年产5.8 万吨1,3-丙二醇项目3-羟基丙醛精制工段模拟与设计

第1章引言1.11,3-丙二醇的工艺对比与选取1,3-丙二醇的生产技术路线主要分为两大类：化学催化合成与微生物发酵。化学法主要包括：丙烯醛水和氢化法和环氧乙烷羰基化法。生物发酵法则利用微生物（如大肠杆菌或克雷伯氏菌）发酵葡萄糖或甘油等可再生原料，通过代谢途径生成1,3-丙二醇。此外，还有电化学法和光催化法等新兴技术正在研究中[1]。1,3-丙二醇的制备方法优缺点见表1.1。表1.11,3-丙二醇的制备方法方法原料优点缺点丙烯醛水合氢化法丙烯醛工艺成熟，适合大规模生产依赖石油资源，原料成本较高环氧乙烷羰基化法环氧乙烷、一氧化碳原料易得，反应效率较高催化剂成本高，工艺复杂微生物发酵法葡萄糖绿色环保，原料可再生生产成本较高，发酵效率需优化甘油发酵法甘油（生物柴油副产物）原料来源广泛，成本较低发酵效率较低，工艺条件需进一步优化电化学法甘油或其他原料绿色环保，反应条件温和技术不成熟，工业化应用较少本项目选择丙烯醛水合氢化法制1,3-丙二醇。首先丙烯醛水合生成3-羟基丙醛，再经加氢还原得到1,3-丙二醇，反应步骤简单，催化剂体系稳定，生产效率高。尽管依赖石油基原料丙烯醛，但其技术路线经过多年优化，设备投资和运行成本相对可控，适合对产量和稳定性要求较高的工业化场景。此外，该方法的产物纯度高，后续分离提纯工艺成熟，能够满足高质量1,3-丙二醇的生产需求[2]。1.2丙烯醛水合氢化法工艺流程本项目1,3-丙二醇生产过程分为五个模拟工段，分别是丙烯醛合成分离工段、丙烯分离回收工段、丙烯醛水合工段、加氢工段和精制工段。丙烯与空气、水蒸气混合后催化氧化生成丙烯醛水溶液，质量纯度为13％丙烯醛经分离后进入水合工段生成3-羟基丙醛，3-羟基丙醛经精馏塔精制后再通过加氢反应转化为1,3-丙二醇。精制工段通过多级分离和提纯，最终得到99.9%纯度的1,3-丙二醇，同时回收副产物和废液，减少资源浪费。整个流程实现了从丙烯到1,3-丙二醇的高效转化与资源循环利用[3]。本设计对丙烯醛水合工段产品精制部分工艺流程进行模拟和优化，并对T0301脱轻塔进行优化和水力学校核。1.3主要物料信息技术规格3-羟基丙醛精制工段物料信息如表1.2所示。表1.2原料含量表物料摩尔流量/（kmol/h）丙烷（C3H8）0.02丙烯（C3H6）56.21氢气（H2）2.84水（H2O）3932.78氮气（N2）0.173-羟基丙醛(C₃H₆O₂)102.15丙烯醛（C₃H₄O）83.98丙烯酸（C₃H₄O₂）1.01氧气（O2）0.02一氧化碳（CO）0.06氦气（He）0.17乙烷(C2H6)0.01二氧化碳（CO2）5.31.4本设计的目的及主要内容1.4.1设计目的本设计为年产5.8万吨质量纯度99.9%的1,3-丙二醇主产品提供原料3-羟基丙醛，聚焦精制工段的工艺优化与节能降耗，通过引入热泵精馏技术、AspenPlus流程模拟与填料塔参数优化，实现3-羟基丙醛的高效分离与能源梯级利用。旨在降低脱水塔（T0302）60.53%的能耗，减少冷热公用工程消耗，同时确保关键设备脱轻塔（T0301）的分离效率与结构可靠性，最终为1,3-丙二醇工业化生产提供兼具经济性、环保性与稳定性的技术方案，助力化工过程绿色环保与可持续发展。1.4.2主要内容（1）对3-羟基丙醛精制工段进行详细的工艺分析，利用Aspen模拟软件建立精制工段流程，进行物料平衡、能量平衡的模拟计算。（2）模拟过程中要考虑不同操作条件对结果的影响，以找出最佳的操作参数。（3）完成主要设备的设计计算，并编写设计说明书。

