晶化反應釜結構及溫度控制系統(tǒng)設計（含CAD圖紙）

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Inner tube is a dye and an organic solvent medium and the design pressure is 0.8Mpa.jacket cooling medium is water or steam and the design pressure ois 0.8MPa; The main material is 16MnR, stirring speed is 85r/min, Dielectricviscosity is2000cP,reactor volume is8m3,shaft power is 1.5KW and the reactor Operating temperature is190℃,the Jacket Operating temperature is 250℃. Stirred tank reactor is mainly composeof the cylinder and the jacket ，mostly in medium and low-pressure vessels.The mixing device composed by a stirrer and agitator shaft.The gearing is set for the stirring device, mainly consists of motor, reducer, couplings and shafts and other components; seal device is dynamic seal, generally use mechanical seal or packing.All of them with support, manholes, and other accessories with the takeover process constitute a complete stirred tank reactor. Pressure vessel design using conventional design methods, follow the "chemical equipment designed handbook" requirement, according to GB150-1998 "steel pressure vessel" and other technical enforcement.The designed mainly includes kettle body (inner tube and jacket) strength, structural design, school nuclear and hydraulic test, stirring device design and checking, gear design and other reactor components design. Reactor as a stirring device has broad application prospects, especially in the oil and chemical industry it has been even more widely used. Keywords: reactor；Structural design； stirring device；gearing；Temperature control system. 目錄 摘要 Ⅰ Abstract Ⅱ 目錄 Ⅲ 第1章 緒論 1 1.1 反應釜的基本結構與原理 1 1.2 晶化反應釜的特點 1 1.3 基本設計要求 2 第2章 晶化反應釜結構設計 3 2.1 總體結構的確定 3 2.1.1 確定釜體內徑 3 2.1.2 封頭的選型 4 2.1.3 筒體高度H的設計 4 2.1.4 釜體高徑比和裝料系數(shù)的復核 4 2.2 筒體及封頭厚度的設計 5 2.2.1 筒體壁厚的設計 5 2.2.2 封頭厚度的設計 6 2.3 筒體及封頭的強度校核 6 2.3.1 筒體的強度校核 6 2.3.2 封頭的強度校核 7 2.4 外壓校核 7 2.4.1 筒體外壓校核 7 2.4.2 封頭外壓校核 8 第3章 夾套設計 10 3.1 確定夾套尺寸 10 3.2 確定夾套厚度 10 3.3 確定夾套封頭厚度 11 3.4 夾套封口錐計算 12 第4章 攪拌器設計 13 4.1 確定反應釜攪拌器形式 13 4.2 攪拌器位置尺寸關系 13 4.3 攪拌功率計算 14 4.4 攪拌器強度計算 15 4.4.1 攪拌器設計功率 15 4.4.2 攪拌器槳葉彎曲許用應力 16 4.4.3 槳葉根部彎曲許用應力 17 4.5 攪拌軸的設計與校核 17 4.5.1 攪拌軸的機械計算 18 4.5.2 根據(jù)臨界轉速核算攪拌軸軸徑 18 4.5.3 按強度計算攪拌軸的軸徑 21 4.5.4 