0008-DN1200氨吸收塔設計（CAD圖+論文+翻譯）

0008-DN1200氨吸收塔設計（CAD圖+論文+翻譯）,dn1200,吸收塔,設計,cad,論文,翻譯 機械工程學院畢業(yè)設計 目錄 目錄 1 引言 1 第一章 工藝計算 2 1.1吸收劑用量及吸收溶液深度 2 1.1.1惰性氣體流量 2 1.1.2 最小氣液比 2 1.1.3最小吸收劑用量 4 1.1.4吸收液濃度 4 1.2泛液速度 4 1.2.1 塔頂混合氣體平均分子量 4 1.2.2填料的選擇 5 1.2.3泛點氣速 5 1.3塔徑的估算 7 1.4液體噴淋密度的驗算 7 1.5填料層高度的計算 8 1.5.1傳質單元數(shù)的計算 8 1.5.2傳質單元數(shù)的計算 8 1.5.3填料層的分段 10 1.5.4填料層壓降的計算 10 第二章 塔結構的設計 12 2.1塔內件及附件的選擇 12 2.1.1除沫器的選擇 12 2.1.2填料支承裝置的選擇 12 2.1.3液體分布器 13 2.1.4液體再分布器 14 2.1.5 裙座結構設計 15 2.1.6 人孔的設計與選擇 16 2.1.7塔吊柱的選擇 16 2.1.8接管的選擇 19 2.1.9 接管法蘭的選擇 19 2.1.10壓力容器法蘭的選擇 20 第三章 塔的設計及強度校核 21 3.1塔體和封頭的厚度計算 21 3.1.1材料的選擇 21 3.1.2筒體厚度的確定 21 3.1.3封頭壁厚計算 22 3.2塔體載荷分析 23 3.2.1質量載荷 23 3.2.2自振周期的計算 24 3.2.3塔體的風載荷及風力矩 25 3.2.4地震載荷與地震彎矩的計算 27 3.3塔體的強度及穩(wěn)定性校核 31 3.3.1 塔體的軸向應力 31 3.3.2 軸向應力校核 31 3.4 裙座的強度及穩(wěn)定性較核 32 3.4.1裙座各危險截面的校核 32 3.4.2焊縫強度的校核 33 3.5裙座基礎環(huán) 33 3.5.1 基礎環(huán)內外徑確定 33 3.5.2基礎環(huán)的厚度設計 34 3.6地腳螺栓計算 35 3.7水壓試驗時塔的強度和穩(wěn)定性驗算 35 第四章 開孔和開孔補強設計 36 4.1開孔及補強說明 36 4.2 開孔補強設計計算 41 4.2.1 封頭開孔補強設計計算 41 4.2.2人孔開孔補強設計計算 43 第五章 主要制造工藝 45 5.1 橢圓封頭部件的制造 45 5.2筒節(jié)的主要制造工藝 45 5.3總裝 46 5.4 主要件的熱處理 47 5.5主要檢驗要求 47 參考文獻： 48 附錄一 外文原稿： 49 附錄二 外文翻譯： 56 謝 辭 62 2 引言 在化工、煉油和石油化學工業(yè)生產中,塔設備作為分離過程工藝設備,在蒸餾、精餾、萃取、吸收和解吸等傳質單元操作中有著重要的地位。據(jù)統(tǒng)計，塔設備無論其投資費用還是所消耗的鋼材重量，在整個過程設備中所占的比例都是相當高，在化工與石油化工行業(yè)投資比例在20-25%，化纖行業(yè)約占45%。若就單元裝置而論,塔設備所占比重往往更大,例如在成套苯蒸餾裝置中,塔設備所占比重竟高達75.7%。此外,蒸餾用塔的能量耗費巨大,也是眾所周知的。故塔設備對產品產量、質量、成本乃至能源消耗都有著至關重要的影響。因而強化塔設備來強化生產操作是生產、設計人員十分關心的課題。在70年代以前，板式塔占據(jù)據(jù)對對優(yōu)勢，隨著石油化工的發(fā)展，填料塔日益受到人們的重視，填料塔具有結構簡單、壓降小，且可用各種材料制造等優(yōu)點。在處理容易產生泡沫的物料以及用于真空操作時，有其獨特的優(yōu)越性。過去由于填料本體及塔內構件的不完善，填料塔大多局限于處理腐蝕性介質或不適宜安裝塔板的小直徑塔。近年來由于填料結構的改進，新型的高效、高負荷填料的開發(fā)，既提高了塔的通過能力和分離效能，又保持了壓降小及性能穩(wěn)定的特點。在某些場合，還替代了傳統(tǒng)的板式塔。隨著新型塔填料的相繼開發(fā)和應用，填料塔的優(yōu)點更顯突出，應用范圍日益擴大，性能優(yōu)良的填料塔以大量的應用于工業(yè)生產中。 本設計在段小林老師的悉心指導下從2011年1月6日開始，經(jīng)歷了資料收集、設計方案論證及確定、圖紙的設計、設計說明書的編寫等過程。通過這次設計讓我們了解了填料塔設備生產工藝的全過程，在過程設備的設計和制造上得到了鍛煉，進一步鞏固了專業(yè)知識，加強了和同學的知識交流，是大學四年所學知識的一次檢驗總結和鞏固。 限于本人水平、實踐經(jīng)驗以及其他因素，本設計必定存在很多不足，望各位老師、同學批評指正。 