釜式再沸器设计

釜式再沸器设计 摘要 文章主要介绍了再沸器的工艺设计和机械设计计算。其中工艺设计计算包括获取进料与加热介质的操作条件及有关基础数据,确定再沸器的传热温差,算出热负荷,计算总传热系数,并对初估传热系数进行校核以及再沸器各部分的压力降的计算;机械设计部分包括确定再沸器的换热管、壳体、封头、管箱、法兰、接管、管板、支持板以及其他所有零部件的结构尺寸和材料,并对换热器所有受压元件进行强度计算。最后,简单介绍了再沸器的制造、检验、安装、试车、维护与维修。 关键词:换热管;再沸器;法兰;机械设计AbstractIntroduces a reboiler process design and mechanical design calculations. Process design, including access to feed and heating medium, operating conditions and the underlying data to determine the reboiler heat transfer temperature difference to calculate the heat load calculate the overall heat transfer coefficient, and preliminary estimates suggest that the heat transfer coefficient check, and then reboiler pressure drop calculation; mechanical design section to determine the reboiler heat exchange tubes, shell, head tube box, flange, receivership, tube plate, support plate, and all other parts of the structure size and materials, and heat exchanger pressure parts for the strength calculation. Finally, a simple the reboiler manufacturing, testing, installation, commissioning, maintenance and repair. Key words:heat transfer tube;reboiler;flanges;design of mechanical 目 录摘要IAbstractII第1章 绪论11.1换热器及传热研究的现状11.2换热器的发展趋势2第2章 再沸器的选型42.1 概述42.2 釜式再沸器42.3 塔内置式再沸器52.4 水平热虹吸再沸器52.5 立式管侧热虹吸再沸器62.6 立式壳侧热虹吸再沸器72.7 强制流动再沸器8第3章 再沸器的工艺设计计算103.1 设计任务与设计条件103.2 估算设备尺寸103.3 传热系数的校核123.4 阻力校核15第4章 再沸器结构与强度设计194.1 筒体194.1.1 大端壁厚194.1.2 锥壳壁厚194.1.3 封头204.2 管箱204.2.1 短节204.2.2 封头214.2.3 法兰224.3 补强234.3.1 管箱接管234.3.2 壳体进料接管234.3.3 壳体气相出口接管244.3.4 壳体液相出口接管254.4 固定管板254.4.2 确定管板设计压力264.4.3 计算无量纲数264.4.4 计算管板厚度274.4.5 校核轴向应力274.4.6 校核拉脱力284.5 浮头284.5.1 浮动管板计算294.5.2 浮头盖计算304.5.3 