6-反應器設計說明書

東華科技陜鼓杯 第十二屆全國大學生化工設計競賽 寧波大榭石化異丁烯法年產10萬噸MMA項目反應器設計說明書 河西學院藍烯團隊隊員：王永寶 楊星 包海兵 石翎 王正鐸指導老師：佟永純 宋如 邱東目錄第一章 概述11.1 反應器概述11.2 反應器選型11.2.1 固定床反應器21.2.2 流化床反應器21.2.3 移動床反應器4第二章 反應器設計概述52.1 概述52.1.1 反應器的熱穩(wěn)定性和參數(shù)敏感性研究62.1.2 影響參數(shù)敏感性的因素62.1.3 熔鹽性質分析82.2 反應原理92.2.1 反應機理92.2.2 動力學參數(shù)102.2.3 催化劑選擇102.2.4 工藝條件的選擇112.3 反應器尺寸設計132.3.1 反應器列管長度和數(shù)目計算142.3.2 催化劑床層壓力核算142.3.3 反應器殼體內徑設計152.3.4 反應器長度設計162.3.5 折流板的設計162.3.6 反應器筒體壁厚設計172.4 反應器熱量衡算182.4.1 取熱介質選擇及用量192.4.2 換熱面積校核20第三章 反應器機械設計223.1 反應器封頭設計223.2 反應器支座設計223.3 反應器接管設計223.4 法蘭選擇233.5 催化劑支托結構設計243.6 反應器連接結構設計243.7 反應器機械強度校核26寧波大榭石化年產10萬噸MMA項目 反應器設計說明書第一章 概述1.1 反應器概述化學反應過程和反應器是化工生產流程的中心環(huán)節(jié)，反應器的設計往往占有重要的地位。一個適合反應體系的反應器可大大提高目標產物的轉化率且能保證穩(wěn)定的操作環(huán)境。反應器的設計主要包括：（1）反應器選型（2）確定合適的工藝條件（3）確定實現(xiàn)這些工藝條件所需的技術措施（4）確定反應器的結構尺寸（5）確定必要的控制手段本反應器主要針對的是異丁烯氧化制備甲基丙烯醛的反應，該反應的高效反應溫度在360左右，反應壓力為0.4MPa。而該反應器設計兩個最主要的難點也是這個反應兩個最大的特點是：（1）反應為吸熱反應，且允許反應溫度范圍較窄，溫度過低會導致反應速率過低，溫度過高則導MAL深度氧化及聚合副反應加劇。（2）由于異丁烯制備MAL為強放熱反應，容易在催化劑床層產生局部過熱導致起主要氧化作用的活性組分Mo在反應過程中流失，進而縮短催化劑的使用壽命。而連續(xù)工業(yè)化不允許頻繁停車來更換催化劑，否則會導致產品質量的不穩(wěn)定以及額外的能量與原料消耗。1.2 反應器選型反應器的形式是由反應過程的基本特征決定的，本反應的原料以氣液相進入反應器，在高溫下進行反應，故屬于氣液固相反應過程。氣固相反應過程使用的反應器，根據催化劑床層的形式可分為固定床反應器、流化床反應器和移動床反應器。1.2.1 固定床反應器固定床反應器又稱填充床反應器，催化劑顆粒裝填在反應器中，呈靜止狀態(tài)，是化工生產中最重要的氣固反應器之一，廣泛應用于合成氨、甲醇合成、甲苯合成和催化重整等化工流程。固定床反應器的優(yōu)點：（1）返混小固定床反應器的催化劑床層內反應流股的流動接近于平推流，與其他反應器相比幾乎不存在返混，故可以有效地避免過度反應和反應不足，保證了反應產品收率，提高反應速率，完成同樣的生產能力時所需的催化劑用量和反應器容積都較小。（2）催化劑機械損耗小固定床反應器中催化劑排列致密，形成固定床層，催化劑顆粒之間不存在相對移動，使催化劑顆粒間的機械能損失達到最小化。（3）便于控制固定床反應器中的催化劑以固定床層的形式固定在反應器中，因此可以嚴格控制反應原料的停留時間，特別有利于提高反應的選擇性與轉化率。固定床反應器的缺點：（1）傳熱差，容易飛溫固定床反應器中，催化劑顆粒緊密堆砌，以固定床層的形式裝填在反應器中，傳熱形式以熱傳導為主，導致反應器床層傳熱效果較差，對于強放熱反應，如果不能及時移走反應產生的大量反應熱，就會很難控制反應的熱點，從而導致飛溫，產生嚴重后果。（2）催化劑更換困難固定床反應器的催化劑床層由固定圈固定，兩端使用瓷球填充，更換催化劑的時候必須停產，將反應器卸下，更換麻煩，并影響生產，不適用于容易失活的催化劑。1.2.2 流化床反應器流化床反應器，又稱沸騰床反應器。反應器中氣相原料以一定速度通過催化劑顆粒層，使顆粒處于懸浮狀態(tài)，并進行氣固相反應。流態(tài)化技術在工業(yè)上最早應用于化學反應過程。到20世紀40年代，催化裂化(FCC)實現(xiàn)工業(yè)化后，流化床反應器在工業(yè)上的應用得到了迅速發(fā)展，目前已廣泛應用在催化裂化、費托合成等工業(yè)流程中，成為煉油、能源、醫(yī)藥、生物工程和環(huán)境保護等眾多工業(yè)過程系統(tǒng)中的重要反應裝置。流化床反應器的優(yōu)點：（1）傳熱效果好流化床反應器中，流化的催化劑顆粒在床層內做著強烈的循環(huán)運動，保證了氣-固、固-固和料-壁之間的有效接觸和混合，使它們之間有著較高的傳熱速率。