(共頁)專業：過控專業1/422/42程》(1999),對主要受壓元件諸如筒體、封頭、管板等做了詳細的強度校核，由于在校期間理論知識學習較多,對于工程實際中的知識了解的不多。并且經驗很少,故在設計中出現了很多問題。對此，我們的指導教師鄔老師及教研室的其他老師都給了我們熱心的指導和幫助，在此向鄔老師等表示衷心的感謝!由于水平有限,且初次接觸這樣的課題，經驗不足，在設計中難免會有許多錯誤和不足之處，懇請各位老師和同學指正，多提寶貴意見.2004年6月3/42—-－--——-——--－——---－——————-－---－——－—--§2.3換熱器結構設計——-－－--———－—————－－-－－--－-—--—§2.4換熱器尺寸的確定－-－-－－-—-—-－————--－-—---——－—-－－--—---—－-－—-—--－－－－－-－－-4/42—--－--－-－-－--－—-—-—－-——§3.3裙座的強度計算及校核-—－——-——--－---——-——-———-—第四章碳化塔的腐蝕防護－—--——－--－-—－-—－－-－—--—-——--—設計題目：4萬噸／年合成氨廠碳化工段碳化塔設計設計條件設計壓力Mpa.3設計溫度℃工作介質冷卻水變換氣、碳化氨水≧800㎡號公稱尺寸連接尺寸標準連接面形式a法蘭350－10JB／T81－94b150—94口600人孔5/42dd350法蘭350－10JB/T81-94ei~n40法蘭40－10JB/T81—94測溫器接口法蘭20—10JB/T81—94汽接口k法蘭150-10JB/T81-94碳氨液出口m100法蘭100—10JB／T81—94冷卻水入口n100法蘭100-10JB/T81—94冷卻水出口Rl~280法蘭80—10JB/T81－94液位探頭接口設計要求:參考資料:字字1。1工藝過程簡介教研室主任氮肥的主要品種之一，20世紀80年代出產量約占中國氮肥總量的一半以上.6/42碳酸(見圖1。1)蒸汽煤空氣脫硫凈化壓壓縮縮變換變換母液母液圖1．1脫碳法碳酸氫氨生產流程1。2碳化塔的工藝要求碳化塔為碳化工段的主要設備,碳化塔內反應為濃氨水吸收二氧化碳同時生成碳酸氫氨放出熱量。主要反應過程如下：NH+CO＋H=NHHCO+熱量32243為使反應盡量向右進行,碳化塔內設置冷卻裝置，及時帶走反應生成的熱量。碳化前進入碳化塔的變換氣成分為:H5%~53％27/42N2CO24O2碳化后,要求原料氣中16％~19%26%~30%17％~2.0％<0。5％H2N22NH34O265％~70%21％~24％〈0.3％0．5％~1．5%<0．5%碳化后的原料氣經精煉后送去合成氨，碳化段的工藝流程圖詳見圖1。2本次設計即為碳化工段碳化塔的設計施工。1.3碳化塔設計綜述根據生產工藝特點及本次設計要求碳化塔設計主要分為兩部分,即碳化塔塔體及零部件的設計、校核及冷卻管組(U型管換熱器)的設計和校核。在選型及設計計算等方面主要考慮以下幾點：必須保證全塔暢通，并防止碳酸氫氨結晶長大(結疤),在塔盤的角鋼上加工齒，并在塔頂及汽液分布板處設有蒸汽接口，以備結疤后吹堵.8/42選擇導熱系數較大的鋁管.同時考慮氨水等介質的腐蝕性及經濟合理性選用鋁合金管，并且管板進行滲鋁處理.4.由于碳化塔筒體密集開孔，必須對筒體進行補強，據GB150-1998《鋼制壓力容器》對筒體進行整體補強,開孔不規則的進行近似處理.5.應保證碳化塔內汽、液充分接觸，在結構上不能有死角。6.由于濃氨水等介質有很強的腐蝕性在材料選擇時綜合考慮安全及經濟合理性,選用16MnR，在塔內增加防腐涂層(噴鋁兩遍后，涂環氧樹脂3至5遍),并采用電化學保護。7.在碳化塔內塔總高(16m)控制范圍內，為使碳化塔有較好的操作彈性，冷排數可以適當增加，并在塔頂及塔底留有足夠的空間。，并在全塔范圍內適當布置溫度計及液位計.驟然后確定冷排數及換熱器設計和塔內附件設計，最后對塔體進行強度校核并采用電化學防腐設計.第二章碳化塔結構設計本章符號說明塔體部分：D--－-－———－-—---—-—-－—－-—－-－-－—－－－-－----——i---圓筒或球殼內直徑，mmD－—---—--－——－--——-—-－——-—－--————-－——－---o—-－圓筒或球殼外直徑,mmc [P]—－－－—---－—－—-－-－--—-－圓筒或球殼的最大允許工作壓力,w9/42MPa或球殼的計算厚度,mme或球殼的有效厚度，mmδ--———－—--——-－-—－—--－——-－-－——-－——－－－圓筒或n球殼的名義厚度,mmt-—-—————－設計溫度下材料的aC—--——－--——-—-—－1---－----—-—--－-—厚度附偏差2D墊片G—－-－—--－———-－－－—-－－-－--－－—－-—----—-———-－-—--—-－－－-－—--－-—－—-－-－－——－－-—-—－壓緊力作用中心圓直徑接長度或焊腳高度,mmA--—-———－－—-－－—-—－－--管板布管區面積，三角形A=1．732ttns2+Ad數δ------－－－-—-—-—————————－－——--------—-—--—-—e10/42δ—--—-———-－－-—-———-—-－－-———－－——-－--——－--－-－-—--————--——-—封頭有效厚度,mmδ－-—-－—－－-—－—－-—-——-——－-——-—-－－－--－-—－-—ess---室溫下殼體材料的屈服點，MPa用應力，MPa [σ]t-－-———-－-－-——－-——--－-——－—-——-設計溫度下裙座s材料的許用應力，MPa形A=tmm2S)A————-—－-－—--－--－—--－－————－管板布管區面積,三角t1.732ns2＋AdA—-——－布管區范圍內，因設置隔板槽和拉桿結構的需要,而未能被換d對于雙管程管板,對于三角形排列,A＝nˊS(Sn－0．