0013-3124平方甲醇合成反應器的設計（CAD圖+論文+翻譯）,平方,甲醇,合成,反應器,設計,cad,論文,翻譯 機械工程學院畢業(yè)設計 前言 甲醇是結構最為簡單的飽和一元醇，化學式 又稱“木醇”或“木精”，是無色有酒精氣味易揮發(fā)的液體，有毒，誤飲5～10毫升能雙目失明，大量飲用會導致死亡，是基本有機原料之一。它被廣泛應用于精細化工、塑料、醫(yī)藥、林產(chǎn)品加工等領域。它與現(xiàn)實中使用的液體燃料具有極為相似的燃燒性能，它既具有燃燒性能好、辛烷值高、抗爆性能好等特點，又具有生產(chǎn)原料非常廣泛的優(yōu)勢,預期深加工后作為一種新型潔凈燃料和加入汽油摻燒，其燃燒熱的值及燃燒方程式為： 中國甲醇產(chǎn)量及消費量持續(xù)快速增長，甲醇技術發(fā)展很快，主要趨勢為： 1. 煤炭是我國甲醇生產(chǎn)最重要的原料，以煤炭為原料生產(chǎn)甲醇的比 例在逐步上升； 2. 生產(chǎn)規(guī)模大型化，可降低單位產(chǎn)品的投資成本； 3. 充分回收系統(tǒng)的熱量。實現(xiàn)了熱能的綜合利用； 4. 采用新型副產(chǎn)中壓蒸汽的合成塔，降低能耗； 5. 采用節(jié)能技術，如氫回收技術、預轉化、工藝冷凝液飽和技術等降低甲醇的消耗。 甲醇反應器是甲醇生產(chǎn)的重要設備，歷經(jīng)多年發(fā)展，其設計制造技術日臻成熟且趨于大型化。國內(nèi)甲醇合成反應器歷經(jīng)引進、模仿、改進到自主研發(fā)取得了較大成就，同時在反應器內(nèi)件改進與研制方面也得到了較快發(fā)展，產(chǎn)生了一批有較強研發(fā)實力的科研單位。在琳瑯滿目的設備面前，如何選擇一種合適的反應器成為甲醇裝置投資建設必須面對解決的首要問題。 國外主要反應器 1.主流反應器 (1)ICI冷激型反應器 ICI冷激型甲醇合成塔是針對51-1型銅基催化劑的時空產(chǎn)率低、催化劑用量大、床層控溫困難，催化劑易失活等缺陷而開發(fā)的一種絕熱型軸向流動的低壓合成反應器，由塔體、噴頭、菱形分布器等組成。合成氣預熱到230-250℃，進入反應器，段間用菱形分布器將冷激氣噴入床層中間降溫。根據(jù)規(guī)模大小，一般有3-6個床層，典型的是4個，上面3個為分開的軸向流床，最下面1個為軸-徑向流床。在5MPa、230-270℃條件下合成甲醇。ICI低壓反應器與高壓反應器 與高壓反應器相比，該類反應器的特點是：①結構簡單，塔內(nèi)未設置電加熱器或換熱器，催化劑利用效率較高。由于采用菱形分布器，保證了反應氣體和冷激氣體的均勻混合；②適于大型化甲醇裝置，易于安裝維修；③高活性、高選擇性催化劑選擇余地大，國內(nèi)外生產(chǎn)的催化劑如美國的UCI C79-2、G106催化劑、ICI生產(chǎn)的ICI51-1、51-2、51-3催化劑、西南化工研究院開發(fā)的C302和蘭化院生產(chǎn)的NC系列催化劑等均能應用。 缺點是：①床層溫度隨其高度的變化而不同，不同高度的催化劑活性不同，整體活性不能有效發(fā)揮，也容易因溫度控制不好，導致催化劑局部過熱而影響催化劑的使用壽命；②反應器結構松散，出口的甲醇濃度低，導致大部分原料氣不能參與合成反應，必須保持10倍左右的循環(huán)氣量，壓縮能耗高(約占總能耗的24%)，同時相同產(chǎn)能的反應器體積比魯奇反應器大，其一次性投資也較魯奇的多；③能源利用不合理，不能回收反應熱，產(chǎn)品綜合能耗較高；④催化劑時空產(chǎn)率不高，用量大。 迄今為止，有50多套裝置采用該反應器，其中最大的是1999年在智利投產(chǎn)的2850t/d甲醇裝置。四川維尼綸廠在上世紀70年代初引進該反應器，經(jīng)過10多年的運行，始終難以達到設計生產(chǎn)能力。1997年技術改造時，將該反應器改為MRF-Z反應器。 (2)魯奇管殼型甲醇合成塔 該反應器也是一種軸向流動的低壓反應器，采用管殼式結構。操作條件是：5.2-7MPa、230-255℃，列管內(nèi)裝催化劑，管外為沸騰水。反應熱被沸水移走。兩種氣體分別呈軸向流動，合成塔殼程的鍋爐水是自然循環(huán)的，通過控制沸騰水的蒸汽壓力，可以保持恒定的反應溫度。該塔使用高含量銅催化劑時，可得到較高的單程轉化率，其最大生產(chǎn)能力為1500t/d。根據(jù)國內(nèi)應用的情況來看，大部分催化劑均可使用，對生產(chǎn)影響不大。 與ICI反應器相比，該反應器的優(yōu)點是：①熱量利用合理，每噸甲醇副產(chǎn)4MPa蒸汽1.4t，副產(chǎn)的蒸汽可用于驅(qū)動離心式壓縮機，也可用于天然氣蒸汽轉化，裝置正常運行時不需外供蒸汽；②合成反應幾乎是在等溫條件下進行，副反應少，粗甲醇雜質(zhì)少，用雙塔精餾即可達到國家標準；③催化劑床層溫度易控制，床層的溫差較小，操作平穩(wěn)；④出口甲醇濃度較高(甲醇含量約7%)，總循環(huán)氣量比ICI幾乎少一半；⑤相同產(chǎn)能下，催化劑用量較少。 缺點是：①殼體和管板、反應管之間用焊接結構，為消除熱應力，對塔體的制造、材料的要求均比較高，結構復雜，制造難度大，維護成本高；②列管占用了反應器大量的空間，催化劑的裝填量僅占反應器的30%；③由于管內(nèi)外傳熱溫差較小，所需傳熱面積大，比冷面達125m2/m3；④因用副產(chǎn)蒸汽從催化劑床層移熱，受蒸汽壓力限制，在催化劑壽命后期難以提高反應溫度；⑤限于列管長度，擴大生產(chǎn)時，只能增加列管數(shù)量，擴大反應器的尺寸，生產(chǎn)操作彈性小。 一般認為該反應器不適用于大型甲醇裝置，魯奇經(jīng)過改進，將合成壓力提高到7-10MPa，第一套2000t/d的甲醇裝置在馬來西亞建成，2003年以來采用該反應器建成的甲醇裝置多達21套，產(chǎn)能在1000-2500t/d。