DN1200氨吸收塔设计

目录

目录................................................................ 1 引言................................................................ 1 第一章 工艺计算..................................................... 2

1.1吸收剂用量及吸收溶液深度..................................... 2

1.1.1惰性气体流量 ........................................... 2 1.1.2 最小气液比............................................. 2 1.1.3最小吸收剂用量 ......................................... 4 1.1.4吸收液浓度 ............................................. 4 1.2泛液速度..................................................... 4

1.2.1 塔顶混合气体平均分子量................................. 4 1.2.2填料的选择 ............................................. 5 1.2.3泛点气速 ............................................... 5 1.3塔径的估算................................................... 7 1.4液体喷淋密度的验算........................................... 7 1.5填料层高度的计算............................................. 8

1.5.1传质单元数的计算 ....................................... 8 1.5.2传质单元数的计算 ....................................... 8 1.5.3填料层的分段 .......................................... 10 1.5.4填料层压降的计算 ...................................... 10

第二章 塔结构的设计................................................ 12

2.1塔内件及附件的选择.......................................... 12

2.1.1除沫器的选择 .......................................... 12 2.1.2填料支承装置的选择 .................................... 12 2.1.3液体分布器 ............................................ 13 2.1.4液体再分布器 .......................................... 14 2.1.5 裙座结构设计.......................................... 15 2.1.6 人孔的设计与选择...................................... 16 2.1.7塔吊柱的选择 .......................................... 16 2.1.8接管的选择 ............................................ 19 2.1.9 接管法兰的选择........................................ 19 2.1.10压力容器法兰的选择 ................................... 20

第三章 塔的设计及强度校核.......................................... 21

3.1塔体和封头的厚度计算........................................ 21

3.1.1材料的选择 ............................................ 21 3.1.2筒体厚度的确定 ........................................ 21 3.1.3封头壁厚计算 .......................................... 22 3.2塔体载荷分析................................................ 23

3.2.1质量载荷 .............................................. 23 3.2.2自振周期的计算 ........................................ 24 3.2.3塔体的风载荷及风力矩 .................................. 25

1

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3.2.4地震载荷与地震弯矩的计算 .............................. 27 3.3塔体的强度及稳定性校核...................................... 31

3.3.1 塔体的轴向应力........................................ 31 3.3.2 轴向应力校核.......................................... 31 3.4 裙座的强度及稳定性较核 ..................................... 32

3.4.1裙座各危险截面的校核 .................................. 32 3.4.2焊缝强度的校核 ........................................ 33 3.5裙座基础环.................................................. 33

3.5.1 基础环内外径确定...................................... 33 3.5.2基础环的厚度设计 ...................................... 34 3.6地脚螺栓计算................................................ 35 3.7水压试验时塔的强度和稳定性验算.............................. 35 第四章 开孔和开孔补强设计.......................................... 36

4.1开孔及补强说明.............................................. 36 4.2 开孔补强设计计算 ........................................... 41

4.2.1 封头开孔补强设计计算.................................. 41 4.2.2人孔开孔补强设计计算 .................................. 43

第五章 主要制造工艺................................................ 45

5.1 椭圆封头部件的制造 ......................................... 45 5.2筒节的主要制造工艺.......................................... 45 5.3总装........................................................ 46 5.4 主要件的热处理 ............................................. 47 5.5主要检验要求................................................ 47 参考文献：......................................................... 48 附录一 外文原稿：.................................................. 49 附录二 外文翻译：.................................................. 56 谢 辞..................................................... 62

2

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引言

在化工、炼油和石油化学工业生产中,塔设备作为分离过程工艺设备,在蒸馏、精馏、萃取、吸收和解吸等传质单元操作中有着重要的地位。据统计，塔设备无论其投资费用还是所消耗的钢材重量，在整个过程设备中所占的比例都是相当高，在化工与石油化工行业投资比例在20-25%，化纤行业约占45%。若就单元装置而论,塔设备所占比重往往更大,例如在成套苯蒸馏装置中,塔设备所占比重竟高达75.7%。此外,蒸馏用塔的能量耗费巨大,也是众所周知的。故塔设备对产品产量、质量、成本乃至能源消耗都有着至关重要的影响。因而强化塔设备来强化生产操作是生产、设计人员十分关心的课题。在70年代以前，板式塔占据据对对优势，随着石油化工的发展，填料塔日益受到人们的重视，填料塔具有结构简单、压降小，且可用各种材料制造等优点。在处理容易产生泡沫的物料以及用于真空操作时，有其独特的优越性。过去由于填料本体及塔内构件的不完善，填料塔大多局限于处理腐蚀性介质或不适宜安装塔板的小直径塔。近年来由于填料结构的改进，新型的高效、高负荷填料的开发，既提高了塔的通过能力和分离效能，又保持了压降小及性能稳定的特点。在某些场合，还替代了传统的板式塔。随着新型塔填料的相继开发和应用，填料塔的优点更显突出，应用范围日益扩大，性能优良的填料塔以大量的应用于工业生产中。

本设计在段小林老师的悉心指导下从2011年1月6日开始，经历了资料收集、设计方案论证及确定、图纸的设计、设计说明书的编写等过程。通过这次设计让我们了解了填料塔设备生产工艺的全过程，在过程设备的设计和制造上得到了锻炼，进一步巩固了专业知识，加强了和同学的知识交流，是大学四年所学知识的一次检验总结和巩固。

限于本人水平、实践经验以及其他因素，本设计必定存在很多不足，望各位老师、同学批评指正。

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第一章 工艺计算

1.1吸收剂用量及吸收溶液深度

1.1.1惰性气体流量

T01000273混合气体流量(1－0.1)= (1-0.1) 

2734022.422.4T040V＝

=350.4 kmolh

1.1.2 最小气液比

按设计条件中的平衡数据：

表1.1.1

氨溶夜的温度 /C

20 23.5 26 29 31.5 34 36.5 39.5 42 44.5 47

氨在溶液中的浓度 /（kmol NH3/kmolH2O）

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04 0.045 0.05

氨在气相中的平衡浓度 /（kmolNH3/kmol 空气）

0 0.056 0.010 0.018 0.027 0.04 0.054 0.074 0.097 0.125 0.156

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在X－Y坐标图上绘平衡曲线，如图1.1.1所示

液相摩尔比浓度 图 1.1.1

Y1＝

10＝0.11

10010 Y2＝Y1（1－η）＝0.111（1－0.95）＝0.00556

可从图1.1.1中查得 Y1＝0.111时的X1值  X1＝0.0425

故得最小气液比(

YY2L0.1110.00556)min=1==2.48 0.04250VX1X2第 3 页 共 62 页

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1.1.3最小吸收剂用量

故最小吸收剂用量Lmin=(

L)minV＝2.48×350.4＝869 kmolh V而吸收剂用量为其最小用量的1.1倍，可得吸收剂用量 L＝1.1 Lmin=1.1×869=955.9 kmolh

1.1.4吸收液浓度

从全塔范围内氨的衡算

LY1Y2= VX1X2 即：

955.90.110.00556＝ 350.4X101.2泛液速度

按塔顶情况计算。为了方便，操作温度、压强取平均会值。 气体千摩尔流量

Vv=

T0塔顶气体体积流量 

22.4T040=

1000（1-0.10.95）273×=352.4 kmolh

22.4273401.2.1 塔顶混合气体平均分子量

Mm,2=MaYa,2+MNH3,2

式中 Ma—空气平均分子量， Ma=28.84 kgkmol MNH3—氨气平均分子量， MNH3=17.03 kgkmol

Ya,2—塔顶混合气中空气浓度，摩尔分率

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Ya,2=

350.4=0.9943 352.4352.4350.4＝0.0057

352.4 YNH3,2—塔顶混合空气中氨气的浓度，摩尔分率 YNH3,2＝

故得Mm,2＝28.84×0.9943+17.03×0.0057＝28.77 kgkmol

273ρT028.841.011053

1.12气体密度ρV== kgm522.41.01102734022.4ρ0TMm,2液体密度ρl=992.2 kgm3 液体粘度L＝1.004 mPa·s

1.2.2填料的选择

经比较，选取选用Φ50金属鲍尔环

表1.2.1 Φ50金属鲍尔环特性数据

高×厚 /mm×mm 50×1

比表面积a

空隙率

堆积密度

个数

干填料因子a/3 /m-1

湿填料因子Φ/m-1 /m-1

外径



D

d/mm /m2m-3 /m3m-3 /个·m- /kg·m-3

50

112.3 0.949 6500 395 128 130

1.2.3泛点气速

用贝恩—霍根关联式计算

ugL0.2 lgA1.75Lg3GL2F14gL 18

式中 uF—泛点空塔气速，m/s;

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G—重力加速度，m/s2; a/3—干填料因子，m-1;

g,L—气相，液相密度，kg/m3; L—液相黏度，cP;

L,G—液相，气相流量 kg/h； A—常数，见表1-2； —填料空隙率；

表1.2.2

由已知得，g=9.81 kg/s2, a/3=294m-1, g=1.12 kg/m3 , L=992.2 kg/m3

L=1004×10-6Pa·s , L=17206.2 kg/h , G=10138.5 kg/h 填顶气体的质量流量 WV=Vv·Mm,2=352.4×28.77=10138.5 kg/h ; 吸收剂是纯水，其质量流量为

WL=LMH2O=955.9×18=17206.2 kg/h 。 代入数据得：

u1.12.21.12172060.21281.0040.101.75 9.81992.2.5992.210138解得 uF=3.6 m/s

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2F1418南华大学机械工程学院毕业设计

1.3塔径的估算

按经验，适宜空塔气速u为泛点气速uF的50%～85%， 取70%

70% uF=0.7×3.6=2.52m/s 塔径D＝

4100004Vs==1.18m . 3.142.523600u圆整后塔径取1200mm . 核算空塔气速 u=符合要求。

4Vs410000==2.45m/s=68% uF D23.1436001.221.4液体喷淋密度的验算

U=

LK

0.785D23

2

式中U — 液体喷淋密度，m/(m·h) ; LK — 液体喷淋质量， m3/h ; D — 塔料塔直径， m ;