同時反應器中這種混合效應可以使反應器內溫度均勻，避免發(fā)生“熱點”和“飛溫”現(xiàn)象，所以流化床反應器十分適合強放熱和熱敏感的流程。（2）可實現(xiàn)同體物料連續(xù)進出流化床呈現(xiàn)擬流體流動特性，使固體顆粒能夠方便地加入和移出反應器。在催化劑失活的時候，可以順利的移出失活催化劑、加入再生催化劑，可使催化劑在反應器與再生器之間實現(xiàn)循環(huán)，在生產的同時執(zhí)行反應和再生操作。此外，這種流動特性也可以通過固體顆粒攜走大量的反應熱。（3）與同定床相比，同樣顆粒的粒度和表觀流化氣速相同時，催化劑顆粒在懸浮狀態(tài)下的壓降要低很多。流化床反應器的缺點：（1）返混嚴重流化床反應器中顆粒的流動更接近全混流，氣體又容易發(fā)生“旁路”現(xiàn)象，所以與固定床反應器相比，其中反映物的轉化率比較低，對催化劑的選擇性也有影響，容易有反應物由于停留時間過長或過短而導致過度反應和反應不充分的現(xiàn)象。（2）對催化劑顆粒要求嚴格為了達到催化劑顆粒的懸浮狀態(tài)，對制作流化床反應器的催化劑顆粒的粒度和粒度分布都有一定的耍求。一般來說，粒徑如果小于310-4m或大于310-3m的顆粒都由于無法流化而無法采用。（3）易造成催化劑損失流化床反應器中，催化劑顆粒之間互相接觸碰撞，會對催化劑造成機械損失，加速催化劑老化失活。在生產中，還會有部分催化劑隨著氣相反應產物流出反應器，造成催化劑損失，同時還會對下游的分離工藝造成影響，增加分離設備投資。1.2.3 移動床反應器移動床反應器是一種新型固定床反應器，其中催化劑從反應器頂部連續(xù)加入，并在反應過程中緩慢下移，最后從反應器底部卸出。反應原料氣則從反應器底部進入，反應產物由反應器頂部輸出。在移動床反應器中，催化劑顆粒之間沒有相對移動，但是整體緩慢下降，是一種移動著的固定床。時至今日，移動床反應器已經廣泛應用于煤氣化工藝。移動床反應器的優(yōu)點：（1）反應器中固體和流體的停留時間改變范圍比較大。（2）由于反應器中物料流動接近活塞流，故可以避免返混現(xiàn)象。移動床反應器的缺點：（1） 為了控制催化劑的均勻下降，需要比較復雜的機械設計。（2） 傳熱效率差。綜上所述，在連續(xù)反應器中主要有流化床、鼓泡流化床、固定床。流化床雖然可以增加兩相間的接觸面積，傳熱面積以及具有傳質速率快等特點，但是由于催化劑顆粒的劇烈運動，造成固體顆粒與流體的嚴重返混，導致反應物濃度下降，轉化率下降，催化劑顆粒的劇烈運動也造成了催化劑破碎率增大，增加了催化劑的損耗。同時催化劑還會與器壁發(fā)生劇烈碰撞，易造成設備與管道的腐蝕，增大設備損耗。固定床中催化劑顆粒固定不動，返混少，反應物的平均濃度高，反應速率較快，可以克服上述流化床的缺點。除此之外，固定床層內的流體流動接近平推流，有利于實現(xiàn)較高的轉化率與選擇性；可用較少量的催化劑和較小的反應器容積獲得較大的生產能力；結構簡單、催化劑機械磨損小，適合于貴金屬催化劑；反應器的操作方便、操作彈性較大。由于固定床中固體催化劑顆粒固定不動，受壓降限制流體流速不能太高，顆粒粒徑不能太小，故固定床床內傳熱和床層與器壁之間的傳熱性能較差，溫度控制比較難。綜合以上的因素，本項目的反應屬于較強放熱反應，而且催化劑壽命長，所以為了最大限度的發(fā)揮催化劑高選擇性和高轉化率的優(yōu)勢、減小催化劑損失，本流程的反應器采用技術最成熟的列管式固定床反應器。第二章 反應器設計概述2.1 概述異丁烯法是目前生產高附加值MMA比較優(yōu)異的工藝，原料廉價、無污染，是一條清潔路線。但就其工業(yè)換熱式反應器來說，由于異丁烯氧化反應為強放熱反應，若反應產生的熱量不能被及時移走，在參數(shù)敏感性區(qū)域，將導致反應系統(tǒng)熱點溫度發(fā)生巨大變化一即飛溫現(xiàn)象，從而使反應器失控。對強放熱反應熱穩(wěn)定性及反應器結構的研究，實質上就是從理論上揭示出反應系統(tǒng)的穩(wěn)定操作上限，使之由于溫度引起的不良后果能在反應器的結構設計中避免。換熱式反應器結構類似于管殼式換熱器，反應氣體走管程，熔鹽走殼程，但它與普通換熱器結構有很大不同。為保證熔鹽均布和足夠循環(huán)量，達到要求的傳熱系數(shù)，其流道設計比較復雜，這就需要對不同催化劑上的反應進行反復的工況實驗和論證。為避免反應器熱點溫度過高，使反應器在近似等溫的工況下操作，工業(yè)上通常采用兩種措施：（1）用惰性物質稀釋反應管頭部的催化劑，以降低熱點溫度。（2）對反應器采用兩段不同操作溫度下的熔鹽系統(tǒng)，入口段低溫以避免熱點溫度過高，出口段高溫以提高轉化率及選擇性，進而提高整臺反應器產量。同時，對催化氧化反應器，最大的難點就是流道設計。