选型与典型设备设计

设备选 第一章总 过程设备的基本要 过程设备设计的作 过程设备设计与选型的主要内 第二章换热器设备设计及选 换热器设计依 换热器类型简 换热器选型原 换热器结构选 换热器主要设计软 设计条 物性数据的确 估算传热面 工艺结构尺 核算结 计算结 机械校 换热器选型结果汇 第三章塔设备设计及选 概 设计规 塔设备设计目 塔设备选型基本原 塔类型的选 板式塔的具体选 浮阀塔的优 设计条 塔径的初步核 塔板布置设 设计条 选 设计压 设计温 塔高的计 接管的计 塔体和封头选 裙座的设 塔设备附 SW6塔机械强度校 塔设备计算说明 第四章反应器设计及选 概 反应器的选 反应温 氧化吸收剂浓 吸收液酸 物料组 物料物性参 反应条 反应釜体积的计 反应釜公称直径的确 确定筒体高 釜体、封头厚度计 夹套的设计计 搅拌器设 筒体的传热计 选择釜体法 搅拌轴的计 电动机、 单支点支架选 开孔补 容器支座的选 温度计、压力表选 接管 SW6机械校核（R- 塔式反应器的比 干气氨法脱硫主要影响因 喷淋塔工艺设 喷淋塔壁厚的计 喷淋塔机械校 选用依 间歇反应器特 结构及控制组成设 第五章泵的选 概 选型原 选型示例（P- 泵的选型结 第六章压缩机的选 概 选型依 选型原 选用要 P-0203选型示 压缩机选型一览 第七章储罐的选 储罐选型依 储罐选型原 立式平底筒形储罐的选型方 球形储罐的选型方 产品储罐选型示例（吩噻嗪储罐 第八章气液分离器的选 概 设计依 气液分离器类 V-0103设计过 类型选 尺寸设 强度校 运用SW6对其进行强度校核结果如 气液分离器一览 第九章固液分离器设 概 选型依 工艺简 过滤 主要操作过 选型结 第十章气固分离器的选 概 工艺介 选型(V- 第十一章工艺设备一览 非标设 换热器选型一览 塔设备选型一览 反应器选型一览 气液分离器选型一览 定型设 泵选型一览 压缩机选型一览 固液分离器选型一览 储罐选型一览 第一章过程设备的基本要求过程设备设计的作用过程设备设计与选型的主要内容些设备包括换热器系列、容器系列、搪玻璃设备系列以及圆泡罩、F1型浮阀和编制工艺设备一览表。在初步设计阶段，根据设备工艺设计的结果，阶段的工艺设备一览表作为设计说明书的组成部分提供给有关部门进行设计审第二章换热器设备设换热器设计依据 HG20553-《石油化工企业尺寸系列SH3405-JB/T7658.4-JB/T4712-2.2置中换热器占总设备数量的40%左右，占总投资的30%~45%。今年来随着节能技按作用原理传热的方式分管壳式：固定管板式、浮头式、填料函式、 型管交换器 在两侧流体间传递热量烯、冷却水(Chilledwater)或盐水(brine)。冷凝器(Condenser)：在此单元中，制程蒸汽被全部或部分的转化成液体冷却器(Cooler)：用水或空气冷却，不发生相变化及热的再利加热器(Heater)Dowtherm或热油作过热器(Superheater)：高于饱和蒸汽压的饱和蒸汽进再沸器(Reboiler)：提供蒸馏潜热至分流塔的底部boiler)：2-1能管内外均能承受高压，管内及检修2-2故设备相对较低不适用于壳结垢场合管束可抽出来机械U形管式换可用于管腐蚀场合管束可抽出机械达2.5MPa处流动死区，旁路漏7%以上；；要求100%射线探伤；换热器选型原则好的换热器，如果换到另一种场合可能传热效果和性能会有很大的改变。流体的对、维修的要价格、使用安全性和110度；容易使管子腐蚀或者在壳容易结垢的介质型号：AES500-1.6-54-6/25-4 5001.654表示公称换热面积为 25表示换热管外径为 表示管束为 级，采用较高级冷拔54m25mm6m，4管程，低温端不应小于5℃；当冷凝带有惰性气体的工艺流体时，冷却剂的出口温度应该低于工艺流体的，一般低于5℃；在冷却反应物时，为了控制反应，应维持反应流体和冷却剂之间的温差不小于10℃。2-3工艺流体的压力允许的压力降3.9×103~3.3×10水和相类似的液体流速一般1-2.5m/s；气体和蒸汽的流速可8-30m/s的 换热器流速范围流速换热器结构选型与前官箱封头官箱类似。根据介质工作特点，选取M型后封头。 TEMA端部形式的选污垢系数(m2.°C U——A—UC—A——A—CCASMCASCMASMMASCCA,BMCAL—A——CAS—MAS—CALC：化学；M：机械，包压水力喷射只用于管内侧可用高压水喷射的冷却水系统当壳侧污垢系数≤0.00035时,当壳侧污垢系数≤0.00035并且管侧可用高压水喷射时，T型封将同直径换热器中的换热管由Φ25mm改为Φ19mm，其传热面积可增加40%左右，节约20%金属以上；但增加了制造难度，且小管子容易结垢，不易。直是很严重，又允许压力降较高的情况下，采用Φ19mm×2mm的管子是合理的。2-6GB8163-10x14x19x25x25x32x38x45x57xGB2270-10x14x19x25x32x38x45x57x列的管束，能够使管间小桥形成一条直线通道，便于管外机械，因为壳程是时还要留有进行的通道。换热管中心距一般不小于1.25倍的换热管2-7换热管外径24952857换热管中心距69520872长一点的管子(12.2m的碳，21.3m的铜合金管)通常只在可以得到。但6m长的换热管则是很普遍的。无相变换热时，管子较长则传热系数也增加，的换热管。对于大面积或无相变的换热器可以选用89m的管长。在冷凝器中选压力降过大，一般选在1～2。折流板圆为直径的15~25％。折流板间距为壳体直径的1/5并大于50mm。然而，对特殊的设计考虑可以取较换热器主要设计软件2-8AspenDesign&典型换热器设备设计示例（E-2-9进口温度出口温度压力物性数据的确