第 49 頁 共 62 頁 第一章 工藝計算 1.1吸收劑用量及吸收溶液深度 1.1.1惰性氣體流量 V＝(1－0.1)= (1-0.1) =350.4 1.1.2 最小氣液比 按設計條件中的平衡數(shù)據(jù)： 表1.1.1 氨溶夜的溫度 / 氨在溶液中的濃度 /（kmol ） 氨在氣相中的平衡濃度 /（kmol/kmol 空氣） 20 0 0 23.5 0.005 0.056 26 0.01 0.010 29 0.015 0.018 31.5 0.02 0.027 34 0.025 0.04 36.5 0.03 0.054 39.5 0.035 0.074 42 0.04 0.097 44.5 0.045 0.125 47 0.05 0.156 在X－Y坐標圖上繪平衡曲線，如圖1.1.1所示 圖 1.1.1 Y1＝＝0.11 Y2＝Y1（1－η）＝0.111（1－0.95）＝0.00556 可從圖1.1.1中查得 Y1＝0.111時的X值 X＝0.0425 故得最小氣液比()===2.48 1.1.3最小吸收劑用量 故最小吸收劑用量L=()V＝2.48×350.4＝869 而吸收劑用量為其最小用量的1.1倍，可得吸收劑用量 L＝1.1 L=1.1×869=955.9 1.1.4吸收液濃度 從全塔范圍內氨的衡算 = 即：＝ 1.2泛液速度 按塔頂情況計算。為了方便，操作溫度、壓強取平均會值。 氣體千摩爾流量 Vv= =×=352.4 1.2.1 塔頂混合氣體平均分子量 M=MY+M 式中 Ma—空氣平均分子量， Ma=28.84 MNH3—氨氣平均分子量， MNH3=17.03 Ya,2—塔頂混合氣中空氣濃度，摩爾分率 Ya,2==0.9943 YNH3,2—塔頂混合空氣中氨氣的濃度，摩爾分率 YNH3,2＝＝0.0057 故得M＝28.84×0.9943+17.03×0.0057＝28.77 氣體密度ρV== 液體密度ρl=992.2 液體粘度＝1.004 mPa·s 1.2.2填料的選擇 經(jīng)比較，選取選用Φ50金屬鮑爾環(huán) 表1.2.1 Φ50金屬鮑爾環(huán)特性數(shù)據(jù) 外徑 高×厚 比表面積a 空隙率 個數(shù) 堆積密度 干填料因子a/3 濕填料因子Φ/m-1 /mm×mm /m2m-3 /m3m-3 /個·m- /kg·m-3 /m-1 /m-1 50 50×1 112.3 0.949 6500 395 128 130 1.2.3泛點氣速 用貝恩—霍根關聯(lián)式計算 式中 u—泛點空塔氣速，m/s; G—重力加速度，m/s2; a/—干填料因子，m-1; ,—氣相，液相密度，kg/m3; —液相黏度，cP; L,G—液相，氣相流量 kg/h； A—常數(shù)，見表1-2； —填料空隙率； 表1.2.2 由已知得，g=9.81 kg/s2, a/=294m-1, =1.12 kg/m3 , =992.2 kg/m3 =1004×10-6Pa·s , L=17206.2 kg/h , G=10138.5 kg/h 填頂氣體的質量流量 WV=Vv·Mm,2=352.4×28.77=10138.5 kg/h ; 吸收劑是純水，其質量流量為 WL=L=955.9×18=17206.2 kg/h 。 代入數(shù)據(jù)得： 解得 u=3.6 m/s 1.3塔徑的估算 按經(jīng)驗，適宜空塔氣速u為泛點氣速u的50%～85%， 取70% 70% u=0.7×3.6=2.52m/s 塔徑D＝==1.18m . 圓整后塔徑取1200mm . 核算空塔氣速 u===2.45m/s=68% u 符合要求。 1.4液體噴淋密度的驗算 U= 式中U — 液體噴淋密度，m3/(m2·h) ; LK — 液體噴淋質量， m3/h ; D — 塔料塔直徑， m ; 為使填料能獲得良好的濕潤，塔內液體噴淋密度應不低于某一極限值，此極限值稱為最小噴淋密度，以U表示。 對于散裝填料，其最小噴淋密度通常采用下式計算，即 U=(L)·at 式中U — 最小噴淋密度，m3/(m2·h) ; (L)— 最小濕潤速率，m3/(m·h) ; At — 塔料的總比表面積，m2/m3 ; 對于直徑不超過75mm的散裝填料，最小濕注速率(L)為0.08m3/(m·h) 則U=0.08×112.3=8.984 m3/(m·h) 而L==17.34 m3/h ; 實際液體噴淋密度U＝==15.4 m3/(m·h)> U 故滿足最小噴淋密度的要求。 1.5填料層高度的計算 1.5.1傳質單元數(shù)的計算 Z＝HOGNOG＝ ； 傳質單元高度的計算 V＝350.4 kmol/h ; KY=200 kmol/(m3·h) ; 所以傳質單元高度Hog===1.55 m ; 1.5.2傳質單元數(shù)的計算 根據(jù)（X1,Y1）和（X2，Y2）在圖中作操作線，從圖讀出若干塔截面上的推動力 （Y－Y），并算出相應的，其結果列于下表 表1.5.1 Y Y× Y－Y× 0.0056 0 0.0056 180 0.01 0.0015 0.0085 117.6 0.02 0.004 0.0016 62.5 0.03 0.008 0.0215 46.5 0.04 0.013 0.027 37.0 0.05 0.021 0.029 34.5 0.06 0.027 0.033 30.3 0.07 0.036 0.034 29.4 0.08 0.047 0.033 30.3 0.09 0.059 0.031 32.2 0.10 0.075 0.025 40.0 0.111 0.0915 0.0915 51.3 標繪Y與的關系曲線，如圖1.5.1所示。