南華大學機械工程學院畢業(yè)設計第4頁共60頁1前言本次畢業(yè)設計主要是直徑為2800mm的變換爐的設計，變換爐是合成氨工廠生產(chǎn)一氧化碳工段的一個核心的必備的設備，而變換爐的結構隨著現(xiàn)代技術的發(fā)展和現(xiàn)代氨生產(chǎn)量需求一直在不斷的發(fā)展中，為此在此設計的變換爐主要是更加高效更加安全更加經(jīng)濟的生產(chǎn)一氧化碳。1.1課題設計內(nèi)容、設計參數(shù)1.11.塔板直徑、厚度計算；2.塔內(nèi)件及有關附件計算；3.筒體選材及壁厚計算；4.上下封頭型式、材料的確定以及厚度的計算與校核；5.頂部和底部空間計算；6.裙座設計及校核；7.塔總高的計算；8.載荷分析及強度校核。1.1.2工作壓力(Mpa）：1.2MPa操作溫度（℃）：5物料名稱：半水煤氣、變換氣腐蝕余量（mm）4塔徑（mm）：2800塔高（m）：14基本風壓（Mpa）：350地震烈度71.2課題來源及變換爐的應用及結構變換爐是合成氨廠一氧化碳變換工段的可核心設備，它的結構能否滿足工藝要求與計算設備、可靠性直接影響到產(chǎn)量、能耗、轉(zhuǎn)化率、觸媒用量和投資費用等。在合成氨生產(chǎn)中，一氧化碳有高溫變換、中溫變換和低溫變換之分，對于低溫變換，由于在這一過程中一氧化碳轉(zhuǎn)化量少，催化床層溫升小，僅需圖1.1變換爐的整體結構一段絕熱催化劑反應即能滿足工藝生產(chǎn)要求，因而低溫變換爐的結構型式單一，而對于高溫、中溫變換，由于一氧化碳轉(zhuǎn)化量多，催化床層溫升大，相應的中文工藝有所不同，一般來說，工業(yè)生產(chǎn)中采用的中變爐結構型式隨合成按生產(chǎn)原料的不同而有差異，近十幾年，在傳統(tǒng)的固定床反應器基礎上，又出現(xiàn)了軸徑變換爐和列管式等溫變換爐等新的結構型式。多段高溫、中溫變換爐的結構多段高溫、中溫變爐通常指兩段或三段絕熱反應段，兩段式高溫、中溫變爐殼體是用鋼板制成的圓筒，內(nèi)部以鋼板隔成上、下兩段。上段裝兩層催化劑，下段裝一層催化劑。催化劑靠支架支承，支架上鋪上箅子板、鋼絲網(wǎng)及耐火球，根據(jù)工作壓力來確定計算壓力通常設計壓力可取為最高工作壓力的1.05-1.10倍所以計算壓力=（1.05-1.10）×1.2=（1.26-1.32）Mpa取計算壓力=1.3Mpa低壓容器的圓筒厚度計算式為：查【1】表16MnR的許用應力在設計溫度為350℃時，16MnR的許用應力為=125，查【1】表4-3鋼制壓力容器的焊接接頭系數(shù)值，在制造中采用雙面焊對接接頭和相當于雙面焊的全熔透對接接頭，故焊接接頭系數(shù)值取1.0。將、值代入上式得==15.35mm圓筒設計厚度式中為腐蝕裕量，mm。為鋼材負偏差，使用中鋼板厚度超過5mm時（如20R、16MnR和16MnDR等）可取=0，故=4+0=4mm圓筒設計厚度=15.35+4=19.35mm圓整并根據(jù)【2】附表4-1取圓筒名義厚度為=20mm,則圓筒有效厚度=-=20-4=16mm圖1.2圓筒的結構封頭厚度計算公式為：=14.60mm封頭設計厚度=+=14.60+4=18.60mm封頭名義厚度與圓筒一樣，取為20封頭有效厚度=-=20-4=16mm圖1.3橢圓封頭的結構2.2載荷分析2.2.1塔設備的操作質(zhì)量:塔設備的最大質(zhì)量:塔設備的最小質(zhì)量:⑴塔體總質(zhì)量筒體質(zhì)量塔設備總高為13940mm，底部為高為990mm的裙座和封頭的高度，上為接管的外深高為筒體總高H=13940-990-350-650=11850mm=查【2】附表4-1根據(jù)公稱直徑為2800mm厚度為20mm查得一米高筒節(jié)理論質(zhì)量為筒體質(zhì)量=1390×11.85=16472②封頭質(zhì)量查【2】附表4-3得公稱直徑為2800mm厚度為20mm的橢圓封頭的質(zhì)量為查【2】附表4-2以內(nèi)徑為公稱直徑的橢圓封頭的型式和尺寸得曲邊高度為712封頭質(zhì)量=2×1367.8=2736③裙座質(zhì)量取裙座高度為990mm，裙座材料選Q235-B，一米高裙座理論質(zhì)量為1531裙座質(zhì)量=1390×0.99=1377所以塔體總質(zhì)量=筒體質(zhì)量+封頭質(zhì)量+裙座質(zhì)量即=++=16472+2736+1377=20585⑵塔段內(nèi)件質(zhì)量：由于變換爐的結構是塔，且內(nèi)部裝有變換觸媒，屬于填料塔。塔段內(nèi)件即為填料加筒體內(nèi)部附件。其填料為的密度為250Kg/㎡,因此塔段填料質(zhì)量為==3.14/4××250×(1810+1450+1100)=6710對于其他的諸如隔板、工字鋼、支撐蓋板等則可大致取為填料質(zhì)量的0.5倍，所以有=1.5=1.5×6710=10065⑶保溫層質(zhì)量：取保溫層厚度為=250mm查【2】表5-4塔設備部分零件質(zhì)量載荷估算表得保溫層質(zhì)量載荷為200，查【2】附表4-2以內(nèi)徑為公稱直徑的橢圓封頭的型式和尺寸得封頭的容積為3.1198,以保溫層外徑為公稱直徑的橢圓型封頭的容積為3.6197。所以：=（3.6197-3.1189）×200=6575（式中為封頭保溫層質(zhì)量）⑷偏心質(zhì)量（）（平臺、扶梯質(zhì)量）（）：查【2】表5-4塔設備部分零件質(zhì)量載荷估算表得平臺質(zhì)量，式扶梯質(zhì)量塔設備總高=筒體總高+單個封頭曲邊高度+裙座高度=11850+712+940=13502mm=塔設備總高取為14m,籠式扶梯總高取為HF14m，平臺數(shù)量n取3則=3027⑸操作時塔內(nèi)物料質(zhì)量（）：=0⑹人孔、接管、法蘭等附件質(zhì)量按經(jīng)驗取附件質(zhì)量為=0.25=0.25×20585=5147⑺充液質(zhì)量因為變換爐內(nèi)進行的是氣體反應，密度很小，所以可以忽略不計。即=0塔設備的操作質(zhì)量=20585+10065+6575+3027+5147=45399塔設備的最大質(zhì)量=20585+10065+6575+3027+5147=45399塔設備的最小質(zhì)量=20585+0.2×10065+6575+3027+5147=373472.2.2在動載荷（風載荷和地震載荷）作用下，塔設備各截面的變形及內(nèi)力與塔的自由震動周期及振型有關，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(zhì)量沿高度連續(xù)分布的懸臂梁，其基本震型的自振周期按【2】有(s):塔體內(nèi)徑,mm2800塔體有效厚度,mm16塔設備高度H,mm14000操作質(zhì)量,Kg45399將數(shù)據(jù)代入有：=0.13s2.2.3地震載荷地震起源于地殼的深處，地震時所產(chǎn)生的地震波，通過地殼的巖石或土壤向地球表面?zhèn)鞑?。