t202522.52

T6450572壳程反应后物料在定性温度t下的物性数据： c0.6031W/( cpc4.179kJ/(c =997.69c h0.5321W/( Cph3.26kJ/(kg h1213.33估算传热面积热流量由换热初步模拟可以确定此换热器所通过的热流量为Qt(T1t2)(T2t1)(6425)(5020）34.3 T2 20t1壳程热物流出口温度，℃；t2壳程热物流出口温度，℃；K480W/(m2K)则A m计(Kt 480mW=Q/

t)

4.189工艺结构尺寸根据本次工艺选用19mm2mm较高级的冷拔传热管（不锈钢）取管内流速ui1m/sn=V/(0.785d2u)

(1213.330.7850.01521)

/(3.14d0n

3.140.019采用三角形排列法，根据换热管直径查的管中心距为2-1Do

ns1) 3)d02-10其中公称直径DN900mm，传热管规格为19mm2mm，传热管总长L4500mmNT100935，折流板间距为600mm，换热器换热面积为265m2高度为297mm；取折流板间距B600mm，则折流板数取u1=1.2m/s则

=398.2mm3.14圆整取DN400mm取u2则43.14997.6943.14997.69圆整取DN=250mm，即外径为i0.023hRe08i此的适用范围是 2.0103Pas； Re1000； 0.4Pr l

；管程流体的流通截面积SiS0.785d2NT0.7850.015210090.3N NP则iu=Wh= =1.06m/sih

1213.33Re=diuih=0.0151.061213.33h h管程流体的雷诺数Re1000Pr

PrCph

3.260.7730.023hRe08Prn=0.0230.532124957.24084.7403=4286.68W/(m2K

0.023cRe08Prn()0 4[3o2d2 30.02520.0192de

SBD(1d0)0.60.9(1

0uVc 1.152m/s0 997.69Re=deuo

c0.01731.152 前式Re的适应范围2×(103～106)，符合前式要Pr

CpcPr

4.1790.9351(粘度矫正

)0140.023cRe08Pr03()014=0.0230.603121263086.48041=4906.83W/(m2

0.88m2K/KW0.176m2K/KW Oi iTtw1 1 得tw=50.45此换热器管程选用不锈钢钢传热管材料，在此温度下其热导率约为W/(m2K，则管壁Rb0.0023.9510-5m2K/w w另 ddodi=0.019-0.01 lndo

ln0.019=0.0K =521.7724W/(m2 d R R 0 0R i KcK480W/(m2K大致符合，所选用的换热器可cA = cKc 521.7724pp则换热器的面积HH=Ap-Ac=265173.95 换热器的换热面积在30%-50%之间较为合适，可以满足冷热物流的换AspenExchangeDesign&Rating进行辅助设计，所得结果见设计源文件EDR换热器设计。Pi=(PLPr)FtNPNSPnPr流体流过回弯管因摩擦阻力引起的压力Pn流体流经管箱的压力降Ft结构校正因素，无因次，对19mm2mm1.5NP，NS分别为管程数与壳即 u PL=i（ i）=0.033

=iui2=31213.331.062 Pn

iui

=1.51213.331.062 故管内压力降PiPLPrFtNPNSPnNSPo=(P1P2)FtPFfn o P2NB(3.5

1)ouo226.05kPa u)oo8.58kPa 故壳程压力降Po=(P1P2FtNS34.63kPa40kPa程流动阻力也较2-11管程（热流体壳程（冷流体流量/kg·s-温度（进口/出口压力定性温度密度/kg·m-定压比热容/kJ·kg-1·K-黏度热导率/W·m-1·K-数1壳体内径1管长管心距管径19管数目/6传热面积1流速/ms-表面传热系数/W·m-2·K-污垢热阻/m2·K-1·W-阻力热流kJ·s-传热温差传热系数/W·m-2·K-aspenEDRPc0.12MPa，换热器圆筒的设计内径Di为900mm，则计算厚度为： 0.12 0.3mmc2tc