此關系曲線與Y＝Y1，Y＝Y2和 ＝0之間的面積為積分值。 圖1.5.1，圖解積分法求傳質單元數(shù) 由圖知該面積為4.8，即NOG＝4.8 。 故得填料層高度為 Z＝HOGNOG＝1.55×4.8＝7.44 m 。 根據(jù)經(jīng)驗公式，填料層的設計高度一般為Z’=(1.2～1.5)Z 式中 Z’— 設計時的填料高度 ； Z — 工藝計算得到的高度 ； 因此 Z’＝1.2Z＝1.2×7.44＝8.9 m 所以取填料層高度為9 m 。 1.5.3填料層的分段 液體沿填料層下流時，有逐漸向塔壁方向集中的趨勢，形成壁流效應。壁流效應造成填料層氣液分布不均勻，使傳質效率降低。因此，設計中，每隔一定的填料層高度，需要設計液體收集分布器，即將填料層分段。 對于散裝填料，一般推薦高度見表，表中的h/D為分段后高度與塔徑比，h為允許的最大填料層高度 散裝填料分段高度推薦值 表1.5.2 填料類型 h/D H/m 拉西環(huán) 25 4 矩鞍環(huán) 5～8 6 鮑爾環(huán) 5～10 6 階梯環(huán) 8～15 6 環(huán)矩鞍 5～15 6 取每段填料層高度為4.5m，分兩段。 1.5.4填料層壓降的計算 查表得填料因子＝130 m-1 ； 液相密度校正系數(shù) ＝＝＝1 ； 操作空塔速度 u==2.45 m/s ； 橫坐標 ＝＝0.058 ； 縱坐標 ＝ ＝0.022 （計算縱坐標時用u代替u） 由Eckert壓降通用關聯(lián)圖查知 圖1.5.3 單位壓降=11×9.8=107.8 Pa/m(填料) 小于500Pa/m（填料）。 因此滿足要求。 所以全塔填料層壓降＝9×107.8 Pa=970.2 Pa 。 第二章 塔結構的設計 2.1塔內件及附件的選擇 2.1.1除沫器的選擇 出塔除霧沫器，選用絲網(wǎng)絲除沫器，固定在兩塊柵格板間構成。絲網(wǎng)層厚度一般取100 ㎜～150 ㎜。選用100 ㎜ 標準型（N型） 其物性如下 表2.1.1 堆積密度/kg·m-3 空隙率/% 比表面積 K 使用條件 144 98 279～295 0.107～0.116 所有場合 絲網(wǎng)除霧裝置直徑D1由允許氣速決定的。最大允許氣速可按如下經(jīng)驗公式計算： U=K ； 式中U — 最大允許氣速 m/s ； 、 — 滴和氣體密度 ； K — 經(jīng)驗系數(shù) ； U=0.11×=3.27 m/s ； 而空塔操作氣速u=2.45m/s=74.9% U 滿足操作氣速在75% ～ 85% U要求 2.1.2填料支承裝置的選擇 選用由扁鋼焊制的柵板作為填料的支承。 由于塔徑較大，選用分塊式柵板。柵板由焊死在塔壁上的支承圈支持。且塔徑>900mm,因此需在支承圈下設加強肋板。填料支承結構尺寸見下表 表2.1.2 塔徑 Dg 填料 環(huán)直徑 柵板尺寸 支承裝置 允許填料高度 D H×s t 支承圈寬×厚 肋板數(shù) 1200 50 800 60×10 50 60×10 厚S＝10 6 6Dg 圖2.1.1 2.1.3液體分布器 當塔徑范圍為DN≤1200mm，最常用是盤式液體分布器 圖2.1.2 2.1.4液體再分布器 填料塔中，當填料層比較高時，塔中心處的填料常不能被濕潤，被稱為“干錐”現(xiàn)象。為消除此現(xiàn)象，常將填料層分段，層間設置液體再分布器。如下圖所示一種應用最廣的截錐式再分布器。它的設計尺寸參考表。 表2.1.3 傾角 70～90 高 h 10～20%Dg 錐口徑D1 70%Dg 錐壁厚s 3～4㎜ 圖2.1.3 2.1.5 裙座結構設計 1.裙座的形式：考慮到加工，制造方便，采用圓筒型； 2.材料：選用Q235-B； 3.裙座與塔體的連接：焊接接頭采用對接式，如下圖 圖2.1.4 4裙座檢查孔：采用B型長圓形孔； 5地腳螺栓座：包括蓋板、墊板和筋板及基礎環(huán)。詳見裙座部件圖； 6.裙座排氣孔、接管引出孔以及其他結構詳見總裝圖和裙座部件圖。 2.1.6 人孔的設計與選擇 根據(jù)中華人民共和國行業(yè)標準《鋼制手孔和人孔》 選用“回轉蓋板式平焊法蘭人孔” （HG/T 21516-2005） 其形式如下 圖2.1.5 2.1.7塔吊柱的選擇 吊柱的方位和回轉半徑S應能使吊柱經(jīng)人工推轉使經(jīng)過吊柱垂線可以轉到人孔附近，還可以使吊鉤垂線轉到平臺外，以便將塔內件從塔平臺外的場地上吊到塔平臺上人孔處或從塔平臺上的人孔處吊到塔平臺外的場地上。因此吊柱的方位首先取決于人孔的方位。人孔方位是由管道專業(yè)根據(jù)設備布置和配管要求來確定的。 