30萬噸年丙烷脫氫制丙烯生產(chǎn)項目4-反應器設計說明書

30萬噸年丙烷脫氫制丙烯生產(chǎn)項目

反應器設計說明書卩r:卩r:T30萬噸PDH30萬噸PDH項目反應器設計說明書#目錄TOC\o"1-5"\h\z第一章脫氫反應器的設計31.1反應器類型的選擇31.2反應器結(jié)構的選擇41.2.1反應器流型的確定4反應器結(jié)構簡介71.3催化劑的選擇71.4反應動力學分析91.4.1反應方程式91.4.2反應歷程91.4.3反應動力學方程9反應熱力學分析101.5.1氣體熱容10反應熱11反應條件的選擇111.6.1溫度11壓力12空速12氫烴比131.7基于Comsol的反應器尺寸設計161.7.1反應體積的確定161.7.2反應器尺寸的設計181.7.3分析總結(jié)251.8反應器結(jié)構設計251.8.1扇形筒設計251.8.2殼體壁厚設計261.8.3中心管設計271.8.4催化劑管道設計271.8.5封頭設計271.8.6使流體均勻分布的結(jié)構設計281.8.7催化劑封的設計281.8.8防止催化劑顆粒吹入分流、集流流道的措施281.9反應器結(jié)構校核291.10催化劑再生391.10.1催化劑失活機理391.10.2催化劑燒焦再生401.11反應器尺寸和工藝參數(shù)41第二章選擇加氫反應器422.1反應方程式422.2反應器類型的選定422.3催化劑的選擇432.4動力學分析432.5反應熱力學分析44反應體積的確定44反應器結(jié)構設計47反應器結(jié)構校核48參考文獻67第一章脫氫反應器的設計反應器類型的選擇丙烷脫氫反應是常見的氣固催化反應，工業(yè)上一般選用的氣固催化反應器有固定床和移動床、流化床三大類，氣體流經(jīng)固定不動的催化劑床層進行反應裝置稱為固定床反應器；催化劑可以在反應器內(nèi)移動，連續(xù)進出反應器，反應氣體以近似于平推流的方式連續(xù)與固體催化劑接觸反應的稱為移動床反應器；流體以較高速通過催化劑床層，帶動床內(nèi)固體顆粒運動，使之懸浮在流動的主體流中進行反應的裝置稱為流化床反應器。表1-1各反應器的優(yōu)缺點優(yōu)點缺點優(yōu)點移動床反

應器溫度難以控制，影響轉(zhuǎn)化率,級間加熱的方式如果控制不好，對選擇性影響很大。移動床反

應器溫度難以控制，影響轉(zhuǎn)化率,級間加熱的方式如果控制不好，對選擇性影響很大。操作過程中催化劑不能更換，反應器成本較高。反應均勻穩(wěn)定，催化劑的活性和反應溫度不隨反應時間的推移而改變，保證產(chǎn)品組成始終恒定催化劑用量少且無磨損固定床反②返混小，流體同催化劑可進行有效接觸,應器當反應伴有串聯(lián)副反應時可得較高選擇性。結(jié)構簡單。流化床反

應器流化床反

應器流固相界面積大，有利于非均相反應的進行，提咼了催化劑的利用率。由于顆粒在床內(nèi)混合激烈，使顆粒在全床內(nèi)的溫度和濃度均勻一致，床層與內(nèi)浸換熱表面間的傳熱系數(shù)很高，全床熱容量大，熱穩(wěn)定性高，這些都有利于強放熱反應的等溫操作。催化劑顆粒間相互劇烈碰撞，造成催化劑的損失和除塵的困難。由于固體顆粒的磨蝕作用，管子和容器的磨損嚴重。丙烷脫氫這一技術面臨的主要問題之一就是催化劑的結(jié)焦失活：該反應在熱力學上是一個分子數(shù)增加、強吸熱(124.27kJ/mol)的可逆反應。為了使反應向脫氫方向進行，需要提高反應溫度和降低反應器中的壓力。但是在高溫下，C-C鍵裂解反應在熱力學上比C-H鍵裂解更有利，從而加劇了碳在催化劑表面沉積導致催化劑失活。若采用固定床反應器就不得不頻繁切換，這既降低了熱利用率又使系統(tǒng)復雜化；而且固定床反應器屬于間歇式操作，從安全角度上講，間歇式操作必須周期性地進行反應器的切換，對裝置設計的安全系數(shù)要求比較高，否則難以經(jīng)受中間催化劑反應一再生系統(tǒng)的切換操作中產(chǎn)生的應力變化。而移動床反應器反應部分以完全連續(xù)化方式運行，反應均勻穩(wěn)定，催化劑可以在反應器內(nèi)移動,連續(xù)進出反應器，活性和反應溫度不隨反應時間的推移而改變，這樣可以保證產(chǎn)品組成始終恒定。從裝置結(jié)構上，連續(xù)式操作省去了周期性切換操作所必需的大型閥門和相關的自動化控制系統(tǒng)，只需要將一些小型控制閥門安裝在再生器管路上，極大程度上減少了操作人員和維修人員的工作量。與同屬連續(xù)性操作的流化床相比其催化劑的循環(huán)速率要遠小于流化床反應器，反應氣體以近似于平推流的方式連續(xù)與固體催化劑接觸，催化劑磨損較小。據(jù)此，本工藝采用移動床反應器。反應器結(jié)構的選擇1.2.1反應器流型的確定在移動床中，根據(jù)固體和流體相對運動方向的不同又可分為逆流、并流和錯流式移動床，即固體顆粒靠自身重力向下移動時，流體與之進行逆流、并流或錯流流動（圖1-1）。圖1-1移動床內(nèi)氣固流動方式其中前兩種稱為軸向反應器，錯流移動床稱為徑向移動床，理論和實踐證明與軸向流反應器相比，徑向流反應器具有以下優(yōu)點：（1）阻力小。由于氣體徑向流動，流過床層的路徑比軸向反應器短得多，通氣截面積大，氣體線速度小。在床層體積一定時，流體流過床層的壓降正比于流道距離L的2?3次方，因此徑向床層阻力很小。（2）空速大。由于阻力小可以采用高空速操作，且在高空速下仍可達到較高的轉(zhuǎn)化率，提高設備的生產(chǎn)能力。（3）可使用小顆粒催化劑。由于阻力小，允許使用小顆粒催化劑，減少了粒內(nèi)傳遞過程對宏觀反應速率的影響，提高催化劑粒內(nèi)效率因子。對于徑向移動床反應器，反應氣從分流管入口進入反應器，經(jīng)開孔壁面橫穿床層后，從集流管出口流出。根據(jù)流體流入、流出中心管可分為向心流（CP）和離心流（CF）,根據(jù)入口和出口方向又可分為z型和n型，方向相同為z型,相反則為n型，因而，徑向移動床反應器反應物流的流動結(jié)構共可分為四種流動形式，分別為CP-z、CP-n、CF-z及CF-n型，如圖1-2所示。115“半離心淹動th）（型向心流動TII115“半離心淹動th）（型向心流動TII科離心詭審向II型向心廊動圖1-2徑向反應器的流動結(jié)構由于氣體向心流動時所允許的臨界氣體流量大于離心流動時所允許的臨界氣體流量，因此，移動床徑向反應器一般采用向心流動的形式。對流體的變質(zhì)量流動過程采用修正的動量方程來描述分集流流道的流體力學行為。修正的動量方程形式為：坐+2Kpu叫土業(yè)=0,i=1,2（1-1）dzgidz2De式中，p為主流道內(nèi)的壓力，Pa；z為與主流流道流動方向一致的軸向坐標，im；u.為主流道中的氣體流速，m/s；De為主流道水力學直徑，m；pg為氣體密度，kg/m3；K為動量交換系數(shù)，需實驗測定；；為氣體流動摩擦阻力系數(shù)。式中，

