16万吨年_催化重整装置脱戊烷塔的计算设计

1、目 录 前 言 .1 第一章 脱戊烷精馏塔概述 .2 1.1 概述 .2 1.2 精馏塔设计原则 .2 1.3 设计方案 .3 1.3.1 塔设备的选型 .3 1.3.2 板式塔精馏操作流程.4 1.3.3 分离序列的选择 .5 1.3.4 产品纯度或回收率 .5 1.3.5 能量的利用 .5 1.3.6 辅助设备的选择 .6 1.3.7 系统控制方案 .6 1.4 操作条件的选择 .7 1.4.1 操作压力 .7 1.4.2 进料状态 .7 1.4.3 加热剂和加热方法 .8 1.4.4 冷却剂 .8 1.4.5 回流比 .9 第二章 脱戊烷塔体的设计 .10 2.1 脱戊烷塔材料的选择 .

2、10 2.2 脱戊烷塔设计参照标准 .11 第三章 脱戊烷塔的强度校核.12 3.1 自振、风载及地震载荷分析.12 3.2 筒体和封头的强度校核 .15 3.2.1 筒体的强度校核 .15 3.2.2 椭圆封头的校核 .24 3.3 开孔及接管的强度校核 .29 3.3.1 人孔开孔补强的计算及接管的校核.29 3.3.2 塔底出料口的开孔及接管补强的计算.32 3.3.3 塔顶油气出口管开孔补强计算及校核.35 3.4 裙座的强度计算和校核 .38 3.4.1 裙壳对接焊缝拉应力计算.38 3.4.2 裙壳的应力计算 .40 3.4.3 螺栓座的强度校核 .42 第四章 塔的零部件设计 .

3、45 4.1 板式塔塔盘的结构 .45 4.1.1 选取塔盘形式 .45 4.1.2 降液管 .45 4.1.3 受液盘 .46 4.1.4 溢流堰 .46 4.2 浮阀的类型 .46 4.2.1 重盘式浮阀 .46 4.2.2 盘式浮阀 .46 4.2.3 锥心浮阀 .47 4.3 裙座 .47 4.3.1 裙座的材料 .47 44 塔顶吊柱 .48 4.5 操作平台和梯子 .48 4.5.1 操作平台 .48 4.5.2 梯子 .48 结 论.50 参考文献 .51 致 谢.52 前 言 石油是一个国家经济发展国家稳定的命脉。在石油、化工生产中，塔设备是 非常重要的设备之一，塔设备的性能，

4、对于整个化工和炼油装置的产品质量及 其生产能力和消耗额等均有较大影响。据相光关资料报道，塔设备的投资和金 属用量，在整个工艺装置中均占较大比例，因此塔设备的设计和研究，始终受 到很大的重视。塔设备广泛应用于蒸馏、吸收、介吸、萃取、气体的洗涤、 增湿及冷却等单元操作中，它的操作性能好坏，对整个装置的生产，产品产量， 质量，成本以及环境保护，“三废”处理等都有较大的影响。 近些年来，国内外对它的研究也比较多，但主要是集中在常压塔的结构和性 能方面，例如：如何提高塔的稳定性、如何利用理论曲线解决常压塔在性能方 面存在的问题等。在原油的一次加工过程中，常压蒸馏装置是每个正规炼厂都 必须具备的，而其核心

5、设备 常压塔的性能状况将直接影响炼厂的经济效益， 由于在原油加工的第一步中，它可以将原油分割成相应的直馏汽油，煤油，轻 柴油或重柴油馏分及各种润滑油馏分等。同时，也为原油的二次加工提供各种 原料。在进一步提高轻质油的产率或改善产品的质量方面，都有着举足轻重的 地位。考虑到常压塔在实际应用方面的价值和意义，如何实现这样一种最经济、 最容易的分离手段，是本次毕业设计选题的重要依据。 近年来，由于石油、化工企业不断向大型化的生产发展，因此塔设备的单台 规模也随之增大。例如：有的板式塔的直径可达10m 以上，塔的总高度可达 到 80m，而填料塔更有直径为 15m ,塔高为 100m 的大塔已经投产。应

6、当指出， 设备大型化后，必须保证它在全负荷下运转，否则经济损失将是非常巨大的。 对于大型设备的设计、制造、操作和维修等，应提出更高、更严格的要求。常 压塔的研究也趋向于结构材料的探索，提高设备的使用周期，主要体现在所选 择材料的防腐性和一些防腐材料的研究，同时也着眼于设备的安去性和环保性， 以上这些都成为了当今常压塔研究的热门课题。 第一章 脱戊烷精馏塔概述 1.1 概述 蒸馏是利用液体混合物中各组分挥发度的不同并借助于多次部分汽化和部分 冷凝达到轻重组分分离的方法。蒸馏操作在化工、石油化工、轻工等工业生产 中中占有重要的地位。为此，掌握气液相平衡关系，熟悉各种塔型的操作特性， 对选择、设计和

7、分析分离过程中的各种参数是非常重要的。 蒸馏过程按操作方式可分为间歇蒸馏和连续蒸馏。间歇蒸馏是一种不稳态操 作，主要应用于批量生产或某些有特殊要求的场合；连续蒸馏为稳态的连续过 程，是化工生产常用的方法。 蒸馏过程按蒸馏方式可分为简单蒸馏、平衡蒸馏、精馏和特殊精馏等。简单 蒸馏是一种单级蒸馏操作，常以间歇方式进行。平衡蒸馏又称闪蒸，也是一种 单级蒸馏操作，常以连续方式进行。简单蒸馏和平衡蒸馏一般用于较易分离的 体系或分离要求不高的体系。对于较难分离的体系可采用精馏，用普通精馏不 能分离体系则可采用特精馏。特殊精馏是在物系中加入第三组分，改变被分离 组分的活度系数，增大组分间的相对挥发度，达到有