866db-——-－—-——－———-———-——－-—-－--—－－----—－-—f,δˊ－-－－-－—---——－—-－-—－-－—-————-—-——－－----－f－-—-——-－管板開孔前的抗彎剛度,模量(Q235-A)，MPaEp=2。1×105MPa與法蘭的旋轉剛度參數，MPa×105MPasfs05MPa11/42Ehfhh--－-—-管箱圓筒厚度－－-————-－管板邊緣旋轉剛度參數R-－管板邊緣法蘭力矩折減系數Tm－m－要的最小螺栓載荷b[δ]-—---－--—---—-——常溫下螺栓材料的許用應力，bpA－——-－-－—-－-－-———-——-－－－－－-－-操作狀態下需要的最ppp要的最小螺栓載荷L－－－—-—--－-－－-－—-----－--——-螺栓中心至作用位置處的徑向G離F－—--————－--－-作用在法蘭環內側封頭壓力載荷引起的軸向分力DF——－—--—－－－—---—流體壓力引起的總軸向力與作用于法蘭內徑截T-T的流體壓力引起的軸向力之差—--－--——流體壓力引起的總軸向力G－－－--窄面法蘭墊片壓緊力bAb12/42于需要的螺栓面積D心至法蘭環內側的徑向距離L-—-——--——-—-－—--—--－-—－－--－——－——-——————－T螺栓中心至作用位置的徑向距離本章為碳化塔的結構設計計算說明。本章首先介紹了碳化塔塔體材料的選擇及尺寸的確定,然后對碳化塔冷排和管板的結構設計進行詳細的計算及說明,最后是塔了選型依據及所選標準的型號及尺寸等。2.1塔體材料的選擇2.1．1工藝條件塔高:0．8MPa氨水，變換氣3000mm<16000mm工作溫度:36℃2．1。2塔體材料的選擇頭的材料選用16MnR。在筒體及封頭內采用防腐涂層。并采用電化學防腐。表(1)δδbs4903250許用應力使用狀態火鋼板標準GB6654厚度料.2筒體及封頭厚度的確定1)工作壓力工作壓力是指在正常工作條件下,容器頂部可能達到的最高壓力I2)設計壓力設計壓力是指設定容器頂部的最高壓力p=0.9MPa3)計算壓力在相應的設計溫度下,用以確定元件厚度的壓力。其中包括液柱靜壓力,當元件承受靜壓小于5%設計壓力時,可忽略不計,取Pc＝P=0.98MPa4)設計溫度t＝36℃5)焊縫系數Φ=0。85局部無損檢測δ＝PcDi／(2[σ]tφ—Pc)(2—1)13/42公式適用范圍Pc≤0。4[σ]tΦ0．4[σ]tφ=0．4×163×0。85＝55.42＞Pc由于筒體開孔較多，并為縱向和對角向排孔.據GB150-1998應用排孔削弱系數代替式(2—1)中的焊縫系數調整所需厚度和最大允許工作壓力。B削弱系數。由設計要求取S1=1460mmS起來的)按比例繪制草圖，排列換熱器，則有S2=30．32°/180×3.14×1460=772。44mmS3=[(S1/2)2+S22]?=1062.81mm即S3/S2=0。727V1=(S1－d)/S1=0．596查[1]圖8—8得V＝0。4762以V代替Φ，即2δ=РсDi/(2[σt]V2—Рс)=23.07由于GB6654《壓力容器用鋼板》規定壓力容器專用鋼板厚度負偏差不超過0。25，即可取C＝01則有效厚度2d2deσ=26－2＝24mmeσt＝Pc(Di+δe)/2δe=0。98(3000+24)/2×24=73．99Mp設計溫度下圓筒的最大允許工作壓力[Pw]=2δe[σ]tφ/(Di＋δe)=2×20×163×0。85／(3000+24)=1.83Mp＞0．8Mp1)液壓試驗РT=1.25Р[σ]/[σ]t=1.25×0.8×163／163=1MP根據試驗時圓筒的薄膜應力即0。9×Φσs=0。9×325=292.5?63,合格2)氣壓試驗PT=1.15P[σ]/[σ]t=1。15×0。98×1＝1.127Mp校驗試驗時圓筒的薄膜應力σTσT=1。127×(3000+24)/2×24＝85．09Mp0.8φσs=0．8×0。85×325=221Mp即σT〈0.8φσs，合格2．2.2封頭厚度及尺寸的確定16MnR14/421)標準橢圓封頭計算厚度按下式計算：受內壓：δ＝0.98×3000／(2×163×0。85-0.5×0.98)=10．63mm即δd=δ+C1+C2＝12．63mm考慮到整體補強,取封頭的厚度與筒體厚度一致，即δn=26mm,δe=26-2＝24mm2)橢圓形封頭的最大允許工作壓力[Pw]=2[σ]tφδe/(KDi+0。5δe)=2×163×0.85×24/(1×3000+0。5×24)=1.84Mp>0。8Mp壓力試驗前，應校核橢圓形封頭的應力驗=1.225×(3000+0．5×24)／2×24=92.18Mp＜0.9σsφ＝248。63MPσT=1.127×(3000+0.5×24)／2×24=84。81Mp<0.8σsφ=221Mp表(2)公稱直徑曲邊高度直邊高度內表面積容積重量30007505010．22713。887717802.3換熱器結構設計碳化塔內的冷卻管組結構設計按照GB151－99進行，采用U型管換熱器作為冷卻管組設計.2。3。1管箱短節及其壁厚的確定1、選材根據使用的工藝條件及材料的使用性能選用Q235－A鋼板，允許容器設計壓力p≤1.0MPa，鋼板使用溫度0~350℃Q235-A的性能指標及參數如下表b20—100℃許用應Mpa厚度(mm)4。