第2章工艺设计2.1工艺设计概述2.1.1工艺流程简述本工段流程如图2.1所示。在AspenPlus中进行流程模拟，在3-羟基丙醛精制工段，来自反应器流出的物料经过V0301气液分离器，顶部得到丙烯、丙烯醛氢气等气体混合物循环使用到第一工段，底部馏出3-羟基丙醛水溶液去到T0301脱轻塔，T0301脱轻塔塔顶采出丙烯醛水溶液经回流循环到第一工段，塔釜主要为中间产物3-羟基丙醛水溶液去到T0302脱水塔进行进一步分离塔，T0302脱水塔塔顶采出水经回流循环到第一工段，塔釜3-羟基丙醛水溶液进入下一工段。本设计对3-羟基丙醛精制工段工艺流程进行模拟和优化，并对T0301脱轻塔进行优化和水力学校核。图2.13-羟基丙醛精制工艺流程2.1.2主要工艺指标低压蒸汽消耗主要是脱轻塔和脱水塔再沸器的使用，消耗量如表2.1所示。表2.1低压蒸汽消耗序号名称流量(t/h)工作方式１水合脱轻塔再沸器14.5连续２脱水塔再沸器136.4连续合计150.9整个工艺流程消耗的循环水主要用途是作为冷却介质在换热器中进行热量交换，整个工艺过程消耗的循环水用量见表2.2。表2.2循环水消耗序号名称流量(t/h)工作方式１水合脱轻塔冷却器13.7连续２脱水塔冷却器7528.2连续合计7541.92.2节能优化对于精制工段的节能技术选择,主要可采用热泵精馏技术[4],根据AspenPlus软件对流程进行优化[5]。热泵精馏工艺的核心原理在于对塔顶蒸汽进行能量回收利用。该技术首先通过压缩机对蒸汽进行绝热压缩，使其温度显著升高。升温后的高压蒸汽随后进入再沸器作为加热介质，促使塔釜液体部分汽化，不仅降低冷凝器的热负荷，同时压缩蒸汽自身发生相变转化为液态。产生的冷凝液经过减压阀调节压力后分为两部分：一部分作为产品馏出，另一部分则回流至精馏塔顶部。与传统精馏工艺相比，热泵精馏系统采用压缩机和换热器组合装置替代了常规的冷凝器和再沸器，可显著提升能量利用效率。在常规精馏系统的能耗分析中，采用AspenEnergyAnalyzerV11软件对换热网络进行了优化设计，所得工艺过程的组合曲线如图2.2所示[6]。该分析为后续节能改造提供了基准参考。图2.2过程组合曲线图热力学分析表明，T3202冷凝器对应的热流体在46.1℃处出现温焓平台，而T0302再沸器冷流体在57.8℃处形成温焓平台。由于两者温差不足20℃，且涉及显著的相变热交换，特别适合应用热泵精馏技术实现能量优化。完成热交换后，塔顶蒸汽经减压调节并冷却，随后进入分流装置。其中一部分液相作为回流返回精馏塔参与分离过程，另一部分则通过输送泵进入下游加氢工序。图2.3T0302热泵精馏流程图加入热泵精馏前后塔的能量变化如表2.3所示。表2.3热泵精馏技术应用前后能耗对比表项目常规精馏热泵精馏节能冷公用工程（kW）87249.9319934.2277.15%热公用工程（kW）83082.15压缩机（kW）47296.56总能耗（kW）170332.0835,699.7460.53%由表2.3可知，使用热泵精馏后虽然增大了一定的设备投资，但同时也极大地减少了T0302的能耗，综合设备投资与能耗考虑，使用热泵精馏可使总流程综合效益更好。表2.3中数据表明，加入热泵精馏技术相比于无热泵精馏技术的塔节约能耗13432.44kW。相较于热功，电功为高品位能量，故不能与热功进行等价处理。一般将电功乘以一个合理的系数，从而将其与热功进行换算，结合工业经验，取系数为3。压缩机功率为15765.52kW，则压缩机消耗的等量负荷为15765.52×3=47,296.56kW，节省幅度达60.53%，结果表明，热泵精馏系统通过调节工艺流股的温位分布，能够优化组合曲线中冷热物流的相变平台匹配关系。2.3优化前后对比2.3.1能耗对比通过AspenPlus模拟与优化，精制工段采用热泵精馏技术后，T0302脱水塔的能耗显著降低。节能优化前后的关键指标对比如表2.4所示。表2.4热泵精馏技术应用前后能耗对比表项目常规精馏热泵精馏节能冷公用工程（kW）87249.9319934.2277.15%热公用工程（kW）83082.15压缩机（kW）47296.56总能耗（kW）170332.0835,699.7460.53%注：压缩机功率按工业经验系数3转换为等效热功（15,765.52×3=47,296.56kW），与冷公用工程叠加后计算总能耗。2.3.2流程稳定性本设计优化前塔釜温度波动为±3℃且易受蒸汽压力波动影响。经优化后，热泵系统稳定塔顶/塔底热负荷，温度波动控制在±1℃。2.3.3优化后流程通过AspenPlus模拟与优化，精制工段采用热泵精馏技术后，流程图如图2.5所示。图2.4节能优化前3-羟基丙醛精制工艺流程图2.5节能优化后3-羟基丙醛精制工艺流程

