自吸式内循环压力反应釜的设计

1、目录1 绪论11.1 设计背景及目的11.2 国内外研究现状11.2.1 国内11.2.2 国外21.3 设计方法21.4 设计的理论依据31.5 设计计算思路32反应釜釜体结构的设计计算42.1 反应釜罐体和夹套的设计计算42.1.1 几何尺寸的设计计算42.1.2 反应釜的强度计算62.1.3 反应釜的稳定校核102.1.4 反应釜的液压试验校核132.2 选择反应釜支座型式并进行强度校核计算152.2.1 反应釜支座型式的选择152.2.2 校核支座反力对器壁作用的外力矩162.3 选择反应釜的人孔、视镜形式并进行校核计算172.3.1 人孔、视镜形式的选择172.3.2 人孔、视镜的开

2、口补强校核182.4 选择接管、管法兰192.4.1 蒸汽入口、加料口、压缩空气入口、冷凝水出口管法兰和接口形式的选择192.4.2 温度计、压力表管法兰和接口形式的选择202.4.3 放料口管法兰和接口形式的选择202.4.4 反应釜法兰形式及其非金属软垫片的选择203反应釜搅拌装置的设计计算213.1 反应釜搅拌器形式的设计213.2 反应釜搅拌器尺寸的确定233.3 反应釜搅拌器搅拌功率的计算233.4 反应釜搅拌轴的设计及强度校核243.4.1 工艺条件243.4.2 计算搅拌轴的扭矩243.4.3 计算搅拌轴的最小直径253.4.4 搅拌轴的结构设计253.4.5 搅拌器其他部分尺寸

3、的确定264 反应釜搅拌设备传动装置的设计与选型284.1 电动机型号的选择284.2 减速机型号的选择284.3 机架结构的选型314.4 传动轴结构的选型314.5 机架内传动轴联轴器选型314.6 轴封装置的选型314.7 反应釜凸缘法兰及安装底盖的选型325 反应釜的优缺点分析及待改进方面分析335.1 优点分析335.2 缺点分析335.3 待改进方面分析34结论与总结36谢辞37参考文献38附录391 绪论1.1 设计背景及目的在大部分有机化学反应中，由于反应物本身的理化特性，使得许多化学反应在进行工业化，进行工业生产的过程中都存在着反应时间长，反应效率低的缺陷。甚至有些反应物或产

4、物都是对人类有毒有害物质。同时也由于许多化学反应在进行反应时所要求的苛刻的外部条件，如：高温、高压、缓慢加入、搅拌、保温、散热等等各种条件，使得许多有机化学反应不仅存在着生产效率低、周期长、浪费严重、污染环境的不利结果，而且工人在操作的过程中也存在着种种不安全的危险隐患，如：爆炸、泄露中毒等。因此一种高效、方便、安全、无污染的化学反应设备的出现就现得尤为重要，它将会使化工工业的有效利用率及安全系数大大提高，不仅会对化工企业带来良好的经济效益，更会给社会和人类提供各多和谐、舒适的生活和工作环境。在本次毕业设计中，我所设计的自吸式内循环气液压力反应釜正是针对上述要求而进行设计的。自吸式内循环气液压

5、力反应釜主要是针对那些气相和液相反应物之间进行缓慢并需要一定的压力的反应的设备，其核心在于反应釜搅拌器的特殊功用。1.2 国内外研究现状 国内国内外实现自吸的化工反应设备都是在搅拌器上做文章。目前，能实现自吸的搅拌器形式有多种：如沈阳化工学院机械工程学院的罗鹏、陈富新、张俊芳共同提出一种新型的能将釜底液体连续喷洒在容器内壁形成液膜以提高传热速率的自吸式搅拌装置。他们从流体动力学的基本方程出发,推导出搅拌装置的设计计算方法，用水为介质在直径200 mm,高300 mm的外表面电热套加热的圆柱形敞口容器中分别在自吸式搅拌装置和普通螺旋桨叶轮搅拌下进行了对比蒸发实验。结果表明,采用自吸式搅拌装置可减

6、少蒸发时间47%以上。原正公司专利搅拌器，适合气体的自吸与再分散，可用于催化加氢、氧化、深层曝气等气液传质反应。一般与SP302搅拌器组合使用。其特点为：自吸能力强、可成倍提高气液反应速率、低剪切、高速运行、中等能耗；上海医药工业研究院的何志敏、李可求研发的三棱形空心涡轮搅拌器，在容器中它将反应料液以一定速度混合时，促使液流激烈湍动，使搅拌器叶轮周围的动能增加而位能减少，从而使叶轮周围高动能的液体压力低于叶轮中心低动能的液体压力，形成空位状态，通过与搅拌器空心涡轮联接的导管吸入外界气体，由空心涡轮的背侧开口不断排出，在涡轮叶片的末端附近以最大的周边速度被液流粉碎，分散成为细小气泡，并与料液充分