21891式中t-Q345R材料40oC(设计温度）时的许用应力-塔体焊接接头系数，取=1；C1C1=0.3mm，其中腐蚀裕量C2取2mm。 Pc CC 2.3c 2t 21891c里筒体厚度取10mm，所以筒体的有效厚度e1020.37.7mm选用标准椭圆封头，形状系数 K=1，因此封头名义厚度为 KPc CC 1 2.3c 2t 218910.12c的有效厚度e1020.37.7mm为公称直径的标准椭圆形封头(代号EHA)的直边高度只与公称直径有关为40mm；由于所设计的筒体封头壁厚为10mm，所以直边高度为40mmtt计算中航 航空动力控制系设计计算条 设计压 设计压 设计温 C设计C管箱圆筒内径材料名材料 壳程圆筒校核计前端管箱圆筒校核计算前端管箱封头(平盖)后端管箱圆筒校核计算后端管箱封头(平盖)膨胀节校核计算管箱法兰校核计开孔补强设计计管板中航一航空动力控制系统设计温度内径 (锻材试验温度许用应力试验温度下屈服点钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数 2[]t =ce=n-C1-C2=n PT1.25P[]= [T0.90s T=pT.(Die)=2eT2e[]t (Die)=t =et中航一航空动力控制系统计算压力设计温度内径曲面深度 (板材试验温度许用应力钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数PT1.25Pc[ (或由用户输入[T0.90s T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=622i i = eh=nh-C1-C2=min=nh=压 计 KDi0.5e=中航一航空动力控制系统设计温度内径 (试验温度许用应力试验温度下屈服点钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数 2[]t =ce=n-C1-C2=n PT1.25P[]= (或由用户输入[T0.90s T=pT.(Die)=2eT2e[]t (Die)=t =et中航一航空动力控制系统计算压力设计温度内径曲面深度 (锻材试验温度许用应力钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数PT1.25Pc[ (或由用户输入[T0.90s T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=622i i = eh=nh-C1-C2=min=nh=压 计 KDi0.5e=中航一航空动力控制系统GB150.3-设计温度内径 (试验温度许用应力试验温度下屈服点钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数 2[]t =ce=n-C1-C2=n PT1.25P[]= (或由用户输入[T0.90s T=pT.(Die)=2eT2e[]t (Die)=t =et中航一航空动力控制系统接管N1,:设计 简图计算压力℃数1壳体内直径壳体开孔处名义厚度壳体厚度负偏差壳体腐蚀裕量20012称接管厚度负偏差补强圈厚度负偏差接管材料许用应力补强圈许用应力开孔补强计算1壳体计算厚度接管计算厚度0开孔补强计算直径补强区有效宽度接管有效外伸长度接管有效内伸长度0壳体多余金属面积接管多余金属面积补强区内的焊缝面积A1+A2+A3=mm2A补强圈面积结论:U中航一航空动力控制系统 设计温度℃设计要求的循环次数0次波纹腐蚀裕量管许用应力直边Eb段Ebc Db波长W直边段长度L4=波纹管层 =h=波 =成型前一层名义厚度S加强圈有效厚度ScDC=Db+2mS+SC加强圈弹性模量EcDm=D’o+hSP1Dm 系数k 1.5（当k1时，取k疲劳的温度修正室温条件下TEbc W横坐标值2hW右端纵坐标曲线值2.2D m按, 查图得：C Dm 按W, 查图得：C Dm 按按W, 查图得：Cd2.062h2.2Dm KmDEtSCK mb 2 KnKn轴向力F=N移应力 许用值内 pD0L4Eb 2(mSEtLDSkEtLDb4 cct压 pDcLcEc 2(mSEtLDSkEtLDb4 cct薄膜应力pDm 3.26 pt pt弯曲应力2ph 32mSCpp Eb(SpC2)2e4 f弯曲应力5Eb(SpC2)e d组计算p231.5ts合计算d45R0.7pd2ts疲 核对于奥氏体不锈钢膨胀节,当 2t时,需要进行疲劳校 疲劳破坏时的循环次数 3NTf N安全系数nf(GB151－1999，nf15许用循环次数NNNnf设计要求的操作循环次数N1.4mS2t=p P h2PP<=PsU中航一航空动力控制系统 设计温度℃设计要求的循环次数0次波纹腐蚀裕量管许用应力直边Eb段 Db波长W直边段长度L4=波纹管层 =h=波 =成型前一层名义厚度S加强圈有效厚度ScDC=Db+2mS+SC加强圈弹性模量EcDm=D’o+h1SP Dm 系数k41.5Db（当k1时，取k室温条件下TfTEbc W横坐标值2hW右端纵坐标曲2.2DmP按W2hWDm查图得：C p按W2hWDm查图得：C f按W 查图得：Cd2h2.2Dm KmDEtSCK mb 2 KnKn轴向力F=N应力 许用值内 pD0L4Eb 2(mSEtLDSkEtLDb4 cct压 pDcLcEc 2(mSEtLDSkEtLDb4 cct薄膜应力pDm 3.26 ptph pt弯曲应力2ph 32mSCpp Eb(SpC2)2e4 f弯曲应力5Eb(SpC2)e d组计算p231.5ts合计算d45R0.7pd2ts 核对于奥氏体不锈钢膨胀节,当 2t时,需要进行疲劳校 疲劳破坏时的循环次数N 3N TfR安全系数nf(GB151－1999，nf15许用循环次数NNNnf设计要求的操作循环次数N1.4mS2t=p P h2PP<=Ps中航一航空动力控制系统 C平均金属温度C C壳程C圆壳程圆筒内径筒壳体法兰设计温度下弹性模量A=0.25Di管箱C圆筒设计温度下弹性模量值管箱法兰设计温度下弹性模量Et换管子平均温度C[t热设计温度下管子材料弹性模量Et平均金属温度下管子材料弹性模量平均金属温度下管子材料热膨胀系数C管管子外径管子壁厚2管子根数换热管中心距换一根管子金属横截面积at(dt换热管长度管子有效长度(两管板内侧间距KtEt管子回转半径i0.25d2d2t热管子受压失稳当量长度Cr=2Et 比 lcr管子稳定许用压应力 Cr 2 管管子稳定许用压应 (Clcr) t i [ s 2 2Cr设计温度C管设计温度下许用应力r设计温度下弹性模量管板腐蚀裕量4管板输入厚度管板计算厚度(包括拉杆和假管区面积0板管板强度削弱系数管板刚度削弱系数管子加强系数K21.318DiEna/E K 胀接许用拉脱应力4焊接许用拉脱应力管管箱法兰厚度f法兰外径f箱兰力矩mp法兰宽bfDfDi法比值h/比值"/ 系数C"(按/D”/D,查<<GB151-1999>> 兰系数”(按h/Di,f”/Di,查<<GB151-1999>>图 2E"b2"旋转刚度K" ff fEh" 12DibfDi 壳壳体法兰厚度f法兰外径f体法兰宽度bfDfDi比值s/法比值'/ 系数C按/D”/D,查<<GB151-1999>> 