为使填料能获得良好的湿润，塔内液体喷淋密度应不低于某一极限值，此极限值称为最小喷淋密度，以Umin表示。

对于散装填料，其最小喷淋密度通常采用下式计算，即 Umin=(LW)min·at

式中Umin — 最小喷淋密度，m/(m·h) ; (LW)min— 最小湿润速率，m3/(m·h) ; At — 塔料的总比表面积，m2/m3 ;

对于直径不超过75mm的散装填料，最小湿注速率(LW)min为0.08m3/(m·h) 则Umin=0.08×112.3=8.984 m3/(m·h)

3

2

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而Lh=

17206.23

=17.34 m/h ; 992 实际液体喷淋密度U＝

L h17.343

==15.4 m/(m·h)> Umin 220.7851.20.785D故满足最小喷淋密度的要求。

1.5填料层高度的计算

1.5.1传质单元数的计算

Y1dYV ； Y2KYaYYZ＝HOGNOG＝

传质单元高度的计算 V＝350.4 kmol/h ; KY=200 kmol/(m3·h) ; 所以传质单元高度Hog=

VKY=

350.42004=1.55 m ;

21.21.5.2传质单元数的计算

根据（X1,Y1）和（X2，Y2）在图中作操作线，从图读出若干塔截面上的推动力 （Y－Y），并算出相应的

1，其结果列于下表 YY表1.5.1

Y

Y×

Y－Y×

1 YY0.0056 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06

0.0056 180

0.0015 0.0085 117.6 0.004 0.0016 62.5 0.008 0.0215 46.5 0.013 0.027 37.0 0.021 0.029 34.5 0.027 0.033 30.3

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0.07 0.08 0.09 0.10

0.036 0.034 29.4 0.047 0.033 30.3 0.059 0.031 32.2 0.075 0.025 40.0

0.111 0.0915 0.0915 51.3

标绘Y与

1的关系曲线，如图1.5.1所示。此关系曲线与Y＝Y1，Y＝Y2和 YY1＝0之间的面积为积分值。 YY单元面积＝0.005X10＝0.05面积单元数＝96积分面积气相摩尔比浓度Y

图1.5.1，图解积分法求传质单元数

由图知该面积为4.8，即NOG＝4.8 。 故得填料层高度为

Z＝HOGNOG＝1.55×4.8＝7.44 m 。

根据经验公式，填料层的设计高度一般为Z’=(1.2～1.5)Z 式中 Z’— 设计时的填料高度 ； Z — 工艺计算得到的高度 ； 因此 Z’＝1.2Z＝1.2×7.44＝8.9 m

所以取填料层高度为9 m 。

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1.5.3填料层的分段

液体沿填料层下流时，有逐渐向塔壁方向集中的趋势，形成壁流效应。壁流效应造成填料层气液分布不均匀，使传质效率降低。因此，设计中，每隔一定的填料层高度，需要设计液体收集分布器，即将填料层分段。

对于散装填料，一般推荐高度见表，表中的h/D为分段后高度与塔径比，hmax为允许的最大填料层高度

散装填料分段高度推荐值

表1.5.2

填料类型 h/D Hmax/m 拉西环 矩鞍环

25 5～8

4 6 6 6 6

鲍尔环 5～10 阶梯环 8～15 环矩鞍 5～15

取每段填料层高度为4.5m，分两段。

1.5.4填料层压降的计算

查表得填料因子＝130 m-1 ； 液相密度校正系数 ＝操作空塔速度 u=横坐标

W1000＝＝1 ； 992.2L10000=2.45 m/s ； 236000.7851.212LgGL17206.21.12＝＝0.058 ； 10138.5992.2122uFg纵坐标

gL0.2L＝

2.4513010.20.0011290.09

9.8 ＝0.022

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（计算纵坐标时用u代替uF） 由Eckert压降通用关联图查知

图1.5.3

单位压降p=11×9.8=107.8 Pa/m(填料) 小于500Pa/m（填料）。 因此满足要求。

所以全塔填料层压降p＝9×107.8 Pa=970.2 Pa 。

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第二章 塔结构的设计

2.1塔内件及附件的选择

2.1.1除沫器的选择

出塔除雾沫器，选用丝网丝除沫器，固定在两块栅格板间构成。丝网层厚度一般取100 ㎜～150 ㎜。选用100 ㎜ 标准型（N型）

其物性如下

表2.1.1

堆积密度/kg·m-3 空隙率/% 比表面积 K 144

98

使用条件

279～295 0.107～0.116 所有场合

丝网除雾装置直径D1由允许气速决定的。最大允许气速可按如下经验公式计算：

Umax=K

LG ； G式中Umax — 最大允许气速 m/s ；

L、G — 滴和气体密度 ；

K — 经验系数 ； Umax=0.11×

992.21.12=3.27 m/s ；

1.12而空塔操作气速u=2.45m/s=74.9% Umax 满足操作气速在75% ～ 85% Umax要求

2.1.2填料支承装置的选择

选用由扁钢焊制的栅板作为填料的支承。

由于塔径较大，选用分块式栅板。栅板由焊死在塔壁上的支承圈支持。且塔

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径>900mm,因此需在支承圈下设加强肋板。填料支承结构尺寸见下表

表2.1.2

塔径 填料 Dg 环直径 D 1200

50

栅板尺寸 H×s

支承装置

t 支承圈宽×厚 肋板数

60×10

厚S＝10

6

允许填料高度

800 60×10 50 6Dg

图2.1.1

2.1.3液体分布器

当塔径范围为DN≤1200mm，最常用是盘式液体分布器

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图2.1.2

2.1.4液体再分布器

填料塔中，当填料层比较高时，塔中心处的填料常不能被湿润，被称为“干锥”现象。为消除此现象，常将填料层分段，层间设置液体再分布器。如下图所示一种应用最广的截锥式再分布器。它的设计尺寸参考表。

表2.1.3 倾角 高 h 锥口径D1 锥壁厚s

70～90 10～20%Dg 70%Dg 3～4㎜

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图2.1.3

2.1.5 裙座结构设计

1.裙座的形式：考虑到加工，制造方便，采用圆筒型； 2.材料：选用Q235-B；

3.裙座与塔体的连接：焊接接头采用对接式，如下图

图2.1.4

4裙座检查孔：采用B型长圆形孔；

5地脚螺栓座：包括盖板、垫板和筋板及基础环。详见裙座部件图； 6.裙座排气孔、接管引出孔以及其他结构详见总装图和裙座部件图。

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2.1.6 人孔的设计与选择

根据中华人民共和国行业标准《钢制手孔和人孔》 选用“回转盖板式平焊法兰人孔” （HG/T 21516-2005） 其形式如下

图2.1.5

2.1.7塔吊柱的选择

吊柱的方位和回转半径S应能使吊柱经人工推转使经过吊柱垂线可以转到人孔附近，还可以使吊钩垂线转到平台外，以便将塔内件从塔平台外的场地上吊到塔平台上人孔处或从塔平台上的人孔处吊到塔平台外的场地上。因此吊

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柱的方位首先取决于人孔的方位。人孔方位是由管道专业根据设备布置和配管要求来确定的。

根据《压力容器与化工设备实用手册》选用HG 5-1373-80-15吊柱 其基本参数如下：

S=900，L=3400，H=1000，=159×10，R=750，e=250,l=110,重量234㎏

图2.1.6

吊杆料为20号无缝钢管，其他材料为A3F钢。支座垫板材料与塔体材料相同。吊柱下端支承结构采用椭圆形封头。

吊杆以整根管子作为计算依据的。若管子长度不够需要拼接时，应符合以下要求：

1.只许拼接一处。

2．拼接位置只能在下图所示B至C，E至W之间。 3. 焊接结构按图所示。焊缝系数取0.9.

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图2.1.7

封板

用管子制作的的吊柱都焊有端封板，以防止雨水灌入引起生锈。封板上方开

30的牵引孔。 吊钩

常用的吊钩形式有三种，其中以圆钢弯成U形焊在吊杆上的形式最多，因此采用这种形式，其结构图如下

图2.1.8

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2.1.8接管的选择

排气管内气体的流速u取20 m/s 。 QV=0.0048 m3/s (液) QG＝2.51m3/s ; D=

4qV u式中

D — 管子直径；

QV — 流体的体积流量m/s ; U — 流体的流速 m/s ； 气体的进出口管 D=

3

4qV42.51==0.399 m u3.1420选用DN350mm的接管 工业供水速率 1.5 ～ 3 m/s, 液体的进口管u取2m/s D=

40.0048=0.055m

3.142取DN50的接管

液体出塔速度取 1 m/s； 则d=

4qv40.0048==0.078m

3.141u取DN80的接管。

2.1.9 接管法兰的选择

根据中华人民共和国标准GB 9112.2-2000选用PN0.6Mpa平面板式平焊法兰 其结构如下图

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图2.1.9 具体尺寸如下表

公 接管名称管子法兰螺栓螺栓 法螺栓 通外径外径孔中孔径兰厚称 数量螺纹径心直A D L 度C n Th DN 径K 液体进口 液体出口 气体进出口 50 60.3 140 80 88.9 190 350 355.6 490 110 150 445 14 18 22 4 4 12 M12

法兰内经B 法兰理论重量kg 16 18 20 61.5 1.51 90.5 2.95 359.5 14.3 M16 M20 2.1.10压力容器法兰的选择

根据中华人民共和国标准《压力容器法兰分类与技术条件》 即（JB/T 4700-2000）,

根据设计工艺条件，可选用甲型平焊法兰 根据JB/T 4701-2000确定其结构和尺寸

表2.1.9

DN

D1

D2

D3

D4

 H s A At D

螺栓柱规格 M24

螺栓柱数量 36

1200 1315 1276 1256 1253 66 265 16 21 18 27

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图2.1.10

第三章 塔的设计及强度校核

3.1塔体和封头的厚度计算

3.1.1材料的选择

最高工作压力P=0.1Mpa

设计压力P=0.11Mpa,属于低压吸收设备，一类容器；介质腐蚀性未提特殊要求，故选Q345R作为塔体材料。

3.1.2筒体厚度的确定

先按内压容器设计厚度，然后按自重、液重等引起的正应力及风载荷引起的弯曲应力进行强度和稳定性验算。 根据设计压力和液柱静压力确定计算压力

塔内液柱高度仅考虑塔1液面高度h=1m，则液柱静压力pH为：

pH106gh=10×992×9.8×1=0.009<0.05P 故可以忽略 则计算压力Pc=Ph+P=0.11MPa

6第 21 页 共 62 页

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筒体厚度计算

（1） 按强度条件，筒体设计厚度 d＝

2PctPcDi+C2

＝

0.111200+C2

21700.850.11 =0.47+4 =4.47 ㎜

式中 — Q345R在40℃时的许用应力，查标准为170MPa ;

tt  — 塔体焊缝为双面对接焊，局部无损检测，＝0.85 ； C2 — 腐蚀裕量，根据工艺条件，C2＝4㎜ ； （2）按刚度要求，筒体所需最小厚度 min＝

2Di21200==2.4㎜ ； 10001000 而按照规定，低合金钢容器不包括腐蚀裕量的最小厚度不小于3㎜ ， 故按刚度条件，筒体厚度仅需3㎜ ；

综合以上以及考虑到此塔较高，风载荷较大，而塔的内径不太大，故应适当增加厚度，现假设塔体厚度n＝10㎜，刚假设的塔体有效厚度 e＝n－C1－C2＝10-0-4＝6㎜ ；