根據(jù)《壓力容器與化工設備實用手冊》選用HG 5-1373-80-15吊柱 其基本參數(shù)如下： S=900，L=3400，H=1000，=159×10，R=750，e=250,l=110,重量234㎏ 圖2.1.6 吊桿料為20號無縫鋼管，其他材料為A3F鋼。支座墊板材料與塔體材料相同。吊柱下端支承結構采用橢圓形封頭。 吊桿以整根管子作為計算依據(jù)的。若管子長度不夠需要拼接時，應符合以下要求： 1.只許拼接一處。 2．拼接位置只能在下圖所示B至C，E至W之間。 3. 焊接結構按圖所示。焊縫系數(shù)取0.9. 圖2.1.7 封板 用管子制作的的吊柱都焊有端封板，以防止雨水灌入引起生銹。封板上方開 30的牽引孔。 吊鉤 常用的吊鉤形式有三種，其中以圓鋼彎成U形焊在吊桿上的形式最多，因此采用這種形式，其結構圖如下 圖2.1.8 2.1.8接管的選擇 排氣管內氣體的流速u取20 m/s 。 QV=0.0048 m3/s (液) QG＝2.51m3/s ; D= 式中 D — 管子直徑； QV — 流體的體積流量m3/s ; U — 流體的流速 m/s ； 氣體的進出口管 D===0.399 m 選用DN350mm的接管 工業(yè)供水速率 1.5 ～ 3 m/s, 液體的進口管u取2m/s D==0.055m 取DN50的接管 液體出塔速度取 1 m/s； 則d===0.078m 取DN80的接管。 2.1.9 接管法蘭的選擇 根據(jù)中華人民共和國標準GB 9112.2-2000選用PN0.6Mpa平面板式平焊法蘭 其結構如下圖 圖2.1.9 具體尺寸如下表 接管名稱 公稱通徑DN 管子外徑A 法蘭外徑D 螺栓孔中心直徑K 螺栓孔徑L 螺栓 法蘭厚度C 法蘭內經(jīng)B 法蘭理論重量kg 數(shù)量n 螺紋Th 液體進口 50 60.3 140 110 14 4 16 61.5 1.51 液體出口 80 88.9 190 150 18 4 18 90.5 2.95 氣體進出口 350 355.6 490 445 22 12 20 359.5 14.3 2.1.10壓力容器法蘭的選擇 根據(jù)中華人民共和國標準《壓力容器法蘭分類與技術條件》 即（JB/T 4700-2000）, 根據(jù)設計工藝條件，可選用甲型平焊法蘭 根據(jù)JB/T 4701-2000確定其結構和尺寸 表2.1.9 DN D1 D2 D3 D4 H s A At D 螺栓柱規(guī)格 螺栓柱數(shù)量 1200 1315 1276 1256 1253 66 265 16 21 18 27 M24 36 圖2.1.10 第三章 塔的設計及強度校核 3.1塔體和封頭的厚度計算 3.1.1材料的選擇 最高工作壓力P=0.1Mpa 設計壓力P=0.11Mpa,屬于低壓吸收設備，一類容器；介質腐蝕性未提特殊要求，故選Q345R作為塔體材料。 3.1.2筒體厚度的確定 先按內壓容器設計厚度，然后按自重、液重等引起的正應力及風載荷引起的彎曲應力進行強度和穩(wěn)定性驗算。 根據(jù)設計壓力和液柱靜壓力確定計算壓力 塔內液柱高度僅考慮塔1液面高度h=1m，則液柱靜壓力為： =×992×9.8×1=0.009<0.05P 故可以忽略 則計算壓力=+P=0.11MPa 筒體厚度計算 （1） 按強度條件，筒體設計厚度 ＝+C2 ＝+C2 =0.47+4 =4.47 ㎜ 式中 — Q345R在40℃時的許用應力，查標準為170MPa ; — 塔體焊縫為雙面對接焊，局部無損檢測，＝0.85 ； C2 — 腐蝕裕量，根據(jù)工藝條件，C2＝4㎜ ； （2）按剛度要求，筒體所需最小厚度 ＝==2.4㎜ ； 而按照規(guī)定，低合金鋼容器不包括腐蝕裕量的最小厚度不小于3㎜ ， 故按剛度條件，筒體厚度僅需3㎜ ； 綜合以上以及考慮到此塔較高，風載荷較大，而塔的內徑不太大，故應適當增加厚度，現(xiàn)假設塔體厚度＝10㎜，剛假設的塔體有效厚度 ＝－C1－C2＝10-0-4＝6㎜ ； 式中 C1 — 鋼板厚度負偏差，由于GB713-2008《壓力容器用鋼板》和GB3531-2008《低溫壓力容器用低合金鋼板》規(guī)定壓力容器專用鋼板的厚度負偏差不大于0.25mm，因此使用該標準中鋼板厚度超過5㎜時（如20R、Q345R、和16MnDR等），可取C1=0; 3.1.3封頭壁厚計算 采用標準橢圓封頭，剛 ＝＝+4 ＝4.46㎜ ； 為便于焊接，取封頭與筒體等厚，取=10㎜ ； 其尺寸及相關參數(shù)如表2.1.10 表3.1.1 公稱直徑DN 1200㎜ 總深度H 325 ㎜ 內表面積A/㎡ 1.6652㎡ 容積V/m3 0.2545 名義厚度/mm 10 EHA橢圓封頭質量 66.5kg 3.2塔體載荷分析 3.2.1質量載荷 塔設備的操作質量 塔設備的最大質量 塔設備的最小質量 筒休質量：查表得，1米高（10㎜厚）筒節(jié)鋼板質量為298㎏； 1米高筒節(jié)的容積為1.131m3 ； 筒體質量 m1=14.425×298=4298㎏ ； 封頭質量：查表得EHA橢圓封頭容積為0.2545m3 ； 質量（壁厚10㎜）m2=128.3㎏ ； 裙座質量 單位裙座質量為305kg ，裙座高度為3m。