螺旋桨排出的液体体积，与搅拌器形式和转速大小有关。设搅拌器转速为nr,并假定平均速度u与叶端速度（dnr）成比例，对一定的相对几何尺寸，则：QL=N0nrd3其中NO的数值与桨叶直径，叶片数目、螺矩，桨叶对液体旋转速度的比值有关。在湍流区和层流区，一定几何形状的桨叶，N0为常数，在有挡板时，对于六叶涡轮桨叶，叶片宽度和直径之比为1/5，且Redp10000 时，N0=0.93Dd。符号含义同上。为保证完全返混，取泵送速度为输料速度10倍进行计算。输料速度为97.632m3/h ,所以泵送速度为976.32 m3/h，即0.2712m3/s。QL=N0nrd3=0.93Ddd3=0.93nr4.8所以nr=0.023731519r/s=1.423891129r/min。综合来看，只需要转速高于75r/min ，按照文献就可达到要求。但考虑到工业实际与文献的偏差，取转速为150r/min，保证搅拌充分，此时搅拌雷诺数为：Red=nd2=687.709kg/m31.241326s-1(0.6m)20.000442027pas=6.66957109满足湍流要求。2.3.4 通气量的确定异丁烯水合的过程，是一个异丁烯溶解在液相，并与水分子在催化剂表面发生反应的过程。异丁烯的压力会影响异丁烯在液相中的平衡浓度，从而对反应速度造成影响。在异丁烯压力一定时，而异丁烯的通气量，并不会直接对反应速率造成影响。但对于鼓泡搅拌釜而言，合适的通气量能够强化液体流动，增强返混程度，从而提高传质传热效果。但是过大的气量，会破坏搅拌桨叶粉碎气泡而使气泡分散的能力，使桨叶为气体所包围，造成局部空转，同时会在桨叶的下部形成无泡区，桨叶上部形成气体短路并在液层表面出现腾涌状态。此通气极限或称最大通气量QG,max。最大通气量与搅拌桨的转速n有关，可按下述经验式来推算：QG,maxnd3=0.19Fr0.75其中QG,max最大通气量m3/s，其余同上，Fr适用范围为0.1Frn2dg2 1.019367992，。将反应釜的参数代入，则可得：Frn2dg=1.019367992QG,max1.241326(1.6m)3=0.191.0193679920.75=3971.621178m3/h根据文献，在利用水与叔丁醇水合的过程中，所用的异丁烯的量为水的量基本上是相等的。参考该文献，我们设计的通气量为560.937m3/h，能够满足最大通气量的限制。2.3.5 搅拌功率的确定搅拌，是一个通过机械传动装置，将电能转变为机械能，从而达到强化传热和传质效果的过程。单位体积所提供的搅拌功率越大，意味着传热和传质的增强效果更好。但是搅拌所带来的传递效果的优化，会随着转速增加而变得昂贵，因此无原则地提高搅拌功率是不可取的。在不通气时，搅拌功率的计算公式与搅拌雷诺数有关，由于Red=nd2=678.709kg/m32.5s-1(1.6m)20.000442027pas=9.82686106为完全湍流，所以P=KTn3d5KT为一个与桨叶形式相关的量。对于所选的六直叶圆盘涡轮，KT为6.3。从而在不通气时的搅拌功率为：P=KTn3d5=6.3(2.5s-1)3(1.6m)5678.709kg/m3=700558当气体通入搅拌釜时，桨叶处流体密度减小，故桨叶所消耗的功率也减小。鼓泡时消耗功率PG与不通气时的功率之比，与通气特征数NV=VGnd3作图为：图2-5 圆盘涡轮搅拌器通气搅拌功率由于NV=VGnd3=560.973m3/h36002.5s-1(1.6m)3=0.015217367查图2-6，得PG/P=0.75，则PG为525.418kW。2.3.6 搅拌釜配件选型根据需要输入功率为525.418 kW，转速为150r/min，同时作为一个鼓泡搅拌釜，需要根据产品质量对转速进行控制，因此需要选择可调速的电机。根据国标JB/T 8668-2011系列大型三相异步电机技术条件，选择机座号为YKSL630-16/1180的系列电机，其具体尺寸为：图2-6 YSKL电机示意图及型号由于当前电机输入功率过大，因此无法选择相应的国标（HG/T 3139.1-2001）件进行配置：图2-7 国标（HG/T 3139.1-2001）因此采用了变频器对电机进行相应的调速处理，此处选用湘潭电机厂的YKSL立式高压湘潭电机，此系列电机的基本形式为“鼠笼型”，采用如下的基本原理调速：矢量控制法调速：矢量控制实现的基本原理是通过测量和控制异步电动机定子电流矢量，根据磁场定向原理分别对异步电动机的励磁电流和转矩电流进行控制，从而达到控制异步电动机转矩的目的。具体是将异步电动机的定子电流矢量分解为产生磁场的电流分量(励磁电流)和产生转矩的电流分量(转矩电流)分别加以腔制，并同时控制两分量间的幅值和相位，即控制定子电流矢量，所以称这种控制方式为矢量控制方式。