固定床反應器表面上是一臺管殼式換熱器，但與一般換熱器有很大不同，主要是：（1）管束：管束中央熔鹽循環(huán)受阻，傳熱惡化，溫度分布不均，故此區(qū)域不布管。（2）折流板：結構較特殊。熔鹽錯流流動時，折流板面積筒體總截面積遠比通常的0.25小，熔鹽并流流動時，折流板管孔與管子的間隙并非固定不變，而是隨所在徑向位置而不同.（3）殼層熔鹽通道：反應器殼體上下各一熔鹽通道，熔鹽通過殼體上的排孔出入。對小直徑反應器來說，熔鹽流道設計并不難，可在殼體上均勻開孔。若開孔面積足夠大，床層軸徑向溫差都不會很大。但對于大規(guī)模的反應器，就不能如法炮制。此時，由于接近及遠離熔鹽入(出)口的靜壓變化較大，通過殼體上的每一個等面積開孔的熔鹽流量將相差較大，因而反應器床層的軸向溫差、徑向溫差也較大。2.1.1 反應器的熱穩(wěn)定性和參數(shù)敏感性研究固定床反應器的參數(shù)敏感性是指某些參數(shù)(如進料溫度或濃度、反應管壁溫 度、冷卻介質溫度等)的少許變化對反應器內的溫度和濃度狀態(tài)及反應結果的影 響程度。在進行強放熱反應的列管式反應器中，反應管熱點溫度往往會隨操作條 件的微小變化而發(fā)生顯著變化，甚至影響反應器安全操作。一般說，反應器不應 在敏感區(qū)及其附近操作。因此，詳細設計前，選擇合適的反應器結構尺寸和操作 條件，以限制熱點溫度和避免其對參數(shù)變化的過度敏感是很有意義的。研究參數(shù)敏感性判據常用方法是將二維模型簡化成能反映其概貌的當量一維模型，并采用一維模型的處理方法研究二維模型徑向平均參數(shù)敏感性問題。Barkelew等由反應熱效應因子p和反應器冷卻參數(shù)Da的經驗關聯(lián)式給出反應系統(tǒng)參數(shù)敏感區(qū)域：即一切使S增大的措施都有利于降低反應器的參數(shù)敏感性。當由于結構原因不能進一步減小管徑時，用惰性物質稀釋催化劑以減小體積反應速率常數(shù)K不利于提高產量，由于工藝及產量的要求進料濃度不能減小，熔鹽溫度To為保持一定的傳熱溫度梯度不能太高，只有提高總傳熱系數(shù)U可行度大些，傳統(tǒng)的熔鹽循環(huán)方式，由于對流道設計和熔鹽泵要求較高，提高總傳熱系數(shù)成本較大。2.1.2 影響參數(shù)敏感性的因素（1）催化劑顆粒的影響：催化劑顆粒大小直接影響著床層的壓降，顆粒內溫度、濃度的分布，床層的傳熱等因素最終都會影響反應速率和反應器的參數(shù)敏感性。粒徑過大，床層壓降減小不利于內部傳質，粒徑過小，壓降變大不利于反應，所以存在一最佳粒徑。實驗表明，隨粒徑的減小，軸向溫度升高很快，當粒徑為lmm時常發(fā)生飛溫。用非均相模型還可以得出，相同粒徑下，內表面積大，顆粒內部實際的化學反應速率增大。（2）入口濃度的影響：進料濃度是影響化學反應速率和反應器生產能力的重要因素，在一定條件下表現(xiàn)出參數(shù)的敏感性。對許多反應，當空速和進料溫度達到一定條件時，熱點溫度隨進料濃度的增大而迅速增高，且熱點稍微后移，進入進料濃度參數(shù)敏感區(qū)域后，進料濃度再增大很小就發(fā)生飛溫現(xiàn)象。若想不改變裝置大小的情況下擴大生產能力，就應考慮如何降低熱點溫度以避免飛溫的問題。（3）原料氣入口溫度的影響：據陳裕中等研究表明，床層入口溫度只影響熱點的位置，對熱點的溫度影響較小。（4）空速的影響：空速是較敏感的參數(shù)，空速的提高使熱點位置顯著后移并可明顯地降低熱點溫度。因其增大了床層內側傳熱系數(shù)降低了床層內部的熱阻，所以對非外擴散控制的強放熱反應，在保證一定轉化率的條件下選用較大的空速是防止飛溫的有效措施。但是，若空速過大，熱點溫度下降幅度很大，反應不夠完全，導致轉化率下降。（5）冷卻介質的影響：冷卻介質是影響固定床催化反應器參數(shù)敏感性的一個重要因素，冷卻介質的熱容量、操作方式等與固定床催化反應器的參數(shù)敏感性密切相關。冷卻介質的熱容量有一最佳操作范圍，低于該范圍下限反應達不到反應所需的操作溫度，高于該范圍上限反應系統(tǒng)會發(fā)生飛溫。在列管式固定床反應器中反應器主要通過殼層中的熔鹽循環(huán)冷卻移去，而化學反應速率通常對溫度非常敏感，因此熔鹽溫度是一個很重要的敏感參數(shù)。在設計與操作中，應確保足夠大的熔鹽循環(huán)量，以盡量減少殼層內軸向和徑向的熔鹽溫差，特別要防止流動死區(qū)，否則有可能發(fā)生飛溫和失控現(xiàn)象，從而影響反應轉化率和操作安全性。管殼式反應器的冷卻介質溫度越低，則傳熱推動力越大，有利于移去反應熱；實際上冷卻介質溫度與床層溫度相差不大，這是由于冷卻介質溫度過低則催化床層沿管壁處就過冷，催化劑活性低下，也會失去操作狀態(tài)的熱穩(wěn)定性。因此，管殼式反應器有其最大傳熱溫差的限制。綜上所述，反應器內的傳質傳熱現(xiàn)象是問題的關鍵。