兰系数',按/D”/D,查<<GB151-1999>> 3旋转刚度K'12E'fbf2'Ef 12DibfDi 法兰外径与内径之比KDfY(K查<<GB150－2011>>7-旋转刚度无量纲参数 KKf4t膨胀节总体轴向刚度~管板第一弯矩系数(按KKf查<<GB151-1999>>27)系系数~KK~系数(按KtKf查<<GB151－98>>29)换热管束与不带膨胀节壳体刚度之比QEtEs数换热管束与带膨胀节壳体刚度之比QEtna(EsAsKex EsAsKex管板第二弯矩系数(按K,Q或Qex查<<GB151-1999>>图28(a)或系数（带膨胀节时Q代替Q）M 2K(QG2计(K,QQex30) 法兰力矩折减系数KfKfG3管板边缘力矩变化系数 M K 算法兰力矩变化系数 ~ KM 管AlA0.25nd(三角形布管 A0.866nS2 (正方形布管 AnS2 数管板布管区当量直径D4A 系数Al/系系数na/数系数s0.40.61Q计系数(带膨胀节时Qex代替 t0.4(1)(0.6Q)/算管板布管区当量直径与壳体内径之比tDt/管板周边不布管区无量纲宽度kK(1-作用下的组合工况(Pt==t(tt-t0)-s(ts-t0当量压力组合Pc有效压力组合PasPs兰力矩系 4MmD3i 管板边缘力矩系数MMmMM管板总弯矩系数mm11系数G1e仅用于m0时G1e3m系数m0时,Km31(a)实线当m0时,Km系数 m>0,G1=max(G1e,G1i)m< G= 带膨胀节Q为Q~r=1(14Q~'=3m(1r4K(QG2~p=114Q壳体法兰力矩系数 M(M Mf)管板径向应 Dr i a1.5r3r'Pa~'Di k 2 1.5r3r管板布管区周边剪切应力Pa~ p0.5r1.5r'Y~ P(Di)2 Mwsa '壳体法兰应 1.5r3r1PG2QP Q a t3t壳程圆筒轴向应力A(1) A(QG) c3cqt3[q]焊仅有管程压力Pt作用下的组合工况(Ps==t(tt-t0)-s(ts-t0当量压力组 PcPt(1有效压力组合PatPt操作情况下法兰力矩系数 4Mp MpD3i ~ M~管板边缘剪力系数管板总弯矩系数mm11系数G1e仅用于m0时G1e3m系数m0时,Km31（a）实线当m0时,Km31（b)系数 m>0,G=max(G,G) m<0,G1= 1(1r 4Q~'=3m(1 4K(QG2 1Q2壳体法兰力矩系 M~MpM-5.573e-管板径向应 r DrPai1.5r3r'Pa~'Di2kk r 1 (2 m 1.5mm13r管板布管区周边剪切应力pPa~p0.5r1.5r壳体法兰应力' MP(i) f1.5r3r1PG2QP Q a t3t壳程圆筒轴向应力AP(1)P (QG) c3c换热管与管板连接拉脱应力qt3[q]焊管板名义厚度中航一航空动力控制系统计算压力设计温度内径(管材钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数2[]t =e=n-C1-C2=n 2e[]t(Die)=t2 =t中航一航空动力控制系统设计温度内径 (管材试验温度许用应力钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数=e=n-C1-C2=n 外压计算长度 外径Do=Di+2n=A B [P]= =Do/位中航一航空动力控制系统 设计压力计算压力设计温度轴向外载荷N外力矩壳体法兰f螺b栓公称直径d螺栓根径d数量个垫DDhNmb片b=DGD外+D内b0>b=2.53bb0>DGD外螺栓受力 Wa=πbDGyNWp=Fp+F=N所需螺栓总截面积Am=max(Ap,Aa)=实际使用螺栓总截面积Ab nd2=4力 计操FD=0.785D2i=NLD=LA+=MD=FD 作FG==NLG=0.5(Db-DG=MG=FG=FT=F-=NLT=0.5(LA+1+LG=MT=FT=外压:Mp=FD(LD-LG)+FT(LT-LG 内压:Mp= Mp W NLG Ma=WLG 栓 距 L =LminLmax形状常数确h0Di0h/ho=K=Do/DI=10KZYeFIh0eFLh0f=d1Uho =d1Uho =3f ψ=δf==4fe13= 许 结W DiWp Di 输入法兰厚度δf54.0mm时,质计 许用 力HfMo2 1.5[]t=224.2f(n n力R(1.33fe1)M02f[]t=f力M0YZ 2 []t=f力max(0.5(HR),0.5(HT))=[]t=f数J52.14VIMoE2Ko1换热器选型结果汇总1卧式BEM400-2.3/0.12-19.7-2/19-212卧式BEM500-2.3/0.12-47.6-3/19-22（串联3BEM500-2.3/0.33-80.6-6/25-12（串联4卧式BEM800-0.6/0.15-209.3-4.5/19-15卧式BEM500-0.22/0.12-46.7-3/19-16卧式BEM400-0.12-14.6-2/25-3（并联7釜式18卧式BEM700-0.22/0.12-105.1-3/19-19BEM1000-0.12-170.8-3/25-5(并联BEM900-0.12-265.0-4.5/19-1卧式BEM325-0.98/0.12-17.1-3/19-2（串联卧式BEM325-0.12-11.2-2/19-3（并联卧式BEM600-0.12—112.9-4.5/19-1卧式BEM159-0.44/0.12-1.3-1.5/19-2（串联第三章塔设备设计及概年产250万吨常压减压炼油装置中耗用的钢材重量占62.4%，在年产60～120着3-1HG/T20643-JB/T4709-HG20584-HG20580-HG20581-HG20582-HG20583-GB150-GB8175-GB/T25198-HG20652-HG/T20583-HG/T20570-HG/T21639-HG21594-HG/T21514-JB/T4710-塔设备设计目标塔设备选型基本原则塔类型的选择3-2800mm求较操作过有热效应的系统，用板式塔为宜800mm800mm时，则可用填料塔。但也有例外，环及某些新型填料在大塔中的使用效果可量大、阻力小、传质效率高等性能。因此实际过，吸收、解吸和气体洗设备选择过优先考虑采用板式塔，控制设备投资成本和操作成本，既有T401邻二甲苯塔，压3-3板式塔的具体选择到7~9（即最大负荷与最小负荷之比。由于气液接触良好，以及汽从水平方向吹出夹带量小，因此踏板效率较高，比泡罩塔效率可高出15%左右。3-4围合S型泡阀T阀3-5良优良超差良优优优优良优超良优优优优良优优优超差差优超可5393浮阀塔的优点其生产能力比泡罩塔高20%~40%，与筛板塔近似。气液间的良好接触，故操作弹性比泡罩塔和筛板塔都宽，可以达到7～9。板效率较高，比泡罩塔高10%左右。板塔的造价贵，为筛板塔的120%～130%。设计示例—吸收塔设计（T-3-60CUP-TOWER进行软件计算，通过比较来检查计算的正确性。第6块塔板物性参数如下：3-7HT的选取与塔高、塔径、物性性质、分离效率、操作弹性以及塔3-8初选塔板间距HT=500mm板上液层高度hL=70mm HT-hL=430(mm)LS 查关联图3-1关联C

