年产60万吨丙烯和26万吨乙醇项目设备选项与典型设备设计

设备选型与典型设备设计设备选型与典型设备设计XXX石化年产60万吨丙烯和26万吨乙醇项目目录第一章总述 由此取得接管直径为65mm。（6）高度计算低液位LL与高液位HL之间的距离由下式计算：故高度H=0.05+HL+0.1D+DP+1.2D=2.85m（7）校核结果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pMPa3.141设计温度tC-95内径Dimm800名义厚度nmm20材料名称S30408许用应力137tMPa137压力试验温度下的屈服点EQ\s(t,s)205钢材厚度负偏差C1mm0.3腐蚀裕量C2mm3厚度附加量C＝C1＋C2mm3.3焊接接头系数0.85压力试验类型液压试验压力pTMPa3.92625筒体长度Lwmm2850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nmm2020材料名称设计温度下的许用应力tMPa137137钢材厚度负偏差C1mm0.30.3腐蚀裕量C2mm33厚度附加量C＝C1＋C2mm3.33.3焊接接头系数0.850.85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mkg1152.65132.15132.15搅拌轴计算轴径mm备注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GB150.3-2011计算条件筒体简图计算压力Pc3.14MPa设计温度t-95.00C内径Di800.00mm材料S30408(板材)试验温度许用应力137.00MPa设计温度许用应力t137.00MPa试验温度下屈服点s205.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm焊接接头系数0.85厚度及重量计算计算厚度==10.94mm有效厚度e=n-C1-C2=16.70mm名义厚度n=20.00mm重量1152.65Kg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=3.9262(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平TT0.90s=184.50MPa试验压力下圆筒的应力T==112.95MPa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]==4.76237MPa设计温度下计算应力t==76.80MPat116.45MPa校核条件t≥t结论合格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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc3.14MPa设计温度t-95.00C内径Di800.00mm曲面深度hi200.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力t137.00MPa试验温度许用应力137.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm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=1.25Pc=3.9262(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力tT0.90s=184.50MPa试验压力下封头的应力T==111.79MPa校核条件TT校核结果合格厚度及重量计算形状系数K==1.0000计算厚度h==10.86mm有效厚度eh=nh-C1-C2=16.70mm最小厚度min=2.00mm名义厚度nh=20.00mm结论满足最小厚度要求重量132.15Kg压力计算最大允许工作压力[Pw]==4.81157MPa结论合格

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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc3.14MPa设计温度t-95.00C内径Di800.00mm曲面深度hi200.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力t137.00MPa试验温度许用应力137.