則為915kg； 故塔體質量＝m1+m2+m3=4298+128.3×2+915=5469.6㎏ ； 塔內件質量： 填料質量＝體積×堆積密度 ＝×（1.2）2×9×395＝4018㎏ ； 其他內件質量約為50㎏； 故＝4018+50＝4068㎏； 保溫層質量,＝0㎜ 質量＝0㎏ ； 操作平臺（共五層，第層500㎏）及斜梯（總高15m，每5m重125㎏） 質量＝4×500+3×125＝2375㎏ ； 為操作時塔內物料質量＝2%容積＝0.02×（14×1.13+2×0.2545）×1000＝326㎏ ； 為人孔，接管法蘭等附件質量 按經(jīng)驗公式取附件質量為=0.25×5469.6=1367.4㎏ 偏心質量=0 綜上 操作質量 =5469.6+4018+0+2375+1367.4+0=13230㎏； 塔設備的最小質量 =5469+0.2×4018+0+2375+1367+0=10015㎏ 最大質量約等于操作質量 =5469+4018+0+2375+16956+1367+0=29385 充水質量＝×1.22×15×103＝16956㎏ 3.2.2自振周期的計算 分析塔設備的振動時，一般情況下不考慮平臺及外部接管的限制作用以及地基變形的影響，而將塔設備看成是頂端自由，底部剛性固定，質量沿高度連續(xù)分布的懸臂梁，其基本震型的自振周期按《過程設備設計》第二版 （7-5）式第一振型計算式： 其中 其中為塔單位高度上的質量即，所以= 允許振動周期 ＝ 式中 Q — 總剪力 Q＝350×18×1.2＝7560 N； 故實際振動周期未超過最大允許振動周期。 3.2.3塔體的風載荷及風力矩 風載荷 ； 式中Dei —塔設備中第i段的水平風力，N； fi — 風壓高度變化系數(shù) ； q0 — 各地區(qū)的基本風壓 ，N/㎡ ； li — 塔設備各計算段高度，m ； K1 — 體型系數(shù) ； K2i — 塔設備中第i計算段的風振系數(shù)。 K1＝0.7； 塔高18m ，Di為1.2m時酌取K2＝1.75 , 查表得 q0=35×10-5 Mpa, fi值如下 對于3m～10m段 =10-3=7m, 查表得 f1=1.0 ； 10m～18m段 l2=18-10=8m, 查表得 f1=1.0 ； 塔體有效直徑=+2++ , 式中 — 塔體外徑，㎜ ； —塔體各段保溫層厚度， ㎜； — 籠式扶梯擋風當量寬度，㎜ ； L1 — 計算塔段（同一直徑）的高度； 對于斜梯取K3＝200㎜；K4＝2/li ，其最大值為一計算塔段8m中有兩層平臺，第層平臺迎風面積為0.5㎡，則 ＝＝250㎜ ； 為簡化計算且偏安全計算，各段均取 Dei=1220+2×0+200+250=1670㎜ ； 塔體各段風力： 3～10m段 =×106 =0.7×1.75×0.0035×1.0×7000×1670 =5011N 。 10～18m段 ＝×106 ＝0.7×1.75×0.00035×1.0×8000×1670 ＝5728N 。 塔底部分（1—1）截面彎矩 ＝+（+） 式中 — 塔體1—1截面到標高10m處的距離， ＝10-3＝7m —對應于段的風力。 ＝5011×+5728×（7000+） ＝18.95×106+66.19×106 ＝8.5×107 N·m 。 裙座底部（0—0）截面彎矩 ＝+（+） 式中 — 裙座底部到標高10m處的距離 ； ＝10m ； — 對應于 段的風力 ＝＝0.7×1.75×0.00035×1.0×10000×1670 ＝3252N ； ＝3252×+5728×（10000+）＝9.87×107N·㎜ ； 偏心彎矩 該塔塔體上并未懸掛附屬設備或其他附件，故偏心彎矩 最大彎矩 最大彎矩取和兩者中的較大值。 計算數(shù)據(jù)如表 最大彎矩選擇 表3.2.1 計算內容 計算公式及數(shù)據(jù) 0～0截面 1～1截面 2～2截面 9.8×107 8.4×107 × 1．87× 1．4× 8.7× 最大彎矩 1．87×108 1．4×108 2.1× 3.2.4地震載荷與地震彎矩的計算 當發(fā)生地震時，塔設備作為懸臂梁，在地震載荷作用下產生彎曲變形。安裝在七度或七度以上地震烈度地區(qū)的塔設備必須考慮它的抗震能力，計算出它的地震載荷。 首先，選取計算截面（包括危險截面）。該課題中將全塔分為3段。