由徑向力引起的軸的彎矩MR計算 21 第5章 反應釜其他附件及開孔補強計算 27 5.1 工藝接管的設計 27 5.2 接管墊片尺寸及材質 28 5.3 法蘭、墊片、螺栓、螺母、墊圈的材料 28 5.4 人孔的設計 29 5.5 視鏡的選型 30 5.6 支座的選型與校核 30 5.6.1支座的選型及尺寸設計 30 5.6.2 反應釜支座型式強度校核計算 31 5.7 補強及補強方法判別 34 5.7.1 補強判別 34 5.7.2 等面積補強計算 34 5.7.3 允許開孔的范圍 34 5.7.4 所需最小補強面積A對于受內壓的圓筒或球殼 34 5.7.5 有效補強范圍 35 5.7.6 補強范圍內補強金屬面積 Ac 37 第6章 壓力試驗與無損檢測 39 6.1 壓力試驗 39 6.2無損檢測 41 第7章 溫度控制系統(tǒng) 42 第8章 工程定額概算及污染防治 45 8.1 原材料的價格 45 8.2 反應釜的定額基價表 47 8.3 環(huán)境分析 49 8.3.1化工生產(chǎn)中的節(jié)能與環(huán)保措施 49 8.3.2 對化工“三廢”中污染物質的防治方法 50 結論 52 參考文獻 53 致謝 54 第1章 緒論 1.1 反應釜的基本結構與原理 反應釜是廣泛應用于石油、化工、橡膠、農(nóng)藥、染料、醫(yī)藥、食品，用來完成硫化、硝化、氫化、烴化、聚合、縮合等工藝過程的壓力容器，高壓反應釜由反應容器、攪拌器及傳動系統(tǒng)、冷卻裝置、支座、人孔及附件等組成。?? 反應釜材質一般有碳錳鋼、不銹鋼、鋯、鎳基（哈氏、蒙乃爾）合金及其它復合材料。反應釜可采用SUS304、SUS316L等不銹鋼材料制造。攪拌器有錨式、框式、槳式、渦輪式，刮板式，組合式，轉動機構可采用擺線針輪減速機、無級變速減速機或變頻調速等，可滿足各種物料的特殊反應要求。密封裝置可采用機械密封、填料密封等密封結構。加熱、冷卻可采用夾套、半管、盤管、米勒板等結構，加熱方式有：蒸汽、電加熱、導熱油，以滿足耐酸、耐高溫、耐磨損、抗腐蝕等不同工作環(huán)境的工藝需要。而且可根據(jù)用戶工藝要求進行設計、制造。 反應釜的工作原理是在內層放入反應溶媒可做攪拌反應，夾層可通上不同的冷熱源（冷凍液，熱水或熱油）做循環(huán)加熱或冷卻反應。通過反應釜夾層，注入恒溫的（高溫或低溫）熱溶媒體或冷卻媒體，對反應釜內的物料進行恒溫加熱或制冷。同時可根據(jù)使用要求在常壓或負壓條件下進行攪拌反應。物料在反應釜內進行反應，并能控制反應溶液的蒸發(fā)與回流，反應完畢，物料可從釜底的出料口放出，操作極為方便。 1.2 晶化反應釜的特點 晶化反應,是在化學反應中物質結晶的過程,晶化與結晶(凝固)既有共同點，又有區(qū)別。結晶是指晶體物質以晶體狀態(tài)從蒸汽、溶液或熔融混合物中析出的過程。結晶的驅動力是過飽和度，經(jīng)歷了晶核形成和晶體逐漸長大的過程。而晶化過程還需要考慮物質結構改變所需的應變能和表征非晶晶化難易程度的表觀激活能。 晶化反應釜主要由攪拌容器、攪拌裝置、傳動裝置、軸封裝置、支座、人孔、工藝接管和一些附件組成。攪拌容器分罐體和夾套兩部分，主要由封頭和筒體組成，多為中、低壓壓力容器；攪拌裝置由攪拌器和攪拌軸組成，其形成通常由工藝設計而定；傳動裝置是為帶動攪拌裝置設置的，主要由電機、減速器、聯(lián)軸器和傳動軸等組成；軸封裝置為動密封，一般采用機械密封或填料密封；它們與支座、人孔、工藝管等附件一起，構成完整的結晶反應釜。結晶反應釜是物料混合反應后，夾層內需冷凍水或冷媒水急劇降溫的結晶設備，其關鍵環(huán)節(jié)在于夾層換熱面積的大小，攪拌器的結構形式和物料出口形式，罐體內高精度拋光，以及罐體內清洗無死角的要求來滿足工藝使用條件。結晶反應釜是化工、制藥、食品等行業(yè)的物料混合、加溫、降溫、攪拌等國內過程中的混合反應設備。由于工藝和介質不同，設備的攪拌形式、轉速、加溫和降溫的要求不同。該設備的設計選材、結構和減速機防爆與不防爆要求也不同。從工藝上講：一般情況是要控制結晶過程的溫度和速度，防止降溫面局部過冷造成過飽和結晶。 1.3 基本設計要求 對結晶釜的結構及溫度控制系統(tǒng)進行設計，結構設計和強度計算滿足給定的工藝要求，嚴格按照反應器及壓力容器的相關設計標準和規(guī)范進行設計，主要設計參數(shù)見表1-1。 表1-1 主要設計參數(shù) 項目 反應釜 夾套 操作溫度℃ 190 250 操作壓力MPa 0.8 0.8 物料名稱 催化劑 導熱油 介質粘度 2000cP 物料密度 1000kg/m3 容積m3 8.0 攪拌速度rpm 8.5 12 第2章 晶化反應釜結構設計 2.1 總體結構的確定 2.1.1 確定釜體內徑 由文獻《過程設備設計》表8-5可知幾種攪拌設備筒體的高徑比如表2-1： 表2-1 幾種攪拌設備筒體的高徑比 種類 罐內物料類型 高徑比 一般攪拌罐 液-固相、液-液相 1-1.3 一般攪拌罐 氣-液相 1-2 聚合釜 懸浮液、乳化液 2.08-3.85 發(fā)酵罐類 發(fā)酵液 1.7-2.5 由給定參數(shù)：反應釜內介質為催化劑和導熱油，由表選取高徑比i=2 將釜體視為筒體，由V=(π/4)Di2L，H=2Di則， （2-1） 式中 V———工藝給定容積，m3 本設計書中規(guī)定V=8m3，求得Di=1720mm， 圓整后DN=1800mm。 