()020.090.067902( ( ) C(LV)050.115(1002.86105741051.1134m)

为避

0.8)uD

3.14151.22 T D

塔径的初步核

lw0.5~DlwDlw0.71.2Af

WdD3-2fA0.091.131fWd31ua1.131

0.5833ms15.7 3 5.7 3 e ( 5.44 H

0.52.5因为5.44104kg液/kg气<0.1kg液/kg气，故在设计负荷下不会发生过量液HT

0.50.101813.485sD=1200mm是合适的塔板布置设计表3-9以下几种形式：U型流、单流型、双流型、阶梯流型。3-10液体流量U745119011110111101111011110由于分离塔液体13.59m3/h计算塔径12m，所以选择单流型

(l)2

13.590.842w3-3查得：E=1.01，由，堰上液层高度： 2.84ELS230.002841.0113.59320.0183m w hwhLhow0.070.0183hw 0.1m

l

0.84wAf0.091.131Wd0.141.2——塔径D>900mm，采用分——分布区宽度WS0.06m;脱气区宽度WS初取阀孔动能因数Fo=10，阀孔气0uF0 3.0752m0Nd

3.14150.0392

4 已知降液管宽度Wd0.168m，分布区宽度WS取0.06m，脱气区宽度WS0.06m，边缘区宽度We取为0.04m 面积计算如下

rr2Aa=2

r

1xr r xDWW1.2(0.168+0.06) rD

0.60.04

0.552A20.552

0.55

( )] 取同一横排的阀孔中心距t'0.075mtAa 0.062mNt' 1640.075取t离t65mm的等腰三角形叉排方式得到最终的浮阀数。F0 4.19

d N )2 1.2 根据经验，加压浮阀塔的开孔率应14%,hphc临界孔速

2.8838m/ 1v

10.57411因阀孔气速uo3.0752ms1,大于其临界阀孔气速uoc 10.5741 h v05.34 5.088103m 2L 2hl(hwhow)0.60.07hphchl0.005090.042PhpLg .869.8依下面两式分别计算泛点率F，即 1.36L SF KCF或 F V0.78KCFZLDWd1.20.168AA2A1.13120.1018 3-5CF0.13，并查物性系数表取K=0.85 1.36L SF KCF（D>0.9m可知夹带能够满足要求。)2dh)2d

0.84

)2 Hdh0.118620.0520..287m液柱 Af

前面已计算出F013.6255d2 50.0392（V） 0.2204m/S 4塔，取泛点率F1=0.8，则： 1.36Ls ss KCF0.8

1002.86

1.361.0320.850.13Vs0.7942 2.84E3600LS2 以how0.006m作为规定的液相下限S 7.06104m3/SHT

0.5以5s

0.01018m3/由Hdhwhowhphd求得液泛线方程。Hd(HThw)0.35(0.50.052)则 L how1000ElSw

0.757LShphl

2hl(hwhow)0.03120.4542Ls10.5741Vh v05.34 0.02V2c2L 29.81002.86c4

ss塔板不设进口堰时ldh0.153(ldW

)2

0.84

)2107.08L2V221.7560.56L L2 3-63-11开孔区边缘与塔壁距离开孔区边缘与堰距离0.04709m降液管内清液层高度0.11862m夹带5.44×10-4kg液/kg设计示例—工艺校核（T-AspenPlusCupTowerT101塔径为1200mm500mm12.68%，溢流堰选用平口堰，降CupTowerT101设计示例—解析塔设计（T-范围在90%到110%之间，参数设置及结果如图所示：3-163-173-183-19将其设计结果从cupTower中导出，如下表汇总：1728394#—10版#51#—61218772833914105/6/12/1m6#2m738/149/5%1%2%3m4m5m6m7m8m9m1012m13m14m15m1m526374812534556758相对kg液/100kg---9m^3/(h10/m12m13m---14m液15m液16m液17kg液/kg18%19m20s212223m液24/25s123-4-55610%漏液时动能子5 B A 单流程塔 双流程塔盘双流程塔4-夹带选材料选择低合金高强度钢Q345R。aspenPc=1.1Pw取其最高值并留一定的余量，取设计温度T=60℃塔高的计算E00.170.616log0.170.616log0.0679E ——全塔效率E00.258则P P

