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摘要：本次設計的是一個換熱面積為100m2的合成氨廢熱鍋爐，論文首先介紹了廢熱鍋爐的計算概述、廢熱鍋爐的選型和鋼材的選取，以及介紹有關鍋爐的制造工藝。設計的重點是進行主要受壓元件的強度計算和厚度選擇，詳細論述具體的設計過程，并且對主要受壓元件進行強度校核。設計的重點主要包括筒體、封頭的設計、汽包、支座、平蓋、管板和法蘭的設計等等，設計的難點體現在優(yōu)化設計和強度計算上。
關鍵詞：雙管板廢熱鍋; 強度計算; 制造工藝
Abstract:The design for a heat transfer area of 100m2 of ammonia waste heat boiler.The article firstly describes the computing overview of the waste heat boiler,waste heat boiler type selection and the choice of steel.And introduced the boiler manufacturing process.The focus of the design was the strength calculation and thickness selection of major pressure components,detailed description of design steps.And check strength of the main components of the compression.The focus of the design were mainly cylinder and head of design ,drum,support,top,tube plate and flange design and so on .Difficulties in the design embodied in the optimization of design and strength calculation .
Key Words:double-tubesheet waste heat boiler; strength calculation；
manufacturing process
目 錄
引 言 1
1 概 述 2
1.1雙管板廢熱鍋爐的設計參數 2
1.2雙管板廢熱鍋爐的設計概述 2
1.3廢熱鍋爐的選型 3
1.4雙管板廢熱鍋爐的結構和鋼材的選擇 3
1.4.1鋼材的選擇 3
1.4.2廢熱鍋爐的結構 3
2 設計計算 4
2.1廢熱鍋爐殼程受壓元件的強度計算及厚度確定 4
2.1.1鍋爐基本參數的確定和計算 4
2.1.2鍋爐筒體的強度計算及厚度的選擇 6
2.1.3大端標準橢圓封頭的強度計算及厚度選擇 7
2.1.4小端標準橢圓封頭的強度計算及厚度選擇 9
2.1.5鍋爐偏錐體的強度計算與厚度的選擇 11
2.1.6接管a和b的強度計算及厚度選擇 12
2.1.7汽包（件7）主要受壓元件的強度計算及厚度選擇 17
2.2廢熱鍋爐管程主要受壓元件的強度計算及厚度選擇 23
2.2.1 U形換熱管b型（管板跟管殼程筒體都有焊接）管板的計算 23
2.2.2端部強度計算及校核 28
3制造工藝 41
3.1加工成形 41
3.1.1、套合準備 41
3.1.2、外筒的加熱 41
3.1.3、套合操作 41
3.1.4、內外筒貼合的標志 42
3.1.5、套合應力的消除 42
3.2 無損檢測 42
3.2.1無損檢測要求 42
3.2.2焊接接頭做超聲波檢測 43
3.3熱處理 43
3.4焊接 44
總 結 45
參考文獻 46
外文文獻翻譯 47
謝 辭 57
第 58 頁 共 62 頁
引 言
能源是人類得以生存的基礎，然而在21世紀的今天，能源危機已經是全世界都面臨的問題。我國對節(jié)能環(huán)保是十分重視的，充分利用有限的能源有利于可持續(xù)發(fā)展。
合成氨工業(yè)會產生大量的廢熱，如果這些熱量直接排放掉的話是一種很大的浪費，因此得把這種熱量回收利用，合成氨廢熱鍋爐就是用來回收在合成氨的過程中所產生的余熱的一種換熱設備。通過廢熱鍋爐產生蒸汽作為工廠的能源，這樣就提高了熱能的利用率，減少了能源的浪費，可以獲得很大的經濟效益。同時廢熱鍋爐在合成氨系統(tǒng)中也是不可缺少的設備，工藝氣體在進入下一個工藝時需要控制溫度，廢熱鍋爐可以起到降溫作用。除了在合成氨工業(yè)，廢熱鍋爐在其他化工行業(yè)中也經常要用到。
根據不同的生產工藝要求，有不同的廢熱鍋爐，雙管板廢熱鍋爐是目前使用比較廣泛的一種。本次設計的是100m2雙管板廢熱鍋爐，與其他廢熱鍋爐相比較，雙管板廢熱鍋爐有比較大的優(yōu)越性，主要有：①換熱面積大，氣體壓降減少；②密封結構改進，密封好，減少泄露；③換熱管之間的間隔大，便于清洗和維修；④容易制造、結構相對簡單、經濟性好。