即將在伊朗建成的5000t/d甲醇裝置則采用兩套反應器串聯(lián)，該反應器可適用于石油和天然氣原料。山東齊魯?shù)诙蕪S及河南安陽甲醇廠(原料為煤)、四川維尼綸廠、陜西榆林及河南濮陽三化的天然氣甲醇裝置均采用該類反應器。國內(nèi)已能設計，產(chǎn)能可達30萬t/a，應用效果也不錯。 (3)日本東洋公司MRF反應器 MRF(Multi-stage-indirect-cooling Type Radial Folw)反應器是日本東洋公司與三井化學公司聯(lián)合開發(fā)的一種多段、間接冷卻的徑向反應器，由殼體、催化劑床層、催化劑筐、列管及集氣盒組成。反應器內(nèi)裝有一直徑較小的內(nèi)膽，以改變物料流向，在其中心軸向安裝一個帶外殼的集束管，用于收集反應后的氣體，外殼開有直徑小于催化劑顆粒的小孔，收集的反應氣沿徑向從外殼上的小孔流入，管束內(nèi)通過反應后的高溫氣體。反應器內(nèi)還有冷卻管束和催化劑托架，沿軸心均勻布置。冷卻管束為雙層同心管，沸水從內(nèi)管導入內(nèi)外管間的環(huán)隙，吸收反應熱后生成高壓蒸汽驅(qū)動蒸汽透平。催化劑填裝在冷卻管束外面，垂直地安裝在催化劑床層，與水平徑向流動的合成氣垂直。鍋爐給水從爐底通入冷卻管，產(chǎn)生的蒸汽匯集在蒸汽室內(nèi)。冷卻管的排列是MRF反應器的專利。其外型為圓筒狀，有上下兩個端蓋，下端蓋可以拆卸，便于將中心集氣管抽出，以方便催化劑裝填和內(nèi)部設施檢修。 該反應器于1988年最初應用在特立尼達-多巴哥的1200t/d甲醇裝置的改造上。該裝置采用ICI冷激反應器。TEC為驗證該反應器，在該裝置合成工序改造時，安裝了一個260t/d的小型MRF反應器并于1990年6月投運，完全達到預期目標。據(jù)TEC稱，該裝置易于從現(xiàn)在的2500-2800 t/d放大到5000 t/d，國內(nèi)有四川維尼綸廠的兩套甲醇裝置及四川瀘州天然氣化工廠的40萬t/a甲醇裝置采用該反應器。 國內(nèi)裝置采用ICI51-7/8催化劑，目前還沒有針對MRF反應器開發(fā)新的催化劑，從運行的情況來看，產(chǎn)能未受影響，基本能達到設計能力，但雜質(zhì)含量較偏高，且有甲胺和石蠟生成。 冷卻管是MRF反應器的核心部件，表2是MRF反應器與普通反應器對比。 該反應器的優(yōu)點是： ①氣體徑向流動，流道短，空速小，因此壓降小，約為軸向反應器的1/10； ②合成氣垂直流經(jīng)冷卻列管，床層與冷管之間的傳熱效率較高； ③單程轉化率較高，循環(huán)氣量較?。? ④由于降低了壓降和循環(huán)氣量，循環(huán)系統(tǒng)的能耗從冷激反應器111.6MJ/t降到57.6MJ/t。 其缺點是：催化劑床層的溫度難控制，沿徑向位于冷卻管遠端的催化劑容易出現(xiàn)局部過熱而產(chǎn)生石蠟、氨、甲胺等，使粗甲醇的雜質(zhì)含量增高。 2.其他反應器 (1)托普索(Topsoe)管殼式反應器 該反應器是一種徑向復合式反應器，一組3個。在反應器之間移去反應熱。由于使用了高活性、小粒度催化劑，床層壓降為0.2-0.3MPa，反應器直徑和壁厚均比其他反應器小，反應器的空速和甲醇出口濃度得到提高，造價較低。1997年在挪威投產(chǎn)的2400t/d甲醇裝置采用該反應器。 其特點是：①利用平衡曲線限制絕熱升溫，控制各段出口溫度，增大循環(huán)比，使各段出口溫度控制在催化劑耐熱溫度以內(nèi)；②允許使用小顆粒催化劑。 其缺點是：①循環(huán)氣量大，能耗和循環(huán)回路的設備費用增加；②床層內(nèi)氣體呈軸向流動，壓降較大；③由于氣體分布不均勻，反應氣體的線速度與接觸時間不斷變化，造成床層各部分催化劑的利用程度不同，催化劑性能得不到充分發(fā)揮；④因采用多個反應器，設計、制造復雜。國內(nèi)還未有使用該反應器的報道。 第一章 主體材料選取及相關要求 甲醇合成反應是甲醇合成氣（、CO、）在催化劑的作用下，反應生成甲醇，其主要反應如下： CO+2→+ +3→+ 本甲醇合成反應器是立式管殼式固定管板換熱器。管板頂部裝有絕熱催化劑層，管內(nèi)裝催化劑，管外充滿帶走反應熱的中壓沸騰水蒸氣。本甲醇合成反應器是近年來國內(nèi)外使用比較多的先進塔型。其主要性能特點是：該塔反應時觸媒層溫差小，合成反應幾乎在等溫條件下進行，反應器能有效地除去熱量，采用低循環(huán)氣流并限制最高反應溫度，使反應在等溫的條件下進行，單程轉化率高，雜質(zhì)生成少，循環(huán)壓縮功能消耗低，而且合成反應中產(chǎn)生的熱副產(chǎn)物中壓蒸汽，便于廢熱綜合利用。 甲醇合成反應器為三類壓力容器，根據(jù)甲醇合成反應器的工藝原理及特點，甲醇合成反應器塔的筒體、封頭板料用中厚板，管程及殼程圓筒材料可選取低合金高強度鋼13MnNiMoNbR；，反應管材料可選取ANDVIK SAF2205雙相不銹鋼管，管板材料可選取20MnMoⅣ級鍛件、封頭材料可選用15CrMoR板材。 1.1反應管選材 換熱管材質(zhì)采用SANDVIK SAF2205雙相不銹鋼管，其制造、檢驗及驗收應按ASTM的A-789M的規(guī)定。 制造前應按下列指標按批復驗化學成分和力學性能。 (1) 化學成分（%） 表1.1 SAF2205換熱管化學成份 C Si max Mn max P max S max Cr Ni Mo N 標準 成分 ≤ 0.03 1.0 2.0 0.02 0.02 21.0～23.0 4.5～ 6.5 2.5～ 3.5 0.08 ～ 0.20 (2) 常溫機械性能（保證值） 表1.2 SAF2205換熱管常溫機械性能 MPa 620 MPa ≥450 MPa ≥25 布氏硬度 max 290 (3) 線膨脹系數(shù)（保證值） 表1.3 SAF2205換熱管常線膨脹系數(shù) 溫差℃ 20～100 20～200 203～00 a×10-6 mm/mm.