图2-8 矢量控制方式图2-9 搅拌釜2.3.7 壁厚计算由于采用SW6校核，故关于壁厚结果，见搅拌釜强度校核部分。2.3.8 接管计算根据换热要求，循环的液体流量为97.632m3/h（具体见混合及换热设备设计部分），由于是桨液，选择其在管中流速为1.2m/s，因此有：d=V0.253.14u=97.6320.253.141.2=0.169675599因此鼓泡搅拌釜的浆液流入及流出管子均选21918 。由于氢气通入体积流量为560.937m3/h，出鼓泡搅拌釜的体积流量为11.2219m3/h，取反应气流速为30m/s，管道流体流速为 1.5m/s；得出：氢气通入管：d=V0.253.14u=560.9370.253.14360030=0.08134m液体通出管：d=V0.253.14u=11.222190.253.1436001.5=0.051451909m因此反应气通入管及液体通出管均采用1596。2.4 反应器的改善在反应过程中，由于反应器体积过大不可避免地会产生换热、混合的问题，因此在以下几个方面做出改善：2.4.1 强化传热装置本项目采用新型的强化传热放热反应生产方案及强放热反应的生产方法引入了专利号为CN 106732295A的专利，利用此专利，提供了一种强化传热的装置，适用于快速强放热反应的连续合成，并且使用试问或者接近试问的循环水代替低温的冷冻盐水，节能降耗，减少腐蚀，延长设备的使用寿命。图2-10 强化传热装置2.4.2 传质问题上由于现有的技术条件不足以满足传质要求，因此引入了大型三相异步电机，并且在期间加入了矢量控制调速装置，提高了整套装置的传质混合的充分性、均匀性。在此基础上，采用了现有技术所能提供的满足条件的最大搅拌设备，充分增加了反应过程传质的均匀性。2.5 反应器的校核表2-3 立式搅拌容器校核立式搅拌容器校核计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所筒体设计条件内 筒设计压力 pMPa0.8082设计温度 t C95内径 Dimm4800名义厚度 dnmm25材料名称12Cr2Mo1R许用应力 s 193 s tMPa187.375压力试验温度下的屈服点 s 310钢材厚度负偏差 C1mm0.3腐蚀裕量 C2mm2厚度附加量 CC1C2mm2.3焊接接头系数 f1压力试验类型液压试验压力 pTMPa1.01025筒体长度 Lwmm7500内筒外压计算长度 Lmm封 头 设 计 条 件筒体上封头筒体下封头夹套封头封头形式椭圆形椭圆形名义厚度 dnmm2525材料名称12Cr2Mo1R12Cr2Mo1R设计温度下的许用应力 s tMPa187.375187.375钢材厚度负偏差 C1mm0.30.3腐蚀裕量 C2mm22厚度附加量 CC1C2mm2.32.3焊接接头系数 f11主 要 计 算 结 果内圆筒体内筒上封头内筒下封头校核结果校核合格校核合格校核合格质 量 m kg22310.37846.267846.26搅拌轴计算轴径mm 悬臂轴(刚性轴)校核合格备 注表2-4 内筒体内压计算内筒体内压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 0.81MPa设计温度 t 95.00 C内径 Di 4800.00mm材料 12Cr2Mo1R ( 板材 )试验温度许用应力 s 193.00MPa设计温度许用应力 st 187.38MPa试验温度下屈服点 ss 310.00MPa钢板负偏差 C1 0.30mm腐蚀裕量 C2 2.00mm焊接接头系数 f 1.00厚度及重量计算计算厚度 d = = 10.37mm有效厚度 de =dn - C1- C2= 22.70mm名义厚度 dn = 25.00mm重量 22310.26Kg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 = 1.0102 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平 sTsT 0.90 ss = 279.00MPa试验压力下圆筒的应力 sT = = 107.32 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= = 1.76391MPa设计温度下计算应力 st = = 85.85MPastf 187.38MPa校核条件stf st结论 合格表2-5 内筒上封头内压计算内筒上封头内压计算计算单位 