對存在參數(shù)敏感性的情況，反應器操作的穩(wěn)定性主要是避免發(fā)生飛溫。設計型措施為：根據反應動力學特征得到最佳的反應器溫度序列，設計合理的反應器長度和管徑，選擇合適的催化劑活性、粒徑和形狀，使床層的溫度分布盡可能接近最佳溫度序列，而冷卻介質溫度在上述過程中，由計算過程確定，而操作型措施是在反應器的結構形式已確定，催化劑的活性，形狀和直徑亦已確定的前提下，選擇合適的操作條件，如空速、冷卻介質溫度等變量以獲得較高的收率和保證反應器操作不發(fā)生飛溫。2.1.3 熔鹽性質分析熔鹽作為一種低共熔物，具有不燃燒、無爆炸危險、泄漏蒸汽無毒等特點，在工業(yè)生產裝置中被當作載熱劑有著廣泛的應用。熔鹽一般由兩至三種硝酸鹽或亞硝酸鹽按一定比例組成，其熔點要比其中的任何一組分單獨存在時低，如KN03的熔點為344，NaN02的熔點為291，如果將這兩種物質以11：9的比例混合，其熔點為140。熔點的降低，較大地增加了熔鹽使用范圍，使其在工業(yè)裝置中有更寬的工藝控制參數(shù)及操作彈性。由于熔鹽組成中的NaN02是一種還原劑，高溫下性質不穩(wěn)定，易與空氣中的氧氣反應，被氧化生成NaN03，從而改變熔鹽的組分，其物化性質也相應發(fā)生一些變化。國內大多數(shù)熔鹽生產裝置采用兩種方法保護熔鹽，目的是將熔鹽與空氣隔絕，避免NaN02被氧化。是N2保護，是水蒸汽保護，但都不十分理想。決定熔鹽能否在換熱系統(tǒng)中順利運行的兩個重要參數(shù)是熔點及其粘度。對不進行任何保護的熔鹽(KN03 55；NaN02 45)進行了實驗，如表2-1及表2-2所示。表 2-1 熔鹽使用過程中熔點及NaN02含量變化熔點()140160179199218222222NaN02含量()4533.422.311.71.600表 2-2 熔鹽使用過程中運動粘度變化(250)使用日期（月）01224253036運動粘度（mm2/s)2.412.432.462.472.472.47從上面兩表可以看出，未加保護的熔鹽由于組分的變化，兩三年后，熔點由初期配制的140上升到222，即其使用溫度控制范圍減少了82，但222比工業(yè)生產裝置上的熔鹽循環(huán)系統(tǒng)中的最低控制溫度仍要低，因此該熔點值仍然是允許的。粘度值與最初配制時相比變化也很小，熔鹽在系統(tǒng)中的流動狀況(流速)基本不發(fā)生變化。為進一步驗證上述結果，我們按照熔鹽中NaN02全部被氧化成NaN03的情況配制試樣與實際生產裝置中的熔鹽進行對比，即由起初KN03與NaN02按55：45比例變化為由KN03與NaN03按498：502比例配制，得到與上述一致的測定值。由此可以得知，工業(yè)裝置中大量使用的熔鹽完全可以和空氣接觸，而不必進行保護及頻繁更換熔鹽，該舉措可產生巨大的經濟效益。2.2 反應原理反應區(qū)為異丁烯（IB）與氧氣、固體催化劑，在一定溫度和壓力下，反應生成甲基丙烯醛（MAL），反應主方程式可以表示為：副反應： 2.2.1 反應機理異丁烯氧化為甲基丙烯醛的催化反應機理為：異丁烯在金屬離子上吸附活化為烯丙基正碳離子的一步為反應的速控步驟。一般認為，此催化氧化反應利用的是晶格氧而不是氣態(tài)氧分子，即反應產物的氧并非直接來自于氧氣、空氣等中的活性氧物種，而是來自金屬氧化物催化劑。催化劑被還原的同時氣相中的氧補充催化劑在反應中消耗的氧，使催化劑實現(xiàn)再氧化。因此催化劑應為同時具有酸性和氧化性的選擇性氧化催化劑，且具有一定的抗還原能力以維持穩(wěn)定性。1961年提出了Mo-Bi體系催化劑，后來添加Fe、Ni、Co等金屬加強催化劑的氧化能力，加入堿金屬、堿土金屬等助劑來抑制深度氧化，提高MAL的選擇性?，F(xiàn)在工業(yè)上采用Bi2O3-MoO3等復合氧化物催化劑，因為一般認為復合金屬體系中各金屬氧化物之間存在著協(xié)同作用。2.2.2 動力學參數(shù)本設計采用的動力學方程為中國科學院過程工程研究所張香平等在固定床反應器中，對該反應的催化劑進行了制備和系統(tǒng)的分析評價，優(yōu)化出最佳制備方法及制備條件，對催化劑進行了表征、分析和評價并對該反應的反應條件及反應動力學進行了研究。研究表明由異丁烯為原料生成MAL的反應為一級反應，通過實驗數(shù)據回歸得到反應的活化能E和指前因子A，最終得到的動力學方程式：r=7.341014e-169744RTCIB2.2.3 催化劑選擇目前，異丁烯氧化制MAL的催化劑主要以Mo-Bi體系為主，它們是該催化劑必不可少的組分，而CoNiTeTlMg或W是該催化劑非常重要的組分，這些元素的存在會使選擇率和轉化率大幅度提升。堿金屬的加入主要是為了調節(jié)催化劑的酸度，提高選擇性。由于異丁烯氧化制備MAL是強放熱反應，容易在催化劑床層產生局部過熱，導致起主要作用的氧化活性組分Mo在反應過程中流失，進而縮短催化劑的使用壽命。