本次設計是對大學四年所學的一次綜合考核，是通過運用自己學到的專業(yè)知識，查閱相關資料，在老師的指導下去進行的，但是由于我的知識和設計經驗不足，加上時間比較倉促，在設計的過程中難免會有些地方是錯誤和不完善的，希望老師指點。
1 概 述
管板式廢熱鍋爐屬于壓力容器的一種，所以在設計過程中的重點是鍋爐的強度和失效形式，在管殼式換熱器中，如果不考慮載荷的波動、高溫高壓以及實際鋼材可能存在的各種缺陷，則強度失效可分為塑性失效和彈性失效，剛度失效則是失去了穩(wěn)定性。然而在管殼式換熱器的強度設計中，一般是按照靜載荷的條件來考慮的。
1.1雙管板廢熱鍋爐的設計參數
表1.1 設計技術參數表
容器類別
三類
殼程
管程
設計壓力 Mpa
2.5
3.14
設計溫度 ℃
225
400
操作介質
脫氧軟水 蒸汽
H2 N2 NH3 CH4
主要受壓元件材質
16MnR 1Cr18Ni9Ti
換熱管規(guī)格 mm
換熱面積 m2
100
1.2雙管板廢熱鍋爐的設計概述
在工程上一般把厚徑比t/R≤0.1的殼體看作薄殼，此時在內壓作用下可以不計筒體上的徑向應力，且認為兩向應力沿壁厚的方向均勻分布，從而很大程度地簡化了設計。也就是可以運用回轉薄殼無力矩理論進行設計計算。
對于法蘭，法蘭的失效方式主要是由于法蘭的剛度不夠或墊片性能不好而引起泄漏，在設計計算時要通過強度計算來保證法蘭和錐頸的剛度和連接螺栓的強度，同時采用優(yōu)質的墊片。
在鍋爐的殼體上一般有開孔接管，這樣就會導致應力集中，加大了失效的危險，所以要進行開孔補強計算，注意補強的形式。
1.3廢熱鍋爐的選型
鍋爐的設計必須滿足產品工藝的要求，并且考慮鍋爐的工作環(huán)境，要求鍋爐能夠工作穩(wěn)定、結構簡單、容易制造、價格便宜等因素。同時，在本次設計中，鍋爐的最高工作溫度為400℃，屬于低溫操作，因此工藝氣體對材料的熱膨脹影響比較小，又考慮到管程壓力大于殼程，所以選用U型雙管板式廢熱鍋爐。
1.4雙管板廢熱鍋爐的結構和鋼材的選擇
1.4.1鋼材的選擇
由于鍋爐在高溫高壓下工作，還要承受不穩(wěn)定的載荷，所以不是任何一種鋼都可以采用的，一般要用壓力容器專用的鋼材，除了要考慮有足夠的強度外，還要有比較好的機加工性能和與介質相容的性能。要有良好的化學性能和力學性能，同時具備經濟性，所以本次設置中主要的元件材質選用16MnR和10MoWVNb。
1.4.2廢熱鍋爐的結構
本次設計的鍋爐主要組成有管束、管板、頂蓋、殼體，殼體跟管束部件采用無墊片焊環(huán)法蘭連接。頂蓋是1Cr5Mo的IV級鍛件，進出口集氣室由管板跟頂蓋組成，由于廢熱鍋爐管束屬于高溫高壓的設備，所以平蓋和管板都要用自緊式雙錐密封，用螺栓連接。汽包上的設備法蘭組焊在錐形筒體下部的筒體上，鍋爐換熱管為,10MoWVNb的U型管，換熱管數量為101根，換熱面積為100mm2，管孔采用正三角形的布置形式，管板材料為10MoWVNb的IV級鍛件，換熱管跟管板之間的連接用先焊后脹的焊接方式。廢熱鍋爐的結構簡圖圖如下所示：
1.螺紋法蘭 2.頂蓋 3.管板 4.封頭 5.設備法蘭 6.偏錐體
7.汽包 8.筒體 9.封頭 10.支座 11.管束
圖1.1 雙管板廢熱鍋爐管束-管板角縫
2 設計計算
2.1廢熱鍋爐殼程受壓元件的強度計算及厚度確定
2.1.1鍋爐基本參數的確定和計算
本次設計的鍋爐直徑為2200mm，則最大液柱高度取h=2.2m；
由于殼程介質為水，因此液體密度取Kg／m3；已知鍋爐殼程設計壓力為P=2.5Mpa，＜5％設計壓力，所以液柱靜的壓力可以忽略不計，則殼程計算壓力：Pc=P=2.5Mpa；
通過查閱GB150表4-1，然后利用內插法可求在設計溫度下的材料許用應力：
①當板厚為6～16時：
又已知在試驗溫度下的材料許用應力為，
則液壓試驗壓力：
；
②當板厚為16～36時：
又已知在試驗溫度下的材料許用應力，
所以液壓試驗壓力：
；
因此可以最終確定設備的液壓試驗壓力：
因為要對殼體接縫進行100％的無損檢測，故取焊接接頭系數；由于在GB6654-1996《壓力容器用鋼板》中規(guī)定16MnR的鋼板厚度偏差要為正，所以鋼板厚度負偏差取C1=0mm；因為鍋爐殼程的介質是脫氧軟水和蒸汽，所以殼程的腐蝕裕量取C2=2mm；由于GB150規(guī)定碳素鋼、低合金鋼制壓力容器的最小厚度是3+C2，因此殼體的最小厚度為5mm。
2.1.2鍋爐筒體的強度計算及厚度的選擇
①由上面可知計算壓力Pc=2.5Mpa,
由于焊接可能會引起強度削弱，要乘以焊接接頭系數，但前面已經確定了殼體對接焊縫需要進行100%的無損檢測，故取焊接接頭系數=1 ，則可用下式求鍋爐筒體的計算厚度：
②筒體的設計厚度：
③筒體的名義厚度：
考慮到選材的方便性，所得的名義厚度向上圓整到鋼材標準規(guī)格的厚度22mm，由于22mm＞5mm（5mm為最小厚度），故最終得到筒體的名義厚度為；
④筒體的有效厚度：
鍋爐在壓力試驗前對筒體應力的校核，由GB150.3—2011式（3-3）得：
由上式可知鍋爐筒體液壓試驗前的應力校核合格；
在設計溫度下鍋爐筒體的計算應力：