℃ ≤13.0 ≤13.5 ≤14.0 (4) 彈性模量（保證值） 表1.4 SAF2205換熱管彈性模量 溫差℃ 20 100 200 300 彈性模量 MPa 1.99×105 1.93×105 1.86×105 1.79×105 (5) 高溫強度（保證值） 表1.5 SAF2205換熱管高溫強度 溫差℃ 100 200 300 385 354 334 617 578 558 對于反應管材料的其他要求: (1) 反應管必須采用整根鋼管，不允許拼接； (2) 反應管應每一批做一根鋼管的擴口試驗； (3) 反應管金相組織：應具有鐵素體——奧氏體兩相組織，其中鐵素體含 量范圍：40%～55%，組織中不允許有σ相出現(xiàn)； (4) 反應管的尺寸允許偏差：外徑偏差±10%。 1.2管板的選材 管板所用20MnMo鍛件除嚴格按JB4726-2000Ⅳ級鍛件要求。 對于管板材料的其他要求: 管板加工后全表面及焊接坡口，經(jīng)磁粉檢測，符合JB/T4730-2005Ⅰ級； 進行300℃下的高溫拉伸試驗且高溫屈服強度應符合JB/4726-2000A1要求。 1.3殼體選材 管程及殼程殼體所選用的13MnNiMoNbR、15CrMoR板材須滿足GB713-2008及第1，2號修改單的要求。 對于殼體材料的其他要求： (1) 板材逐張超聲波檢測滿足JB/T4730.3-2005Ⅱ級要求； (2) 13MnNiMoNbR鋼板測定其線膨脹系數(shù)，線膨脹系數(shù)要求見表1.6表 表1.6 13MnNiMoNbR鋼板線性膨脹系數(shù) 溫差℃ 線膨脹系數(shù) a×10-6mm/mm. ℃ 20～100 ≥11.53 20～200 ≥12.25 20～300 ≥12.90 1.4焊接材料的選用 甲醇反應器制造埋弧自動焊時，選用H08Mn2MoA+SJ101焊絲、焊劑，帶極堆焊時選用ER309L、ER308L、10SW焊條、焊絲、焊帶和焊劑；管子管板焊接時，選用ER00Cr22NiMo3N焊絲。 焊材質(zhì)量應符合AWS A5.4、AWS A5.9、JB4747-2002，《壓力容器用鋼焊條訂貨技術條件》等標準的相應規(guī)定。各種材料選用的焊接材料見表1.7： 表1.7焊接材料選用表 材料種類或 接頭部位 藥皮電弧焊 焊條 埋弧焊焊絲 （帶）+焊劑 氬弧焊焊絲 備注 13MnNiMoNbR 鋼板對接焊 J607RH H08Mn2MoA+SJ101 / 筒體 13MnNiMoNbR +15CrMoR J507RH H10Mn2+J431 / 封頭與 筒體 13MnNiMoNbR +20MnMo J507RH / / 筒體與 接管 20MnMo+堆焊 過渡層：E309L 面層：E308L 過渡層：ER309L面層：ER308L 焊劑：10SW / 管板 堆焊 15CrMoR R307 E5515-B2 封頭 拼接 15CrMoR +15CrMo R307 E5515-B2 封頭與 接管 SAF2205 +20MnMo / / ER00Cr22NiMo3N 管子 管板 第二章 結構設計及強度計算 2.1工藝參數(shù) 殼程 管程 工作壓力MPa 3.9 6.0 工作溫度 ℃ 240 255 物料名稱 沸騰水 N2 H2 CH4 CH2OH CO CO2 腐蝕余量mm 2 3 換熱面積 3124 2.2 設計參數(shù)的確定 2.2.1計算壓力Pc的確定 根據(jù)HG20580-1998表4-1設計壓力選取表要求，設備無安全泄放裝置的內(nèi)壓容器，其計算壓力Pc取1.0～1.1倍工作壓力Pw,故甲醇合成反應器的計算壓力Pc為： 殼程：1.1×3.9MPa=4.29MPa，取4.3MPa，液柱靜壓力：P1=0 MPa；故殼程設計壓力P=Pc=4.3 MPa. 管程:1.1×6.0 MPa=6.6 MPa，液柱靜壓力：P1=0MPa， 故管程設計壓力P=Pc=6.6 MPa 2.2.2設計溫度的確定 根據(jù)HG20580-1998表5-1設計溫度選取表要求，當工作溫度T>15℃,介質(zhì)最高（低）工作溫度不確定時，其設計溫度Tc為介質(zhì)工作溫度T加15～30℃，故取殼程設計溫度為260℃（240+20=260℃），管程設計溫度為280℃（255+25=280℃） 2.2. 3液壓試驗壓力PT的確定 根據(jù)GB150-1998中式3-3 PT=1.25×P×/ 計算液壓試驗壓力。 對于殼程：材料為13MnNiMoNbR ； PT——試驗壓力 MPa； P——設計壓力 MPa； ————容器元件材料在試驗溫度下的許用應力 MP； ——容器元件材料在設計溫度下的許用應力 MPa； 查GB150-1998表4-1鋼板許用應力，利用內(nèi)插法可以求得13MnNiMoNbR使用狀態(tài)為正火加回火，在設計溫度下的材料許用應力為： =190 MPa 又已知試驗溫度下13MnNiMoNbR的許用應力=190 MPa， 故液壓試驗壓力PT=1.25×P×/=1.25×4.3×190/190=5.375 MPa，取5.4 MPa。 對于管程：材料有15CrMoR、20MnMo鍛件； 在液壓試驗壓力PT=1.25×P×/式中： PT——試驗壓力 MPa； P——設計壓力 MPa； ——容器元件材料在試驗溫度下的許用應力 MPa； ——容器元件材料在設計溫度下的許用應力 MPa； 查GB150-1998表4-1鋼板許用應力，利用內(nèi)插法可以求得15CrMoR使用狀態(tài)為正火加回火，在設計溫度下的材料許用應力： 又已知在試驗溫度下15CrMoR的許用應力=150 MPa, 故液試驗壓力： PT=1.25×P×/=1.25×6.6×150/136=9.1 MPa; 查GB150-1998表4-5可知：20MnMo鍛件在設計溫度下的材料許用應力=177 MPa; 又已知20MnMo鍛件在試驗溫度下的材料許用應力=177 MPa; 故液壓試驗壓力： PT=1.25×P×/=1.25×6.6×177/177=8.25 MPa; 根據(jù)GB150-1998第3.8.1.1條注2規(guī)定：容器各元件（圓筒、封頭、法蘭及緊固件等）所用材料不同時，應取各元件材料的/比值中最小值。