其計算截面分別為0-0、1-1、2-2； 塔體分段如圖3.2.2所示，將塔體分為三段分別為0-0，1-1和2-2，其基本參數(shù)為 表3.2.2 計算內容 0～1 1～2 2～塔頂 各段操作質量mi,㎏ 2466 3250 3714 各點距地面高度hi,㎜ 2000 6500 12000 圖3.2.2 A= 對于0-0段：=2466×20001.5=2.2×108 對于1-1段：=3250×65001.5=1.7×109 對于2-2段：=3714×120001.5=4.9×109 A=++=6.8×109 B= 對于0-0截面：=2466×20003=1.9×103=2×1013 對于1-1截面：=3250×65003=9×1014 對于2-2截面：=3714×120003=6.4×1015 B=++=6.41×1016 A/B==1.06×10-7 基本振型系數(shù) 對于0-0截面：=1.06×107×20001.5=9.5×10-3 對于1-1截面： 對于2-2截面： 取綜合影響系數(shù) 地震影響系數(shù)最大值 查《化工設備機械基礎課程設計指導書》附表5-5 得（設計烈度8度時） 各類場地土的特征周期 查《化工設備機械基礎課程設計指導書》附表5-6得（II類場地土，近震時） 取第二組Ⅰ類場地土的特性周期為=0.3 地震影響系數(shù) = 不得小于 水平地震力 = 對于0-0截面：= 對于1-1截面：= 對于2-2截面：= 垂直地震影響系數(shù)：； 操作質量； 當量質量=； 底截面處垂直地震力 ==2466×2000+3250×6500+3714×12000=7.0×107 ==0.00036 對于0-0截面：=0.00036×2466×2000=1775N 對于1-1截面：=0.00036×3250×6500=7605N 對于2-2截面：=0.00036×3714×12000=16044N 底截面處彎矩： 底截面處地震彎矩 截面1-1處地震彎矩 = =1.2× 截面2-2處地震彎矩 = = 3.3塔體的強度及穩(wěn)定性校核 3.3.1 塔體的軸向應力 0-0，1-1， 2-2段以上的操作質量分別為13230，11025 ，5880kg 塔底危險截面（1-1）的各項軸向應力計算 ＝＝＝5.5Mpa ； ＝＝＝4.7Mpa ； ＝＝＝20.6Mpa ； 3.3.2 軸向應力校核 塔底1-1截面抗壓強度及軸向穩(wěn)定性驗算 ＝+ 式中 — 筒體軸向壓縮穩(wěn)定許用應力 ； ＝B＝0.06 Mpa ； K — 載荷組合系數(shù)，K＝1.2 — 設計混充下材料的彈性模量 ＝200Gpa=2.0×105Mpa =0.06=0.06×2.0×105×6/600=104Mpa ； 由于＝5.5+4.7＝10.2Mpa< 因此塔底1-1截面滿足抗壓強度及軸向穩(wěn)定條件。 塔底截面抗拉強度校核 ＝－+K 因為 K＝1.2×170×0.85＝173.4Mpa ； =5.5-4.7+20.6=21.4M< K 所以滿足抗拉強度條件。 上述各項校核表明，塔體厚度＝10㎜可以滿足整個塔體的強度、剛度及穩(wěn)定性要求。 3.4 裙座的強度及穩(wěn)定性較核 3.4.1裙座各危險截面的校核 設裙座的厚度＝12㎜，厚度附加量C＝2㎜， 則裙座的有效厚度＝12-2＝10㎜ ； 裙座底部0—0截面的軸向應力計算 操作時全塔質量引起的壓應力 ＝＝＝3.44M ； 最大彎矩引起的0—0截面彎曲應力 ＝＝＝16.5 ； 裙座底部0—0截面的強度及軸向穩(wěn)定性校核 ＝+ { 裙座材料采用Q235-B鋼，查表得 ＝＝113 ； 而＝＝0.06×2.0×105×11/600＝220> 即裙座出現(xiàn)失穩(wěn)之前，材料已達到彈性極限，因此強度是主要制約因素。 由于＝+ ＝3.44+16.5＝19.9 ； 因此滿足強度及穩(wěn)定性要求。 3.4.2焊縫強度的校核 此塔裙座與塔體采用對接焊，焊縫承受的組合拉應力為 ＝＝ ＝8.86<0.6K=0.6×1.2×77=55.4 因此焊縫強度足夠。式中為焊縫材料在操作溫度下的許用應力。 3.5裙座基礎環(huán) 3.5.1 基礎環(huán)內外徑確定 裙座內徑 裙座外徑； 基礎環(huán)外徑Dob=Dos+316=1224+316=1540㎜ ； 基礎環(huán)內徑Dib=Dos-144=1080㎜ ； 基礎環(huán)伸出寬度 3.5.2基礎環(huán)的厚度設計 采用n=16個均布的地腳螺栓，將基礎環(huán)固定在混凝土基礎上，基礎環(huán)上相鄰兩筋板最大外側間距l(xiāng)=160㎜； 基礎環(huán)面積=； 基礎環(huán)截面系數(shù)：； 水壓試驗時壓應力; 操作時壓應力； 混凝土基礎上的最大壓力取和的較大值，因此=0.82 兩筋板間基礎環(huán)部分的長寬比 ＝0.99 ; 查矩形板力矩表得 ； 計算力矩取和中較大值，=2415； 有筋板時，基礎環(huán)厚度，一般不小于14㎜， 所以=14㎜； 3.6地腳螺栓計算 地腳螺栓強度設計 最大拉應力 最大拉應力 = 基礎環(huán)中螺栓承受的最大拉應力取和中的較大值， =0.68MPa>0 因此，塔設備必須設置地腳螺栓 地腳螺栓個數(shù)n取16 地腳螺栓腐蝕裕量 地腳螺栓螺紋小徑 故取16-M24地腳螺栓滿足要求。 