5—16psa)235鋼板標準GB3274材料Q235-A使用熱扎根據換熱面積F~600m2的要求及塔高的限制，選擇DN=500的換熱器。管程設計壓力為0．3MPa，殼程設計壓力為0.8MPa，其余參數的選取參照2．1.1。2、管箱厚度及長度的確定1)δ=PcDi/(2[σ]tφ-Pc)=0.3×500/(2×113×0.85—0.3)=0.73mm15/42由GB151-1999P知DN為400~≤700的碳素鋼和低合金鋼圓筒的最小厚19度為8mm故初選?＝8mm。n2)箱的最小內側深度此深度可根據流通面積或焊接知識考慮。根據焊接知識，兩道焊縫間的距離不小于100mm，則初步確定此最小內側深度為330mm。3)筒體外伸短節厚度確定冷排公稱直徑DN=500MM.據工藝要求,材料選用同管箱為Q235—A.δ=PcDi/(2[σ]tφ-Pc)=0．8×500/(2×163×0．85-0。8)＝2。3mm由最小壁厚?=8mm及綜合考慮整體補強，取?=18mmminn2.3．2冷卻管組封頭尺寸的確定根據工藝要求，選用無擇邊球冠形封頭,材料選用Q235—A，采取和外端法蘭焊接的形式,用作端封頭。封頭與圓筒連接的T形接頭必采用全焊透結構。受內壓球冠形封頭的計算厚度δ=QPcDi/(2[σ]tφ—Pc)=3.68×0。3×500/(2×113×0.85－0。3)=3。17mm取δd=3.17+2+0.8＝5．97mm取δn=8mm與管箱厚度一致。2、由[3]查得管箱封頭尺寸如下表：表(4)Dg=(mm)焊縫間隙Dg=(mm)焊縫間隙a(mm)G(Kg)容積V(L)h(mm)FH(?mm)5000.2548219．571。52．3.3換熱器管子材料的選擇及尺寸確定根其余管選用LF,傳熱系數好，且質量低，其機械性能如下表：3表(5)類別牌號供應狀態及規格σ公斤/毫2)%(?b防銹鋁LF退火(M)Ф32×2.518153采用小直徑管子時,換熱器單位體積的換熱面積大一些,設備較緊湊，傳熱系數較高,但制造麻煩，管子易結垢,不易清洗。本設計中換熱管采用正三角形排列，適用于殼程介質清潔，且不需要進行機械清洗的場合,綜合考慮,選用φ32×2。5的換熱管。2.3.4管板厚度的確定2、管板材料選用Q235—A，其性能見表(3)a)確定殼程圓筒、管箱圓筒、殼體法蘭、換熱管等元件結構尺寸及布管方式16/42布管方式：采用正三角形排列，中心距50,布26根管b)計算Ad，At,Dt,PtAd＝n`S(Sn—0。866S)At＝1.732nS2+AdAd—在布管區范圍內，因設置隔板槽和拉桿結構的需要，而未能被換熱管支承的面積,mm2S—換熱管中心距,mmn`—沿隔板槽一側的排管根數Ad＝8×50×(130—0。866×50)=34680At=1．732×26×502+34680＝147260mm2c)假設管板計算厚度假設管板計算厚度δ＝40mm則D—管板開孔前的抗彎剛度，N。mmDt=(4At/∏)?代入，得Dt＝433Kf`=1/12[2Ef`bf/(Di+bf)(2δf`／Di)3+w`Es]bf-管板法蘭寬度,bf=1／2(Df-Di)=1/2(670-500)=85mmEf`—殼體法蘭材料δf`—殼體法蘭厚度，mm圖26得w`=0。006Es-法蘭材料的彈性模量,MPKf`=1/12[2×201000×85/(500+85)×(2×38/500)3＋0．006×201000]=134.69Kf``=Kf`Kf^Kfo^-旋轉剛度無量剛參數Ρt—布管當量直徑與直徑之比ρt=433/500＝0．866e)由[2]圖19，圖20，圖2允許以殼程和管程壓力的壓力差進行管板設計，分別以殼程設計壓力Ps和以管17/42程設計壓力Pt作用，計算管板中心處布管區周邊處和邊緣處的徑向應力rrCcPsDi/δ)2/μ=±47．81σr|r=Rt=-[±CePs(Di/δ)2/μ]=±45。70σr|r=R＝－[±CmPs(Di／δ)2=-(±23.84)②Pt作用：σr|r=0=±0．136×(-0．3)×(500/40)2=—(±15．94)σr|r=Rt=±0。13/0．4×(－0．3)×(500/40)2＝-(±15．23)σr|r=R=±3/2×0．113×0.9×0.3×(500/40)2＝7。15③Ps_Pt作用:σr|r=0=±0．136/0．4×0。5×(500/40)2＝±26．56σr|r=Rt=±0.13/0。4×0。5×(500/40)2=±25。39σr|r=R=—(±3／2×0.113×0。5×(500／40)2＝—(±13．24)g)由[2]圖22按和分別查取εR=0。36和Ετ＝0．320即D=585－2×10＝565G由[1]表9—2查得y=11Μp,m=2即Wa=3.14DGby=3．14×565×10×11=195151N·mmAa=Wa/[σ]b=195151/87＝2243。11mm2GGmWp=F+Fp=0.785D2Pc+6。28DGGm=0.7855652×0。35+6.28×565×10×2×0。35＝112544．47Ap=Wp/[σ]b=112544．47/87=1293.61mm2需要的螺栓面積Am取Aa與Ap之大者,即取Am＝Aa=2243.11mm2LG＝1/2(Db－DG)=1/2×(620—565)=27.5mmMmAmLGb2243。11×27。5×87=5.37×106N·mm操作工況法蘭力矩Mp=FD·LD＋FT·LT+FG·LG的計算:FD＝0.785Di2Pc=0。785×5002×0。35=68687．5NF＝0。785DG2Pc=0.785×5652×0。