故設備管城的液壓管程的液壓試驗壓力：PT=8.25 MPa; 由于殼設計溫度為260℃，考慮到13MnNiMoNbR是可焊的細晶粒結構鋼，熱強性能高，抗裂紋擴展敏感性好，故殼程筒體采用13MnNiMoNbR,管程球形封頭采用15CrMoR,管板采用20MnMo鍛件，過渡層堆ER309L面層堆ER308L,換熱管采用SAF2205,管箱筒體采用13MnNiMoNbR。 設備的A、B類焊縫均進行100%射線檢測，故焊縫系數(shù)取1.0。 2.3 結構設計 2.3.1封頭類型的選擇 由于球形封頭受力狀態(tài)好，且根據(jù)GB150-1998中球形封頭厚度計算公式： 而筒體厚度計算公式： 球形封頭厚度可以減薄到大約筒體的一半。且考慮本設備結構尺寸，從經(jīng)濟性出發(fā)，選用球形封頭； 2.3.2管板結構的確定 由于固定管板結構簡、緊湊，能夠承受較高的壓力，制造成本低，管程清洗方便，管子損壞時易于堵管或更換，但是由于其排管數(shù)比浮頭式、U形管式要多，故本設備采用管板與殼程圓筒和管箱圓筒形成整體結構的固定管板式結構。 2.3.3換熱管的選擇 由于本甲醇合成反應器要求的換熱面積為3124m2,換熱管選用常見型號（l×d）：6m×0.038m。有結構設計可得:換熱管的有效長度（兩管板內(nèi)側的間距）L=5820mm。 由換熱面積的計算公式 ： 可得：n=4513(根) 2.3.4具體結構尺寸 圖2.1 甲醇合成反應器結構簡圖 2.4甲醇合成反應器的厚度計算和強度校核 首先，將甲醇合成反應器設計技術參數(shù)羅列入表2.1 表2.1 設計技術參數(shù) 殼程 管程 容器類別 三類 設計壓力 MPa 4.3 6.6 工作壓力 MPa 3.9 6.0 設計溫度 ℃ 260 280 工作溫度 ℃ 240 255 物料名稱 沸騰水 合成氣（中度危害） 主要受壓元件材 殼程圓筒：13MnNiMoNbR 球形封頭：15CrMoR 換熱管：SAF2205 管板：13MnNiMoNbR 殼程圓筒：13MnNiMoNbR 焊縫系數(shù) 1 1 液壓試驗壓力 MPa 5.4 8.25 換熱面積 3124 2.4.1管箱筒體的厚度計算和強度校核 2.4.1.1設計溫度下管箱筒體的厚度計算 由于本甲醇合成反應器的換熱面積為3124m2，換熱管選取的類型為：6m×0.038m（l×d），暫取兩換熱管中心距s=44.5mm,換熱管按照正三角形排列，經(jīng)計算，當n=4513時，Di圓整可取3400mm 即Di=Φ3400mm。 P——設計壓力（MPa）按設計參數(shù)取管程： P=6.6 MPa Pc——計算壓力（MPa） 管程：Pc=6.6 MPa PT——液壓實驗壓力（MPa） 管程：PT=8.25 MPa [P] ——設計溫度下圓筒或封頭的最大允許工作壓力（MPa） [Pw] ——圓筒或封頭的最大允許工作壓力（MPa） δd ——圓筒或封頭的設計厚度(mm) δ——圓筒的計算厚度(mm) δe——圓筒的有效厚度(mm) δn——圓筒的名義厚度(mm) ——常溫下圓筒計算應力（MPa） ——設計溫度下許用應力（MPa） φ——焊接接頭系數(shù)：φ取1.0。 根據(jù)GB150-1998，當計算壓力Pc≤0.4φ，設計溫度下管箱筒體的計算厚度可由GB150-1998式（5-1） δ=求得。 由于計算壓力Pc≤0.4φ=0.4×135×1=54 MPa， 故設計溫度下管箱筒體的計算厚度δ= =54.55 mm C——厚度附加量（mm） 管程：C=C1+C2=0+3=3mm C1——鋼材厚度負偏差（mm）按GB6654-1996標準： 管箱筒體C1=0mm C2——腐蝕裕量（mm）按設計參數(shù)取管程：C2=3mm 筒體的設計厚度：δd=δ+ C2=54.55+3=57.55mm 筒體的名義厚度：δn=δd + C1=57.55+0=57.55 mm，向上圓整至鋼材標準規(guī)格的厚度60mm。 筒體的有效厚度：δe=δn-（C1+C2）=60-（0+3）=57 mm。 2.4.1.2壓力試驗前管箱筒體應力校核 根據(jù)GB150-1998中式（3-7）校核壓力試驗前管箱筒體的應力： = =250.18MPa≤0.9φ×1×390=351 MPa 所以筒體液壓試驗前的應力校核合格； 2.4.1.3 設計溫度下管箱筒體的應力計算 根據(jù)GB150-1998中式（5-2）： 計算應力==181.95 MPa≤φ=190×1=190MPa 所以筒體的計算應力校核合格; 根據(jù)GB150-1998中式（5-4）：， 設計溫度下圓筒的最大允許工作壓= MPa 6.3 MPa 因為一般情況下要求：工作壓力<設計壓力，故筒體名義厚度取=60 mm可以確保安全。 2.4.2殼程筒體的厚度計算和強度校核 2.4.2.1設計溫度下殼程筒體的計算厚度 Di——圓筒的內(nèi)徑（mm）按設計參數(shù)取：Di=Φ3400mm P——設計壓力（MPa）按設計參數(shù)取殼程： P=4.3 MPa Pc——計算壓力（MPa） 殼程：Pc=4.3 MPa PT——液壓實驗壓力（MPa） 殼程：PT=5.4 MPa [P] ——設計溫度下圓筒或封頭的最大允許工作壓力（MPa） [Pw] ——圓筒的最大允許工作壓力（MPa） δd ——圓筒或封頭的設計厚度(mm) δ——圓筒的計算厚度(mm) δe——圓筒的有效厚度(mm) δn——圓筒的名義厚度(mm) ——常溫下圓筒計算應力（MPa） ——設計溫度下應力（MPa） φ——焊接接頭系數(shù)：φ取1.0。 