式中 C1 — 钢板厚度负偏差，由于GB713-2008《压力容器用钢板》和GB3531-2008《低温压力容器用低合金钢板》规定压力容器专用钢板的厚度负偏差不大于0.25mm，因此使用该标准中钢板厚度超过5㎜时（如20R、Q345R、和16MnDR等），可取C1=0;

3.1.3封头壁厚计算

采用标准椭圆封头，刚 d＝

0.111200pDiC＝+4 2t21700.850.50.1120.5p ＝4.46㎜ ；

为便于焊接，取封头与筒体等厚，取d=10㎜ ；

第 22 页 共 62 页

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其尺寸及相关参数如表2.1.10

表3.1.1

公称直径DN 总深度H 内表面积A/㎡ 容积V/m3 名义厚度n/mm EHA椭圆封头质量

1200㎜ 325 ㎜ 1.6652㎡ 0.2545 10 66.5kg

3.2塔体载荷分析

3.2.1质量载荷

塔设备的操作质量m0m01m02m03m04m05mame 塔设备的最大质量mmaxm01m02m03m04mamemw 塔设备的最小质量mminm010.2m02m03m04mame

筒休质量m1：查表得，1米高（10㎜厚）筒节钢板质量为298㎏； 1米高筒节的容积为1.131m3 ； 筒体质量 m1=14.425×298=4298㎏ ； 封头质量m2：查表得EHA椭圆封头容积为0.2545m3 ； 质量（壁厚10㎜）m2=128.3㎏ ； 裙座质量m3

单位裙座质量为305kg ，裙座高度为3m。则m3为915kg；

故塔体质量m01＝m1+m2+m3=4298+128.3×2+915=5469.6㎏ ； 塔内件质量m02：

填料质量＝体积×堆积密度

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＝

2

×（1.2）×9×395＝4018㎏ ； 4 其他内件质量约为50㎏； 故m02＝4018+50＝4068㎏； 保温层质量m03,si＝0㎜ 质量m03＝0㎏ ；

操作平台（共五层，第层500㎏）及斜梯（总高15m，每5m重125㎏） 质量m04＝4×500+3×125＝2375㎏ ；

m05为操作时塔内物料质量＝2%容积＝0.02×（14×1.13+2×0.2545）×1000＝326㎏ ；

ma为人孔，接管法兰等附件质量

按经验公式取附件质量为ma0.25m01=0.25×5469.6=1367.4㎏ 偏心质量me=0

综上 操作质量m0m01m02m03m04m05mame

=5469.6+4018+0+2375+1367.4+0=13230㎏；

塔设备的最小质量mminm010.2m02m03m04mame

=5469+0.2×4018+0+2375+1367+0=10015㎏

最大质量约等于操作质量mmaxm01m02m03m04mwmame

=5469+4018+0+2375+16956+1367+0=29385

充水质量mw＝

×1.22×15×103＝16956㎏ 43.2.2自振周期的计算

分析塔设备的振动时，一般情况下不考虑平台及外部接管的限制作用以及地基变形的影响，而将塔设备看成是顶端自由，底部刚性固定，质量沿高度连续分布的悬臂梁，其基本震型的自振周期T1(s)按《过程设备设计》第二版 （7-5）

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式第一振型计算式：

mH4EI

3其中IDie1.230.0064.0103(m4)

T11.7988其中m为塔单位高度上的质量即mm0/H，所以

m0H313230183T11.79EI1.792.110114.0103允许振动周期 TS＝0.8mHQ0.8132301875604.4s 式中 Q — 总剪力 Q＝350×18×1.2＝7560 N； 故实际振动周期未超过最大允许振动周期。

3.2.3塔体的风载荷及风力矩

风载荷K1K2q0filiDei ；

式中Dei —塔设备中第i段的水平风力，N； fi — 风压高度变化系数 ； q0 — 各地区的基本风压 ，N/㎡ ； li — 塔设备各计算段高度，m ； K1 — 体型系数 ；

K2i — 塔设备中第i计算段的风振系数。 K1＝0.7； 塔高18m ，Di为1.2m时酌取K2＝1.75 , 查表得 q0=35×10-5 Mpa, fi值如下

对于3m～10m段 l'1=10-3=7m, 查表得 f1=1.0 ； 10m～18m段 l2=18-10=8m, 查表得 f1=1.0 ； 塔体有效直径Dei=D0+2si+K3+K4 , 式中 D0 — 塔体外径，㎜ ；

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=0.54(s)

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si —塔体各段保温层厚度， ㎜； K3 — 笼式扶梯挡风当量宽度，㎜ ； L1 — 计算塔段（同一直径）的高度；

对于斜梯取K3＝200㎜；K4＝2A/li ，其最大值为一计算塔段8m中有两层平台，第层平台迎风面积为0.5㎡，则

220.5106 K4＝＝250㎜ ；

8000 为简化计算且偏安全计算，各段均取 Dei=1220+2×0+200+250=1670㎜ ； 塔体各段风力：

6'' 3～10m段 P1=K1K21q0f1L1×10

=0.7×1.75×0.0035×1.0×7000×1670 =5011N 。

10～18m段 P2＝K1K22q0f2l2Dei×106

＝0.7×1.75×0.00035×1.0×8000×1670 ＝5728N 。 塔底部分（1—1）截面弯矩 M11Wll1'＝P+P2（l1'+2）

22'1 式中 l1' — 塔体1—1截面到标高10m处的距离， l1'＝10-3＝7m

'' P1—对应于l1段的风力。

11 MW＝5011×

70008000+5728×（7000+） 22 ＝18.95×106+66.19×106 ＝8.5×107 N·m 。 裙座底部（0—0）截面弯矩

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M00Wll1\"＝P+P2（l1\"+2）

22\"1 式中 l1\" — 裙座底部到标高10m处的距离 ； l1\"＝10m ；

\"\" P1 — 对应于 l1段的风力

\"\" P＝KKqfl112011De1＝0.7×1.75×0.00035×1.0×10000×1670

＝3252N ；

00＝3252×MW100008000+5728×（10000+）＝9.87×107N·㎜ ； 22偏心弯矩Me

该塔塔体上并未悬挂附属设备或其他附件，故偏心弯矩Me0 最大弯矩

iiiiii最大弯矩取MWMe和ME0.25MWMe两者中的较大值。

计算数据如表

最大弯矩选择 表3.2.1

计算公式及数据

计算内容

0～0截面

iiMWMe iiiiME0.25MWMe

ii最大弯矩Mmax

1～1截面 2～2截面

9.8×107

1．87×10

88.4×107

1．4×10

81.33×108

8.7×10 2.1×10

871．87×108 1．4×108

3.2.4地震载荷与地震弯矩的计算

当发生地震时，塔设备作为悬臂梁，在地震载荷作用下产生弯曲变形。安装在七度或七度以上地震烈度地区的塔设备必须考虑它的抗震能力，计算出它的地震载荷。

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首先，选取计算截面（包括危险截面）。该课题中将全塔分为3段。其计算截面分别为0-0、1-1、2-2；

塔体分段如图3.2.2所示，将塔体分为三段分别为0-0，1-1和2-2，其基本参数为

表3.2.2

计算内容 0～1 1～2 各段操作质量mi,㎏ 2466 3250 各点距地面高度hi,㎜

2000

6500

图3.2.2

3A=

mihi

i1对于0-0段：m1.51h1=2466×20001.5=2.2×108 对于1-1段：m.52h12=3250×65001.5=1.7×109

对于2-2段：m1.53h3=3714×120001.5=4.9×109

A=m1.51.51h1+m2h+m1.523h3=6.8×109

B=m3ihi

对于0-0截面：m31h1=2466×20003=1.9×103=2×10

13

对于1-1截面：m32h2=3250×65003=9×1014

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2～塔顶 3714 12000

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3对于2-2截面：m3h3=3714×12000=6.4×10

3

15

33B=m1h13+m2h2+m3h3=6.41×1016

6.8109-7A/B==1.06×10 166.410基本振型系数k1A1.5hi1.06107hi1.5 B对于0-0截面：k1=1.06×107×20001.5=9.5×10-3

1.5对于1-1截面：k21.0610765005.5102 1.5对于2-2截面：k31.06107120000.13

取综合影响系数CZ0.5 地震影响系数最大值

max

查《化工设备机械基础课程设计指导书》附表5-5 得max0.45（设计烈度8度时）

各类场地土的特征周期Tg

查《化工设备机械基础课程设计指导书》附表5-6得Tg0.3（II类场地土，近震时） 取第二组Ⅰ类场地土的特性周期为Tg=0.3

地震影响系数1

Tg1=T10.9max0.30.540.90.450.260.2max

1不得小于0.2max0.20.450.09

水平地震力Fk1,N

Fk1=Cz1k1mkg

对于0-0截面：Fk1=0.50.269.51024669.84.7N 对于1-1截面：Fk1=0.50.265.51032509.8227N

23第 29 页 共 62 页

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对于2-2截面：Fk1=0.50.260.1337149.8615N 垂直地震影响系数：vmax0.650.450.2925； 操作质量m013230kg；