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm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=1.25Pc=3.9262(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力tT0.90s=184.50MPa试验压力下封头的应力T==111.79MPa校核条件TT校核结果合格厚度及重量计算形状系数K==1.0000计算厚度h==10.86mm有效厚度eh=nh-C1-C2=16.70mm最小厚度min=2.00mm名义厚度nh=20.00mm结论满足最小厚度要求重量132.15Kg压力计算最大允许工作压力[Pw]==4.81157MPa结论合格7.1.5汽液分离器一览表表7-5气液分离器设计结果一览表设备位号类型数量温度/℃压力/MPa筒体规格/mm壁厚/mm封头类型进口管直径/mm液体出口管直径/mmV0302卧式重力分布器1300.152Φ3200*64008标准椭圆形封头1600300V0303卧式重力分布器1-303.141Φ4200*840045标准椭圆形封头250500V0304立式重力分布器1-953.141Φ800*285020标准椭圆形封头15065V0502卧式重力分布器113.30.865Φ4000*1000018标准椭圆形封头1800450V0701卧式重力分布器1303.040Φ2500*625030标准椭圆形封头450250V0702立式重力分布器1103.040Φ1200*160018标准椭圆形封头40032反应器8.1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。8.2反应器类型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。釜式反应器（反应釜）这种反应器通用性很大，造价不高，用途最广。它可以连续操作，也可以间歇操作，连续操作时，还可以多个釜串联反应，停留时间可以有效地控制。国家已有K型和F型两类反应釜列成标准。K型是有上盖的釜，形状偏于“矮胖型”（长径比较小）。F型没有上盖形状则偏于“瘦长型”（长径比较大），材质有碳钢、不锈钢、搪玻璃等几种。高压反应器、真空反应器和常减压反应器、低压常压反应器都已系列化生产，供货充足，选型。有些化工机械厂家接受修改图纸进行加工，化工设计人员可以提出个别的特殊要求，在系列反应釜的基础上，加以改进。系列釜式反应器的传热面积和搅拌形式基本上都是固定的，在选型设计时，如不能选用系列化产品应当提出设备设计条件，依修改型加工。釜式反应器比较灵活通用，在间歇操作时，只要设计好搅拌，可以使釜温均一，浓度均匀，反应时间可以长、可以短，可以常压、加压、减压操作，范围较大，而且反应结束后，出料容易，釜的清洗方便，其机械设计亦十分成熟。釜式反应器可用于串联操作，使物料从一端流入，在另一端出料，形成连续流动。多釜串联时，可以认为形成活塞流，反应物浓度和反应速度恒定，反应还可以分段进行控制。管式反应器近年来此种反应器在化工生产使用越来越多，而且越来越趋向大型化和连续化。它的最大特点是传热面积大，传热系数高，反应可以连续化，流体流动快，物料停留时间短，经过一定的控制手段，可以使管式反应器有一定的温度梯度和浓度梯度。根据不同的化学反应，可以有直径和长度千差万别的形式。此外，由于管式反应器直径较小（相对于反应釜）因而能耐高温、高压。由于管式反应器结构简单，产品稳定，塔的应用范围越来越广。管式反应器可以用于连续生产，也可以用于间歇操作，反应物不返混，管长和管径是反应器的主要指标，反应时间是管长的函数，管径决定于物料的流量，反应物浓度在管长轴线上，浓度呈梯度分布，但不随时间变化，不像单间歇釜操作时那样。固定床反应器此种反应器主要用于气-固相反应，其结构简单，操作稳定，便于控制，易于实现连续化。床型可以是多种多样，易于大型化，可以根据流体流动的特点，设计和规划床的内部结构和内构件排布，是近代化学工业使用较早由较普遍的反应器。它可以设计较大的传热面积，可以有较高的气体流速，传热和传质系数可以较高。加热的方式比较灵活，可以有较高的反应温度。有3种基本形式。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。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。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。但是，固定床反应器床层的温度分布不容易均匀，由于固相粒子不动，床层导热性不太好，因此对于放热量较大的反应，应在设计时增大传热面积，及时移走反应热，但相应地减小了有效空间，这是这类床型的缺点，尽管后起的流化床在传热上有很多优点，但由于固定床结构简单，操作方便，停留时间较长且易于控制，加上化工工程的习惯，因此固定床仍不能完全被流化床所取代。流化床反应器流化床反应器的特点是细的或粗的固体粒子在床内不是静止不动，而是在高速流体的作用下，被扰动悬浮起来，剧烈运动，固体的运动形态，接近于可以流动的流体，故称流化床。由于物料在床内如沸腾的液体（被很多气泡悬浮），因此又称沸腾床。