浮头计算结果334.6 拉杆,滑道344.7 振动354.8 支座364.9 强度设计结果38第5章 制造、检验、安装、试车、维护和检修395.1制造和检验要求395.1.1壳体395.1.2换热管395.1.3管板405.1.4换热管与管板的连接405.1.5支持板405.1.6管束405.1.7其它构件的制造和检验要求415.1.8压力试验415.2安装、试车、维护和维修415.2.1安装415.2.2试车425.2.3维护和检修42参考文献43致谢44附录45第1章 绪论1.1换热器及传热研究的现状 换热器是一种广泛使用的工艺设备,在炼油、化工行业中是主要的工艺设备之一。因此,换热器的研究倍受重视。从换热器的设计、制造、结构改进到传热机理的试验研究一直都在进行。特别是七十年代初发生能源危机以来,各国都在纷纷寻找新的能源及节约能源的途径,而换热器是节约能源的有效设备。在余热回收、利用地热、太阳能等方面都离不开换热器。因而各国都在致力于研究各种高性能换热器及换热元件,其中不少是国家直接下达的重点课题。近几年来换热器及传热技术的发展主要表现在下列几个方面。 1.研究工作的动向 目前世界上每年发表有关传热及换热设备方面的文献约在六千篇以上。有关新能源开发的文章日趋增多,研究的重点是传热机理、传热强化、两相流、模拟及测试技术、计算机应用、振动、污垢以及与能源利用和环境保护有关的新型高效换热器。对传热基础理论的研究探讨十分重视,一种新的动向是:从数学模型和物理模型出发,用数学方法推导出精确的计算公式。 2.计算机的使用 应用计算机不仅节省了人力、提高了效率,而且可以进行最优化设计与控制,使其达到最大技术经济性能。例如美国帕斯卡古拉炼油厂常减压装置的原油换热系统,由于采用了换热系统的最佳化设计及其他改进措施,平均传热系数有了很大的提高。传热分析、应力分析、信息储存与检索以及模拟和控制均编有程序。有些程序从工艺设计开始,直到绘出图纸。计算机自动绘图机只需十几分钟即可绘出一张标准换热器图纸。目前,美国HTRI换热器设计程序在国外无疑是具有代表性的,已被许多国家所引进。此外,其他国家也开发了一些自动设计系统和程序。如英国HTFS开发的TASC等程序;1975年英国国家工程实验室和剑桥计算机辅机设备重心合作,按美国管壳式换热器制造商协会标准,编制管壳式换热器机械设计程序STEM。这一程序不但可对TEMA标准中的所有“R”、“C” 、“B”三类换热器进行各种设计计算,列出一系列不同参数以供选择,而且能自动绘出换热器的平面布置图,到1978年底已能提供全部TEMA标准换热器的制造施工图。以后又结合英国标准协会1976年底公布的压力容器规范BS?5500编制了换热器的机械设计程序;苏联也有CATA自动设计系统;日本HEADS自动设计系统是由三菱工程及造船有限公司研制的,使用该系统,仅仅输入最少的数据,就能迅速地得到机械的设计图表及图纸。 3.高温高压换热器的进展 随着工艺的进展和大型高温高压换热器的使用越来越多。炼油厂加氢换热器就是一个例子。近年来,高温高压换热器在结构、材料和制造方面都有一些进展,管箱和密封结构均有一些改进,管子进口区的热防护获得一些改善。另外还采用了薄管板或挠性管板结构以减小热应力;使用小管子密排列,改善了管子与管板的连接。 4.采用新材料 由于工艺条件日趋苛刻,迫切需要一些新的材料。在换热器制造中,由于钛具有很高的抗腐蚀性能、高的强度限和屈服限,且比重小、重量轻,又有一定的抗污塞性,因此西德在含氯溶液中采用了钛制换热器,在炼油厂中使用钛制冷却器和冷凝器。现在钛制换热器的应用有了迅速的增加。渗铝管换热器及镀锌钢管换热器的使用也日益增多。非金属材料方面最具有代表性的是聚四氟乙烯塑料,自美国杜邦公司于六十年代中期研究成功这种塑料换热器以来,由于它优越的抗腐蚀抗污垢性能,国外推广使用很快,到了七十年代,凡是适用这种换热器的场合,几乎达到了普及的地步。