当量质量meq=0.75m00.75132309922kg；

底截面处垂直地震力Fv00vmaxmeqg0.259599229.825232N

mhi13ii=m1h1m2h2m3h3=2466×2000+3250×6500+3714×12000=7.0×10

7

FvIImihimi13FV00=mihikhk25232=0.00036mihi 77.010对于0-0截面：FV00=0.00036×2466×2000=1775N 对于1-1截面：Fv11=0.00036×3250×6500=7605N 对于2-2截面：Fv22=0.00036×3714×12000=16044N 底

00MEI截面处弯矩：

1616Cz1m0gH0.50.26132309.8180001.3108Nmm 3535底截面处地震弯矩

0000ME1.25MEI1.251.31081.625108Nmm

截面1-1处地震弯矩

1111ME1.25ME1.258CZ1m0g3.52.53.510H14Hh4h 2.5175H=1.2580.50.26132309.813.52.53.510180001418000300043000 2.517518000=1.2×108Nmm 截

面

2-2

处

地

震

弯

矩

2222ME1.25ME1.258CZ1m0g10H3.514H2.5h4h3.5 2.5175H第 30 页 共 62 页

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=1.2580.50.26132309.813.52.5101800014180006500465003.5 2.5175H=8.7107Nmm

3.3塔体的强度及稳定性校核

3.3.1 塔体的轴向应力

0-0，1-1， 2-2段以上的操作质量分别为13230，11025 ，5880kg

塔底危险截面（1-1）的各项轴向应力计算 1＝

pDi0.111200＝＝5.5Mpa ；

464e11m0g110259.8 2＝＝＝4.7Mpa ；

Die3.141200611Mmax1.4108 3＝＝＝20.6Mpa ； 220.785120060.785Die3.3.2 轴向应力校核

塔底1-1截面抗压强度及轴向稳定性验算 max＝2+3{tKttKcr

式中cr — 筒体轴向压缩稳定许用应力 ； cr＝B＝0.06Et

te Mpa ； Ri K — 载荷组合系数，K＝1.2 Et — 设计混充下材料的弹性模量 Et＝200Gpa=2.0×105Mpa

第 31 页 共 62 页

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cr=0.06Et

te=0.06×2.0×105×6/600=104Mpa ； RiK1.2170204t 由于max＝5.5+4.7＝10.2Mpa<{ tKcr1.2104124.8因此塔底1-1截面满足抗压强度及轴向稳定条件。 塔底截面抗拉强度校核 max＝1－2+3Ke

t 因为 Ke＝1.2×170×0.85＝173.4Mpa ；

t max=5.5-4.7+20.6=21.4MPa< Ke

t 所以满足抗拉强度条件。

上述各项校核表明，塔体厚度n＝10㎜可以满足整个塔体的强度、刚度及稳定性要求。

3.4 裙座的强度及稳定性较核

3.4.1裙座各危险截面的校核

设裙座的厚度ns＝12㎜，厚度附加量C＝2㎜， 则裙座的有效厚度es＝12-2＝10㎜ ； 裙座底部0—0截面的轴向应力计算 操作时全塔质量引起的压应力

132309.8Q00g 2＝＝＝3.44MPa ；

3.14120010Dises 最大弯矩引起的0—0截面弯曲应力

00Mmax1.87108 3＝＝＝16.5MPa ； 20.785Dises0.7851200210裙座底部0—0截面的强度及轴向稳定性校核

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max＝2+ 3{

KKttcrs

t 裙座材料采用Q235-B钢，查表得 ＝＝113MPa ； 而crs＝0.06Ees/Ris＝0.06×2.0×105×11/600＝220MPa>P

t 即裙座出现失稳之前，材料已达到弹性极限，因此强度是主要制约因素。 由于max＝2+ 3＝3.44+16.5＝19.9MPa ； 因此满足强度及稳定性要求。

3.4.2焊缝强度的校核

此塔裙座与塔体采用对接焊，焊缝承受的组合拉应力为

1111Mmaxm0g1.4108132309.8 ＝＝ 20.78512002103.141200100.785DitesDites ＝8.86MPa<0.6KW=0.6×1.2×77=55.4MPa

t因此焊缝强度足够。式中W为焊缝材料在操作温度下的许用应力。

t3.5裙座基础环

3.5.1 基础环内外径确定

裙座内径Dis1200mm

裙座外径DosDis2es12002121224； 基础环外径Dob=Dos+316=1224+316=1540㎜ ； 基础环内径Dib=Dos-144=1080㎜ ； 基础环伸出宽度b1DobDos115401224158mm; 22第 33 页 共 62 页

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3.5.2基础环的厚度设计

采用n=16个均布的地脚螺栓，将基础环固定在混凝土基础上，基础环上相邻两筋板最大外侧间距l=160㎜； 基础环面积AbD42ob2Dib=

154042108029.5105mm2；

基础环截面系数：Zb441540410804DobDib32Dob3215402.7108mm3；

水压试验时压应力b1操作时压应力

00Mmaxm0g1.87108132309.810.82MPa; ZbAb2.71089.5105b2000.3MWMemmaxg0.31.871080293859.810.5MPa； 85ZbAb2.7109.510混凝土基础上的最大压力bmax取b1和b2的较大值，因此bmax=0.82MPa 两筋板间基础环部分的长宽比

b158＝0.99 l160bmaxb20.82158220470

bmaxl20.82160220992;

查矩形板力矩表得Mx0.118bmaxb20.118204702415Nmm/mm MsMx0.1812.7158212313Nmm/mm ；

My0.0972209922040Nmm/mm

计算力矩Ms取Mx和My中较大值，Ms=2415Nmm/mm； 有筋板时，基础环厚度b所以b=14㎜；

6Msb6241510mm，一般b不小于14㎜， 140第 34 页 共 62 页

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3.6地脚螺栓计算

地脚螺栓强度设计

最大拉应力B100MWMemming9.81070100159.80.26MPa

ZbAb2.71089.51050000ME0.25MWMem0gFV00 ZbAb最大拉应力B21.871080.259.81070132309.8252320.68MPa =852.7109.510基础环中螺栓承受的最大拉应力B取B1和B2中的较大值，

B=0.68MPa>0 因此，塔设备必须设置地脚螺栓

地脚螺栓个数n取16 地脚螺栓腐蚀裕量C23mm

4BAbC2地脚螺栓螺纹小径d1nbt40.689.5105321.7

16147故取16-M24地脚螺栓满足要求。

由于B>0为拉应力，设备可能翻倒，必须安装地脚螺栓。 查表选用M24的地脚螺栓 地脚螺栓公称直径

3.7水压试验时塔的强度和稳定性验算

水压试验时塔体1—1截面的强度条件 TPPDe0.9 ＝

'ti2ese 式中 P — 液柱静压力，因塔体高约15m,故取P‘＝0.15MPa 0.9S·＝0.9×235×0.85＝179.78MPa 由于T＝

0.111.25133/1700.1512005.2＝35.11MPa25.20.850.9S·

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因此满足水压试验要求。

水压试验时裙座底部0—0截面的强度与轴向稳定校核

00000.9KSmmaxg0.3Mmax ＝+{ 2KDises0.785DisescrS'TS 式中 0.9KS＝0.9×1.2×235＝253.8MPa KcrS≈264MPa>P

293859.80.31.87108 由于＝ 23.141200100.785120010'TS ＝7.6+4.9 ＝12.5MPa<{

0.9KSKcrS

因此满足强度与轴向稳定性要求。

第四章 开孔和开孔补强设计

4.1开孔及补强说明

由于各种工艺和结构上的要求，不可避免地要在容器上开孔并安装接管。开也以后，除削弱器壁的强度外，在壳体和接管的连接处，因结构的连续性被破坏，会产生很高的局部应力，给容器的安全操作带来隐患，因此压力容器设计必须充分考虑开孔补强问题。 补强结构

压力容器接管补强结构通常采用局部补强，主要有补强圈补强、厚壁接管补强和整体煅件补强三种形式。 补强圈补强

补强圈补强是中低压容器应用最多的补强结构，补强圈贴焊在壳体与接管连

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接处。它结构简单，制造方便，使用经验丰富，但补强圈与壳体金属之间不能完全贴合，传热效果差，在中温以上使用时，二者存在较大的热膨胀差，因而使补强局部区域产生较大的热应力；另外，补强圈与壳体采用搭接连接，难以与壳体形成整体，所以抗疲劳能力差。这种补强结构一般使用在静载、常温、中低压、材料的标准抗拉强度低于540MPa、补强圈厚度小于或等于1.5n、壳体名义厚度n不大于38㎜的场合。

厚壁接管补强 即在开也处焊上一段厚壁接管。由于接管的加厚部分正处于最大应务区域内，故比补强圈更能有效地降低应力集中系数。接管补强结构简单，焊缝少，焊接质量容易检验，因此补强效果较好。高强度低合金钢压力容器由于材料缺口敏感性较高，一般都采用该结构，但必须保证焊缝全熔透。 整体锻件补强 该补强结构是将接管和部分壳体连同补强部分做成整体锻件，再与壳体和接管焊接。其优点是：补强金属集中于开孔应力最大部位，能最有效地降低应力集中系数；可采用对接焊缝，并使焊缝及其热影响区离开最大应力点，抗疲劳性能好，疲劳寿命只降低10%～15%。缺点是锻件供应困难，制造成本较高，所以只在重要压力容器中应用，如核容器，材料屈服点在500MPa以上的容器开孔及受低温、高温、疲劳载荷容器的大直径开孔等。

开孔补强设计准则

开孔补强设计就是指采取适当增加壳体或接管厚度的方法将应力集中系数减小到某一允许数值。目前通用、也是最早的开孔补强设计准则是基于弹性失效设计准则的等面积补强法。但随着各国对开孔补强研究的深入，出现了许多新的设计思想，形成了新的设计准则，如建立了以塑性失效准则为基础的极限分析方法。设计时，对于不同的使用场合和载荷性质可采用不同的设计方法。

等面积补强 认为壳体因开也被削弱的承载面积，须有补强材料在离孔边一定距离范围内给予等面积补偿。该方法是以双向受拉伸的无限大平板上开有小孔时孔边的应力集中作为理论基础的，即仅考虑壳体中存在的拉伸薄膜应力，且以补强壳体的一次应力强度作为设计准则，故对小直径的开孔安全可靠。由于补强法未计及开孔处的应力集中的影响，也没有计入容器直径变化的影响，补强后对不同接管会得到不同的应力集中系数，即安全裕量不同，因此有时显得富裕，有时显得不足。