本文設計的反應釜主要用于結晶反應，物料反應狀態(tài)平穩(wěn)，因此選取反應釜裝料系數(shù)η =0.75。 釜內介質有腐蝕性，材料應選用不銹鋼，計算壁厚超過了 12mm，有違材料選擇的一般原則， 故選用內部為不銹鋼襯里結構，外部為普通碳素鋼，這里所選材料為16MnR(GB6654)。 設計參數(shù)的確定： 操作壓力p： p=0.8MPa； 計算壓力pc： pc=0.85MPa； 許用應力[σ]t： 根據(jù)材料16MnR、t=250℃，查表得[σ]t＝156； 焊縫系數(shù)j： j＝0.85，局部無損探傷； 鋼板負偏差C1： 查表得C1＝0.25mm； 腐蝕裕量C2： C2＝1.0mm（雙面腐蝕）。 2.1.2 封頭的選型 本設計選用標準標準橢圓型封頭，根據(jù)查JB/T 4737-95表4-2 “以內徑為公稱直徑的橢圓封頭的型式和尺寸”得以DN=1800mm的標準橢圓形封頭數(shù)據(jù)為： 直邊高度h1： 25mm 體積VF： 0.8270m3 曲邊深度h2： 450mm 內表面積A： 3.6535m2 圖2-1 橢圓型封頭示意圖 2.1.3 筒體高度H的設計 （2-2） = =3320mm 并根據(jù)高徑比為2，圓整得: H =3500 2.1.4 釜體高徑比和裝料系數(shù)的復核 （2-3） V = VT+VF =8.91+0.827 = 9.73m3 >8m3 （2-4） η = V0 / V = 6÷9.73 = 0.69（2-5） i= = (H+h1+h2)/Di =3500/1800 =1.94 （2-6） 以上均符合條件。 2.2 筒體及封頭厚度的設計 2.2.1 筒體壁厚的設計 表2-2 鋼制壓力容器的焊接接頭系數(shù)φ值 焊接接頭形式 無損檢測比例 φ值 雙面焊對接接頭和相當于雙面焊的全熔透對接街頭 100% 1.00 局部 0.85 單面汗對接接頭沿焊縫根部全長有緊貼基本金屬的墊板 100% 0.90 局部 0.80 由公式設計壁厚 （2-7） 式中： Pc———筒體計算壓力； Di———筒體內徑； [σ]t———設計溫度下圓筒材料的許用應力； j ———焊縫系數(shù)。 代入數(shù)值： = =5.79mm 由HG20580-1998對材料的厚度附加量進行確定，C1=0.25,C2=1 δn=δ+C1+C2+ΔC=7mm （2-8） C=C1+C2=1.25mm δe = δn - C =5.75mm 式中： δe ———有效厚度 δ ———計算厚度 δn ———名義厚度 求得筒體厚度為： (1)筒體計算厚度δ=5.79mm (2)筒體名義厚度δn=7mm (3)筒體有效厚度δe=5.75mm 2.2.2 封頭厚度的設計 由公式計算封頭厚度： （2-9） 代入數(shù)值： = =4.9mm 由HG20580-1998對材料的厚度附加量進行確定，C1=0.25,C2=1 δn=δ+C1+C2+ΔC= 6mm （2-10） C=C1+C2=1.25mm δe = δn - C =5mm 同樣求得封頭厚度為： （1）封頭計算厚度δ1=4.9mm （2）封頭名義厚度δn1=6mm （3）封頭有效厚度δe1=5mm 2.3 筒體及封頭的強度校核 2.3.1 筒體的強度校核 筒體的允許應力： σ = （2-11） 代入數(shù)值： 最大允許工作壓力： [Pw]= （2-12） 式中： [Pw] ]——最大允許工作壓力 [σ]t ——設計溫度下筒體材料的許用應力 代入數(shù)值： [Pw] = ， 故δn = 7mm 符合內壓要求。 2.3.2 封頭的強度校核 封頭最大允許工作壓力： [Pw]= （2-13） 式中： K———橢圓開封頭的形狀系數(shù)，標準橢圓封頭 K=1 代入數(shù)值： = 故 δn1 = 6mm合理。 2.4 外壓校核 2.4.1 筒體外壓校核 P設= 0.85MPa ，夾套長度計算： V’ = VR-—VF ==7.173 求得H’=2.82m，取H’=3000m。封頭直邊高度h0=25mm 外壓計算長度： L = H’ + 25 + = 3175mm L/D0= D0/δe= 查圖GB150-19986-2 由內插法得A=0.0001，查圖 6-5 A 在設計溫度線左側， [p] = （2-14） 所以 δn=7mm不能符合外壓要求，需要重新選擇δn 。 取 δn =22mm，C1=0.25，C2=1 ，δe=δn-C=20.75mm，封頭直邊高度為 h0=40mm。 L = H’+40+3000+40+150=3190mm≈3200mm L/D0= D0/δe=88.88 查圖 GB150-1998 6-2 由內插法得 A=0.0001，查圖 6-5，由內插法得t=2500C時，B=90， [p]= (2-15) 所以 δn=22mm符合要求，確定筒體 δn=22mm。 