8、效分离的目的。特殊精馏 有萃取精馏、恒沸精馏和盐溶精馏等。 精馏过程按操作压强可分为常压精馏、加压精馏和减压精馏。一般说来，当 总压强增大时，平衡时气相浓度与液相浓度接近，对分离不利，但对在常压下 为气态的混合物，可采用加压精馏。 1.2 精馏塔设计原则 总的原则是尽可能多地采用先进的技术，使生产达到技术先进、经济合理的 要求，符合优质、高产、安全、低能耗的原则，具体考虑以下几点。 满足工艺和操作的要求：所设计出来的流程和设备能保证得到质量稳定的 产品。由于工业上原料的浓度、温度经常有变化，因此设计的流程与设备需要 一定的操作弹性，可方便地进行流量和传热量的调节。设置必需的仪表并安装 在适宜部

9、位，以便能通过这些仪表来观测和控制生产过程。 满足经济上的要求：要节省热能和电能的消耗，减少设备与基建的费用， 如合理利用塔顶和塔底的废热，既可节省蒸汽和冷却介质的消耗，也能节省电 的消耗。回流比对操作费用和设备费用均有很大的影响，因此必须选择合适的 回流比。冷却水的节省也对操作费用和设备费用有影响，减少冷却水用量，操 作费用下降，但所需传热设备面积增加，设备费用增加。因此，设计时应全面 考虑，力求总费用尽可能低一些。 保证生产安全：生产中应防止物料的泄露，生产和使用易燃物料车间的电 器均应为防爆产品。塔体大都安装在室外，为能抵抗大自然的破坏，塔设备应 具有一定刚度和强度。 1.3 设计方案

10、设计方案包括精馏流程、设备的结构类型和操作参数等的确定。例如塔设备 的形式、组分的分离顺序（多组分体系） 、操作压力、进料热状态、塔顶蒸气 的冷凝方式、余热利用的方案、安全、调节机构和测量控制仪表的设置等。限 于篇幅，仅对其中一些内容作些阐述，其他内容可见参考文献。 1.3.1 塔设备的选型 化工生产所处理的原料、中间产物、粗产品等几乎都是混合物，而且绝大部 分是均相物系。为实现从这些混合物中得到所需的产品，通常会将混合物分离。 而分离后得到的较纯净或几乎纯态的物质的方法，则通常使用精馏。精馏操作 一般是在塔中进行的，可用板式塔亦可用填料塔。考虑到板式塔与填料塔相 比较，在压降、空塔气速、塔效

11、率、液 -气比、持液量、安装检修等方面有 着 更为优秀的一面，对于物系无特殊工艺特性要求，且生产能力不是过小的精馏 操作，选板式塔作为本次设计课题 年产 16 万吨精馏产品的精馏塔设备。 不同类型的板式塔，例如泡罩塔、浮阀塔、喷射型塔、多降液管塔、无溢流 塔等，均有自身的特点，各有适合的场合。 任何一种类型的塔都难以同时满足上述的要求，因此，我们只能根据精馏物 系的性质和要求，结合实际，通过几项主要指标的分析比较，选取一种相对适 宜的塔型。 我们选取板式塔中的浮阀塔作为设计目标。浮阀塔是20 世纪 50 年代前 后开发和应用的，并在石油、化工等工业部门代替了传统使用的泡罩塔，成为 当今应用最广

12、泛的塔型之一，并因具有优异的综合性能，在设计和选用塔型时 常是被首选的板式塔。 浮阀塔塔盘上开有一定形状的阀孔，孔中安装了可在适当范围内上下浮筒的 阀片，因而可适应较大的气相负荷的变化。阀片的形状有圆形、矩形等。 实践证明，浮阀塔具有以下优点： 生产能力大，比泡罩塔提高20-40%。 操作弹性大，在较宽的气相负荷范围内，塔板效率变化较小，其操作弹 性较筛板塔有较大的改善。 塔板效率较高，因为它的气液接触状态较好，且气体沿水平方向吹入液 层，雾沫夹带较小。 塔板结构及安装较泡罩简单，重量较轻，制造费用低，仅为泡罩塔的 60%-80%左右。 浮阀塔的缺点为： 在气速较低时，仍有塔板漏液，故低气速时

13、板效率有所下降。 浮阀阀片有卡死和吹脱的可能，这会导致操作运转及检修的困难。 塔板压力降较大，妨碍了它在高气相负荷及真空塔中的应用。 浮阀塔操作时气、液两相的流程与泡罩塔相似，蒸汽从阀孔上升，顶开阀片， 穿过环型缝隙，然后以水平方向吹入液层，形成泡沫。浮阀能随气速的增减在 相当宽的气速范围内自由升降，以保持稳定的操作。 1.3.2 板式塔精馏操作流程 板式精馏塔是一个在内部设置多块塔板的装置。全塔各板自塔底向上气相中 易挥发组分浓度逐板增加；自塔顶向下液相中易挥发组分浓度逐板降低。温度 自下而上逐板降低。在板数足够多时，蒸汽经过自下而上的多次提浓，由塔顶 引出的蒸汽几乎为纯净的易挥发组分，经部