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等面等补强准则是优点是有长期的实践经验，简单易行，当开孔较大时，只要对其开孔尺寸和形状等予以一定的配套限制，在一般压力容器使用条件下能够保证安全，因此不少国家的容器设计规范主要采用该方法，如ASMEVII－1和GB150等。

极限分析补强 该法要求带有某种补强结构的接管与壳体发生塑性失效时的极限压力和无接管时的壳体极限压力基本相同。

允许不另行补强的最大开孔直径

压力容器常常存在各种强度裕量，例如接管和壳体实际百度往往大于强度需要的厚度；接管根部有填角焊缝；焊接接头系数小于1但开孔位置不在焊缝。这些相当于对壳体进行了局部加强，降低了薄膜应力从而也降低了开孔处的最大应力。因此，对于满足一定条件了开孔接管，可以不予补强。

GB150规定，当在设计压力小于或等于2.5MPa的壳体上开孔，且相邻开孔中心的间距（对曲面间距以弧长计算）大于两孔直径之和的两倍，且接管公称外径小于或等于89㎜时，只要接管最小厚度满足下表要求，就可不另行补强。

不另行补强的接管最小厚度

表4.1.1

接管公称外径 最小厚度

3.5

4.0

5.0

6.0

25

32

38

45

48

57

65

76

89

等面积补强计算

等面积补强设计方法主要用于补强圈结构的补强计算。基本原则如前所述，就是使有效强的金属面积等于或大于开孔所削弱的金属面积。

允许开孔的范围 等面积补强法是以无限大平板上开小圆孔的孔边应力分析作为其理论依据。但实际的开孔接管是位于壳体而不是平板上，壳体总有一定的曲率，为减少实际应力集中系数与理论分析结果之间的差异，必须对开孔的尺寸和形状给予一定的限制。GB150对开孔最大直径作了如下限制。 圆筒上开孔的限制，当其内径Di1500mm时，开孔最大直径d1Di，且2第 38 页 共 62 页

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d520mm；当其内径Di1500mm时，开孔最大直径d1Di，且d1000mm。 31Di。 21 锥壳（或锥形封头）上开孔最大直径dDi，Di为开孔中心处的锥壳内径。

3 凸形封头或球壳上开孔最大直径d 在椭圆或碟形封头过渡部分开孔时，其孔的中心线宜垂直于封头表面。 所需最小补强面积A 对受内压的圆向或球壳，所需要的补强面积A为 A＝d+2et1fr

式中 A — 开孔削弱所的补强面积， mm2 ；

D — 开孔直径，圆形孔等于接管内直径加2倍厚度附加量，椭圆形或长圆形孔取所考虑平面上的尺寸（弦长，包括厚度附加量），㎜；  — 壳体开孔处的计算百度，㎜；

fr — 强度削弱系数，等于设计温度下接管材料与壳体材料许用应力之比，当该值大于1.0时，取fr＝1.0 。

有效补强范围 在壳体上开孔处的最大应力在孔边，并随离孔边距离的增加而减少。如果在离孔边一定距离的补强范围内，加上补强材料，可有效降低应力水平。壳体进行开孔补强时，其补强区的有效范围按WXYZ确定，超过此范围的补强是没有作用的。

有效宽度B按下式计算，取二者中的较大值

B2d {

Bd2n2nt 式中 B — 补强有效宽度，㎜；

n — 壳体开孔处有名义厚度，㎜； nt — 接管名义厚度，㎜；

内外径有效高度按下式计算，分别取式中较小值

h1dnt 外侧高度 {

h1接管实际外伸高度h2dnt内侧高度 {

h2接管实际内伸高度第 39 页 共 62 页

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补强范围内补强金属Ae 在有效补强区WXYZ内，可作为有效补强的金属面积有以下几部分。

A1 — 壳体有效厚度减去计算厚度之外的多余金属面积。 A1(Bd)(e)2et(e)(1fr)

A2 — 接管有效厚度减去计算百度之处的多余面积。 A22h1ettfr2h2etC2fr A3 — 有效补强区内焊缝金属的截面积。

A4 — 有效补强区内另处再增加的补强元件的金属截面积。 式中 e — 壳体开孔处有有效厚度，㎜； t — 接管计算厚度，㎜。 若 Ae=A1+ A2+A3A

式中Ae — 有效补强范围内另加的补强面积，mm2； 则开孔后不需要另行补强。 若Ae=A1+ A2+A3A

则开也需要另外补强，所增加的补强金属截面积A4应满足 A4A-Ae

补强材料一般需与壳体材料相同，若补强材料许用应力小于壳体材料许用应力，则补强面积按壳体材料与补强材料许用应力之比而增加。若补强材料许用应力大于壳体材料许用应力，则所需补强面积不午减少。

以上介绍的是壳体上单个开孔的等面积补强计算方法。当存在多个开孔，且各相邻孔之间的中心距小于两孔平均直径两倍时，则这些相邻孔就不能再以单孔计算，而应作为并联开孔来进行联合补强计算。

承受内压的壳体，有时不可避免地要出现大开孔。当开孔直径超过标准中允许的开孔范围时，孔周边会出现较大的局部应力，因而不能采用等面积补强法进行补强计算。目前，对大开孔的补强，常采用分析设计标准中规定的方法和压力

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面积法等方法进行分析计算。

4.2 开孔补强设计计算

由已经计算出的条件，内径Di＝1200㎜，采用标准椭圆封头，在封头中心位置设置35010的内平齐管，封头名义厚度n＝10㎜，设计压力p＝0.11MPa，设计温度t40C，接管外伸高度h1300mm，封头和补强圈材料为16MnR，其许用应力170MPa，接管材料为10号钢，其许用应力n＝

tt112MPa，封头和接管的厚度附加量C均取4㎜.焊接接头系数0.85。

4.2.1 封头开孔补强设计计算

补强及补强方法的判别，由上表知，允许不另行补强的最大接管外径为

89mm。本开孔外径等于355.6㎜，故需另行考虑其补强。 （1）补强计算方法判别

开孔直径d=di+2C=350+2×4=358㎜

本凹形封头开孔直径d=358㎜封头计算厚度 由于在椭圆形封头中心区域开孔，所以封头计算厚度 K1pcDi20.5pct＝

0.90.111200＝0.35㎜

217010.50.11式中K1＝0.9（K1查下表）

表4.2.1

D0/2h0 2.6 K1

2.4 2.2 2.0 1.8 1.6 1.4 1.2 1.0

1.18 1.08 0.99 0.90 0.81 0.73 0.65 0.57 0.50

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开孔所需补强面积 先计算强度削弱系数fr，fr接管有效厚度为etntC＝10-4＝6㎜. 开孔所需补强面积 A＝d2et1fr

=358×0.35+2×0.35×6×(1-0.659) =125.3+1.43=126.7 （3） 有效补强范围

有效宽度

tn112＝＝0.659 r170B2d2358716mm}取大值

Bd2n2nt358210210398 故B＝716㎜ 。 有效高度 外侧有效高度

h1dnt3581059.8mmh1300mm(外伸实际高度）} 取小值

故h1=59.8㎜。 内侧有效高度

h2dnt3581059.8mmh20(实际内伸高度）}取小值

h2＝0。 （4） 有效补强面积

a.封头多余金属面积

封头有效厚度enC1046mm 封头多余金属面积A1计算

A1Bde2ete1fr

＝（716-358）×（6-0.35）－2×6×（6-0.35）×（1-0.659） ＝2022.7-23.12＝1999.58㎜ b.接管多余金属面积

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接管计算厚度tpcdi2npct＝

0.113500.17mm

211210.11 接管多余金属面积A2的计算

A2＝2h1ettfr2h2etC2fr ＝2×59.8×（6-0.17 ）+0 ＝697.3mm2

c.接管区焊缝面积（焊脚取6.0㎜） A3＝2×

1×6.0×6.0＝36mm2 2 d.有效补强面积

AeA1A2A3＝1999.58+697.3+36＝2732.88mm2 AeA1A2A3A 故开孔后不需要另行补强。

4.2.2人孔开孔补强设计计算

人孔公称直径450㎜,dws＝4806 补强及补强方法判别

补强判别 允许不另行补强的最大接管外径为89mm。本开孔外径等于480㎜，故需另行考虑其补强。

补强计算方法判别

开孔直径 ddi2C＝450+2×4＝458㎜ 由于在筒体上开人孔，所计筒体计算厚度 pcDi2pct＝

0.111200＝0.39㎜

217010.11开孔所需补强面积 先计算强度削弱系数fr，fr接管有效厚度为etntC＝6-4＝2㎜.

tnt＝

112＝0.659，170第 43 页 共 62 页

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开孔所需补强面积计算

A＝d2et(1fr)＝458×0.39+2×0.39×2×（1-0.659） ＝178.6+0.5＝179.1mm2 有效补强范围 有效宽度

B2d2458916}取大值

Bd2n2nt45821026490故B＝916㎜.