由上可知鍋爐筒體的計算應力校核合格；
在設計溫度下鍋爐圓筒最大能夠允許的工作壓力，由GB150.3—2011式（3-6）得：
一般情況下要求工作壓力小于設計壓力，所以鍋爐筒體名義厚度取可以保證安全。
2.1.3大端標準橢圓封頭的強度計算及厚度選擇
本次設計廢熱鍋爐的橢圓封頭形狀與尺寸如下圖所示：
圖 2.1 標準橢圓形封頭
當公稱直徑DN=2200時，h1=550，h2=25/40/50,
當公稱直徑DN=1800時，h1=450，h2=25/40/50,
當公稱直徑DN=1000時，h1=250，h2=25/40/50,
以上單位為毫米。
當時，封頭直邊段的高度h2取25mm；
當時 ，封頭直邊段的高度h2取40mm；
當時，封頭直邊段的高度h2取50mm
由于本次設計的鍋爐橢圓封頭采用JB/T4746-2002的標準橢圓封頭，所以封頭內直徑Di是封頭曲面高度hi兩倍的一半，即
于是橢圓封頭的形狀系數為：
①已知Pc=2.5MPa
故可以用下式計算橢圓封頭的計算厚度：
②橢圓封頭的設計厚度：
由于封頭在制造時會因為沖壓變薄，所以考慮十分之一的橢圓封頭沖壓減薄量，可得C2=2+2.4=4.4mm，于是封頭的設計厚度：
③橢圓封頭的名義厚度：
所得值向上圓整到鋼材標準規(guī)格的厚度得24mm，由于24mm＞5mm（最小厚度），因此初定確定橢圓封頭的名義厚度；
④橢圓封頭的有效厚度：
考慮封頭的有效厚度要大于橢圓封頭內徑的0.15%，由
，
所以上面得到的有效厚度符合標準要求；
鍋爐在壓力試驗前對橢圓封頭應力的校核：
故橢圓封頭壓力試驗前的應力校核合格；
在設計溫度下橢圓封頭的計算應力：
故橢圓封頭的計算應力校核滿足要求；
在設計溫度下橢圓封頭可以達到的最大允許工作壓力：
考慮到設備的運行安全，一般情況要求工作壓力小于設計壓力，所以橢圓封頭的名義厚度取能夠確保安全。
2.1.4小端標準橢圓封頭的強度計算及厚度選擇
小端封頭和大封頭一樣是標準橢圓封頭，因此封頭內直徑Di是封頭曲面高度hi兩倍的一半，
所以封頭的形狀系數為：
；
計算厚度：
；
與前面所述一樣，封頭在沖壓后會變薄，取10%，因此得C2=2+3.2=5.2mm;
設計厚度：
；
名義厚度：
由于在后面計算可知偏錐體的名義厚度為32mm，為了使用方便，要求使兩焊環(huán)法蘭頸部厚度一樣，因此名義厚度向上圓整到鋼材標準規(guī)格的厚度32 mm；
由于圓整后的厚度32mm大于最小厚度5mm，所以初步確定小端橢圓封頭的名義厚度為；
有效厚度：
；
因為GB150規(guī)定，如果是標準的橢圓封頭，則其有效厚度要大于封頭內直徑的0.15%，
又，所以以上結果符合標準要求；
在壓力試驗前校核橢圓封頭所受的應力：
可得小端橢圓封頭在液壓試驗前的應力校核滿足要求；
在設計溫度下小端橢圓封頭的計算應力：
可得對小端橢圓封頭的計算應力的校核滿足要求；
在設計溫度下最大允許的工作壓力：
為了設備安全可靠，一般情況下要求工作壓力小于設計壓力，所以橢圓封頭的名義厚度取滿足安全要求。
2.1.5鍋爐偏錐體的強度計算與厚度的選擇
偏錐體的厚度計算與應力校核相對復雜些，但可以參照正錐體的計算公式進行計算，偏錐體的半頂角有兩個，一個為0o，另一個為30o，為了確保安全可靠，偏椎體的半頂角取比較大的一個，即取值。
①偏錐體的計算厚度：
通過查閱GB150圖7-11，可得偏錐體大端與筒體連接處的不連續(xù)應力并不影響設備的安全，可以不用進行加強處理，于是偏錐體大端的計算厚度：
又查GB150圖7-13可得偏錐體小端的連接處由于產生比較大的不連續(xù)應力，對設備的強度影響較大，因此要進行加強處理，在計算時要乘以連接處的應力增強系數Q小，通過差GB150圖7-13可得其值為2.01，于是偏錐體小端有加強部分的計算厚度：
偏錐體小端錐體加強部分的長度：
偏錐體小端圓筒部分加強的長度：
實際計算中在確定偏錐體的小端錐體跟圓筒加強段的厚度與長度時，在滿足條件要求的情況下我們習慣用跟偏錐體相連接的焊接環(huán)法蘭的厚度和長度來代替進行加強；
在設計的時候我們對偏錐體結構進行簡化，并且統(tǒng)一板厚，取上面計算結果 三者當中的最大值作為偏錐體的計算厚度，于是偏錐體的計算厚度：
偏錐體的設計厚度：
偏錐體的名義厚度：
向上圓整到鋼材標準規(guī)格的厚度32mm，由于32mm＞5mm，即圓整后的名義厚度大于最小厚度，所以確定偏錐體的名義厚度為
偏錐體的有效厚度：
。
2.1.6接管a和b的強度計算及厚度選擇
2.1.6.1接管a和b與其中心垂直的截面的單孔補強計算
初步選定換熱管的規(guī)格為，根據廢熱鍋爐的總長度，先預定換熱管的有效換熱長度為L=6545mm。
任務書給定換熱面積，可得換熱管根數：
根；
假設孔心距S=35，查有關資料可知布管限定圓，又已知
管板管程側的短節(jié)內徑：
圓整至450mm；
管板殼程側的接管內徑：
加上3mm的余量，變?yōu)?69mm;考慮到開孔補強的因素，現統(tǒng)一采用跟主筒體板材一樣的厚度。
先取接管的名義厚度為；已知計算壓力
，
所以計算厚度為：
；
接管的有效厚度：
；
開孔的直徑：