當?shù)卣鸩▊鞯降孛鏁r，引起地面的突然運動，從而迫使地面上的建筑物和建設被發(fā)生震動。地震發(fā)生時，地面運動是一種復雜的空間運動，可以分解為三個平動分量和三個轉(zhuǎn)動分量。鑒于轉(zhuǎn)動分量的實測數(shù)據(jù)很少，地震載荷計算時一般不予考慮。地面水平方向（橫向）的運動會使設備產(chǎn)生水平方向的震動，危害很大。而垂直方向（縱向）的危害較橫向震動要小，所以只有當?shù)卣鹆叶葹?度或9度地區(qū)的設備才考慮縱向震動的影響。當發(fā)生地震時，塔設備作為懸臂梁，在地震載荷作用下產(chǎn)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。（1）水平地震力所謂的振力是地震時地面運動對于設備的作用力。對于底部剛性固定在基礎設備，如其簡化趁單質(zhì)點的彈性體系。則地震力即為該設備質(zhì)量相對于地面運動時的慣性力，此力為集中于單質(zhì)點的質(zhì)量,Kg;g重力加速度，m/;地震影響系數(shù)。地震影響系數(shù)由確定。由【1】表7-9取第二組Ⅱ類場地土的特性周期為=0.3由【2】7-10取設防烈度為7時地震影響系數(shù)最大值為=0.23。地震影響系數(shù)根據(jù)場地土的特性周期及塔的自振周期由分析設計方法確定且不得小于=0.23×0.2=0.046即==0.53＞實際上塔設備是一多質(zhì)點的體系，具有多個振型。根據(jù)振型疊加原理，可將多質(zhì)點體系算轉(zhuǎn)換成多個單質(zhì)點體系想疊加。因此，對于實際塔設備水平地震力的計算，可在前述單點體系計算的基礎上，為考慮振型對絕對加速度及地震力的影響，引入振型參與系數(shù)塔設備的第一振型曲線可以近似為拋物線代入上式有：因而，第i段塔節(jié)重心處產(chǎn)生的相當于第一振型（基本振型）的水平地震力為由上述分析，我們選取計算截面。一般對于高度在10m以下的塔設備，按一段計算；對于高于10m的塔設備，可分段進行計算，每10m分為一計算段，余下的最后一段取其實際高度。故將該設計中將全塔分為3段。分段為1m、3m、10m。其計算截面分別為0-0、1-1、2-2。每段的各個參數(shù)情況計算如下0-01-12-2每段長度（mm）1000300010000每段的質(zhì)量(Kg)28051178030814各點距地面的高度(mm)500250090001.12×1.258.543.141.492.667.293.511.842.252.43=1.15×基本振型參與系數(shù)由公式：0.01290.1440.982綜合影響因素取=0.5所以水平地震力（N）：=0.5×0.53×9.8×93.97440.5388250.79(2)垂直地震力在地面的垂直運動作用下，塔設備地步截面上的垂直地震力為：其中垂直地震影響系數(shù)的最大值，取=0.65；塔設備的當量質(zhì)量，Kg.塔任意質(zhì)點i處垂直震力為：由已知條件：操作質(zhì)量=45399則當量質(zhì)量=0.75=0.75×45399=34050Kg=0.65=0.65×0.23=0.14951.402.952.83.11即垂直地震力（N）224472044800塔設備底截面0-0出的地震彎矩（N.mm），由有=×0.5×0.53×45399×9.8×14000=7.55設等直徑、等壁厚塔設備的任意截面距地面的高度為，基本振型在截面處產(chǎn)生的地震彎矩為式中為塔單位高度上的質(zhì)量即當塔設備H/D＞15或H≥20m時，還需考慮高振型的影響，這時應根據(jù)第一、二、三振型，分別計算其水平地震力及地震彎矩。然后根據(jù)振型組合的方法確定作用于質(zhì)點處的最大地震力及地震彎矩。這樣的計算方法很復雜，所以在進行穩(wěn)定和其他驗算時，可按一種簡化的由第一振型的計算結果估算地震彎矩的近似算法即計算由此可得底截面處地震彎矩（N.mm）=1.25×7.55=9.44截面1-1處地震彎矩（N.mm）==截面2-2處地震彎矩（N.mm）==2.2.4安裝在室外的塔設備將受到風力的作用。風力除了使塔體產(chǎn)生應力和變形外，還有可能使塔體產(chǎn)生順風向的振動（縱向振動）及垂直于風向的誘導振動（橫向振動）。過大的塔體應力會導致塔體的強度及穩(wěn)定失效。因風載荷是一種隨機載荷，因而對于順風向風力，可視為由兩部分組成：平均風力，又稱穩(wěn)定風力，它對結構的作用相當于靜力的作用；脈動風力，又稱陣風脈動，它對結構的作用是動力作用。平均風力是風載荷的靜力部分，其值等于風壓和塔設備迎風面積的乘積。計算時，通常將其折算成靜載荷，即在靜力的基礎上考慮與動力有關的系數(shù)，稱風振系數(shù)。風力計算各計算段的外徑均為：==2800+2×20=2840mm塔頂管線外徑：取=400mm第段保溫層厚度：已知為250管線保溫層厚度：取=100mm籠式扶梯當量寬度：取=400圖2.1變換爐的分段及風載荷的分布各段平臺構件的投影面積：取=×操作平臺當量寬度塔設備迎風面的有效直徑是該段所有受風構件迎風面的寬度總和。當籠式扶梯與塔頂管線布置成180°時當籠式扶梯與塔頂管線布置成90°時,取下列兩式中的較大值風壓高度變化系數(shù)可根據(jù)各計算段頂截面距地面高度查【1】7-5。體型系數(shù)風壓在不同體型的結構表面分布亦不相同，對細長的圓柱形塔體結構，體型系數(shù)=0.7.風振系數(shù)風振系數(shù)是考慮風載荷的脈動性質(zhì)和塔體的動力特性的折算系數(shù)。對塔高的塔設備，取1.70。而對于塔高＞時，則按下式計算在此設計中，塔高=14m＜，故風振系數(shù)=1.70已求出塔設備自振周期=0.13s。查【3】表17-2，近似取衡陽地區(qū)基本風壓值為350=350×=5.915假設土地粗糙度類別為B類，則由值查【1】表7-6得脈動增大系數(shù)=1.47，查表7-7得，脈動影響系數(shù)分別為=0.72，=0.72，=0.79。第段振型系數(shù)可根據(jù)/查7-8得到各計算段的水平風力×將以上討論數(shù)據(jù)整理如表4-1表2.1風載荷與風彎矩的計算計算內(nèi)容數(shù)據(jù)0～11～22～頂各計算段的外徑()2840塔頂管線外徑()400第段保溫層厚度()250管線保溫層厚度()250籠式扶梯當量寬度400各計算段長度()1000200010000操作平臺所在計算段長度()200010000平臺數(shù)012操作平臺當量寬度0600360各計算段的有效直徑()424048404600374043404100各計算段頂截面距地面高度()1414風壓高度變化系數(shù)4體型系數(shù)0.7風振系數(shù)1.7塔設備自振周期()0.133505.915脈動增大系數(shù)1.47脈動影響系數(shù)0.720.720.790.00710.210.79第段振型系數(shù)0.020.0780.67各計算段的水平風力853.453212.8521628.79塔設備任意截面處的風彎矩按下式計算：塔設備底截面的風彎矩為代入