根據(jù)GB150-1998，當計算壓力Pc≤0.4φ，設計溫度下殼程筒體的計算厚度可由GB150-1998式（5-1）： δ=求得。 由于計算壓力Pc≤0.4φ=0.4×190×1=76MPa， 故設計溫度下殼程筒體的計算厚度 MPa C——厚度附加量（mm） 殼程：C=C1+C2=0+2=2mm C1——鋼材厚度負偏差（mm）按GB6654-1996標準：殼程C1=0mm， C2——腐蝕裕量（mm）按設計參數(shù)取殼程C2=2mm， 筒體的設計厚度：δd=δ+ C2=38.91+2=40.91 mm 筒體的名義厚度：δn=δd + C1=40.91+0=40.91mm，向上圓整至鋼材標準規(guī)格的厚度42mm。 筒體的有效厚度：δe=δn-（C1+C2）=42-（0+2）=40 mm。 2.4.2.2壓力試驗前殼程筒體應力校核 根據(jù)GB150-1998式（3-7）校核壓力試驗前殼程筒體的應力： = =232.2MPa≤0.9φ×1×390=351 MPa 所以筒體液壓試驗前的應力校核合格； 2.4.2.3 設計溫度下殼程筒體的計算應力 根據(jù)GB150-1998式(5-2)： = =172MPa≤φ=190×1=190MPa 所以筒體的計算應力校核合格; 根據(jù)GB150-1998式(5-4)：， 設計溫度下圓筒的最大允許工作壓力：= =4.42MPa 因為一般情況下要求：工作壓力<設計壓力，故筒體名義厚度取=42 mm可以確保安全。 2.4.3球形的厚度計算和強度校核 2.4.3.1設計溫度下殼程筒體的計算厚度 Di——圓筒的內(nèi)徑（mm）按設計參數(shù)取：Di=Φ3400mm P——設計壓力（MPa）按設計參數(shù)取P=6 MPa Pc——計算壓力（MPa） 按設計參數(shù)取Pc=6 MPa PT——液壓實驗壓力（MPa） [P] ——設計溫度下圓筒或封頭的最大允許工作壓力（MPa） [Pw] ——圓筒或封頭的最大允許工作壓力（MPa） δd ——圓筒或封頭的設計厚度(mm) δ——圓筒或封頭的計算厚度(mm) δe——圓筒或封頭的有效厚度(mm) δn——圓筒或封頭的名義厚度(mm) ——常溫下圓筒或封頭計算應力（MPa） ——設計溫度下應力（MPa） φ——焊接接頭系數(shù)：φ取1.0。 根據(jù)GB150-1998，當計算壓力Pc≤0.6φ，設計溫度下球形封頭的計算厚度可由GB150-1998式（5-5）： δ=求得。 由于計算壓力Pc≤0.6φ=0.6×135×1=81MPa， 故設計溫度下殼程筒體的計算厚度mm C——厚度附加量（mm）C=C1+C2=0+3=3mm C1——鋼材厚度負偏差（mm）按GB6654-1996標準： C1=0mm， C2——腐蝕裕量（mm）按設計參數(shù)取殼程C2=3mm， 球形封頭的設計厚度：δd=δ+ C2=38.2+3 =41.2 mm 球形封頭的名義厚度：δn=δd + C1=41.2+0=41.2mm，考慮到開孔補強以及沖壓減薄等因素，向上圓整至鋼材標準規(guī)格的厚度60mm。 球形封頭的有效厚度：δe=δn-（C1+C2）=60-（0+3）=57mm。 2.4.3.2壓力試驗前球形封頭應力校核 根據(jù)GB150-1998式（3-7）校核壓力試驗前球形封頭的應力： = =250.18MPa≤0.9φ×1×295 =265.5MPa 所以筒體液壓試驗前的應力校核合格。 2.4.3.3 設計溫度下球形封頭的計算應力 根據(jù)GB150-1998式(5-2)： = =90.97MPa≤φ=135×1=135MPa 所以球形封頭的計算應力校核合格。 設計溫度下球形封頭的最大允許工作壓力按《鋼制壓力容器》式(5-7)： = =8.90MPa≥P=6 MPa 因為一般要求工作壓力＜設計壓力，故筒體名義厚度取=60mm可以確保安全。 2.4.4管板的厚度選擇和強度校核 (1) 殼程圓筒內(nèi)直徑橫截面積A：， A===9074600 在布管區(qū)范圍內(nèi)，因設置隔板槽和拉桿結構的需要，而未能被換熱管支撐的面積: =s（Sn-0.866s）=0×44.5（0-0.866×44.5） =0 上式中， Sn隔板槽兩側相鄰管中心距，mm；沿隔板槽一側的排管根數(shù)。 (2) 殼體法蘭或管箱法蘭內(nèi)徑： =3400 mm (3) 換熱管中心距S：此設備中取S=44.5mm (4) 換熱管根數(shù)n：此經(jīng)計算取n=4513（根） (5) 換熱管外徑d：此設備中取d=38mm (6) 殼程圓筒厚度：=42mm (7) 換熱管壁厚度：此設備中取=2mm (8) 管板開孔后的面積： =A-n=9074600- =3858933.98； (9) 圓筒殼壁金屬橫截面積As： As==3.14×42×（3400+42）=453930.96； (10) 管板布管區(qū)面積： =0.866n+ =0.866×4513×+0=7739327.91； (11) 一根換熱管管壁金屬的橫截面積a： a==3.14×2×（38-2）=226.08； (12) 殼體法蘭或管箱法蘭的寬度：=0mm (13) 系數(shù)： 按和查GB150-1999《管殼式換熱器》圖25，得=0.00712 (14) 系數(shù) ： 按和查GB151-1999圖25，得=0.01015 (15) ——殼體法蘭或管箱法蘭外直徑，mm； (16) ——殼體法蘭或管箱法蘭內(nèi)徑，mm； (17) 管板布管區(qū)的當量直徑： ===3139.91 mm； (18) 管箱筒體材料彈性模量：=1.916e+05 MPa (19) 管板材料彈性模量： =1.916e+05 MPa (20) 殼程材料彈性模量： =1.938e+05 MPa (21) 換熱管材料彈性模量： =1.916e+05 