2.4.2 封頭外壓校核 取 δn =16mm，C1=0.25，C2=1,s C= 14.75mm 根據(jù)《過程設備設計手冊》P127表4-5用內插法查得K1=0.89， R0=K1D0=1612.7mm A= 查圖 GB150 6-5，由內插法得t=2500C 時，B=102.5， [p]= = 所以封頭n=16mm符合外壓要求。為使筒體與封頭焊接處不出現(xiàn)削弱筒體強度的情況，將封頭厚度增加到與筒體厚度一樣，δn =22mm ,仍然符合外壓要求。 至此求得筒體厚度為： （1）筒體名義厚度δn=22mm （2）筒體有效厚度δe=20.75mm 封頭厚度為： （1）封頭名義厚度δn1=22mm （2）封頭有效厚度δe1=20.75mm 因封頭厚度增大至 δn1=22mm 》20mm ，封頭高度取h1=50mm,因此根據(jù)查JB/T 4737-95表4-2 “以內徑為公稱直徑的橢圓封頭的型式和尺寸”得以DN=1800mm、h1=50mm的標準橢圓形封頭數(shù)據(jù)為： 表3-1 封頭尺寸 直邊高度h1 總深度h2 容積VF 內表面積A 50mm 450mm 0.8906m3 3.7949m2 第3章 夾套設計 所謂夾套就是在容器的外側，用焊接或法蘭連接的方式裝設各種形狀的鋼結構，使其與容器外幣形成密閉的空間，在此空間內通入加熱或冷卻介質，可加熱或冷卻容器內的物料。根據(jù)其工況，可選用整體夾套中的 U 型夾套。由于選用導熱油來充當傳熱介質，導熱油本身幾乎沒有腐蝕性，故筒體選用的材料 16MnR 無需進行額外的防腐處理，而夾套選用材料也可避免選用價格昂貴的不銹鋼材料，可以選擇與筒體材料相同的 16MnR 即可。 3.1 確定夾套尺寸 據(jù)容器裝液的液深高度約為2800mm，故夾套筒體高度必須要大2800mm，考慮到液體攪拌時產(chǎn)生漩渦，在此設計夾套筒體高度為3000mm，夾套內工作壓為0.8MPa，其設計壓力定為0.85MPa。夾套內徑與筒體內徑之比： D2/D1≤1.2 （3-1） 式中： D1 ――筒體的內徑； D2 ——夾套的內徑； 因筒體內徑 D1＝1800mm，則夾套內徑應小于2160mm。根據(jù)封頭的公稱直徑，夾套內徑D2?（1900,2000），在此選擇夾套的內徑D2=2000mm，對應的封頭的公稱直徑DN=2000mm。 3.2 確定夾套厚度 可利用筒體厚度計算公式來計算夾套筒體厚度，夾套的材料選用為16MnR,在工作溫度t=2500C 時，16MnR的[σ]t= 156MPa ，無損檢測20%局部探傷，焊縫系數(shù)j=0.85。 = =6.83mm δn = δ + C +△C=10mm ， δe = δn - C=8.75m 夾套筒體的允許應力： σ = 代入數(shù)值： 最大允許工作壓力： [Pw]= = 故δn = 10mm 符合內壓要求。 3.3 確定夾套封頭厚度 確定夾套封頭厚度同樣可以利用封頭內計算公式，材料與夾套筒體相同，選用16MnR，在工作溫度t=2500C時，16MnR 的 [σ]t=156MPa ，焊縫系數(shù)j=1 。 夾套封頭厚度計算： = =5.46mm δ’n = δ’ + C +△C=7mm ， δ’e = δ’n - C=5.75mm。 故封頭可以選用與夾套筒體相同的厚度且符合要求。 表3-1 封頭尺寸 直邊高度h1 總深度h2 容積VF 內表面積A 40mm 500mm 1.1729m3 4.5873m2 3.4 夾套封口錐計算 封頭的下部結構大致如圖3-1： 圖 3-1 夾套下封頭的結構 封口錐的半頂角應為300或450，這里選用450的半頂角。封口錐的轉角半徑就為： 式中： e0――容器外壁至夾套壁中面的距離 ； S2 ――夾套筒體，封口錐的實際壁厚 ； S1 ――攪拌器容器筒體的實際壁厚 ； e0=0.5[(D2+S2)-(D1+2S1)] = ， 所以go 取100合適。 第4章 攪拌器設計 4.1 確定反應釜攪拌器形式 從攪拌操作目的分析攪拌器要求，諸如某過程要求對流循環(huán)好或者某過程要求剪切力強等等到，繼而分析了攪拌器的功能，在此基礎上就可以根據(jù)攪拌目的來選擇攪拌器形式?；蛘邚囊环N攪拌器的功能來判斷它適用于哪些攪拌過程。各種攪拌器過程對攪拌的要求有共性而各種攪拌器的性能也有共性，這樣往往是適于某一種攪拌操作的可能有幾種形式的攪拌器，而同一種攪拌器也可以用于幾種攪拌過程。當然嚴格的說，還是各有所長的，諸如粘度高低、容器大小、轉速范圍等等， 都會影響攪拌器的使用效果。 選型的資料比較多，但是由于影響攪拌過程的因素復雜，各自實驗的重點不同，彼此的結果也有不相一致的地方。如有的資料介紹某種槳型應用范圍窄，而另外的資料則介紹的應用范圍寬。這也說明多數(shù)情況下的選型不是絕對的，使用范圍也是有彈性的。根據(jù)筒體Di=1800mm，轉速 n=85rpm，介質粘度t，即，查《過程設備設計》P330表8-11、8-12綜合分析，晶化反應釜選用多層槳式攪拌器，由分析可選用直葉槳式攪拌器。 