數(shù)值得=2.76×1-1截面的風彎矩為代入數(shù)值的得=1.78×2-2截面的風彎矩為帶入數(shù)值得=1.08×偏心彎矩（N.mm）=gl=3027×9.8×2400=7.54×2.2.5最大彎矩取和兩者中的較大值計算數(shù)據(jù)如表2表2.2最大彎矩選擇計算內(nèi)容計算公式及數(shù)據(jù)0～0截面1～1截面2～2截面3.51×2.53×1.83×1.099.74×7.64×最大彎矩1.099.74×7.64×2.3強度校核2.3.1筒體應力及筒體穩(wěn)定性有效厚度(mm):16筒體內(nèi)徑(mm):2800計算面上操作質(zhì)量():453994440533450由設計壓力引起的軸向應力==56.88此應力只存在于筒體，裙座上由設計壓力引起的軸向力為0操作質(zhì)量引起的軸向應力0-0截面上操作質(zhì)量引起的軸向應力3.161-1截面上操作質(zhì)量引起的軸向應力3.092-2截面上操作質(zhì)量引起的軸向應力2.33最大彎矩引起的軸向應力，由此式可計算出：0-0截面上最大彎矩引起的軸向應力9.831-1截面上最大彎矩引起的軸向應力8.722-2截面上最大彎矩引起的軸向應力6.87查【1】附表D1的設計溫度下16MnR的許用應力為125，Q235的許用應力為75載荷組合系數(shù)等于1.2系數(shù)==0.0012根據(jù)A值查【1】圖4-7得16MnR在設計溫度下的系數(shù)B=136，Q235在設計溫度下的系數(shù)B=90，許用軸向壓應力取KB和K中較小值對內(nèi)壓容器圓筒最大組合壓應力≤，最大組合拉應力≤K就滿足要求數(shù)據(jù)整理如表2.3表2.3圓筒組合應力計算及校核計算內(nèi)容計算數(shù)據(jù)0～01～12～2KB108163.2163.2K9015015090150150圓筒最大組合壓應力（）12.9911.819.20≤滿足要求圓筒最大組合拉應力（）6.675.6361.42≤K滿足要求2.3.2實驗時介質(zhì)的密度（）：1000液柱高度H(mm)：13000液柱靜壓力(Mpa)：0.143有效厚度(mm)：16筒體的內(nèi)徑(mm)：28001-1截面的最大質(zhì)量(Kg)：444405進行壓力試驗時，試驗壓力=1.25×1.3×=1.625查《過程設備設計》第二版附表D1得筒體常溫屈服點=3451-1截面=0.9×1.2×345=372.61-1截面=1.2×136=163.2筒體的許用軸向壓應力取及中較小值即=163.2由試驗壓力引起的周向應力當試驗介質(zhì)為水時，=1000，單位轉(zhuǎn)換成的液柱靜壓力為，式中為1300，所以==0.0143=155.58＜（滿足要求）試驗壓力引起的軸向應力==71.09重力引起的軸向應力==3.09彎矩引起的軸向應力==1.31壓力試驗時最大組合壓應力=3.09+1.31=4.4＜=163.2壓力試驗時最大組合拉應力=71.09-3.09+1.31=69.31＜=塔設備常采用裙座支承。被設計中選擇圓筒形裙座，圓筒形裙座軸向應力校核首先選取裙座危險截面。危險截面的位置，一般取裙座底截面（0-0）或裙座檢查孔（人孔）和較大管線引出孔（）界面處。然后按裙座有效厚度驗算危險截面的應力。（0-0）截面處：（0-0）截面積=×2800×16=1.40（0-0）截面系數(shù)===9.87由前面計算知，=108，=90裙座許用軸向應力取以上兩者中較小值為150（1）座體操作時底截面的最大組合軸向壓應力應滿足如下條件：≤裙座許用應力，其中僅在最大玩具為地震彎矩參與組合時計入此項。故，在此，=14.22＜90，滿足要求2.3.4群座內(nèi)徑：=1000裙座外徑：=2800+2×16=2832基礎環(huán)內(nèi)外徑計算公式分別為=2800+300=3100=2800-300=2500基礎環(huán)伸出寬度=0.5×（3100-2832）=134地腳螺栓承受的最大拉應力取=和=中的較大值。其中僅在最大玩具為地震彎矩參與組合時計入此項。其中基礎環(huán)截面系數(shù)=基礎環(huán)面積==2.64最大拉應力（）：===0.35最大壓應力（）：===0.66故基礎環(huán)地腳螺栓承受的最大拉應力=0.35＞0，塔設備必須設計地腳螺栓。圖2.2地腳螺栓先將地腳螺栓個數(shù)取為20（4的倍數(shù)）材料選擇Q235。對于Q235，取許用應力=147地腳螺栓腐蝕裕量取為4則地腳螺栓螺紋小徑=+4=27.48+4=31.48mm故取20-M36地腳螺栓滿足要求通過查GB150過于地腳螺栓的數(shù)據(jù)可知有：地腳螺栓的公稱直徑一般不小于，由前面所得結果可知地腳螺栓的螺紋小徑為=31.48故我們可選用的地腳螺栓，地腳螺栓的螺紋小徑=31.670?；A環(huán)伸出部分平均周長為==9319.5220個地腳螺栓均布排列，每一個地腳螺栓兩側，基礎環(huán)與蓋板之間要設置筋板，相鄰兩筋板最大外側間距取為466基礎環(huán)材料許用應力：對于低碳鋼材料取為140。水壓試驗時的壓應力()：==0.81操作時壓應力（）：==0.25混凝土基礎上的最大壓力取以上兩者中的最大值即：=0.81Mpa134/466=0.2876故對軸的彎矩=-0.4746=-0.4746×1.94=-9207.24Mpa負號表示方向?qū)S的彎矩=0.0024==59.04Mpa計算力矩取以上兩者中大值即：=9207.24故，有筋板時基礎環(huán)厚度：==19.99mm無論有筋板或無筋板側基礎環(huán)厚度都不得小于，故此設計中取基礎環(huán)厚度=242.3.圖2.3裙座與塔殼的對接焊接截面1-1即裙座與塔殼對接焊縫截面，此處的剪應力按下式校核：≤其中僅在最大彎矩為地震彎矩參與組合式計入此項。式中-裙座頂截面內(nèi)直徑，=2800-設計溫度下焊接接頭的許用應力，取兩側母材許用應力的小值，即==113即==6.7≤=0.6×1.2×113=81.36，滿足要求。3開孔補強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。開孔以后，除削弱器壁的強度外，在殼體或風頭和接管的連接處，因結構的連續(xù)性破壞，會產(chǎn)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后的補強問題。各接管選取如表3.1表3.1符號公稱直徑連接標準密封面形式用途350焊接焊接氣體進口350焊接焊接氣體出口500人口350榫槽面卸料口40榫槽面噴水管接口3.1對于與筒體相連接的接管=377-12×2=353mm（1）補強及補強方法判別(a)補強判別根據(jù)[2]表4-14，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于377mm，故需要另行考慮其補強。(b)=353+2×4=361mm本凸形封頭開孔直徑=361mm<=1400mm。滿足等面積法開孔補強計算的適用條件，故可用等面積補強法進行考慮其補強。