7、混合，径向流动至器壁附近，再经挡板折流，涌向液面，在反应器内形成均匀的气液混合系统，实现气液接触，达到反应要求。自吸式气液反应器的应用已有多年经验，国内20余家工厂的应用结果显示，该设备具有优异的结构和独特的性能，在化学反应生产过程中已经发挥较大的经济效益和社会效益，还可以进一步推广应用于污水处理、湿法冶金等其它领域，使之发挥更大的作用。另外，自吸式反应器还用在酵母生产设备上。汇科公司通过多年的积累，自吸式气液混合强化器技术就是典型的自吸式气液酵母生产装置，其主要装置就是自吸式气液混合强化器。自吸式气液混合强化器主要部件为三棱形空心涡轮搅拌器。它在容器中旋转时,促使液流激烈湍动,使搅拌器叶轮周

8、围的动能增加而位能减少,形成一定程度真空,通过与搅拌器空心涡轮联接的导管吸入外界气体,实现气液接触和混合传质。 国外国外关于自吸式气液反应器的研究比我国的起步早，科技含量高，生产技术成熟。我国与国外目前的差距就在于生产技术与方法比较落后，不能实现自动化，而且在生产材料上远远落后于美国、日本等制造业比较发达的国家。因此我国在研发新技术的基础上要进一步不断研究新的加工方法和材料，使其使用性能和生产工艺更趋完善和先进。1.3 设计方法本设计的设计的方法为：查阅有关化工设备方面的书籍，研究一般带搅拌器反应釜的设计思路与方法。将反应釜的结构设计出来，然后再根据反应釜的结构尺寸对搅拌器进行设计。同时结合国

9、内外自吸式搅拌器的设计成果，研究一个性能更好的新型自吸式搅拌器。最后根据具体的结构尺寸确定所需要的配套设备。并分析其优越之处和缺陷的地方。进一步提出改进方案。1.4 设计的理论依据自吸式内循环压力反应釜的理论依据为：利用液体在高速旋转下的离心力，使中部形成真空状态，在反应釜内，利用气体的压力将气体压入真空区，从而达到自动吸收气体的目的，其具体的过程如下：自吸式内循环压力反应釜为气液两相反应，在自吸式搅拌器的高速旋转下，反应液料被高速甩出搅拌器中部的叶轮，使其中部形成真空区，由于反应釜内有压力，故在液面上的气体在压力的作用下，通过导气筒进入到叶轮的低压区，并随液体一起被甩出叶轮，同时在叶轮的外圈

10、有导轮，导轮上有叶片，当液体被甩出叶轮后，就会把富含气体的液体高速撞到导轮上的叶片上，在导轮叶片上以最大的周边速度被液流粉碎，分散成为细小气泡，并与料液充分混合，达到高效的反应效率，然后，液体又通过进液孔进入搅拌器的空腔内与通过导气筒进入空腔的气体再次重复上述过程，直到反应完成结束。同时没有反应的气体又会通过自身的性质浮上液面，并再次继续参与反应，这便实现了自吸式内循环的目的。1.5 设计计算思路本设计的设计计算思路是首先根据设计条件对反应釜的结构进行设计计算，其次根据反应釜的几何结构尺寸对搅拌装置进行设计，然后后根据前面的设计结果，对反应釜的传动部分进行设计与选型，最后对反应釜的优缺点进行分

11、析并提出改进方案。设计的内容和过程为：1、反应釜釜体结构的设计计算；2、反应釜搅拌装置的设计计算；3、反应釜搅拌设备转动装置的设计与选型；4、反应釜的优缺点分析及改进方面分析。2反应釜釜体结构的设计计算本节内容将主要设计反应釜的釜体结构。反应釜釜体结构的设计计算是反应釜其他部分结构设计计算的前提，在本部分设计中将包括反应釜罐体和夹套结构的设计计算、反应釜支座型式的选择，人孔、视镜型式的选择及开口补强计算。最后还将对反应釜上各种管法兰及接管进行选型。2.1 反应釜罐体和夹套的设计计算 几何尺寸的设计计算 1、工艺条件全容积V=2.5 m3；传热面积F=6.52、罐体结构形式的选择夹套式反应釜是由

12、罐体和夹套两大部分组成。罐体在规定的操作温度和操作压力下，为物料完成其搅拌过程提供了一定的空间。夹套传热是一种应用最普遍的外部传热方式。图2-1 夹套反应釜罐体和夹套型式罐体一般是立式圆筒形容器，有顶盖、筒体和罐体组成（图2-1），通过支座安装在基座或平台上。由于设计的反应釜要承受一定的压力，故其顶盖和罐体都选为椭圆形封头形式。1 3、初算筒体内径由表2-1，假设反应釜筒体的长径比=1.1则筒体内径由公式1 ： m (2-1)可知： =1.425m表2-1 几种搅拌器的长径比值1种类设备内物料类型一般搅拌器液-固相或液-液相物料11.3气-液相物料12发酵罐类1.72.54、圆整筒体内径由估算

13、内径查表将估算值圆整到公称直径系列为：=1400mm5、确定一米高筒体的容积 根据查表1 选得=1.539 m3 6、确定反应釜封头容积 根据查表1选得=0.3977 m37、确定反应釜的高度H1反应釜容积V通常按下封头和筒体两部分容积之和计算。则筒体高度H1按下式计算，并进行圆整。 m (2-2)则代入数据得: 1.366 m8、圆整反应釜的高度根据的估算值圆整得：=1400 mm由=1并结合表2-1可知假设符合气液相物料的反应釜搅拌设计。9、计算反应釜的实际容积V当筒体高度确定后，应按下式用圆整后的筒体高度修正实际容积。 m3 (2-3)则代入数据得：V=1.539×1.40.3