4.2 攪拌器位置尺寸關系 攪拌器在攪拌容器中的位置尺寸關系見表4-1 表4-1 攪拌器在攪拌容器中的位置尺寸關系 根據(jù)上表可求得： C=(0.15～0.25) Di； （4-1） C 取 0.25 Di =450mm； Sp=（0.3 ~ 0.4）Di，此處Sp 取0.4Di； 則Sp= 720mm； 查《化工設備設計手冊》表10-1得，直葉槳式攪拌器主要尺寸： 圖4-1 直葉槳式攪拌器簡圖 Dj/Di = 0.35~0.80 ； （4-2） b/Dj = 0.1~0.25 ； （4-3） 取Dj/Di=0.39 ，得Dj= 700mm ; 取b/Dj =0.14 ，得b = 90mm ； 擋板寬度 Wb=Di=150mm ； Sb= 0.2Wb = 30mm ;擋板數(shù)量Zb=4（標準數(shù)量）。 S =Hi-C =3490mm，，故選擇4層攪拌器。 4.3 攪拌功率計算 攪拌器的攪拌功率按下列通用公式計算，即 （4-4） 式中： Po———功率準數(shù) ； K ———功率準數(shù)校正總系數(shù) ； p 介質密度 r1000kg /m3 ， 轉速n = 85rpm = 1.4r / s ，攪拌器圓周速度V = 3.1m / s 。 雷諾準數(shù)： （4-5） 式中： m———介質粘度 ； n———攪拌器的葉輪轉速 ； 代入計算得： =343 （屬于過渡流區(qū)） 根據(jù)《化工設備設計手冊》P860圖10-29查得Po=0.55，由于所選的為同一類型攪拌器，則 P1= P2=P3=P4=0.55 ， 因此得攪拌器功率準數(shù)k： ； k2 《 2.5（用于2個以上攪拌器）此處取k2 = 2.5； ； 單個攪拌器功率為： = 四個攪拌器均相同，則攪拌器總功率為： Ps= 4.4 攪拌器強度計算 攪拌軸的計算主要包括軸的強度和扭轉計算，同時還需對軸撓曲變形校核，以確定軸的最小截面尺寸，保證攪拌軸的安全平穩(wěn)運轉。 4.4.1 攪拌器設計功率 電動機的計算功率： （4-6） 式中： Ps ——攪拌軸軸功率，kW； Pm ——攪拌軸軸封處的磨損功率，kW； h1 —— 攪拌機傳動裝置各零部件的傳動效率； 電動機選擇之前需要進行減速機的選擇，由《過程設備設計》P343 表 8-18 可知，n =85r/min時可選用擺線針齒行星減速機，此減速機h1 介于0.9~0.95，此處選取h1=0.95軸封選用雙端面機械密封。Pm相對于Ps極小，可以忽略不計。 則代入計算得： 電動機功率應大于5kw，減速機選用BLD5.5-3-17 。 每層攪拌器的設計功率： （4-7） 式中： PN ——攪拌功率 h1 ——傳動機械效率 Pm ——電機功率 Z ——攪拌器的數(shù)量 由于介質具有腐蝕性，攪拌器的材料選用不銹鋼OCr18Ni 9 ，其[σ]t=520MPa. 4.4.2 攪拌器槳葉彎曲許用應力 [σ] = （4-8） 表4-2 安全系數(shù)nb 材料 不銹鋼 鑄不銹鋼 碳鋼 鑄鋼 鑄鐵 nb 3.5 5 3 4.2 8 因為攪拌器的材料選用不銹鋼，則此處取nb=3.5。 4.4.3 槳葉根部彎曲許用應力 (1) 所受的彎矩M1： （4-9） (2) 抗彎斷面模數(shù)： （4-10） 式中： b ———槳葉寬度 ； ZB ———槳葉上的螺栓個數(shù)； db ———螺栓的螺紋大徑； 根據(jù)攪拌器寬度b= 100mm ，單個攪拌器上螺栓數(shù)為ZB=4 ,δn=16mm ， δe = 16 -C=14.75mm。 （3）彎曲應力σ1 =149MPa （4-11） 攪拌器槳葉強度符合要求。 4.5 攪拌軸的設計與校核 根據(jù)減速機的出軸軸徑選擇對應的安裝底蓋與機架，由于攪拌軸過長，應選用單跨軸結構，具有底軸承，選用單支點支架。 軸的受力計算長度： L =L罐體 +h1 +h2 +h安裝底盤 +h機架＋h底軸承 = 4765mm 第一層攪拌器距圖紙上點 A（上凸緣聯(lián)軸器） 距離L1 = 4565mm ； 第二層攪拌器距圖紙上點 A 距離L2 = 3845mm ； 第三層攪拌器距圖紙上點 A 距離:L3 = 3125mm ； 第四層攪拌器距圖紙上點 A 距離:L4 = 2405mm ； 4.5.1 攪拌軸的機械計算 按扭轉變形計算攪拌軸的軸徑 受扭轉變形控制的軸徑d1由以式4-12計算，即 （4-12） 式中 [ g[γ]———軸的許用扭轉角，(o)/m，,對于單跨軸, [γ]=0.7o/m； Mmax———攪拌軸傳遞的最大扭矩， (4-13) 選用非空心軸，N04=0，G=7.4×104MPa。 計算軸徑d1： （本設計初選70mm） 根據(jù)攪拌軸軸徑計算扭轉角γ： （4-14） 4.5.2 根據(jù)臨界轉速核算攪拌軸軸徑 攪拌軸的有效質量的計算: 對單跨軸： （4-15） =21.2kg 剛性攪拌軸的攪拌器有效質量等于攪拌器自身質量加上攪拌器附帶的液 體質量，其計算公式為： kg （4-16） 式中： ―――第個攪拌器直徑，mm； ――第個攪拌器的槳葉寬度，mm； ――第個攪拌器的附加質量系數(shù) 查《化工設備設計手冊》表10-41得，此處； 各層攪拌器均為同型式攪拌器，有效質量均相等，則每一個攪拌器 質量kg 攪拌軸的臨界轉速的計算: 為了延長攪拌設備的壽命，避免軸和設備的損壞，需要從彈性振動方面驗算轉軸，尤其是高速轉軸，所謂從彈性振動方面來驗算轉軸，是指求出轉軸的臨界速度，從而選定軸系的尺寸，使由轉軸所產(chǎn)生的振動得以減少或消除。 