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甲醇制氢工艺设计






氢气是一种重要的工业产品,它广泛用于石油、化工、建材、冶金、电子、医药、电力、 轻工、气象、交通等工业部门和服务部门,由于使用要求的不同,这些部门对氢气的纯度、 对所含杂质的种类和含量都有不相同的要求,特别是改革开放以来,随着工业化的进程,大 量高精产品的投产, 对高纯度的需求量正逐步加大, 等等对制氢工艺和装置的效率、 经济性、 灵活性、安全都提出了更高的要求,同时也促进了新型工艺、高效率装置的开发和投产。 依据原料及工艺路线的不同,目前氢气主要由以下几种方法获得:①电解水法;②氯碱 工业中电解食盐水副产氢气;③烃类水蒸气转化法;④烃类部分氧化法;⑤煤气化和煤水蒸 气转化法;⑥氨或甲醇催化裂解法;⑦石油炼制与石油化工过程中的各种副产氢;等等。其 中烃类水蒸气转化法是世界上应用最普遍的方法, 但该方法适用于化肥及石油化工工业上大 规模用氢的场合,工艺路线复杂,流程长,投资大。随着精细化工的行业的发展,当其氢气 用量在 200~3000m3/h 时,甲醇蒸气转化制氢技术表现出很好的技术经济指标,受到许多国 家的重视。甲醇蒸气转化制氢具有以下特点: (1) 与大规模的天然气、轻油蒸气转化制氢或水煤气制氢相比,投资省,能耗低。 (2) 与电解水制氢相比,单位氢气成本较低。 (3) 所用原料甲醇易得,运输、贮存方便。 (4) 可以做成组装式或可移动式的装置,操作方便,搬运灵活。 对于中小规模的用氢场合, 在没有工业含氢尾气的情况下, 甲醇蒸气转化及变压吸附的 制氢路线是一较好的选择。本设计采用甲醇裂解+吸收法脱二氧化碳+变压吸附工艺,增加 吸收法的目的是为了提高氢气的回收率, 同时在需要二氧化碳时, 也可以方便的得到高纯度 的二氧化碳。

目录
1. 设计任务书 ……………………………… ……………………… 3 4 4 4 6 9 9 13

2. 甲醇制氢工艺设计

2.1 甲醇制氢工艺流程 ……………………………… 2.2 物料衡算 ………………………………………… 2.3 热量衡算 …………………………………………

3. 反应器设计

……………………………….

3.1 工艺计算 ………………………………………… 3.2 结构设计 ………………………………………....

4. 管道设计………………………………………....… 5. 自控设计………………………………………....… 6. 技术经济评价、环境评价……………………… 7. 结束语………………………………………....…… 8. 致谢………………………………………....……… 9. 参考文献………………………………………....… 附录:1.反应器装配图,零件图 2.管道平面布置图 3.设备平面布置图 4.管道仪表流程图 5.管道空视图 6.单参数控制方案图

1、设计任务书

2、甲醇制氢工艺设计
2.1 甲醇制氢工艺流程
甲醇制氢的物料流程如图 1-2。流程包括以下步骤:甲醇与水按配比 1:1.5 进入原料 液储罐,通过计算泵进入换热器(E0101)预热,然后在汽化塔(T0101)汽化,在经过换 热器(E0102)过热到反应温度进入转化器(R0101),转化反应生成 H2、CO2 的以及未反应的甲 醇和水蒸气等首先与原料液换热(E0101)冷却,然后经水冷器(E0103)冷凝分离水和甲醇,这 部分水和甲醇可以进入原料液储罐, 水冷分离后的气体进入吸收塔, 经碳酸丙烯脂吸收分离 CO2,吸收饱和的吸收液进入解析塔降压解析后循环使用,最后进入 PSA 装置进一步脱除 分离残余的 CO2、CO 及其它杂质,得到一定纯度要求的氢气。

图 1-2 甲醇制氢的物料流程图及各节点物料量

2.2 物料衡算
1、依据 甲醇蒸气转化反应方程式: CH 3 OH→CO↑+2H 2 ↑ CO+H 2 O→CO 2 ↑+ H 2 ↑ (1-1) (1-2)

CH 3 OH 分解为 CO 转化率 99%,反应温度 280℃,反应压力 1.5MPa,醇水投料比 1:1.5(mol). 2、投料计算量 代入转化率数据,式(1-3)和式(1-4)变为: CH 3 OH→0.99CO↑+1.98H 2 ↑+0.01 CH 3 OH CO+0.99H 2 O→0.99CO 2 ↑+ 1.99H 2 +0.01CO 合并式(1-5),式(1-6)得到: CH 3 OH+0.981 H 2 O→0.981 CO 2 ↑+0.961 H 2 ↑+0.01 CH 3 OH+0.0099 CO↑ 氢气产量为: 1200m 3 /h=53.571 kmol/h

甲醇投料量为: 53.571/2.9601ⅹ32=579.126 kg/h 水投料量为: 579.126/32ⅹ1.5ⅹ18=488.638 kg/h 3、原料液储槽(V0101) 进: 甲醇 579.126 kg/h , 水 488.638 kg/h 出: 甲醇 579.126 kg/h , 水 488.638 kg/h 4、换热器 (E0101),汽化塔(T0101),过热器(E0103) 没有物流变化. 5、转化器 (R0101) 进 : 甲醇 579.126kg/h , 水 488.638 kg/h , 总计 1067.764 kg/h 出 : 生成 CO 2 H2 579.126/32ⅹ0.9801ⅹ44 =780.452 kg/h 579.126/32ⅹ2.9601ⅹ2 =107.142 kg/h

CO 579.126/32ⅹ0.0099ⅹ28 =5.017 kg/h 剩余甲醇 579.126/32ⅹ0.01ⅹ32 =5.791 kg/h 剩余水 488.638-579.126/32ⅹ0.9801ⅹ18=169.362 kg/h 总计 1067.764 kg/h 6、吸收塔和解析塔 吸收塔的总压为 1.5MPa,其中 CO 2 的分压为 0.38 MPa ,操作温度为常温(25℃). 此时, 每 m 3 吸收液可溶解 CO 2 11.77 m 3 .此数据可以在一般化工基础数据手册中找到,二氯 化碳在碳酸丙烯酯中的溶解度数据见表 1 一 l 及表 1—2。 解吸塔操作压力为 0.1MPa, CO 2 溶解度为 2.32,则此时吸收塔的吸收能力为: 11.77-2.32=9.45 0.4MPa 压力下 CO 2 体积量
3 ρ co =pM/RT=0.4 × 44/[0.0082 × (273.15+25)]=7.20kg/ m
2

V CO2 =780.452/7.20=108.396 m 3 /h
3 108.396/9.45=11.47 m /h

据此,所需吸收液量为

考虑吸收塔效率以及操作弹性需要,取吸收量为 11.47 m /h × 3 =34.41 m /h
3 3

可知系统压力降至 0.1MPa 时,析出 CO 2 量为 108.396m 3 /h=780.451 kg/h. 混合气体中的其他组分如氢气,CO 以及微量甲醇等也可以按上述过程进行计算,在此, 忽略这些组分在吸收液内的吸收. 7、PSA 系统 略. 8、各节点的物料量 综合上面的工艺物料衡算结果,给出物料流程图及各节点的物料量,见图 1 一 2.

3.3 热量衡算
1、汽化塔顶温确定 在已知汽相组成和总压的条件下, 可以根据汽液平衡关系确定汽化塔的操作温度· 甲醇 和水的蒸气压数据可以从一些化工基础数据手册中得到:表 1-3 列出了甲醇的蒸气压数据· 水的物性数据在很多手册中都可以得到,这里从略。 在本工艺过程中,要使甲醇水完全汽化,则其汽相分率必然是甲醇 40%,水 60%(mol)且已 知操作压力为 1.5MPa,设温度为 T,根据汽液平衡关系有 0.4p 甲醇 +0.6p 水 =1.5MPa 初设 T=170℃ p 甲醇 =2.19MPa; p 水 =0.824 MPa

p 总 =1.3704<1.5 MPa 再设 T=175℃ p 总 =1.51 MPa 蒸气压与总压基本一致,可以认为操作压力为 1.5MPa 时,汽化塔塔顶温度为 175℃. 2、转换器(R0101) 两步反应的总反应热为 49.66kJ/mol,于是,在转化器内需要供给热量为: Q 反应 =579.126 × 0.99/32 × 1000 × (-49.66) =-8.90 × 10 5 kJ/h 此热量由导热油系统带来,反应温度为 280℃,可以选用导热油温度为 320℃,导热油温 度降设定为 5℃,从手册中查到导热油的物性参数,如比定压热容与温度的关系,可得: c p 320 ? =4.1868 × 0.68=2.85kJ/(kg·K), c p 300 ? =2.81kJ/(kg·K) 取平均值 则导热油用量 c p =2.83 kJ/(kg·K) w=Q 反应 /(c p ? t)= 8.90 × 10 5 /(2.83 × 5)=62898 kg/h p 甲醇 =2.4MPa; p 水 =0.93 MPa