帶“土”項中“+”表示分流流動，“-”表示集流流動。布氣管過孔壓降關聯(lián)式為：Ap乂空g（1-2）h2式（1-2）中，匚為實驗測定的過孔壓降系數(shù)。修正的動量方程式（1-1）說明了主流道中流體壓力的沿程變化與流體速度變化之間的定量關系，即主流道中的壓力變化是由流體的動壓變化和摩擦阻力損失引起的。對于分流流動，流體流速因側(cè)向分流而不斷減小，使流體的動壓不斷轉(zhuǎn)化為靜壓，從而造成流體壓力沿流動方向不斷增大；而對于集流流動，由于流體不斷從側(cè)向補進使流速不斷增大，動壓的不斷增大需消耗體系的靜壓，從而造成流體壓力沿流動方向不斷減小。而摩擦阻力對壓力的影響是單調(diào)的，即摩擦阻力損失總是使流體壓力沿流動方向不斷下降。對于脫氫反應器，由于主流道中流體的動壓交換對壓力變化的影響遠大于流動摩擦阻力的影響，兩者疊加的結(jié)果使變質(zhì)量流的分流流動的壓力沿程增大，而使集流流動的壓力沿流動方向下降較快（與恒質(zhì)量流壓力變化相比）。徐承恩等人利用式（1-1）模擬計算徑向反應器向心n型和向心z型兩種情況，可得到圖1-2的結(jié)果。由圖可以看出，向心n型流動時兩主流道之間的壓力差分布要比向心z型時均勻得多。由于兩主流道之間的壓差也是由催化劑床層壓降及氣流過孔壓降組成的，均勻的兩主流道壓差分布即意味著均勻的反應氣流軸向分布，因此對軸向均勻布氣而言，向心n型流動優(yōu)于向心z型流動。劇何&劇何&圖1-3流型比較綜上所述，本設計中，反應器選取流型為向心n型。1.2.2反應器結(jié)構簡介我們最終確定使用的反應器主體結(jié)構一般如圖所示，主要由主流道、催化劑床層和氣流分布孔道組成，其中主流道又有分流流道和集流流道之分，而反應床層位于兩流道之間。反應器氣從分流管入口進入反應器，經(jīng)扇形管進入催化劑床層反應后，從集流出口流出。催化劑顆粒由上部料斗流入，由于顆粒處于密集堆積狀態(tài)，在重力作用下，催化劑顆粒呈平推流流動。達到床層底部的催化劑顆粒通過下料裝置中的閥門進入再生器中再生，再生后的催化劑顆粒再次通過提升管送入反應器中形成循環(huán)，此處，通過調(diào)節(jié)下料裝置中的閥門可以控制催化劑的顆粒循環(huán)量。%畢出口護匕弓11圖1-4反應器結(jié)構示意圖催化劑的選擇由于丙烷分子比較穩(wěn)定，丙烷脫氫反應需要使用催化劑，常用的催化劑主要有兩個體系：Pt系催化劑體系和Cr系催化劑體系。目前已經(jīng)工業(yè)化或者半工業(yè)化的丙烷脫氫工藝均是使用的這兩類催化劑。Cr2O3-Al2O3催化劑具有很好的丙烷脫氫活性，美國UOP公司于上世紀30年代在小分子烷烴脫氫工業(yè)化裝置上最先使用該催化劑。20世紀40年代初，美國空氣和化學品公司也開始使用鉻系催化劑，與鉑系列催化劑相比，國內(nèi)外文獻對Cr2O3-Al2O3催化劑用于丙烷催化脫氫制丙烯的報道比較少，在該催化劑的制備過程中，Cr前體不同，制得的催化劑的性能不同。在反應過程中，會涉及反應物與Cr2O3-Al2O3催化劑之間的電子轉(zhuǎn)移，催化劑的活性與選擇性和該催化劑中Cr離子的價態(tài)變化有很大關系。此類催化劑活性不穩(wěn)定，而且催化劑中的Cr組分是重金屬，對環(huán)境有污染，使此類催化劑的使用受限制。研究發(fā)現(xiàn)少量的Pt分散到具有高比表面積的ai2o3載體上就具有較高的脫氫活性。這類催化劑的初活性高，但失活速率快，反應選擇性差，氫解等副反應多。Pt失活主要由積碳和鉑粒子燒結(jié)所引起。積碳對金屬產(chǎn)生封閉作用，同時阻塞載體孔道，使催化劑失活；晶粒燒結(jié)會引起金屬分散度降低，從而降低催化劑的活性和選擇性。為了提高鉑催化劑的穩(wěn)定性和選擇性，需要對催化劑進行改性，提高催化劑抗積碳和燒結(jié)的能力。目前對鉑催化劑進行改性的主要途徑有助劑的加入，改變催化劑載體和催化劑的制備方法等。其中Sn助劑的加入可以較大幅度地提高Pt催化劑的脫氫性能，現(xiàn)在已經(jīng)工業(yè)化的Pt催化劑就是Pt-Sn催化劑。對Sn助劑所起的作用，研究者曾經(jīng)提出了“幾何效應”的觀點對其進行解釋?！皫缀涡闭J為Sn助劑對催化劑性能的改善是因為Sn將催化劑表面上的大鉑原子簇分割為較小的鉑原子簇，這樣阻斷了碳氫化合物分子在鉑表面發(fā)生多點吸附，從而減少了氫解和積碳反應的發(fā)生，因為氫解和積碳反應是結(jié)構敏感反應需要較大的鉑原子簇。助劑的另一作用是錫的加入可以在一定程度上毒化氧化鋁表面的強酸性位點，減少脫氫過程中烷烴的裂解和異構化反應。此外，錫的存在可以大幅度提高催化劑表面的化學吸附氫，主要是溢流氫。溢流氫對催化劑活性的維持和提高催化劑的消碳能力具有積極作用。本項目設計采用UOP公司提供的PtSn-Al2O3催化劑，具體參數(shù)如下：表1-2催化劑理化性質(zhì)催化劑顆粒形狀

球形Pt分散度催化劑顆粒直徑BET比表面積比孔容47.3%5mmPt催化劑顆粒形狀

球形Pt分散度催化劑顆粒直徑BET比表面積比孔容47.3%5mmPt顆粒粒徑2.4nm56.6m2/gPt質(zhì)量分數(shù)0.5%0.25m3/gSn質(zhì)量分數(shù)1.5%反應動力學分析反應方程式主反應：TOC\o"1-5"\h\z丙烷脫氫生產(chǎn)丙烯：CHCH+H（1-1）38362副反應：丙烷裂解生成乙烯、甲烷：CHCH+CH（1-2）38244乙烯加氫生成乙烷：CH+HCH（1-3）24226丙烷脫氫生成丙炔、丙二烯、氫氣：CHCH+2H（1-4）383421.4.2反應歷程丙院脫氫符合LHHW動力學機理，丙院在Pt表面直接解離吸附，兩步脫氫生成丙稀，然后丙烯和氫氣脫附至氣相：CH+2*CH*+H*TOC\o"1-5"\h\z3837CH+*CH*+H*37362H*二H+2*2CH*CH+*3636*為活性吸附位。1.4.3反應動力學方程丙烷在各種催化劑上的脫氫機理已有報道。Jackson等人用同位素示蹤技術研究了Cr催化劑上的丙烷脫氫機理，發(fā)現(xiàn)反應的速率控制步驟是丙基上卩氫的脫除。Biloen等人在研究Pt和Pt-Au合金催化劑上的丙烷脫氫時也發(fā)現(xiàn)，丙基

脫除卩氫生成與金屬呈二鍵結(jié)合的丙烯這一步為反應的速率控制步驟。Suzuki等人在研究丙烷在K修飾的Cr催化劑上的脫氫時得出，反應的速率控制步驟為吸附的丙烷的脫氫過程。對于丙烷在不同催化劑上的脫氫反應，研究者普遍認為丙烷在催化劑表面的脫氫過程是反應的速率控制步驟。李慶［1］等人假設丙烷兩步脫氫并同時考慮丙烷和氫氣為強吸附，第一步脫氫是速率控制步驟并且忽略表面物種CH的覆蓋度，得到反應動力學方程為:37主反應：r=1k(p—pp/K)主反應：r=11C3H8C3H6H2(1+Kp+K0.5p0.5)32CH3H362丙烯裂解：r=kP22C3H8參數(shù)乙烷加氫：參數(shù)乙烷加氫：r=kPP33C2H4H2表1-3丙烷脫氫動力學的模型參數(shù)數(shù)值&置信區(qū)間(置信水平，95%)k=1.4e—1土2.5e—2(mmol/(s-g-atm))10Ea=44.7土16.9(kJ/mol)1k=1.0e—3土4.8e—5(mmol/(s-g-atm))20Ea=104.8土9.9(kJ/mol)2k=2.36e—4(mmol/(min-g-atm))20Ea=154.54(kJ/mol)3K=2.9土0.6(atm-1)20AH=94.3土37.9(kJ/mol)2K=2.4e—1土1.5e—1(atm-1)30AH=238.9土58.7(kJ/mol)3反應熱力學分析1.5.1氣體熱容經(jīng)過查閱文獻資料［2］，根據(jù)熱容方程系數(shù)確定各氣體的熱容(J-mol—1-K—1)方程如下：

c=29.062-0.820x10-2T+1.9903x10-6T2pH2c=25.360+168.678x10-4T+713.121x10-7T2—408.371x10-10T3pCH4c=3.798+156.498x10-3T—834.666x10-7T2+175.615x10-10T3pC2H4c=5.084+225.639x10-3T—999.265x10-7T2+133.106x10-10T3pC3H6c=—5.338+310.239x10-3T—164.640x10-7T2+346.908x10-10T3pC3H8c=8.181+161.465x10-3T-400.710x10-7T2+694.209x10-10T3pC2H61.5.2反應熱丙烷脫氫及裂解反應在25°C時反應熱為:AH=124.47kJ/AH=124.47kJ/molr1AH=81.40kJ/molr2AH=-136.98kJ/molr338362CHTCH+CH38424CH+HTCH24226反應熱隨溫度的變化可由基爾霍夫公式表示：dAH0rm=Ac0dTrpm=工vc0(B)BpmBAH0(T)=AH+JtAc0dTrmr0298.15rpm=AH+(AaT+A^BT2+A^cT3+A^dT4)