使固体流态化的介质，当然也可以是液体，所以流化床越来越被化工工程师重视，适用于气-固和液-固相反应。流化床反应器的最大优点是传热面积大，传热系数高，传热效果好。流态化较好的流化床，其床内各点温度相差不会超过5℃，可以防止局部过热。流化床的进料、出料、排废渣都可以用气流流化的方式进行，易于实现连续化，亦易于实现自动化生产和控制，生产能力较大，在气相-气相反应物（固相催化）、气相-固相反应物、气相-液相反应物（固相催化）、液相-液相反应物（固相催化）以及液相-固相反应物体系中越来越普遍地被应用。由于流化床体系内物料返混严重，粒子磨损严重，通常要有粒子回收和集尘的装置，另外存在床型和构件比较复杂、操作技术要求高以及造价较高等问题。8.3设计要点在反应器设计时，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：保证物料转化率和反应时间满足物料和反应的热传递要求设计适当的搅拌器和类似作用的机构注意材质选用和机械加工要求8.4反应器设计举例8.4.1丙烷脱氢反应器（R0204）1.反应特点丙烷脱氢反应是一个复杂的反应体系，在脱氢生成丙烯和氢气的同时，还会伴随碳链断裂生成乙烯和甲烷，以及乙烯加氢生成乙烷，丙烯脱氢生成丙炔等反应。丙烷脱氢是吸热反应，反应要在高温（600℃）条件下才能获得较高的选择性。实际生产中，丙烷脱氢会出现结焦现象。催化剂需要不断地循环再生，如果采用间歇操作无疑会降低年产量，影响生产的经济效益，因此，本项目拟采用移动床反应器，边生产边再生，避免开停车浪费时间，降低产量；同时避免模拟移动床对阀门等设备的要求。为了提高丙烯的选择性，防止因结焦而使产量下降，操作过程中要控制床层温度不要过低，影响反应的进行；也不能过高，导致催化剂失活。本工艺采用中国石化北京化工研究院的Pt-Sn/Al2O3为催化剂。2.反应动力学方程该反应属于气-固相催化反应，反应分为吸附、表面反应和脱附三个过程。吸附模型为从Langmuir等温式发展的LHHW双曲线模型。其中速率控制步骤为表面反应。从《SimulationofPropaneDehydrogenationtoProplyeneinaRadial-FlowReactoroverPt-Sn/Al2O3astheCatalyst》主反应：副反应：12动力学方程：Ea1[Jmol-1]=34570，Ea2[Jmol-1]=137310,Ea3[Jmol-1]=154540K01[molkg-1s-1p-1]=8.74×10-8，K02[molkg-1s-1p-1]=7.75×10-10K03[molkg-1s-1p-1]=3.9×10-11KC3H6=3.46，△HC3H6=-85817[Jmol-1]3.反应器设计过程该反应器为移动床反应器，催化剂颗粒自上而下利用重力落入反应器内，反应气体自下而上进入反应器。从反应器下出口出来的反应器经提升管提升后进入下一个反应器，最后从第四个反应器出来后进入催化剂在线再生系统再生，活化后的催化剂重新返回到第一台反应进口。Aspenplus中的流股信息表8-1Aspenplus的流股信息进入反应器离开反应器流股名称02090210温度/℃600572压力/MPa0.150.15气相分率11质量流率/（kg/hr）479700479700体积流率/（cum/hr）788548779218密度/（kg/cum）0.6080.616组分质量流率/（kg/hr）丙烷277513.00261544.00丙烯71681.4086268.88乙烯268.44189.77甲烷805.131053.25氢气2975.663637.64乙烷1729.262278.64水124616.00124616.00正丁烷0.170.17异丁烷61.0161.01丙炔51.0351.03绝热反应器，进口温度为600℃，出口温度572℃催化剂用量、进反应器流股温度与反应器压力的确定（仅对第一个反应器R0204进行分析）催化剂用量的确定，根据Aspenplus反应器模拟数据，将催化剂用量对丙烯摩尔流量做图可以看出随着催化剂用量的增加而增加，当催化剂用量达到一定程度后，在增加催化剂，丙烯增加量很小；考虑到本工艺采用移动床，催化剂的用量过大会加大移动床反应器的体积，增大操作难度，综合考虑下采用每个反应器装填45吨催化剂。图8-1催化剂用量与丙烯生成量之间的关系丙烷脱氢反应为吸热反应，随着温度的升高，丙烯的生成量不断增加由于选用的催化剂有一定的温度范围，而且温度过低，脱氢反应几乎不发生，随着温度升高，转化率逐渐增大，但是温度过高，增加了焦的相对生成量，降低丙烯的选择性，因为C-C键比C-H键更容易断裂，综合考虑，选定进口温度为600℃。图8-2进反应器流股温度与丙烯生成量之间的关系丙烷脱氢反应是分子数增多的反应，随着压力的增加，丙烯产量逐渐下降，因此，脱氢反应宜采用低压，甚至负压操作，但是由于反应气体均为易燃易爆气体，负压操作容易导致空气流入反应器，引发爆炸事故，同时由于采用移动床，过高的压力难于实现，于是采用微正压操作，最终选定1.5atm。