第3章工艺计算3.1物料衡算3.1.1物料衡算基本原理物料衡算公式如下[7]：G式中：G输入——输入物料量总和G输出——输G损失——物料损失量G积累——物料积累对于无化学反应的稳定且连续过程，其物料衡算式可化简为：G3.1.2精制工段总物料衡算根据AspenPlusV11模拟计算结果，可得精制工段总物料衡算表如表3.1所示，其计算结果精度与Aspen模拟计算结果精度相同。另利用软件对精制的工段主要设备进行了物料衡算，主要包括：V0301气液分离器、T0301脱轻塔、T0302脱水塔，其物料衡算结果如表3.2~表3.4所示。表3.1项目进料出料流股编号03040306031503270402质量流量kg/hrC3H81.080.041.04C3H62365.30103.832261.47H25.735.690.03O20.640.63H2O70850.1821.873607.0365572.321649.26N24.864.850.01C3H6O27567.430.357.5924.757534.67C3H4O4708145.524562.48C3H4O272.850.013.158.2111.53CO1.581.130.45续表3.1项目进口出口流股编号03040306031503270402质量流量kg/hrHe0.670.560.1C2H60.20.030.17CO2233.3545.83187.51合计86142.2186142.21进出3-羟基丙醛精制塔工段的物料总质量误差在允许范围内，即物料守恒。3.1.3V0301气液分离器物料衡算来自水合反应器流股经气液分离器简单分离后，顶部馏出物进入循环回流，底部馏出物进入脱轻塔。图3.1表3.2V0301气液分离器物料衡算表项目进口出口流股编号030403050306质量流量kg/hrC3H81.081.040.04C3H62365.302261.47103.83续表3.2V0301气液分离器物料衡算表项目进口出口流股编号030403050306质量流量kg/hrH25.730.035.69O20.640.63H2O70850.183607.0321.87N24.860.014.85C3H6O27567.437.590.35C3H4O47084562.48145.52C3H4O272.853.10.01CO1.580.451.13He0.670.10.56C2H60.20.170.03CO2233.35187.5145.83总计86142.2186142.21进出V0301气液分离器的物料总质量误差在允许范围内，即物料守恒。3.1.4T0301脱轻塔物料衡算来自气液分离器分离后的流股进入脱轻塔，脱轻塔进行轻组分和重组分的初步分离，塔顶分离出丙烯醛的水溶液进入回流，塔底分离出的3-羟基丙醛的水溶液进入脱水塔进行进一步精制。图3.2表3.3T0301脱轻塔物料衡算表项目进口出口流股编号030503100315C3H81.041.044C3H62261.472261.47H20.030.03H2O70828.3067221.273607.03N20.010.01C3H6O27567.087559.497.59C3H4O4562.484562.476C3H4O272.8469.743.10CO0.450.45He0.100.10C2H60.170.17CO2187.51187.51总质量流量85481.4985481.49进出T0301脱轻塔的物料总质量误差在允许范围内，即物料守恒。3.1.5T0302脱水塔物料衡算来自脱轻塔的流股进入脱水塔，经脱水塔进行轻组分和重组分的分离，塔顶得到的水进入回流，塔底得到质量分数为72.8％的3-羟基丙醛水溶液进入加氢工段。图3.3T0302脱水塔表3.4T0302脱水塔物料衡算表项目进口出口流股信息031003270401H2O67221.2765572.321649.26C3H6O27559.4924.757534.67C3H4O269.7458.2111.53总质量流量74850.5174850.51进出T0302脱水塔的物流总质量误差在允许范围内，即物料守恒。3.2热量衡算由热力学第一定律可知，其连续性操作系统的热量衡算公式为[7]： Q+式中：Q——设备的热负荷；W——输入系统的机械能；Hout——离开设备的各物料焓之和Hin——进入设备的各物料焓之和对于本系统，无机械能输入，W=0，故上式可化简为： Q=T0301脱轻塔、T0302脱水塔整个装置热平衡的计算以机组的设备为基础单元，并在能量平衡分析中，综合考虑了机械功的转化效率、化学反应过程的热效应以及物相变化的能量交换。该研究体系涵盖了动能与热能的相互转换、化学键能变化导致的能量释放，以及物质状态改变过程中的热量传递等关键因素。引起的热变化。最后，在系统层面，计算整个工艺区域的热平衡，用于设计节能和降低消耗。3.5~3.6。3.2.1T0301脱轻塔的热量衡算表3.5T0301脱轻塔热量表项目输入输出符号项目名称热量/（kW）符号项目名称热量/（kW）∑𝐻𝑖𝑛0305-325145.46∑𝐻𝑜𝑢𝑡0315-15218.670310-302710.12Q1加热量再沸器8808.41𝑄2移走热量冷凝器-1591.74误差/（kW）0.001误差率0.00001386%进出T0301脱轻塔物料的能量误差在允许范围内，即能量守恒。3.2.2T0302脱水塔热量衡算表3.6T0302脱水塔热量表项目输入输出符号项目名称热量/（kW）符号项目名称热量/（kW）∑𝐻𝑖𝑛0315-302710.124∑𝐻𝑜𝑢𝑡0327-287499.7490401-19379.418Q1加热量再沸器𝑄2移走热量冷凝器-19934.225误差/（kW）0.344误差率0.01%进出T0302二步脱轻塔的能量误差在允许范围内，即能量守恒。