r0r234則最終得到的主要反應熱表達式為：AH(T)=116.0754+39.484x10-3T-46.4x10-6T2+222.346x10-10T3-53.4505x10-13T4r1AH(T)=75.8671+34.4960x10-3T-68.45x10-6T2+508.3x10-10T3-144.916x10-13T4r2AH(T)=-130.5246-24.6790x10-3T+6.5835x10-6T2+1380177x10-10T3-61.2590x10-13T4r3反應條件的選擇1.6.1溫度丙烷脫氫反應在熱力學上是一個分子數(shù)增加、強吸熱(124.27kJ/mol)的可逆反應。為了使反應向脫氫方向進行，需要提高反應溫度和降低反應器中的壓力。但是在高溫下，丙烯容易發(fā)生深度脫氫，導致選擇性降低，而且在高溫下C-C鍵裂解反應在熱力學上比C-H鍵裂解更有利，從而加劇了碳在催化劑表面沉積導致催化劑失活。圖1-5所示為在一定進料條件下，丙烷脫氫平衡轉(zhuǎn)化率隨溫度的變化。Timeonstream(nin)圖1-5反應轉(zhuǎn)化率和選擇性隨溫度的變化盡管在620°C丙烷的轉(zhuǎn)化率是最高的，但是催化劑的選擇性明顯低于其他幾個溫度下的選擇性，這不利于工業(yè)生產(chǎn)對資源高效利用的原則。因此，620C反應非不是一個理想的反應溫度。然而，在560C反應時丙烷的初始轉(zhuǎn)化率僅為32.8%，丙烷轉(zhuǎn)化率偏低。為了平衡丙烷轉(zhuǎn)化率和丙烯選擇性，反應溫度在580?600C是一個最優(yōu)的選擇。1.6.2壓力丙烷脫氫反應為分子數(shù)增加的反應，低壓有利于提高反應的平衡轉(zhuǎn)化率。由于本工藝所使用的丙烷脫氫工藝流程在UOP公司的Oleflex工藝基礎上設計的,所以丙烷脫氫反應壓力使用與Oleflex工藝相同的2.5bar。1.6.3空速空速是表示單位體積的催化劑在單位時間內(nèi)處理反應物料的能力。在反應溫度為620C的條件下實驗者在微型催化劑評價空速對催化劑的反應性能的影響。

從圖1-4可以看出，對比1500h-i,2250h-i,3000h-i這三個空速條件下，PtSn/Al2O3催化劑的初始丙烷轉(zhuǎn)化率分別為62.6%,60.1%和52.0%。在反應165min中后丙烷的轉(zhuǎn)化率最終降為53.2%，52.2%和42.1%。然而，空速的不同對催化劑的丙烯選擇性影響并不是很明顯。當空速空速增加到3000h-i，獲得了一個相對較低的轉(zhuǎn)化率，從實驗中發(fā)現(xiàn)，在此空速下反應床層壓力上升，而丙烷脫氫制丙烯反應在高壓力下是不利于反應，最終導致丙烷轉(zhuǎn)化率下降較為明顯。因此，在此微型反應器中催化劑反應的最優(yōu)空速應在1500-2250h-i。?1500h''-2250h'T-3000h9095Timeonstteaimmini—208—ED1k—00圖1-6空速對反應的影響1.6.4氫烴比在Oleflex工藝中，丙烷是用氫氣經(jīng)過一定比例稀釋后進入反應器進行反應的。一般，原料中氫氣的加入量是很大的，文獻中對丙烷脫氫推薦氫烴比為1:1?5:1。一方面，氮氣作為稀釋劑能維持催化劑穩(wěn)定，抑制副反應的發(fā)生，減少傕化劑積碳，從而能夠使得丙烷脫氫反應在合適的轉(zhuǎn)化率下獲得較高的選擇性。然而，氫氣作為丙烷脫氫反應的產(chǎn)物之一，加入體系會降低丙烷脫氫反應的速率和轉(zhuǎn)化率，而過低的單程轉(zhuǎn)化率對工藝而言是不經(jīng)濟的，并且大量氫氣的加入會大大增加工藝的分離能耗。所以丙烷脫氫工藝中氫氣的加入量需綜合考慮反應與分離工藝的經(jīng)濟性。為了對丙烷脫氫工藝中氫氣加入量進行分析，研究了不同氫氣加入量對丙烷脫氫反應轉(zhuǎn)化率和選擇性的影響以及對丙烷脫氫體系氫氣分離能耗的影響。在研究氫氣對反應轉(zhuǎn)化率和選擇性的影響時，張琦等人模擬了了不同氫烴比下丙烷脫氫反應，計算反應轉(zhuǎn)化率和選擇性。而在研究氫氣對體系的分離能耗的影響時，模擬了不同氫烴比進料下的反應-氫氣分離過程，根據(jù)模擬結(jié)果對過程進行熱力學分析（熵分析），計算過程的有效能損失和熱力學效率，從而研究不同氮氣加入量對丙烷脫氫體系氫氣分離有效能損耗的影響。①氫氣加入量對丙烷脫氫本身反應的影響使用前文已經(jīng)確定的反應器操作參數(shù),對進料H2/C3H8摩爾比從0.1?10的原料進行脫氫反應模擬，考察反應的丙烷轉(zhuǎn)化率、丙烯選擇性隨不同h2/c3h8摩爾比的變化，結(jié)果如圖1-7所示。圖1-7不同氫氣比例下丙烷脫氫的選擇率和轉(zhuǎn)化率從上圖可以看出，氫氣可以促進反應丙烯的選擇性，但是同時也會抑制反應轉(zhuǎn)化率。在H2/C3H8摩爾比從0.1到10變化時，反應選擇性均在89%以上，而反應轉(zhuǎn)化率則保持在28%到40%之間，其H2/C3H8摩爾比在0.1~3以及6~10時轉(zhuǎn)化率保持在30%以上。以轉(zhuǎn)化率在30%以上，選擇性在88%?90%之間來看,在不考慮催化劑在低氫烴比下穩(wěn)定性因素時，氫烴比可以在一個很寬的范圍內(nèi)進行選擇，對丙烷脫氫工藝單從反應而言都是合適的。②氫氣加入量對反應能耗的影響該課題最對不同氫烴比下進行模擬計算得出的有效能損失和熱力學效率如下：