14、977=2.552 m310、确定反应釜夹套筒体内径 夹套的内径由筒体内径根据表2-2确定。则可知：=1400+100=1500 mm夹套下封头型式同罐体封头，其直径与夹套筒相同。表2-2 夹套直径 mm15006007001800200030005010020011、确定反应釜装料系数通常取=0.60.85。如果物料在反应过程中要起泡沫或呈沸腾状态，应取低值，=0.60.7；如果物料反应平稳或物料黏度较大时，应取大值，=0.80.85。1结合本设计的实际情况，因为此反应釜为气液反应容器，且在高温和高压条件下反应，容易起泡沫或沸腾状态，故选取=0.7。12、计算反应釜夹套筒体高度夹套筒体高度应

15、按下式进行计算：1 m (2-4)则代入数据得： 0.902 m13、圆整反应釜夹套筒体高度由于0.902m，故将圆整为=1000 m14、确定反应釜罐体封头表面积根据查表1得，选取=2.2346 15、确定一米高筒体内表面积根据查表1得，选取=4.40 16、计算实际总传热面积F反应釜的实际总传热面积由下式进行计算： （2-5）则代入数据得： F=4.40×12.2346=6.6346 因为F=6.63466.5，故符合工艺需求。2.1.2 反应釜的强度计算 1、工艺条件设备材料选取：罐体材料为0Cr18Ni12Mo2Ti；夹套材料为Q235-B罐体内设计压力=0.6MPa，设计温

16、度t1100；夹套内设计压力=0.7MPa，设计温度t2150；2、计算筒体内液柱静压力筒体内液柱静压力由下式进行计算：=10-6gh MPa (2-6) 则代入数据得：=10-6×103×10×1.4=0.014 MPa3、计算筒体的计算压力 筒体的计算压力由下式进行计算： = MPa (2-7)则代入数据得：P1c=0.60.014=0.614MPa4、确定夹套的计算压力P2c 由于夹套内的液柱静压力为P2H=0，故夹套的计算压力P2c为：P2c=P2=0.7MPa5、确定罐体及夹套焊接接头系数2 容器筒体的纵向焊接接头和封头的拼接接头基本上都采用双面焊的全焊

17、透的焊接接头3，所以根据表2-3可选罐体及夹套焊接接头系数=0.85(局部无损探伤)焊缝结构为：双面焊或相当于双面焊的全焊透的对接焊缝6、确定设计温度下材料的许用应力 由表查得：在设计温度下罐体材料的许用应力=137MPa 在设计温度下夹套材料的许用应力=113MPa7、计算罐体筒体的理论计算厚度 罐体筒体的理论计算厚度用下式进行计算： mm 3 (2-8)则代入数据得：=3.700 mm8、计算夹套筒体的理论计算厚度夹套筒体的理论计算厚度用下式进行计算： mm3 (2-9)则代入数据得：=5.486 mm表2-3 焊接接头系数 2焊缝结构焊接接头系数全部无损探伤局部无损探伤不作无损探伤双面焊

18、或相当于双面焊的全焊透的对接焊缝1.00.85 单面焊的对接焊缝，在焊接过程中沿焊缝根部全长有紧贴基本金属的垫板0.900.80无法进行探伤的单面焊的环向对接焊缝，无垫板0.69、计算罐体封头的理论计算厚度罐体封头的理论计算厚度用下式进行计算： mm3 （2-10）则代入数据得：=3.696 mm10、计算夹套封头的理论计算厚度夹套封头的理论计算厚度用下式进行计算： mm3 (2-11)则代入数据得：=5.480 mm11、确定钢板厚度负偏差负偏差应按名义厚度选取，假设名义厚度为10 mm，则查表得=0.8 mm 12、确定钢板的腐蚀裕量 腐蚀裕量由介质对材料的均匀腐蚀速率与容器的设计寿命决定

19、。如下式： mm （2-12）式中 腐蚀速率（mm/a）,查材料腐蚀手册或由试验确定； 容器的设计寿命，通常为1015年。本设计中，取腐蚀裕量为=2 mm13、计算反应釜容器的厚度附加量反应釜容器的厚度附加量包括钢板或钢管厚度的负偏差和介质的腐蚀裕量。故=0.82=2.8 mm14、计算罐体筒体的设计厚度罐体筒体的设计厚度即为罐体筒体理论计算厚度与腐蚀裕量的和，故罐体筒体的设计厚度为=3.7002=5.700 mm15、计算夹套筒体的设计厚度夹套筒体的设计厚度即为夹套筒体理论计算厚度与腐蚀裕量的和，故罐体筒体的设计厚度为 =5.4862=7.486 mm16、计算罐体封头的设计厚度罐体封头的设