1.2换热器的发展趋势 1.余热回收装置的研究 工业余热的利用潜力很大,对生产影响显著,主要是:1000左右的高温热量及其高压能量的合理利用,这是石油化学工业的关键技术之一。从换热器的整体结构、各类管板的结构设计、热膨胀补偿方法直到高温侧热通量的控制,都有许多课题急待解决;100200的低温余热回收,对一般企业有普遍意义。企业的热利用率低的原因大多是低温位热能没有很好地利用起来。 2.紧凑式换热器的研究 紧凑式换热器包括板翅、板式、板壳式等换热器,它们具有优异的性能,在采用多流道布置后,其优越性更为显著。板式换热器需要改进密封结构,增强板片的强度,研究新的垫片材料以提高操作温度和操作压力是今后发展的重点。板壳式换热器由于从结构上解决了耐温、抗压和高效之间的矛盾,因而在化学工业中很快得到推广应用。但是,由于它的制造工艺比较复杂,焊接要求高因而今后应注重改进结构设计,发展新的成型和焊接工艺。 3.强化传热管的研究 近年来国内外在采用强化传热管改进换热器性能、提高传传热效率、减少传热面积、降低设备投资等方面,取得了显著的成绩。强化传热管同时也是利用低温位热量的关键部件。表面多孔管可以在非常小的温差下产生很多的泡核,使汽化核心增加许多倍,但是制造工艺要求比较严格,且生产成本高,这些都是今后有待解决的问题。 第2章 再沸器的选型2.1 概述 再沸器是精馏工艺中的核心装备之一,属于换热器的范畴,但是由于在其中发生了相变,其设计、施工、维修和管理方面也与日常的无相变换热器有所不同。再沸器就其形式而言,可分为交叉流和轴向流两种类型。在交叉流类型中,相变过程全部发生在壳程。最常用交叉流再沸器的有釜式再沸器、内置式再沸器和水平热虹吸再沸器。在轴向流类型中,沸腾流体沿轴向流动,在管程完成汽化过程。最常用的轴向流再沸器为立式热虹吸再沸器。当热虹吸再沸器的循环量不够时,则使用泵来增加循环量,这时,称之为强制流动再沸器。强制流动再沸器既可以为立式结构,也可以为水平结构。通常,立式热虹吸再沸器和强制流动再沸器的沸腾过程均发生在管程,但在特殊的应用场合,沸腾过程也可发生在壳程。下面就各种类型再沸器的优缺点及应用作一较详细的分析。2.2 釜式再沸器 釜式再沸器(图1.1)壳体为大小端圆柱形壳体结构,通过锥形壳连接。其汽液分离过程在壳程中进行。为保证管束完全浸没在液体中,通常在管束的外侧设一挡板,维持壳程液位。换热管束通常为双管程的U 形管结构,当壳程液体较脏,为了方便清洗也可以使用浮头式换热管。釜式再沸器非常适合应用在汽化量大,沸点范围宽的场合。 图1.1 釜式再沸器示意图2.3 塔内置式再沸器 塔内置式再沸器(图1.2)的特点是将管束直接插入蒸馏塔的塔底液池中,其他同釜式再沸器一样。其应用场合类似于釜式再沸器,但是也有相当的限制,即塔或塔釜直径大,釜液洁净不易结垢的工况。 图1.2 塔内置式再沸器示意图2.4 水平热虹吸再沸器 热虹吸,顾名思义,是利用塔底液再沸过程密度变小(主要是部分汽化的缘故),从而和塔内液体产生密度差,进而获得稳定而持续的推动力,使得再沸过程得以持续。热虹吸再沸器是自然循环式,不需要外加能源,易于控制,所以几乎可以用于任何精馏装置中。其局限性是不宜用于粘性大、有特殊结垢倾向的介质(这主要是因为热虹吸再沸器由于结构原因,一般都设计成固定管板式,其壳程的清洗是相当困难的)以及热源温度不稳定、或再沸器前后过程不稳定的场合,另外热虹吸再沸器的汽化率要控制在一个较小的(10%20%)范围内。而且,对于管内外流体温差较大的情况下,需要增设膨胀节。总之,热虹吸式再沸器是目前最广泛应用,使用经验最丰富的再沸器形式。 水平热虹吸再沸器(图1.3),其加热介质在管内流动,管程即可以是单流程,也可以是多流程。在设计时,对于沸点范围较宽的流体,应设水平折流板,以防止轻组分在进口处闪蒸及重组分在出口处浓缩。