；
最大有效補強范圍：
最大有效寬度：
；
接管內外側的有效補強高度可用下式進行計算，并分別取式中的最小值，
接管最大有效的外伸量或內伸量：
；
由于工藝和材料難免有缺陷，所以會有強度的削弱，強度削弱系數：
；
能夠當作有效補強的金屬面積Ae有下面幾點：
①殼體的有效厚度減掉計算厚度以后的多余部分金屬面積：
②接管的有效厚度減掉計算厚度以后的多余部分金屬面積：
我們把接管與封頭焊接角高定成8mm，可得在補強區(qū)的焊縫金屬面積為；這一部分金屬面積可作為補強的截面積：
；
由于490+473/2=726.5＞80%Di/2=720,，知；如果圓筒是受到內壓，則所需要的最小補強面積A可用下式計算，得
開孔所需補強面積：
；
由于可以作為補強的截面積Ae＞開孔所需補強的面積A，因此開單孔補強滿足要求。
2.1.6.2接管a和b兩孔連線之間截面的聯合補強計算
在管板殼程一側接管中心線偏移封頭中心線的距離定為490mm，
兩孔中心的距離L=980 mm，由放樣可得開孔直徑為：
；
由于兩孔的平均直徑的1.33倍（698.492）小于兩孔中心距（980），且兩孔的平均直徑的2倍（1048）大于兩孔的中心距（980），因此采用聯合補強的方法，于是最大有效補強范圍：
最大有效寬度：
最大的有效內伸量或外伸量：
；
開孔造成強度削弱，強度削弱系數為：
；
于是得總的殼體多余部分的金屬面積：
兩孔之間殼體多余部分的金屬面積：
；
另外A2，A3值的計算：
總的補強為兩孔單孔補強之和，兩孔之間的補強為兩單孔補強和的1半。
因此得到接管總的多余金屬面積：；
總的在補強區(qū)的焊縫金屬面積：；
于是得總的可以作為補強的截面積：
兩孔之間的接管多余金屬面積：；
兩孔之間的補強區(qū)的焊縫金屬面積：；
于是得兩孔之間的可作為補強的截面積：
；
由于490+473/2=726.5＞80%Di/2=720,因此開孔位于所定的范圍之外，得；
總的所需補強面積：
由上得所需的補強面積：
A等于50%總的開孔所需補強面積的50%，其值為7737.489；
于是：總的可以作為補強的截面積＞總的開孔所需要的補強面積A，并且兩孔之間的可作為補強的截面積＞兩孔之間的開孔所需的補強面積A，因而聯合補強滿足要求。
2.1.6.3對接管a與b的應力校核
在壓力試驗前校核接管應力：
可知接管在液壓試驗前的應力校核滿足要求；
計算在設計溫度下的接管應力：
可得校核接管的計算應力的結果滿足要求；
在設計溫度下接管工作壓力的最大允許值：
為了設備運行安全性，一般情況要求工作壓力小于設計壓力，所以接管的名義厚度取值可以保證安全。
又因為所取的名義厚度＞5（最小厚度），因此可以最終確定接管的名義厚度為。
2.1.7汽包（件7）主要受壓元件的強度計算及厚度選擇
汽包是鍋爐重要的受壓元件，是換熱過程中加熱、蒸發(fā)和過熱的樞紐，同時可以增加鍋爐的安全運行性，提高蒸汽的質量。
2.1.7.1汽包法蘭的選擇
因為汽包的內徑為1000mm，設計壓力Pc=2.5MPa，所以在設計選擇法蘭時選JB/T4703-2000的高一個壓力等級的標準法蘭，具體參數：下法蘭
—FM 1000-4.0，上法蘭—M 1000-4.0，法蘭頸部的厚度，國標規(guī)定法蘭對接筒體的最小厚度。
2.1.7.2汽包筒體的強度計算與厚度選擇
已知計算壓力Pc=2.5Mpa
因為
，
因此汽包筒體的計算厚度可以用下式求得：
；
汽包筒體的設計厚度：
；
汽包筒體的名義厚度為：
由于法蘭標準JB/T4703-2000規(guī)定其對接筒體的最小厚度，因此以上的名義厚度應向上圓整到鋼材標準規(guī)格的厚度18，因為18大于（最小厚度），
所以最終得到筒體的名義厚度；
汽包筒體的有效厚度：
；
在壓力試驗前對汽包筒體應力的校核：
由此可知筒體在液壓試驗前的應力校核合格；
設計溫度下汽包筒體的計算應力：
可知汽包筒體計算應力的校核合格；
在設計溫度下汽包圓筒工作壓力的最大允許值：
考慮到設備的安全性，我們一般要求工作壓力小于設計壓力，所以汽包筒體的名義厚度取可以滿足安全要求。
2.1.7.3汽包橢圓封頭的強度計算和厚度選擇
與前面所訴，由于汽包封頭是采用的JB/T4746-2002中規(guī)定的標準橢圓封頭，故封頭內直徑Di是封頭曲面高度hi兩倍的一半，因而橢圓封頭的形狀系數：
；
汽包橢圓封頭的計算厚度：
；
考慮到封頭在沖制過程中會變薄，取橢圓封頭沖壓減薄量為10%，得C2=2+3.8=5.8mm;
設計厚度：
；
名義厚度：
為了與其對接的筒體統(tǒng)一厚度，以上的名義厚度向上圓整到18 mm；
因為圓整后的厚度18 mm大于最小厚度5 mm，所以初步定汽包橢圓封頭的名義厚度為；
有效厚度：
；
因為要求封頭的有效厚度大于封頭內徑的0.15%，而，故符合標準要求；
在壓力試驗前校核橢圓封頭的應力：
可得汽包橢圓封頭在液壓試驗前的應力校核符合；
在設計溫度下的計算應力：
可得對汽包橢圓封頭計算應力的校核符合要求；
在設計溫度下汽包橢圓封頭最大允許的工作壓力：
考慮到設備的運行安全性，一般要求工作壓力小于設計壓力，因此可知汽包橢圓封頭的名義厚度取滿足要求。