14、分冷凝，未凝蒸汽作为塔顶产品 （或冷凝为馏出液），部分冷凝液引回到最上层的塔板上，称为回流。液体经过 自下而上多次变稀，经部分汽化器（常称为再沸器）后所剩余的液体几乎纯净 难挥发组分，作为塔底产品（亦称为釜液） ，部分汽化所得蒸汽引入最下层板 上。 当某块塔板上的浓度与原料的浓度相近或相等时，料液就由此板引入，该 板称为加料板。其上的部分称为精馏段，加料板及其以下的部分称为提馏段。 精馏段起着使原料中易挥发组分增浓的作用。提馏段则起着回收原料中易挥发 组分的作用。 精馏是组分在气相和液相间的传质过程，任意塔板若缺少气相或液相，过程 将无法进行。对塔顶第一层板有其下第二层板上升得蒸汽，缺少下降液

15、体，回 流正是为第一层板提供下降液。由第二层塔板上升的蒸汽浓度已经相当高了， 依相平衡原理，与气相接触的液相浓度亦应很高才行。显然，用塔顶冷凝器的 一部分作为回流液是最简单的方法。塔底最下一块塔板虽有其上一块塔板流下 的液体，为保证操作进行还要有上升的蒸汽，根据相平衡原理要求与塔板上液 体接触的蒸汽浓度亦应很低。因此将再沸器部分汽化之蒸汽引入最下一层塔板， 正是为他提供低浓度上升蒸气。塔顶回流、塔底上升蒸汽是保证精馏过程连续、 稳定操作的充分必要条件。 1.3.3 分离序列的选择 对于二元混合物采用一个精馏塔分离，分别从塔顶、塔底获得轻、重组分 产品，显然分离序列唯一。 N 个组分的混合物采用

16、简单精馏塔进行锐分离可获 取 N 个产品，则需要 N-1 个塔。通过不同的组合，可得到 2（N-1） ! /N!(N-1)!个分离序列。不同的分离序列其操作费用及设备投资费用不同， 故选择分离序列是必要的，也是混合物分离节能降耗的关键。通常情况下多采 用顺序分流。然而，由于相邻组分之间的相对挥发度及其他参数存在较大差异 并非如此。故在设计流程方案时，应结合一些经验规则和方法确定。 （详情请 看参考文献） 1.3.4 产品纯度或回收率 产品纯度通常是根据客户的要求决定的。若客户对精馏塔顶和塔底产品的纯 度都有要求，则产品的回收率也已确定；若用户仅指定其中一种产品的纯度， 设计人员则可根据经济分析

17、决定产品的回收率。提高产品的纯度意味着提高产 品的回收率，可获得一定的经济效益。但是产品纯度的提高或者是通过增加塔 板数或者是增加回流比来达到的，这意味着设备费用或操作费用的增加，因此 只能通过经济分析来决定产品的纯度或回收率。 1.3.5 能量的利用 精馏过程是热能驱动的过程，过程的耗能在整个生产耗能中占有相当大的比 重，例如炼油厂精馏所消耗的燃料，通常可达全厂燃料总耗量的15%-40%。 能耗在产品成本中占据重要位置，而产品的单位能耗是考核产品的重要指标， 直接影响产品的竞争能力及企业的生存，故合理、有效地利用能量，降低精馏 过程或生产系统能耗量是十分必要的。精馏过程的节能采用分离序列综合

18、的方 法，通常可用以下策略： （1）精馏操作参数的优化：在保证分离要求和生产能力的条件下，通过优 化操作参数，以减少回流比，降低能耗。 （2）精馏系统的能量集成：通过再沸器将能量分离剂加入精馏塔内，热能 驱动蒸馏过程后，引起有效能损失，即能位降低。大部分热量从塔顶冷凝器移 出，少量由塔两端产品带出，并将热量排入大气或环境中，显然这是不合理的， 应通过能量集成的方法将其进行回收。如果在系统内有多个精馏塔或有适宜热 阱，即需要加热的冷物流，则可将以上排出的热量进行回收。通常可以用排出 的釜液预热该塔进料，也可结合物系性质，通过调整塔自身操作条件或其他塔 的操作条件，使其塔顶蒸汽温位满足另一塔再沸器

19、热源的需要，以取代原加热 蒸汽，使该部分热量得到回收，同时还节省了原塔顶冷凝器的冷却水，实现了 过程的能量集成，此类操作称之为多效蒸馏。 有时为回收低品位热量或热剂，集合精馏塔内温度分布的特点，可设中间冷 凝器或中间再沸器，以节省高品位的冷剂或热源，减少系统的有效能损失，提 高精馏过程的热力学效率。但是由于增设了中间冷凝器或中间再沸器，造成了 塔内气液相流动状态的变化，削弱了塔的分离能力，在设计或改造精馏塔时应 加以重视，塔的理论级数应留有足够裕量，以保证精馏塔的分离能力。 1.3.6 辅助设备的选择 精馏装置除了精馏塔主体设备外，还有许多其他重要辅助设备。例如，原 料预热器、精馏塔再沸器及冷

20、凝器、塔顶及塔底产品的冷却器、物料进入装置 前应有原料罐、排出装置后的产品罐。此外装置中间有时需设中间罐、物料在 系统中流动显然还必须有输送泵。 1.3.7 系统控制方案 为了维持系统安全稳定的操作，有些主要参数应加以控制。通常需要对进 入系统的原料流量、精馏塔的回流量、系统各中间罐的液面及塔操作压力和温 度加以控制，对于连续安全生产的参数可采用指示仪表，而不必设自动控制。 1.4 操作条件的选择 当以上原则流程确定之后，应选择各单元设备的操作条件初值，以便系统的 严格模拟计算及操作参数的优化。操作条件的选择通常以物系的性质、分离要 求等工艺条件以及所能提供的公共工程实际条件作为前提，以达到某