當軸的轉速達到軸的自振頻率時，軸會發(fā)生強烈的振動，并出現(xiàn)很大的彎曲現(xiàn)象，引起這種現(xiàn)象的轉軸速度，叫做轉軸的臨界速度。對應于這個速度的軸的轉數(shù)，就叫做臨界轉速。假如軸的轉速保持在臨界轉速或相近于它的那個危險范圍以內，則軸的撓度將迅速增大，以致達到使軸發(fā)生破壞的程度。但如能把軸的轉數(shù)迅速提高，轉軸即可安全越過這個危險速度。在軸轉數(shù)超過臨界轉數(shù)后，振動迅速減小，轉軸又重新恢復穩(wěn)定。 對于單跨軸： （1）軸的有效質量在中點處的相當質量按下式計算 （4-17） （2）第一層攪拌器在中點處的相當質量 （4-18） （3）第二層攪拌器在中點處的相當質量 （4）第三層攪拌器在中點處的相當質量 （4）第四層攪拌器在中點處的相當質量 （5）在s點處所有相當質量的總和： （4-19） 代入數(shù)值得 （6）軸的臨界轉速 r/min （4-20） 代入數(shù)值得 通過臨界轉速校核軸徑合格。根據(jù)減速機的出軸軸徑以對應的攪拌軸軸徑搭配，設計選擇d1= 60mm。 4.5.3 按強度計算攪拌軸的軸徑 攪拌軸軸徑的強度計算公式4-21 （4-21） 式中： ――攪拌軸材料的許用剪應力， （此處）； ――攪拌軸材料的抗拉強度，； ――攪拌軸的扭矩和彎矩同時作用下的當量扭矩，N·m； （4-22） 式中： ――攪拌軸的扭矩，N·m； （N·m） （4-23） 帶入計算得： ――攪拌軸的彎矩總和，N·m； 4.5.4 由徑向力引起的軸的彎矩MR計算 (1)單跨支承攪拌軸的徑向力彎矩為 （4-24） (2)第個攪拌器上的流體徑向力 （4-25） 式中： ――流體徑向力系數(shù)； 直葉槳式攪拌器的 K 用以公式4-26計算： K1=K1’K1uK1bK1eK1i (4-26) 式中 K1’——基本流體徑向力系數(shù)； K1u——物料粘度修正系數(shù)； K1b ——攪拌容器內平直擋板數(shù)的修正系數(shù)； K1e ——攪拌器偏心安裝修正系數(shù)； K1i ——攪拌器容器內件修正系數(shù)； 以上各系數(shù)根據(jù)《化工設備設計手冊》P889表10-44得： K '=0.15，K1u= 0.06，K1b = 1，K1e= 1，K1i = 1 代入計算： K1=K1’K1uK1bK1eK1i=0.15 × 0.06 = 0.09 (3) Mnqi———第i 個攪拌器功率產(chǎn)生的扭矩 Mnqi= （4-27） 式中： Pqi———第i個攪拌器的設計功率，kW； Dji———第i層攪拌器的直徑，mm： 因每個攪拌器功率產(chǎn)生的扭矩都一樣， Mnq1=Mnq2=Mnq3=Mnq4= 則每個攪拌器上的流體徑向Fhi也相等， Fh1=Fh2=Fh3=Fh4= (4)攪拌軸與各層攪拌器的組合質量mw： 對于單跨軸： (4-28) 式中： mL———攪拌軸的質量 (4-29) (5)攪拌軸與各層攪拌器組合質量偏心引起的離心力 對于單跨軸: (4-30) 式中 的初值對剛性軸 攪拌器的許用偏心距（在組合的重心處） 式中： ――攪拌軸轉速，r/min； ――平衡精度等級mm/s； 一般情況： G=6.3mm/s； 代入計算： （6）攪拌軸與各層攪拌器的質量的重心距軸承的距離 對于單跨軸 （4-31） 代入數(shù)值得 mm 將上式結果代入式5-24得 (7)由軸向力引起的攪拌軸彎矩MA M A的粗略計算： 當 P ≥2MPa 或軸上任一攪拌器的 θ= 0 時，取 M A = 0.2 M R 當 P < 2MPa 或軸上任一攪拌器的 θ= 0 時，取 M A = 0 因為 Pc = 0.85 < 2MPa ，故近似M A = 0 ，則 (4-32) （8）按強度計算攪拌軸的直徑： mm<70mm 故攪拌軸選直徑為70mm符合要求。 4.6 攪拌器其它部件 4.6.1 機架 機架是攪拌釜中的重要設備，攪拌設備的傳動裝置是通過機架安裝在攪拌設備封頭上面的，機械密封也是安裝在機架下方的空間中的，機架上還帶有軸承盒，通過軸承來固定軸，是整個攪拌釜能正常工作的關鍵。因為反應釜的攪拌軸的長度超過了 2m,需選用單跨軸，所以支座選用單支點支座，如圖4-2所示： 圖 4-2 公稱直徑200、250、300mm的A型單支點機架 在攪拌軸的計算中通過其計算功率選擇了減速機的型號為：BlD5.5 -3 -17，減速機是安裝在機架的上部的，需要與接板與機架相連。通過攪拌軸的校核，得到了攪拌軸的軸徑為60mm ，根據(jù)這個來選擇適當?shù)臋C架。攪拌軸被設計成了單跨軸的形式，機架可選擇單支點機架，即機架上只有一個軸承盒的位置，在設計攪拌軸時，設計了機械密封為不帶內置軸承的雙端面機械密封，因此，機架也就相應的選擇了與機械密封相對應的 A 型單支點機架。機架上的軸承選擇角接觸軸承，型號為：角接觸軸承7217ACJ 。 4.6.2 軸封 機械密封是一種功率小、泄漏率低、密封性能可靠、使用壽命長的旋轉軸密封，被廣泛地應用于各個技術領域。