20、计厚度即为罐体封头理论计算厚度与腐蚀裕量的和，故罐体筒体的设计厚度为 =3.6962=5.696 mm17、计算夹套封头的设计厚度夹套封头的设计厚度即为夹套封头理论计算厚度与腐蚀裕量的和，故罐体筒体的设计厚度为 =5.4802=7.480 mm18、确定罐体筒体的名义厚度 罐体筒体的名义厚度为罐体筒体的设计厚度加上负偏差后再圆整至钢板标准中规定的厚度而得到的厚度，故罐体筒体的名义厚度为：=5.7000.8=6.500 mm圆整后罐体筒体的名义厚度为=10 mm19、确定罐体封头的名义厚度罐体封头的名义厚度为罐体封头的设计厚度加上负偏差后再圆整至钢板标准中规定的厚度而得到的厚度，故罐体封头的名义

21、厚度为：=7.4860.8=8.286 mm圆整后罐体封头的名义厚度为=10 mm20、确定夹套筒体的名义厚度夹套筒体的名义厚度为夹套筒体的设计厚度加上负偏差后再圆整至钢板标准中规定的厚度而得到的厚度，故夹套筒体的名义厚度为：=5.6960.8=6.496 mm圆整后夹套筒体的名义厚度为 =10 mm21、确定夹套封头的名义厚度夹套封头的名义厚度为夹套封头的设计厚度加上负偏差后再圆整至钢板标准中规定的厚度得到的，故夹套封头的名义厚度为：=7.4800.8=8.280 mm圆整后夹套封头的名义厚度为= 10 mm 反应釜的稳定校核 由于反应釜夹套为内压容器，不存在稳定性校核问题，故夹套筒体和封头

22、的厚度为10mm是满足要求的。但反应釜在停车及操作过程中，会出现夹套及釜体不同时卸压得情况，使罐体成为外压容器，且最大外压差可能为夹套内的设计压力0.7MPa，故必须按外压校核对罐体进行稳定性校核。1、罐体厚度初步确定的几何尺寸罐体筒体名义厚度=10 mm罐体封头名义厚度=10 mm经查表3得： =0.8 mm 取=2 mm 则：罐体筒体和封头的厚度附加量=0.82=2.8 mm2、计算罐体筒体的有效厚度罐体筒体的有效厚度为其名义厚度与厚度附加量的差，用下式进行计算， mm （2-13）则代入数据得： =102.8=7.2 mm3、计算罐体筒体的外径罐体筒体的外径为罐体筒体内径与两倍名义厚度的

23、和，用下式进行计算，mm （2-14）则代入数据得：=14002×10=1420 mm4、计算罐体筒体的长度L由罐体内径查表1得：椭圆封头的曲边高度=350 mm；直边高度=25mm。罐体筒体的长度由下式进行计算， mm (2-15)则代入数据得：=1000×35025 1142mm5、确定系数和由式（2-13）、（2-14）、（2-15）分别计算得： =7.2 mm； =1420mm；=1142mm则代入数据得：=0.804；=197.26、确定系数A和B由系数和查表3可得：A=0.0006；由系数A和设计温度t1100查表3可得：B=757、计算许用外压力 许用外压力用

24、下式进行计算， MPa （2-16）则代入数据得：=0.38 MPa因为0.38 MPa0.6 MPa（设计要求）故罐体筒体名义厚度=10 mm不能满足设计要求，要重新假设。8、重新假设罐体筒体名义厚度将罐体筒体名义厚度重新假设为=14 mm经查表3得：=0.8 mm 取=2 mm则：罐体筒体的厚度附加量=0.82=2.8 mm9、计算罐体筒体的有效厚度1e罐体筒体的有效厚度为其名义厚度与厚度附加量的差，用式(2-13)进行计算，则代入数据得： =142.8=11.2 mm10、计算罐体筒体的外径D1O罐体筒体的外径为罐体筒体内径与两倍名义厚度的和，用式（2-14）进行计算，则代入数据得：=1

25、4002×14=1428 mm11、计算罐体筒体的长度L由罐体内径查表1得：椭圆封头的曲边高度=350 mm；直边高度=25 mm。罐体筒体的长度由式(1-3-3)进行计算，则代入数据得：=1000×35025 1142 mm12、确定系数和由式（1-3-1）、（1-3-2）、（1-3-3）分别计算得：=11.2 mm； =1428 mm；=1142 mm则代入数据得：=0.7997；=127.513、确定系数A和B由系数和查表3可得：A=0.00125；由系数A和设计温度t1100查表3可得：B=9414、计算许用外压力 许用外压力用式（2-16）进行计算，则代入数据得：

26、=0.74 MPa因为0.74 MPa0.6 MPa（设计要求）故罐体筒体名义厚度=14mm满足设计要求，假设成立。15、计算罐体封头的有效厚度罐体封头的有效厚度为其名义厚度与厚度附加量的差，用下式进行计算， mm （2-17）则代入数据得： =102.8=7.2 mm16、计算罐体封头的外径罐体封头的外径为罐体封头内径与两倍名义厚度的和，用下式进行计算， mm （2-18）则代入数据得：=14002×10=1420 mm17、计算罐体封头的标准椭圆封头当量球壳外半径标准椭圆封头当量球壳外半径用下式进行计算， =0.9 mm （2-19）则代入数据得： =0.9=0.9×1