1WC124￡6&S101151WC124￡6&S10115013345679Q；D11圖1-8不同氫烴比下反應-氫分離過程有效能損失0.4<?點訥3.25詢0.15圖1-9不同氫烴比下反應-氫分離過程熱力學效率從圖1-8和1-9可知，隨著氫氣加入量的增多，工藝有效能損失逐漸增大而且熱力學效率逐漸降低，說明氫氣加入量越大，體系分離出氫氣所消耗的有效能越多，體系能耗越大。從節(jié)約能耗的角度，丙烷脫氫體系氫氣的加入量越小越好。從氫氣對丙烷脫氫反應轉(zhuǎn)化率和選擇性的影響以及氫氣對丙烷脫氫體系氫氣分離能耗的影響兩個方面來看，丙烷脫氫體系中的氫氣加入量越小對丙烷脫氫體系是越有利的。值得注意的是，在他們的討論中，并沒有考慮氫氣對丙烷脫氫催化性能的作用，通常丙烷脫氫所使用的Pt催化劑在不加入氫氣稀釋的條件下催化丙烷脫氫反應其反應轉(zhuǎn)化率很高但是選擇性極低。通常要想丙烷脫氫反應獲得合適的轉(zhuǎn)化率和選擇性，反應必須在氫氣存在的條件下進行，氫氣雖然降低了反應的轉(zhuǎn)化率但是能提高了反應的選擇性，而且氫氣能減少催化劑積碳，使催化劑能長時間的保持良好的選擇性和催化活性。一般來說，不同的催化劑要想保持脫氫反應穩(wěn)定進行，體系中所需要的氫氣加入量是不同的。在以下模擬中選擇1:1氫烴比（摩爾比），這是文獻報道中的下限，此時過程能耗相對較小。綜上所述，我們最終選擇的工藝條件為600°C、2.5bar、H2/C3H8=1。1.7基于Comsol的反應器尺寸設計1.7.1反應體積的確定在進行反應器的設計之前，我們需要確定反應器的尺寸，確定反應器尺寸之前，我們需要確定催化劑床層的體積，因此在反應器選型、催化劑選擇、機理分析、動力學分析、結(jié)構選擇確定之后，我們選取873.15K,壓力0.25MPa,與動力學方程一起運用Comsol反應工程模塊進行模擬。由于第三個副反應對整個反應體積影響較小且動力學的缺失，固只選取主反應和兩個副反應來進行反應曲線的擬合：CHCH+HTOC\o"1-5"\h\z38362CHCH+CH38244CH+HCH24226在Comsol反應工程模塊模擬出參與反應的各物質(zhì)與反應器體積的關系，由于該反應的轉(zhuǎn)化率為熱力學控制，因此在反應工程模塊添加熱量傳遞限制條件,采用活塞流近似求解，結(jié)果如下：22201816—tflmpl.re.c_C3H6一compi.re.e_H2tflmpl.re.c_C3H3compiIre.c_C2H4eflmpl.re.c_cn^lcoHipi.re.^cZHS22201816—tflmpl.re.c_C3H6一compi.re.e_H2tflmpl.re.c_C3H3compiIre.c_C2H4eflmpl.re.c_cn^lcoHipi.re.^cZHShEnQE〉匚空一e」rB:l匚昏a」E0藝42oft-642o11150100150200250volume[m^Bi300350￡100圖1-10各物質(zhì)摩爾濃度和反應體積的關系0SOLOO1502002503003500SOLOO150200250300350如0volume[mFooo02o-uu887ooo6d-2777o圖1-11溫度和反應體積的關系由模擬可看出，該反應吸熱強烈，溫度下降很快，對反應速率影響非常大。，再增加反應體積雖然轉(zhuǎn)化率有所增加但是速率非常低。這也是該工藝四個反應器串聯(lián)，級間加熱的原因。wlumeLm"3J圖1wlumeLm"3J圖1-12丙烷轉(zhuǎn)化率和反應體積的關系B-E」UO一詒」bfolj由于該工藝為四個相同反應器串聯(lián)，級間加熱，固只模擬第一個反應器。由該圖讀取坐標數(shù)據(jù)知，當反應體積為18.5m3的時候，丙烷的轉(zhuǎn)化率已達到模擬出的第一個反應器的單程轉(zhuǎn)化率9.2%。由于我們在進行模擬時已經(jīng)考慮了催化劑床層的空隙率，故可取反應體積為18.5m3。1.7.2反應器尺寸的設計文獻研究報道指出，移動床徑向反應器內(nèi)開孔區(qū)兩端氣體過床壓降差值小于10%時，可忽略氣體壓降變化的影響，認為氣體沿反應器軸向分布較均勻，唐玥祺⑶等人通過初設反應區(qū)高度h,對反應區(qū)兩端氣體壓降值進行核算，同時參考工業(yè)移動床反應器的設計數(shù)據(jù)，認為移動床徑向反應器的反應區(qū)高度與床層直徑之比處于2~4的范圍內(nèi)較為合理。由于工業(yè)反應器中扇形筒厚度與反應器半徑相比數(shù)值較小，因此在模擬中忽略不計，認為催化劑床層的外徑即為反應器內(nèi)徑D,催化劑床層內(nèi)徑即為中心管外徑d,催化劑裝填體積即為反應器壁與中心管之間的環(huán)隙體積。

生產(chǎn)中，催化劑流動緩慢（一般小于lmm/s）,可以近似當作固定不動。故忽略催化劑移動速度對流體流動的影響，即將原移動床當成固定床來進行處理。由于催化劑是不斷再生的，該工藝可保證在催化劑在所有時間內(nèi)均保持相同的活性，故在模擬時忽略催化劑失活對于反應的影響。進入該反應器的體積流量V74368.88kg/h，根據(jù)文獻[4],我們設計中心管內(nèi)徑為0.797m，中心管外側(cè)與催化劑床層之間，有一層篩網(wǎng)（約翰遜網(wǎng)），因其開孔率很大,且網(wǎng)較薄,因此忽略過網(wǎng)壓降損失。扇形筒孔型細長,小而密,且筒體較薄，因此，計算中忽略流體過扇形筒的壓力損失。初步設計該反應器的尺寸如下：表1-4反應器體積設計編號ABCh/D2.553.003.50編號ABCh/D2.553.003.50高度h5.66.37.0反應床層內(nèi)徑D2.22.12.0中心管內(nèi)徑d0.7970.7970.797催化劑床層厚度0.58550.65150.4905反應體積18.4918.6718.49方案一取反應器高度5.6m、反應器內(nèi)徑2.20m、中心管內(nèi)徑0.797m。提取相關設計參數(shù)，在Comsol建模，再增加Brinkman方程、流體傳熱、稀物質(zhì)傳遞三個物理場模擬化工反應器的三傳一反。模擬結(jié)果如下：（1）溫度由溫度分布可看出，在物料進入反應器后，由于反應吸熱，溫度下降的非常之快。圖1-13溫度分布2）濃度分布三個物理場耦合后各物質(zhì)的濃度變化如下所示，可以看出，丙烷在進口處就

幾乎反應完全，后面基本不反應，對比溫度變化，說明在后半段由于溫度的下降

導致反應速率非常低。丙烷摩爾濃度由16.9mol/m3降到了15.2mol/m3,即丙烷的

轉(zhuǎn)化率達到了10.06%，丙烯濃度由0.43mol/m3升到了2.01mol/m3,即丙烯的選擇性達到了92.94%。對于副反應,我們可以發(fā)現(xiàn),僅丙烷裂解甲烷和乙烯發(fā)生反應。而第二個副反應,乙烯加氫基本不反應。

圖1-14丙烯濃度分布圖1-15丙烷濃度分布

圖1-16甲烷濃度分布圖1-17氫氣濃度分布圖1-18乙烯濃度分布（3）速度分布由模擬結(jié)果看出，該反應由于屬于體積增大的反應，因此速率不斷增大。參考工業(yè)經(jīng)驗，我們所選的直徑0.797m的中心管完全能夠滿足氣體的輸出。若選擇離心式反應器，此時便會因為流速大，集流道較窄造成較大的壓降，對流體的均布十分不利。

圖1-19速度分布其他方案的模擬參見comsol源文件。表1-5三種方案模擬結(jié)果比較項目方案A（高徑比=2.5）方案B（高徑比=3）方案C（高徑比=3.5）反應體積/m318.4918.6718.49丙烷轉(zhuǎn)化率％10.0610.069.47丙烷選擇性％92.9493.5396.25丙烯收率％9.309.419.11壓降大小/MPa0.0190.0160.014進口氣速/（m/s）0.670.620.59溫降/K747472由以上結(jié)果可以看出，由于三種反應器的體積非常接近，因此丙烷的轉(zhuǎn)化、丙烯的收率影響不大。從收率考慮，B為最優(yōu)。對于流體流動。三種反應器僅僅壓降的大小和進口氣速有區(qū)別，理論上反應器壓降應盡量小，對于徑向反應器即反應器長徑比越大越好。但由于徑向流反應器的特殊性，過大的長徑比將明顯導致流體沿軸向的不均勻流動，使得催化劑床層空間利用率下降，即高徑比越大，徑向分布沿軸向越不均勻。從模擬結(jié)果看過，三種不同長徑比造成的壓降大小差距不大，從流體流動均勻性考慮，ABC方案中為A最優(yōu)，C最差。對于催化劑顆粒的流動，空腔和貼壁是移動床徑向反應器中兩種常見的不良流動現(xiàn)象。空腔是指氣速較大時，上流面的顆粒由于氣體曳力作用脫離反應器壁面，造成氣體短路的現(xiàn)象。貼壁同樣發(fā)生在氣速較大時，指下流面附近的顆粒由于氣壓過大，緊貼壁面不再下移的現(xiàn)象，該處的顆粒有可能發(fā)生深度結(jié)焦，形成反應器內(nèi)的熱點，嚴重時會導致反應器中心管的變形，造成裝置停車。因此進入床層的氣體的流速盡可能小。從顆粒流動均勻性方面考慮ABC方案A為最差，C為最優(yōu)。綜合考慮以上兩方面因素我們折中選擇方案B為最終反應器尺寸。即催化劑床層內(nèi)徑2.1m,催化劑床層高度6.3m。1.7.3分析總結(jié)對于移動床徑向反應器內(nèi)部流體通過催化劑床層的流場模擬，雖然有多孔介質(zhì)模型對流動狀況加以近似和簡化，但是從結(jié)果來看，還不能完全模擬實際流動情況，具體地說，對于徑向反應器的設計和模擬過程中還存在以下幾個亟待改善的方面：網(wǎng)格劃分質(zhì)量；工藝參數(shù)的合理選擇；實際的介質(zhì)參數(shù)，代入歐根方程求解粘度阻力、慣性阻力，阻力降等參數(shù)；流場過程模擬的優(yōu)化（傳質(zhì)過程與反應及傳熱、傳質(zhì)模型的耦合等）?？紤]床層擾動對流動均布產(chǎn)生的不均勻性影響等。催化劑流動對于氣體的具體影響。反應器結(jié)構設計扇形筒設計工業(yè)上徑向反應器的扇形筒有兩種結(jié)構形式，一是用1.2mm（或1.5mm）厚的鋼板沖制而成，一是用焊接條縫篩網(wǎng)制成。沖孔板制造較容易，用得較普遍，焊接條縫篩網(wǎng)制造稍難，使用較少，但剛性好、開孔率大，可減少催化劑磨損和流動阻力。我們采用1.2mm厚不銹鋼板制造的焊接條縫篩網(wǎng)扇形筒，個數(shù)為24個，截面積為0.03m。為使扇形筒流體均勻分布分段均勻開孔，由上至下分段增加開孔率，底部開孔率是上部開孔率的100%-200%。反應器真實內(nèi)徑為催化劑床層內(nèi)徑加上扇形筒厚度，由AutoCAD繪圖得反應器內(nèi)徑為2400mm。為防止催化劑流入扇形筒背后，要求扇形筒背部和器壁之間要貼合好。圖1-20反應器俯視圖殼體壁厚設計由于反應器為內(nèi)壓容器，其厚壁的計算公式為：PDS=i+C+C02Q]t申一Pi2式中，S0一殼體厚度，mm；P—操作時可能的最大壓力，內(nèi)壓容器取P=(1~1.1)PW,MPa；宙]t—材料在操作溫度范圍內(nèi)的許用應力，Pa；9—焊接系數(shù)，局部無損檢測單面焊取0.80，雙面焊取0.85；C2—腐蝕裕量，根據(jù)材料和介質(zhì)的腐蝕性質(zhì)在1~8mm之間選擇；C1—厚度負偏差；D—為殼體內(nèi)徑，mm。i由于本操作在溫度為600°C，壓強在2.5bar下進行操作，為了抵御高溫介質(zhì)的侵蝕，選用材料為耐高溫的鋼板S30408。根據(jù)GB713-2011《鍋爐和壓力容器用鋼板》規(guī)定，腐蝕裕量取C2=2mm，焊接方式選用雙面焊接，局部無損檢測,