與填料密封相比，機械密封的泄漏率大約為填料密封的 1%，功率消耗約為填料密封的 30%。機械密封在運轉時，除了機械密封自身的浮動補償環(huán)上的輔助密封則伴隨浮動環(huán)沿軸表面作微小的軸向移動，故對軸或軸套的磨損是微不足道的。因而可免去軸或軸套的維修。由于機械密封有很多優(yōu)點，因此，在泵、攪拌設備、壓縮機上已大量使用。根據(jù)國內目前情況，攪拌設備采用的機械密封，其操作壓力為12 MPa ，最大軸徑為300 mm 。 據(jù)資料介紹，國外機械密封已應用到：壓力范圍從1.3′10-3 MPa 的高真空到25MPa ，軸轉速從每小時數(shù)轉到每分鐘 50000 轉或更高一些，滑動速度可超過100m /s ，最大軸徑（軸套直徑）為500mm ，使用溫度可從2000C ~450oC軸封是攪拌設備的一個重要組成部分。轉軸密封的形式很多，最常用的有填料密封、機械密封、迷宮密封、浮動環(huán)密封等。攪拌器軸封的任務是保證攪拌設備內處于一定的正壓或真空以及防止反應物料泄出和雜質的摻入，故不是所有的密封都能用于攪拌軸的密封。常用在攪拌釜上的有填料密封和機械密封。 本設計選用了機械密封，型號為 2004 型，不帶內置軸承的雙端面軸承。因為機械密封比填料密封更可靠，使用壽命更長，且泄漏率大約只是填料密封的百分之一，是一種很有發(fā)展前途的密封技術。 第5章 反應釜其他附件及開孔補強計算 5.1 工藝接管的設計 5.1.1 管法蘭的確定 化工容器及設備，往往由于工藝操作等原因，在筒體和封頭上需要開一些各種用途的孔。?接管和法蘭是用來與管道和其他設備連接的。標準管法蘭的主要參數(shù)是公稱直徑和公稱壓力。?接管的伸長度一-般為從法蘭密封面到殼體外徑為150mm。?液體出料管的設計主要從無料易放盡、阻力小和不易堵塞等原因考慮。另外還要考慮溫差應力的影響。 攪拌設備由于工藝操作的原因，需要進行開孔或設有接管。管法蘭標準應參見HG/T20592。 最終選用四種類型，共12件法蘭規(guī)格如下（其用途名稱及安排方式見晶化反應釜裝配圖）： 1.帶頸對焊法蘭：HG20592-97 WN80-3RF Pn=1.0。數(shù)量4件。 2.帶頸對焊法蘭：HG20592-97 WN50-3RF Pn=1.0。數(shù)量4件。 3.帶頸對焊法蘭：HG20592-97 WN100-3RF Pn=1.0。數(shù)量1件。 4.帶頸對焊法蘭：HG20592-97 WN80-3RF Pn=1.0。數(shù)量2件。 帶頸對焊法蘭結構簡圖如圖5-1所示： 圖5-1 帶頸對焊法蘭圖 密封面為突面（RF）結構簡圖如圖5-2所示： 圖5-2 突面法蘭 5.1.2 密封面尺寸 ??突面法蘭的密封面尺寸根據(jù)圖5-2和表5-1的規(guī)定；突面法蘭的密封面尺寸f、fz包括在法蘭厚度C內。 表5-1 突面法蘭的密封面尺寸 5.2 接管墊片尺寸及材質 因為法蘭選用突面法蘭RF型，所以墊片應與之配合也選用突面RF型，根據(jù)HG/T20606-2009得墊片結構如圖5-3： 圖5-3 突面RF型墊片 尺寸如表5-2： 表5-2 突面RF型墊片尺寸 公稱通徑DN 墊片內徑D1 墊片外徑D2 墊片厚度T 包邊寬度b 50 61 96 1.5 3 80 89 132 1.5 3 100 115 152 1.5 3 5.3 法蘭、墊片、螺栓、螺母、墊圈的材料 根據(jù)型平焊法蘭、工作溫度≤110℃的條件，由法蘭、墊片、螺栓、螺母材料匹配表進行選材，結果如表5-3所示。 表5-3 法蘭、墊片、螺栓、螺母材料 法蘭 墊片 螺栓 螺母 墊圈 16MnR 耐油橡膠石棉 40MnB 35 100HV 5.4 人孔的設計 為了安裝、檢修操作的方便，需在容器頂部封頭上開一個人孔或手孔，當Di>1000mm時，需設一人孔。選用回轉蓋不銹鋼人孔HGJ 505-86，其結構圖如圖5-4所示： 圖5-4 人孔示意圖 5.5 視鏡的選型 本設計選用4個=80mm的視鏡。其結構如圖5-5： 圖5-5 視鏡結構示意圖 表5-4 視鏡材料 件號 名稱 數(shù)量 材料 不銹鋼 1 視鏡玻璃 1 鋼化硼硅玻璃（HGJ 501-86-0） 2 接緣 1 1Cr18Ni9Ti 3 襯墊 2 Pg10 4 壓緊環(huán) 1 A3 5 螺柱 6 A3(GB897-76) 6 螺母 6 A3(GB52-76) 5.6 支座的選型與校核 5.6.1支座的選型及尺寸設計 夾套反應釜多為立式安裝，最常用耳式支座。標準耳式支座（JB/T4735-92）分為A型和B型兩種。當設備需要保溫或直接支承在樓板上是選B型，否則選A型。