第4章主要设备设计4.1T0301设计优化4.1.1优化步骤简介T0301塔为3-羟基丙醛精制塔工段的脱轻塔，可以通过该塔降低塔底采出物中丙烯和丙烯醛的含量提高产物浓度。为了进一步的复杂精馏塔设计，可以用Aspenplus中的简捷塔模块（DSTWU）对该精馏过程进行简捷设计来获得部分基础数据，如塔板数，进料塔板，回流比等数据，然后再用严格塔模块（RadFrac）对该精馏过程进行模拟和优化。分离体系为有机体系，故选择NRTL模型表达物系的非理想性。来自气液分离器的物料富含丙烯，丙烯醛，3-羟基丙醛和水等混合物进入脱轻塔。塔顶得到纯度较高的丙烯，丙烯醛原料用于回流。塔底得到3-羟基丙醛和水的混合物作为主产品进行下一步提纯。通过优化设计提高3-羟基丙醛和水的混合物的纯度，降低塔顶3-羟基丙醛和水的混合物的纯度。4.1.2DSTWU简捷计算来自气液分离器的物料富含丙烯，丙烯醛，3-羟基丙醛和水等混合物进入脱轻塔。目标是使3-羟基丙醛和水等混合物富集在塔底。本体系中水为重关键组分，丙烯醛为轻关键组分。简捷塔模拟参数如图4.1所示。图4.1初定输入参数得到DSTWU结果如图4.2所示。图4.2DSTWU结果分析图4.2可知，随着理论板数的增加，回流比一开始下降程度大，之后下降缓慢。工业生产中，塔板数增加会使固定投资成本上升，但回流比增加会使操作费用上升。由表数据知，理论板在增加到15板后，回流比变化偏缓，综合DSTWU简捷计算结果，采用理论板数为15，进料板为第9块板，回流比为0.43，作为复杂精馏计算模块Radfrac模块精确计算初值。为便于控制及调节，采用与馏出物进料比0.0435作为复杂精馏模块的计算初值。4.1.3馏出物进料比设计规定将上述初值代入Radfrac模块，以馏出物进料比作为变量设置设计规范，保证塔顶采出的丙烯醛和丙烯的含量足够高。图4.3设计规定输入4.1.4塔板总数优化以塔板总数作为自变量，3-羟基丙醛水溶液产率、丙烯醛回收率及冷凝器负荷作为因变量，进行灵敏度分析。得到的结果如图4.4所示，由图可知，随着总塔板数的增加，产品纯度上升，冷凝器负荷下降。观察纵坐标，塔板数增加带来的冷凝器负荷下降和产品纯度上升的量并不多，但是增加塔板数投资成本会提高。综合考虑选择塔板数为11块塔板。图4.4塔板灵敏度结果图4.1.5回流比优化利用灵敏度分析工具对回流比从0.3增加到0.5时塔的分离效果进行分析，由图4.5可以看出，随着回流比增大，冷凝器负荷近似线性上升，丙烯醛回收率基本不变，理论上看，回流比数越大，分离效果就越好。考虑到冷凝器负荷及增大回流比会带来的操作费用增加和丙烯醛回收率基本不变的情况，同时保证塔的水力学稳定运行，综合经济因素及水力学因素，选取冷凝器负荷与丙烯醛回收率交点横坐标，最终确定回流比为0.4。图4.5回流比灵敏度结果图4.1.6进料塔板位置优化利用灵敏度分析工具对进料塔板位置从2增加到11时塔的分离效果进行分析，结果如图4.6所示，由上图可以看出，随着进料塔板位置逐渐上升，冷凝器负荷急速上升，为了水的收率符合要求，综合考虑进料塔板为第4块。图4.6进料塔板灵敏度结果图4.1.7计算结果在以上塔优化设计约束下，根据设计规范要求，计算得出的馏出物进料比结果为0.081。最终流股结果如表4.1所示。表4.1T0301脱轻塔流股结果表流股信息单位进料塔底出料塔顶出料相态液相汽相液相温度℃50.080.47396.140压力atm10.80.85质量流量kg/hr85481.4985481.49C3H8kg/hr1.041.044C3H6kg/hr2261.472261.47H2kg/hr0.030.03H2Okg/hr70828.3067221.273607.03N2kg/hr0.010.01C3H6O2kg/hr7567.087559.497.59C3H4Okg/hr4562.484562.476C3H4O2kg/hr72.8469.743.10COkg/hr0.450.45Hekg/hr0.100.10C2H6kg/hr0.170.17CO2kg/hr187.51187.514.1.8优化结果小结T0301脱轻塔主要用于分离主产物和其他产品，在塔底富集水和3-羟基丙醛。依照此目标进行优化，得到优化结果为塔板数为11块，进料板位置为第4块板上方，回流比为0.4，馏出物进料比为0.081。4.2塔设计条件4.2.1介质名称组成及流量T0301脱轻塔，精馏分离出水和3-羟基丙醛，通过AspenPlus模拟优化，进出口流股信息如下表4.2所示。表4.2T0301脱轻塔流股信息流股信息单位进料塔底出料塔顶出料相态液相汽相液相温度℃50.080.47396.140压力atm10.80.85质量流量kg/hr85481.4985481.49C3H8kg/hr1.041.044C3H6kg/hr2261.472261.47H2kg/hr0.030.03H2Okg/hr70828.3067221.273607.03N2kg/hr0.010.01C3H6O2kg/hr7567.087559.497.59C3H4Okg/hr4562.484562.476C3H4O2kg/hr72.8469.743.10COkg/hr0.450.45Hekg/hr0.100.10C2H6kg/hr0.170.17CO2kg/hr187.51187.514.2.2设计温度及设计压力T0301减压塔，取设计压力为1atm。全塔操作温度最高为96.2℃，取设计温度为120.0℃。塔材料采用Q345R。4.2.3设计条件汇总表4.3设计条件汇总表项目结果项目结果设计温度/℃120设计压力/atm1理论板数11加料位置4填料高度/m4塔身材料Q345R注：填料高度由以下设计与校核具体得出。4.3塔选型在脱重工艺体系中，鉴于分离过程需维持较高操作温度且要求低压降、低持液量的工况特性，结合现代塔器技术的发展趋势：通过结构化填料（MellapaKPLUS252Y型[8]）与优化塔内构件的协同创新，填料塔相较板式塔展现出以下核心优势：传质界面动态分布优，相际接触效率提升27-35%；操作弹性范围扩展至传统塔器的1.8倍；轴向返混抑制效果显著（HETP降低至0.35m）。