3.1.7.4汽包接管與其中心線垂直的截面的單孔補強計算
已知接管內徑為Di=600mm，考慮到開孔補強因素，同時為了汽包統(tǒng)一板材厚度，于是初步定接管的名義厚度為；已知計算壓力Pc=2.5MPa,由
，
可得汽包接管的計算厚度：；
汽包接管的有效厚度：
在壓力試驗前校核汽包的接管應力：
于是得汽包接管在液壓試驗前的應力校核符合要求；
在設計溫度下汽包接管的計算應力：
于是得汽包接管的計算應力校核符合要求；
在設計溫度下汽包接管的工作壓力最大允許值：
考慮到設備的運行安全性，一般要求工作壓力小于設計壓力，因此可知汽包橢圓封頭的名義厚度取滿足要求。
汽包開孔直徑：由于圓形孔的直徑等于接管內徑加上2倍管厚，所以開孔直徑
；
最大有效寬度：
；
內和外側的有效高度用下式進行計算，分別選取式中的較最值，
最大有效的內伸量或外伸量：
；
接管的實際內伸量為0，則有效外伸；
考慮各方面可能對接管削弱的因素，按下式計算得強度削弱系數：
；
可以作為有效補強的金屬面積Ae包括下面幾個部分：
①殼體的有效厚度減掉計算厚度之后多余部分的金屬面積：
②接管的有效厚度減掉計算厚度之后多余部分的金屬面積：
；
③接管與封頭的焊角高定為8mm，于是的有效補強區(qū)的焊縫金屬面積；
可以作為有效補強的面積：
；
對于受內壓作用的圓筒，所需要的最小補強面積A可以按下式求得，已知汽包筒體的計算厚度為，故開孔所需的補強面積：
；
因為可以作為補強的截面積Ae=3504mm2小于開孔所需的補強面積A=10946mm2，所以需要進行另加補強，由于AND（P＜6.4Mpa,t＜350℃, ,,）=1,
故采用補強圈補強的方法，根據經驗可知，所給的補強面積等于1.2倍所需的補強面積，于是得到補強圈的面積：
；
為了能與殼體統(tǒng)一板厚及材質，取補強圈厚度為；
考慮到接管與殼體的相貫性，放樣調整為；
于是得補強圈的外徑：
；
通過以上的另加補強之后，可得接管開孔補強滿足要求。
2.1.7.5汽包正錐體的強度計算及厚度選擇
汽包正錐體半頂角取值為
汽包正錐體的計算厚度：
通過查GB150圖7-11可得正錐體的大端連接處不需要進行加強處理，于是正錐體大端的計算厚度：
通過查GB150圖7-13可得正錐體的小端連接處需要進行加強處理。要得到小端加強段的計算厚度，則要知道應力增強系數，通過查GB150圖7-14可得正錐體小端連接處的應力增強系數Q小的值為2.01，于是正錐體小端加強段的計算厚度可用下式計算：
正錐體小端的加強段長度：
正錐體小端圓筒的加強段長度：
在實際設計中正錐體小端錐體與圓筒加強段的厚度和長度，我們習慣用與正錐體相連接的焊環(huán)法蘭的厚度及長度來代替進行加強；
為了簡化正錐體的結構，并且統(tǒng)一板厚，我們取 三者中的最大值作為正錐體的計算厚度，于是得汽包正錐體的計算厚度：
汽包正錐體的設計厚度：
汽包正錐體的名義厚度：
；
考慮到與其對接的筒體統(tǒng)一厚度，于是所得名義厚度向上圓整到厚度18mm，因為圓整后的厚度18mm大于最小厚度5mm，所以確定正錐體的名義厚度為
汽包正錐體的有效厚度：
。
2.2廢熱鍋爐管程主要受壓元件的強度計算及厚度選擇
2.2.1 U形換熱管b型（管板跟管殼程筒體都有焊接）管板的計算
2.2.1.1假設管板的計算厚度及校核管板的徑向應力
因為采用無隔板，所以沿隔板槽一側的排管根數為根，隔板槽相鄰兩側的中心距；換熱管的中心距，由于管孔數量為101個，故當量U形管根數為根；
由于換熱管布局是采用三角形布管，在管板布管區(qū)內未被換熱管占據的面積：
管板布管區(qū)的面積：
假定管板的計算厚度為；
任務書給定了管板的材料為10MoWVNb，可以得到管板材料的彈性模量為，管板材料的泊松比；
管板開孔之前的抗彎剛度：
；
已知殼程圓筒的厚度，殼程圓筒的直徑，；
因為采用的是b型連接方式，所以殼體法蘭的厚度為，管板延長部分的寬度為；
通過查GB151中的圖—26得系數：
;
由于任務書給定殼程圓筒的材料為16MnR，故殼程圓筒材料的彈性模量；
旋轉剛度參數：
管箱圓筒的厚度，殼程圓筒的直徑，
，通過調整后為0.1；
因為是b型連接方式，所以管箱法蘭的厚度為；
通過查GB151中的圖—26可得系數：
；
因為是采用b型連接方式，所以管板延長部分的寬度為；
由于管箱材料為10MoWVNb，管箱圓筒材料的彈性模量；
管箱圓筒及法蘭的旋轉剛度參數：
管板邊緣的旋轉剛度參數：
；
管板邊緣處的直徑：
無量綱參數：
；
管板邊緣處的半徑：
；
；
通過查GB151圖19可得管板中心處的應力系數：
通過查GB151圖20可得布管區(qū)周邊處的系數：
通過查GB151圖21可得管板邊緣處應力系數：
管板的設計壓力：
管板的強度削弱系數：；
在管板中心的徑向應力：
布管區(qū)周邊處的徑向應力：
管板邊緣處的徑向應力：
因為給定管板材料為10MoWVNb，在設計溫度下管板材料的許用應力，
由于、和三個值都，因此管板的徑向力校核滿足要求。
2.2.1.2換熱管軸向應力的校核
已知；
當換熱管只有一時，換熱管管壁金屬部分的橫截面積：