有效高度 外侧有效高度h1

h1dnt458652.4mmh1300mm(外伸实际高度）}取小值

故h1＝52.4㎜. 内侧有效高度h2

h2dnt458652.4mmh20(实际内伸高度)}取小值

故h2=0. 有效补强面积 筒体多余金属面积

筒体有效厚度enC＝10-4＝6㎜ 筒体金属多余金属面积A1

A1Bde2ete1fr ＝（916-458）（6-0.39）－0 ＝2569 人孔多余金属面积 人孔计算厚度tpcdi2npct＝

0.11458＝0.14㎜

217010.11 人孔多余金属面积A2＝2h1ettfr2h2etC2fr

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= 2×52.4×（2-0.14）×1+0 =194.9mm2

接管区焊缝面积（焊脚取6.0㎜） A3＝2×

1×6.0×6.0＝36mm2 2 有效补强面积

AeA1A2A3＝2596+194.9+36=2526.9mm2>A 故开人孔后不需另行补强

第五章 主要制造工艺

5.1 椭圆封头部件的制造

椭圆封头是由半个椭球面和短圆筒组成。其中椭圆封头材料为

Q345R，最小厚度为10mm，考虑制造减薄量及加工余量，毛坯选用厚度为12mm厚的耐蚀层，带极堆焊过渡层及耐蚀层堆焊材料为25.2LMN焊带，手工堆焊过渡层堆焊材料为E309M0焊条。手工堆焊耐蚀层堆焊材料为BM310M0焊条，耐蚀层的堆焊应该在整体组装前完成。人孔凸缘为整体20MnMoIV级锻件；人孔凸缘衬里与人孔凸缘之间为松衬结构，间隙小于0.5mm。

5.2筒节的主要制造工艺

a. 钢板检验。主要检验以下几个方面：钢号、化学成分、力学性能、表面及内部缺陷等。

b. 矫正：为保证加工质量，凡是变形超过技术要求的钢材，在划线、号料前必须进行矫正

c. 喷砂：清理钢板内外表面。

d.下料：下料、切割后要进行边缘加工，消除加工硬化层及热影响区

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e.卷制:滚圆并用内外圆弧样板检查，间隙不得大于0.5mm。

e. 校圆：筒节纵焊缝焊接后发生变形，必须进行校圆，棱角度E≤3mm，最大与最小内径差e≤5mm 。

5.3总装

a. 筒节和下封头组对，因通体较长，组对时应注意严格控制每一道环缝

的错边量及间隙的均匀性，并采用逐段卧装的装配方法，以保证塔体直线公差为千分之一塔高，且不大于15mm。塔体安装垂直公差为千分之一塔高，且不大于15mm。且必须使用环缝组装卡环控制筒体椭圆度。 b. 探伤；焊缝分三次进行。焊至40mm，48mm焊满后分别进行100％RT，符合4730-1994中的III级要求，合格后进行100％UT复检。符合4730-1994中的I级要求。焊缝外表面做100％MT，内表面做100％PT。符合JB4730-1994中的I级要求。 c. 铆工；针对内部附件和外部附件。

d. 探伤；尾部附件焊缝100％MT；内部附件焊缝100％PT，并需作铁素

体检查，铁素体含量＜0.6％。 e. 上封头与筒体组对电焊。

f. 探伤；焊缝分三次进行，焊缝分三次进行。焊至40mm，48mm焊满后分别进行100％RT，符合4730-1994中的III级要求，合格后进行100％UT复检。符合4730-1994中的I级要求。焊缝外表面做100％MT，内表面做100％PT。符合JB4730-1994中的I级要求。

g. 水压试验；水试压力PT=0.12MPa，水质氯离子含量小于25PPM（有水质合格证），水温不低于15摄氏度，且不低于大气露点温度。

h. 衬里，衬环氨渗透试验；用100％氯气进行渗透试验，试验压力0.02～003MPa，保压时间不少于12小时。

i. 所有焊缝外表面及设备主螺栓做100％MT，符合JB4730-1994中的I级要求。

j. 外部清理，刷油漆。

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5.4 主要件的热处理

a. 筒体内筒纵焊缝焊接后，按620℃+_14℃消除应力热处理。 b. 椭圆头为整体热冲压成型，成型前的加热温度为960℃+_14℃成型后

的正火热处理温度为930℃+_20℃。堆焊过渡层按560℃+_10℃消除应力热处理。

5.5主要检验要求

a. 对主要受压件及耐腐蚀包括板材，管材，圆钢，锻件，焊材进行复查。 b. 焊缝错边量；衬里纵焊缝小于1mm，内筒总焊缝小于1.5mm c. 对筒体与封头的深环焊缝，返修焊缝，均应100％RT检验，100％UT

复检，100％MT检验。

d. 封头热成型和正火热处理后，应进行100％UT，MT检验。

e. 堆焊过渡层后进行UT，PT检验，堆焊面层后进行UT，PT，FT检验。 f. 设备在水压试验后，对有关焊缝进行MT，PT检验。 g. 设备主要螺栓MT检验。

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参考文献：

[1] 路秀林 王者相《化工设备设计全书·塔设备》,化学工业出版社 .1999，10 [2] 曲文海《压力容器与化工设备实用手册》上、下册，化学工业出版社，2000.3 [3] 刘道德 《化工设备的选择与设计》，第三版 中南大学出版社，2002.6 [4] 祁存谦 丁楠 吕树申 主编 《化工原理》，化学工业出版社，2005.12 [5] 陈敏恒 丛德滋 方图南 齐鸣斋 《化工原理》，化学工业出版社，2005.6 [6] 郑津洋 董其伍 桑芝富 主编 《过程设备设计》 第二版，化学工业出版社 2005.7 [7] 刘湘秋 编著 《常用压力容器手册》机械工业出版社2004.6 [8] 寇尊权 王多 主编 《机械设计课程设计》 机械工业出版社 2006.10 [9] GB 150-2010 钢制压力容器 [10] JBT 4710-2005钢制塔式容器

[11] 匡国柱 史启才主编.化工单元过程及设备课程设计.化学工业出版社,2002 [12] 刘福顺、汤明.《无损检测基础》[M]. 北京航空航天大学出版社，2005 [13] 王宽福、冯丽云.《焊接与化机焊接结构》[M]. 浙江大学出版社，2003 [14] 贺匡国.《化工容器及设备简明设计手册》[M]. 北京：化学工业出版社2002 [15]罗森诺 W M等.传热学基础手册（上下册）.齐欣译.北京：科学出版社，1992

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附录一 外文原稿：

Anhydrous Ammonia Pressure Vessels In The Pulp And

Paper Industry

The purpose of this article is to ensure that pulp and paper operating companies, their engineering consultants, and inspection contractors are informed about stress corrosion cracking in anhydrous ammonia service. The information was written by a task group of the TAPPI Engineering Division Nondestructive Testing and Quality Control Subcommittee. Bacteria in some activated sludge effluent treatment systems require supplementary food. In some cases, this food is provided by ammonia and phosphoric acid which are stored on the mill site. Ammonia is commonly stored as anhydrous liquid ammonia in carbon steel vessels at ambient temperature and 16 bar (250 psig) pressure.

These vessels can be subject to stress corrosion cracking (SCC).SCC could cause release of ammonia, which is a hazardous chemical. SCC of carbon steel vessels in anhydrous ammonia service is somewhat analogous to that experienced in continuous digesters. For example, the importances of stress relief during fabrication and of in-service inspection are common to both. This article concerns storage in horizontal pressure vessels at ambient temperature, as this type of vessel is used in pulp and paper applications. Large refrigerated storage tanks are used for atmospheric pressure storage in the chemical industry. History of Scc In Ammonia Storage Vessels

The history of SCC in carbon steel ammonia storage vessels was reviewed by Loginow (1) and is also briefly summarized in a NACE Technical Committee Report entitled “Integrity of Equipment in Anhydrous Ammonia Storage and Handling” (2). In the 1950s, liquefied ammonia began to be injected directly into soil for fertilization. Failure of carbon steel storage vessels by SCC began to occur. These failures were unexpected since liquefied ammonia had been used for many years in the refrigeration, chemical, and metal heat treating industries without reported problems.

Investigation confirmed SCC to be the cause of cracking. Three recommendations were

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made in 1962 that still form the basis of modern codes:

• Pressure vessels should be fully stress relieved.

• Extreme care should be used to eliminate oxygen from ammonia systems. • Ammonia should contain at least 0.2% water to inhibit SCC.

Loginow reported that adoption of these recommendations practically eliminated SCC in carbon steel vessels in the agriculture industry. However, in a recent Western Canadian survey SCC was found in 100 of 117 field storage vessels inspected by wet fluorescent magnetic particle testing (WFMT) (3).

Despite the above measures SCC continued to occur in road transport tanks constructed from high strength steels, in refrigerated storage vessels and in vessels which had been weld repaired but not subsequently stress relieved. An additional recommendation to limit steel tensile or yield strength was embodied in the U.S. and British ammonia storage codes, respectively (4, 5).

• ANSI K61.1—Nominal tensile no greater than 70,000 psi (580 MPa)

• U.K. Code—Minimum specified yield strength shall not exceed 350 MPa (51,000 psi).

PRACTICAL CONSIDERATIONS

This article is concerned mainly with practical considerations important to pulp and paper mills already possessing anhydrous ammonia storage vessels or planning to fabricate such vessels. In view of the industry’s experience with SCC in continuous digesters the governing objectives should be to control fabrication and inspection to prevent, or at least minimize, in-service problems including over-reaction to relatively minor crack indications. Guidance is available in the published codes and detailed information is available from some ammonia suppliers. Fabrication

The two main objectives in fabrication should be to provide the most crack resistant vessel possible at reasonable cost and to ensure that an adequate inspection baseline is available for interpretation of subsequent in-service inspections.

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ASME Section VIII Division 1 does not require stress relief for anhydrous ammonia storage pressure vessels unless the owner specifies a lethal service designation.

The lethal service designation requires radiographic testing (RT) of all butt welded joints plus post weld heat treatment.

ANSI K-61.1-1989, “American National Standard Safety Requirements for the Storage and Handling of Anhydrous Ammonia,” adds several requirements:

• Fabrication to ASME Section VIII Division 1 Table UW 12 at a joint efficiency less than 80% is not allowed.

• Inspection and testing under UG-90(c) (2) (multiple, duplicate pressure vessel fabrication) is not allowed.

• Steel used for pressure containing parts shall have a nominal tensile strength no greater than 580MPa (70,000 psi).

• The minimum design pressure for ambient temperature storage shall be 16 bar (250 psig).

• Post weld heat treatment is mandatory and a furnace of sufficient size to accommodate the entire vessel is recommended. Welded attachments may be made to pads after post weld heat treatment.

• Horizontal vessels shall be mounted on saddles which extend over at least one third of the shell’s circumference. Thermal expansion and contraction shall be allowed for and means provided to prevent corrosion between the shell and the saddles.

The 1986 British Code “Storage of Anhydrous Ammonia under Pressure in the United Kingdom” requires:

• Steel must have specified minimum yield strength less than 350 MPa (51,000 psi). • Weld filler must have minimal strength overmatch compared with the base plate. • 100% magnetic particle inspection of all internal welds in order to provide a record against which all future inspections of the vessel can be assessed.

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• No welding is permitted after stress relief without subsequent local stress relief. • Concrete saddles are prohibited.