21、一目标为 最优来选择适宜操作条件。在精馏装置中，首先选择精馏塔的操作条件，其他 单元设备操作条件随之而定。同时，还要考虑本装置与上、下游装置衔接的工 况。精馏塔操作条件的选择通常从以下几个方面进行考虑。 1.4.1 操作压力 塔内操作压力的选择不仅牵涉到分离问题，而且与塔顶和塔底温度的选取有 关。根据所处理的物料性质，兼顾技术上的可行性和经济上的合理性来综合考 虑，一般有下列原则： （1）压力增加可提高塔的处理能力，但会增加塔身的壁厚，导致设备费用 增加；压力增加，组分间的相对挥发度降低，回流比或塔高增加，导致操作费 用或设备费用增加。因此如果在常压下操作时，塔顶蒸气可以用普通冷却水进 行冷却

22、，一般不采用加压操作。操作压力大于 1.6MPa 才能使普通冷却水冷 却塔顶蒸气时，应对低压、冷冻剂冷却和高压、冷却水冷却的方案进行比较后， 确定适宜的操作方式。 （2）考虑可利用较低品位的冷源使蒸气冷凝，且压力提高后不致引起操作 上的其他问题和设备费用的增加，可以使用加压操作。 （3）真空操作不仅需要增加真空设备的投资和操作费用，而且由于真空下 气体体积增大，需要的塔径增加，因此塔设备费用增加。 1.4.2 进料状态 进料可以是过冷液体、饱和液体、饱和蒸汽、汽液混合物或过热蒸汽。不同 的进料状态对塔的热流量、塔径和所需的塔板数都有一定的影响，通常进料状 态由前一工序来的原料的状态所决定。从设

23、计角度来看，如果来的原料为过冷 液体，则可考虑加设原料预热器，将料液预热至泡点，以饱和液体状态进料。 这时，精馏段和提馏段的汽相流率相近，两段的塔径可以相同，便于设计和制 造，另外，操作上也比较容易控制，从而减少过冷进料时再沸器热流量，节省 高品位热能，降低系统的有效能损失，使系统能趋于合理。但是，预热进料导 致提馏段气、液相流量同时减少，从而引起提馏段液、气比的增加，为此削弱 了提馏段各板的分离能力，使其所需塔板数有所增加。 1.4.3 加热剂和加热方法 由于作为热源的饱和水蒸汽相对比较容易生产、输送、控制，并且具有较 高的冷凝潜热和较大的表面传热系数，所以，再沸器的热源通常选择饱和水蒸 汽

24、。如果再沸器热源要求温位过高，也可选择其它加热剂，加燃料加热的导热 油等。如果在系统内某些工艺热物流的温位及热流量可以满足再沸器的需要， 也可选作加热剂，回收系统的热量，实现过程能量集成，降低系统的热量，实 现过程能量集成，降低系统的能耗。 在一般情况下，加热剂不能与塔内物料混合，故采用间壁式换热器。但若 釜液为水溶液，且水为难挥发组分时，可采用水蒸汽直接加热。直接蒸汽加热 具有较高的传热效率，并且可省去再沸器，减少设备投资费，且所用水蒸汽的 温位也可稍低一些。 1.4.4 冷却剂 精馏塔常以循环冷却水为冷却剂，将热量从塔顶冷凝器中移出。冷却水进口 温度，随生产厂所在地全年气象条件以及凉水塔能

25、力而定。在设计中通常按夏 天出凉水塔的水温而定，使装置在最恶劣条件下也能正常运行。可见，在中国 南方和北方就存在一定差别。冷却水换热后温升一般在5-10或稍高一些， 但出口温度一般不超过 50左右。否则，溶于水中的有些无机盐将析出、结垢， 影响传热效果。为便于清洗，循环冷却水一般走冷凝器或冷却器的管程。 当塔顶蒸汽的露点较低，循环冷却水不能将其冷凝时，可适当提高塔的操 作压力，使露点升高，从而可以选择循环水为冷却剂，降低操作费用。如果压 力提高幅度较大，仍未满足以上要求，则应选择适当等级的高品位冷剂作为冷 凝器的冷却剂。这些冷剂由制冷系统提供，其成本远远高于循环水。 如果塔顶蒸汽温度较高，可用

26、于作为其他冷物流提高温位的热源，则既可 省去冷却剂，同时又回收了系统热量，降低了生产的成本。 1.4.5 回流比 影响精馏操作费用的主要因素是塔内蒸气量 V。对于一定的生产能力， 馏出量 D 一定时， V 的大小取决于回流比。实际回流比总是介于最小回流比 和全回流两种极限之间。由于回流比的大小不仅影响到所需理论板数，还影响 到加热蒸汽和冷却水的消耗量，以及塔板、塔径、蒸馏釜和冷凝器的结构尺寸 的选择，因此，适宜回流比的选择是一个很重要的问题。 适宜回流比应通过经济核算决定，即操作费用和设备折旧费之和为最低时的 回流比为适宜回流比。但作为课程设计，要进行这种核算是困难的，通常根据 下面 3 种方