由于>0為拉應力，設備可能翻倒，必須安裝地腳螺栓。 查表選用M24的地腳螺栓 地腳螺栓公稱直徑 3.7水壓試驗時塔的強度和穩(wěn)定性驗算 水壓試驗時塔體1—1截面的強度條件 ＝0.9 式中 P — 液柱靜壓力，因塔體高約15m,故取P‘＝0.15 0.9·＝0.9×235×0.85＝179.78 由于＝＝35.110.9· 因此滿足水壓試驗要求。 水壓試驗時裙座底部0—0截面的強度與軸向穩(wěn)定校核 ＝+{ 式中 0.9K＝0.9×1.2×235＝253.8 K≈264> 由于＝ ＝7.6+4.9 ＝12.5<{ 因此滿足強度與軸向穩(wěn)定性要求。 第四章 開孔和開孔補強設計 4.1開孔及補強說明 由于各種工藝和結構上的要求，不可避免地要在容器上開孔并安裝接管。開也以后，除削弱器壁的強度外，在殼體和接管的連接處，因結構的連續(xù)性被破壞，會產生很高的局部應力，給容器的安全操作帶來隱患，因此壓力容器設計必須充分考慮開孔補強問題。 補強結構 壓力容器接管補強結構通常采用局部補強，主要有補強圈補強、厚壁接管補強和整體煅件補強三種形式。 補強圈補強 補強圈補強是中低壓容器應用最多的補強結構，補強圈貼焊在殼體與接管連接處。它結構簡單，制造方便，使用經(jīng)驗豐富，但補強圈與殼體金屬之間不能完全貼合，傳熱效果差，在中溫以上使用時，二者存在較大的熱膨脹差，因而使補強局部區(qū)域產生較大的熱應力；另外，補強圈與殼體采用搭接連接，難以與殼體形成整體，所以抗疲勞能力差。這種補強結構一般使用在靜載、常溫、中低壓、材料的標準抗拉強度低于540、補強圈厚度小于或等于1.5、殼體名義厚度不大于38㎜的場合。 厚壁接管補強 即在開也處焊上一段厚壁接管。由于接管的加厚部分正處于最大應務區(qū)域內，故比補強圈更能有效地降低應力集中系數(shù)。接管補強結構簡單，焊縫少，焊接質量容易檢驗，因此補強效果較好。高強度低合金鋼壓力容器由于材料缺口敏感性較高，一般都采用該結構，但必須保證焊縫全熔透。 整體鍛件補強 該補強結構是將接管和部分殼體連同補強部分做成整體鍛件，再與殼體和接管焊接。其優(yōu)點是：補強金屬集中于開孔應力最大部位，能最有效地降低應力集中系數(shù)；可采用對接焊縫，并使焊縫及其熱影響區(qū)離開最大應力點，抗疲勞性能好，疲勞壽命只降低10%～15%。缺點是鍛件供應困難，制造成本較高，所以只在重要壓力容器中應用，如核容器，材料屈服點在500以上的容器開孔及受低溫、高溫、疲勞載荷容器的大直徑開孔等。 開孔補強設計準則 開孔補強設計就是指采取適當增加殼體或接管厚度的方法將應力集中系數(shù)減小到某一允許數(shù)值。目前通用、也是最早的開孔補強設計準則是基于彈性失效設計準則的等面積補強法。但隨著各國對開孔補強研究的深入，出現(xiàn)了許多新的設計思想，形成了新的設計準則，如建立了以塑性失效準則為基礎的極限分析方法。設計時，對于不同的使用場合和載荷性質可采用不同的設計方法。 等面積補強 認為殼體因開也被削弱的承載面積，須有補強材料在離孔邊一定距離范圍內給予等面積補償。該方法是以雙向受拉伸的無限大平板上開有小孔時孔邊的應力集中作為理論基礎的，即僅考慮殼體中存在的拉伸薄膜應力，且以補強殼體的一次應力強度作為設計準則，故對小直徑的開孔安全可靠。由于補強法未計及開孔處的應力集中的影響，也沒有計入容器直徑變化的影響，補強后對不同接管會得到不同的應力集中系數(shù)，即安全裕量不同，因此有時顯得富裕，有時顯得不足。 等面等補強準則是優(yōu)點是有長期的實踐經(jīng)驗，簡單易行，當開孔較大時，只要對其開孔尺寸和形狀等予以一定的配套限制，在一般壓力容器使用條件下能夠保證安全，因此不少國家的容器設計規(guī)范主要采用該方法，如ASMEVII－1和GB150等。 極限分析補強 該法要求帶有某種補強結構的接管與殼體發(fā)生塑性失效時的極限壓力和無接管時的殼體極限壓力基本相同。 允許不另行補強的最大開孔直徑 壓力容器常常存在各種強度裕量，例如接管和殼體實際百度往往大于強度需要的厚度；接管根部有填角焊縫；焊接接頭系數(shù)小于1但開孔位置不在焊縫。這些相當于對殼體進行了局部加強，降低了薄膜應力從而也降低了開孔處的最大應力。因此，對于滿足一定條件了開孔接管，可以不予補強。 GB150規(guī)定，當在設計壓力小于或等于2.5的殼體上開孔，且相鄰開孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）大于兩孔直徑之和的兩倍，且接管公稱外徑小于或等于89㎜時，只要接管最小厚度滿足下表要求，就可不另行補強。 不另行補強的接管最小厚度 表4.1.1 接管公稱外徑 25 32 38 45 48 57 65 76 89 最小厚度 3.5 4.0 5.0 6.0 等面積補強計算 等面積補強設計方法主要用于補強圈結構的補強計算?；驹瓌t如前所述，就是使有效強的金屬面積等于或大于開孔所削弱的金屬面積。 