MPa (22) 系數(shù)：當m>0時，取與兩者中的較大值； 當m<0時，取值； (23) 系數(shù)：僅用于m>0時，=3μm/k (24) 系數(shù)：當m>0時，按k和m查GB150-1999《管殼式換熱器》圖31（a）實線；當m<0時，按k和m查GB150-1999《管殼式換熱器》圖31（b）； (25) 系數(shù)：按k和f查GB150-1999《管殼式換熱器》圖29，=5.368 (26) 換熱管的回轉半徑i： i= = 4.24mm (27) 換熱管加強管系數(shù)K： =10.64 (28) 殼體圓筒與法蘭的旋轉剛度參數(shù)： ==3.874 MPa (29) 管箱圓筒與法蘭的旋轉剛度參數(shù)： ==9.286 MPa (30) 管板邊緣旋轉剛度參數(shù)： =+=3.874+9.286=13.16 MPa (31) 旋轉剛度無量綱參數(shù)： ==0.001056 (32) 管束模數(shù)： ==9785 MPa (33) 管板周邊不布管區(qū)無量綱寬度k：k=K(1-ρt)=0.816 (34) 換熱管有效長度（兩管板內(nèi)測間距）L：L=5820mm (35) 換熱管與管板焊腳高度l：l=4.5mm (36) 管板邊緣力矩系數(shù)：對于不帶法蘭的管板= (37) 系數(shù)：= (38) 邊界效應壓力組合系數(shù)：= (39) 管板總彎矩系數(shù)m：m= (40) 管板第一彎矩系數(shù)m1:按K和查GB150-1999圖27，m1=0.4564 (41) 管板第二矩系數(shù)m2:按K和QGB150-1999圖27，m2=1.872 (42) 有效壓力組合Pa: Pa= MPa (43) 邊界效應壓力組合Pb: Pb=(PS-0.15Pt)-0.85Pt MPa (44) 當量壓力組合Pc: Pc=Ps-Pt(1+β) MPa (45) 殼程設計壓力Ps: Ps=4.3 MPa (46) 管程設計壓力Pt: Pt=6.6MPa (47) 殼體不帶波形膨脹節(jié)時，換熱管束與圓筒剛度比Q： Q==2.312 (48) 換熱管與管板連接的拉脫力q: q=|| (49) 焊接許用拉脫力[q]: [q]=69.3 MPa (50) 制造環(huán)境溫度: =15℃ (51) 沿長度平均的殼程圓筒金屬溫度: =260℃ (52) 沿長度平均的換熱管金屬溫度: =280℃ (53) 管板邊緣剪切系數(shù)ν: ν=ψ (54) 殼程圓筒材料線性膨脹系數(shù); =1.258e-0.5 (55) 換熱管材料線性膨脹系數(shù): =1.259e-0.5 (56) 系數(shù)β: β==0.2577 (57) 換熱管與殼程圓筒的熱膨脹變形差γ: γ= (58) 管板計算厚度δ: δ=88mm (59) 管板假設厚度： =90mm (60) 管箱筒體厚度： =60mm (61) 管板感度削弱系數(shù):一般取μ值:η=μ=0.4 (62) 系數(shù)λ: λ=A1/A=0.4363 (63) 管板強度削弱系數(shù)μ:一般可μ=0.4 (64) 管板布管區(qū)的當量直徑與殼程筒體內(nèi)徑之比: ==0.9233 (65) 系數(shù): =0.4+=4.955 (66) 系數(shù)： =0.4=7.177 (67) 殼程圓筒軸向應力，MPa (68) 管程徑向應力，MPa (69) 管程布管區(qū)周邊處的徑向應力，MPa (70) 管板徑向應力系數(shù)，= (71) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力系數(shù)，= (72) 換熱管軸向應力（位于管束周邊出換熱管軸向應力），MPa (73) 在設計溫度時，殼程圓筒材料的許用應力，=190MPa (74) 換熱管受壓換穩(wěn)當量長度：查GB150-1999圖32，=1160mm (75) 系數(shù)Cr： Cr==129.3 (76) 換熱管穩(wěn)定許用應力：由于Cr=129.3>/i=91，故==71.62 MPa (77) 設計溫度時，換熱管材料的屈服點： =221 MPa (78) 設計溫度時，管板材料的許用應力： =177 MPa (79) 設計溫度時，換熱管材料的許用應力： =138.6 MPa (80) 系數(shù)ψ： ψ=m1/K=40.63 (81) 管板布管區(qū)周邊剪切應力：， = MPa3 (82) 管板布管區(qū)周邊剪切應力系數(shù)： = (83) 殼程圓筒的裝配環(huán)向焊縫系數(shù) ： =1.0 (84) 系數(shù)ψ： (85) 系數(shù)：查GB150-1999圖26，=0.0002399 (86) 系數(shù)：查GB150-1999圖26，=0.0005816 2.4.5危險工況的組合 2.4.5.1校驗僅有殼程壓力Ps作用下的危險組合工況（Pt），不計溫差應力 根據(jù)上面的已知條件，可計算得： (1) 換熱管與殼程圓筒的熱膨脹變形差，=0 (2) 當量壓力組合，Pc=Ps=4.3MPa (3) 有效壓力組合，Pa=Ps+βγ=21.31 MPa (4) 邊界效應壓力組合，Pb=Ps=0.03062 MPa (5) 邊界效應壓力組合系數(shù)， ==0.003294 (6) 管板邊緣力矩系數(shù)，==0.003294 (7) 管板邊緣剪切系數(shù)，=0.1338 (8) 管板總彎矩系數(shù)，m= =0.6235 系數(shù)，僅用于m>0時，Gle=3μm/k=0.07035 系數(shù)，當m>0時，按K和m查GB150-1999圖31（a）實線得，Gli=0.05 系數(shù)，當m>0時，Gle取Gli與兩者中的比較大值，Gl=0.07035 (9) 