沉降塔顶出口气中的液滴夹空间高度一般1.2～1.5m这里HD=1.3m。个人孔，实际塔板47块，所以开7个人孔(包括塔顶和塔底人孔数)。HFHT5minV=13.518m3h13.518 Vt 60 4

H座封头选取标准椭圆形封头，根据JB/T4746-2002，椭圆封头高度 接管的计1u'50m1d' 0.785u1'

u 1 0.785d21

ul'1.5m2d' 20.785ul'

u 2 0.785d22

1.91mvu'50mv3d' 30.785

'

u 3 0.785d23

59.3m2u'0.5m2d' 0.785u2'

u 4 0.785d24

0.503m塔体和封头选裙座的设计裙座筒体缺口尺寸：当封头厚度为8~18mm时，宽度K100mmR气管距裙座筒体上部的距离为180mm。引出管公称直径为100mm时，采用无缝，通道内径管规格273这里取12个,材料为16Mn。基础环的厚度为30mm。塔设备附件往在塔顶设置吊柱。具体尺寸请见HG/T21693。3-111Ⅰ// 7 2SW6塔机械强度校核 塔设备计算说明书塔设备计算单中航一航空动力控制系统计算条件塔型1压力试验类型上封头下封头名义厚度腐蚀裕量2211圆筒长度内径/外径123456789圆筒度(卧121102345678内件及偏心载荷介质密度塔釜液面离焊接接头的高度塔板分段数12345塔板型式浮塔板层数每层塔板上积液厚度最高一层塔板高最低一层塔板高填料分段数12345填料顶部高度填料底部高度填料密度集中载荷数12345集中载荷集中载荷高度集中载荷中心至容器中线距离塔器附件及基础塔器附件质量计算系数0基本风压基础高度0塔器保温层厚度0保温层密度0裙座防火层厚度0防火层密度0管线保温层厚度0最大管线外径笼式扶梯与最大管线的相对位置场地土类型I场地土粗糙度类A地震设防烈度设计地震分组3.28545e-阻尼比塔器上平台总个7平台宽度塔器上最高平台高度塔器上最低平台高度裙座结构形式裙座底部截面内径裙座与壳体连接形式裙座高度裙座材料名称Q235-裙座设计温度℃裙座腐蚀裕量2裙座名义厚度裙座材料许用应力料裙座上同一高度处较大孔个数2裙座较大孔中心高裙座上较大孔引出管裙座上较大孔引出管厚度度地脚螺栓及地脚螺栓座地脚螺栓材料名称地脚螺栓材料许用应力地脚螺栓个数地脚螺栓公称直径全部筋板块数相邻筋板最大外侧间距筋板内侧间距筋板厚度筋板宽度盖板类型盖板上地脚螺栓孔直径盖板厚度盖板宽度0垫板有垫板上地脚螺栓孔直径垫板厚度垫板宽度基础环板外径基础环板内径基础环板名义厚度称压力设计(mm)取用厚度第1筒圆第1变第2筒圆第2变第3筒圆第3变第4筒圆第4变55径段第6筒第6第7筒第7第8筒第8第9筒9径段第10筒名义厚度取用厚度头操作质 m0m01m02m03m04m05ma最小质 m0m010.2m02m03m04ma压力试验时质量风弯矩MIIPl/2 (l /2) (l /2)n MII(2/T)2Ym(hh)(h T knMca MII(2/T)2 m(hh)(h T kk顺风向弯矩MII顺风向弯矩MII组合风弯矩 max(MII,(MII)2(MII)2 n弯矩MIIF(hh)注:计及高振型时,B.24 k0000偏心弯矩Meme最大弯矩 max(MIIM,MII0.25MIIM 需横风向计算时 max(MIIM,MII0.25MIIM nFmhF00/mh(i1,2,..,n ii k垂直地震 k000011PcDi/ (mIIgFII)/D i 4MII/ i (mIIgFII)/D i31PTDi/ mIIg/D i 4(0.3MIIM)/ iBA1123(内压23(外压许用值A223(内压123(外压许用值A312许用值A42许用值(pT9.81Hw)(Diei)/许用值校核结果1:ij中i和j的意义如下i=1操作工 j=1设计压力或试验压力下引起的轴向应力（拉i=2检修工 j=2重力及垂直力引起的轴向应力（压i=3试验工 j=3弯矩引起的轴向应力（拉或压[]t设计温度下材料许用应力B 设计温度下轴向稳定的应力许用值注2:A1:轴向最大组合拉应 A2:轴向最大组合压应A3:试验时轴向最大组合拉应 A4:试验时轴向最大组合压应:试验压力引起的应力3:单位如下质量 弯矩 应力地脚座(D4D4Zb 基础环板面 (D2D2Ab 4max(MC b2,MC l2 x y M00/Z(mgF00)/b max0 中大0.3M0M)/Z g/ MwMemmin 地脚 BME0.25MwMem0g 地脚螺栓需要的螺纹小径d 4BAb 地脚螺 校核结筋板压应力 nl1G3Fl盖板最大应力 3 4(l'd)2(l'd) 盖板校核结果DitD2it应力4MJ mJJgFJmax D Dit it搭接接头横截面A0.7D ot搭接接头抗剪断面模数Z0.55D2 ot应力MJ mJJgFJmax 应力0.3MJJ mJJ e 力许可值00m0m01m02m03m04m05mamminm010.2m02m03m04mammaxm01m02m03m04mamw空塔重心至基 环板底截面距sssNN0中航一航空动力控制系统计算压力设计温度内径曲面深度 (板材试验温度许用应力钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数PT1.25Pc[ (或由用户输入[T0.90s T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=622ih i = eh=nh-C1-C2=min=nh=压 计 KDi0.5e=中航一航空动力控制系统计算压力设计温度内径曲面深度 (板材试验温度许用应力钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数PT1.25Pc[ (或由用户输入[T0.90s T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=622i i = eh=nh-C1-C2=min=nh=压 计 KDi0.5e=中航一航空动力控制系统设计温度内径 (试验温度许用应力试验温度下屈服点钢板负偏差腐蚀裕量焊接接头系数=2[]tPc=e=n-C1-C2=n PT1.25P[ (或由用户输入[的应力水平TT0.90s T pT.(Die)=2eT2e[]t (Die)=t =et接N1,设计 简图℃122-010开孔补 算1补强圈强度削弱系数0接管材料强度削弱系数0A1+A2+A3=mm2，大于AA-接N2,设计 简图℃122-010开孔补 算1补强圈强度削弱系数0接管材料强度削弱系数0A1+A2+A3=mm2，大于AA-第四章反应器设计及概反应器的选择②催化剂颗粒间相互剧烈碰撞，造成催化剂的损失和除尘的（3）器中选择。但由于反应过产生固体单质硫，如用管事反应器容易发生固体沉设计条件（R-p298K条件下的标准熵变ΔSm=186.0J·K-1·mol-1,标准焓变ΔHm=-100.8kJ·mol-1和标准自由能变化ΔGm=-156kJ·mol-1,根据关系式ΔGm=-RTlnK可得:K(298K)=2.5×〖10〗^27,如此之大根据化学动力学理论的划分,Ea<40kJ/mol时,则反应在室温下可以瞬时完成,基元反应为快速化学反应;而当Ea100kJ/mol时,需适当加热反应才能进行,基元反应不为快速化学反应.但所研究的反应显然是一个复杂反应,的物理意义(即反应必须的能峰),故不能以表观活化能的大小来作为判断反应类型的主要依据,但对反应,由于其表观活化能比较小,故也可认为吸收过程的硫是氧化反应的产物,其析出速率及析出率与硫化氢的反应速率和吸收率是一致的.但是,由于硫是以固相析出,故各种影响晶体析出的因素将对其产生制约.同时,考虑到工业应用,必须使析出的硫有良好的形态,不形成胶状物,不包裹溶液,不会妨碍反应的继续进行,易于过滤.在实验中观察到,40～50,易过滤;60～65℃下得到淡黄色团块状固态硫,也易于过滤;在70～80℃时得到极浅黄色的小颗粒固体硫,过滤较为.硫在水溶液中的饱和溶解度很低,但硫是由氧化反应产生的,其生成之初是微小晶体,,会使溶液处于硫过饱和状态。通过以上分析,可以认为,高温和低温都不适于用Fe3+盐氧化吸收低浓度硫化氢并回收硫的反应,温度在60～70℃时是较适合的。氧化吸收剂浓氧化吸收剂Fe3+的浓度直接影响到吸收体系的硫容量(即单位体积吸收剂可于吸收是在氧化吸收器和电解池阳极间循环的,当体系的[Fe(Ⅱ+Ⅲ)]保持一定时,高的[Fe3+]意味着[Fe2+]的降低,而较低的[Fe2+]将不利于电解的进行,因此吸4-1吸收液酸度导电能力,因此维持较高的酸度主要是为了减少电解过阳、阴极间电解质的4-2物料参数（R-4-1质量流量摩尔浓度<<S摩尔流量<<S物料物性参数表4-2物料物性参热容/(J/kg-密度粘度/(N-4-3温度压力1100反应器工艺设计(R-反应釜体积的计算由于该反应为一级反 ，对于一级反-rA=kCH2S∙CFE3+=kCA0(1-XH2S)∙CB0(1-𝑉0∙