27、420=1278 mm18、确定系数A和B系数A由下式确定： 2 （2-20）则代入数据得：系数B由系数A和设计温度t1100查表3可得：B=7919、计算许用外压力许用外压力用下式进行计算， MPa （2-21）则代入数据得：=0.45 MPa因为0.45 MPa0.6 MPa（设计要求）故罐体筒体名义厚度=10 mm不能满足设计要求，要重新假设。20、重新假设罐体封头名义厚度将罐体封头名义厚度重新假设为=14 mm经查表3得： =0.8 mm 取=2 mm 则：罐体封头的厚度附加量=0.82=2.8 mm21、计算罐体封头的有效厚度罐体封头的有效厚度为其名义厚度与厚度附加量的差，用式（2-

28、17）进行计算，则代入数据得： =142.8=11.2 mm22、计算罐体封头的外径罐体封头的外径为罐体封头内径与两倍名义厚度的和，用式（2-18）进行计算，则代入数据得：=14002×14=1428 mm23、计算罐体封头的标准椭圆封头当量球壳外半径标准椭圆封头当量球壳外半径用式(2-19)进行计算，则代入数据得： =0.9=0.9×1428=1285.2 mm24、确定系数A和B系数A由式（2-20）确定，则代入数据得：系数B由系数A和设计温度t1100查表3可得：B=9025、计算许用外压力P 许用外压力用式（2-21）进行计算，则代入数据得：=0.78 MPa因为0

29、.78 MPa0.6 MPa（设计要求）故罐体封头名义厚度1n=14 mm满足设计要求，假设成立。结论：由以上稳定性校核可知，罐体筒体和封头的名义厚度均为14 mm。 反应釜的液压试验校核 在压力试验前，应对试验压力下产生的圆筒应力进行校核，即容器壁内所产生的最大应力不超过所用材料在试验温度上屈服极限的90%（液压试验）。1、计算罐体液压试验压力罐体的液压试验压力按下式确定， 2 MPa （2-22）由于当设计温度小于200时，式中=12，可简化为： 故=1.25×0.6=0.75 MPa2、计算夹套液压试验压力夹套的液压试验压力按下式确定， 2 MPa （2-23）同计算罐体液压试

30、验压力一样，式中=1，故=1.25×0.7=0.875 MPa3、确定罐体和夹套在试验压力下的最大应力由罐体的材料为：0Cr18Ni12Mo2Ti， 查表3得：该材料的屈服点应力为：=205 MPa故罐体在试验压力下的最大应力为= 2=0.9×0.85×205=156.825 MPa由夹套的材料为：Q235-B，查表3得：该材料的屈服点应力为：=235 MPa故夹套在试验压力下的最大应力= =0.9×0.85×235=179.775 MPa4、计算罐体筒体的应力罐体筒体在液压试验时的应力由下式进行计算，1 MPa （2-24）则代入数据得：=4

31、7.25 Mpa因为=47.25 Mpa =156.825 Mpa，所以设计符合要求。5、计算夹套筒体的应力夹套筒体在液压试验时的应力由下式进行计算， 1 MPa （2-25）则代入数据得：=91.58 Mpa因为=91.58 Mpa =179.775 Mpa，所以设计符合要求。2.2 选择反应釜支座型式并进行强度校核计算 反应釜支座型式的选择 反应釜属于立式容器，立式容器的支座常见的有耳式支座（又称悬挂式支座）、支撑式支座和裙式支座三种。小型直立设备采用前两种，高大的设备则广泛采用裙式支座。夹套反应釜多为立式安装，最常用的支座为耳式支座。标准耳式支座（JB/T4725-92）分为A型和B型两

32、种。当设备需要保温或直接支撑在楼板上时选B型，否则选A型。支座实际承受的载荷Q由下式进行计算， 3 KN （2-26）确定各相关参数：1、确定的设备总质量m0设备的总质量包括壳体及其附件，内部介质及保温层的质量，经分别计算得：经查表5得椭圆封头的质量为250.78 Kg，查表1得罐体筒体的质量为487×1.4=681.8 Kg，容积为1.539×1.4=2.1546 m3，则内部介质（假定水）的质量为2154.6 Kg，为提高稳定性和强度，假定夹套的质量与罐体筒体的质量相等，且封头的质量也相等。同时也假定配件的质量为100 Kg，则设备的总质量=681.8（罐体筒体）681

33、.8（夹套筒体）250.78×3（封头）2154.6（水）=4270.54 Kg2、确定支座型号及数量并计算安装尺寸由反应釜的公称直径= 1400 mm，质量为41.85 KN和反应釜为需要保温的实际情况经查表3可知，选B型标准耳式支座，支座号为4。其标记为：JB/T472592，耳座B4，材料为：Q235B。安装尺寸由下式进行计算3， （2-27） 由表3可知=8 mm；=160 mm；=10 mm； =290 mm；=70 mm。由反应釜几何尺寸可知，=1500 mm；=10 mm。则代入数据得：= 1969.63、确定式（2-27）的其他参数3每台反应釜常用4个支座，但作承重计

34、算时，考虑到安装误差造成的受力情况变坏，应按两个支座计算，故n = 2。因为反应釜要安装在室内，且在安装时严格保证没有偏心，故偏心载荷=0，水平力P只包含水平地震力Pe，没有水平风载荷。水平地震力Pe由下式进行计算， 3 （2-28）其中，为地震系数，根据地震抗度为8度，故取=0.45则=0.5×0.45×4270.5×9.8=9416.45N9.4 KN，故P=9.4 KN。不均匀系数当安装三个支座时，=1，安装三个以上支座时，=0.83；故在本设计中，=0.833。在本设计中，取=100 mm。4、计算支座实际承受的载荷 上面确定的参数，代入式（2-26）得，