焊接系數(shù)申=1。設計壓力為P二1.1P二1.1x0.25二0.275MPacwS30408的許用壓力R]t二64MPa(厚度1.5?80mm)帶入計算得：0.275MPax2400mm5-+2.0mm=8.83mm2x64MPax1-0.275MPa根據(jù)5二8.83，查表得負偏差C1=0.9mmS-5+C-8.83mm+0.9mm-9.73mm01圓整后取S-10mmn則反應器可以用厚度為10mm厚的S30408(06Cr19Ni10)高合金鋼制作。則反應器外徑D=D+25=2520mm。i中心管設計參考工程上的經(jīng)驗取內(nèi)徑di為0.797m,壁厚0.05m,開孔長度為6m,孔徑為6mm。1.8.4催化劑管道設計按工程上的經(jīng)驗取總進料總管內(nèi)徑為48.3mm。實際操作中為使催化劑分布均勻,分為8個錐形下料管俯視圖見上1-20。1.8.5封頭設計本工藝反應器是受內(nèi)壓反應器，選擇標準橢圓形封頭(GB/T25198-2010),內(nèi)徑與筒體相同,封頭采用S30408材料制造。相關結(jié)構參數(shù)如下：表1-6標準橢圓封頭規(guī)格公稱直徑DN/mm2400總深度H/mm640內(nèi)表面枳A/m27.0891容積V/m32.2417選擇壁厚S=14mm的標準橢圓封頭。1.8.6使流體均勻分布的結(jié)構設計王金福［5］等人通過模擬扇形筒開孔率對流體均布的影響，發(fā)現(xiàn)采用變開孔率設計，可以很好地消除徑向移動床反應器的端效應，在床層內(nèi)側(cè)的開孔段得到完全均一的徑向速度分布。因此，如此設計的反應器將比較穩(wěn)定可靠，并能進一步提高反應物流的過床通量。據(jù)此我們設計扇形筒為分段均勻開孔，由上至下分段增加開孔率，底部開孔率是上部開孔率的100%~200%。1.8.7催化劑封的設計由于徑向流動反應器一般由內(nèi)外多孔分布筒和套體組成，內(nèi)外分布筒之間堆放催化劑。催化劑在還原與使用過程中，體積會收縮，因此徑向流動反應器的催化劑層上部一定要設催化劑封以防氣體短路。若催化劑封高度不夠，氣體仍會短路，造成反應器生產(chǎn)強度與轉(zhuǎn)化率下降。若催化劑封高度過大，有相當多的催化劑成為反應的死角，造成浪費。所以要合理優(yōu)化確定催化劑封的高度。催化劑封可采用擋板式，此時擋板要有足夠高度，否則氣體就會短路。軸徑向反應器巧妙地在集流流道的上部設置一段不開孔或不設噴嘴的部分，形成催化劑封，預防氣體短路，又不致于形成死角。這種催化劑自封簡化了徑向床的結(jié)構，充分有效地利用了自封處催化劑的活性，減少（并未完全避免）死區(qū)效應。催化劑自封的高度一般應略大于觸媒還原與使用的最大沉降高度與通道長度之和。1.8.8防止催化劑顆粒吹入分流、集流流道的措施徑向流動反應器床層中流體流動的速度雖然較小，催化劑顆粒不易吹出，但是由于催化劑免不了會有粉塵，有可能被吹出，進入集流流道，或倒吸（因突然降壓而倒吸）進入分流流道。因此，要采取措施，防止這種現(xiàn)象產(chǎn)生。措施是在分流、集流流道內(nèi)側(cè)設置不銹鋼絲網(wǎng)，以防催化劑吹出。

反應器結(jié)構校核根據(jù)反應器結(jié)構參數(shù)與相關設計標準，分別對筒體、封頭、氣體進出口、催化劑進出口等主要部位進行設計及強度校核，由于該反應器物料屬于段間加熱，固不涉及加熱夾套。立式反應容器校核計算單位西南石油大學bo訂ing筒體設計條件內(nèi)筒設計壓力pMPa0.275設計溫度t。C615內(nèi)徑Dmm2400i名義厚度5mm10n材料名稱S30408許用應力rbi137」b11MPa56.8壓力試驗溫度下的屈服點bts205鋼材厚度負偏差Cmm0.31腐蝕裕量Cmm22厚度附加量C=c+Cmm2.312焊接接頭系數(shù)01壓力試驗類型液壓試驗壓力pMPa0.3亠T筒體長度Lwmm7400內(nèi)筒外壓計算長度Lmm封頭設計條件筒體上封頭筒體下封頭夾套封頭封頭形式橢圓形橢圓形名義厚度5mm1414n材料名稱S30408S30408設計溫度下的許用應力「bltMPa56.856.8鋼材厚度負偏差Cmm0.30.31腐蝕裕量cmm222厚度附加量c-c+Cmm2.32.312焊接接頭系數(shù)?11主要計算結(jié)果內(nèi)圓筒體內(nèi)筒上封頭內(nèi)筒下封頭校核結(jié)果校核合格校核合格校核合格質(zhì)量mkg4398.02704.54704.54攪拌軸計算軸徑mm

內(nèi)筒體內(nèi)壓計算計算單位西南石油大學Boiling團隊計算所依據(jù)的標準GB150.3-2011計算條件筒體簡圖計算壓力P0.28MPa.IIc設計溫度t615-00。C內(nèi)徑D2400-00mmi材料S30408（板材）試驗溫度許用應力r^i137-00MPa.設計溫度許用應力r^it56-80MPa.試驗溫度下屈服占“205.00MPa.s鋼板負偏差C0.30mm-1腐蝕裕量C2.00mm''…2焊接接頭系數(shù)出1.00厚度及重量計算計算厚度PD.5=2[Q]t肚P=反82cmm有效厚度5=5—C-C=7.70mm名義厚度en125=10.00mm重量n4398.02Kg壓力試驗時應力校核壓力試驗類型液壓試驗試驗壓力值P=1.25P沖=0.3000（或由用戶輸入）T[Q]tMPa壓力試驗允許通過的應力水平[c]T[q]<0.90q=184.50TsMPa試驗壓力下圓筒的應力q=PT（D+5e）=46-90T254eMPa校核條件qt<[q]t校核結(jié)果合格壓力及應力計算取大允許工作壓力「25[q]t?[Pw]=（De+5）=0.36330ieMPa設計溫度下計算應力P（D.+5）Qt=^25—L=42.99eMPa[b]t?56.80MPa校核條件[Q]t?2bt內(nèi)筒上封頭內(nèi)壓計算計算單位西南石油大學Boiling團隊計算所依據(jù)的標準GB150.3-2011計算條件橢圓封頭簡圖計算壓力Pc設計溫度t內(nèi)徑Di曲面深度hi材料設計溫度許用應力[b]t試驗溫度許用應力[b]鋼板負偏差C1腐蝕裕量C2焊接接頭系數(shù)00.28MPa壓力試驗類型試驗壓力值615.002400.00mm605.00mmS30408（板材）56.80MPa137.000.30MPamm2.00mm1.00液壓試驗壓力試驗時應力校核P=1.25Pd=0.3000（或由用尸輸入）Tc[b]tMPa壓力試驗允許通過的應力[b][b]<0.90b=184.50試驗壓力下封頭的應力p（KD+0.58）=30.51Ti280eMPaMPa校核條件校核結(jié)果bT<[b]T合格厚度及重量計算形狀系數(shù)12hIi丿0.9890計算厚度KPD.ci2[b]t0-0.5P=5.75mm有效厚度最小厚度8=8—C-C=11.70—ehnh128=3.60mmmm名義厚度結(jié)論8=14.00—nh滿足最小厚度要求mm重量704.54Kg壓力計算取大允許工作壓力2[Q]帥6e[P]=KD+0.55=0.55857wieMPa結(jié)論合格內(nèi)筒下封頭內(nèi)壓計算計算單位西南石油大學Boiling隊計算所依據(jù)的標準GB150.3-2011計算條件橢圓封頭簡圖計算壓力Pc0.28MPa■斗■~設計溫度t615.00。C內(nèi)徑Di2400.00mm曲面深度hi605.00mm材料S30408（板材）設計溫度許用應力[Q]t56.80MPa試驗溫度許用應力[b]137.00MPa鋼板負偏差C10.30mm腐蝕裕量C2.00mm焊接接頭系數(shù)01.00壓力試驗時應力校核壓力試驗類型液壓試驗試驗壓力值P=1.25Pd=0.3000（或由用戶輸入）Tc[b]tMPa壓力試驗允許通過的應力[b]t[b]<0.90b=184.50MPa試驗壓力下封頭的應力b=P?（KD+0.55）=30.51TTieT250eMPa校核條件bT<[b]T校核結(jié)果合格厚度及重量計算形狀系數(shù)K=16（、2+D2hIi丿[=0.9890計算厚度KPD.5h=2[b]t0-0.5P=5.75cmm有效厚度5=5—C-C=11.70ehnhmm最小厚度5=3.60mm名義厚度5=14.00nhmm結(jié)論滿足最小厚度要求