為此我們選用了鉬鉍復合催化劑，此催化劑一方面通過加入具有抗熱性和抗還原性的組分Yb來抑制Mo的流失，以及加入載體導熱稀釋劑來提高催化劑的導熱性能和機械強度，有效降低催化劑床層熱點溫度，延長催化劑使用壽命；另一方面，通過加入Sb和Pb來進一步提高催化劑的活性和選擇性。其具體規(guī)格如圖所示。表 2-3 催化劑參數(shù)名稱參數(shù)形狀球形（3-4mm）比表面積18m2/g比孔容0.245cm/g堆積密度0.85g/cm空隙率58%2.2.4 工藝條件的選擇（1）溫度由于異丁烯氧化制備甲基丙烯醛（MAL）的反應為強放熱反應，單位時間內的絕熱溫升很高，如采用絕熱式反應器，反應器出口位置溫度可達360，會對催化劑、反應器和反應體系造成破壞性影響，因此本設計中采用恒溫列管式固定床反應器。由文獻可知，反應器的溫度一般控制在320360左右。我們通過Aspen軟件對反應溫度進行靈敏度分析，結果如圖2-1所示。圖 2-1 異丁烯轉化率隨反應溫度變化關系由上圖可看出，隨著反應溫度的升高，異丁烯的轉化率持續(xù)增加，到370附近達到最高。因此，我們選定360為反應溫度。（2）壓力通過查閱大量文獻，我們發(fā)現(xiàn)異丁烯和氧氣的反應主要在常壓和低壓下進行，在動力學研究中給出的壓力范圍是0.10.4MPa。據此，我們對反應壓力與異丁烯轉化率和產物分布進行靈敏度分析，結果如圖2-2所示。圖 2-2 異丁烯轉化率隨反應壓力變化關系通過上圖可以發(fā)現(xiàn)，隨著反應壓力的升高，異丁烯的轉化率先降低后升高，在1.5bar之后達到穩(wěn)定。綜合考慮，我們選用0.4MPa為反應壓力。（3）進料比通過查閱大量文獻，異丁烯與氧氣的進料比的不同對反應的選擇性影響非常大。異丁烯轉化率隨其含量的增大而降低，選擇性隨著異丁烯含量的增加呈先降低后升高的趨勢。綜合考慮，我們選擇異丁烯進料體積比為4%。（4）停留時間通過查閱文獻，可以得出隨著停留時間的延長，異丁烯轉化率及收率均上升，而選擇性下降。為保證較好收率和選擇性，我們選取停留時間為0.3S。表 2-4 物流信息Stream IDUnitFEEDproductTemperature CC52360Pressure barbar44Vapor Frac0.871.00Mole Flowkmol/hr1953.001953.00Mass Flowkg/hr57264.6357264.63Volume Flowcum/hr11478.1434260.84EnthalpyGcal/hr-20.18-24.049Densitygm/cc0.00510.002Mole Flowkmol/hrC4H8153.004.04O2315.00166.04N21185.001185.00H2O300.00448.95C4H6O148.962.3 反應器尺寸設計根據催化劑體積計算公式計算可得本反應器催化劑床層體積為：催化劑質量：2.3.1 反應器列管長度和數(shù)目計算該反應器所選用催化劑粒徑3-4 mm，為降低反應物在管內的溝流、壁流效應，反應管內徑應大于催化劑粒徑的8倍。根據國標GB/T17395-2008，列管選用30mm2.5mm的管子。另外，根據標準，一般催化劑填充高度占整個反應管長度的8090%左右。在本反應器中，催化劑粒徑為3-4 mm，因此本設計選擇催化劑的填充高度為L=6.5m，列管管長l=7m。催化劑床層的橫截面：催化劑床層的直徑約為：反應器單管橫截面積為：反應器列管數(shù)目：2.3.2 催化劑床層壓力核算反應器空管截面積為：反應進料空床線速度為：固定床壓力降計算公式為：，其中：流體密度，kg/m3dp顆粒直徑，mf摩擦系數(shù)L床層高度，mum空管流速，m/s床層空隙率流體的黏度，Pa/s從Aspen plus反應模擬中獲得反應混合物有關物性參數(shù)：將數(shù)據代入上述計算公式求解：反應壓力為300Kpa，因此，反應器固定床層壓降符合設計要求。2.3.3 反應器殼體內徑設計反應器列管根數(shù)為5015根。列管排列方式選擇錯列正三角形排列，固定方法為焊接法。則管心距為：管子排列方式為：圖 2-3 正三角形列管排列橫過管束中心線的管數(shù)為：管束中心線最外層管的中心至殼體內壁的距離為：殼體內徑為：根據壓力容器公稱直徑國標GB/T9019-2015圓整，取反應器殼體內徑為：3000mm。2.3.4 反應器長度設計列管長度：由前面工藝計算可知，列管長度為7000mm。筒體頂部空間（上管箱）高度：根據壓力容器手冊，Ha=1000mm；筒體底部空間（下管箱）高度：根據壓力容器手冊，Hb=1000mm；由上述長度可知，反應器筒體長度為：H=9000mm。2.3.5 折流板的設計在錯流列管反應器中用折流板引導流體垂直于管束流動，以達到強化傳熱的目的。在計算流體穿孔壓降過程中涉及折流板厚度。折流板的最小厚度可以從反應器公稱直徑以及反應管管無支撐跨距表差獲得。