反应体积的确定由上述对一个反应器的分析可得每个反应器持有的催化剂的量为45吨，四台反应器一共180吨，催化剂再生系统48吨，总量228吨。由进料条件可知反应物的体积流率为710539m3/hr查文献得到空速为200h-1，反应体积等于=停留时间×体积流率=30.5m3。此体积为催化剂的体积，取催化剂的装填系数为0.4，则可以计算出反应器的体积为50.8m3。反应器结构及进料示意图：图8-3反应器结构示意图催化剂从顶部落入反应器利用重力势能下落，反应气体也从反应器顶部进入从反应器外腔进入与反应器顶部落入的催化剂呈错流状态。反应后的气体在中心管汇集后从顶部出反应器进入下一台反应器继续进行同第一台反应器相同的反应；反应后的催化剂从反应器底部出来后，经提升管提升进入下一台反应器顶部，出最后一台反应器的催化剂颗粒进入催化剂在线再生系统再生，重新活化的催化剂颗粒返回到第一台反应器继续进行反应。参考文献得知，近期，研究人员将催化剂床层看成是若干个小的圆环组成反应气体从圆环中心进入催化剂床层，穿过床层与催化剂接触的过程中反应，然后汇聚后从反应器顶部流出。催化剂的圆环模型见下图。图8-4质量衡算图8-5移动床催化剂下落模型取催化剂床层高度10m，中心管直径2.5m，由反应体积为50.8m3可以计算出外径R为3.6m，因此，△r=0.55m，即反应气体需要穿越的催化剂厚度为0.55m，取反应器外径5m。催化剂的流动方式考虑到丙烷脱氢会产生积碳，因此采用了催化剂在线再生系统。原UOP工艺采用催化剂与原料并流的形式，由于原料刚进入反应器的时候，反应物浓度高，催化剂活性高，反应推动力大，所需要的反应体积相应的就相对较小，但是随着反应的进行，原料气体浓度降低，催化剂活性越来越低，反应速度下降较快，需要较大的反应体积。而采用逆流接触的输送方式，随着催化剂从第四台反应器向第一台反应器的移动，活性由高到低。逆流连续丙烷脱氢催化剂流动方向、反应物流动方向、积炭高低顺序、催化剂活性以及各反应器中反应难易程度的关系示意如下：第一反应器第二反应器第三反应器第四反应器催化剂输送方向反应物流流动方向反应器中积炭量高催化剂活性低高反应器中进行的反应级别易因此，该工艺过程使得相对容易进行的反应在活性相对较低的催化剂上进行，而难反应的则在家较高活性的催化剂上进行，每个催化剂的活性状态与反应的难易程度相匹配。逆流连连续脱氢过程反应的合理性参照芳烃重整反应器，下表中数据给出的芳烃重整反应器中两种催化剂积炭量对反应影响的实验结果。表8-2不同积碳影响结果催化剂积炭量%4.33.0反应温度℃500500LHSV/h-11515环己烷转化率%94.496.6芳烃产率%93.293.4随着催化剂积炭量的增加，正庚烷的转化率逐渐降低，当催化剂的积炭量超过4%之后，降低速度加快。随着积炭量的增加，芳烃产率和正庚烷芳构化的选择性迅速降低，积炭量达到4%之后下降速度加快。反应温度520℃比500℃更为明显。由此可见积炭量对反应有着很大的影响，也就是说，催化剂的积炭量对最后面反应其中进行的反应影响很大，上述资料表明，逆流连续脱氢工艺有其合理性。逆流移动床简图如下：逆流移动床反应器及催化剂再生系统简图“逆流”连续脱氢工艺能从根本上解决传统“顺流”连续脱氢工艺反应难易程度与催化剂的活性分布不匹配、催化剂的循环安排不尽合理的问题。其具有以下特点：1）催化剂为逆反应物流输送；2）取消了传统工艺必须设置的复杂的闭锁料斗及其控制系统；3）取消再生催化剂粉尘淘析收集系统。5.床层压降计H=10m，u=0.9m/s，ε=0.3，ρ=0.6685kg/m3，μ=2.18×10-6Pa·s，dp=2.0×10-3m。将下落的催化剂看成是固定床填充的催化剂计算出雷诺数，，因为内径r1=1.25m，r2=1.8m，Q0=710539m3/hr，ε=0.3，H=0.5，ρ=0.6685kg/m3，μ=2.18×10-6Pa·s,取=150，=1.75。计算出压降6.设计温度的确定因为反应温度最高为600℃大于300℃，因此设计温度要大于介质正常工作温度+15℃，因此取该反应器的设计温度为620℃。7.设计压力的确定内压容器一般取最大工作压力的1.1倍为设计压力，工作压力0.15MPa，经计算，设计压力为1.1*0.15=0.165MPa。8.保温层的尺寸的确定查化工设计手册，因为反应器温度为600℃，取保温材料为普通硅酸纤维铝制品（极限使用温度为850℃）。其中Do=5m，Ta为环境温度为33℃，as=ar+ak，查化工手册得到ak=2.1kcal/(m2.h.℃)，ar=5.6kcal/(m2.h.℃)所以计算的到as=7.7kcal/(m2.h.℃)=8.9551W/（m2.K），TO为管壁温度为600℃，查化工手册得到600℃热损失量[Q]取296w.m-2,，=0.1054W/（m.k），所以=0.1774W/（m.k）将数值带入式得到D1=5.54m,所以保温层厚度为0.27m。