重量704.54Kg壓力計算取大允許工作壓力2[◎『帕e[P]=KD+0.58=0.55857wieMPa結(jié)論合格開孔補強計算計算單位西南石油大學Boiling團隊接管：N1,?820x8設計條件計算方法：GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力P0.275MPa設計溫度615°C殼體型式橢圓形封頭殼體材料名稱及類型S30408

板材殼體開孔處焊接接頭系數(shù)?殼體內(nèi)直徑Di殼體開孔處名義厚度6240014mmmm殼體厚度負偏差C1殼體腐蝕裕量C2殼體材料許用應力[o]t橢圓形封頭長短軸之比0.356.8凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角（°）接管實際外伸長度10mmmmMPa1.9835-0mm接管實際內(nèi)伸長度10mm接管焊接接頭系數(shù)接管腐蝕裕量mm凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm接管厚度負偏差C1t開孔補強計算計算單位西南石油大學Boiling團隊接管：N1,?820x8設計條件計算方法：GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力P0.275MPa設計溫度615°C殼體型式橢圓形封頭殼體材料名稱及類型S30408

板材殼體開孔處焊接接頭系數(shù)?殼體內(nèi)直徑Di殼體開孔處名義厚度6240014mmmm殼體厚度負偏差C1殼體腐蝕裕量C2殼體材料許用應力[o]t橢圓形封頭長短軸之比0.356.8凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角（°）接管實際外伸長度10mmmmMPa1.9835-0mm接管實際內(nèi)伸長度10mm接管焊接接頭系數(shù)接管腐蝕裕量mm凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm接管厚度負偏差C1t接管材料許用應力[o]t0.848mmMPa非圓形開孔長直徑*接管連接型式插入式接管接管材料名稱及類型補強圈材料名稱補強圈外徑補強圈厚度S30408管材補強圈厚度負偏差C1r補強圈許用應力[o]t809.6mm開孔長徑與短徑之比1mmmmmmMPa殼體計算厚度65.1744mm接管計算厚度6十2.3097mm補強圈強度削弱系數(shù)frr0接管材料強度削弱系數(shù)f”0.8451開孔補強計算直徑d809.6mm補強區(qū)有效寬度B1619.2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A4198mm2殼體多余金屬面積A15273mm2接管多余金屬面積A292mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積A346mm2A+A+A=5411mm2，大于A,不需另加補強。102補強圈面積A4mm2A-(A+A+A)123mm2結(jié)論：合格開孔補強計算計算單位接管：N2,呀11x8西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔簡開孔補強計算計算單位接管：N2,呀11x8西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔簡圖計算壓力pc0.275MPa設計溫度615°C殼體型式圓形筒體殼體材料S30408名稱及類型板材殼體開孔處焊接接頭系數(shù)1殼體內(nèi)直徑Di2400mm殼體開孔處名義厚度010mm殼體厚度負偏差C10.3mm殼體腐蝕裕量C22mm殼體材料許用應力[G]t56.8MPa接管軸線與筒體表面法線的夾角(°)0凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角(°)設計條件Ai"lX1/\■id=弋接管實際外伸長度

接管實際內(nèi)伸長度

接管焊接接頭系數(shù)

接管腐蝕裕量

凸形封頭開孔中心至

封頭軸線的距離1010mmmmmmmm接管連接型式

接管材料

名稱及類型

補強圈材料名稱

補強圈外徑

補強圈厚度插入式接管S3O408管材S304081010mm12mm接管厚度負偏差C1t0.8mm補強圈厚度負偏差C1r0.3mm接管材料許用應力[G]t48MPa補強圈許用應力[o]t56?8MPa開孑L補強計算非圓形開孔長直徑700.6mm開孔長徑與短徑之比1殼體計算厚度86.0666mm接管計算厚度8t1.9966mm補強圈強度削弱系數(shù)打1接管材料強度削弱系數(shù)fr0.8451開孔補強計算直徑d700.6mm補強區(qū)有效寬度B1401.2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A4260mm2殼體多余金屬面積A]1142mm2接管多余金屬面積A297mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積a332mm2A]+A2+A31271mm2,小于A,需另加補強。補強圈面積a43498mm2A-(A]+A2+A3)2989mm2結(jié)論：合格開孔補強計算計算單位接管：N3開孔補強計算計算單位接管：N3,曲8?3x2?9設計條件計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔簡圖計算壓力〕Pc0.275MPa設計溫度計算壓力〕Pc0.275MPa設計溫度615°C殼體型式橢圓形封頭殼體材料S30408名稱及類型板材殼體開孔處焊接接頭系數(shù)1殼體內(nèi)直徑Di2400mm殼體開孔處名義厚度8n14mm殼體厚度負偏差J0.3mm殼體腐蝕裕量C22mm殼體材料許用應力[G]t56.8MPa橢圓形封頭長短軸之比2凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的-0夾角(°)接管實際外伸長度接管實際內(nèi)伸長度1010mm接管連接型式mm接管材料插入式接管S30408接管焊接接頭系數(shù)1名稱及類型管材接管腐蝕裕量2mm補強圈材料名稱凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm補強圈外徑mm補強圈厚度mm接管厚度負偏差C1t0.3mm補強圈厚度負偏差C1rmm接管材料許用應力[G]t48MPa補強圈許用應力[G]tMPa開孑L補強計算非圓形開孔長直徑47?1mm開孔長徑與短徑之比1殼體計算厚度85.4533mm接管計算厚度8t0.1221mm補強圈強度削弱系數(shù)frr0接管材料強度削弱系數(shù)fr0.8451開孔補強計算直徑d47?1mm補強區(qū)有效寬度B94?2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A258mm2殼體多余金屬面積A]293mm2接管多余金屬面積A28mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積a313mm2A[+A2+A3314mm2,大于A,不需另加補強。補強圈面積a4mm2A-(A[+A2+A3)mm2結(jié)論：合格開孔補強計算接管：N4,(^48.3x2.9設計條件計算單位西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力pc

設計溫度殼體型式殼體材料

名稱及類型開孔補強計算接管：N4,(^48.3x2.9設計條件計算單位西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力pc

設計溫度殼體型式殼體材料

名稱及類型殼體開孔處焊接接頭系數(shù)殼體內(nèi)直徑Di

殼體開孔處名義厚度①

殼體厚度負偏差C1

殼體腐蝕裕量C2

殼體材料許用應力[G]t0.275MPa615°C橢圓形封頭S30408板材2400mm140.356.8mmmmmmMPaA7橢圓形封頭長短軸之比凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角(°)-0接管實際外伸長度10mm接管連接型式插入式接管接管實際內(nèi)伸長度10mm接管材料S30408接管焊接接頭系數(shù)1名稱及類型管材接管腐蝕裕量2mm補強圈材料名稱凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm補強圈外徑mm補強圈厚度mm接管厚度負偏差C1t0.3mm補強圈厚度負偏差C1rmm接管材料許用應力[G]t48MPa補強圈許用應力[G]tMPa開孑L補強計算非圓形開孔長直徑47?1mm開孔長徑與短徑之比1殼體計算厚度85.4533mm接管計算厚度8t0.1221mm補強圈強度削弱系數(shù)frr0接管材料強度削弱系數(shù)f0.8451開孔補強計算直徑d47?1mm補強區(qū)有效寬度B94?2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A258mm2殼體多余金屬面積A]293mm2接管多余金屬面積A28mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積a313mm2A[+A2+A3314mm2，大于A,不需另加補強。補強圈面積a4mm2A-(A1+A2+A3)mm2結(jié)論：合格開孔補強計算接管：N5,018.3x2.9