表2-5是相關折流板最小厚度數(shù)據。當反應器公稱直徑為3.6m，反應管無支撐跨距為0.72m時表中沒有相關數(shù)據。但從表中無支撐跨距為600到900mm。反應器工稱直徑每放大500mm，折流板最小厚度增加2mm，因而可以估算在反應器工程直徑為3m時則流板的厚度約為18mm。表 2-5 折流板最小厚度公稱直徑DN反應管無支撐跨距（mm)1500折流板最小厚度（mm)4003458101040070045610101270090056810121690015006810121616150020001012162020本工藝采用弓形折流板，取弓形折流板圓缺高度為殼體內徑的25%，則切去的圓缺高度為：，所以取h=900mm。取折流板間的距離：折流板的數(shù)目為：折流板厚度為：18mm。2.3.6 反應器筒體壁厚設計（1）材料選擇該反應器的反應溫度控制在360左右，反應壓力為4bar，需進行換熱。反應器殼程走取熱介質，我們選用熔鹽取熱，壓力大約在2bar，入口溫度為320。為減小熔鹽對設備的腐蝕，制造選材應為特種不銹鋼。因此，筒體選用材料為Q345不銹鋼。根據GB/T6713-2014鍋爐和壓力容器用鋼板及GB/T150.2-2011規(guī)定對鋼板厚度進行選擇。計算時，腐蝕裕量選C2=2mm；焊接方式選用雙面焊對接接頭，100%無損探測，焊接系數(shù)為=1。（2）筒體壁厚計算由于反應器為內壓容器，其壁厚計算公式為：式中：殼體厚度，mmP操作時可能的最大壓力，內壓容器取P=(11.1)PWt材料在操作溫度范圍內的許用應力，Pa焊接系數(shù)C1厚度負偏差，mm，取0.3mmC2腐蝕裕量，mmD殼體內徑，mm操作時可能的最大壓力為P=1.1PW=1.10.3=0.33MPa。假設操作溫度下所需Q345鋼板的厚度為1740mm，許用壓力t=157MPa。將數(shù)據代入計算公式，得：=5.45mm。查閱筒體標準后最后將壁厚圓整為0=18mm。滿足1636mm的范圍要求。（3）水壓試驗校核Q345常溫下進行液壓試驗時，許用壓力為=185MPa，屈服強度為ReL=325MPa。反應器的水壓c試驗壓力為：將數(shù)據代入校核公式得試驗條件下的計算壓力為:故有T0.9ReL，所以所選材料水壓試驗強度足夠。2.4 反應器熱量衡算在本反應器設計中，異丁烯氧化制備MAL為強放熱反應。當反應器選用絕熱式固定床反應器時，由Aspen Plus模擬結果可知，反應體系終止溫度能夠達到360。因此以上反應為強放熱反應，需要及時取走反應熱以保證副反應盡可能少地發(fā)生，保證反應體系平穩(wěn)運行。2.4.1 取熱介質選擇及用量如果想達到等溫催化反應的條件，傳熱介質既要求有良好的傳熱性能，又要求傳熱介質本身的溫度和反應管內的催化劑的溫度差很小。本設計所用取熱介質為320、2bar的熔鹽，利用320熔鹽加熱到360熔鹽帶走熱量。熔鹽一般是指無機鹽或其混合物的熔融態(tài)液體。常見的熔鹽有硝酸鹽、氯化鹽、氟化鹽、碳酸鹽和硫酸鹽等。熔鹽具有使用溫度范圍廣、蒸汽壓低、熱容量大、高溫粘度小、熱穩(wěn)定性高，以及價廉易得等優(yōu)點，是一種優(yōu)良的傳熱蓄熱介質。采用熔鹽作工質形成近常壓高溫熔鹽換熱系統(tǒng)，在能源領域(包括可再生能源)和高溫加熱領域中具有巨大的應用潛力。硝酸鹽具有熔點低、熱容量大、熱穩(wěn)定性高、腐蝕性相對較低等優(yōu)點，已被廣泛應用于300600溫區(qū)的各種換熱過程。表 2-6 各項物流物性參數(shù)表物流名稱溫度 t壓力P密度定壓比熱Cp導熱系數(shù)粘度barkg/m3kJ/(kgK)W/(mK)Pas反應進料360410001.210.05196.8510-5反應出料360410001.400.05196.8510-5進口熔鹽290217911. 8190.5811.91510-3定性熔鹽315218051.7980.5791.8910-3出口熔鹽360218201.7760.5771.8710-3根據反應器Aspen Plus模擬結果，反應器中需要移出的熱量為：反應器需要冷卻介質的量為：2.4.2 換熱面積校核（1）床層對列管壁面的給熱系數(shù)對于本工藝反應器，反應放熱，需要移走熱量，床層被冷卻。床層對壁面總給熱系數(shù)可以按下式計算： 式中：f流體導熱系數(shù)，kJ/(mhK)G流體的表觀質量流速，kg/(m2K)流體粘度，Pasdp催化劑粒徑dt列管內徑將數(shù)據代入，計算得：W/(m2K)（2）冷卻介質對列管壁面的給熱系數(shù)對于管外裝有割去25%直徑的圓缺型折流擋板的管殼式壓力容器，可使用Kern計算殼程對流傳熱系數(shù)：列管在反應器內呈正三角形排列，所以殼程的當量直徑為：殼程流通截面積為：將以上數(shù)據代入Kern公式計算得：=249.01 W/(m2K)。