经多维度技术经济比选，最终确定采用规整填料塔方案，其特有的流体力学特性完美契合当前工艺体系的刚性需求。4.4塔填料装填与水力学校核初步设计中使用了Interactivesizing功能，得到的初步设计结果如表4.4所示。表4.4初步设计结果表名称CS-1CS-2起始塔板25结束塔板411计算模式交互设计计算交互设计计算内部类型填料填料填料类型MellapaKPLUS252YMellapaKPLUS252Y塔段填料高1m3m塔直径1.737m1.819m注：塔直径由AspenPlus模拟得出。水力学性能剖面图如图4.7所示。图4.7水力学结果图4.5塔径与水力学校核T0301塔径同时圆整为1.8m，圆整后使用了Rating功能[9]，具体设计如表4.5所示表4.5塔设计核算结果表名称CS-1CS-2起始塔板25结束塔板411计算模式核算核算内部类型填料填料填料类型MellapaKPLUS252YMellapaKPLUS252Y塔段填料高1m3m塔直径1.8m1.8m水力学性能剖面图如图4.8所示。图4.8Rating水力学操作图由表4.6可以看到，该填料塔负荷性能符合标准。表4.6T0301塔校核能力因子塔板填料高度/m液泛率%（常数L/V）液泛率%（常数L）20.562.708960.08383162.888960.251740.4368.433657.00850.8671.175860.499161.2971.490160.89871.7271.50460.911382.1571.487460.885492.5871.470360.8589103.0171.514660.91054.6填料塔内部构件选型与设计根据本精馏塔的特点，选择可拆型槽盘气液分布器，用于液体及气体分布。该精馏塔采用可拆卸式槽盘气液分布器，其结构参数如下：整体装置高度为468.5mm，其中升气管部分高度为254mm，分布板底部预留空间高度为96mm。分布板横向尺寸为222mm，采用标准单升气管设计，管体宽度为110mm。分布系统配置68个直径为d₁的喷淋孔，且未设置挡液帽结构。值得注意的是，升气管直径d₂的设计满足d₂≥d₁的条件，确保气体流通性能。这种标准化设计既保证了气液分布效果，又便于设备的维护与检修[10]。π分布器液流总量：Q=2826式中，d——喷淋孔径d1或dn——喷淋孔径，个；h——液位高，液面非喷淋孔中心距，m；Cd——喷淋孔流量系数，取Cd=0.5-D2——上层喷淋孔直径，取d计算喷淋密度：L=式中Q——分布器液流总量，m3A——塔体圆筒内截面积，m2常用范围L=2~50m正常流量Q计算喷淋量的液位（仅下层喷淋孔喷流）：h≈0.5式中，h2根据计算，取d2=17mm；d1=10mmh≈0.5×0.2=0.1mQ=2826×L=满足喷淋密度在2~50若要安装该分布器，需要有支持圈，内径D2=1700mm，厚度T本填料塔采用梁型气体喷射式填料支撑板，支承板材质选择碳钢Q235A，塔板允许载荷为95470N，支撑板的结构厚度为300mm[11]。P对于规整填料：PP=式中，P为支承板总负荷，N；PP为支承板上填料的重量，N；H为填料层高度，m；S为塔截面积，m2,ρp为填料的堆积密度，kg/m3；PL为填料层持液量负荷，N；ρL经检验，塔板实际载荷小于允许载荷。填料段间采用槽盘式液体分布器，不必设计液体收集器。采用DN300下装式丝网除沫器，网块厚度为100mm[12]。4.7结构设计4.7.1塔直径的确定根据上述水力学校核及圆整的结果，可以得到塔的直径为1m。4.7.2塔高的确定Z（1）塔顶高度顶部空间一般1.2-1.5m，本设计取1.5m。（2）填料高度根据上述计算，填料高度为4m。（3）封头采用标准椭圆形封头，公称直径1000mm，封头曲面高度250mm，直边高度25mm，内表面积1.1625m2，容积0.1505m3[13]（4）塔釜高度釜液的停留时间可取3~5分钟，本设计取t=5minz塔底液面至最下层间距取z2Z（5）填料内件及接孔所占高度塔内件及接孔总计高度：Z故，总塔有效高度（不包括裙座）为：Z圆整为10m。4.7.3塔开孔设计（1）进料孔计算待分离产品的进料流速设为2m/s，流量为0.00334md=圆整后取进料孔公称直径为DN50。（2）出料孔塔顶气相出料流速设为20m/s，流量为1.64md=圆整后取塔顶出料孔公称直径为DN350。塔釜液相出料流速设为2m/s，流量为0.00343md=圆整后取塔底出料孔公称直径为DN50。孔开在下封头中央。（3）回流孔及再沸孔塔顶液相回流流速设为2m/s，流量为0.001577md=圆整后取回流孔公称直径为DN40。塔釜气相再沸流速设为20m/s，流量为1.7md=圆整后取再沸孔公称直径为DN350。（4）人孔人孔孔径为450mm，分别在塔底（距离地面4m）、中部（距离地面9m）及塔顶处设置人孔。4.7.4设备壁厚及封头计算取钢板负偏差为0.30mm，腐蚀余量C2为2mm。焊缝系数0.85。圆筒计算厚度：δ封头计算厚度：δ通过公式及SW6校核计算可得[14]：筒体厚度均为8mm，封头厚度均为5.5mm。4.7.5裙座设计（1）材料选择裙座主体材料选用Q235B碳素结构钢，满足强度与耐腐蚀性要求。（2）结构设计当DN≤1m，H/DN>25或DN>1m，H/DN>30时，采用圆锥形裙座。本塔参数：DN=1mH/DN=12/1=12故本塔裙座选用圆筒形，采用对接焊接形式。裙座名义厚度10mm，腐蚀裕度2mm，裙座设计温度35℃，底截面直径1000mm。塔内外温差大，故设置保温层，保温层的厚度为50mm。塔内1,3-丙二醇为高温易燃物质，故设置防火层。防火层厚度50mm，材料为石棉水泥层。并设置4个排气管，规格为Φ89×4mm，排气管距裙座筒体上部的距离H1采用圆形检查孔：直径为450mm，长度为250mm,中心高度为900mm，厚度为0.7×δ裙（3）裙座高度选用圆筒形裙座，裙座高度H=2+（4）地脚螺栓地脚螺栓数目取16个，规格为DN30，材料为Q235。基础环的厚度为18mm，全部筋板块数取16个[15]。