35=87707。07NFT=F-FD=87707.07－68687.5=19019.57NFG＝Fp=1/2(Am+Ab)[σ]b即FG=(2243.11+9047．79)/2×87=491154.01NLD=(Db-Di)／2＝(620-500)/2=60mmLT=(LD+LG)/2=(60+27。5)/2=43。75mm代入,得Mp=68687．5×60+19019。57×43。75+491154.01×27．5=1。85×Ma=FG·LG=(2243。11+9047。79)/2×87×27。5=1.35×107N·mmi)按[2]表23計算法蘭預緊力矩MfoPs作用:Mfo=-Mp/ΠDi=—1．85×10／3。14×500-1/2×0.113×2502×0。9=－14955。18/42Mfo=-Mm/ΠDi=—5.37×106/3。14×500=-3418．65N·mmPt_Ps作用：j)分別以不同工況計算由法蘭預緊力矩M所引起的在管板中心處(r=0)，布管區周邊處(r=Rt)和邊緣處(r＝R)的徑向應力.Ps作用:σro|r=0=σro|r=Rt=—(±6εTMfo/μδ2)=±0.32×6×(－14955.59)/0。4×402＝RRMfo36×6×(-14955。59)/402=±20。19NPt作用：σro|r＝0=σro|r＝Rt=-(±6εTMfo／μδ2)=±10．26Nσro|r=0=σro|r=Rt=±41。16Nσro|r=R=±18。52Nk)分別以不同工況計算法蘭設計力矩M和管板延長部分的法蘭wsMws=-(1－εR)Mfo＋Kf`/KfCmR2(Ps—Pt)K=(Di+2bf)/Di=(500+2×85)／500＝1.34679.08N·mmΣf=3．14×6.9×12749．70/402=166.80N952。00N·mmΣf=3.14×6．9×952／402=12。90NPs-Pt作用：Mws=—(—1-0.36)×(－13719.65)+1/2×0。113×2502×0．55＝10722。76N·mmΣf=3.14×6．9×10722.76/402=145。27N1)應力校核校核條件1．5[σt]=1.5×113＝169。5σr|r=0＋σro|r=0=±47．81+(±44。87)=±92．68〈169。5σr|r=Rt+σro|r=Rt=±45。70+(±44。87)=±90．57〈169．519/42Ptrrrr10.26)＝－(±5。68)69.5Ps-Pt作用5σr|r=Rt+σro|r=Rt＝±25。39＋(±41．16)＝±6169.5σr|r=R+σro|r=R=—(±13．24)+(±18.52)=±5。28〈169.5法蘭應力δ校核條件m)換熱管軸向應力σt=—(Ps－Pt)Πd2/4a—Pta=Πδt(d—δt)a―一根換熱管管壁金屬的橫截面積mmPt作用:σt＝0。35＊3。14＊322/4*231.69-0.35=0．86Ps―Pt作用：σt=—0．55＊3．14*322／4*231。69=—2．26n)換熱管與管板連接拉脫力q=|σta／Πdl|Ps作用：q＝|－3．12*231．69/3．14＊32＊37|=0.19＜[q]=2Pt作用:q=|0.86*231.69／3.14＊32*37|=0.05＜[q]=2Ps―Pt作用：q=|-2.26＊231.69/3。14＊32*37|＝0。14〈[q]=2即滿足要求,設計的管板合格.6法蘭的選擇根據密封性及壓力要求，與管板配對的法蘭選用設備法蘭。根據JB4701—9器法蘭》選用甲型平焊法蘭。，適用于工作溫度高于至壓力容器，采用平密封面與管箱配對的法蘭選用凸面板式平焊鋼制管法蘭,根據JB/T81－94。表(2.6)20/42公公稱公稱壓力螺栓尺厚度論D徑寸CB數量規格df5505。5000。664016M22。3。7墊片的選擇由于NH氣體為有毒介質，所以必須保證法蘭之間有良好的密封性,墊片材料選用石3表(2。7)PNPN=0.6d3530PN=1.00D594/604d554/560DN550500D5772.3。8支承架結構尺寸的確定連接板和圓鋼組成.支承板材料選擇聚氯乙烯，通過連接板與圓鋼連接，連接板材料選用Q235—A。連接板、支承板及圓鋼尺寸及連接詳見冷卻管組裝配圖。2．3。9換熱管的排列根據工藝條件，采用正三角形排列.換熱管中心距參考有關標準，并考慮工作介質及清2.4換熱管尺寸確定U型彎管段的彎曲半徑R應不小于兩倍的管子半徑,常用換熱器彎管最小半徑由標準選取。當d=32時，R=65mm。由于冷排在塔體截面上對稱布置四個，故其管長各不相同。為確定中間冷排及外側冷排的管長，可先按比例繪制草圖，以確定管子長度，進而根據管長算出換熱面積,然后算并考慮到塔的操作彈性,可以人為增加幾層冷排,而初步定出塔高。21/42管子總長、直邊段及彎曲段長度、彎管重量和半徑詳見零件圖。2.5碳化塔冷排數的確定進而確定出冷排層數。1、根據草圖確定中水冷卻管組的管子總長約為148300mm，側水冷卻管組的管子總長約為732600mm，從而可近似得出一層冷排的換熱面積。Fˊ=2dΠl=2×29。5×3。14×(148300+732600)m工藝要求總換熱面積∽600m2，則冷排數n＝600/88．56＝6.7為增加塔的操作彈性，可人為增加幾層冷排，可取n=10冷排與冷排的分布間距相等,可通過改變墊片的厚度使之保持相等,詳見塔的總裝2.6碳化塔內構件設計2.6。1汽液分布板結構設計分布板及邊分布板)以人孔送入，然后焊接。