查设计手册得到筒体保温层用量为4.52m3，封头保温层用量为7.63m3，总的用量为12.15m3。9.气体流速的确定查阅相关文献得知，在一定范围内，增大气体流速，有利于改善流型，提高反应的转化率。但是随着气速的增大，床层压降会急剧升高，产生贴壁和空腔流动现象，为避免此现象的发生，需要确定合适的进料气体流速。参照文献资料计算得到临界体积流量为240m3/S，当气速过大时，气体对催化剂的正压力大，产生的曳力就大，容易产生催化剂的贴壁；同样的，催化剂通过重力势能下落，如果气速过小，容易导致催化剂下落过快，而导致反应器内出现无催化剂的空腔，综合考虑选用体积流率为198m3/hr10.催化剂再生步骤在脱氢反应的同时，催化剂的积碳越来越多，而且操作条件越苛刻，催化剂积碳越快，因而失活越快。为恢复其活性，我们设置了一套催化剂连续再生的装置。本装置采用四步法工艺，即烧焦、氧氯化、干燥和还原。①烧焦第一步是催化剂的烧焦。烧焦是在氧气存在的条件下的燃烧反应，生成二氧化碳和水，放出热量表：该反应对除焦是有必要的，但是会对催化剂产生损害，它导致催化剂温度上升，而且催化剂温度的上升极大的增加了催化剂的永久性失活的危险。所以烧焦过程要严格控制好反应的温度，可以通过控制燃烧过程中的氧含量来确定。氧气浓度过高造成燃烧温度过高，但是氧气浓度过低则燃烧速度太慢。正常氧气含量控制在0.5~0.8%（v）时，烧焦速度最快，燃烧温度最低的最佳范围。

②氧氯化第二部是调节氯含量，氧化和分布催化剂表面的金属。这些反应是有氧和有机氯化物参与的复杂反应，所以需要氧和氯化物。a、b、 c、 催化剂需要氯化剂以保持酸性功能。但是氯化剂过多或太少都会对Pt脱氢反应产生不良影响，所以催化剂氯含量必须进行控制。这是通过注入氯化物的速度来控制的。在正常条件下催化剂的氯含量应保持在1.1~1.3%wt之间，这是发挥催化剂酸性功能的最佳范围。③干燥第三部是除去催化剂表面上的多余水分。催化剂上的多余水分来自燃烧步骤。采用高温干燥气体流过催化剂，以达到烘干的目的，除去催化剂表面的多余水分。通过研究发现，在干燥过程中，催化剂体上的羟基与羟基以及羟基与氯离子之间会缩合成水合氯化氢，同时在载体上形成氧桥，失水的同时失去氯，因此注氯量应考虑这部分的损失。催化剂进入Pt脱氢反应器前越干燥，总体性能越好。高温和足够的干燥时间和干燥气体流速越快有助于干燥气步骤的完成。④还原第四部是把金属从氧化钛从氧化态变为还原态。在氧氯化步骤后必须进行此步骤，以使得催化剂在返回脱氢反应器前回复到最佳的状态。还原反应要有要有氢气才能进行，反应式如下： 还原越完全，金属在脱氢反应中性能越佳。氢气纯度高、还原区温度高和能确保气体良好分布的足够快的气体流速有助于本反应的完成。11.催化剂再生催化剂失活的原因：第一是因为丙烷在脱氢过程中反应过度，生成焦炭覆盖在催化剂表面，阻止了催化剂与反应气体的继续接触；第二个原因是因为活性中心Pt的流失；第三个原因是因为反应温度过高，超过了催化剂的耐受范围，造成催化剂的永久性失活。参考文献移动床甲醇制丙烯反应器流动特性研究[唐玥祺]得到催化剂的下料器采用Y型，有利于催化剂颗粒的均匀流动。根据动力学方程中结焦速率，参考文献结焦率为4.5%时，催化剂的活性对反应的速率影响加剧，并且考虑到空气烧焦时热点温度的问题，最终取催化剂的下料速率为5mm/s，可以计算得到每小时的催化剂下落量为18000mm/hr，换算成质量为36000kg/hr，即反应器与反应器之间提升管每小时需要提升36000kg的催化剂。用氮气做提升气提升催化剂。每小时的氮气消耗量为47653m3/hr。催化剂的再生方法：通入空气烧掉积聚在催化剂表面的积碳，但是通入空气进行烧焦会出现床层的飞温导致催化剂永久性失活，因此需要对燃料进行稀释，常用的烧焦气为氧气，氢气，水蒸气等。本项目采用的再生气为氮气稀释的空气，再生温度500℃。再生后的催化剂通入氮气吹扫，吹走粉碎的催化剂颗粒，吹扫结束后通入氢气还原，将氧化态的金属还原，使得催化剂的活性最佳。再生气体--氧气流量的确定烧焦气体氧气体积含量为0.5%，烧焦时间为60min，因此通入氮气稀释的空气为烧焦气体。参考《Pt催化剂上丙烷脱氢反应与结焦动力学》[李庆]得焦的生成量为以每小时再生36000kg催化剂计，可得每小时要处理的焦的量为1494kg，烧焦结束后的碳含量要小于0.02%，转化成摩尔量为124.5kmol，参考文献得到1mol碳消耗2mol氧气，得到氧气的消耗量为249kmol/hr，按标准体积计算得到纯氧气的体积为5577600L/hr，又因为氧气的浓度为0.2，所以通入的空气为27888000L/hr=27888m3/hr。综上所述，空气的体积流流量为27888m3/hr，约为7.7m3/s。氧氯化区域注氯量的确定根据工程师的经验，经过咨询得知当氯含量为1.0~1.2%之间时，催化剂的活性最高，在前面章节计算到了催化剂的小时再生量为36000kg，得到需要的氯化物的含量计算出所需氯化物的量为414kg/hr。10.