本工藝列管選用2205雙相不銹鋼，其導熱系數(shù)為：=19 W/(mK)。以內管表示的總傳熱系數(shù)K為：代入數(shù)據計算，得：K=159.49 W/(m2K)。換熱面積計算平均傳熱溫差為：則所需換熱面積為：反應器提供的實際換熱面積：反應器提供的實際換熱面積實際設計傳熱面積A0大于按傳熱計算所需的傳熱面積A，所以符合要求。第三章 反應器機械設計3.1 反應器封頭設計對于本工藝反應器外殼，所受壓力為內壓。封頭選擇橢圓形標準封頭，形狀系數(shù)為K=1，則。所以，其圓邊高度為：Hf=615mm。根據壓力容器封頭標準GB/T25198-2010，20mm以下的封頭直邊高度是15mm，2002000mm是50mm，2000mm以上是50mm。所以對于本反應器所用封頭，直邊高度為50mm。最終確定的封頭為標準橢圓形封頭，公稱直徑3000mm，總深665mm，壁厚18mm，圓邊高度615mm，直邊高度為50mm。3.2 反應器支座設計反應器支座選用裙式支座，材質為Q235-A.F.碳素鋼，裙座與塔體的連接采用對接式焊接，裙座筒體公稱直徑為3000mm，筒體厚度為18mm，地腳螺栓座的結構選擇外螺栓座結構型式，螺栓規(guī)格為M806mm，個數(shù)為20，基礎環(huán)板厚度為25mm。因為筒體大，高，需在裙座內部設置梯子，裙座上開設2個人孔方便檢查，人孔公稱直徑選擇400mm。設置保溫圈以免引起不均勻熱膨脹。反應器保溫延伸到裙座與封頭的連接焊縫以下4倍保溫層厚度的距離為止?？紤]裙座的防火問題，在裙座的內外側均敷設防火層。3.3 反應器接管設計（1）反應物進料管反應器進料和出料的體積和溫度一致，均為11478.14m3/h。選擇進入反應器之前和反應器出料的管口速度為50m/s。則反應物進出料的接管管徑為：圓整后，選用DN=80mm的雙向相不銹鋼。（2）反應物出料管反應器出料體積為34260.84m3/h，選擇反應器出料的管口速度為50m/s。圓整后，選用DN=250mm的雙向相不銹鋼。（3）熔鹽殼層接管取熱介質定性密度為1805kg/m3，其質量流率為36.24t/h。選擇進出口接管的熔鹽為1m/s。則進出口接管的管徑為：所以，取熱介質進出接管可選擇DN=150mm的鋼管。3.4 法蘭選擇反應器常采用法蘭結構形式有整體法蘭、螺紋法蘭、承插焊法蘭、平焊法蘭、對焊法蘭和松套法蘭等，法蘭的密封面型式有平面、凸面、環(huán)連接面、凹凸面和榫槽面5種形式。法蘭的結構型式和密封面形式可根據使用介質、設計壓力、設計溫度和公稱直徑等因素確定。根據行業(yè)標準NB/T47023-2012，本設計中法蘭可選用長頸對焊法蘭，采用凹凸面密封連接，具體尺寸可根據標準選用。圖 1-4 凹凸面法蘭3.5 催化劑支托結構設計列管式反應器催化劑裝填之后，為了使反應氣體正常流通和防止催化劑自管下端漏出，每一根反應管下端都需設置催化劑支托部件，它是該類反應器的重要組件之一。反應器支托的結構型式經歷了由繁到簡、由難到易的演變。國內外的早期設計都采用管帽結構。管帽內設金屬濾網，管帽與管子的連接方式由螺紋連接和卡扣連接，但是存在很多問題。本設計中，我們采用復合式彈簧支托結構，可以有效解決上述支托存在的問題。圖 1-5 催化劑支托結構復合式彈簧支托結構常用拉桿有兩種形式，一種是拉桿定距管結構，一種是拉桿與折流板點焊結構。在本設計中，由于反應器列管選擇的是302.5mm，所以選用拉桿定距管結構。查表確定拉桿的直徑為10mm，拉桿數(shù)為16根。3.6 反應器氣體分布器設計對于大直徑列管式固定床反應器，管箱是必不可少的結構，其作用是聚散流體，是影響流場的一個關鍵因素。反應物從進口進入反應器后在管箱區(qū)域混合，然后分散到各個反應管中。各個反應管中分得流體的比例和管箱中的氣體分布及導流設備有很大關系。由于在設計、安裝時流體流動的不穩(wěn)定性和壓降等原因造成流體在其設備內部分布不均勻，而物流分配的不均勻性主要發(fā)生在管箱部分，主要是由管箱的來流不均勻所引起的。列管式固定床反應器管箱內常用的氣體分布器按結構分為管式和環(huán)流式。相比管式氣體分布器，環(huán)流式氣體分布器有三個優(yōu)點：（1）氣體均布點較多，更接近于理想模型，更有利于氣體的均布；（2）環(huán)流式氣體分布器是軸對稱結構，比管式氣體分布器更接近塔體結構，更有利 于氣體的均布；（3）環(huán)流式氣體分布器每個分布點出來的氣體擴散路徑都相同，更有利于氣體的均布。由于本反應器內徑較大，一般的管式分布器和環(huán)流式分布器的效果不佳。通過查閱文獻并結合實際，我們采用一種新型的氣體分布器。本設計所采用的氣體分布器為一種雙通道環(huán)形氣體分布裝置，專利號為 CN104399275A。裝置包括頂板、引氣管、外筒、導流板、內筒、氣體分配板。