汽液分布板下設筋板支承(材料1Cr18Ni9T9Ti，角鋼型號20×20×3。升氣罩用δ=4的鋼板卷制。各部分質量計算如下：中分布板：100．79×2=201。58Kg側分布板：84。10×2=168.20Kg邊分布板:46。12×2=92．24Kg升氣管：2.07×92=190.44Kg升氣罩:1．38×92=126。96Kg角鋼：0。089×276=24．56Kg汽液分布板總重：803。98Kg筋板質量：0。904×6=5.424支承圈采用：Ф3000/Ф2800δ＝12質量為：3。14×2。9×0.1×94。8=86。32Kg2.6.2液體分布器結構設計液體分布器材料選用Q235—A，角鋼選用熱軋等邊角鋼(YB166－65)，規格為80×80×10，由[3]查得80×80×10的角鋼理論重量為11.874Kg／m。角鋼圈的長度l=πD3。14×3.0=9.42m所以,重量m?＝111.85Kg10層角鋼支承圈總重m＝111．85×10=1118．5Kg液體分布器的角鋼圈重量m??=8.373Πd=8.373×3．14×2。94=77．29Kg22/42為497。58Kg全塔布置7層分布器總重m=497.58×7=3483.06Kg2.6.3氣體分布板結構設計氣體分布板的結構尺寸詳見碳化塔部件圖。材料選用Q235—A,其弓形板厚度為。角鋼規格為100×100×10，氣體分布板的總重為736．08Kg.2．6。4球形擋板結構設計碳化塔塔頂的除沫裝置采用球形除沫器，材料為Q235-A，尺寸示意圖見附圖：球形擋板重量m=142Kg1拉筋材料選用Q235—A，規格為70×70×8的角鋼，共設3根.拉筋質量m=2.2177×3=6。53Kg,則除沫器總重m=142+6.53=148。53Kg.2．6.5分布錐的結構設計平方米質量為79Kg，分布錐展開面積約為6。73m2，則分布錐的重量約為6.73×79=531．67Kg.為防止結疤，需在分布錐底部加工齒形(詳見裝配圖).2.6。6角鋼圈及支承梁1、碳化塔第一層塔板角鋼圈選用100×100×10,查得每米質量15。12Kg,其余各層角鋼圈選用80×80×10,每米質量為11.874Kg。第一層角鋼圈質量m=3。14×3×15。12＝142．43Kg，其余角鋼總重,m1=3.14×3×11．874×10=1118．5Kg則角鋼圈總重m＝142.43＋1118．5＝1260．9322．支承梁選用熱軋10＃槽鋼,理論重量10Kg/m，則槽鋼總重m=1.38×2×10×9=276Kg3、墊板材料選用lCr18Ni9Ti,墊板厚度分選為10.2。6.7附件設計1、碳化塔塔體人孔選用垂直吊蓋人孔(JB582－64),具體參照[3],具體設計的人孔。Pg=1.6Kg/cm2,塔頂和塔底各設一個人孔,位置及方位見總裝圖。2、碳化塔接管及法蘭按設計任務書選取,尺寸及重量詳見3。14.3、碳化塔溫度計及液位計接口布置詳見總裝圖。2.7碳化塔裙座設計2。7．1裙座筒體壁厚的確定23/421、綜合考慮工藝條件,材料性能及經濟合理性，裙座筒體選用16MnR，壁厚2.7。2裙座與塔體封頭的連接裙座直接焊在塔釜封頭上,可采用對接焊縫。封頭切線至裙座頂的距離h的近似參考[5]表8-5，取h＝135。地腳螺栓座Dob=Dis+(160-400)取Dob=3000+400=3400Dib=3000—200=28002)基礎環厚度按(有筋板時)計算 b [δ]=140MPabδb=(6Ms[σ]b)?b=(D1-Di0)／2=0。178兩筋板間的最大間距1＝10.681/40=0.267b/1=0。178/0。267=0.7，查[4]表6。7有bmaxMy=0.0610δl2bmaxMx=-0。0550×0．179×1782=-1202。34mm/mmMy＝0．123δl2=0.0123×0．179×2672＝778．41mm／mmbmax其中Ms_計算力矩,取MX，MY中絕對值較大者Qmax/Ab+(0．3Mw°ˉ°+Me)/WbWb＝(Dbo4—Dbi4)/Dbo=2.16m3Ab=0．785(Dbo2—Dbi2)=2.94×106mm2代入得,σbmax={0.10取δ=0．179MPabmaxMX＝-1202．34MpMy=778．405Mpδb=(6＊1202。34/140)?＝7。18mm取基礎環厚度大于筒體壁厚，選取δ＝26mmb1)地腳螺栓承受的最大拉應力按下式計算FvAb取其中較大者，代入數據有24/42σb=1。56／21．6-53099。54＊9。8/2．94×106=－0。105(4。99+0.25＊0.156)／2.16—(106028．75＊1。3＊9．8-3.42×105)取σ=1.99MPa＞0，必須設計地腳螺栓座b2)地腳螺栓材料，選用16Mn地腳螺栓的螺紋小徑d1=(4σb·Ab/Πn[σ]bt)+C22[σ]—－--－－－----－—-地腳螺栓材料許用應力[σ]＝170MPabt代入,得d1=42.73mm圓整后地腳螺栓的公稱直徑取M48×5根據[4]，得地腳螺栓座尺寸表LLBCDLK330σG20σC28ZL1D40L52D3L41)筋板壓應力σG=F/N1δGL2F--——-一個地腳螺栓承受的最大拉力NN—－—對應一個地腳螺栓的筋板個數12δ—－-——筋板厚度G代入,得σG=243775/2*20*178=34．24Mp2)筋板的許用應力按下式計算(1)當λ≤λc時,[δ]=[1-0．4(λ／λc)2][σ]G/γc(2)當λ＞λc時，[δ]=0.277[σ]G／(λ/λc)2ci—－-—--－慣性半徑，對長方形截面的筋板取i=0。