反应器校核表8-3反应器R0204设计温度620℃设计压力0.165MPa反应体积50.5m3反应器直径5m反应器长度16.5m反应温度600℃反应压力0.15MPa保温层厚度0.27m表8-4反应器R0204校核数据： 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pMPa0.165设计温度t°C620内径Dimm5000名义厚度dnmm13材料名称S30408许用应力[s]137[s]tMPa54.4压力试验温度下的屈服点sEQ\s(t,s)205钢材厚度负偏差C1mm0.3腐蚀裕量C2mm3厚度附加量C＝C1＋C2mm3.3焊接接头系数f0.85压力试验类型液压试验压力pTMPa0.441504筒体长度Lwmm16500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dnmm1313材料名称设计温度下的许用应力[s]tMPa54.454.4钢材厚度负偏差C1mm0.30.3腐蚀裕量C2mm33厚度附加量C＝C1＋C2mm3.33.3焊接接头系数f0.850.85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mkg26517.52753.272753.27搅拌轴计算轴径mm备注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GB150.3-2011计算条件筒体简图计算压力Pc0.17MPa设计温度t620.00°C内径Di5000.00mm材料S30408(板材)试验温度许用应力[s]137.00MPa设计温度许用应力[s]t54.40MPa试验温度下屈服点ss205.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm焊接接头系数f0.85厚度及重量计算计算厚度d==8.94mm有效厚度de=dn-C1-C2=9.70mm名义厚度dn=13.00mm重量26517.47Kg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=0.4415(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平[s]T[s]T£0.90ss=184.50MPa试验压力下圆筒的应力sT==134.13MPa校核条件sT£[s]T校核结果合格压力及应力计算最大允许工作压力[Pw]==0.17906MPa设计温度下计算应力st==42.61MPa[s]tf46.24MPa校核条件[s]tf≥st结论合格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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc0.17MPa设计温度t620.00°C内径Di5000.00mm曲面深度hi1250.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力[s]t54.40MPa试验温度许用应力[s]137.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm焊接接头系数f0.85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=1.25Pc=0.4415(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力[s]t[s]T£0.90ss=184.50MPa试验压力下封头的应力sT==134.00MPa校核条件sT£[s]T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==8.93mm有效厚度deh=dnh-C1-C2=9.70mm最小厚度dmin=7.50mm名义厚度dnh=13.00mm结论满足最小厚度要求重量2753.27Kg压力计算最大允许工作压力[Pw]==0.17924MPa结论合格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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc0.17MPa设计温度t620.00°C内径Di5000.00mm曲面深度hi1250.