設計條件計算單位西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力pc

開孔補強計算接管：N5,018.3x2.9

設計條件計算單位西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力pc

設計溫度殼體型式殼體材料

名稱及類型殼體開孔處焊接接頭系數(shù)殼體內(nèi)直徑Di殼體開孔處名義厚度8n0.275MPa615°C橢圓形封頭S30408板材2400mm14Ai-2A3</-iNi"岐t'Xmm殼體厚度負偏差C10.3mm殼體腐蝕裕量C22mm殼體材料許用應力[G]t56.8MPa橢圓形封頭長短軸之比2凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角(°)-0接管實際外伸長度10mm接管連接型式插入式接管接管實際內(nèi)伸長度10mm接管材料S30408接管焊接接頭系數(shù)1名稱及類型管材接管腐蝕裕量2mm補強圈材料名稱凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm補強圈外徑mm補強圈厚度mm接管厚度負偏差C1t0.3mm補強圈厚度負偏差C1rmm接管材料許用應力[G]t48MPa補強圈許用應力[G]tMPa開孑L補強計算非圓形開孔長直徑47?1mm開孔長徑與短徑之比1殼體計算厚度85.4533mm接管計算厚度8t0.1221mm補強圈強度削弱系數(shù)打0接管材料強度削弱系數(shù)fr0.8451開孔補強計算直徑d47?1mm補強區(qū)有效寬度B94?2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A258mm2殼體多余金屬面積A]293mm2接管多余金屬面積A28mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積a313mm2A[+A2+A3314mm2,大于A,不需另加補強。補強圈面積a4mm2A-(A1+A2+A3)mm2結(jié)論：合格開孔補強計算接管：N6,皿8?3x2?9

設計條件計算單位開孔補強計算接管：N6,皿8?3x2?9

設計條件計算單位西南石油大學Boiling團隊計算方法:GB150.3-2011等面積補強法，單孔計算壓力pc設計溫度殼體型式0.275MPa615°C橢圓形封頭殼體材料

名稱及類型S30408板材-4-1v殼體開孔處焊接接頭系數(shù)1殼體內(nèi)直徑Di2400mm殼體開孔處名義厚度8n14mm殼體厚度負偏差C10.3mm殼體腐蝕裕量C22mm殼體材料許用應力[G]t56.8MPa橢圓形封頭長短軸之比2凸形封頭上接管軸線與封頭軸線的夾角(°)-0接管實際外伸長度10mm接管連接型式插入式接管接管實際內(nèi)伸長度10mm接管材料S30408接管焊接接頭系數(shù)1名稱及類型管材接管腐蝕裕量2mm補強圈材料名稱凸形封頭開孔中心至封頭軸線的距離mm補強圈外徑mm補強圈厚度mm接管厚度負偏差C1t0.3mm補強圈厚度負偏差C1rmm接管材料許用應力[G]t48MPa補強圈許用應力[o]tMPa開孑L補強計算非圓形開孔長直徑47?1mm開孔長徑與短徑之比1殼體計算厚度85.4533mm接管計算厚度8t0.1221mm補強圈強度削弱系數(shù)frr0接管材料強度削弱系數(shù)fr0.8451開孔補強計算直徑d47?1mm補強區(qū)有效寬度B94?2mm接管有效外伸長度h110mm接管有效內(nèi)伸長度h28mm開孔削弱所需的補強面積A258mm2殼體多余金屬面積A]293mm2接管多余金屬面積A28mm2補強區(qū)內(nèi)的焊縫面積a313mm2A1+A2+A3-314mm2,大于A,不需另加補強。補強圈面積a4mm2A-(A[+A2+A3)mm2結(jié)論：合格催化劑再生催化劑失活機理Pt系催化劑是丙烷脫氫過程中用到的一類重要的催化劑，然而該催化劑在工業(yè)反應條件下容易因結(jié)焦而失活。李慶等人研究失活動力學采用單層—多層焦機理模型，該機理認為焦的形成有兩個不同的階段，在第一個階段，吸附在催化劑上的丙烯首先形成焦炭前驅(qū)體并繼續(xù)反應生成焦炭沉積在催化劑的表面上，這些直接在催化劑的表面上形成的焦炭稱為單層焦。而在第二個階段，焦炭繼續(xù)形成并在單層焦之上沉積所以稱之為多層焦。它們在原理上的不同主要表現(xiàn)在該機理假定單層焦是焦炭前驅(qū)體和吸附態(tài)的丙烯反應形成的，而多層焦則是單層焦直接和氣態(tài)丙烯反應形成的。在第一個階段結(jié)焦速度很快因此催化劑活性迅速下降，而在第二個階段結(jié)焦速度變緩因此催化劑的活性也開始緩慢下降。催化劑燒焦再生結(jié)焦是催化劑失活的主要原因之一，為了使催化劑恢復活性，必須去除催化劑上生成的焦。通常，工業(yè)上使用焦與氧氣的反應（燒焦）對催化劑進行再生。燒焦過程是一個強放熱過程，因此，燒焦條件必須得到嚴格、精確的控制以防止催化劑床層溫度過高而引起的催化劑結(jié)構、性質(zhì)的改變。Oleflex工藝上使用的燒焦裝置如下圖：1.卸料斗；2.再生塔；3.流量控制斗；4.緩沖料斗;5.鎖氣漏斗；6.提升連接器；7.提升氫氣；8.提升氮氣；9.提升連接器；10.鎖氣料斗11.催化劑提升管；12.集塵器；13.提升氣鼓風機圖1-21再生工段流程圖CCR單元有四個功能：1.燒去催化劑上的焦碳；2.鉑的再分布；3.除去過剩的水分；4.減少金屬促進劑。催化劑床層在反應器和再生器回路中緩慢移動，循環(huán)時間約2~7天。反應段和再生段是彼此完全獨立的，所以再生器可以停下來甚至幾天，而不會干擾反應器中的催化脫氫。從第四反應器底部下來的待再生催化劑，使用氮氣來吹掃氫氣和碳氫化合物氫氣和碳氫化合物清除干凈后催化劑流入提升料斗，用氮氣把催化劑提升到再生器頂部的分離料斗。再用氮氣吹除催化劑粉塵和碎末，含有催化劑粉塵和碎末的氣流流進集塵器回收催化劑粉塵和碎末，從而回收貴金屬鉑。除掉細粉的催化劑從分離料斗通過重力流到再生塔。再生塔內(nèi)的催化劑靠重力繼續(xù)往下流，催化劑上的碳通過與氮氣和氧氣（約1%）情況下燒焦而再生，燒焦溫度為477?550°C,并注入適量的氯氣，防止鉑在催化劑內(nèi)部燒結(jié)。燒焦再生后的催化劑返回反應系統(tǒng)，依次通過四個反應器，再回到再生器，進行連續(xù)循環(huán)再生。再生煙氣經(jīng)過再生氣洗滌塔用10%氫氧化鈉溶液洗滌。根據(jù)UOP提供資料，本項目催化劑對硫無吸附作用，再生煙氣中基本無SO2排放。催化劑經(jīng)一段時間使用后（約3.5年）失效需返廠，系統(tǒng)中的Oleflex催化劑需整體更換，換下的催化劑由UOP公司回收再生。反應器尺寸和工藝參數(shù)表1-12設計參數(shù)一覽表設計參數(shù)高度內(nèi)徑殼體厚度中心管結(jié)構扇形筒結(jié)構催化劑9.02.40.010內(nèi)徑厚度開孔長度孔徑個數(shù)截面積封高度0.7970.0560.006240.030.2物性參數(shù)（600C,2.5bar）質(zhì)量流量（kg/h）體積流量（cum/hr）密度（kg/cum）入口出口入口出口入口出口74368.8874368.8893147.191415510.7980.525催化劑名稱形狀粒徑堆密度kg/m3空隙率PtSn/Al2O3球形5mm38000.621介質(zhì)流動形式向心n型（移動床）第二章選擇加氫反應器2.1反應方程式蒸汽裂解產(chǎn)物中分離得到的碳三餾分中含有丙炔、丙二烯(MAPD)雜質(zhì),獲得符合規(guī)定的丙烯產(chǎn)品前，要加氫除雜，主要發(fā)生的反應如下:TOC\o"1-5"\h\zCH-C三CH+HTCH-CH二CH+165kJ/mol（2-1）3232CH二C二CH+HTCH-CH=CH+173kJ/mol（2-2）22232CH-CH=CH+HTCH-CH-CH+124kJ/mol（2-3）322323nCHT（CH）+低聚物（2-4）3434n其中式(2-1)、(2-2)是主反應，式(2-3)、(2-4)是副反應。加氫過程是一個串聯(lián)反應，丙烯為目標產(chǎn)物，(2-1)和(2-2)所示為主反應，碳三餾分中丙炔和丙二烯選擇加氫生成丙烯，能增大丙烯產(chǎn)量。但反應過程中同時也會有副反應發(fā)生，最主要的過度加氫副反應(2-3)，會導致丙烯損失。同時由于副反應(2-4)，反應會生成低聚物污染加氫催化劑，使催化劑活性降低，縮短催化劑使用壽命。丙炔、丙二烯可當作一個組分(MAPD)處理，同時只考慮MAPD加氫與丙烯加氫兩個主要反應，不考慮低聚物生成反應，整個加氫過程如(2-5)所示。CHh2>CH“2TCH(2-5)343638反應器類型的選定工業(yè)碳三加氫反應器為滴流床反應器，反應器結(jié)構與氣固相固定床反應器類似，通常采用氣液并流向下的操作方式。液相組分分布在催化劑外表面形成液膜，氣相反應物先從氣相擴散到液相主體，然后擴散到催化劑的活性中心進行反應。此類反應器廣泛應用于石油、化工和環(huán)境保護工程，如石油餾分加氫精制(脫硫、脫氮、脫重金屬等)和加氫裂化。滴流床反應器優(yōu)點如下:(1)反應器內(nèi)整體流型接近平推流，物料轉(zhuǎn)化率高；(2)持液量較小，如果有均相副反應時，可降低其對反應的影響，如在石