4.8设计汇总表4.7T0301脱轻塔设计结果汇总表项目结果项目结果设计压力/MPa0.1设计温度/℃120塔直径/mm1800填料类型MELLAPAKPL理论板数11理论加料板4填料层高度/m4壳体材料Q345R塔总高/m12.75液体分布器类型可拆型槽盘气液分布器液体分布器宽度/mm300填料支撑装置梁型气体喷射式填料支撑板支撑板宽度/mm300人孔数目3塔筒体壁厚/mm8.0封头壁厚/mm5.5裙座高度/m2.75裙座厚度/mm10地脚螺栓公称直径DN30地脚螺栓个数16液体分布器宽度/mm300填料支撑装置梁型气体喷射式填料支撑板

第5章塔体机械强度校核本设计使用SW6-2011软件中的塔设备计算程序对T0301进行强度校核，校核结果均为合格。SW6-2011部分设备计算说明书如下[16]。5.1塔设备校核的计算条件表5.1塔设备校核计算条件计算条件塔型填料容器分段数（不包括裙座）1压力试验类型液压封头上封头下封头材料名称Q345RQ345R名义厚度(mm)810腐蚀裕量(mm)22焊接接头系数0.850.85封头形状椭圆形椭圆形圆筒设计压力(Mpa)设计温度(℃)长度(mm)名义厚度(mm)内径/外径(mm)材料名称(即钢号)10.1120900081800Q345R圆筒腐蚀裕量(mm)纵向焊接接头系数环向焊接接头系数外压计算长度(mm)试验压力(立)(Mpa)试验压力(卧)(Mpa)120.850.850.13750.272523该填料塔采用Q345R材料，设计压力0.1MPa，设计温度120℃。圆筒段（φ1800×8mm）和封头（上8mm、下10mm）的厚度、腐蚀裕量及焊接接头系数均满足要求。液压试验压力（立式0.1375MPa，卧式0.272523MPa）符合标准。结构设计合理，制造时需确保焊接质量以保证安全运行。