35、=3.53 KNQ=60 KN所以，所设定的支座型号，其承载力可初步认可。 校核支座反力对器壁作用的外力矩作用于支座底板上的支撑反力Q对容器器壁产生的外力矩M可按下式计算， KN·m3 （2-29）由上面计算得，=3.53 KN；=290 mm；=70 mm。则代入数据得：=0.777 KN·m经查表3得，当=7.2 mm，DN=1400 mm，筒体内压P=0.7 Mpa，材料为Q235-B，采用B型耳式支座时，M=4.67 KN·m。因为M=0.777 KN·mM=4.67 KN·m，则所以在本设计中所选用的耳式支座是符合设计要求的。其标记为

36、：JB/T4725-92 耳座B 4。表2-4 B型耳式支座参数尺寸5 mm支座号支座本体允许载荷Q（KN）适用容积公称直径DN高度H底板支座质量Kgb1s1B型4601000-2000250200140147015.7筋板垫板地脚螺栓b2b3ed规格2901601031525084030M242.3 选择反应釜的人孔、视镜形式并进行校核计算人孔的设置是为了安装、拆卸、清洗和检修设备内部的装置，而视镜是用来观察设备内部情况的。但是在容器上开孔后，由于器壁金属的连续性受到破坏，将产生在容器接管附近的应力集中的现象，所以还要进行强度补强校核。 人孔、视镜形式的选择1、人孔形式的选择由表2-5可知，

37、本设计的反应釜应最少应开一个人孔，由于该反应釜为压力容器，故应选承压人孔。考虑到腐蚀情况，故应采用回转盖不锈钢人孔。由标准3规定，板式平焊不锈钢人孔只用于PN=0.6Mpa一种压力级别，其密封面只有突面一种形式，带颈平焊法兰不锈钢人孔适用公称压力级别PN=1.0Mpa和PN=1.6Mpa。带颈对焊法兰不锈钢人孔则在PN4.0Mpa时使用。故结合本反应釜的压力情况（罐内压力为0.6Mpa）和出于安全的考虑，人孔形式采用公称压力PN=1.0Mpa、公称直径为450mm的带颈平焊法兰回转盖不锈钢承压人孔（HG21596-1999）。2、视镜形式的选择普通的视镜有带颈和不带颈的两种3，由视镜形式的选择

38、惯例可知，当视镜需要斜装或设备直径较小时，可采用带颈视镜，否则则选取不带颈的视镜。结合本设计的具体情况，反应釜选取不带颈的视镜。（HGJ501-86）。由反应釜罐体的设计压力为0.6Mpa，且罐体材料为不锈钢，查表得：选取视镜型号为：视镜Pg10 Dg100,HGJ501-86-17 人孔、视镜的开口补强校核本设计的校核方法1采用等面积补强效核的方法，对人孔、视镜的开孔进行补强校核。 1、确定封头的理论计算厚度罐体封头的理论计算厚度用下式进行计算： mm 则代入数据得=3.696 mm由于3当开孔在标准椭圆形封头中央80%封头内直径范围以内时，在开孔处壳体承受应力所必需的最小的厚度为0.9则开

39、孔处壳体承受应力所必需的最小厚度为=0.9=0.9×3.696=3.33 mm表2-5 检查孔最少数量与最小尺寸3内直径/mm检查孔最少数量检查孔最小尺寸/mm备注人孔手孔300500手孔两个圆孔75长圆孔75×505001000人孔1个当容器无法开人孔时：手孔2个圆形400长圆形400×250380×280圆孔100长圆孔100×801000圆孔150长圆孔150×100球罐人孔5002、确定人孔、视镜开孔的有效直径de及削弱的面积A人孔开孔的有效直径为=450+2×2=454 mm视镜开孔的有效直径为=100+2

40、5;2=104 mm人孔开孔削弱的面积=454×3.33=1511.82 mm2视镜开孔削弱的面积=104×3.33=346.32 mm23、确定开孔所补强的面积As在GB150规定中3，在有效补强范围内（削弱的面积）可以用来补强的金属截面面积包括以下三种,分别为：从原设计压力考虑，壳体厚度只需要厚度与实际有效厚度的差所形成的截面面积；多余管接厚度所形成的截面面积；焊缝金属截面面积。按GB150规定，需要用补强圈补强的金属截面面积应该是：但是3如果将，均作为补强金属对待时，应该考虑这样做会不会影响压力容器最大许用压力降低的问题，因为容器的最大许用压力之所以大于容器的设计压力

41、或计算压力，依靠的就是“多余”的壁厚。因此应不将，作为补强金属对待，需要补强的金属截面A全部由补强圈提供，即： =由人孔接管公称直径=450 mm和视镜公称直径=100 mm 可知，分别查表3可知补强圈的外径=760 mm，内径 =455 mm， =200 mm，=105 mm。补强圈厚度由下式进行计算， 4 （2-30）则，代入数据得：=4.96 mm =3.65 mm由以上计算可知，并为了备料方便，补强圈选用规格3为：补强圈DN450×6和DN100×6，材料与罐体材料相同。2.4 选择接管、管法兰化工设备由于制造、安装、运输、检修及操作工艺等方面的要求，常常是有几个可