𝑉𝑅= (1−X)∙ (1−X

𝑘𝐶 𝐴=203.378(0.049−0.001)(0.543−0.445)=XBCB0、CB——三价铁离子的初始浓度与最终浓产生，故选用η=0.645，则反应器的实际容积为：V=VR/η=6.448/0.645=10反应釜公称直径的确定4-4V≈𝜋𝐷34则

𝐷𝑖= 𝐻= 𝐻×𝜂=√ ×10=𝜋(𝐷 𝜋(𝐷 3.1416× 确定筒体高度不直采用。理论上应对各种凸形封头进行比较计算，再确定封头形式。但由于r加以调节，但由于母线曲率不连续，存在局部应力，故受力不如椭圆形封头：标准椭圆形封头制造比较EHA，根据公称直径DN为2200，头标准如下。4-5计算筒体高度H𝑉−𝑉1H

10− ≈2.23𝑚4 ×此时的H/Di=2.23/2.2=1.014,满足工艺上长径比的要求。计算为δ PL=10-6ρgh=10-6ρgηH=10-Pc=1.1（Pw+PL材料许用应力[𝜎]𝑡为137MPaδ=2[𝜎]𝑡∅−

0.129× =2×137×1−𝛿𝑑=δ+𝐶2=7.2+2=𝛿𝑛≈δ𝐶1=9.20.3=9.5𝑚𝑚圆整为125℃饱和水蒸汽，查得压力为0.232MPa。式中H1为封头的总深，所选封头为0.59m；H2为封头的直边高度，为δe=δn−𝐶1−𝐶2=10-0.3-𝐿𝑐𝑟=

=L＜＜𝐿𝑐𝑟,所以该圆筒为短圆筒

𝑃𝑐𝑟= =Et——设计温度下

[𝑝]=[𝑝]取𝛿𝑛=14mm，δe=14-0.3-2=11.7mm，Do=Di+2δn=2200+28=2228mm重新许用外压应力[𝑝0.152𝑀𝑃𝑎𝑃𝑐0.129𝑀𝑃𝑎，且二者较为接近。故此时 δ=2[𝜎]𝑡∅− 对于标准椭圆封头K=0.9，则计算系数A=0.125/(R0/δe)=7.29×10-由 [𝑝]