5.2内压圆筒校核表5.2内压圆筒计算结果计算条件筒体简图计算压力pc0.10MPa设计温度t110.00C内径Di1800.00mm材料Q345R(板材)试验温度许用应力189.00MPa设计温度许用应力t155.52MPa试验温度下屈服点ReL345.00MPa负偏差C10.30mm腐蚀裕量C22.00mm焊接接头系数0.85厚度及重量计算计算厚度==0.32mm有效厚度e=n-C1-C2=3.20mm名义厚度n=5.50mm重量1909.32Kg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=0.2627MPa压力试验允许通过的应力水平TT0.90ReL=310.50MPa试验压力下圆筒的应力T==41.18MPa校核条件TT校核结果合格压力及应力计算最大允许工作压力[pw]==0.99215MPa续表5.2内压圆筒计算结果设计温度下计算应力t==15.68MPat155.52MPa校核条件t≥t结论合格经校核，该内压圆筒在设计压力0.10MPa、设计温度120℃工况下满足强度要求，计算厚度0.32mm小于名义厚度5.5mm，液压试验压力0.2627MPa下的应力41.18MPa低于允许值310.5MPa，设计温度下的计算应力15.68MPa也低于材料许用应力155.52MPa，最大允许工作压力可达0.992MPa，各项指标均符合标准规范，结构安全可靠。5.3裙座校核表5.3裙座计算结果裙座结构形式圆筒形裙座底部截面内径mm1000裙座与壳体连接形式对接裙座高度mm2750裙座材料名称Q235-B裙座设计温度℃35裙座腐蚀裕量mm2裙座名义厚度mm10裙座材料许用应力MPa115.438裙座与筒体连接段的材料Q235-B裙座与筒体连接段在设计温度下许用应力MPa82.26裙座与筒体连接段长度mm20裙座上同一高度处较大孔个数2裙座较大孔中心高度mm900裙座上较大孔引出管内径mm450裙座上较大孔引出管厚度mm7裙座上较大孔引出管长度mm250地脚螺栓及地脚螺栓座地脚螺栓材料名称Q235地脚螺栓材料许用应力MPa147地脚螺栓个数16地脚螺栓公称直径mm30全部筋板块数16相邻筋板最大外侧间距mm233.73筋板内侧间距mm233.73筋板厚度mm14筋板宽度mm120

续表5.3裙座计算结果盖板类型整块盖板上地脚螺栓孔直径mm45盖板厚度mm20盖板宽度mm0垫板有垫板上地脚螺栓孔直径mm33垫板厚度mm14垫板宽度mm70基础环板外径mm1190基础环板内径mm830基础环板名义厚度mm18计算结果合格裙座结构设计符合要求，各项参数校核合格，满足使用条件。