42、拆的部分连在一起而构成的。例如许多换热器、反应器和塔器的筒体与封头之间常做成可拆连接，然后再组合成一个整体。而法兰连接便是一种能够较好地满足上述要求的可拆连接，法兰连接结构是一个组合件，它由一对法兰、数个螺栓、螺母和一个垫片所组成。从使用角度看，法兰可分为两大类，即压力容器法兰和管法兰。压力容器法兰是指筒体与封头、筒体与筒体或封头与管板之间连接的法兰；管法兰指管道与管道之间连接的法兰。这两类法兰作用相同，外形也相似，但不能互换。 蒸汽入口、加料口、压缩空气入口、冷凝水出口管法兰和接口形式的选择蒸汽入口、加料口、压缩空气入口和冷凝水出口均采用同种法兰和接管。管法兰的选用标准为：HG2059220

43、635-97。结合本设计的具体情况，查表3得选用管法兰类型为：公称通径为25 mm，公称压力为1.0Mpa的板式平焊突面管法兰。其标记为：HG20592 法兰 PL25-1.0 RF 0Cr18Ni12Mo2Ti接管32×3.5L，材料为0Cr18Ni12Mo2Ti。 温度计、压力表管法兰和接口形式的选择温度计、压力表管法兰和接口形式相同，管法兰的选用标准为：HG2059220635-97。根据设计的条件查表3选择其管法兰和接口形式为:公称通径为40 mm，公称压力为1.0Mpa的板式平焊突面管法兰。其标记为：HG20592 法兰 PL40-1.0 RF 0Cr18Ni12Mo2Ti

44、接管45×3.5L，材料为0Cr18Ni12Mo2Ti。 放料口管法兰和接口形式的选择管法兰的选用标准为：HG2059220635-97。根据设计反应釜的具体情况，查表3选取放料口的管法兰和接口形式为: 公称通径为40 mm，公称压力为1.0 Mpa的板式平焊突面管法兰。其标记为：HG20592 法兰 PL40-1.0 RF 0Cr18Ni12Mo2Ti接管45×3.5L，材料为：0Cr18Ni12Mo2Ti。 反应釜法兰形式及其非金属软垫片的选择由于法兰已经标准化，其压力容器法兰的选用标准为JB47004707-92。根据设计的条件查表2选择反应釜的法兰形式为：公称直径为

45、1400 mm,公称压力为1.0 Mpa的乙型平焊法兰。其标记为：法兰-P 14001.0 JB4702-92材料为：0Cr18Ni12Mo2Ti。非金属软垫片德型号为：公称直径1400 mm，公称压力1.0MPa 其标记为：垫片 1400-1.0 JB 4704-92。3反应釜搅拌装置的设计计算为了使参与反应的各种物料混合均匀，接触良好以有利于化学反应的进行，大多数反应釜内都有搅拌装置。以液体为主体的搅拌操作，常常将被搅拌物料分为液-液、气-液、固-液、气-液-固等四种情况。在本设计中，被搅拌物料为气-液情况，同时还要求设计的搅拌器能使气体在反应釜内实现自吸和内循环的要求，因此要求设计的搅拌

46、器既能很好的满足气-液反应的功能，又能实现自吸和内循环的功能。本节内容的设计计算将包括以下内容：反应釜搅拌器形式的确定；反应釜搅拌器尺寸的确定；反应釜搅拌器搅拌功率的计算；反应釜搅拌轴的设计及强度校核。3.1 反应釜搅拌器形式的设计搅拌器又称搅拌浆或叶轮。它的功能是提供工艺过程所需要的能量和适宜的流动状态，以达到搅拌的目的。工艺过程对搅拌的要求可以分为混合、搅动、悬浮、分散四种。由于本设计的反应釜能实现气-液反应的需要，故对搅拌器的要求为分散，即通过搅拌作用，使气体、液体或固体分散在液体介质中，增大不同物图3-1 自吸式内循环气液搅拌器示意图相间的接触面积，加快传热和传质工程。在达到分散要求的

47、基础上，对搅拌器的要求还有能通过搅拌器的高速旋转，实现气体在反应釜内自动吸收，并且未反应完的气体能在反应釜内循环流动，直到达到最大的反应效率。为了实现上述功能，并结合气-液反应的普遍特点，选择经过改进后的非标准圆盘涡轮式搅拌器。标准圆盘涡轮搅拌器6的浆叶不是直接与轴套焊接，而是焊接在一圆盘上，标准的圆盘涡轮式搅拌器的浆叶有直叶、折叶和后弯式三种形式，浆叶数有4，6，8叶。其结构尺寸都是规定好的。采用圆盘涡轮式搅拌器对于气液相搅拌效果最好，因其圆盘部分可阻挡气体直接上升，延长气体在液相中的停留时间。同时，该搅拌器具有较高的溶剂循环速率和剪切率，从而有利于气泡的粉碎。另外，在同样的雷诺数条件下，圆