3、过热器(E0102) 甲醇和水的饱和蒸气在过热器中 175℃过热到 280℃,此热量由导热油供给.从手册中可 以方便地得到甲醇和水蒸气的部分比定压热容数据,见表 1-4. 气体升温所需热量为: Q= ∑ c p m ? t=(1.90 × 579.126+4.82 × 488.638) × (280-175)=3.63 × 10 kJ/h
5

导热油 c p =2.826 kJ/(kg·K), 于是其温降为:

? t=Q/(c P m)= 3.63 × 10 5 /(2.826 × 62898)=2.04℃
导热油出口温度为: 315-2.0=313.0℃ 4、汽化塔(TO101 ) 认为汽化塔仅有潜热变化。 175 ℃ 甲醇 H = 727.2kJ/kg 水 H = 203IkJ/kg Q=579.126 × 727.2+2031 × 488.638=1.41 × 10 6 kJ/h 以 300℃导热油 c p 计算 c p =2.76 kJ/(kg·K)

? t=Q/(c P m)=1.41 × 10 6 /(2.76 × 62898)=8.12℃
则导热油出口温度 t 2 =313.0-8.1=304.9℃ 导热油系统温差为 ? T=320-304.9=15.1℃ 基本合适. 5、换热器(EO101) 壳程:甲醇和水液体混合物由常温(25 ℃ )升至 175 ℃ ,其比热容数据也可以从手 册中得到,表 1 一 5 列出了甲醇和水液体的部分比定压热容数据。 液体混合物升温所需热量 Q= ∑ c p m ? t=(579.126 × 3.14+488.638 × 4.30) × (175-25)=5.88 × 10 5 kJ/h 管程: 没有相变化, 同时一般气体在一定的温度范围内, 热容变化不大, 以恒定值计算, 这里取各种气体的比定压热容为: c pco2 ≈ 10.47 kJ/(kg·K) c pH 2 ≈ 14.65 kJ/(kg·K) c pco ≈ 4.19 kJ/(kg·K) 则管程中反应后气体混合物的温度变化为:

? t=Q/(c P m)=5.88 × 10 5 /(10.47 × 780.452+14.65 × 107.142+4.19 × 169.362)=56.3℃
换热器出口温度为 6、冷凝器(EO103) 280-56.3=223.7℃

在 E0103 中包含两方面的变化:①CO 2 , CO, H 2 的冷却以及②CH 3 OH , H 2 O 的冷却

和冷凝. ① CO 2 , CO, H 2 的冷却 Q= ∑ c
p

m ? t=(10.47 ×

780.452+14.65 × 107.142+4.19 × 5.017)

× (223.7-40)=1.79 × 10 6 kJ/h
② CH 3 OH 的量很小,在此其冷凝和冷却忽略不计。压力为 1.5MPa 时水的冷凝热为: H=2135KJ/kg,总冷凝热 Q 2 =H × m=2135 × 169.362=3.62 × 10 5 kJ/h

水显热变化 Q 3 = c p m ? t=4.19 × 169.362 × (223.7-40)=1.30 × 10 5 kJ/h Q=Q 1 +Q 2 + Q 3 =2.28 × 10 6 kJ/h 冷却介质为循环水,采用中温型凉水塔,则温差△T=10℃ 用水量 w=Q/( c p ? t)= 2.28 × 10 6 /(4.19 × 10)=54415kg/

3、反应器设计计算 反应器设计计算
3.1 工艺计算
已知甲醇制氢转化工艺的基本反应为: CH3OH+H2O=CO2+3H2。 该反应在管式反应器进行, 进出反应器的各物料的工艺参数如表 3-1 所示。 物流名称 管程 进 口 /(kg/h) 甲醇 水 二氧化碳 一氧化碳 氢气 导热油 表 3-1 (1)计算反应物的流量 对于甲醇,其摩尔质量为_32 579.126 488.638 出 口 /(kg/h) 5.791 169.362 780.452 5.017 107.142 62898 反应器的物流表 320 0.5 设计温度 /oC 280 压 力 /MPa 1.5 壳程/(kg/h) 进 出 口 /(kg/h) 设计温度 /oC 压 力 /MPa

kg·k/mol,则其摩尔流量为:579.126/32=18.098kmol/h

对于水,其摩尔质量为 18 kg·k/mol,其摩尔流量为:488.638/18=27.147 kmol/h 对于氢气,其摩尔质量为 2 kg·k/mol,其摩尔流量为:107.142/2=53.571 kmol/h

对于一氧化碳,其摩尔质量为 28 kg·k/mol,其摩尔流量为:5.017/28=0.179 kmol/h 进料气中甲醇的摩尔分率 yA 为: yA=

18.098 = 0 .4 18.098 + 27.147

对于甲醇和水,由于温度不太高(280 oC) ,压力不太大(1.5MPa) ,故可将其近似视为理想 气体考虑。有理想气体状态方程 pV=nRT,可分别计算出进料气中甲醇和水的体积流量: 甲醇的体积流量 VA 为: VA= 水的体积流量 VB 为: VB= 进料气的总质量为: mo= 55.489+83.233=1067.764 kg/h (2)计算反应的转化率 进入反应器时甲醇的流量为 579.126 kg/h,出反应器时甲醇的流量为 5.791 kg/h,则甲醇的 转化率 xAf 为:

18.098 * 8314.3 * (273.15 + 280) = 55.489 1.5 * 10 6

m3/h

27.147 * 8314.3 * (273.15 + 280) = 83.233 m3/h 6 1.5 * 10

xAf=

579.126 ? 5.791 * 100% = 99% 579.126

即反应过程中消耗甲醇的物质的量为:18.098×99%=17.917 kmol/h (3)计算反应体系的膨胀因子 由体系的化学反应方程式可知, 反应过程中气体的总物质的量发生了变化, 可求出膨胀因子 δA。对于甲醇有: δA=

3 +1?1?1 =2 1

(4)计算空间时间 根据有关文献,该反应为一级反应,反应动力学方程为: rA=kpA k=5.5×10-4e

68600 RT

CA=CAO 上式两边同乘以 RT,则得:

1 ? xA 1 +δA y A x A 1 ? xA 1 +δA y A x A

pA=CAORT 反应过程的空间时间τ为: τ=CAO∫ 0 Af
x

dx A rA

= CAO∫ 0 Af

x

dx A /[k CAORT

1 ? xA ] 1 +δA y A x A

=

1 x 1 +δ y A x A A ∫ 0 Af dxA kRT 1 ? xA

68600
将 k=5.5×10-4e RT m3/(kmol· R=8314.3 kj ( kmol ·K ) , h), T=553.15K, A=2, A=0.4, δ y 代入上式,可得空间时间: τ=0.0038h (5)计算所需反应器的容积 VR=τVO 进料气的总体积流量为: VO=55.489+83.233=138.722 m 3 /h=0.0385 m 3 /s 则可得所需反应器的容积为: VR=τVO =0.0038×138.722=0.527 m 3 (6)计算管长 由文献可知, 气体在反应器内的空塔流速为 0.1m/s,考虑催化剂填层的空隙率对气体空塔

速度的影响,取流动速度为μ=0.2m/s,则反应管的长度为: l=τu=0.0038×3600×0.2=2.736m 根据 GB151 推荐的换热管长度,取管长 l=3m。 反应器内的实际气速为: u=

3 l = 0.22m / s = τ 0.0038 * 3600

(7)计算反应热 甲醇制氢的反应实际为两个反应的叠合,即 CH3OH=CO+2H2-90.8kj/mol CO+H2O=CO2+H2+43.5kj/mol 反应过程中的一氧化碳全部由甲醇分解而得,由化学反应式可知,每转化 1kmol 的甲 醇就可生成 1kmol 的一氧化碳,则反应过程中产生的一氧化碳的物质的量为 17.917kmol/h。 反应器出口处的一氧化碳的物质的量为 0.179kmol/h,转化的一氧化碳的物质的量为: 17.917-0.179=17.738 kmol/h 一氧化碳的转化率为: xCO=