油餾分加氫脫硫過程中，可以大大減少熱裂化和加氫裂化過程中副反應的影響（3）液相會在催化劑外表面形成液膜，氣液傳遞阻力小；（4）實際操作方式為氣液相并流向下時，不會出現(xiàn)液泛現(xiàn)象。催化劑的選擇目前工業(yè)上主要使用的選擇加氫催化劑是以鈀為活性組分的雙金屬催化劑此項目選擇的是BC-L-83催化劑，該催化劑各種參數(shù)如下：表2-1催化劑參數(shù)載體活性組分粒度，mm表觀密度，kg/cm3Pd2.5-5.00.85?0.95吸水率，%壓碎粒度，N/?？账伲琱-1原料含炔量，%->4950?1001.0?2.8動力學分析液相加氫過程涉及氣-液-固三相傳質(zhì)。首先，氫氣要溶解到液相當中，再由液相擴散到催化劑表面，再然后經(jīng)過催化劑表面向催化劑內(nèi)部擴散。液相中的MAPD則只需通過液-固介面?zhèn)鬟f到催化劑表面，進而擴散到催化劑主體。氫氣與催化劑結(jié)合行成活性位點，與傳遞過來的MAPD發(fā)生反應，生產(chǎn)的丙烯再從催化劑主體擴散返回液-固介面，傳遞到液相中。圖2-1氣液固催化反應的基本步驟示意圖于在群［6］等人在固定床積分反應器的基礎上研究了C3餾分液相加氫反應，作者測定了不同溫度、空速、氫炔比條件下的反應轉(zhuǎn)化率和反應選擇性，通過實驗數(shù)據(jù)探討了C3液相選擇加氫的基本規(guī)律且回歸擬合得到了該反應過程的宏觀動力學方程式。該動力學方程能夠較好地描述碳三液相催化加氫過程，為該過程提供相關的反應參數(shù)。反應熱力學分析查閱文獻［7］得到在不同溫度下，各個物質(zhì)的定壓比熱容為：c二29.062-0.820x10-2T+1.9903x10-6T2pH2c二1.327+156.498x10-3T—834.666x10-7T2+175.615x10-10T3pC3H4c二5.084+225.639x10-3T—999.265x10-7T2+133.106x10-10T3pC3H6c=—5.338+310.239x10-3T—164.640x10-7T2+346.908x10-10T3pC3H8兩個主反應生成焓為：AH(T)=-165.23+41.484x10-3T—46.4x10-6T2+322.346x10-10T3-153.4505x10-13T4r1AH(T)=-123.811+37.4960x10-3T-68.45x10-6T2+408.3x10-10T3-44.916x10-13T4r2反應體積的確定在反應器選型后、催化劑選擇、催化機理、動力學分析之后，我們根據(jù)模擬的操作條件為設計條件，即在2.23MPa、303.15K下與動力學方程進行在Comsol反應工程模塊進行模擬，模擬結(jié)果如下：

5SD05OD0^5D0^00035003000rrLLh-oUJ】匚21巴11|中藝05SD05OD0^5D0^00035003000rrLLh-oUJ】匚21巴11|中藝0曰GQmpl,ra,c_C3H6—compl.raBc_H2compLre.^CSH^Icompl.reBiC_C3H80510152025303540volumeCm"可由于各物質(zhì)進料量差別較大，上圖難以看出差距，固將該圖分為三個部分查看濃度和體積的關系：16015D16015D140E」匚.ele」rB2E」匚.ele」rB2匚D》0152025^lume(m^3)圖2-3生成物濃度和體積的關系io15202：io15202：.3035n：.^lumeUJAOEC空rotUma匚02圖2-4C3H6和反應體積的關系5?02S6005593_!!十c5?02S6005593_!!十cc-mpl.na.c_C3Hfl0LQ15ZD253。35volume(rn^3)40圖2-5丙烷濃度和反應體積的關系由以上圖可以看出，在體積達到25m3時，轉(zhuǎn)化率和選擇性均達到要求。再延長反應器體積，有利于丙烯加氫生成丙烷，對于反應選擇性不利。由于在模擬時為擬均相處理，固取反應體積為25m3。本項目在加氫工段采用一臺立式列管式固定床反應器，取列管數(shù)60根，列管的半徑R0=O.O5m,管高H0=3m。催化劑床層體積：V=60x3.14x0.05x3=28.26m3>25m3可見滿足要求。反應器結(jié)構設計由前面的設計可以知道，反應器的管數(shù)為60根，管內(nèi)徑為50mm,管長為4m,設計管的厚度為2.5mm。采用焊接法，貝惜心距為:t=1.354d=1.354x50=67.7mm0圖2-6排列方式橫過管束中心線的管數(shù)為：n=l.lxpn=l.lx*：60=9根c殼體內(nèi)徑為：D=tx（n-1）+2ec其中e為管束中心線最外層管的中心至殼體內(nèi)壁的距離，一般情況下取e=(1~1.5)d0本工藝取e=1.25d=1.25x50mm=62.5mm0貝殼體內(nèi)徑為：D=67.7x(9-1)+2x62.5=666.6mm

所以取殼體內(nèi)徑為D=800mm。反應器結(jié)構校核根據(jù)反應器結(jié)構參數(shù)與相關設計標準，分別對筒體、封頭、管板、換熱管、法蘭、螺栓等主要部位進行設計及強度校核，該反應器結(jié)構與管板式換熱器類似無加熱夾套。主要校核結(jié)果如下。選擇加氫反應器設計計算計算單位西南石油大學Boiling團隊設計計算條件殼程管程設計壓力ps1?1MPa設計壓力pt2.75MPa設計溫度ts25。Ct設計溫度t45。C殼程圓筒內(nèi)徑Di800mm管箱圓筒內(nèi)徑Di800mm材料名稱Q345R材料名稱Q345R簡圖pjyyn11II：:2——Ij計算內(nèi)容殼程圓筒校核計算前端管箱圓筒校核計算前端管箱封頭（平蓋）校核計算后端管箱圓筒校核計算后端管箱封頭（平蓋）校核計算管箱法蘭校核計算管板校核計算

前端管箱筒體計算計算單位西南石油大學boiling團隊計算所依據(jù)的標準GB150.3-2011計算條件筒體簡圖計算壓力P27MPa111Di!snPTc設計溫度t45.00。C內(nèi)徑Di800.00mm材料^345R（板材）試驗溫度許用應力［n］189.00MPa設計溫度許用應力［n］t189.00MPa試驗溫度下屈服點n345.00MPaS鋼板負偏差q0.30mm腐蝕裕量C22.00mm焊接接頭系數(shù)M0.85厚度及重量計算計算厚度PD.5=2[g]tQ-Pc=6.91mm有效厚度6e=&、-C-C2=7?70mm名義厚度5=10.00mm重量n19.98Kg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=1.25Pa=2.6200（或由用戶輸入）[g]tMPa壓力試驗允許通過的應力水平［q］t[g]t<0.90gs=310.50MPa試驗壓力下圓筒的應力gt=pT?（D+5e）=161.66T25.QeMPa校核條件gt<[g]t校核結(jié)果合格壓力及應力計算最大允許工作壓力25[g]tQ[pw]==3?06303ieMPa設計溫度下計算應力P（D.+5）Gt=c25e=144.23eMPa［咖160.65MPa校核條件[c]