48、盘涡轮式搅拌器将比其他形式的搅拌器消耗更多的功率因此仅在气液相条件下使用该搅拌器，以使得搅拌器功率不至于太大。本设计中，搅拌器名称为：自吸式内循环气液搅拌器，其结构主要包括三个部分（图3-1），分别是空心圆盘涡轮式叶轮、固定导轮和套在转轴上的吸气筒。空心圆盘涡轮叶轮与标准圆盘涡轮搅拌器不同的地方在于：空心圆盘涡轮叶轮的圆盘有上下两片，其直径为叶轮的直径，上下两个圆盘的距离为浆叶的宽度，浆叶形式为直叶，浆叶的数量设计为6叶，其他尺寸按标准圆盘涡轮搅拌器的设计方法进行设计。固定导轮由16块与叶轮圆周切线成45°的翼片组成，排列于搅拌器的外围，翼片上下有固定圈予以固定。其中，导轮与叶轮的间

49、隙为1.5mm6。吸气筒的直径大小由搅拌轴的直径大小和吸气量确定，吸气筒的固定方式是：在上端通过用三根细不锈钢金属杆焊接连接在搅拌轴上，随搅拌轴一起高速旋转，下端吸气筒到叶轮上部圆盘截至，并将吸气筒下端与叶轮上部圆盘牢固焊接在一起。搅拌轴与叶轮的连接主要是通过搅拌轴与搅拌器的轴套用键连接而实现的。同时为了保证叶轮不发生轴向窜动，故在轴套下端采用紧定挡圈和紧定螺钉来进行固定。考虑反应时介质对碳钢有严重的腐蚀，固搅拌器全部装置的材料与反应釜罐体材料相同，为不锈钢0Cr18Ni12Mo2Ti。搅拌器上进液孔的数目和直径大小取决于吸气筒吸气面积的大小，进液孔在吸气筒外圆周围开孔，上下的叶轮圆盘均开有孔

50、，其目的是在反应时使液体通过进液孔进入叶轮内部，与进入吸气筒的气体充分反应。搅拌轴上下贯通整个搅拌器，与搅拌器的连接主要是与叶轮下部圆盘的连接，同时对搅拌轴的要求除了高速旋转之外，还有转动要非常平稳，因此为了保证搅拌轴的平稳性，除了传动轴部分有轴承支撑外，在下端也可以采用轴承固定，但是考虑到反应釜内恶劣的环境不宜轴承润滑和保证工作寿命，故采用套在轴外的一根金属管来进行径向稳定。其原理为：当搅拌轴高速转动时，位于金属管与搅拌轴之间的介质被以高速甩向圆周，同时由于介质在金属管上撞击反弹又作用于搅拌轴，由于圆周四周都有此种现象，故就好像在搅拌轴下端周围安装了轴承一样，保证了径向窜动的减少，同时介质也

51、充当了轴承和润滑剂两大功能。导轮的尺寸主要根据叶轮和反应釜内径的尺寸确定，导轮的固定可以通过支架固定在反应釜的底部。同时，为了实现反应釜的通用性，导论不是焊接在反应釜内，而是将导轮固定支架的支脚用雌性很强的材料做成，这样就可以通过磁性使导轮固定在反应釜中，又不会使反应釜失去通用性。3.2 反应釜搅拌器尺寸的确定已知条件：反应釜内径 = 1400 mm则叶轮直径为=0.33D13=0.33×1400=462 mm，圆整为=460 mm。因为叶轮直径、叶片宽度b的关系为：b=2043叶片宽度b=460×4÷20=92 mm；导轮外径=1.5= 1.5×460

52、=690 mm6；搅拌器距离反应釜釜底的高度=1.1= 1.1×460 = 506 mm，圆整后为510 mm。叶轮与导轮之间的间隙=1.5 mm。同时考虑到搅拌器的强度，设计圆盘和叶片的厚度为6 mm。3.3 反应釜搅拌器搅拌功率的计算搅拌功率是指搅拌器以一定转速进行搅拌时，对液体做功并使之发生流动所需的功率。计算搅拌功率的目的，一是用于设计或校核搅拌器和搅拌轴的强度和刚度，二是用于选择电机和减速机等传动装置。实际上，在搅拌器工作时，所需要消耗的功率应分为两个方面来研究。一方面是维持搅拌器正常匀速旋转所需要的功率，可称为搅拌器的功率，用来克服流体对搅拌器所作用的阻力，从这个方面分析

53、，搅拌器功率与流体的物性参数、搅拌器的结构参数、反应釜的结构参及搅拌器的运转状况有关。另一方面是为了达到搅拌作业目的所需要消耗的功率，可称为搅拌作业功率。这两种功率并不是各自独立的，而是相互重叠的。理论上虽然可将搅拌器功率分为搅拌器功率和搅拌作业功率两个方面考虑，但在实践中一般只考虑或主要考虑搅拌器功率，影响搅拌功率因素很多，主要有几何因素和物理因素两大类，包括以下四个方面。搅拌器的几何尺寸与转速；反应釜的结构尺寸；搅拌介质的特性；重力加速度。上述影响因素综合起来可用流体力学的纳维尔-斯托克斯方程来表示各因素的关系。 6 （3-1）式中 功率准数； 弗鲁德数，； 搅拌功率，W。式（3-1）中，雷诺数反映了流体惯性力与黏滞力之比，而弗鲁德数反映了流体惯性力与重力之比。一般情况下，