289×20=l—－－---—筋板長度l=300mmkkGλ＝0。5Lk/i=0.5＊300/5.78=25。95λ〈λc用式(1)E／0．6[σ]G0)?=153。 [δ]=140MPaG25/42c即[δ]=[1-0．4(λ/λc)2][σ]G/γccGcG即σ<[σ]c，故筋板的設計合格G為改蓋受力狀況，需在蓋板上設置墊板,有墊板時：σ2=FL3/[(L2-d3)δc2＋(L4-d2)δc2]2d-—-—－－-—墊板上地腳螺栓孔直徑2d-－－-----蓋板上地腳螺栓孔直徑334代入數得，σ2=243775×100/(178－65)×282+(100—51)×242=160.21Mpσ2〈[σ]b=163Mp即蓋板設計合格.裙座結構示意圖26/42第三章碳化塔強度校核本章符號說明A－－—－-———－—-－—-—－——--基礎環面積A=0。785(D2-D2)mbbabibm2mA--－--—－-－—-－-－-－--——圓筒形裙座底部截面積A=3.14Dσmm2sbsbissB-————----－———---———-系數，按[1]1.7.5確定MPab—－-－—————-—－—－--－—－—基礎環外伸寬度b＝(D－D)obosC－-—－-－—－－－－-——-－-－—-結構綜合影響系數zD—-－----－——-－－－－———－—容器內直徑mmiD-－－-—-————--—-——-－—-基礎環內直徑mmD-－-－－—-－-—－-—－-－－－-—裙座底部截面內直徑mmisD---－－———----—-——－－——基礎環外直徑mmobD--—-—-－—－－—－-——--－－—裙座底部截面的外直徑mmH——－——----－－－---—－-——容器頂部至第段底部截面的距離ih--——-－-——－---—-—--－－容器第段集中質量距地面的高度mmih－－--—－--－-－—----－—-－計算截面I—I以上集中質量m距地面的高kk度mmEMO－O———-－－—－－—-－-－—－—－—-容器底部O－O截面的地震彎矩EMI—I——---—－-－—－——－—－-—--容器計算截面I-I的最大彎矩NmmaxMO－O—－--——-－--—－－--——-－-容器底部O-O截面的最大彎矩NmmaxMII—容器計算截面I—I的風彎矩NmwMOOOO矩Nmwm-－－-———-----—--——-－－容器第i段的操作質量kgim--——--—-—－－——－－--－—-容器的最大質量kgmaxm－——-－-—-—---—---——－-容器的最小質量kgm－－——---－——－-－--——－－—容器的操作質量kgo量kgP—--－—-－-－——-——－-——--風載荷NT-—-—－－-———-—--－－-—－-容器第i振型的自振周期si1Z－－——－－-—－--—－－－－－-－-基礎環的抗彎截面系數mm3b27/42Z—-—-—-—---－－————-—－-圓筒形或圓錐形裙座底部截面系數mm3sbσ－-——-———--—－-----—-—基礎環厚度mmb[q]－－—-－－-—－--－－--－—-—-許用拉脫力σ－————－-－-——---－－-－-－管板計算厚度mmt [σ]t--——－－－-—-—－－—－-——－－設計溫度下管板材料的許用應力r [σ]t—－—-———－--——-－-—-－--設計溫度下換熱管材料的許用應力t碳化塔結構示意圖(見附圖)28/423.1碳化塔各項質量計算3。1.1容器殼體質量m=1940×10.38＝20137。2Kg筒體m=1940×1.3=2522Kg裙座2、由[3]查得σ=26的鋼板,每平方米質量為204。1Kg積中水：A＝0.25πab=0.25×3。14×0.59×0.62＝0.2872m21側水：A=0。25πab=0．25×3。14×0．59×0.84=0．3890m22人孔：A=0.25πd2=0.25×3。14×0。582＝0.2641m23Ww氣體入口：A=0。25πab=0.25×3．14×0.377×0。58=0．1716m24氣體出口:A=0.25πd2=0.25×3。14×0.3772＝0。1116m25(注：由于其余接管尺寸較小,故開孔削弱少，可忽略不計)A=(A+A)×2×14＋A＋A=19．745m21245則塔體開孔減少總質量M=204。1×A=204。1×19.3745＝3409.96Kg2)裙座裙座上開設人孔減少面積Aˊ=0。25d=0。25×3。14×0。5322=0．2222m21則減少質量裙座基礎環質量m基=777。62Kg筋板質量m箱=352。71Kg蓋板質量m蓋＝156.24Kg塔體總重M塔體=20137.2-3409。96=17971.29Kg裙座總重M裙=2522+777.62+352.71+156。24－40.07=3768.5頭質量上下封頭總重為m封=1780×2=3560Kg4、容器殼體和裙座的總質量為m＝m塔體+m封+m裙=17971.29+3768.5+3560=25299．79Kg0129/423.1．2碳化塔內構件質量M02m=11。874×3.14×3=111.85Kg7m=15.12×3．14×3=142。430Kg總重：m角＝111．85×10+142.430=1260。93Kgm擋=142Kg拉筋m拉筋=8.373×0．26×3＝6。53Kgm球=142+6.35=148。53Kgm=m角+m球+m分=118.5+148.53+531．67=1798．7Kg02m分＝6．73×79=531．67Kg3.1.3碳化塔內各塔板質量m031)汽液分布板m汽=736．08Kg2)支承環板m環=86．