27、法之一来确定回流比。 （1）根据本设计的具体情况，参考生产上较可靠的回流比的经验数据选定； （2）先求出最小回流比 Rmin，根据经验取操作回流比为最小回流比的 1.12 倍，即 R（1.12）Rmin； （3）在一定的范围内，选 5 种以上不同的回流比，计算出对应的理论塔板 数，作出回流比与理论塔板数的曲线。当R= Rmin 时，塔板数为 ；RRmin 后，塔板数从无限多减至有限数； R 继续增大，塔板数虽然可以 减少，但减少速率变得缓慢。因此可在斜线部分区域选择一适宜回流比。上述 考虑的是一般原则，实际回流比还应视具体情况选定。 第二章 脱戊烷塔体的设计 2.1 脱戊烷塔材料的选择 2.2

28、 脱戊烷塔设计参照标准 根据上述参考及规定，考虑到选浮伐塔作为本次课题所选设计方案。根据 过程设备设计 当中的有关塔径的工艺计算，再将得到的结果进行圆整，得 到的塔径为 1200mm。将筒体分为三段，壁厚分别为12mm、14mm 和 16mm，塔板数为 40 块。其中精馏段塔板数为 20 块，提馏段塔板为 19 块， 裙座高度为 6800mm，具体设计参照 JB/T4710 标准。其中脱戊烷塔的封头采 用标准椭圆型封头，参照标准JB/T4746-2002 设计；人孔的设计参照 HG21520-2005 标准；塔顶吊柱的设计参照HG/T21639-2005-45 标准；接管法 兰形式均采用 WN

29、/RF 型式，具体参照 HG20615-97 标准。 第三章 脱戊烷塔的强度校核 塔设备大多安装在室外，靠裙座底部的地脚螺栓固定在混凝土基础上，通常 称为自支承式塔。除承受介质压力外，塔设备还承受各种重量（包括塔体、塔 内件、介质、保温层、操作平台、扶梯等附件的重量） 、管道推力、偏心载荷、 风载荷及地震载荷的联合作用。由于在正常操作、停工检修、压力试验等三种 工况下，塔所受的载荷并不相同，为了保证塔设备安全运行，必须对其在这三 种工况下进行轴向强度及稳定性校核。 3.1 自振、风载及地震载荷分析 已知场地土类别为 类；地面粗糙度等级为 A；基本风压 q0为 400Pa； 由于该塔设备为为细长

30、的圆柱形塔体结构，所以体型系数k1=0.7；顶部管线 直径 do=0mm；顶部管线保温层厚度 s=0mm,笼式扶梯与塔顶管线布置方式为 180 度；地震设防裂度为 6 度，当地震防裂度为 8 度或 9 度时塔器需考虑上下 两个方向垂直地震力作用，而本次课题当中地震设防裂度为6 度，可以不考 虑上下两个方向垂直地震力作用；设计基本地震加速度为0.05g；设计地震分 组为第三组；地震影响最大系数max=0；地震作用时阻尼比 i=0.01/0.01/0.01；横风作用时阻尼比 i=0.01/0.01；压力试验种类为液 压试验； 试验放置方式为卧式 /立式；由工艺计算的设备含基础总高L34m；平均直径

31、 D1.3m。 根据 GB150 中关于自振、风载及地震载荷的分析得到结果如表3-1 所示： 表 3-1：自振、风振基地震载荷分析 质量汇总12345678 长 度 li6300500500040004000353035303530 mm 壳体质量 m012858.3 513.8 2399.0 1676.9 1676.9 1266.13 1266.3 1266.3 kg 保温质量 m03904.0 101.15 523.08 417.20 417.20 367.07 367.07 367.07 kg 塔盘质量 m02100.0084.82 678.58 593.76 508.94 593.76

32、 508.94 kg 平台质量 m0410395.80419.970419.210419.21 kg 笼梯质量 m042252.08.00 104.00 156.0044.0076.00118.4029.20 kg 附件质量 ma714.58 128.6 599.77 419.15 419.15 316.53 316.53 316.53 kg 介质质量 m050079.17 633.35 554.18 475.01 554.18 475.01 kg 充水水质量 mw0254.4 5654.8 4523.9 4523.9 3992.4 3992.4 3992.4 kg 操作质量 m04728.9

33、 1147.3 3789.9 4400.8 3704.8 3428.9 3216.7 3382.0 kg 水试质量 mma4728.9 1401.7 9365.6 8291.8 7674.9 6946.2 6654.3 6899.2 kg 最小质量 mmin4728.9 1147.3 3642.8 3224.6 2675.9 2546.4 2186.9 2499.4 kg 壳体总质量 m0114205.25 kg 保温总质量 m033846.82 kg 塔盘总质量 m0213392.92 kg 平台总质量 m0412073.45 kg 笼梯总质量 m042880.00 kg 附件总质量 ma3

34、551.31 kg 介质总质量 m053166.73 kg 充水水总质量 mw31158.32 kg 操作总质量 m0 = m01+m021+m022+m03+m041+m042+m05+ma+me31116.49 kg 试验总质量 mma = m01+m021+m022+m03+m041+m042+mw+ma+me59108.08 kg 最小质量 mmin = m01+0.2(m021+m022)+m03+m041+m042+ma+me25235.42 kg 振型分析数据 12345678 长 度 li6300.0 500.005000.0 4000.0 4000.00 3530.0 353

35、0.0 3530.0 mm 惯性矩 Ii1.591.509.117.677.676.256.256.25mm4 弹性模量 Ei 1.861.861.961.961.961.961.961.96MPa 质 量 mi2938.1 2468.64095.3 4052.8 3566.9 3322.4 3299.0 3326.1 kg 高 度 hi6300.0 6800.0 11800.0 15800.0 19800.0 23330.0 26860.0 30390.0mm 振型值0.0390 0.04510.1380 0.2501 0.3888 0.5275 0.6764 0.8306 自振周期1.36