圖3.1加強圈根據(jù)機械行業(yè)加強圈標準JB/T4736-2002查得加強圈的相關參數(shù)如下表：表3.1加強圈的相關參數(shù)件號公稱直徑DdH件數(shù)材料單件重量17DN35012316MnR29.524DN50018416MnR51.839DN60018416MnR68.9（2）開孔所需要補強面積（a）由前面的計算可知筒體的計算厚度=15.（b）開孔所需補強面積先計算強度削弱系數(shù)===0.736接管有效厚度=12-4=8mm根據(jù)[2]中開孔補強面積公式4-76有：=361×15.35+2×15.35×8×（1-0.736）=5606.19（3）有效補強范圍(a)有效寬度按（4-79）確定=2×361=722mm=361+2×20+2×12=425mm取其中最大值，故=722mm。(b)有效高度外側有效高度按式（4-80）確定=250mm（實際外伸高度）取其中較小值，故=65.82mm。內(nèi)側有效高度按式（4-81）確定=250+20=270mm取其中較小值，故=65.82mm。（4）有效補強面積(a)封頭多余面積封頭的有效厚度=16封頭多余金屬面積按式（4-48）計算==（722-361）（16-15.35）-2×（16-15.35）（1-0.736）=234.31(b)接管多余金屬面積接管計算厚度==2.51接管多余金屬面積按式（4-83）計算==919.46(c)接管區(qū)焊縫面積（焊腳取10）(d)有效補強面積=234.31+919.46+100=1253.77擬采用補強圈補強。（5）所需另行補強面積=5606.19-1253.77=4352.42（6）補強圈設計根據(jù)接管公稱直徑350選補強圈，參照補強圈標準4736取補強圈外徑=620，內(nèi)徑=353。因為=722mm>，補強圈在有效補強范圍內(nèi)。補強圈厚度為==16.30mm考慮鋼板負偏差并經(jīng)圓整，取補強圈名義厚度為223.2對于與封頭相連接的接管=377-12×2=353mm（1）補強及補強方法判別(a)補強判別根據(jù)[2]表4-14，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于377mm，故需要另行考慮其補強。(b)=353+2×4=361mm本凸形封頭開孔直徑=361mm<=1400mm。滿足等面積法開孔補強計算的適用條件，故可用等面積補強法進行考慮其補強。（2）開孔所需要補強面積（a）由前面的計算可知封頭的計算厚度=14.60mm（b）開孔所需補強面積先計算強度削弱系數(shù)===0.736接管有效厚度=12-4=8mm根據(jù)[2]中開孔補強面積公式4-76有：=361×14.60+2×14.60×8×（1-0.736）=5332.57（3）有效補強范圍(a)有效寬度按（4-79）確定=2×361=722mm=361+2×20+2×12=425mm取其中最大值，故=722mm。(b)有效高度外側有效高度按式（4-80）確定=250mm（實際外伸高度）取其中較小值，故=65.82mm。內(nèi)側有效高度按式（4-81）確定=0（實際外伸高度）取其中較小值，故=0。（1）有效補強面積(a)封頭多余面積封頭的有效厚度=16封頭多余金屬面積按式（4-48）計算==（722-361）（16-14.6）-2×（16-14.6）（1-0.736）=504.66(b)接管多余金屬面積接管計算厚度：==2.51接管多余金屬面積按式（4-83）計算==919.46(c)接管區(qū)焊縫面積（焊腳取10）(d)有效補強面積=504.66+919.46+100=1523.92擬采用補強圈補強。（5）所需另行補強面積=5332.57-1523.92=3808.65（6）補強圈設計根據(jù)接管公稱直徑350選補強圈，參照補強圈標準4736取補強圈外徑=620，內(nèi)徑=353。因為=722mm>，補強圈在有效補強范圍內(nèi)。補強圈厚度為==14.26mm考慮鋼板負偏差并經(jīng)圓整，取補強圈名義厚度為20mm3.3對于與筒體相連接的人孔=536-18×2=500mm（1）補強及補強方法判別(a)補強判別根據(jù)[2]表4-14，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于500mm，故需要另行考慮其補強。(b)=500+2×4=508mm本凸形封頭開孔直徑=508mm<=1400mm。滿足等面積法開孔補強計算的適用條件，故可用等面積補強法進行考慮其補強。（2）開孔所需要補強面積（a）由前面的計算可知筒體的計算厚度=15.（b）開孔所需補強面積先計算強度削弱系數(shù)===0.736接管有效厚度=18-4=10mm根據(jù)[2]中開孔補強面積公式4-76有：=508×15.35+2×15.35×14×（1-0.736）=7911.27（3）有效補強范圍(a)有效寬度按（4-79）確定=2×508=1016mm=508+2×20+2×18=584取其中最大值，故=1016mm。(b)有效高度外側有效高度按式（4-80）確定=250mm（實際外伸高度）取其中較小值，故=95.32mm。內(nèi)側有效高度按式（4-81）確定=250+20=270mm取其中較小值，故=95.32mm。（4）有效補強面積(a)封頭多余面積封頭的有效厚度=16封頭多余金屬面積按式（4-48）計算==（1016-508）（16-15.35）-2×（16-15.35）（1-0.736）=229.86(b)接管多余金屬面積接管計算厚度==3.61接管多余金屬面積按式（4-83）計算==2869.95(c)接管區(qū)焊縫面積（焊腳取10）(d)有效補強面積=229.86+2869.95+100=3099.81擬采用補強圈補強。（5）所需另行補強面積=7911.27-3099.81=4811.46（6）補強圈設計根據(jù)接管公稱直徑350選補強圈，參照補強圈標準4736取補強圈外徑=840，內(nèi)徑=500。因為=1016mm>，補強圈在有效補強范圍內(nèi)。補強圈厚度為==14.15mm考慮鋼板負偏差并經(jīng)圓整，取補強圈名義厚度為18mm3.4對于與筒體相連接的套管=600-18×2=564（1）補強及補強方法判別(a)補強判別根據(jù)[2]表4-14，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于564mm(b)=564+2×4=572本凸形封頭開孔直徑=572mm<=1400mm。滿足等面積法開孔補強計算的適用條件，故可用等面積補強法進行考慮其補強。（2）開孔所需要補強面積（a）由前面的計算可知筒體的計算厚度=15.（b）開孔所需補強面積先計算強度削弱系數(shù)===0.736接管有效厚度=18-4=14根據(jù)[2]中開孔補強面積公式4-76有：=572×15.35+2×15.35×14×（1-0.736）=8893.67（3）有效補強范圍(a)有效寬度按（4-79）確定=2×572=1144=572+2×20+2×18=648mm取其中最大值，故=1144mm。