外筒與頂板、內筒和氣體分配板通過焊接組成獨立的環(huán)形一次氣體分布空間，外筒與反應器筒體內壁間形成有一個環(huán)形氣體分布通道；引氣管與氣體進口管同軸布置；頂板上設置供小部分氣體向上運動的、沿圓周均勻分布的升氣通道；氣體分配板位于環(huán)形一次氣體分布空間的下方， 其具體的結構型式為導流板形式或者開設均勻氣體分配孔的環(huán)板型式，主要提供主體氣體向下運動的功能。其具體結構如圖 2-18 所示。該氣體分布裝置具有結構簡單、經濟合理、安全穩(wěn)定、性能優(yōu)良、氣體分布效果好等優(yōu)點。圖 1-6 雙通道環(huán)形氣體分布裝置結構示意圖1-頂板2-引氣管3-外筒4-導流板5-氣體分配板6-升氣通道7-分配板3.6 反應器連接結構設計（1）殼體與管板的連接結構殼體與管板的連接形式，分為兩類：一是不可拆式，如固定式管板換熱器管板與殼體是用焊接連接；一是可拆式，管板本身與殼體不直接焊接，而通過殼體上法蘭和管箱法蘭夾持固定。本工藝根據反應器的結構需要選擇可拆式的連接方式。（2）管箱與管板的連接結構管箱與管板的連接結構形式較多，隨著壓力的大小、溫度的高低以及物料性質、耐腐蝕情況不同，連接處的密封要求，法蘭形式也不同。本工藝所用的固定式管板與管箱的連接結構較簡單，采用螺栓法蘭結構連接，考慮的管程介質的密封求以及加工制造方便性，法蘭之間采用平面密封形式。（3）反應管與管板的連接結構本工藝考慮到反應器的密封性能要求較高且管板要承受管束振動及疲勞載荷的作用，因此采用脹焊結合的連接結構，先進行強度焊后加貼脹。強度焊是保證列管與管板連接的密封性能及抗拉脫強度，貼脹是消除列管與管孔之間縫隙的輕度脹接。表 3-1 反應器參數(shù)匯總反應器類型恒溫列管式固定床反應器反應器位號R0201反應溫度360反應壓力MPa0.4管程設計溫度360殼程設計溫度360管程工作壓力MPa0.4殼程設計壓力MPa0.2反應器內徑mm3000反應器筒體長度mm7000反應器總高mm9230催化劑IKT-31催化劑填充量t10.12反應管內徑mm25厚度mm2.5長度mm3000列管數(shù)5015排列方式正三角形封頭高度mm665支座高度mm20003.7 反應器機械強度校核初步設計完成后，使用SW6-2011對反應器進行強度校核，形成設計說明書。表 3-2 前端管箱筒體校核前端管箱筒體計算計算單位中航一集團航空動力控制系統(tǒng)研究所計算所依據的標準GB150.3-2011計算條件筒體簡圖計算壓力pc0.40MPa設計溫度t360.00內徑Di3000.00mm材料Q345R(板材)試驗溫度許用應力s185.00MPa設計溫度許用應力st131.40MPa試驗溫度下屈服點ss325.00MPa鋼板負偏差C10.30mm腐蝕裕量C22.00mm焊接接頭系數(shù)f1.00厚度及重量計算計算厚度d=4.57mm有效厚度de=dn-C1-C2=15.70mm名義厚度dn=18.00mm重量9377.69Kg壓力試驗時應力校核壓力試驗類型液壓試驗試驗壓力值pT=1.25p=0.5000(或由用戶輸入)MPa壓力試驗允許通過的應力水平sTsT0.90ss=292.50MPa試驗壓力下圓筒的應力sT=48.02MPa校核條件sTsT校核結果合格壓力及應力計算最大允許工作壓力pw=1.36816MPa設計溫度下計算應力st=38.42MPastf131.40MPa校核條件stfst結論筒體名義厚度大于或等于GB151中規(guī)定的最小厚度15.00mm，合格表 3-3 前端管箱封頭校核前端管箱封頭計算計算單位中航一集團航空動力控制系統(tǒng)研究所計算所依據的標準GB150.3-2011計算條件橢圓封頭簡圖計算壓力pc0.46MPa設計溫度t360.00內徑Di3000.00mm曲面深度hi615.00mm材料Q345R(板材)設計溫度許用應力st131.40MPa試驗溫度許用應力s185.00MPa鋼板負偏差C10.30mm腐蝕裕量C22.00mm焊接接頭系數(shù)f1.00壓力試驗時應力校核壓力試驗類型液壓試驗試驗壓力值pT=1.25p=0.5000(或由用戶輸入)MPa壓力試驗允許通過的應力stsT0.9=0ss 292.50MPa試驗壓力下封頭的應力sT=63.41MPa校核條件sTsT校核結果合格厚度及重量計算形狀系數(shù)K=1.3248計算厚度dh=6.96mm有效厚度deh=dnh-C1-C2=15.70mm最小厚度dmin=9.00mm名義厚度dnh=18.00mm結論滿足最小厚度要求重量1298.17Kg壓力計算最大允許工作壓力pw=1.03608MPa結論合格表 3-4 后端管箱筒體校核后端管箱筒體計算計算單位中航一集團航空動力控制系統(tǒng)研究所計算所依據的標準GB150.3-2011計算條件筒體簡圖計算壓力pc0.40MPa設計溫度t360.00內徑Di3000.00mm材料Q345R(板材)試驗溫度許用應力s185.00MPa設計溫度許用應力st131.40M