17.738 * 100% = 99% 17.917

则反应过程中所需向反应器内供给的热量为: Q=90.8×10 3 ×17.917-43.5×10 3×17.738=855.261×10 3 kJ/h (8)确定所需的换热面积 假定选用的管子内径为 d,壁厚为 t,则其外径为 d+2t,管子数量为 n 根。 反应过程中所需的热量由导热油供给, 反应器同时作为换热器使用, 根据 GB151, oC 320 O 2 O 时钢的导热系数为λ=44.9W/ (m·C) 管外油侧的对流给热系数为αo=300W/ , (m ·C) , 2 O 管内侧的对流给热系数为αi=80 W/(m · C) ,根据表 5-2 所列的壁面污垢系数查得, 2 反应管内、外侧的污垢系数分别为 0.0002 m ·OC/W 和 0.0008 m2·OC/W 总污垢系数为 Rf=0.0002+0.0008=0.001 m2·OC/W 根据传热学,反应器的传热系数为: K=1/( 由于

d + 2t 的值接近于 1,对 K 带来的误差小于 1%;钢管的传热很快,对 K 的影响也 d

1 d + 2t 1 t + + +Rf) αi d αo λ

很小,故可将上式简化为: K=1/ (

1 1 1 O = 59.4 W/ m2· C) + +Rf) = ( =213.84kJ/(h· 2 · C) m O 1 1 αi αo + + 0.001 300 80

由于反应器所需的换热面积为: F=

Q 855.261 *10 3 = = 99.988 m 2 KΔt 213.84 * (320 ? 280)

(9)计算管子的内径 反应器需要的换热面积为:F=nπdl 反应器内气体的体积流量为:

VO=n

πd 2 u 4
, 99.988(m 2 ) F= VO= 0.0385(m 3 /s) 代

联立上述两式, 并将 l= 6m, 0.22(m/s) u=

入,即可得所需管子的内径为:d=0.0210m。 根据计算所得的管子内径, 按前述换热设备设计选择合适的管子型号和所需的管数及布 管方式。

结构设计

计算内容或项目 换热管材料 换热管内径、外 径 换热管管长 换热管根数

符号 di;d L n

单位 m m

计算公式或来源 选用碳钢无缝钢管

结果 Φ25×2 0.021;0.025 3.0 325(圆整)

备注

管 程 结 构 设 计

选用 3m 标准管长

n=
管程数 管程进出口接管 尺寸 (外径*壁厚) 壳程数 换热管排列形式 换热管中心距 分程隔板槽两侧 中心距 管束中心排管数 Ni djt*Sjt

πdL

Ao

=

99.988 π × 0.025 × 3

m

根据管内流体流速范围选定 按接管内流体流速合理选取

1 Φ60×1.6

Ns S Sn nc
nc =1.1 n

m

正三角形排列 S=1.25d 或按标准 按标准

1 正三角形排列 0.032

管 程 结 构 设 计

= 1.1 331 (外加六根

21

壳体内径 换热器长径比 实排热管根数 折流板形式 折流板外直径 折流板缺口弦离 折流板间距 折流板数 壳程进出口接管 尺寸

Di L/ Di n Db h B Nb djs*Sjs

m

m m m

拉杆) Di=S(Nc-1)+(1~2)d L/ Di 作图 选定 按 GB151-1999 取 h=0.20Di 取 B=(0.2~1)Di Nb=L/B-1 合理选取

0.7 4.28 351 单弓形折流板 0.675 0.14 0.33 8 Φ114×2

合理

选取

外壳结构设计 3.2 外壳结构设计
按照 GB150-1998《钢制压力容器》进行结构设计计算。 1、 筒体 (1) 筒体内径:700mm 设计压力:P c =1.1 p w =0.55MPa 设计温度取 350° C

筒体材料:16MnR 焊接接头系数 Φ=0.8 钢板厚度负偏差 C1=0,腐蚀裕量 C2=1.0mm,厚度附加量 C= C1+ C2=1.0mm. 筒体的计算厚度计算
Pc Di

δ = 2[σ ]t φ ? P = c

0.55 * 700 = 1.8 mm 2 * 134 * 1 ? 0.55

考虑厚度附加量并圆整至钢板厚度系列,得材料名义厚度δn = 4mm.取 δ n = 6mm 强度校核 有效厚度δe =δn - C1- C2=5mm σt =
Pc ( Di + δ e ) 0.55 * (700 + 5) = 2δ e

2*5

= 38.775 MPa <[σ] t φ=134 MPa

符合强度要求。 (2)根据筒径选用非金属软垫片: 垫片厚度:3 垫片外径:765 垫片内径:715 根据筒体名义厚度选用乙型平焊法兰(JB4702) 法兰材料:16MnR DN 700 法兰外径 860 中心孔直径 815 法兰厚度 46 表 3-2 螺栓孔直径 27 筒体法兰数据 螺纹规格 M24 螺栓数量 24

2、 封头 (1)封头内径:700mm 设计压力:P=1.6MPa 设计温度取 300° C 封头材料:16MnR 焊接接头系数 Φ=1.0 钢板厚度负偏差 C1=0,腐蚀裕量 C2=1.0mm,厚度附加量 C= C1+ C2=1.0mm. 封头的计算厚度计算 选用标准椭圆形封头,K=1.0 δ = 2[σ ]t φ ?0.5 P = c
KPc Di

1.0 × 1.6 × 800 = 4.790mm 2 × 134 × 1 - 0.5 × 1.6

考虑厚度附加量并圆整至钢板厚度系列, 取封头名义厚度与筒体厚度相同, 得材料名义厚度 δn = 6mm. 强度校核 有效厚度δe =δn - C1- C2=7mm σt =
Pc ( KDi + 0.5δ e ) 1.6 × 1.0 × 800 + 0.5 × 7) ( = = 91.829 MPa<[σ] t φ=144MPa 2δ e

2×7

符合强度要求。 根据筒径选用标准椭圆形封头直边高:25 曲边高:200 壁厚:6 7、换热管(GB151-1999) 管子材料:16MnR 根据上节中计算的管子内径选用尺寸:φ25×2 管长:3000 根数:345 实排根数:351(外加 6 根拉杆) 排列形式:正三角形 中心距:32 管束中心排管数:21 长径比:4.28 8、管程数据 管程数:1 管程气体流速:1m/s 进出口接管尺寸:φ60×1.6 接管材料:16Mn 法兰类型:板式平焊法兰(HG20593-97) 法兰材料:20R DN 50 法兰外径 140 中心孔直径 110 法兰厚度 16 表 3-3 法兰内径 59 管程法兰数据 螺栓孔直径 14 螺栓孔数 4 螺纹规格 M12

9、壳程数据 壳程数:1 壳程液体流速:1.2m/s 进出口接管尺寸:φ114×2 接管材料:16Mn 法兰类型:板式平焊法兰(HG20593-97) 法兰材料:16MnR DN 100 法兰外径 210 中心孔直径 170 法兰厚度 18 表 3-4 法兰内径 116 壳程法兰数据 螺栓孔直径 18 螺栓孔数 4 螺纹规格 M16

12、折流板(GB151-1999) 材料:16MnR 形式:单弓形 外直径:795.5 管孔直径:25.4 缺口弦高:140 间距:330 板数:8 厚度:6 13、拉杆(GB151-1999) 直径:16 螺纹规格:M16 根数;6 14、耳座(JB/T4725-92) (7)耳式支座选用及验算 由于该吸收塔相对结构较小,故选用结构简单的耳式支座。 根据 JB/T4732-92 选用支座:JB/T4732-92,耳座 A3,其允许载荷[Q]=30Kn,适用公径 DN 700~1400,支座处许用弯矩[M j ]=8.35kN*m。支座材料 Q235-A*F。 1) 支座承受的实际载荷计算 水平地震载荷为:p e = α e mo g

α e 为地震系数,地震设计烈度为 7 时, α e =0.24
mo 为设备总质量经计算该反应器的 mo =1119kg
水平地震载荷为:p e= α e mo g =0.24×1119×9.8=2631.99N 水平风载荷为:p w =1.2 f i q 0 D0 H 0 = 1.2 ×1.0×550×3400×1500=3366N

偏心载荷 G e =0 N 偏心距 S e =0 mm 其中 f i 为风压高度变化系数,按设备质心所在高度。q 0 为基本风压,假设该填料塔安 装在南京地区,南京地区的 q 0 =550N/m 。f i 风压高度系数见参考资料。 水平力取 p e 与 p w 两者的大值,即 P=Pe+0.25pw=2631.99+0.25*3366=3473.5N 支座安装尺寸为 D: D=
2

( Di + 2δ n + 2δ 3 ) 2 ? (b2 ? 2δ 2 ) + 2(l 2 ? s1 ) = 867mm

式中, δ 2 为耳式支座侧板厚度; δ 3 为耳式支座衬板厚度。 支座承受的实际载荷为 Q: Q= ?

? m0 g + Ge 4( Ph + Ge S e ) ? ?3 + ? ×10 =11.3KN< [Q ] =30 KN kn nd ? ?