=2005.2=(

(11.7由于[𝑝]>𝑝𝑐=0.129夹套的设计计夹套内径Dj可按下表数据选取DiDiDi螺栓。夹套的高度Hj可由下式估算：𝐻𝑗

𝜂𝑉−式中V——为釜的实际𝑉ℎ——为封头容代入计算并向上圆整得Hj=1.4m夹套设计压力𝑃𝑐=1.1P液=1.1×0.232=0.255MPaδ=2[𝜎]𝑡∅−∅Di度并向上圆整得6mm。搅拌器设计d=0.5D=1100mm根据化工标准HG/T3796.4-2005可选得对应的搅拌器标准为XKK1100-220P=由于密度ρNd三个参数很容易求得，故计算搅拌功率的关键是求出功率准数NP。

1.12×120×==𝑅𝑒

=1.82×105>dN𝜇轮的Φ值约为2.1。120P ρ𝑁3𝑑=2.1×1208.9×

×1.15=32708𝑤=Kb=(Wb/Di)1.2n式中，Wb为挡板宽度，nbKb0.35Kb0.350.35时为全挡板条件。为得全挡板条件，取挡板数为4，宽度为0.1Di=220mm。筒体的传热计20世纪70年代末，的雄二等对浆式、涡轮式叶轮在湍流流域的场

𝑏 =0.512( 𝑃𝑟1/3( ( ℎ𝑗——被搅拌液体对夹套的表面传热系数𝑘筒体内介质参数：由AspenPlus计算数据知641208.9kg/m3，热容为3184.8J/(kg·K)，粘度为0.001Pa·s，热导率为𝜐=0.001/1208.9=8.27×10-(

=2.3×64℃介质的数𝑃𝑟=3184.8×ℎ𝑗=6437 0.4 𝑒=1.02𝑅𝑒0.45𝑃𝑟1/3(

(𝑗𝑜

Gr𝐷𝑒=𝐷𝑗𝑜−式 𝛽——体积膨胀系数，K-𝐷𝑗𝑜——夹套外径𝐷𝑗𝑖——夹套内经𝑉𝑖𝑠——粘度修正系数，可忽密度黏度[W/(m·K)𝑔9.8，∆𝑡𝐺=125-64=61℃，𝐷𝑗𝑖=2.4m,𝐷𝑗𝑜=2.4+0.01×2=2.42mGr= 可求出数为3.24×44𝑢= 3600=47.5𝑚/𝑠𝜋×Re =1.2× 0.4 𝑒=1.02𝑅𝑒0.45𝑃𝑟1/3(

(𝑗𝑜

得夹套介质对筒体的传热系数为ℎ=总传热系数计算式为1=1+1𝛿𝑛K为总传热系数，λ =

=1.067×++ = AspenPlusQ1为-出口能量Q2为-717.603Gcal/hr，则反应所需能量为Q=Q2-Q1=0.66QSΔt∙QS Δt∙

767.5×(125−64)×

=F=F1Hj+式中F——夹套传热面积，F1——1mFh——封头的内表面积F=F1Hj+Fh=πDiHj+Fh=3.1416×2.2×1.4+5.5299=由上述计算得所需传热面积S13.43F14.5，故而夹套所提供的能量反应器机械设计（R-选择釜体法兰查化工设备设计手选择长颈对焊法兰(NB/T24023-2012),法兰材料为与筒S30408，由于釜内介质盐酸浓度较大，腐蚀性很强，故需在筒体PN=0.6MPa下的长颈对焊法兰在操作温度为-20~2000.6MPa0.129MPa，所公称直径DN=2200mm。搅拌轴的计算 =𝑀𝑡≤ [𝜏]𝑚𝑎𝑥——截面上最大剪应力𝑀𝑡——轴所传递的扭矩𝑊𝑡——抗扭矩截面系数𝑀

𝑃=955300

=3.2×105N·

= 𝑑3 ×1403=5.4× [𝜏]𝑚𝑎𝑥=令[𝜏]𝑘=[𝜏]𝑚𝑎𝑥=5.93𝑀𝑃𝑎： d≥365.1140mm电动机、一般异步电动机的同步转速按电动机的级数而分成几档，如、、r/min,1500r/min的电动机价格较低，供应也较为普遍，再根据功45KW800rpmY315S-10型三相异表4-8四种常用器的基本特器齿轮V带涡轮行星器单支点支架选为B400-140，材料主要为Q235-A。=mm1100mm。基于以上两点，故不需要补强容器支座的选反应釜总载荷M=M1+M2+M3+M4M4——保温层与附件根据釜内温度及介质特性，选择加强套管温度计，配公称压力选用常规公称压力PN0.25MPa公称直径DN50的板式平HG20592-2009接管口取流速υ为2m/s，接管口直径d1:𝑑=√4𝑉1/3600=√4×203.378/3600=0.189𝑚= 3.1416×DN200，HG20635-2009。对流速重新核算得υ=1.97m/s。长度为1300mm；为避免液体与对釜体的冲击，对管出口端进行45°切削。型号为ø219×14，合板式平焊法PN0.6，DN200，HG20635-2009。考虑到出由4.4.7计算得进料口内径为122mm，选用的无缝型号为ø159×16。为查约为980kg/m3，出口体积流量为

=2000×1.296=𝜐3

=套内蒸汽过剩，需加设冷蒸汽出口，配板式平焊法兰PN0.6DN32HG 机械校核（R-位中航一航空动力控制系统内 设计压力设计温度内径名义厚度Q235-腐蚀裕量22厚度附加量焊接接头系数11试验压力筒体长度内筒外压计算长度名义厚度腐蚀裕量222厚度附加量焊接接头系数111 量 中航一航空动力控制系统设计温度内径 (板材试验温度下屈服点钢板负偏差腐