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力[s]t54.40MPa试验温度许用应力[s]137.00MPa钢板负偏差C10.30mm腐蚀裕量C23.00mm焊接接头系数f0.85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=1.25Pc=0.4415(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力[s]t[s]T£0.90ss=184.50MPa试验压力下封头的应力sT==134.00MPa校核条件sT£[s]T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==8.93mm有效厚度deh=dnh-C1-C2=9.70mm最小厚度dmin=7.50mm名义厚度dnh=13.00mm结论满足最小厚度要求重量2753.27Kg压力计算最大允许工作压力[Pw]==0.17924MPa结论合格8.4.2乙酯加氢反应器（R0602）1.反应特点醋酸乙酯加氢反应为高温下的放热反应，醋酸乙酯与氢气在催化剂的作用下生成产物乙醇。醋酸催化加氢法制乙醇可分为醋酸直接加氢法和醋酸酯加氢法，醋酸直接加氢法需用贵金属催化剂，催化剂成本高；同时醋酸的腐蚀性较高。该工艺对材质的要求较高，工业生产中设备投资大，经济性有待验证。而醋酸酯加氢路线在有效避免上述问题的同时，可显著降低乙醇的生产成本。工艺反应、分离更为简单，且催化剂为常规的铜基复合催化剂，成本更低。铜基催化剂最初用于甲酸甲酯的加氢反应，是酯催化加氢反应中常用的催化剂，可得到高选择性的醇产物，本反应采用的催化剂为Cu/ZrO2。工业生产中，高温下醋酸乙酯的加氢反应常伴随着副反应的发生，如生成挥发度较小的乙醛、甲醇和挥发度较大的正丙醇、正丁醇的反应等，由于在该工艺条件下，乙醇的选择性均高于99%，因此对于该反应器中的反应，仅考虑主反应：EA+2H2==2EtOH。2.反应动力学该反应属于气-固相催化反应，在铜基催化剂的作用下，该反应宏观动力学的模型为POWERLAW形式，从*相关文献中得到的反应速率方程为：其中：T——反应温度/℃T0——180℃PH2——氢气分压/kPaPEA——醋酸乙酯分压/kPa*文献名称于小芳,孙帆,等.醋酸乙酯加氢制乙醇本征动力学研究.复旦学报:自然科学版,2014,53(2):241-248.3反应器设计过程Aspenplus模拟数据表8-4Aspenplus数据R0602反应器进口反应器出口流股名称06090610温度/℃220200压力/bar4040气相分率11质量流率/(kg/hr)142970142970体积流率/cum/hr19155.618388.8密度/(kg/cum)7.4637.774组分质量流率/(kg/hr)CH43.390043.39004H234748.2331813.57C2H61.379771.37977H2O16462.6216462.62C4H8O264.131160C2H6O27621.7494687.75C2H4O21.7989E-81.7989E-8C3H41.524661.52466热负荷为6.578MW，反应温度200℃，设计压力4.1MPa。反应器结构设计由于该反应为气—固催化反应，反应热较大，所需换热面积较大，为了很好的控制温度，使传热的面积更大，工艺上选择列管式固定床反应器进行设计。它的优点有：①返混小，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催化剂机械损耗小；③结构简单。它的投资和操作费用介于绝热固定床和流化床之间，是乙酸乙酯加氢反应比较理想的反应设备。列管式固定床反应器在结构上有以下特点：列管式固定床反应器在结构上类似于管壳式换热器，管束的排列方式大都是等边三角形排列。反应器通常很大，直径达四五米。反应管直径视热效应大小而定，通常为20~50mm，根数达3000~20000根。反应器按壳程流体流动方式可分为平行流和错流两种，而按载热体的冷却方式可分为内循环和外循环两种。该催化剂的空时为9.19s，物流的体积流率V为5.321m3/s，由此可得：反应体积=空时×体积流率=9.19×5.321=48.91该体积为催化剂的体积，取催化剂的填装空隙率为0.2，由此可得催化剂装填体积V0=48.91/(1-0.2)=61.13m3。选用长10m，外径45mm，内径41mm的列管，催化剂装填高度为8.35m。计算所需列管数反应管采用正三角形排布，则壳程直径为经圆整后，取D=4m。反应器筒体长10m，直径4m，选用两个标准椭圆封头曲面深度1m，直边长度0.04m。反应器壳程里通入沸腾水及时撤除反应产生的热量，将反应温度控制在200℃。4.床层压降计算H=8.35m，u=0.8m/s，ε=0.2，ρ=7.463kg/m3，μ=1.346×10-5Pa·s，dp=5.5×10-3m。计算出雷诺数，，计算出压降，5.换热面积校核管程床层对壁面的给热系数，，，，，计算得到壳程水沸腾传热系数，，，，，，，，取Ri=0.3×10-3（K.m2）/W，Ro=0.176×10-3（K.m2）/W计算出总传热系数为：对数平均温差反应器热负荷为6.73MW。计算需要面积为实际面积，换热面积足够。