式中,G e 为偏心载荷;S e 为偏心距。 满足支座本体允许载荷的要求。 2) 支座处圆筒所受的支座弯矩 M L 计算 ML=

q * (l 2 ? s1 ) 11.3 * (125 ? 50) = = 0.85kN < [ M I ] 10 3 10 3

因此,开始选用的 2A3 支座满足要求。 形式:A3 型 高度:200 底板:L1:125 b1:80 δ1:8 s1:40 筋板:L2:100 b2:100 δ2:5 垫板:L3:20 b3:160 δ3:6 e:24 地角螺栓规格:M24 螺栓孔直径:27 15、管板 材料:16MnR 换热管管孔直径:25 拉杆管孔直径:18 厚度:50 外径:860

3.3 SW6 校核

内筒体内压计算 计算条件
计算压力 Pc 设计温度 t 内径 Di 材料 试验温度许用应力 [σ] 设计温度许用应力 [σ] 试验温度下屈服点 σs 钢板负偏差 C1 腐蚀裕量 C2 焊接接头系数 φ
t

计算单位

南京工业大学过程装备与控 制工程系 筒体简图

0.55 350.00 700.00 16MnR(正火 正火) 16MnR(正火) 170.00 134.00 345.00 0.00 1.00 0.80

MPa ° C mm ( 板材 ) MPa MPa MPa mm mm

厚度及重量计算
计算厚度 δ 有效厚度 名义厚度 重量 δe δn
Pc Di

mm

= 2[σ ] φ ? Pc = 1.80
t

=δn - C1- C2= 5.00 = 6.00
压力试验时应力校核

mm mm Kg

355.17

压力试验类型 试验压力值

液压试验 液压试验
PT = 1.25P
[σ ] [σ ] t

MPa =

0.8700 310.50

(或由用户输入)
MPa

压力试验允许通过 的应力水平 [σ]T 试验压力下 圆筒的应力 校核条件 校核结果

[σ]T≤ 0.90 σs =

p T .( Di + δ e ) 2δ e .φ σT = = 76.67
σT≤ [σ]T

MPa

合格 压力及应力计算

最大允许工作压力 [ P w] = 设计温度下计算应力 σ =
t

2δ e [ σ ]t φ ( Di +δ e )

MPa

= 1.52057
MPa = 38.78 MPa

Pc ( Di +δ e ) 2δ e

[σ] φ
t

107.20
[σ] φ ≥σ
t t

校核条件 结论

合格

内压椭圆封头校核 计算条件
计算压力 Pc 设计温度 t 内径 Di 曲面高度 hi 材料 试验温度许用应力 [σ] 设计温度许用应力 [σ]
t

计算单位

南京工业大学过程装备与控制 工程系 椭圆封头简图

0.55 350.00 700.00 175.00 16MnR(热轧 热轧) 热轧 170.00 134.00 0.00 1.00 0.80

MPa °C mm mm

(板材 板材) 板材
MPa MPa mm mm

钢板负偏差 C1 腐蚀裕量 C2 焊接接头系数 φ

厚度及重量计算
形状系数
1 ? ? Di ? ?2 + ? ? 6 2h ? ? i? K= ?
KPc Di
2

? ? ? ? = 1.0000

计算厚度

mm

δ = 2[ σ ] φ ? 0.5 Pc
t

= 1.80
mm mm mm

有效厚度 最小厚度 名义厚度 结论 重量

δe =δn - C1- C2= 5.00 δmin = 1.05 δn = 6.00

满足最小厚度要求 27.30 压 力 计 算
MPa Kg

最大允许工作压力 [Pw]= 结论

2[ σ ]t φδ e KDi + 0.5δ e

= 1.52598

合格

延长部分兼作法兰固定式管 板
设 设计压力 设计温度 平均金属温度 装配温度 壳 材料名称 设计温度下许用应力[σ] 程 Es 平均金属温度下热膨胀系 数αs 圆 壳程圆筒内径 Di 壳 程 圆 筒 名义厚 度 δs 壳 程 圆 筒 有效厚 度 δse 筒
t

设计单位

南京工业大学过程装备与控制工 程系
简 图











ps
Ts

0.55 350 314 15 134

MPa
°

C

ts

° °

C C

to

16MnR(正火 正火) 正火
Mpa

平均金属温度下弹性模量

1.84e+05 Mpa 1.3e-05
mm/mm

°

C
700 6 4.25 1.79e+05
mm

mm mm MPa mm2 mm2

壳体法兰设计温度下弹性模量 Ef’ 壳程圆筒内直径横截面积 A=0.25 π

Di2

3.848e+05 9403 1.6 300

壳程圆筒金属横截面积 As=πδs ( Di+δs ) 管 箱 圆 筒 设计压力pt 设计温度Tt 材料名称 设计温度下弹性模量 Eh 管箱圆筒名义厚度(管箱为高颈法兰取法兰颈部大小端平均 值)δh 管箱圆筒有效厚度δhe 管箱法兰设计温度下弹性模量 Et” 材料名称 换 管子平均温度 tt 设计温度下管子材料许用应力 [σ]tt 设计温度下管子材料屈服应力σs 热 设计温度下管子材料弹性模量
t

MPa
°

C

1.846e+05 16

MPa

mm

4 1.86e+05 20G(正火 正火) 正火 230 92 147 1.73e+05 1.842e+05 1.244e-05

mm MPa
°

C

MPa MPa MPa MPa
mm/mm
°

Ett

平均金属温度下管子材料弹性模量 Et 平均金属温度下管子材料热膨胀系数αt 管 管子外径 d 管子壁厚δt

C

25 2

mm mm

注:

管子根数 n 换热管中心距 S 换 一根管子金属横截面积 a = πδ t ( d ? δ t ) 换热管长度 L 管子有效长度(两管板内侧间距) L1 管束模数 Kt = Et na/LDi 管子回转半径 热
i = 0.25 d 2 + (d ? 2δ t ) 2

351 32 144.5 3000 2900 3790 8.162 10 152.4 1.225
[σ ] cr =
mm mm2

mm mm MPa mm

管子受压失稳当量长度 lcr 系数Cr =

mm

π 2 Ett / σ st

比值 lcr /i
l C r <= cr i ) 管子稳定许用压应力 (

π 2 Et
2(l cr i ) 2

MPa

管 管子稳定许用压应力 材料名称 设计温度 tp 管

t lcr [σ ] = σ s ?1 ? lcr i ? cr ? ? Cr > 2 ? 2Cr ? i ) (

73.2

MPa

16MnR(正火 正火) 正火 350
t

°

C

设计温度下许用应力 [σ ] r 设计温度下弹性模量 Ep 管板腐蚀裕量 C2 管板输入厚度δn 管板计算厚度 δ 隔板槽面积 (包括拉杆和假管区面积)Ad

116 1.79e+05 2 50 48 0 0.4 0.4 4.11
K=

MPa

MPa mm mm

mm mm2



管板强度削弱系数 η 管板刚度削弱系数 ? 管子加强系数
K 2 = 1.318 Di

δ

E t na / E p L δη

管板和管子连接型式 管板和管子胀接(焊接)高度l 胀接许用拉脱应力 [q] 焊接许用拉脱应力 [q]

焊接 3.5 46
mm MPa MPa



材料名称 管箱法兰厚度 法兰外径 Df

16MnR(正火 正火) 正火

δ f"

46 860 7.515e+07 3.266e+07 80 0.005714 0.06571 0.00 0.000151 9.542

mm

mm N?mm N?mm mm



基本法兰力矩 M m 管程压力操作工况下法兰力 M p 法兰宽度 bf = ( D f ? D i ) / 2



比值 δ h / Di
" 比值 δf / Di

/D 系数 C (按δh/Di ,δf” i , 查<<GB151-1999>>图25) 兰 系数ω”(按δh/Di ,δf” i ,查<<GB151-1999>>图 26) /D

"

K f"
旋转刚度 材料名称 壳

1 2 E f" bf = [ 12 Di + bf

? 2δ f" ? ? Di ?

? ? + Ehω " ] ? ?

3

MPa

16MnR(正火 正火) 正火
'

壳体法兰厚度 δf 法兰外径 Df

44 860 80 0.006071 0.06286 0.00 0.0001626

mm

mm mm



法兰宽度 bf = ( Df ? Di ) / 2 比值 δs / Di



' 比值 δf / Di

系数 C , 按δh/Di ,δ” i , 查<<GB151-1999>>图25 f /D 兰 系数 ?
'

'

,

按δh/Di ,δ” i , 查<<GB151-1999>>图26 f /D

K 'f
旋转刚度

' ' 1 2 E f bf ? 2δ f ? = [ 12 Di + bf ? Di ?

? ? + E ω'] s ? ?