(b)有效高度外側有效高度按式（4-80）確定=250mm（實際外伸高度）取其中較小值，故=101.47mm。內(nèi)側有效高度按式（4-81）確定=250+20=270mm取其中較小值，故=101.47mm。（4）有效補強面積(a)封頭多余面積封頭的有效厚度=16封頭多余金屬面積按式（4-48）計算==（1144-572）（16-15.35）-2×14×（16-15.35）（1-0.736）=367(b)接管多余金屬面積接管計算厚度==4.07接管多余金屬面積按式（4-83）計算==2976.82(c)接管區(qū)焊縫面積（焊腳取10）(d)有效補強面積=367+2976.82+100=3443.82擬采用補強圈補強。（5）所需另行補強面積=8893.67-3443.82=5449.85（6）補強圈設計根據(jù)接管公稱直徑350選補強圈，參照補強圈標準4736取補強圈外徑=840，內(nèi)徑=500。因為=1016mm>，補強圈在有效補強范圍內(nèi)。補強圈厚度為==12.98mm考慮鋼板負偏差并經(jīng)圓整，取補強圈名義厚度為18mm對于與筒體相連接的接管=45-7×2=41mm根據(jù)[2]表4-14，允許不另行補強的最大接管外徑為。本開孔外徑等于41mm，故不需要另行考慮其補強4.支承式支座設計支座是用來支承容器及設備重量，并使其固定在某一位置的壓力容器附件。在某些場合，還受到風載荷和地震載荷的作用。在此我們根據(jù)前面裙坐的結構選擇支承式支座，因為支承式支座是對于高度不大、安裝位置距基礎面較近且具有凸形封頭的立式容器。支承式支座是在容器封頭底部焊上數(shù)根支柱，直接支承在基礎地面上。預先設為4支座每個支座的公稱載荷支承式支座負荷的就計算：其中，=46837Kg=3027Kg偏心距：=2400mmn=4=0.5×0.23×46837×9.8=52785.30N=0.95由[4]表13-7，取=1.38圖4.1支承式支座=0.95×1.38×400×2844×14000=20879.51N取、中較大者，即=52785.30N設各質(zhì)心高度先不計偏心載荷，可根據(jù)[4]表13-11查得=1018再考慮封頭曲面深度712后可按下式算出=（14000-1018-712）×0.5+1018=7153但在容器上方還有偏心載荷，若假設偏心載荷在封頭與筒體的結合處，則通過計算可知，質(zhì)心應該上移174，這樣質(zhì)心位置距地面應為：=7153+174=7327可從[4]表13-9查得=2100將全部數(shù)據(jù)代入：=88383.54=88.38<所以4個的支座能夠滿足自身的承載要求。封頭的有效厚度=16由[4]表13-14，由內(nèi)插法得[]==401.05<[]。因此，4個支座能夠滿足使用要求。5法蘭的選用圖5.1帶頸平焊剛制法蘭（SO）根據(jù)法蘭標準HG20616-97可查得剛制法蘭尺寸如下表：表5.1剛制法蘭尺寸公稱直徑鋼管外徑（A）連接尺寸法蘭厚度C法蘭內(nèi)徑B法蘭高度H法蘭頸N法蘭理論質(zhì)量KgDN法蘭外徑（D）螺栓孔中心圓直徑K螺栓孔直徑L螺栓孔數(shù)量n螺紋（Th）4048.3155114.5224M202149.530702.47350356585514.532.520M3054359.37642649.150050877568635.524M3363.5513.595587132.96006109158124224M39×370616.5101702198.7根據(jù)剛制法蘭蓋的標準HG20622-97可查得法蘭蓋的尺寸如下：圖5.2剛制法蘭蓋(BL)表5.2剛制法蘭蓋的尺寸公稱直徑連接尺寸法蘭厚度C法蘭理論質(zhì)量KgDN法蘭外蓋徑（D）螺栓孔中心圓直徑K螺栓孔直徑L螺栓孔數(shù)量n螺紋（Th）40155114.5224M20212.63350585514.532.520M3051105.650077568635.524M3363.5220.46009158134224M39×370339.06變換爐的檢驗及驗收1.本設備按JB/T4710-82《鋼制塔設備標準》及《壓力容器安全監(jiān)察規(guī)程》進行制造實驗和驗收。2.設備材料按GB6654-98及技術條件GB2975-82《鋼材力學及工藝性能實驗取樣規(guī)定》驗收。3.設備按GB/T4709-2007《鋼制壓力容器焊接規(guī)程》采用手工電弧焊，所有受壓元件焊縫焊條采用J507,其余焊縫J427。焊接接頭除圖外，法蘭與接管按相應法蘭標準，其余按GB983確定。4.設備制成后以2.1Mpa進行水壓實驗（臥置）。5.設備油漆、包裝、運輸按JB2536-80。6.爐內(nèi)的所有保溫層都由使用單位自理，施工技術要求參考《工業(yè)爐砌筑工程施工及驗收規(guī)范》GB50211-2004。（1）在筑砌內(nèi)襯時應將件號25與件號26之間的焊接割去.(2)件號19石棉板與殼體內(nèi)壁用水玻璃粘貼前應先將殼體上銹及污染物清除干凈.(3)砌筑時應保證件號30與件號31之表面在同一水平面上.7.設備焊縫須進行100%的超聲波探傷檢查GB5777-98中的Ⅰ級規(guī)定.X射線按GB4730-94中的Ⅱ級規(guī)定.8.件號38與49和53由用戶單位現(xiàn)場組裝焊接.9.管口方位見管口圖.參考文獻：蔡紀寧張秋翔編《化工設備機械基礎課程設計指導書》化學工業(yè)出版社，2000鄭津洋董其伍桑芝富主編《過程設備設計》第二版化學工業(yè)出版社2005湯善普朱思明等編《化工設備機械基礎》華東理工大學出版社，1991《鋼制壓力容器》GB150-1998中國標準出版社【5】LinZonghu.TheGas-liquidTwo-phaseFlowandBubblingHeatTransfer..Xi’an:Xi【6】SrivastavaRK,JozewiczW,SingerC.SO2scrubbingtechnologies:areview.EnvironmentProgress,2001,20(4):219-227【7】于永泗齊民主編《機械工程材料》大連哩工出版社，2007【8】劉湘秋編著《常用壓力容器手冊》機械工業(yè)出版社2004【9】丁伯明黃正林等編《化工容器》化工工業(yè)出版社2003Experimentalstudyonjperformanceofflow&desulfurisationofagas-liquidscreenscrubberforwetfluegasdesulfurizationFANGLi-jun,HUIShi-enSxhoolofEnergyandPowerEngineering,NorthChinaElectricPowerUniversity,Baoding071003,China;SchoolofEnergyandPoweEngineeering,Xi’anJiaotongUniversity,Xi’an710049,China)Abstract:Inthepaper,thegas-liquidtwo-phaseflowperformanceanddesulfurisationperformanceofthegas-liquidscrenscrubberwereexperimentallystudiedwhenlimestonewasusedasabsorbent.Experimentswerecarriedoutatvaryingthefluegasvelocityandslurryfluxinconcurrentandcountercurrenttowerrespectively.Theexperimentalresultsshowedthattheflowresistanceofabsorberincreasedrapidlywithanincreaseofthefluegasvelocitywhetherinconcurrentorincountercurrenttower,andtheuptrendoftheflowresistanceinthecountercurrenttowewashigherthanthoseintheconcurrentone.Theinfluenceofthefluegasvelocityontheflowresistanceofabsorberwasmorethanthoseoftheslurryfluxdensity.Whetherintheconcurrenttowerorinthecountercurrentone,increasingthefluegasvelocityortheslurryfluxdensitywouldenhancethedesulphurizationefficency.Theinfluenceoftheslurryfluxdensityonthedesulfurisationefficiencywasgreaterthanbthoseofthefluegasvelocity.Keywords:gas-liquidscreenscrubber;wetfluegasdesulfurisation(WFGD);flowresistance;desulphurizationCLCnumber:TQ701.3Documentcode:AArticleIdz:1005-9113(2007)05-0727-05Combustionofsulphur-containingfossilfuel,suchascoalandoil,resultsinsulfurdioxideemissions.TheisSO2knowmtohavedetrimentaleffectsonhumanhealthandtheenvironment,andasaconsequence,manycountrieshaveimposedstringentregulationsoncoal-firedpowerplantsoverthepasttwodecades.Fluegasdesulfurisation(FGD)isusefultodecreasetheamountofSO2emittedfromfired-plants.Anumberofdifferenttypesofwetscrubbershavebeendedelopedinthepast20years.DateonworldwideapplicationsrelectthatwetFGDtechnologieshavebeenusedatmostoftheinstallations,522outof668,completedthrough1998,Commonexamplesincludesprayscrubbers,packedtowers,jetbubblingreactorsanddouble-looptowers.Themostcommonlyusedandbeststudiedwetscrulleristhecountercurrentsprayscrubberemplouingliquiddistributionatdifferentlevelsintheabrober.WetscruberscanproperlycontroltheemisionofSO2fromcoal-firedplants,buttheirhighcosthasdiscouragedtheirinstallationonexistiongunits.CoalcombustionisthegreatestatmosphericpollutionsourceinChina.TheconsumedenergyingChinatkesabout8-9﹪intheworld,buttheSO2emissiontakesabout15.1﹪.ThetotalSO2emissionamountsinChinawere23.46milliontonsin1997,whichwasthefirstplaceintheworld.From2000to2004,theSO2emissionamountofChinahaskeptahighlevel,about20milliontonsannually.PollutioncontrolofcoalcombuxstioninChinaisaveryurgenttask.Newlow-NOcombustionandfluegasdesulfurizationFGDtechniquessuitableforChinashouldberesearchedanddeveloped.Thesetechniquesshoudbecompareblyeffective,buthavelowinvestments,operatingcostandwaterconsumption,SothattheycanbewidelyusedinChina.Manyeffectivefactorscanaffectthedesulfurisationefficiency,andamainfactoristheinterfacialareabetweengasandliquid.Howtoobtainahighinterfacialareabeteeengasandliquidanaminimumratiobetweenliquidandgas(L/G)isthewayofexploringnivelwetfluegasdesulfurisationdevices.Basedontheliquid-columnWFGD,gas-liquidscrenscrubber,thenumberofthenozzlesismorethanthoseintheliquid-columntower.Sotheturbulentintensitybetweenliquidandgasbecomesmoreintense.Theflowtypebetweenliquidandgasbecomesbecomesmorecomplexity,anditisdifferentfromtheothertwo–phaseflow,suchasthebubbleflow,slugflow,mass,fibreflow,fogflowandannularflow.Theperformanceofthegas-liquidtwo–phasehydrokineticsandtheheat&masstransferinthetowerhasnoreported.Theobjectiveofthepaperistofindtheperfornanceoftheliquid-gastwo-phasehydrokineticsandthedesulfurisationperformanceofthescrubber.Theworkmaygivesomehelpforthefurtherresearchonthemasstransferofthetowerandisusefulofthedesignandoptimunoperationofthistypeoftheabsorber.1ExperimentalTheexperimentalsetupisshowninFig.1.Theexperimentalsystemincludesfiveparts,suchasthetower,thefluegassimulationsystem,thefluegascoolingsystem.Slurrycirculationsystemandtestingfacility.Themaincomponentsoftheexperimentalsetuparetheabsorber,theholdingtankandtheoilburner.Theheightofthetowerisabout8.9m,whichsectionissquare.Thenozzlesaresetatthebottomoftower;thenumberofthenozzlesis8intheconcurrentflowtowerand16inthecountercurrentflowtower(asshouninFig.2).Theareaofthesquaresectionofconcurrenttoweris0.22×0.49m2,andtheareaofthesquaresectionofthecountercurrenttoweris0.49×0.49m2.Staticpressuresaretypicallymeasuredalongtheinletandoutletplanesinthewetscruberusingwalltapseuallyspacedaroundthevessel.Averagefluegasvelocitiesateachplanecanbeestabishedfronameasurementofthetotalmassflowthroughthescrubberbyamicroimanometerandknowledgeofthexross-sectionalareaandthagasdensity.Slurryfluxismeasuredbytheturbineflowmeter.Theliquidflowdirectioninthetowerisdefinedthedropletsfalltothebottomofthetower,andinconcurrenttowerfluegashasthesameflowdirectionwiththeslurrydroplersflowdirection,otherwiseisinthecountercurrenttower.Intheexperiments,thefluegasflowthroughthewaterwithcountercurrenttype,andthetwotowerscarryouttheconcurrentandcountercurrenttowerexperimentsrespectively.Themeasurepointsofthefluegasweresetattheinletandoutletofthetower,andthecomponentsofthefluegaswergotfromtwogasanalyzersrespectively.ThetypesofthetwogasanalyzersareMRU95/3CDandKM9106.Theexperimentswereperformedusingthefollowingprocedure.Circulationslurrywasbumpedintotheinnerofthetowermandjettedverticalupwardsthroughthenozzlessetinthebottomofthetower.Theliquid-columnreachedacertainheightanddroppedbythegravity.Duringthecourseoftheupanddown,thesullybrokeintoSO2nelargeliquidmassesandmanysmalldrops.Thecollisionhappened\edbetweentheupwaerdslurryandthedowmslurry,whichcanmakethelargemassesofliquidbreakintomanysmalldropswithdifferentshapes.Thesmalldropsofliquidwillflowwiththefluegasupanddown.Thelargemassesofslurrybrokeatthetopoftheliquid-column,anddroppeddownatthegapoftheliquidcolumn.Thesmalldropswilljoinupduringthedrop.Thiscanmakeafullcontactbetweentheslurryandgas.T heslurrywillddropintothetankandaciculationoftheslurryiscompleted.Producedbytheoilburner,thefluegaswithahightemperaturefirstgoestothefluegascooler.Thetemperatureofthefluegasiscooledintothedesignedtemperatureabout80-90℃.ThepureSO2wasmixedtothefluegasandgetthesimulatefluegaswithacertainSO2comcentratethattheexperimentsneeded.ThesimulatefluegasflowingintothetowercontactfullywiththeslurryabsorbstheSO2inthefluegas.Atthewetscrubberoutlet,ademisterissetandthesmallldropsinthepurefluegaswillbegotridof.Atlastthepurefluegasexhaustthroughstackbytank,whichisdrainedbytheslurryburmp.ThefreshslurrywasrecruitedintothetanktocontrolthePHvalueofthetank.Faromthepresentexperiments,thesimulantfluegasfluxrangedfrom1500-3000N.m3/handthecirculatoryslurryfluxrangedfrom5-30m3/h.Intheconcurrenttowerthecirculatoryslurryfluxisfrom5to30m3/handintthecountercurrenttowerthefluxisfrom20to55m3/h.ThecirculatingslurrytankPHisbetween5.4and5.9,Soconcentrationoffluegasatthewetscrubberinletisbetween2000and3000N.m3/h.AlltheexperimentalconditionsareshowninTab.1.2ResultsandDiscussion2.1FlowResistanceoftheWetScrubberandAnalysesTheflowresistanceofthetowerisoneofthemainparametersabouttheflowperformancesoffabsorber.Inpractice,L/Gratioisusuallyasakeydesigningparameter.Inthepaper,effectsoffluegasvelocityandL/Gratioontheflowresistanceoftheconcurrentandcountercurrenttowerarestudied.Inthetower,theflowresistanceismainlyprodeucedbytwopartsfriction.Oneisthefrictionoffluegaswithtowewallandtheotheroneisthefrictionoffluegaswithdispersephaseoftheliquidmassanddroplets.Comparingwiththetwopartsfriction,theexperimentdatashowflowresistanceproducedbythedispersephaseoftheliquidmassanddropletsismuchmorethanthoseproducedbythetowerwall.Sothelatteronecanbeneglected.Inthepaper.Thefrictionbetweenthedispersephaseofliquidmassanddropletsandthefluegasmainlybringstheflowresistanceofthetower.Fig.4(a)and(b),respectively.Itcanbeseenthatwhetherintheconcurrenttowerorinthecountercurrenttowerthefluegasvelocityhasaprominentimpactontheflowresistanceofthetower.Theflowresistancecoefficientdecreasedasthefluegasvelocityincrease,however,theflowresistanceoftheabsorberincreasedwithanincreaseofthefluegasvelocityremarkably.Theslurryfluxdensitycanalsogetthesameeffectsontheflowresistanceoftheabsorberlikethefluegasvelocity.Butatafixedfluegasvelocity,theflowresistancecoefficeentdecreasedastheliquidfluxincreases.Atahighfluegasvelocitythedecreasingdegreeofflowresistancecoefficientbecomesmall.Comparingtheeffectsontheflowresistancebetweenthefluegaselocityandtheslurryfluxdensity,theformerislargerthanthelatter.Soasuitablefluegasvelocityandahighslurryfluxdensitymaygetanoptimumworkconditioninlowflowresistance.Intheconxurrenttower,asthefluegasvelocityisfrom3.87m/sto9.02m/s,themaximumpressurediferenceatafixedslurryfluxis183.8Pa.Whileinthecountercurrenttower,astheflurgasvelocityisfrom1.74m/sto4.05m/s,themaximumpressuredifferenceatafixedslurryfluxis172.5Pa.Sotheeffectsontheflowresistancecausedbythefluegasvelocityinthecountercurrenttoweraregreaterthantheconcurrentone.Fig3(a)illustrateswhetherintheconcurrenttowrorinthecountercurrentonetheflowresistancecoefficientincreasesslowlywiththeincreaseifL/Gratio.Atlowfluegasvelocities,thelinearityrelationshipbetweenfluegasvelocityandflowresistanceisareedwell,butwiththefluegasvelocityincreasetheincreasedegreesoftheflowresistanceisgreaterthanthoseoftheL/Gration.Intheconcurrenttower,theflowresistanceincreasessmothlywiththefluegasvelocity;inthecountercurrenttowe,theflowresistanceincreasesgreatlywithanincreaseoffluegasvelocitywhentheexperimentalcond