36、61s 振型值-0.198 -0.2250.00000 第 1 振 型 自振周期 0.2520000 0000 脉动增大 系数 2.68750-0.5247 -0.6841 -0.6629 -0.4531 -0.07260.4177 脉动影响系数 i0.75643 振型系数 zi 0.0509 2.6875000000 风振系数 K2i 1.0841 0.0592 2.6875 2.68752.6875 2.68752.68752.6875 平台当量 宽度 K4 01.2536 0.7905 0.81140.8292 0.84220.85270.8533 有效直径 Dei 1726.1 1.0

37、964 0.17906 0.29663 0.43339 0.56092 0.76863 0.83800 第 2 振 型 水平风力 Pi 6097.2 3840.0 1.43846 1.53962 1.62592 1.69401 1.75201 1.80562 水平风力 作用下塔 顶饶度 Y=158.42 mm5566.1 1.2644 1.42011.5940 1.74942.00542.0643 当高度 H30m，且高度与平均直径之比 H/D15 时，考虑横风向共振 时风载荷作用 设计风速 取顶部风速 H, m/s 顶部风速 H=1.265 (ftq0)1/2=1.265(1.8568060

38、0)1/2=42.2230m/s 临界风速计算,取斯特罗哈数 St=0.2,则 第一临界风速为:c1=D/T1/St10-3=1457.94/1.3661/0.2000010-3=5.3361m/s 第二临界风速为:c2=D/T2/St10-3=1457.94/0.2520/0.2000010-3=28.9267m/s 因 c2，所以该塔在第一、第二临界风速下都产生共振 横风向塔顶振幅共振时,塔顶振幅按下式计算: YTi=CLDci2H4i/(49.4GiEI)10-9 12345678 空气密度 1.25 kg/m 3 升力系数 CL0.20 阻尼比 0.01/0.01 容器外径 D1457

39、.94mm 临界风速 ci5.3361m/s 共振区起始 位置 Hci 1.12102 计算系数 1.5600 第 一 振 型 振幅 YTi2.04102m 临界风速 ci28.9267m/s 共振区起始 位置 Hci 1464.17 计算系数 0.83184 第 二 振 型 振幅 YTi1.09102m 共振时，临界风速的风压作用下,顺风向风力 一阶临界风速的风压 qo = 1/2 ci2 = 17.7963。二阶临界风速的风压 qo = 1/2 ci2 = 522.9700 Pa 风载荷按下式计算:Pi=K1K2q0Deifl10-6 12345678 风压高度变 化系数 fi 1.231

40、3 1.2536 1.4386 1.5392 1.6252 1.6941.752 1.8052 脉动增大系 数 2.6875 2.6875 2.6875 2.6875 2.6875 2.68752.687 2.6875 脉动影响系 数 i 0.7563 0.7598 0.7908 0.8114 0.8200.8410.852 0.8538 平台当量宽 度 K4 03840.00.00480.000543.910543.91mm 有效直径 Dei1726.1 5566.1 1832.0 2308.0 1828.0 2367.9 1824.0 2367.9mm 振型系数 zi0.0509 0.05

41、91 0.1790 0.2966 0.4330.5690.7683 0.8380 风振系数 K2i1.0842 1.0965 1.2644 1.4201 1.5901.7442.003 2.0640 一 阶 水平风力 Pi180.85 47.66207.55 251.46 236.08 308.60 281.82 388.12N 振型系数 zi-0.265 -0.2971 -0.6076 -0.7162 -0.628 -0.3784 0.0068 0.4647 风振系数 K2i0.56220.51680.1035-0.01490.13880.49421.00901.5892 二 阶 水平风力

42、Pi2755.4659.17498.9-75.41603.582562.14166.78782.7 N 3.2 筒体和封头的强度校核 3.2.1 筒体的强度校核 由于本脱戊烷塔分为 3 段，壁厚分别为 12mm、14mm、16mm。下面分别 对壁厚为 12mm、14mm、16mm 的筒体进行强度校核。 A.首先对壁厚为 12mm 段筒体进行校核 图 3-1 a.已已知知数数据据： 设计压力 P=1.1 MPa（内压），设计温度 t=200，筒体内径 Di =1200mm，筒体所用材料为 16MnR(板材)，腐蚀裕量 C2=3mm ，焊接接头系 数 =0.85，长度 L=14100mm，最小厚度

43、 min =3mm ，外直径 Do =1224mm， 长度 li =14100mm，名义厚度 n =12mm，钢板负偏差 C1=0mm，有效厚度 =名 义厚度-腐蚀裕量 -钢材负偏差及 e =12mm-0mm-3mm=9mm。 常温下 16MnR(板材)的相关数据查表的：许用应力查表得 =170 MPa， 屈服点 s =345 MPa。 b.内压计算：内压计算： 液柱高度为 0mm，液柱静压力为 0MPa，计算压力，设计温度1.1MPapc 下许用应力170MPa t 所以计算厚度 4.585mm)pc T /(2 Di pc c.压压力力试试验验计计算算： 试验压力，压力试验时液柱高度为 2

44、7750mm。1.375MPapt 所以圆筒周向应力： 110.6MPa) e )/(2 eDi )( 109 9.81 HP ( WT T 许用周向应力： 263.93MPa 0.9 s 经对周向应力的校核可知，该圆筒各方面都符合标准。 d.圆圆筒筒轴轴向向应应力力的的计计算算和和校校核核： 距地面高度 h=19800mm，长度 li=14100mm，名义厚度 n=9mm，截面面 积 A = Die=33929.20 mm2，截面系数 Z = /4 D2ie =.20 mm3，操作时截面以上 质量 mI-Io=13533.57 kg e.塔塔器器相相关关弯弯矩矩的的计计算算 塔器任意计算截面