• Support must be on continuously welded steel saddles attached before stress relief. Although the British Code does not state that magneti particle inspection should be by WFMT it is generally agreed that WFMT is the most sensitive technique and should be used for inspection of ammonia storage vessels. All inspection should be performed by qualified technicians. SNT-TC-1A Level II is a recommended minimum.

One pulp and paper company has added the following requirements for fabrication of such vessels:

• Incorporation of a “corrosion allowance” of at least 1.6 mm (1/16 in.) to permit minor defect chasing during in-service inspections and to provide a margin against pitting which may occur if water is allowed to enter an out of service vessel.

• All weld toes profiled by grinding prior to wet fluorescent magnetic particle testing (WFMT). All WFMT indications greater than 1.6 mm (1/16 in.) to be removed by grinding before post weld heat treatment.

• Shear wave ultrasonic testing (UT) of nozzle-to-shell welds permitted if RT is judged impractical.

• WFMT to be repeated after final hydrotest test of the vessel and the report retained by the owner.

• Vessel to be dried completely after hydrotest test and nitrogen padded until filled with ammonia.

Valves, piping, and fittings

Both the ANSI and U.K. codes address piping, valves, and fittings. A detailed summary is beyond the scope of this article, but some points are worth noting.

• ANSI K61.1 requires all nonrefrigerated ammonia piping to meet the requirements of ANSI/ASME B31.3 “Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping.”

• The U.K. Code states copper and copper bearing alloys shall not be used.

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ANSI/ASME B31.3 requires a minimum of 5% of piping welds be radiographically tested. Valves and other apparatus should be rated for ammonia service and should not contain copper or copper alloy components.

In one case, a nickel rupture disc corroded to failure at its periphery due to formation of an ammonia solution at a gasketed joint exposed to the weather. In-service inspection

Vessel entry Liquid or gaseous ammonia is hazardous and in some jurisdictions release of ammonia vapor to the atmosphere is prohibited by law. Vessels must be properly purged by water and/or steam. Detailed procedures for vessel purging and entry are available from ammonia suppliers (6).

Inspection procedures The ANSI standard does not address in-service inspection but does state weld repair or alteration must conform to the current edition of the National Board Inspection Code (NBIC).

The 1992 edition of the NBIC includes nonmandatory guidelines for inspection of liquid ammonia vessels (7). These guidelines recommend:

• Power buffing or light sandblasting as surface preparation for inspection • All interior welds be examined by WFMT.

• Cracks should be removed by grinding without encroaching on the minimum thickness required by ASME Section VIII and the original design.

• Weld repairs, regardless of size, should be post weld heat treated wherever possible. Light grinding does increase the sensitivity of WFMT compared to sandblasting or power buffing (8). For example the NBIC mandates grinding as surface preparation for deaerator inspection. The omission of grinding in the guidelines for ammonia vessel in-service inspection may be due to concern that rough grinding may produce residual stress sufficient to initiate SCC in anhydrous ammonia service. If welds have been properly profiled for WFMT on initial fabrication, then grinding for in-service inspection should not be needed.

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The NBIC guidelines also state that other inspection methods such as acoustic emission or ultrasonics may be used and that fracture mechanics may be used to assess the integrity of vessels where complete removal of cracks is not practical.

Normally the only corrosion that occurs in anhydrous ammonia vessels is due to water ingress during out of service periods. Shallow pitting, however, has been found in the bottom of some vessels beneath oily deposits. The source of oil is presumed to be from compressors used to handle the ammonia.

In view of concerns over air contamination due to vessel entry and residual stress imparted by grinding nonintrusive inspection, techniques like acoustic emission and UT could be considered by vessel owners. The British Code does not mention nonintrusive inspection of ambient temperature pressure vessels but does state that, if acoustic emission is to be used for spherical storage vessels, a reference base should be taken during initial hydrotesting. Nonintrusive inspection is being used in other industries (9).

Vessel refilling Safety procedures should be established for refilling a vessel that has been emptied for inspection. It is also very important to purge the vessel of air to prevent the occurrence of SCC. Detailed instructions are available from ammonia suppliers (10). If a vessel is not to be returned to service immediately after inspection, then care should be taken to dry it and possibly nitrogen-pad it depending on the time it will remain out of service. Inspection frequency Neither the ANSI document nor the NBIC deals with inspection frequency. The British Code recommends the following:

• WFMT inspection of 100% of all internal butt welds within the first three years of service

• WFMT re-inspection within 2 years if significant defects are found

• Subsequent to no significant defects being found, any subsequent inspection should include WFMT of all Tee junctions and 10% of the total length of butt welds

• In no case should the subsequent examination interval exceed 6 years.

It is apparent from the above that latitude can exist for in-service inspection techniques and

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frequencies. Each owner should determine inspection frequency in conjunction with the appropriate authority. Some jurisdictions require a 3-year inspection frequency. SUMMARY

The use of carbon steel pressure vessels for storage of anhydrous ammonia in the pulp and paper industry could be a non-event or deteriorate into a cycle of inspection and repair. This article has highlighted major concerns related to SCC. There is a wealth of additional information available on all considerations related to these vessels from the ANSI and British Codes, the NACE document, ammonia suppliers, and the current technical literature. The American Institute of Chemical Engineers (AIChE) holds the annual AIChE Ammonia Safety Symposium aimed at finding ways to safely manufacture, transport, and store ammonia and related chemicals. The proceedings of these symposia are published by AIChE. It is recommended that any owner of such vessels keep aware of current expertise.

Reid is materials and corrosion section head with MacMillan Bloedel Research, 4225 Kincaid St., Burnaby, BC, Canada V5G 4P5.

Task group members: Craig Reid; R.S. Charlton, Levelton Associates Consulting Engrs.; R.C. Faloon, MQSInspections Inc.; and W. E. Boudreau, Belle Testing Inc.

Literature cited

1. Loginow,A.W. , Materials Performance 25 (12): 18(1986).

2. NACE Technical Committee report 5A192, Integrity of Equipment in Anhydrous Ammonia Storage and Handling, Houston, NACE Storage Tank, Spokane, 1992.

3. Stephens, J. D. and Vidalin, F., 1994 AIChE Ammonia Symposium Notes, American Institute of Chemical Engineers, New York, p. 9.

4. Compressed Gas Association Inc., American National Standard Safety Requirements for the Storage and Handling of Anhydrous Ammonia ANSI K61.1-1989, Arlington, VA, 1989 (CGA Pamphlet G-2.1-1989).

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5. Storage of Anhydrous Ammonia Under Pressure in the United Kingdom, London, Her Majesty’s Stationery Office, 1986. (Health and Safety Booklet HS/G 30) 6. Cominco Fertilizers (U.S.) Inc., Decommissioning an Ammonia Storage Tank, Spokane, 1992.

7. The National Board of Boiler and Pressure Vessel Inspectors, National Board Inspection Code: A Manual for Boiler and Pressure Vessel Inspectors, Columbus, OH, 1992, p.197. 8. Reid, J. C. and Reid, C., TAPPI 1992 Engineering Conference Proceedings, TAPPI PRESS, Atlanta, Book I, p.163.

9. Conley, M. J., Sture, A., and Williams, D., “Ammonia Vessel Integrity Program: A Modern Approach, 1990 AIChE Ammonia Symposium Notes, New York, AIChE, 1990.

10. Cominco Fertilizers (U.S.) Inc., “Commissioning an Ammonia Storage Tank”, Spokane, 1992.

附录二 外文翻译：

纸浆和造纸行业中的无水氨压力容器

本文的目的是为了确保纸浆和纸张经营公司，他们的工程顾问，承建商了解在脱水氨设备中的应力腐蚀开裂现象。这篇资料是由美国纸浆与造纸工业技术协会无损检测工程部和质量控制小组委员会共同编写。

细菌生存在一些活性污泥污水处理系统中需要充足的食物。在某些情况下，这种食品是氨和磷酸的储存现场。氨通常以无水液氨的形式贮存在室温和1.6MPa（250 磅）的压力的碳钢容器中。

这些容器可能会受到应力腐蚀开裂（SCC）。应力腐蚀开裂可能导致氨泄露，这是一种危险化学品。用于无水氨设备的碳钢容器中的SCC是有点类似于连续蒸煮罐的经验。例如，减少压力的引入在生产和在役检查过程都是很常见的。本文关注在常温下的卧式压力容器，像这类型容器通常用于纸浆和造纸的应用。大型冷藏储罐在化工行业一般是常压储存。

SCC在氨储罐的历史

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SCC在碳钢氨储存容器的历史是由Loginow（1）审查通过,也是在简要回顾了NACE技术委员会报告题为“完整的设备在无水氨的储存和处理”(2)。在20世纪50年代，液氨作为肥料直接注入土壤。碳钢贮存容器由于应力腐蚀开裂而导致的故障开始出现。这些故障是意外，因为液氨已用于在制冷，化工多年，金属热处理行业没有报告的问题。

调查结果证应力腐蚀是开裂的原因。1962年提出了三条建议构成了现代条例的基础：

•压力容器应充分消除应力。 •要特别小心是消除氨系统中的氧气。

•氨应该包含至少0.2％的水，以抑制应力腐蚀开裂。

Loginow报告说，采用这些建议能有效避免应力腐蚀发生在农业用碳钢容器中。然而，最近的加拿大西部的调查显示通过湿荧光磁粉探伤检查（WFMT）（3）发现117处农场的储罐中有100处发生了应力腐蚀开裂。

尽管采用了上述措施，SCC仍然发生在由高强度钢建造的公路运输油罐、冷藏储存容器以及作了焊接修复却没后续的应力消除的容器。另外一条建议被纳入美国和英国的氨储存条例，以限制钢材的拉伸或屈服强度。 •ANSI K61.1 -名义抗拉强度不超过70,000磅（580兆帕） •英国条例指定的最低屈服强度不超过350兆帕（51,000磅）。 实用的考虑

本文主要关注是实际问题对于已拥有无水氨贮存容器的纸浆和造纸厂或计划制作这类容器的重要性。以连续蒸发罐中SCC的经验来看，执行目标应该是控制制造和检验，以避免或至少减少在运行中的问题，包括过度反应相对轻微裂缝的迹象。从一些氨的供应商提供公开条例和规范资料可以得到相关的指导。 制造