32Kg3)支承筋板m筋=5。42Kg所以m汽ˊ=m汽+m環+m筋=895．72KgmKg3、液體分布板重量，單層:m單＝497．58Kg總重：m液＝497.58×7=3483.06Kgm665。60＋8．63＝674。23Kgm＝m汽+m氣＋m液+m支=5399。49Kg033.1.4容器外部附件質量m04Dg=550的人孔質量約為188Kg裙座上人孔質量為m＝19．73Kg，所以人孔總重395。73kg中水冷卻管組短節m短節=0．14×3．14×0.52×62.8=14。36Kg1側水冷卻管組短節m短節=0。56×3．14×0．52×62.8=57.45Kg2mKgmKg:m內件短節=91。88Kg總重m短節=(14.361＋57．45)×2×10+35．21×4×10+91.88×4×10=6519.8接接管重量Kg單總40．8440。84單總16.916。9接管尺寸Φ377×9接管長度500符號a個數130/42bb15016。676．678。588。58d9250124。5124。51eΦ45×3.570.433．01f90。756.750。26115010.750.750．2440．244h25010．750.750．4080。4082mΦ108×4484。01192.486.662319.776n650484。01192．486。662319。776kΦ159×4。5206316。676。6735。3835。38匯總表3．1，接管及法蘭總重m接法＝1207。184Kgm=m人孔+m短節+m接=395。73+6519.8＋1207。184=8122.71043.1.5碳化塔冷排質量1、冷排管箱筒體及法蘭封頭質量m05m筒體＝л×0.5222×0.33×62.8＝28．03Kgm法蘭=20。67Kgm封頭=16.2Kgm管箱=(28.03+20.67×2+16.2)×4×10=3419。2Kg所以m管子＝(120。11＋115．12)×2×10＝4704。6Kg連接板質量忽略不計圓鋼總重:m圓=1。8×2×2。47×10=88．92Kgm=3419。2+4704。6＋88。92＝8212。72Kg053。1。6螺栓、螺母、墊片總質量m＝4266．13Kg063。1。7水壓試驗時容器內充水的質量m=106028。75Kgw3．1.8塔體內物料質量(操作時)2、190滴度氨水的質量m氨水=45500Kg所以，操作質量m＝m+m+m+m＋m+m＋m水+m氨水0010203040506=25299.79+1798.7+5399．49＋8122．71+4266。13+750626＋45500=115037.46Kg3．1.9容器的最大質量mmaxm＝m+m+m+m＋m+m+mmax010203040506w31/42kk3．1。10容器的最小質量mm=m+m＋m+m+m+mmin010203040506＝53099.54Kg3．1。11空塔吊裝質量m吊m＝m—m-m—m03吊min0506=35221.20Kg3．2碳化塔塔體載荷校核3.2.1塔的自振周期Tc=90.33H(m0H/EδeDi3)?×10—31300×(1．59×105×11300/2。1×105×22×30003)?T1=1.79×(8mH3/EΠDi3δe)?0=1．79(8×1。59×105×113003/2.1×105×22×30003)＝3.87s3．2。2風載荷的計算如前示意圖碳化塔結構簡圖所示，危險截面為:0-0、1—1、2-2塔設備中第i計算段所受的水平風力由下式計算Pi＝kkfqlD12ii0ieik——-－-－-—－—－—-體型系數，k=0．711k的風振系數2if———－—-—-—-----風壓高度變化系數iq－--—－--——－--—－各地區的基本風壓N/m20k-—--－--—－—-—-—塔設備第i計算段的風振系數2ik=1+εViφ/f按[4]表7－6查得ε=3。93772i2iiε-－-—---－——————脈動增大系數ε＝3．9377Vi——————－—-－-－－-第i段的脈動影響系數，按表7—7V=0。78V=0.801，23，4Φ－——--－——－-－---第i段的振型系數2iΦ1=0.15Φ2=0.48Φ3=0.87Φ4＝1f=0。8f＝f=0。8f＝1。00f=1。140。71．005003?塔段參數1fiq0-10.70．85001.530。70。85003。5332/423、風彎矩的計算1)塔底截面彎矩計算w112123123M0-0=pl/2+p(l+lw112123123=1701×1.5／2＋3969×(1。5+3。5/2)＋14175×(1。5+3．5＋10/2)=1。56×108N。mmw22323M1－1＝pl/2+pw22323=3969×3.5/2+14175×8。5=1．27×108N．mmwpl／233=14175×5=7.0875×107N．mm3.2。3地震載荷的計算Cz－-－—-—-—--綜合影響系數Cz=0.5α－--－——--－-地震影響系數第k段塔節重心處產生的相當于第一振型的水平地震力為:1max330。51.33246990.749．8336755。6820。50。27616895.319.825088．4410。07747048。612935.23α1ηkgFmvvmaxeq。α—————-—垂直地震影響系數最大值vvmaxeq。α—————-—垂直地震影響系數最大值vmaxm=0.75m＝0。75×1.59×105eq0vF1—1=mh／Еmh×Fv0-0即FvF1—1=mh／Еmh×Fv0-0v11ii=7048．