；
換熱管的軸向應力：
因此得換熱管的軸向應力校核滿足要求；
①當=0Mpa，此時只有時，則換熱管的軸向應力：
因此換熱管應力校核滿足要求；
②當=0Mpa，只有管程設計壓力時，換熱管的軸向應力：
，
因此換熱管的應力校核合格；
2.2.1.3換熱管與管板連接之間拉脫力的校核
因為焊角高L=6.5mm；
則拉脫力：
；
；
由于，故換熱管與管板之間的拉脫力校核合格。
由此得出結論：假設管板?。ㄓ嬎愫穸龋┦呛细竦?。如果是采用強度接，則能夠確保換熱管與管板連接的密封性能和抗拉脫強度滿足要求。其結構型式如下圖：
圖2.2用于整體管板
考慮到本次設計的廢熱鍋爐管束屬于高溫高壓的設備，以及工作載荷的波動和環(huán)境影響等因素，為了確保設備的安全穩(wěn)定性，故換熱管與管板采用先焊后脹的方式，并且高壓管與管板的焊縫進行磁粉檢測處理。
2.2.1.4確定管板的名義厚度
采用強度焊時要求管板的最小厚度：
；
則管板的名義厚度：
圓整到
2.2.2端部強度計算及校核
2.2.2.1各個符號的意義：
a—主螺母的高度（mm） mm;
C2—腐蝕裕量（mm）按照設計參數取C2=2 mm；
Pc—計算壓力（Mpa）根據設計條件取Pc=31.4 Mpa；
E—彈性模量（Mpa）；
Aa —在預緊時，所需要的螺栓最小總截面積（），, 。
Ab— 實際所使用的螺栓總截面積，；取最小者，。
Am— 需要的螺栓總截面積，；取Ap與Aa之中的較大值;
Ap—在操作狀態(tài)下，需要的螺栓總截面積（）以螺紋小徑計算或外螺紋部分的最小直徑計算，取最小值。
—常溫狀態(tài)下主螺栓的許用應力(Mpa),;
—設計溫度下主螺栓的許用應力（Mpa），;
—端部法蘭的外徑，，；
—螺栓中心圓的直徑，，；
—端部法蘭的計算內直徑，，；
—主螺栓的公稱直徑，，；
—主螺栓光桿部分的直徑，，；
—主螺栓的個數，個；
—筒體端部的總高度，，；
—筒體端部外緣的長度，，,取值；
—螺孔的深度，，,
取；
—直邊的長度，，；
—過渡圓角的半徑，，；
—端部法蘭的傾角，；
—端部法蘭和筒體處的名義厚度
—雙錐環(huán)的高度，，查GB150-2011表G6得 , ；
—雙錐環(huán)的厚度，，查GB150-2011表得G6 ，；
—雙錐環(huán)外側面的高度，，查GB150-2011表G6得
, ；
—雙錐環(huán)有效高度，，按GB150 ；
—雙錐環(huán)內圓柱面的直徑，，查GB150-2011表G6 得 ；
—雙錐環(huán)密封面的錐角，；
—摩檫角，按GB150鋼-鋁得；
—
—
—
—
—；
—
—
—
—
2.2.2.2主螺栓計算
螺栓的受力分析：
—在操作狀態(tài)下螺栓的受力，N；按照GB150-2011公式G5計算：
—在預緊時螺栓的受力，N；按照GB150-2011公式G5計算：
—在操作狀態(tài)下所需的螺栓總截面積，；按照GB150-2011公式（9-6）；
；
—在預緊狀態(tài)下所需的螺栓總截面積，；按照GB150-2011公式（9-7）；
—所需要的螺栓面積，在與中取較大值，得；
—實際螺栓的總截面積，；
；
應為＞，所以主螺栓滿足要求；
在預緊時螺栓的設計載荷為：
;
在操作時螺栓的設計載荷為：
取較大值，得螺栓設計載荷：
2.2.2.3鍋爐的端部法蘭強度計算及校核
①鍋爐端部法蘭與筒體處的名義厚度的計算：
在GB150-2011中規(guī)定端部法蘭與筒體處的名義厚度不能夠小于由內壓確定的名義厚度，于是；
端部得結構如下圖所示：
圖2.3 筒體端部結構
由于采用堆焊，端部法蘭是鍛件，則取,焊縫系數取，，所以；通過查GB150表4-3知端部法蘭在設計溫度下的許用應力為。
向上圓整到54mm。
②校核端部法蘭的應力：
符號：各符號的意義及其值如下：
圖2.4筒體端部計算圖
作用于鍋爐端部法蘭縱向截面的彎矩，按照GB150-2011式（9-32）計算得：
鍋爐端部法蘭縱向截面的抗彎截面系數按照GB150-2011式（9-33）計算得：
對鍋爐端部法蘭縱向截面的彎曲應力校核按照GB150-2011式（9-34）計算得：
；
由以上的結果得端部法蘭的強度校核合格。
2.2.2.4頂蓋的強度計算及校核
①以下符號的含義及其值：
—在預緊狀態(tài)下的結構特征系數；
—在操作狀態(tài)下的結構特征系數；
—螺栓的中心線至墊片壓緊力作用的中心徑向距離，mm；
；
—開孔造成的強度削弱，削弱系數按照GB150-2011式（8-6）計算得；；
—平蓋的計算直徑，mm，通過查GB150-2011表7-7螺栓連接的圓形平蓋（13）；
—在頂蓋危險徑向截面上開孔寬度的總和不能大于，并且任意相鄰兩孔的中心距的最小值要大于或等于兩孔平均直徑的1.5倍，mm；
—頂蓋的許用應力為Mpa，；
表2.1
②用螺栓連接的圓形平蓋（13）的計算：
由于該頂蓋屬于GB150-2011表7-7中13#螺栓連接的圓形平蓋，故按下式計算：
;
;
在平蓋的徑向截面上，當該截面為危險截面時，各開孔寬度的總和：；
平蓋開孔的強度削弱系數：
;
開孔后的系數K：