3

8.573

MPa

法兰外径与内径之比 K = Df Di 壳体法兰应力系数Y (按 K 查<<GB150-1998>>表9-5) 旋转刚度无量纲参数 膨胀节总体轴向刚度
Kf =
π 2 Et 2(lcr i ) 2

1.229 9.55 0.001777 0
N/mm

~

π Kf
4 Kt

~

管板第一弯矩系数(按 K , K f 查<<GB151-1999>>图 27) m1 系 系数
ψ=
m1
~

0.1075 14.73 2.952

K Kf
~

系数(按 K t K f 查<<GB151-98>>图 29) G2

换热管束与不带膨胀节壳体刚度之比 数 换热管束与带膨胀节壳体刚度之比

Q = E s As
Q ex =

E t na

4.445

E t na ( E s As + K ex L ) E s As K ex L

管板第二弯矩系数(按K,Q或 Qex 查<<GB151-1999>>图28(a)或(b)) m2
M1 = m1 2 K (Q + G2 )

3.591 0.001768

系数(带膨胀节时 Qex 代替Q) 计 系数 (按K,Q或Qex 查图30) G3

0.01187 0.1302 0.9722 0.8734 2.43e+05 2.563e+05
mm2 mm2

法兰力矩折减系数 ξ = K f ( K f + G3 )
?M =
~

~

~

管板边缘力矩变化系数 算 管 板 参 (三角形布管) (正方形布管 ) 数
~ ~

1 ξ + K f K "f

" 法兰力矩变化系数 ? M f = ? M K f K f

管板开孔后面积 Al = A - 0.25 nπd 2 管板布管区面积
A t = 0 .8 6 6 n S
2

+ Ad

At = nS

2

+ Ad

管板布管区当量直径 D t = 4 At / π 系数

571.2 0.6314 0.1719 5.575 8.46 0.8161 0.756

mm

λ = Al / A β = na / Al
∑ s = 0.4 + 0.6 × (1 + Q) / λ
∑ t = 0.4(1 + β ) + (0.6 + Q) / λ

系 系数 数 系数 计 算

系数(带膨胀节时 Qex 代替Q)

管板布管区当量直径与壳体内径之比 ρt = Dt / Di 管板周边不布管区无量纲宽度 k = K(1-ρt)

仅有壳程压力Ps作用下的危险组合工况 (Pt = 0) 不计温差应力 换热管与壳程圆筒热膨胀变形差 计温差应力

0.0

-0.001212

γ = α t (t t -t 0 )- α s (t s -t 0 )
当量压力组合 Pc = Ps 有效压力组合 Pa = ∑ s Ps + βγE t 基本法兰力矩系数
~

0.55 3.066

0.55 -35.3

MPa MPa

M
~

m

=

4Mm λπ D i3 Pa

0.1441 0.1458 2.147 2.484

-0.01252 -0.0108 -0.159 -0.5511 0.1609

管板边缘力矩系数 M = M m + (? M )M 1

~

管板边缘剪力系数 ν = ψ M 管板总弯矩系数 m = m 1 + m 2 ν 1+ν
系数 G1e 仅用于 系数 G1i 当 m > 0 时,按 K 和 m 查图 31(a)实线 当 m < 0 时,按K和m 查图31(b) 系数 G1

~

m > 0 时 G1e = 3m ?

K

0.7254

1.382

0.7278

m

> 0 , G1 = max(G1e , G1i ) , ,
~

1.382

0.7278

m<0
管板径向应力系数 带膨胀节Q为Q ex 管板布管区周边 处径向应力系数 管板布管区周边 处剪切应力系数
~

G1 = G1i

σr=1
σ =3
' r

(1 + ν ) G 1 4 Q + G2

0.1469

0.02068

~

m (1 + ν ) 4 K (Q + G2 )
1+ν 4 Q + G2
~

0.1929 0.1064 0.01721
计算值 许用值

-0.01143 0.02842 -0.003174
计算值 许用值

τ

~

p

=1

壳体法兰力矩系数 M ws = ξ Mm ? (?M f ) M1

壳体法兰应力

σ f' =

π
4

Y M ws Pa λ (

~

Di

δ

' f

)2

63.26

1.5 [σ ] tr 174

134.3

3 [σ ] tr 348 3 [σ ] t
t

MPa

换热管轴向应力

σt =

? G ? Qν 1 ? P ? 2 P ? Q + G2 a ? β ? c ?

[σ ] tt
19.1 92 104.8

MPa

276

[σ ] cr
73.2
壳程圆筒轴向应力 σ = Aλ (1 + ν ) P c a
As (Q + G2 )

[σ ] cr
73.2 -103.7
t 3φ [σ ] c

33.71

φ [σ ] tc
107.2

MPa

321.6
3[q]焊接

换热管与管板连接拉脱应力 q = σ t a dlπ

[q] 10.04 46 55.08

MPa

[q]胀接

138
仅有管程压力Pt作用下的危险组合工况 (Ps = 0) 不计温差应力 换热管与壳程圆筒热膨胀变形差 计温差应力

γ = α t (t t -t 0 )- α s (t s -t 0 )
当量压力组合 有效压力组合

0.0 -1.875 -13.54

-0.001212 -1.875 -51.9
MPa MPa

Pc = ? Pt (1 + β )

Pa = ? ∑ t Pt + βγEt
~

操作情况下法兰力矩系数

M

p

=

4Mp

π λ Di3 Pa

-0.01419 -0.01419

-0.0037 -0.0037 -0.05448 -0.09322 0.02722

管板边缘力矩系数

M = M

~

~

p

管板边缘剪力系数
管板总弯矩系数

ν =ψ M
m1 + m 2 ν 1+ ν

~

-0.2089 -0.8125 0.2372

m=

系数 G1e 仅用于 系数 G1i

m > 0 时 Ge = 3m? K 1

0.8992

0.4274

当 m > 0 时,按 K 和 m 查图 31(a)实线 当 m < 0 时,按K和m 查31(b)

系数 G1

m >0, G1 = max (G1e , G1i ) ; m <0 , G1 = G1i

0.8992

0.4274

管板径向应力系数 带膨胀节Q为Q ex

σ r = 1 (1 + ν ) G1
~

0.02404

0.01366

4 Q + G2

管板布管区周边 处径向应力系数

σ

~

' r

=3

m (1 + ν ) 4 K (Q + G 2 )

-0.01586

-0.002174

管板布管区周边 处剪切应力系数 壳体法兰力矩系数

τ

~

p

=

1 1+ν 4 Q + G2
~

0.02674 -0.003615
计算值 许用值

0.03195 -0.00225
计算值
t r

M ws = ξ M p ? M 1

~

许用值

管板径向应力

λ?D ? σ r = σ r Pa ? i ? ?? δ ?
~

2

109.2

1.5 [σ ] 174 1.5 m= m1+mν +ν
1 2

238

3 [σ ] tr 348 3 [σ ] tr

MPa

管板布管区周边处径向应力
2 ? P λ ~ ' ? Di ? ? k k2 a σ = σr ? ? ?1? + ( 2 ?m)? ? δ ? ? m 2m ? ? ? ? ' r

MPa

82.67

174

170.1

348

~ 管板布管区周边剪切应力 τ p = Pa λ τ p Dt

?

δ

-6.798 58.65

0.5 [σ ] tr 58 1.5 [σ ] 174
t r

-31.16 140

1.5 [σ ] tr 174 3 [σ ] tr 348 3 [σ ] t
t

MPa

壳体法兰应力 σ =
' f

π
4

Y M ws Pa λ(

~

Di

MPa

δ f'

)

2

换热管轴向应力

σt =

G 2 ? Qν ? 1? P? ? Pc ? Q + G2 a ? β?

[σ ] tt
30.4 92 119.5

MPa

276

[σ ] cr
73.2
壳 程圆筒轴向应力

[σ ] cr
73.2 -105.9
t 3φ [σ ] c

σc =

A λ (1 + ν ) [P + P] As t (Q + G2 ) a

28.08

φ [σ ] tc
107.2

MPa

321.6
3[q]焊接

换热管与管板连接拉脱应力

q = σta dlπ 50

[q] 15.98
mm

MPa

46

62.81

[q]胀接

138
计算结果 管板名义厚度 δn

管板校核通过

窄面整体(或带颈松式 法兰计算 窄面整体 或带颈松式)法兰计算 或带颈松式 设 计 条 件 设计压力 p 计算压力 pc 设计温度 t 轴向外载荷 F 外力矩 M 壳 体 法 材料名称 许用应力 材料名称 许用 兰 应力 [σ]f [σ]tf
[σ]
t n

计算单位

南京工业大学过程装备与控制工程系 简 图

0.550 0.550 350.0 0.0 0.0 16MnR(正火 正火) 正火 134.0 16MnR(热轧 热轧) 热轧 157.0 116.0 40MnVB 228.0 170.0 24.0 20.8 24 Di 700.0 815.0 22.5 软垫片 Do D外 LA N 1a,1b b= b0 b=2.53 b 0 螺 栓