61×1。5/(7048。61×1.5＋25088．41×5+46990．74×10)×3.42×105=59.68NM0-0=16Czαmgh2/35EI10=16×0.5×1.098×1。59×105×9。81×11300／35=4。99×109N.mm33/42M1－1=8Czαmg(10H3.5-14H2。5h+4h3.5)/175H1.5EI10=4。07×1010N.mmM2－2＝8×0。5×1。098×1。59×105×9.81(10×113003.5－14×1500×1130EI4×35003.5)/175×113002.5=4。10×1011N.mmM3—3＝2．16×109N.mmEI由于塔器H/D＜15,且H<20m,所以不用考慮高振型的影響。3．2。4最大彎矩的計算Mmax0-0=代入數有M0-0+0。25Mw0－0+Me取其中較大者EN·m取Mmax0－0=4．994×107N·m2、塔器任意計算截面處最大彎矩按下式計算MI-I+0。25MwI—I+Me取其中較大者E代入數有MmaxI—I=1。27×105N。m4。073×107N．m3.2．5圓筒軸向應力校核因筒體和裙座選材相同,故危險截面為焊縫區及彎矩最大截面或截面最小的位置。1eiM1eiσ＝(mi—ig＋FvI－I)／Πdiδei＝(7048．61×9.8+3.42×105)／3.14×203000×22安全32×22=1.98Mp〈163Mp故安全。3。2。6圓筒穩定校核B－---—-－-——－-系數,取B=130按式σ+σ≤[σ]cr即15+0.91<156Mp故安全。2334/42圓筒最大組合拉應力按下式校核:σ-σ+σ≦K[σ]tφ＝1．2×163×0.85=166.26Mp12336．75-0.91+15=50.84<166.26故安全3．2.8塔器壓力試驗時的應力校核ieiT＝(1．225＋0。001×1130/9．81)(3000+22)／2×22=92．05Mp1Tieiσ=PD/4δ=1TieiIieiσ＝mI—Ig／ΠDδIiei3wieiσ＝4(0．3MI—I+Me)/ΠD2δ=4(0。3×3wiei22＝0.24Mp壓力試驗時,圓筒的許用軸向壓應力按下式校核：[σ]={KBs0.9Kσ取其中較小者s取[σ]=取[σ]=156Mp0。9×1。2×325=351Mprs液壓試驗時：σ≤0.9σφ=0．9×325×0。85=248.62Mps即92。05〈248．26故安全。s氣壓試驗時：σ≤0．8σφ=0.8×325×0．85=221MPs即103<221故安全。123s=液壓試驗時：σ—σ+σ≤0。9Kφσ123s=p即34．48<298。35故安全。123s=123s=即34。48＜265。2故安全。3。3.1裙座殼軸向應力校核裙座與塔體采用對接焊縫,故Dsi=Di=3000，取裙座壁厚與筒體壁厚相同,即δ [δ]=[δ]＝163MPa。S1S2maysb0vsb1／COSβ[M0－0／Z+(mg+maysb0vsbsK[σ]tsvv35/42Z=ΠDis2δ/4COSβ＝Π×30002×26/4×1=1。84×108mm3sbsA＝ΠDδ＝Π×3000×26＝244920mm2sbiss代入數據105/2444920)]=49。66KBCOS2β=1．2×130=156K[σ]t＝1．2×163＝195.6s即49.66均小于上述兩值,1/COSβ(0。3M0-0/Z+mg/A)≤{KBCOS2β代入數得6.62<{156wsbmaxsbs故裙座安全4MJ-J／ΠD2δ－(mJ－Jg—FJ-J)/ΠDδ≤0.6K[σ]t=0.6×1．2×maxites0vitesw163＝117.36MpMJ-J≈MI—I=4.073×109N。mmmaxmaxmJ－J≈mI-I=46990。74Kg00FJ-J≈FvI-I=59．68Nv代入數據有4×4.073×109/3．14×30002×24－(46990。74—59.68)/3．14×3000×24=23．88Mp即23．88<117．36，故安全。第四章碳化塔的腐蝕防護腐蝕現象幾乎涉及國民經濟的一切領域。例如各種機器、設備、橋梁等在大氣中氣管線因土壤和細菌的腐蝕而發生穿孔；鋼材在軋制過程中因高溫與空氣中的氧氣作用而產生大量的氧化液;與各種酸、堿鹽等強腐蝕性介質接觸的化工機器與設備，腐蝕問題尤為突出,特別是處于高溫、高壓、高流速下的機械設備,往往會引起材料的迅速腐蝕損壞。正確的腐蝕控制，是延長設備壽命，避免事故發生的重要保證。如果在設計階段就充分考慮了腐蝕控制方案，那么由于設備被腐蝕所需的維修費用就可以大大節約了.由于碳化塔內濃氨水，碳氨液等介質都有較強的腐蝕性，因此必須采取一定的防腐措施。金屬材料有良好的物理機械性能,但在耐腐蝕方面卻或多或少地存在缺陷，而某些耐蝕合金的成本又太高.非金屬材料雖然耐蝕性能好,但多數材料的物理機械性能較差。綜合考慮各項因素,碳化塔的塔體材料選用低合金鋼16MnR，采取的防腐措施是外加電流陰極度保護或陽極保護與環氧樹脂涂料聯合保護。36/42將被保護金屬設備與直流電源負極度相連,依靠外加陰極電流進行陰極極化而使金屬得到保護的方法，稱為外加電流陰極保護，簡稱電保護.碳化塔陰極保護采取措施及條件如下表4－1保護措施保護措施外加電流陰極保護與環氧樹脂聯合保護，保護電位—950mv電流0。1—0．2A／m2保護效果93~94％現場保護后冷卻水箱壽命由6個月延長為1年介質條件氣量:2×104m3/h被保護設備碳酸氨生產系統——碳化塔電化學保護包括陽極保護.本設備也可采用陽極保護與環氧