制作中的两个主要目标应是提为抗裂容器供合理的成本，并确保为后续在役检验的解释有适当的检验基线可用。

ASME第1部第VIII节没有要求无水氨存储压力容器要应力消除，除非拥有者指定了一个致命的部件名称。

指定的致命部件需要焊接接头的焊后热处理加所有对接射线检测（RT）。

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美国国家标准化组织（ANSI）K – 61.1 - 1989，“美国国家标准无水氨的存储和处理安全要求”增加了几个要求：

•制造符合ASME第一部第VIII节UW12表的效率不能低于80％。 •基于UG-90(c)检查和测试是不允许的。

•用于压力容器部件的钢材的标称抗拉强度应当不低于580MPa（70,000 psi）。

•室温储罐的最低设计压力应当为16bar（250 psig）的。

•必须进行焊后热处理，要求足够大的熔炉来适应整个容器。附件的焊接点可能要进行热处理

•卧式压力容器应当安装在鞍座超过至少有一个壳体的周长三分之一。应允许热膨胀和收缩和给出以防止壳体和鞍座之间腐蚀的方法。 1986年英国章程“英国常压无水氨储存”要求：

•钢材的指定最低屈服强度必须小于350兆帕（51,000磅）。 •焊接填充物的最小强度必须高于于比母材强度。

•100％的内部焊缝磁粉探伤，对未来所有的容器检查提供可以评估的纪录。 •没有后续局部应力消除的应力消除后允许无焊接 •混凝土鞍座是禁止的。

•钢制鞍座连续焊接必须在应力释放之前。

虽然英国规范并没有规定磁化粒子检查应当进行湿荧光磁粉实验，人们普遍认为，WFMT是最灵敏的技术，应该用于检验氨贮存容器。所有的检查应该由合格的技术人员来完成。SNT-TC-1A II级是建议的最低水平。 其中纸浆和造纸公司已对这些容器的制造增加了下列要求：

•设立“腐蚀裕量”至少1.6毫米(1 / 16英寸)，允许在役检验中出现的微小缺陷，并在容器停止服役期间浸水，对可能出现的腐蚀保持一定的裕度，。 •湿荧光磁粉探伤（WFMT）检验所有焊接接头前要进行磨削。在焊后热处理前，大于1.6毫米（1 / 16英寸）所有WFMT迹象要被磨削。 •如果射线探伤不符合实际，可以使用横波超声波检测（UT）。 •容器水压试验后重复进行WFMT，由业主保留的测试报告。 •容器水压试验后要完全干燥，并且进行充氮保护直至填充氨。

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阀门，管道及配件

ANSI和英国压力容器规范都对管道，阀门和配件进行了论述。详细摘要已经超出了本文的范围，但有些要点是值得注意的。

•ANSI K61.1要求所有的非冷却氨管道要满足符合ANSI / ASME B31.3的规定“化工厂和石油精炼厂管道。”

•英国压力容器规范规定铜及铜合金轴承不得使用。

ANSI / ASME B31.3要求5％以上管道焊缝需要X线测试。阀门和其他设备应使用标准的的氨部件，并且不能含有铜或铜合金成分。

在一个案例中，一个镀镍爆破片腐蚀失效原因在于衬垫上的氨溶液的形成 在役检查

容器引进。液态或气态氨是危险化学品的，而且某些司法管辖区的法律禁止氨蒸气释放到大气中。容器必须用水或蒸汽妥善清除。从氨供应商获取详细的清洗和引进说明（6）。

检查程序。 ANSI标准不涉及在役检查，但要求焊接修复或改装，必须符合现行版国家检测局规范（NBIC）。

该NBIC 1992年版包括液氨储罐非强制性的检查指导。 这些指导原则建议：

•抛光或喷砂表面处理为检查做准备 •所有的内部焊缝进行WFMT检测。

•裂缝应磨削处理以符合ASME第八节规定的最小设计厚度。 •焊缝，不论尺寸，都应进行焊后热处理。

轻微磨削相对喷砂处理和电学抛光可以增加WFMT灵敏性相（8）。例如，NBIC要求磨削作为除氧检测的表面处理的准备。在氨储罐的在役检查指导中磨削的遗漏可能是由于担心粗磨可能产生的残余应力以致产生应力腐蚀开裂。如果在初始制造过程中焊缝因WFMT产生了合适的变形，那么在在役检查中磨削就没有必要了。

该NBIC准则还规定，如可能使用声发射或超声波等检查方法，断裂力学可用于评估那里的容器完整性裂缝彻底清除是不实际的。

通常，腐蚀只发生在无水氨储罐，是因为在停止运行期间渗入水。浅点蚀已发现

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在有些容器底部的油性沉淀物。油源被假定为从用来处理氨的压缩机。 针对由于容器引进而产生的空气污染问题和磨削无损检测产生残余应力的问题，采用如声发射技术和UT的技术可以由使用者考虑。英国规范并没有提及常温常压容器的无损检测，但指出了，如果声发射检测要用于球形储存容器，应当在初始水压试验采取相应的参考。无损检测应用于其他行业。

储罐填充。应该为因检查而清空的容器填充建立一个安全规程。这对于净化容器空气防止发生应力腐蚀开裂是非常重要的。从氨供应商获取详细说明（10）。如果容器在检查后没有被立刻送回返修，然后应注意干燥，并有可能氮封它取决于停止服役的时间。

检查频率。无论是ANSI文件或NBIC没有处理检验频率。英国规范建议如下： •在首三年服役期WFMT100％检查所有内部的对接焊缝 •如果在两年内发现重大缺陷进行重新检查，

•继无发现明显缺陷后，后续的任何检查应对所有T型接头和的对接焊缝总长度的10％进行WFMT检测

•在任何情况下后续检查的时间间隔超过6年。

从上述可以很明显看出在役检查技术和频率存在一定范围。每个使用者应与结合相关部门确定检查频率。有些管辖区需要3年的检查频率。 总结

对纸浆和造纸工业的碳钢无水氨储存压力容器的使用可能是一个非活动或进入检查和维修的恶性循环。本文重点关注的是应力腐蚀开裂。从ANSI和英国规范，NACE文件，氨储罐供应商和现行的技术文献可以获取的大量有关注意事项的信息。在美国化学工程师学会（AIChE）举行的年度合成氨安全研讨会旨在发现在安全生产，运输和储存氨及相关化学品的方法。这些专题讨论的会议记录AIChE公开发表。它建议任何此类容器的所有人应及时了解当前的专业知识。

里德材料和麦克米兰布勒德尔研究，4225金凯德街，本拿比，BC，加拿大V5G 4P5腐蚀科科长。

工作组成员：克雷格里德; R.S.查尔顿Levelton协会咨询工程部。R.C. Faloon钢筋混凝土s公司和W. E. Boudreau检测公司

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参考文献：

[1] Loginow，A.W. ，材料性能25（12）：18（1986）。

[2] NACE的技术委员会的报告5A192，无水氨储存和处理设备的完整性，休斯敦，NACE的储罐，斯波坎，1992年。

[3] 斯蒂芬斯，JD和Vidalin，F，1994年AIChE氨研讨会报告，美国化学工程师协会，纽约，P，9。

[4] 压缩气体协会公司，贮存及无水氨的ANSI K61.1 - 1989，阿灵顿，弗吉尼亚州，1989年处理的美国国家标准的安全要求（CGA手册的G - 2.1 - 1989）。 [5] 无水氨在英国伦敦常压下的储存，英国政府文书局，1986。 （健康及安全手册协/克30）

[6] Cominco的肥料（美国）公司，退役氨储罐，斯波坎，1992年。 [7] 全国锅炉压力容器督察局和国家局检查规范：锅炉压力容器检验手册，哥伦布，俄亥俄州，1992，p.197。

[8] 里德，JC与里德，三，1992年TAPPI工程会议论文集，TAPP出版社，亚特兰大，第一册，临163。

[9] 康利，麻将，Sture，A.和威廉姆斯，博士，“氨压力容器完整性方案：一种现代方法，1990年AIChE氨研讨会报告，纽约，AIChE，1990年。 [10] Cominco的肥料（美国）公司，“调试氨储罐”，斯波坎，1992年。

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谢 辞

毕业设计可以培养学生科学的思维方式和正确的设计思想，综合运用和深化所学的理论知识和技能，增强分析和解决工程实际问题的能力，全面完成工程师的基本训练或者从事科研工作的初步训练，是学生毕业前全面素质教育的重要实践训练。

此次设计的主题和现实生活密切联系有利于感性认识的培养，在设计过程中，和实践相联系，恰当合理地运用所学的知识，较为合理地进行分析和设计.

此次设计为氨吸收塔，主要是物料衡算，塔结构的确定。通过分析方案的具体参数，设计选择最优的系统方案，然后进行各部件的结构设计，设计过程中参考了大量的资料，翻阅了大量的国标和其他行业标准，这是一个不断学习的过程，让我收获颇丰。所以我们要在考虑安全的前提下，把自己设计产品做的更经济。我们加深了对压力容器设计知识的掌握，加深了对行业标准的理解，以及在设计的过程中加强我们对法兰选择、各种配合，等方面的能力的提高。在设计的过程中，本人参阅了多种类型压力容器方面的书籍，集合多种因素完成了设计。

通过毕业设计，不仅让我们加深了对书本知识的掌握，培养了我科学的思维方式和正确的设计思想，提高了综合运用和深化所学的理论知识和技能，增强分析和解决工程实际问题的能力。提高了找资料的能力，加深了对实际工程的理解，这对于我以后的工作与学习都将产生非常深远的意义。

在本次设计中，本人得到了多位老师、同学的帮助，特别是指导老师陈水先教授的精心指导，使我顺利完成本设计。在此本人瑾表深深地感谢！

在此我要感谢南华大学给我提供了优良的学习环境，特别是我们过控教研室的段小林老师、卿德藩教授、冯小康教授、李启成教授、黄坤荣教授，他们从设计方案到图纸都提供了很多帮助，每当我有困惑来到办公室时他们总是耐心地细心地指导我，多次帮我指出设计中和图中的错误与不足，使我在设计中少走了不少弯路。在此本人向瑾表深深地感谢!

致谢人：

2011-05-28于南华大学

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