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 0.81MPa设计温度 t 95.00 C内径 Di 4800.00mm曲面深度 hi 2400.00mm材料 12Cr2Mo1R (板材)设计温度许用应力 st 187.38MPa试验温度许用应力 s 193.00MPa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 = 1.25p= 1.0102 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力stsT 0.90 ss = 279.00MPa试验压力下封头的应力sT = = 53.66MPa校核条件sT sT校核结果合格厚度及重量计算形状系数 K = = 0.5000计算厚度 dh = = 5.18mm有效厚度 deh =dnh - C1- C2= 22.70mm最小厚度 dmin = 7.20mm名义厚度 dnh = 25.00mm结论 满足最小厚度要求重量 7846.26 Kg压 力 计 算最大允许工作压力 pw= = 3.52783MPa结论 合格表2-6 内筒下封头内压计算内筒下封头内压计算计算单位 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 0.81MPa设计温度 t 95.00 C内径 Di 4800.00mm曲面深度 hi 2400.00mm材料 12Cr2Mo1R (板材)设计温度许用应力 st 187.38MPa试验温度许用应力 s 193.00MPa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 = 1.25p= 1.0102 (或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力stsT 0.90 ss = 279.00MPa试验压力下封头的应力sT = = 53.66MPa校核条件sT sT校核结果合格厚度及重量计算形状系数 K = = 0.5000计算厚度 dh = = 5.18mm有效厚度 deh =dnh - C1- C2= 22.70mm最小厚度 dmin = 7.20mm名义厚度 dnh = 25.00mm结论 满足最小厚度要求重量 7846.26 Kg压 力 计 算最大允许工作压力 pw= = 3.52783MPa结论 合格表2-7 开孔补强计算开孔补强计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所接 管: N1, 21918计算方法: GB150.3-2011等面积补强法，单孔设 计 条 件简 图计算压力 pc0.8082MPa设计温度95壳体型式椭圆形封头壳体材料名称及类型12Cr2Mo1R板材壳体开孔处焊接接头系数1壳体内直径 Di4800mm壳体开孔处名义厚度n25mm壳体厚度负偏差 C10.3mm壳体腐蚀裕量 C22mm壳体材料许用应力t187.38MPa椭圆形封头长短轴之比 1凸形封头上接管轴线与封头轴线的夹角() 0 接管实际外伸长度 300mm接管连接型式 插入式接管接管实际内伸长度 0mm接管材料 12Cr2Mo1接管焊接接头系数 1名称及类型 管材接管腐蚀裕量 1mm补强圈材料名称 凸形封头开孔中心至 封头轴线的距离 450mm补强圈外径 mm补强圈厚度 mm接管厚度负偏差 C1t 1.8mm补强圈厚度负偏差 C1r mm接管材料许用应力t 167MPa补强圈许用应力t MPa开 孔 补 强 计 算非圆形开孔长直径 191.97mm开孔长径与短径之比 1.0179 壳体计算厚度 5.1815mm接管计算厚度t 0.4439 mm补强圈强度削弱系数 frr 0接管材料强度削弱系数 fr 0.8913开孔补强计算直径 d 191.97mm补强区有效宽度 B 383.94 mm接管有效外伸长度 h1 58.783mm接管有效内伸长度 h2 0 mm开孔削弱所需的补强面积A 1012mm2壳体多余金属面积 A1 3305 mm2接管多余金属面积 A2 1546mm2补强区内的焊缝面积 A3 112 mm2A1+A2+A3= 4964mm2 ，大于A，不需另加补强。