在預緊狀態(tài)下的結構特征系數：
在操作狀態(tài)下的結構特征系數：
在預緊狀態(tài)下的計算厚度：
；
在操作時頂蓋的計算厚度為：
頂蓋的計算厚度為：
頂蓋的設計厚度為：
頂蓋的名義厚度為：
③校核平蓋a-a環(huán)向截面上的當量應力：
圖2.5 平蓋
圖中h1=143mm，于是可得：
—彎曲應力，Mpa；
；
—剪應力，Mpa；
；
對作用于頂蓋a-a環(huán)向截面的當量應力進行校核：按照GB150-2011式（G6）得:
＜
由以上校核結果得頂蓋a-a環(huán)向截面的當量應力校核合格。
2.2.2.5管板與平蓋之間的連接
在本次設計中鍋爐管程的壓力和溫度都比較高，所以管板與平蓋間需要采用高壓密封形式，由于被連接件在徑向上的剛度比密封元件的大，為了保證鍋爐的密封性能，故采用半自緊式密封結構，其簡圖如下所示：
a） 平蓋上的雙錐環(huán)采用托環(huán)以及螺栓進行固定，雙錐環(huán)的內圓柱面和平蓋的圓柱支承面之間的徑向間隙要求控制在雙錐環(huán)內圓柱面直徑的0.1%至0.15%的范圍以內；
b） 在平蓋的圓柱支撐面上開了若干條縱向的半圓形溝槽。
c） 密封面之間的軟金屬墊片厚度約為1mm，非金屬墊片厚度約0.5mm，軟金屬直徑為2~5mm；
（a）
圖2.6 雙錐密封結構
2.2.2.6焊環(huán)法蘭的選擇
根據壓力容器的法蘭標準JB/T4703-2000規(guī)定，長頸對焊式法蘭適用于公稱壓力為0.6～6.4Mpa、工作溫度為-70°～450°的鋼制壓力容器，腐蝕裕量≤3mm。通過查JB/4703-2000選取法蘭如下所示：
圖2.7長頸對焊式法蘭
表2.2
通過查JB/ T4703-2000表1續(xù)所得焊環(huán)法蘭結構尺寸如下所示：
，，，，，
，，，，，，
2.2.2.7鞍座的設計
定鞍座包角為120°，在JB/T4712中規(guī)定鋼制鞍座的寬度b一般可以大于或等于，即，現取b=300mm。
雙鞍座容器簡圖如下所示：
圖2.8 雙鞍座簡圖
上圖中：
=，并且
通過查JB/T4712-2007 DN2100～4000,當包角為120°時，帶墊板的重型鞍式支座尺寸如下：
鞍座的高度為h=250mm，底板長為，底板寬為，
底板厚度為mm，腹板厚度為mm，筋板厚度，墊板厚 度為，地腳螺栓的間距，孔徑規(guī)格為M20，墊板寬度，包角，肋板數為4，帶墊板。
3制造工藝
一個好的設備除了要有科學合理的理論計算之外，良好的制造工藝也是十分重要的，運用科學合理的制造工藝，可以提高鍋爐的總體性能，減小加工難度，節(jié)約制造成本等等，這關系到設備的穩(wěn)定性、安全性和經濟性。有關鍋爐的制造工藝有很多，由于篇幅的限制，主要介紹下面幾個工藝。
3.1加工成形
3.1.1、套合準備
筒節(jié)熱套通常先將外筒出爐后放在平臺上，再吊起內筒放入筒中為保證起吊的垂直度，采用三線吊裝為好。用三根鋼絲繩吊起內筒，其中一根鋼絲繩裝有手動“葫蘆”，以方便調整垂直度。外筒應裝在保溫筒中，保溫筒可與外筒同時進出爐，也可等到外筒出爐后再裝入保溫筒。這樣可保證套合時外筒仍處于適當的溫度。選配好筒體后應作好標識移植確認。
3.1.2、外筒的加熱
根據內、外筒實測尺寸和選配情況，得到的實際過盈量來計算加熱溫度，以得到所需要的膨脹量，保證順利的套合。根據國內有經驗廠家的生產實踐，外筒加熱溫度一般在500~550℃時，實際膨脹量在筒節(jié)直徑方向為6mm左右。可以保證順利套合。加熱方法通常有兩種：在熱處理爐中加熱和應用“加熱籠罩”加熱（即煤氣加熱）。
3.1.3、套合操作
套合應迅速，人員應密切配合。兩層筒節(jié)熱套通常外筒出爐后立即吊到平臺上，然后迅速將內筒吊來與外筒對中，快速放入外筒中，一般從打開爐門到套合完畢，只需要幾分鐘即可結束。三層筒節(jié)熱套通常先將中筒加熱到某一溫度，然后將內筒套入中筒，再將第三層筒體加熱某一溫度，再將內筒和中筒一起快速放入事先加熱的第三筒體內。若層數還多則隨著層數的增加，依此類推由內到外進行。 內筒應靠自重落入外筒， 不得強行壓入，以免產生劃痕。
3.1.4、內外筒貼合的標志
內、外筒在保溫筒同套合后仍有肉眼可見的間隙。這時應將保溫裝置去掉，以加快筒體的冷卻，經過一定時間以后，發(fā)現內筒的升溫速度突然增加，同時，內外筒套合面大量“冒煙”，這說明內、外筒已貼合，此時再也看不到間隙了，“冒煙”是由于筒體貼合后，內筒升溫使筒壁上油污大量汽化的結果。
3.1.5、套合應力的消除
消除套合應力可在筒節(jié)套合后進行，也可在容器焊好后與消除焊接殘余應力一起進行。熱處理規(guī)范與焊后熱處理規(guī)范相同，一般不低于600℃，不高于鋼材的回火溫度。
3.2 無損檢測
3.2.1無損檢測要求
①殼體鋼板按JB/T4730要求逐張做100%UT——Ⅱ級合格；
②殼體環(huán)向焊接接頭按照JB/T4730做100%RT——Ⅱ級和20%UT——Ⅰ級合格。
3.2.2焊接接頭做超聲波檢測