MPa MPa °C N N.mm

MPa

MPa MPa

材料名称 螺 许用 应力 栓 [σ]b [σ]tb

MPa MPa mm mm 个 860.0 765.0 31.5 25.0 D内 h m b b0≤6.4mm b0 > 6.4mm 受 力 计 算 N N Wp = Fp + F = 287301.9 715.0 10.0 2.00 8.94 DG= ( D外+D内 )/2 DG= D外 - 2b

公称直径 d B 螺栓根径 d 1 数量 n



结构尺寸 mm 材料类型 压紧面形状

Db Le

δ0 δ1
y(MPa) DG

16.0 26.0 11.0 747.1



b0≤6.4mm b0 > 6.4mm

预紧状态下需要的最小螺栓载荷Wa 操作状态下需要的最小螺栓载荷Wp

Wa= πbDG y = 230941.7

所需螺栓总截面积 Am 实际使用螺栓总截面积 Ab

Am = max (Ap ,Aa ) = 1690.0

mm2 mm2

n
Ab = 力

π
4


2 d1

= 8117.5 算 mm MD= FD LD = 9414309.0 N.mm





FD = 0.785 D i pc = 211557.5 FG = Fp

2

N

LD= L A+ 0.5δ1 = 44.5



N

LG= 0.5 ( Db - DG ) = 33.9 LT=0.5(LA + δ1 + LG ) = 45.7

mm

MG= FG LG = 1567064.6

N.mm N.mm N.mm N.mm

= 46165.0 FT = F-FD N

Mp

mm

MT= FT LT = 1345794.2

= 29434.0

外压: Mp = FD (LD - LG )+FT(LT-LG ); 预 紧 Ma W = 1118052.9 N

内压: Mp = MD+MG+MT mm

Mp = 12327168.0 Ma=W LG = 37952176.0

LG = 33.9

计算力矩 Mo= Mp 与Ma[σ]f /[σ]f中大者
t

Mo = 28041098.0

N.mm

螺 实际间距 最小间距









核 mm

? πDb L= n ? Lmin = 56.0
? Lmax = 158.4
形 状

= 106.7

mm (查GB150-98表9-3) mm 数 确 定

最大间距



h0 = Diδ0 = 105.83
由K查表9-5得 整体法兰 松式法兰 查图 9-7 由 δ1/δo 得

h/ho = 0.1
T=1.827 查图9-3和图9-4 查图9-5和图9-6 f = 2.19408 Z =4.926

K = Do/DI = 1.229
Y =9.550 VI=0.46604 VL=0.00000 兰 松 式 法

δ 1 δ 0 = 1.6
U=10.495
e = FI h0 = 0.00855

FI=0.90449 FL=0.00000 整 体 法

e = FL h0 = 0.00000


d1 =

U 2 hoδ o VI

d1 =

U 2 hoδ o VL

δ3 η= f = d1 0.2
λ = γ +η

= 610087.1 ψ = =1.39 剪应力校核 预紧状态 δ
f

= 0.0

e+1

γ = ψ/T
= 0.76 计 算 值

β = δ f e +1 =
1.52

4 3

= 0.92 许 用 值 结 论

τ1 =

W

πD i l
Wp

=
8.93 = 2.29

MPa

[τ ]1 = 0.8[σ ]n
[τ ]2 = 0.8[σ ]tn

校核合格

操作状态

τ2 =

πD i l

MPa

校核合格

输入法兰厚度δf = 46.0 mm时, 法兰应力校核 应力 性质 轴向 应力
fM o σH = = λδ 12 D i 141.03

















MPa

1.5[σ]tf =174.0 或 2.5[σ]tn =335.0( 按整体法兰设计
的任 意 式法兰, 取1.5[σ]n
t

校核合格

) 校核合格

径向 应力 切向 应力 综合 应力

σR =

(1.33δ f ? e + 1) M 0

λδ f2 D i

=

MPa 31.30 MPa

[σ]tf = 116.0 [σ]tf = 116.0

σT =

M 0Y ? ZσR = δ f2 D i 26.61

校核合格

max(0.5(σ H + σ R ),0.5(σ H + σ T )) =
86.16

MPa

[σ]tf = 116.0
校核合格

校核合格

法兰校核结果

开孔补强计算
接 管:

计算单位 条 件 MPa ℃

南京工业大学过程装备与控制工程系
计 算 方 法 : GB150-1998 等 面 积 补 强 法, 单 孔 简 图

C, φ114×2
设 计

计算压力 pc 设计温度 壳体型式 壳体材料 名称及类型 壳体内直径 Di 壳体厚度负偏差 C1 壳体腐蚀裕量 C2 壳体材料许用应力[σ]t 接管实际外伸长度 接管实际内伸长度 接管焊接接头系数 接管腐蚀裕量 凸形封头开孔中心至 封头轴线的距离 接管厚度负偏差 C1t 接管材料许用应力[σ] 开 壳体计算厚度δ 补强圈强度削弱系数 frr 开孔直径 d 接管有效外伸长度 h1 接管多余金属面积 A2 补强圈面积 A4
t

0.55 350 圆形筒体 16MnR(正火 正火) 16MnR(正火) 板材

壳体开孔处焊接接头系数φ

0.8
mm mm mm mm MPa

700 0 1 134 200 0 1 1

壳体开孔处名义厚度δn 6

mm mm 接管材料 名称及类型 mm mm 补强圈材料名称 补强圈外径 补强圈厚度 mm mm mm MPa 算
t

20G(热轧) 20G(热轧) 热轧 管材

0.312 92


mm MPa 补

补强圈厚度负偏差 C1r 补强圈许用应力[σ] 强 接管计算厚度δt 接管材料强度削弱系数 补强区有效宽度 B 接管有效内伸长度 h2 壳体多余金属面积 A1 计

1.8 0 112.6 15.01 7.372

mm

0.33
fr 0.687

mm

mm mm mm
2

225.2 0 360.4 36

mm mm mm2 mm2 mm2

开孔削弱所需的补强面积A 202.8

mm2 补强区内的焊缝面积 A3 mm2 A-(A1+A2+A3)

A1+A2+A3=403.7 mm2 ,大于A,不需另加补强。 大于A 不需另加补强。 结论: 补强满足要求,不需另加补强。 补强满足要求,不需另加补强。

4、管道设计
4.1 管子选型
(1) 材料——综合考虑设计温度、压力以及腐蚀性(包括氢腐蚀) ,本装置主管道选择 20g 无缝钢管,理由如下: ①腐蚀性——本生产装置原料甲醇、导热油对材料无特殊腐蚀性;产品氢气对产品 可能产生氢腐蚀,但研究表明碳钢在 220℃以下氢腐蚀反应速度极慢,而且氢分压不超 过 1.4MPa 时,不管温度有多高,都不会发生严重的氢腐蚀。本装置中临氢部分最高工作 温度为 300℃,虽然超过 220℃,但转化气中氢气的分压远低于 1.4MPa。所以 20g 无缝 钢管符合抗腐蚀要求。 ②温度——20g 无缝钢管的最高工作温度可达 475℃,温度符合要求。 ③经济性——20g 无缝钢管属于碳钢管,投资成本和运行维护均较低。 二氧化碳用于食品,其管道选用不锈钢。 (2) 管子的规格尺寸的确定及必要的保温层设计 ①导热油管道的规格和保温结构的确定 流量 qv =110035.3Kg/h=0.028m3/s 流速范围 0.5~2.0m/s 取为 2.0m/s 则 Di=

4qv =133.5mm πu


壁厚 t=

2[σ ] φ ? p i
t

pi D

0.32 × 133.5 =0.267mm 2 × 100 × 0.8 ? 0.32 0 .3 =3 100

Sch.x=1000×

[σ ]

p

=1000×

查表应选用 Sch.5 系列得管子 故选择 RO0101、RO0102、RO0103、RO0104 管道规格为φ159×4.5 无缝钢管 流速校正 u=

4 qv =1.584m/s πD 2

保温层计算: 管道外表面温度 T0=320,环境年平均温度 Ta=20℃,年平均风速为 2m/s,采用岩 3 棉管壳保温,保温结构单位造价为 750 元/m ,贷款计息年数为 5 年,复利率为 10%,热 6 价为 10 元/10 kJ. 设保温层外表面温度为 30℃,岩棉在使用温度下的导热系数为

λ = 0.042 + 0.00018 × ?
表面放热系数为

? 320 + 30 ? ? 70 ? = 0.0609W/(m.K), 2 ? ?