补强圈面积 A4mm2A-(A1+A2+A3)mm2结论: 合格表2-8 开孔补强计算开孔补强计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所接 管: N2, 42614计算方法: GB150.3-2011等面积补强法，单孔设 计 条 件简 图计算压力 pc0.8082MPa设计温度95壳体型式圆形筒体壳体材料名称及类型12Cr2Mo1R板材壳体开孔处焊接接头系数1壳体内直径 Di4800mm壳体开孔处名义厚度n25mm壳体厚度负偏差 C10.3mm壳体腐蚀裕量 C22mm壳体材料许用应力t187.38MPa接管轴线与筒体表面法线的夹角() 0凸形封头上接管轴线与封头轴线的夹角() 接管实际外伸长度 260mm接管连接型式 插入式接管接管实际内伸长度 0mm接管材料 12Cr2Mo1接管焊接接头系数 1名称及类型 管材接管腐蚀裕量 1mm补强圈材料名称 凸形封头开孔中心至 封头轴线的距离 mm补强圈外径 mm补强圈厚度 mm接管厚度负偏差 C1t 1.4mm补强圈厚度负偏差 C1r mm接管材料许用应力t 167MPa补强圈许用应力t MPa开 孔 补 强 计 算非圆形开孔长直径 402.8mm开孔长径与短径之比 1 壳体计算厚度 10.374mm接管计算厚度t 0.9654 mm补强圈强度削弱系数 frr 0接管材料强度削弱系数 fr 0.8913开孔补强计算直径 d 402.8mm补强区有效宽度 B 805.6 mm接管有效外伸长度 h1 75.095mm接管有效内伸长度 h2 0 mm开孔削弱所需的补强面积A 4205mm2壳体多余金属面积 A1 4934 mm2接管多余金属面积 A2 1424mm2补强区内的焊缝面积 A3 88 mm2A1+A2+A3= 6445mm2 ，大于A，不需另加补强。补强圈面积 A4mm2A-(A1+A2+A3)mm2结论: 合格表2-9 开孔补强计算开孔补强计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所接 管: N3, 21918计算方法: GB150.3-2011等面积补强法，单孔设 计 条 件简 图计算压力 pc0.8082MPa设计温度95壳体型式圆形筒体壳体材料名称及类型12Cr2Mo1R板材壳体开孔处焊接接头系数1壳体内直径 Di4800mm壳体开孔处名义厚度n25mm壳体厚度负偏差 C10.3mm壳体腐蚀裕量 C22mm壳体材料许用应力t187.38MPa接管轴线与筒体表面法线的夹角() 1凸形封头上接管轴线与封头轴线的夹角() 接管实际外伸长度 300mm接管连接型式 插入式接管接管实际内伸长度 100mm接管材料 12Cr2Mo1接管焊接接头系数 1名称及类型 管材接管腐蚀裕量 1mm补强圈材料名称 凸形封头开孔中心至 封头轴线的距离 mm补强圈外径 mm补强圈厚度 mm接管厚度负偏差 C1t 1.8mm补强圈厚度负偏差 C1r mm接管材料许用应力t 167MPa补强圈许用应力t MPa开 孔 补 强 计 算非圆形开孔长直径 188.63mm开孔长径与短径之比 1.0002 壳体计算厚度 10.374mm接管计算厚度t 0.4439 mm补强圈强度削弱系数 frr 0接管材料强度削弱系数 fr 0.8913开孔补强计算直径 d 188.63mm补强区有效宽度 B 377.26 mm接管有效外伸长度 h1 58.269mm接管有效内伸长度 h2 58.269 mm开孔削弱所需的补强面积A 1991mm2壳体多余金属面积 A1 2284 mm2接管多余金属面积 A2 3008mm2补强区内的焊缝面积 A3 210 mm2A1+A2+A3= 5502mm2 ，大于A，不需另加补强。补强圈面积 A4mm2A-(A1+A2+A3)mm2结论: 合格表2-10 开孔补强计算开孔补强计算计算单位中航一集团航空动力控制系统研究所接 管: N4, 18020计算方法: GB150.3-2011等面积补强法，单孔设 计 条 件简 图计算压力 pc0.8082MPa设计温度95壳体型式椭圆形封头壳体材料名称及类型12Cr2Mo1R板材壳体开孔处焊接接头系数1壳体内直径 Di4800mm壳体开孔处名义厚度n25mm壳体厚度负偏差 C10.3mm壳体腐蚀裕量 C22mm壳体材料许用应力t187.38MPa椭圆形封头长短轴之比 1凸形封头上接管轴线与封头轴线的夹角() -0 接管实际外伸长度 50mm接管连接型式 插入式接管接管实际内伸长度 0mm接管材料 12Cr2Mo1接管焊接接头系数 1名称及类型 管材接管腐蚀裕量 1mm补强圈材料名称 凸形封头开孔中心至 封头轴线的距离 mm补强圈外径 mm补强圈厚度 mm接管厚度负偏差 C1t 2mm补强圈厚度负偏差 C1r mm接管材料许用应力t 167MPa补强圈许用应力t MPa开 孔 补 强 计 算非圆形开孔长直径