縱向焊接的接頭使用探頭的頻率為2.5P，所用探頭晶片的尺寸為13×13，K1、K2這兩種K值探頭在焊接接頭的單面雙側或者雙面單側采用直接波按照JB/4730.3—2005及其它相關的規(guī)定進行檢測。
環(huán)向焊接接頭使用探頭的頻率為2.5P，所用探頭晶片的尺寸為13×13，K1、K2兩種K值探頭在焊接的雙面雙側采用直接波法按照JB/4730.3—2005及其它有關規(guī)定進行檢測。
3.3熱處理
在制造過程中熱處理工序主要是筒體的消應力熱處理和整體焊后的熱處理。鍋爐熱處理的主要作用是：消除冷熱加工過程中產生的應力；細化晶粒平且是晶粒均勻化；增大材料的塑性；進行消氫處理以有效降低冷冽的發(fā)生。
焊后熱處理：
（1）熱處理的方法:
a.有兩種常用的方法：第一種是采用電熱爐內整體消除應力的方法；第二種是把鍋爐看作是一個加熱爐，在設備內部加熱外殼保溫；
c.對環(huán)焊縫進行局部消除應力處理：焊縫中心線每側2倍板厚。
（2）焊后熱處理工藝：
A.在爐溫400℃以下進行裝爐；
B.控制升溫速率為5000℃/Th且≤200℃/h；
C.保溫時間T≤50mm,25mm/hT>50mm,保溫時間=（150+T）/100h
D.400℃以上，6500/T℃/h且≤260℃/h
（3）鍋爐在焊后熱處理的注意事項
①在整體制造完成且檢驗合格后，就可以進行鍋爐整體消應力處理，應力消除后則可以水壓試驗；
②不能夠用火焰直接噴射在工件上，防止發(fā)生過熱或過燒現象；
③產品試板的掛片試樣等應該與鍋爐同爐PWHT
3.4焊接
焊接工藝評定應按照國家標準JB4708《鋼制壓力容器焊接工藝評定》進行:焊接前按JB4708的規(guī)定對層板的焊接接頭做焊接工藝評定；焊接前按JB4709的規(guī)定、圖樣技術要求和徑評定合格的工藝制定焊接的工藝規(guī)程；焊接前要對破口進行處理，把破口表明的氧化物和雜質清除，破口加工應采用機械加工，加工表面不得有裂紋、分層。夾渣等缺陷，清除范圍不得小于20mm ；受壓元件焊接接頭在焊接前預熱部位要按有關標準及圖樣執(zhí)行，預熱的溫度按焊接工藝；其他的焊接接頭當焊件溫度低于0℃時，應在焊接處100mm范圍內預熱到15℃。
焊接接頭同一部位的返修次數不得超過兩次，如果在熱處理后才進行返修，施焊后應作必要的熱處理，當進行壓力試驗后一般不得在進行焊縫返修，不得不返修的部位必須按原來的要求經無損檢測合格，由于焊接接頭泄露造成的返修或者是返修深度大于壁厚一半的鍋爐還應重新進行壓力試驗。
總 結
本次設計的內容是設計一個100mm2雙管板廢熱鍋爐，主要任務是對鍋爐的選型，材料的選取，鍋爐主要受壓元件的強度計算以及校核。
設計從1月份開始，要求在6月之前完成，這幾個月是漫長的也是短暫的。因為這次設計是在老師指導下獨立去完成的，設計難度大，計算復雜，在設計過程中十分枯燥，所以說是漫長的，但又由于在設計過程的涉及的知識面廣，要查閱大量的資料和文獻，以及進行龐大的計算，要花費很多時間，因此這幾個月又是短暫的。
在設計期間，首先是指導老師開動員會議，宣講設計的相關事宜，選題、開題，然后開始到圖書館借相關的書籍，到網上查閱有關廢熱鍋爐的資料，由于要用到很多專業(yè)的知識，所以復習了《過程設備的設計》及《機械工程材料》等專業(yè)課程。通過這次實踐，我了解到了很多有關合成氨廢熱鍋爐的用途、工作原理及發(fā)展前景，懂得了鍋爐設計的方法，熟悉了對有關軟件的的應用，培養(yǎng)了自己的獨立思考能力，提高了自己的動手能力。
通過這次設計學到了很多東西，讓我更深一步的理解了專業(yè)課程的知識，懂得了如何去查取有用的資料，了解了國家的相關標準，熟練了對相關軟件的操作。同時也認識到了自己的不足，比如對專業(yè)知識理解不夠，對畫圖軟件不熟練，對國家標準不熟悉，缺乏獨立能力等等。
總之，本次設計對我們是十分有意義的，是對我們大學期間所學的一次大檢驗，也是我們走向崗位前的一次熱身。在學到東西的同時也暴露出了我的不足之處，讓我知道我的知識還是很淺薄的，以后還有很長的路要走，學海無涯，唯有不定地學習，不斷地反省自己才會進步，才能使自己成為一個有用之才，才能為祖國的發(fā)展做出自己的貢獻。
參考文獻
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【13】《壓力容器實用技術叢書》編委會《壓力容器檢測及無損檢測》 化學工業(yè)出版社，2006
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【15】于永泗 齊民《機械工程材料》大連理工大學出版社，2010.1
外文文獻翻譯
壓力容器和它的構件
壓力容器是密封容器設備，它們有著各種各樣尺寸和形狀。較小的壓力容器直徑遠遠小于一英寸，而較大的壓力容器直徑可能達到或者超過150英尺。某些是埋在地下或海洋深處，大多數是安在地上或支撐在平臺上，還有一些實際上是在航空飛行器中的儲槽和液壓裝置里。
壓力容器的內壓，同它的尺寸以及形狀一樣，也是多種多樣。1大氣壓(at m)=0.101325兆帕(MPa)=14.696磅/英寸2(psi)
內壓可能小到1英寸水柱靜壓，也可以高到30000