允許開孔的范圍 等面積補強法是以無限大平板上開小圓孔的孔邊應力分析作為其理論依據(jù)。但實際的開孔接管是位于殼體而不是平板上，殼體總有一定的曲率，為減少實際應力集中系數(shù)與理論分析結果之間的差異，必須對開孔的尺寸和形狀給予一定的限制。GB150對開孔最大直徑作了如下限制。 圓筒上開孔的限制，當其內徑時，開孔最大直徑，且；當其內徑時，開孔最大直徑，且。 凸形封頭或球殼上開孔最大直徑。 錐殼（或錐形封頭）上開孔最大直徑，為開孔中心處的錐殼內徑。 在橢圓或碟形封頭過渡部分開孔時，其孔的中心線宜垂直于封頭表面。 所需最小補強面積A 對受內壓的圓向或球殼，所需要的補強面積A為 A＝d+ 式中 A — 開孔削弱所的補強面積， ； D — 開孔直徑，圓形孔等于接管內直徑加2倍厚度附加量，橢圓形或長圓形孔取所考慮平面上的尺寸（弦長，包括厚度附加量），㎜； — 殼體開孔處的計算百度，㎜； — 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，當該值大于1.0時，取＝1.0 。 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。殼體進行開孔補強時，其補強區(qū)的有效范圍按WXYZ確定，超過此范圍的補強是沒有作用的。 有效寬度B按下式計算，取二者中的較大值 式中 B — 補強有效寬度，㎜； — 殼體開孔處有名義厚度，㎜； — 接管名義厚度，㎜； 內外徑有效高度按下式計算，分別取式中較小值 外側高度 內側高度 補強范圍內補強金屬 在有效補強區(qū)WXYZ內，可作為有效補強的金屬面積有以下幾部分。 — 殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余金屬面積。 — 接管有效厚度減去計算百度之處的多余面積。 — 有效補強區(qū)內焊縫金屬的截面積。 — 有效補強區(qū)內另處再增加的補強元件的金屬截面積。 式中 — 殼體開孔處有有效厚度，㎜； — 接管計算厚度，㎜。 若 =+ +A 式中 — 有效補強范圍內另加的補強面積，； 則開孔后不需要另行補強。 若=+ +A 則開也需要另外補強，所增加的補強金屬截面積應滿足 A- 補強材料一般需與殼體材料相同，若補強材料許用應力小于殼體材料許用應力，則補強面積按殼體材料與補強材料許用應力之比而增加。若補強材料許用應力大于殼體材料許用應力，則所需補強面積不午減少。 以上介紹的是殼體上單個開孔的等面積補強計算方法。當存在多個開孔，且各相鄰孔之間的中心距小于兩孔平均直徑兩倍時，則這些相鄰孔就不能再以單孔計算，而應作為并聯(lián)開孔來進行聯(lián)合補強計算。 承受內壓的殼體，有時不可避免地要出現(xiàn)大開孔。當開孔直徑超過標準中允許的開孔范圍時，孔周邊會出現(xiàn)較大的局部應力，因而不能采用等面積補強法進行補強計算。目前，對大開孔的補強，常采用分析設計標準中規(guī)定的方法和壓力面積法等方法進行分析計算。 4.2 開孔補強設計計算 由已經(jīng)計算出的條件，內徑＝1200㎜，采用標準橢圓封頭，在封頭中心位置設置的內平齊管，封頭名義厚度＝10㎜，設計壓力＝0.11，設計溫度，接管外伸高度，封頭和補強圈材料為，其許用應力，接管材料為10號鋼，其許用應力＝112，封頭和接管的厚度附加量C均取4㎜.焊接接頭系數(shù)。 4.2.1 封頭開孔補強設計計算 補強及補強方法的判別，由上表知，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于355.6㎜，故需另行考慮其補強。 （1）補強計算方法判別 開孔直徑d=+2C=350+2×4=358㎜ 本凹形封頭開孔直徑d=358㎜A 故開人孔后不需另行補強 第五章 主要制造工藝 5.1 橢圓封頭部件的制造 橢圓封頭是由半個橢球面和短圓筒組成。其中橢圓封頭材料為Q345R，最小厚度為10mm，考慮制造減薄量及加工余量，毛坯選用厚度為12mm厚的耐蝕層，帶極堆焊過渡層及耐蝕層堆焊材料為25.2LMN焊帶，手工堆焊過渡層堆焊材料為E309M0焊條。手工堆焊耐蝕層堆焊材料為BM310M0焊條，耐蝕層的堆焊應該在整體組裝前完成。人孔凸緣為整體20MnMoIV級鍛件；人孔凸緣襯里與人孔凸緣之間為松襯結構，間隙小于0.5mm。 5.2筒節(jié)的主要制造工藝 a. 鋼板檢驗。主要檢驗以下幾個方面：鋼號、化學成分、力學性能、表面及內部缺陷等。 b. 矯正：為保證加工質量，凡是變形超過技術要求的鋼材，在劃線、號料前必須進行矯正 c. 噴砂：清理鋼板內外表面。 d.下料：下料、切割后要進行邊緣加工，消除加工硬化層及熱影響區(qū) e.卷制:滾圓并用內外圓弧樣板檢查，間隙不得大于0.5mm。 e. 校圓：筒節(jié)縱焊縫焊接后發(fā)生變形，必須進行校圓，棱角度E≤3mm，最大與最小內徑差e≤5mm 。 5.3總裝 a. 筒節(jié)和下封頭組對，因通體較長，組對時應注意嚴格控制每一道環(huán)縫的錯邊量及間隙的均勻