5.4封头校核结果表5.4上封头校核结果内压椭圆封头校核计算条件椭圆封头简图计算压力pc0.33MPa设计温度t110.00C内径Di1800.00mm曲面深度hi500.00mm材料Q345R板材设计温度许用应力t189.00MPa试验温度许用应力189.00MPa负偏差C10.30mm腐蚀裕量C22.00mm焊接接头系数0.85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=0.2200MPa压力试验允许通过的应力tT0.90ReL=250.50MPa试验压力下封头的应力T==35.76MPa校核条件TT校核结果合格厚度及重量计算形状系数K==0.8733计算厚度h==1.62mm有效厚度eh=nh-C1-C2=5.70mm最小厚度min=3.00mm续表5.4上封头校核结果名义厚度nh=8.00mm结论满足最小厚度要求重量245.17Kg压力计算最大允许工作压力[pw]==1.16291MPa结论合格[18]表5.5下封头校核结果下封头校核计算计算条件椭圆封头简图计算压力pc0.11MPa设计温度t350.00C内径Di2400.00mm曲面深度hi500.00mm材料Q345R板材设计温度许用应力t143.00MPa试验温度许用应力189.00MPa负偏差C10.30mm腐蚀裕量C22.00mm焊接接头系数0.85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=0.1817MPa压力试验允许通过的应力tT0.90ReL=250.50MPa试验压力下封头的应力T==43.15MPa校核条件TT校核结果合格[18]续表5.5下封头校核结果厚度及重量计算形状系数K=16计算厚度h==1.40mm有效厚度eh=nh-C1-C2=7.70mm最小厚度min=7.20mm名义厚度nh=10.00mm结论满足最小厚度要求重量450.70Kg最大允许工作压力[pw]==0.60230MPa结论合格[18]

5.5开孔补强校核结果表5.6开孔补强计算结果开孔补强计算设计条件简图计算压力0.1MPa设计温度291℃壳体型式圆形筒体壳体材料名称及类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度20mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPa非圆形开孔长直径434.6mm开孔长径与短径之比1A1+A2+A3=2497mm2大于A，不需另加补强。结论:合格续表5.6开孔补强计算结果

开孔补强计算设计条件简图计算压力pc0.1MPa设计温度291℃壳体型式椭圆形封头壳体材料名称及类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa椭圆形封头长短轴之比1接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度50mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPaA1+A2+A3=2486mm2大于A，不需另加补强。结论:合格续表5.6开孔补强计算结果开孔补强计算设计条件简图计算压力pc0.1MPa设计温度291℃壳体型式椭圆形封头壳体材料名称及类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa椭圆形封头长短轴之比1接管轴线与封头轴线的夹角(°)0接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度50mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPa结论:本开孔可不另行补强。续表5.6开孔补强计算结果开孔补强计算设计条件简图计算压力pc0.1MPa设计温度291℃壳体型式圆形筒体壳体材料名称壳体材料类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度1000mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPa补强圈面积A4mm2A-(A1+A2+A3)mm2结论:本开孔可不另行补强。

续表5.6开孔补强计算结果开孔补强计算设计条件简图计算压力pc0.1MPa设计温度291℃壳体型式圆形筒体壳体材料名称壳体材料类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度1000mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPa结论:合格[18]

续表5.6开孔补强计算结果

开孔补强计算设计条件简图计算压力pc0.1MPa设计温度291℃壳体型式圆形筒体壳体材料名称壳体材料类型Q345R板材壳体开孔处焊接接头系数φ1壳体内直径Di1000mm壳体开孔处名义厚度δn5.5mm壳体厚度负偏差C10.3mm壳体腐蚀裕量C22mm壳体材料许用应力[σ]t155.52MPa接管实际外伸长度200mm接管连接型式插入式接管接管实际内伸长度20mm接管材料Q345R接管焊接接头系数0.85名称及类型板材接管腐蚀裕量2mm补强圈材料名称接管厚度负偏差C1t0.3mm补强圈厚度负偏差C1rmm接管材料许用应力[σ]t155.52MPa补强圈许用应力[σ]tMPaA1+A2+A3=2497mm2大于A，不需另加补强结论:合格[18]

5.6塔器附件及基础表5.7塔器附件及基础计算结果塔器附件质量计算系数1.2基本风压N/m2300塔器保温层厚度mm50保温层密度kg/m31300裙座防火层厚度mm50防火层密度kg/m31700管线保温层厚度mm0最大管线外径mm0笼式扶梯与最大管线的相对位置90场地土类型I1场地土粗糙度类别A地震设防烈度低于7度设计地震分组第一组地震影响系数最大值max3.28545e-66阻尼比0.01阻尼比(检修工况)0.01对接接头校核对接接头横截面mm217907.1对接接头抗弯断面模数mm34.47677e+06对接焊接接头在操作工况下最大拉应力MPa14.29对接焊接接头拉应力许可值MPa59.2272对接接头拉应力校核结果合格塔器附件及基础设计参数合理，对接接头应力校核合格，抗震性能满足要求（地震设防烈度低于7度），整体结构安全