管板徑向引力系數(shù)， =0.002596 (10) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力系數(shù)，=0.006491 (11) 管板布管區(qū)周邊剪切應力系數(shù)， = =0.03691 (12) 管板徑向應力，=90.06 MPa<1.5=265.5 MPa (13) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力， ==25.53 MPa<1.5=265.5 MPa (14) 管板布管區(qū)周邊剪切應力，=30.59 MPa<0.5=88.5 MPa (15) 換熱管軸向應力, =-37.77 MPa<=138.6 MPa =-37.77 MPa<=71.62 MPa (16) 殼程圓筒軸向應力， =28.82 MPa<Ψ=190 MPa (17) 換熱管與管板連接的拉脫力，15.9<[q]=69.3 MPa 2.4.5.2校驗僅有殼程壓力作用下的危險組合工況（=0），計溫差應力 根據(jù)上面的已知條件，可計算得： (1) 換熱管與殼程圓筒的熱膨脹變形差，= 0.0001848 (2) 當量壓力組合，Pc=Ps=4.3 MPa (3) 有效壓力組合，Pa=Ps+=30.34 MPa (4) 邊界效應壓力組合，Pb=0.03062 MPa (5) 邊界效應壓力組合系數(shù)，=0.002313 (6) 管板邊緣力矩系數(shù)，=0.002313 (7) 管板邊緣剪切系數(shù)，0.09397 (8) 管板總彎矩系數(shù)，m= =0.578 系數(shù)，僅用于m>0時，Gle=3μm/k=0.06521 系數(shù)，當m>0時，按K和m查GB150-1999圖31（a）實線得，Gli=0.05 系數(shù)，當m>0時，Gle取Gli與兩者中的比較大值，Gl=0.06521 (9) 管板徑向引力系數(shù)， =0.002322 (10) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力系數(shù)，=0.005806 (11) 管板布管區(qū)周邊剪切應力系數(shù)， = =0.03561 (12) 管板徑向應力，=114.7 MPa<3=531 MPa (13) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力， ==20.02 MPa<3=531 MPa (14) 管板布管區(qū)周邊剪切應力，=42.04 MPa<1.5=265.5 MPa (15) 換熱管軸向力 =-62.27MPa<3=415.8 MPa =-62.27 MPa<=71.62 MPa (16) 殼程圓筒軸向應力， =39.6 MPa<3Ψ=570 MPa (17) 換熱管與管板焊接的拉脫力，26.22<3[q]=207.9 MPa 2.4.5.3校驗僅有管程壓力作用下的危險組合工況（=0），不計溫差應力 根據(jù)上面的已知條件，可計算得： (1) 換熱管與殼程圓筒的熱膨脹變形差，=0.0 (2) 當量壓力組合，Pc=-=-7.546 MPa (3) 有效壓力組合，Pa=-=-43.06 MPa (4) 邊界效應壓力組合，Pb=0.15Pt-0.85Pt=0.05816 MPa (5) 邊界效應壓力組合系數(shù)，=0.003095 (6) 管板邊緣力矩系數(shù)，=0.003095 (7) 管板邊緣剪切系數(shù)，0.1258 (8) 管板總彎矩系數(shù)，m= =0.6146 系數(shù)，僅用于m>0時，Gle=3μm/k=0.06934 系數(shù)，當m>0時，按K和m查GB150-1999圖31（a）實線得，Gli=0.05 系數(shù)，當m>0時，Gle取Gli與兩者中的比較大值，Gl=0.06934 (9) 管板徑向引力系數(shù)， =0.002541 (10) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力系數(shù)，=0.006352 (11) 管板布管區(qū)周邊剪切應力系數(shù)， = =0.03665 (12) 管板徑向應力， =178.2 MPa<1.5=265.5 MPa (13) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力， ==-46.91 MPa<1.5=265.5 MPa (14) 管板布管區(qū)周邊剪切應力， =-61.4 MPa<0.5=88.5 MPa (15) 換熱管軸向應力, =-81.19MPa<=138.6 MPa (16) 殼程圓筒軸向應力， =68.18 MPa<Ψ=190 MPa (17) 換熱管與管板焊接的拉脫力，34.19<[q]=69.3 MPa 2.4.5.4 校驗僅有管程壓力作用下的危險組合工況（=0），計溫差應力 根據(jù)上面的已知條件，可計算得： (1) 換熱管與殼程圓筒的熱膨脹變形差， =0.0001848 (2) 當量壓力組合，Pc=-=-7.546 MPa (3) 有效壓力組合，Pa=-=-34.03 MPa (4) 邊界效應壓力組合，Pb=0.15Pt-0.85Pt=-0.05816 MPa (5) 邊界效應壓力組合系數(shù)，=0.003917 (6) 管板邊緣力矩系數(shù)，=0.003917 (7) 管板邊緣剪切系數(shù)，0.1592 (8) 管板總彎矩系數(shù)，m= =0.6508 系數(shù)，僅用于m>0時，Gle=3μm/k=0.07342 系數(shù)，當m>0時，按K和m查GB150-1999圖31（a）實線得，Gli=0.05 系數(shù)，當m>0時，Gle取Gli與兩者中的比較大值，Gl=0.07342 (9) 管板徑向引力系數(shù)， =0.002771 (10) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力系數(shù)，=0.006926 (11) 管板布管區(qū)周邊剪切應力系數(shù)， = =0.03773 (12) 管板徑向應力，=153.5 MPa<3=531 MPa (13) 管板布管區(qū)周邊處的徑向應力， ==-52.41 MPa<3=531 MPa (14) 管板布管區(qū)周邊剪切應力，=-49.96 MPa<1.5=265.5 MPa (15) 換熱管軸向應力, =56.68MPa<3=415.8 MPa =56.68MPa<=71.62 MPa (16) 殼程圓筒軸向應力， =78.96 MPa<3Ψ=570 MPa (17) 換熱管與管板焊接的拉脫力，23.87<[q]=207.9 MPa 因此，管板名義厚度=90mm校核通過 2.4.6開孔接管與補強 表2.2管口表 合成氣入口a φ549×66 合成氣出口b φ450 下降管c φ219×8 蒸汽入口d φ100 蒸汽出口e1-6 φ205×30 出水口f φ136×20 排氣口g1-2 φ25 排氣口h φ25 排凈口j φ25 卸料口k1-2 φ250 人孔m1 φ500 人孔m2-3 φ500 吊耳t1-2 φ500 2.4.6.1接管a與其中心線垂直的截面的單孔補強計算 接管內(nèi)徑：接管內(nèi)徑為417mm，假定接管的名義厚度=66mm； 接管材料為15CrMo鍛件，在設計溫度280℃下的許用應力=126.6 MPa 因為計算壓力：=0.4×126.6×1=50.64MPa 故接管的計算厚度： = =11.61mm 接管的有效厚度：=66-（0+11.1）=54.9mm 開孔直徑：d=417+2=417+2×3=423mm開孔為圓形孔時，開孔直徑取接管內(nèi)直徑加兩倍壁厚附加量） 所以，最大有效補強范圍： 最大有效寬度: B=MAX(2d,d+2)=MAX(2×423,423+2×60+2×66)=846mm 最大有效外伸或內(nèi)伸長度：h==167.1mm 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值，當該比值大于1.0時，強度削弱系數(shù)等于1.0，對于安放式接管，其值取1.0） 故=0.938 殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余金屬面積A1：（846-423）×（57-38.2）-2×66×（57-38.2）×（1-0.938）=7798.54； 接管實際外伸167.1，則有效外伸=167.1mm 接管實際內(nèi)伸0，則有效內(nèi)伸mm； 接管有效厚度減去計算厚度之外多余金屬面積A2 =2×167.1×（54.9-11.61）×0.938+2×0×（54.9-2）×0.938=13570.53； 接管與筒體焊角高定位8mm，所以補強區(qū)的焊縫金屬面積為； 可作為補強的截面積：7798.54+13570.53+64=21433.07； 開孔所需補強面積：423×38.2+2×38.2×54.9（1-0.938）=16418.65； 因為可作為補強的截面積>開孔所需補強面積A,所以單孔補強滿足要求，不需另加補強。 2.4.6.2接管m1、m2與其中心線垂直的截面的單孔補強計算 接管內(nèi)徑：接管內(nèi)徑為500mm，假定接管的名義厚度=62mm； 接管材料為20MnMoNb鍛件，在260℃設計溫度下的許 用應力=207 MPa 因為計算壓力：=0.4×207×1=82.8MPa 故接管的計算厚度：=5.248mm 接管的有效厚度：=62-（0+2）=60mm 開孔直徑：d=500+2=500+2×2=504mm 所以，最大有效補強范圍： 最大有效寬度: B=MAX(2d,d+2)=MAX(2×504,504+2×42+2×62)=1008mm 最大有效外伸或內(nèi)伸長度：h==176.8mm 強度削弱系數(shù)：=1 殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余金屬面積：（1008-504）×（40-38.91）-2×62×（40-38.91）×（1-1）=547.3； 接管實際外伸176.8，則有效外伸=176.8mm 接管實際內(nèi)伸0，則有效內(nèi)伸mm； 接管有效厚度減去計算厚度之外的多余金屬面積： =2×176.8×（60-5.248）×1+2×0×（60-2）=19357； 接管與筒體焊角高定位8mm，所以補強區(qū)的焊縫金屬面積為； 可作為補強的截面積：547.3+19357+64=19969； 開孔所需補強面積：504×38.91+2×38.91×60×（1-1）=19610.64； 因為可作為補強的截面積>開孔所需補強面積A,所以單孔補強滿足要求，不需另加補強。 第三章 設備的制造要求和檢驗要求 3.1筒體的制造要求和檢驗要求 (1) 筒節(jié)按劃線下料，下料尺寸應準確，以保證筒節(jié)卷制焊接后內(nèi)徑偏差和不圓度最小，以達到對筒節(jié)組要求的偏差。 (2) 焊接坡口進行機加工，除進行形狀和尺寸檢查外，對坡口鄰近區(qū)域和坡口表面進行磁粉或滲透檢測。不得有裂紋、分層、夾雜及其他影響焊接質(zhì)量的缺陷。 (3) 在滾圓是應保證做到筒體兩邊與滾板機軋滾平行，用不大于400mm弧長的樣板檢查筒體的棱角度、圓度、錯邊、錯口，保證焊接接頭的棱角度≤5mm，焊接接頭的錯邊量≤3mm，殼體最大最小直徑差（包括管箱殼體）≤2mm，使?jié)L圓的筒體為理想的幾何狀態(tài)。 (4) 焊接結構為全焊透結構，焊接前焊接工藝按JB/T4708-2000評定合格，焊接采用埋弧自動焊，