α s = 1.163 6 + 3 ω = 1.163 6 + 3 2 = 12 W/(m2.K)
保温工程投资偿还年分摊率 S=

(

)

(

)

0.1 × (1 + 0.1)

5

(1 + 0.1)5 ? 1

=0.264

计算经济保温层经济厚度

D1 ln

P λt (T0 ? Ta ) 2λ D1 = 3.795 × 10 ?3 H ? D0 PT S αS
= 3.795 × 10
?3

10 × 0.0609 × 8000 × (320 ? 20) 2 × 0.0609 ? = 0.316 750 × 0.264 12

查表得保温层厚度δ=107mm. 计算保温后的散热量

q=

2π (T0 ? Ta ) 2 × 3.14 × (320 ? 20 ) = =131.244W/m 1 0.159 + 0.212 2 × 0.0609 1 D1 2 ln + ln + 0.159 0.371 × 12 λ D0 D1α S 0.0609
q 131.244 + Ta = + 20 =29.4℃ πD1α s π × 0.371 × 12

计算保温后表面温度 Ts =

计算出来的表面温度 29.4℃略低于最初计算导热系数是假设的表面温度 30℃,故δ =107mm 的保温层可以满足工程要求. ②甲醇原料管道的规格 流量 qv =1013.479Kg/h=0.00036m3/s 一般吸水管中流速 u1 =1m/s,出水管中流 速 u2=1.8m/s 则 Di=

4qv =21.4mm /15.96mm πu

故选择 PL0101 管道规格为φ25×2 无缝钢管 选择 PL0102 管道规格为φ20×2 无缝钢管 流速校正 u1=

4 qv 4 qv =1.04m/s,合适 u2= =1.79m/s 2 πD πD 2

③脱盐水原料管道的规格 流量 qv =855.123Kg/h=0.00024m3/s 计算过程同上 选择 DNW0101 管道规格为φ22×2 无缝钢管 选择 DNW0102 管道规格为φ18×2 无缝钢管 流速校正 u1=

4 qv =0.943m/s πD 2

u 2=

4 qv =1.56m/s πD 2

④甲醇水混合后原料管道的规格 流量 qv =1868.802Kg/h=0.00060m3/s 计算过程同上 选择 PL0103 管道规格为φ32×2 无缝钢管 选择 PL0104 、PL0105 管道规格为φ25×2 无缝钢管 流速校正 u1=

4 qv =0.974m/s πD 2

u 2=

4 qv =1.732m/s πD 2

⑤吸收液碳酸丙烯酯管道的规格 流量 qv =42000Kg/h=0.0012m3/s 计算过程同上 选择 PL0106 管道规格为φ48×4 无缝钢管 选择 PL0107 、PL0108 管道规格为φ38×3 无缝钢管

流速校正 u1=

4 qv =0.962m/s πD 2

u 2=

4 qv =1.39m/s πD 2

⑥冷却水管道的规格 流量 qv =95465Kg/h=0.027m3/s 计算过程同上 选择 CWS0101 管道规格为φ159×4.5 无缝钢管 选择 CWS0102 、CWR0101 管道规格为φ133×4 无缝钢管 流速校正 u1=

4 qv =1.5m/s πD 2

u2=

4 qv =2.2m/s πD 2

⑦PG0101、PG0102、PG0103、PG0104 混合气管道的规格 流量 qv =1868.802Kg/h=0.043m3/s 计算过程同上 200℃:壁厚 t=

2[σ ] φ ? p i
t

pi D



1.6 × 80 =0.656mm 2 × 123 × 0.8 ? 1.6 1.6 × 80 =0.8mm 2 × 101 × 0.8 ? 1.6

300℃:壁厚 t=

2[σ ] φ ? p i
t

pi D



选择 PG0101、PG0102、PG0103、PG0104 管道规格为φ89×4.5 无缝钢管 流速校正 u1=

4 qv =8.55m/s πD 2

⑧其它管道规格尺寸 选择 PG0105 管道规格为φ73×4 PG0106 管道规格为φ89×4.5 PG0107 管道规格为φ89×4.5 PL0109 管道规格为φ32×4 类似以上管道规格的计算过程,将本工艺所有主要管道工艺参数结果汇总于下表: 序 号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 所在管道编号 PG0106-80M1B PG0101-80M1B PG0102-80M1B-H PG0103-80M1B PG0104-80M1B-H PG0105-65M1B RO0101-150L1B-H RO0102-150L1B-H RO0103-150L1B-H RO0104-150L1B-H PL0101-20L1B PL0102-15L1B PL0103-32L1B PL0104-20M1B PL0105-20M1B PL0106-40L1B PL0107-32L1B
管内介质 氢气 甲醇 54.5% 水 45.5% H2 10% CO2 73% H2O 17% H212% CO288% 导热油 导热油 导热油 导热油 甲醇 甲醇 原料液 原料液 原料液 吸收液 吸收液 0.6 0.6 0.6 0.6 常压 常压 常压 1.6 1.6 0.4 0.4 1.6 设计 压力 设计 温度 50 200 300 300 200 50 320 320 320 320 50 50 50 50 200 50 50

流量 187.5 1869 1869 1869 1869 1553 110035 110035 110035 110035 1013.5 1013.5 1869 1869 1869 4200 4200

状态 气相 气相 气相 气相 气相 气相 液相 液相 液相 液相 液相 液相 液相 液相 液相 液相 液相

流 速 8.2 8.6 8.6 8.6 8.6 5.4 1.6 1.6 1.6 1.6 1.0 1.8 1.0 1.7 1.7 1.0 1.4

公称 直径

材料 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g 20g

80 80 80 80 80 65 150 150 150 150 20 15 32 20 20 40 32

18 19 20 21 22 23 24 25

PL0108-32L1B DNW0101-20L1B DNW0102-15L1B CWS0101-150L1B CWS0102-125L1B CWR0101-125L1B PG0107-80L1B PL0109-20M1B

吸收液 脱盐水 脱盐水 冷却水 冷却水 冷却水
食品二氧化碳

0.4 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.4 1.6

50 50 50 50 50 80 50 50

42000 855 855 95465 95465 95465 1366 280

液相 液相 液相 液相 液相 液相 气相 液相

1.4 0.9 1.6 1.5 2.2 2.2 11 0.3

32 20 15 150 125 125 80 20

20g 20g 20g 镀锌管 镀锌管 镀锌管
0Cr18Ni9

工艺冷凝水

20g

4.2 泵的选型
整个系统有五处需要用泵:1.原料水输送计量泵 P0101 2.原料甲醇输送计量泵 P0102 3.混合原料计量泵 P0103 4. 吸收液用泵 P0104 5. 冷却水用泵 P0105 (1) 甲醇计量泵 P0102 选型 已知条件:甲醇正常投料量为 1013.479kg/h。温度为 25℃。密度为 0.807kg/L;操作情况为 泵从甲醇储槽中吸入甲醇,送入原料液储罐,与水混合 工艺所需正常的体积流量为:1013.479/0.807=1255.86L/h 泵的流量 Q=1.05×1255.86=1318.65L/h 工艺估算所需扬程 80m,泵的扬程 H=1.1×80=88m 6 折合程计量泵的压力:P= ρ gh=807×9.81×88/10 =0.697MPa 泵的选型:查表得,JD1600/0.8 型计量泵的流量为 1600L/h,压力 0.8MPa,转速 115r/min, 电机功率 2.2KW,满足要求 (2) 纯水计量泵 P0101 选型 已知条件:水的正常投料量为 855.123kg/h。温度为 25℃。密度为 0.997kg/L;操作情况为 泵从纯水储槽中吸入水,送入原料液储罐,与甲醇混合 工艺所需正常的体积流量为:855.123/0.997=857.70L/h 泵的流量 Q=1.05×857.70=900.58L/h 工艺估算所需扬程 80m,泵的扬程 H=1.1×80=88m 6 折合程计量泵的压力:P= ρ gh=997×9.81×88/10 =0.861MPa 泵的选型:查表得,JD1000/1.3 型计量泵的流量为 1000L/h,压力 1.3MPa,转速 115r/min, 电机功率 2.2KW,满足要求 (3) 混合原料计量泵 P0103 选型 已知条件:原料的正常投料量为 1868.802kg/h。温度为 25℃。密度为 0.860kg/L;操作情况 为泵从原料液储槽 V0101 中吸入原料,送入预热器 E0101 工艺所需正常的体积流量为:1868.802/0.860=2173.03L/h 泵的流量 Q=1.05×2173.03=2281.68L/h 工艺估算所需扬程 80m,泵的扬程 H=1.1×80=88m 6 折合程计量泵的压力:P= ρ gh=860×9.81×88/10 =0.742MPa 泵的选型:查表得,JD2500/0.8 型计量泵的流量为 2500L/h,压力 0.8MPa,转速 115r/min, 电机功率 2.2KW,满足要求 (4). 吸收液用泵 P0104 3 已知条件:①吸收液的输送温度 25℃,密度 760Kg/m .泵的正常流量为 4200kg/h ②操作情况,泵从吸收液储槽中吸入吸收液,送入 T0102 中,再回解析塔解析出 CO2,循环使用.