本設計選耳式A型支座，支座材料為Q235-A 與夾套筒體材料不同，支座數(shù)量為4個，支座號為7，其結構如圖5-6所示： 圖5-6 支座示意圖 A型耳式支座尺寸參數(shù)如表5-6： 表5-5耳式支座尺寸 允許載荷（Q/KN） 適用容積公稱直徑DN 高度H 底板 筋板 墊板 l1 b1 δ1 s1 l2 b2 δ2 l3 b3 δ3 e 200 1700~3400 480 375 280 22 130 300 300 14 600 480 14 70 5.6.2 反應釜支座型式強度校核計算 設定支座和型號與數(shù)目，計算出一個支座承受的載荷Q，當采用4個耳式支座來支承這臺容器時，每個支座實際承受的載荷應按下式計算： ； (5-1) 式中： ――設備總質量（包括殼體及其附件，內部介質及保溫層的質量），kg； G――重力加速度，取 g=9.81m/s； ――偏心載荷，N； K――不均勻系數(shù)，安裝三個以上支座時，k=0.83； n――支座數(shù)量； h――水平力作用點至支座地板之間的距離，mm； ――偏心距，mm； f――螺栓分布圓直徑，由以下公式計算 ； (5-2) P——水平力，取水平地震力和水平風載荷二者中的大值；和分別按下列而是計算： (5-3) (5-4) 式中： ――地震系數(shù)，對應8級地震選取0.45 ――風壓高度變化系數(shù) ――10米高處基本風壓值，N/m ――容器外徑，有保溫層時取保溫層外徑，mm； ――容器總體高度，mm； 先確定式中所需各值： （1） 設備的總質量=9154kg桶內流體質量（假設為水）+2929kg筒體質量+1959kg封頭質量+1526kg夾套質量+1012kg夾套封頭質量+600kg攪拌器及各附件質量=17180kg ， 約為17200kg 。 （2）支座數(shù)目選擇 n=4 ； （3）不均勻系數(shù)k取0.83 ； （4）偏心載荷=0 （5）水平力取和之大者 ①地震載荷： 風壓高度變化系數(shù) 根據(jù)《化工設備設計手冊》通過內插法得，高度在6.4mm 時的值為 0.58；10m高度處的基本風壓值按在城市郊區(qū)的基本風壓計算，取值550N / m2 ； ②風載荷： 求得23.9kN （6）螺栓分布圓直徑f的計算： 每個支座實際承受的載荷為： 選定支座 A7 的允許載荷[Q]=200kN，[Q]>Q，支座符合許用載荷要求。 由于支座反力Q不通過容器筒壁的中面，所以Q力在支承筒體的同時，還對筒體作用有外力矩 M，其值可按式5-5計算； k N·m (5-5) 代入數(shù)值得 由JB/T 4712.3-2007《容器支座第3部分：耳式支座》可查得支座處殼體的允許外壓[M]，夾套殼體厚10mm ，公稱直徑為2000mm ，內壓為0.85MPa ，查得其[M]為 33.68 kN?m 。所以，所選擇支座能承載，符合要求。 34 5.7 補強及補強方法判別 5.7.1 補強判別 根據(jù)表5-7，允許不另行補強的最大接管外徑為48mm。本開孔外徑遠大該值，故需另行考慮其補強。 表5-6 接管厚度選取 接管公稱 外徑 32 38 45 48 57 65 76 89 最小厚度 4.0 5.0 6.0 7.0 所選接管的最小厚度不能達到不另行補強的要求，故接管都需要計算以確定是否需要額外補強措施。 5.7.2 等面積補強計算 夾套筒體： dn = 10mm,C =C1 +C2 = 1.25;上封頭dn = 16mm,C =C1 +C2 = 1.25 人孔：Dn=500mm,dn= 6mm,C =C1+C2=0.8mm d ￡ DN = 80mm 的法蘭： d = 82.6mm,dn = 4mm,det 3.2mm 5.7.3 允許開孔的范圍 圓通上開孔限制，當其內徑Di <1500mm時，開孔最大d ￡ 520mm ； 當其內徑 D 3 1500mm 時， 開孔最大直徑 d ￡, 且d ￡ 1000mm 。 在夾套筒體上的導熱油進出口接管管徑89mm，但壁厚過小，不符合允許開孔范圍。 凸形封頭或球殼上開孔最大直徑d ￡。封頭處安裝所用接管與人孔d<900mm ， 符合允許開孔范圍。 · 5.7.4 所需最小補強面積A對于受內壓的圓筒或球殼 A =dd+ 2ddet (1-fr ) (5-6) 式中 A——開孔削弱所需要的補強面積，mm； d——開孔直徑，mm； d——殼體開孔處的計算厚度，mm； det ——接管的有效厚度， f r ——強度削弱系數(shù)， 等于設計溫度下接管材料與殼體材料許用應力之比，接管材料實為0Cr18Ni9， 在 t=250 o C 時，[d]=105MPa ，筒體材料為 16MnR,在 t=250oC，[d]=134M P fr= 人孔所需最小補強面積： A =dd+ 2ddet (1-fr ) = 512 ′ 5 + 2 ′ 5′ 5.2 ′(1- 0.75)= 2571mm2 DN = 80mm 的法蘭所需最小補強面積： A =dd+ 2ddet (1-fr ) =82.6 ′ 5 + 2 ′ 5′ 3.2 ′(1- 0.78)= 420mm2 DN = 100mm的法蘭所需最小補強面積： A =dd+ 2ddet (1-fr ) =102.6 ′ 5 + 2 ′ 5′ 3.2 ′(1- 0.78)= 520mm2 Dn = 50mm的法蘭所需最小補強面積： A =dd+ 2ddet (1-fr ) =51.6 ′ 5 + 2 ′ 5′ 2.8′(1- 0.78)= 264mm2 5.7.5 有效補強范圍 在殼體上開孔處的最大應力在孔邊，并隨離孔邊距離的增加而減少。如果在離孔邊一定距離的補強范圍內，加上補強材料， 可有效降低應力水平。 B=2d,B=d+2dn+2det，B取二者中較大