45、-处的基本震型地震弯矩： h) h ( Mk n ik F1k E 而等直径塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振型地震弯矩为： )4h H 14 H (10 H . 175 g m 8 M h3.5 2.53.5 52 01 E 又因为，所以0 1 0 M E 由于当 H/D15,且 H20m 时，还应考虑振型的影响。由于第三节振型以 上各阶振型对塔器影响甚微，可以不考虑。 塔器任意计算截面 -处的顺风弯矩： ) 2 l . ll (p.) 2 l l (p 2 l p M n 1ii n i i 1i i i w 根据上面公式计算得： 共振时一阶顺风向风弯矩N.mm 10 2.78 M

46、7 cw 共振时二阶顺风向风弯矩 N.mm 10 2.29 M 8 cww 共振时顺风向风弯矩N.mm 10 2.7 M 8 cw 当 H/D15,且 H30m 时，还应计算横风向风振，根据JB/T4710-2005 附 录得： 共振时一阶横风向风弯矩N.mm 10 2.78 M 7 ca 共振时二阶横风向风弯矩N.mm 10 2.29 M 8 ca 共振时横风向风弯矩N.mm 10 2.31 M 8 ca 共振时组合风弯矩 N.mm 10 3.55 MMM 8 2 2 ewcacw 最大弯矩N.mm 10 3.77 M 8 max 设防烈度为 8 度或 9 度区的塔器应该上下两个方向垂直地震

47、力作用，其余 情况可看作地震力为 0，所以竖向地震力,竖向力0N F V 0N F e 常温下许用应力，常温下屈服点 170MPa 345MPa s 系数0.00141 R / 0.094A ie f.内内压压工工况况： 压力引起的 压力引起的轴向应力36.67MPa) /(4 D p ei c p 重力引起的轴向应力3.91MPag/A m 0g 竖向地震力引起的轴向应力0MPa/A F Vf 竖向力引起的轴向应力0MPa/A F ee 弯矩引起的轴向应力37.02MPa/A M maxM 设计温度下许用应力,系数 170MPa t 129.76MPaB 轴向组合拉应力69.78MPa Mf

48、egpt 许用轴向拉应力 173.4MPa K t 根据上述数据结果得到拉应力符合标准。 轴向组合压应力40.93MPa Mfegc 许用轴向压应力 155.7MPaKKB,min t 根据上述数据结果得到压应力符合标准。 g.压压力力试试验验工工况况： 试验压力, 压力试验时截面以上质量, 压力1.375MPapt1163.54Kg m T 试验时最大弯矩N.mm 10 1.13 M 8 T 压力引起的轴向应力45.83MPa) /(4 D p ei T p 重力引起的轴向应力3.36MPag/A m TT 弯矩引起的轴向应力11.11MPa/Z M maxM 设计温度下许用应力,系数 17

49、0MPa t 148.1MPaB 轴向组合拉应力53.58MPa MTpt 许用轴向拉应力263.93MPa 0.9 s 根据上述数据结果得到拉应力符合标准。 轴向组合压应力14.47MPa MTc 许用轴向压应力177.72MPa KB,0.9min s 根据上述数据结果得到压应力符合标准。 B.壁厚为 14mm 段筒体的强度校核 图 3-2 a.已已知知数数据据： 设计压力 P=1.1 MPa（内压），设计温度 t=200，筒体内径 Di =1200mm，筒体所用材料为 16MnR(板材)，腐蚀裕量 C2=3mm ，焊接接头系 数 =0.85，长度 L=8000mm，最小厚度 min =3

50、mm ，外直径 Do =1228mm， 长度 li =8000mm，名义厚度 n =14mm，钢板负偏差 C1=0mm，有效厚度 =名义 厚度-腐蚀裕量 -钢材负偏差及 e =14mm-0mm-3mm=11mm。 常温下 16MnR(板材)的相关数据查表的：许用应力查表得 =170 MPa， 屈服点 s =345 MPa。 b.内压计算：内压计算： 液柱高度为 0mm，液柱静压力为 0MPa，计算压力，设计温度1.1MPapc 下许用应力170MPa t 所以计算厚度 4.585mm)pc T /(2 Di pc 所以最大允许工作压力 2.625MPa D / 2p eie t w c.压压力

51、力试试验验计计算算： 试验压力，压力试验时液柱高度为 27750mm。1.375MPapt 所以圆筒周向应力： 110.6MPa) e )/(2 eDi )( 10 9.81 HP ( 9 WTT 许用周向应力 ：263.93MPa 0.9 s 经对周向应力的校核可知，该圆筒各方面都符合标准。 d.圆圆筒筒轴轴向向应应力力的的计计算算和和校校核核： 距地面高度 h=11800mm，长度 li=8000mm，名义厚度 n=14mm，截面面 积 A = Die=41469 mm2，截面系数 Z = /4 D2ie =.9 mm3，操作时截面以上质量 mI-Io=21639.28kg。 e.塔塔器器

52、相相关关弯弯矩矩的的计计算算 塔器任意计算截面-处的基本震型地震弯矩： h) h ( Mk n ik F1k E 而等直径塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振型地震弯矩为： ) h 4h H 14 H (10 H . 175 g m 8 M 3.52.53.5 52 01 E 又因为，所以0 1 0 M E 由于当 H/D15,且 H20m 时，还应考虑振型的影响。由于第三节振型以 上各阶振型对塔器影响甚微，可以不考虑。 塔器任意计算截面 -处的顺风弯矩： ) 2 l . ll (p.) 2 l l (p 2 l p M n 1ii n i i 1i i i w 根据上面公式计算得： 共振