确定泵的流量及扬程 3 工艺所需的正常体积流量为 4200/1000=4.20 m /h 3 泵的流量取正常流量的 1.05 倍:Q=1.05×4.20=4.41 m /h 所需工艺泵的扬程估算:因水槽和冷却器液面均为大气压,故估算扬程只需考虑最严格条件 下的进出管道阻力损失和位高差,约为 35m. 泵的扬程取 1.1 倍的安全裕度:H=1.1×35=38.5 水泵选型,选用离心式水泵 3 查表得,40W-40 型水泵最佳工况点:扬程 40m,流量 5.4 m /h,转速 2900r/min,电机功 率为 4.0KW。选用该型号泵较合适。 (5).冷却水用泵 P0105 3 已知条件:①水的输送温度 25℃,密度 997Kg/m .泵的正常流量为 95465kg/h ②操作情况,泵从水槽中吸入水,送入冷凝器 E0103 中换热,再冷却送回水槽,循 环使用. 确定泵的流量及扬程 3 工艺所需的正常体积流量为 95465/997=95.75 m /h 3 泵的流量取正常流量的 1.05 倍:Q=1.05×95.75=100.54 m /h 所需工艺泵的扬程估算:因水槽和冷却器液面均为大气压,故估算扬程只需考虑最严格条件 下的进出管道阻力损失和位高差,约为 35m. 泵的扬程取 1.1 倍的安全裕度:H=1.1×35=38.5 水泵选型,选用离心式水泵 3 查表得,IS100-65-200 型水泵最佳工况点:扬程 47m,流量 120 m /h,转速 2900r/min, 轴功率 19.9KW,电机功率为 22KW,效率 77%。允许气蚀余量 4.8m,选用该型号泵较合 适。

4.3 阀门选型
从工艺流程图可以知道需用阀门的设计压力、 设计温度和接触的介质特性, 据此数据选 择阀门的压力等级和型式,汇总于下表: 阀门选型 连接形 式 法兰 法兰 法兰 法兰 法兰 法兰、 螺纹 法兰、 螺纹 螺纹 阀门型号 闸阀:Z41H-1.6C 等,截止 阀:J41H-1.6C 闸阀: Z41H-1.6C、 Z41Y-1.6C 等,截止阀:J41H-1.6C 等 闸阀:Z41H-1.6C、 Z41Y-1.6C、Z15W-1.0K(螺 纹)等,截止阀:J41H-1.6C 等 止回阀:H41H-1.6 Z15W-1.0T 闸阀:Z41H-1.6C 等,截止

序 号 1 2 3 4 5 6 7 8

所在管道编号

管内 介质 氢气 导热油 导热油 甲醇 甲醇 原料液 脱盐水 食品二

设计 压力 1.6 0.3 0.3 常压 常压 常压 0.3 0.4

设计 温度 50 320 320 50 50 50 50 50

公称 直径 80 150 150 20 15 32 20 80

PG0106-80M1B RO0101-150L1B-H RO0104-150L1B-H PL0101-20L1B PL0102-15L1B PL0103-32L1B DNW0101-20L1B PG0107-80L1B

氧化碳 9 10 PL0107-32L1B PL0109-20M1B 吸收液 工艺冷 凝水 0.4 1.6 50 50 32 20 法兰、 螺纹 法兰

阀:J41H-1.6C 等 闸阀: Z15W-1.0T 止回阀: H41H-1.6 Z15W-1.0T

4.4

管道法兰选型

根据各管道的工作压力、工作温度、介质特性和与之连接的设备、机器的接管和阀门等 管件、附件的连接型式和尺寸等依据选择法兰,将本工艺管道的有关参数汇总于下表: 阀门公 称压力 等级 2.5 80 4.0 法兰选型 法兰类 型 密封面 型式 公称压 力等级 2.5 4.0

序 号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

所在管道编号 PG0106-80M1B PG0101-80M1B PG0102-80M1B-H PG0103-80M1B PG0104-80M1B-H PG0105-65M1B RO0101-150L1B-H RO0102-150L1B-H RO0103-150L1B-H RO0104-150L1B-H PL0101-20L1B PL0102-15L1B PL0103-32L1B PL0104-20M1B PL0105-20M1B PL0106-40L1B PL0107-32L1B PL0108-32L1B DNW0101-20L1B DNW0102-15L1B CWS0101-150L1B CWS0102-125L1B CWR0101-125L1B PG0107-80L1B PL0109-20M1B

管内介质

设计 压力

设计 温度 50 200

公称 直径

氢气

混合气体

1.6

300 300 200 50

65

导热油 导热油 导热油 导热油 甲醇 甲醇 原料液 原料液 原料液 吸收液 吸收液 吸收液 脱盐水 脱盐水 冷却水 冷却水 冷却水
食品二氧化碳

0.3 0.3 0.3 0.3 常压 常压 常压 1.6 1.6 0.4 0.4 0.4 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.4 1.6

320 320 320 320 50 50 50 50 200 50 50 50 50 50 50 50 80 50 50

150 2.5 20 15 32 20 20 40 32 32 20 15 150 125 125 80 20 1.0 1.6 凹凸面 突面 1.0 1.6 1.0 突面 1.0 1.0 1.0 带颈平 焊法兰 凹凸面 2.5

工艺冷凝水

5、反应器控制方案设计 、
1. 被控参数选择
化学反应的控制指标主要是转化率、产量、收率、主要产品的含量和产物分布等,温度 与上述这些指标关系密切,又容易测量,所以选择温度作为反应器控制中的被控变量 以进口温度为被控变量的单回路控制系统设计

2. 控制参数选择
影响反应器温度的因素主要有:甲醇水混合气的流量、导热油的流量。混合气直接进入 干燥器,滞后最小,对于反应温度的校正作用最灵敏,但混合气的流量是生产负荷,是 保证产品氢气量的直接参数,作为控制参数工艺上不合理。所以选择导热油流量作为控 制参数。

3. 过程检测仪表的选用
根据生产工艺和用户的要求,选用电动单元组合仪表(DDZ-Ⅲ型) ①测温元件及变送器 被控温度在 500℃以下,选用铂热电阻温度计。为了提高检 测精确度,应用三线制接法,并配用 DDZ-Ⅲ型热电阻温度变送器 ②调节阀 根据生产工艺安全原则,若温度太高,将可能导致反应器内温度过高, 引起设备破坏、催化剂破坏等等,所以选择气开形式的调节阀;根据过程特性与控制要求选 用对数流量特形的调节阀;根据被控介质流量选择调节阀公称直径和阀芯直径的具体尺寸。 ③调节器 根据过程特性与工艺要求,选择 PID 控制规律;根据构成系统负反馈的 原则,确定调节器正、反作用。

4. 温度控制系统流程图及其控制系统方框图

温度控制系统流程图

控制系统方框图

5. 调节器参数整定
经验试凑:对于温度控制系统,一般取δ=20~60%,T1=3~10min,TD=T1/4 也可用临界比例度法或衰减曲线法进行参数整定

参考文献: 1.黄振仁,魏新利,过程装备成套技术指南【M】 。北京:化学工业出版社,2001 2.黄振仁,魏新利,过程装备成套技术,北京:化学工业出版社,2000 3.国家医药管理局上海医药设计院【M】 ,化学工业设计手册(下册) ,北京:化学工业出版 社,1996 4.石油化学工业部化工设计院,氮肥工艺设计手册(理论数据分册) ,北京:石油化学工业 出版社,1996 5.时钧等,化学工程手册(1.化工基础数据) 【M】 。北京:化学工业出版社 6.石油和化学工业设备设计手册,标准零部件,全国化工设备设计技术中心站 7.GB150-1998《钢制压力容器》 8.GB151-1999《管壳式换热器》 9.JB/T4710-2005《钢制塔式容器》 10.JB/T470-4707-2000《压力容器法兰》 11.HG20592-20635-1997《钢制管法兰、垫片、紧固件》 12.JB/T4746-2002《钢制压力容器用封头》 13.JB/T4713-1992《腿式支座》 14.JB/T4724-1992《支撑式支座》 15.JB/T4725-1992《耳式支座》 16.GB16749-1997《波形膨胀节》 17.HG/T20668-2000《化工设备设计文件编制规定》 18.TCED41002-2000《化工设备图样技术要求》 19.JB4708-2000《钢制压力容器焊接工艺规程》 20.JB/T4709-2000《钢制压力容器焊接规程》 21.JB4730-2005《压力容器无损检测》 22.JB/T4711-2003《压力容器涂敷与运输包装》 23.HG20580-1998《钢制化工容器设计基础规定》 24.HG20581-1998《钢制化工容器设材料选用规定》 25.HG20582-1998《钢制化工容器强度计算规定》 26.HG20583-1998《钢制化工容器结构设计规定》 27.HG20584-1998《钢制化工容器制造技术要求》


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