反应器结构数据如下反应器强度校核表8-5反应器R0602校核数据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0.11MPa设计压力4.1MPa设计温度100设计温度2004000mm管箱圆筒内径Di4000mm材料名称S30408材料名称S30408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GB150.3-2011计算条件筒体简图计算压力Pc4.10MPa设计温度t200.00C内径Di4000.00mm材料S30408(板材)试验温度许用应力137.00MPa设计温度许用应力t130.00MPa试验温度下屈服点s205.00MPa钢板负偏差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==75.61mm有效厚度e=n-C1-C2=77.70mm名义厚度n=80.00mm重量6439.42Kg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=5.4010(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平TT0.90s=184.50MPa试验压力下圆筒的应力T==166.73MPa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]==4.21112MPa设计温度下计算应力t==107.58MPat110.50MPa校核条件t≥t结论筒体名义厚度大于或等于GB151中规定的最小厚度14.00mm,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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc4.10MPa设计温度t200.00C内径Di4000.00mm曲面深度hi1000.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力t130.00MPa试验温度许用应力137.00MPa钢板负偏差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=1.25Pc=5.4010(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力tT0.90s=184.50MPa试验压力下封头的应力T==165.14MPa校核条件TT校核结果合格厚度及重量计算形状系数K==1.0000计算厚度h==74.90mm有效厚度eh=nh-C1-C2=77.70mm最小厚度min=6.00mm名义厚度nh=80.00mm结论满足最小厚度要求重量11458.91Kg压力计算最大允许工作压力[Pw]==4.25163MPa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GB150.3-2011计算条件筒体简图计算压力Pc4.10MPa设计温度t200.00C内径Di4000.00mm材料S30408(板材)试验温度许用应力137.00MPa设计温度许用应力t130.00MPa试验温度下屈服点s205.00MPa钢板负偏差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==75.61mm有效厚度e=n-C1-C2=77.70mm名义厚度n=80.00mm重量6439.42Kg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=5.4010(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力水平TT0.90s=184.50MPa试验压力下圆筒的应力T==166.73MPa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]==4.21112MPa设计温度下计算应力t==107.58MPat110.50MPa校核条件t≥t结论筒体名义厚度大于或等于GB151中规定的最小厚度14.00mm,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GB150.3-2011计算条件椭圆封头简图计算压力Pc4.10MPa设计温度t200.00C内径Di4000.00mm曲面深度hi1000.00mm材料S30408(板材)设计温度许用应力t130.00MPa试验温度许用应力137.00MPa钢板负偏差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=1.25Pc=5.4010(或由用户输入)MPa压力试验允许通过的应力tT0.90s=184.50MPa试验