53、时一阶顺风向风弯矩N.mm 10 2.46 M 7 cw 共振时二阶顺风向风弯矩 N.mm 10 5.03 M 8 cw 共振时顺风向风弯矩N.mm 10 04 . 5 M 8 cw 当 H/D15，且 H30m 时，还应计算横风向风振，根据JB/T4710-2005 附录得： 共振时一阶横风向风弯矩N.mm 10 41 . 6 M 7 ca 共振时二阶横风向风弯矩N.mm 10 2.13 M 8 ca 共振时横风向风弯矩N.mm 10 2.22 M 8 ca 共振时组合风弯矩 N.mm 10 51 . 5 MMM 8 2 2 ewcacw 最大弯矩N.mm 10 29 . 8 M 8 max

54、 设防烈度为 8 度或 9 度区的塔器应该上下两个方向垂直地震力作用，其余 情况可看作地震力为 0，所以竖向地震力,竖向力0N F V 0N F e 常温下许用应力，常温下屈服点 170MPa 345MPa s 系数0.00172 R / 0.094A ie f.内内压压工工况况： 压力引起的 压力引起的轴向应力30MPa) /(4 D p ei c p 重力引起的轴向应力MPa12 . 5 g/A m 0g 竖向地震力引起的轴向应力0MPa/A F Vf 竖向力引起的轴向应力0MPa/A F ee 弯矩引起的轴向应力MPa64 . 6 6/A M maxM 设计温度下许用应力,系数 170M

55、Pa t 134.86MPaB 轴向组合拉应力MPa52 . 1 9 Mfegpt 许用轴向拉应力 173.4MPa K t 根据上述数据结果得到拉应力符合标准。 轴向组合压应力MPa76 . 1 7 Mfegc 许用轴向压应力 MPa83.611KKB,min t 根据上述数据结果得到压应力符合标准。 g.压压力力试试验验工工况况： 试验压力, 压力试验时截面以上质量, 压1.375MPapt18551.73Kg m T 力试验时最大弯矩N.mm 10 49 . 2 M 8 T 压力引起的轴向应力MPa5 . 73) /(4 D p ei T p 重力引起的轴向应力4.93MPag/A m

56、TT 弯矩引起的轴向应力19.99MPa/Z M maxM 设计温度下许用应力,系数 170MPa t 156.68MPaB 轴向组合拉应力MPa1 . 35 MTpt 许用轴向拉应力263.93MPa 0.9 s 根据上述数据结果得到拉应力符合标准。 轴向组合压应力MPa38 . 4 2 MTc 许用轴向压应力188.01MPa KB,0.9min s 根据上述数据结果得到压应力符合标准。 C.壁厚为 16mm 段筒体的强度校核 图 3-3 a.已已知知数数据据： 设计压力 P=1.1 MPa（内压），设计温度 t=200，筒体内径 Di =1200mm，筒体所用材料为 16MnR(板材)，

57、腐蚀裕量 C2=3mm，焊接接头系数 =0.85，长度 L=14100mm，最小厚度 min =3mm，外直径 Do =1224mm，长度 li =14100mm，名义厚度 n =12mm，钢板负偏差 C1=0mm，有效厚度 =名义厚 度-腐蚀裕量 -钢材负偏差及 e =12mm-0mm-3mm=9mm。 常温下 16MnR(板材)的相关数据查表的：许用应力查表得 =170 MPa， 屈服点 s =345 MPa。 b.内压计算：内压计算： 液柱高度为 0mm，液柱静压力为 0MPa，计算压力，设计温度1.1MPapc 下许用应力。170MPa t 所以计算厚度 4.585mm)pc T /(

58、2 Di pc 所以最大允许工作压力 MPa097 . 3 D / 2p eie t w c.压压力力试试验验计计算算： 试验压力，压力试验时液柱高度为 27750mm。1.375MPapt 所以圆筒周向应力： MPa85. 67) e )/(2 eDi )( 109 9.81 HP ( WT T 许用周向应力： 263.93MPa 0.9 s 经对周向应力的校核可知，该圆筒各方面都符合标准。 d.圆圆筒筒轴轴向向应应力力的的计计算算和和校校核核： 距地面高度 h=6800mm，长度 li=5000mm，名义厚度 n=16mm，截面面积 A = Die=49008.85 mm2，截面系数 Z

59、= /4 D2ie =.62 mm3，操作时截面以上质 量 mI-Io=25732.46 kg e.塔塔器器相相关关弯弯矩矩的的计计算算 塔器任意计算截面-处的基本震型地震弯矩： h) h ( Mk n ik F1k E 而等直径塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振型地震弯矩为： )4h H 14 H (10 H . 175 g m 8 M h3.5 2.53.5 52 01 E 又因为，所以0 1 0 M E 由于当 H/D15,且 H20m 时，还应考虑振型的影响。由于第三节振型以 上各阶振型对塔器影响甚微，可以不考虑。 塔器任意计算截面 -处的顺风弯矩： ) 2 l . ll (p.) 2 l l (p 2 l p M n 1ii n i i 1i i i w 根据上面公式计算得： 共振时一阶顺风向风弯矩N.mm 10 47 . 3 M 7 cw 共振时二阶顺风向风弯矩 N.mm 10 6.51 M 8 cww 共振时顺风向风弯矩N.mm 10 6.52 M 8 cw 当 H/D15,且 H30m 时，还应计