为了防止流动阻塞,流动不稳定,应对最大热流密度加以限制。该型再沸器适用于中等压力、中等温差及低静压头的场合。 图1.3 水平热虹吸再沸器示意图2.5 立式管侧热虹吸再沸器 即立式热虹吸再沸器(图1.4),是应用范围最广泛的再沸器形式。沸腾过程可以发生在管程,也可以在壳程。立式管侧热虹吸再沸器的沸腾过程发生在管程,加热介质在壳程,两相流混合物以较高的流速由排出管流向塔内。出口管的流通截面应与管束总的过流面积一样大,出口管的压降应小于总压降的30%。出口管既可由沿轴向的大直径弯管和塔连接,也可采用管箱侧面开口。试验表明,出口管的结构对再沸器的性能影响很小,但出口管过流面积过小对再沸器的性能影响很大3。流动循环的驱动压头由塔釜的液面压头提供。通常,塔釜液面和再沸器的上管板在一个水平面上。对于真空条件,塔内液面高度可为管束长度的0.5?0.8 倍,这样可减少再沸器的过冷长度。为消除在低压头和高热流条件下发生的流动不稳定性,应在供液管路上安装阀门或孔板。对于碳氢化合物,最佳的出口干度应在0.1?0.35,而对于水和水溶液,出口干度应在0.02?0.1。管径和管长的选择应保证有足够的循环量,防止发生干涸。 立式热虹吸式再沸器仍然属于固定管板式换热器,是无法对热应力进行补偿的。因此对于温差较大的工况,只能通过采取加膨胀节的方法,这对控制成本是不利的。所以,其最佳适用条件为纯组分、中等压力、中等温差、中等热流及易结垢的场合。 图1.4 立式管侧热虹吸再沸器示意图2.6 立式壳侧热虹吸再沸器 立式壳侧热虹吸再沸器(图1.5)沸腾过程发生在壳侧。壳侧装有折流板,以使流体纵向流动。垂直壳侧再沸器适用于加热介质不适宜放在壳侧的场合。例如,对于废热锅炉,由于加热流体的腐蚀性,因而要节省特殊的金属材料,加热介质走管程较为合适。 该类再沸器的设计,应使沸腾侧的流动均匀分布,以避免死区的出现,防止汽态和高沸点组分的积聚,设计时应使两相混合物以均匀的高流速流经管板。该类型再沸器的最佳应用场合为中等压力、中等温差条件下的纯组分的蒸发,且加热介质必须放在管内侧的工况,例如加热介质压力很大的情况。 图1.5 立式壳侧热虹吸再沸器示意图2.7 强制流动再沸器 强制流动再沸器(图1.6)沸腾过程发生在管内侧,卧式立式均可以。流体循环的动力由大容量泵提供。强制流动再沸器的最佳应用场合为有严重结垢倾向和有极高粘性的流体。因为泵可以使流体保持很高的流速和非常低的蒸发率,使结垢的速率大大减小。但泵的造价和能源消耗都很高,故而使用受到一定限制,适用场合不甚广泛。 图1.6 强制流动再沸器示意图表1.1 各型再沸器优缺点一览表种类优点缺点釜式再沸器1.对操作条件的变化不敏感,可达到很高的汽化率,很低的温差。2.在真空下或接近临界压力下操作时,设计比较可靠。3.无热应力,结构可靠,清洗方便。1.壳程液体在再沸器内停留时间长,湍流度低,是所有再沸器中最容易结垢的。2. 占地面积大,耗费金属多,造价高。内置式再沸器1.受水力环境的影响很小,可使用低品位热源。2.省去了壳体及连接管路等附件,是所有类型再沸器中造价最低的。3. 无热应力,结构可靠。1.比较容易结垢。2.对塔釜设计不利,往往使塔釜过大,不利于操作和开停车。3.不适宜经常拆洗维护。水平热虹吸再沸器1.不需要外加能源,易于控制,几乎可以用于任何精馏装置中。2.有较高的循环率,较高的流速和较低的出口干度,从而防止了高沸点组分的积聚和降低了结垢的速率。3.管束为水平方向布置,且流动面积易于控制,因而需要的静压头较低,这就降低了塔釜的高度,对精馏塔的设计有利。1.不宜用于粘性大、有特殊结垢倾向的介质。2.由于无法进行很大的热补偿,不适宜温差大,热应力大的场合。3.壳程结垢后很难清洗。4.由于折流板及支撑板的影响,在高热流条件下,有可能发生局部的干涸现象。对于大型热虹吸再沸器,为了使流动分布均匀,往往需设多个管口和连接管件,这也势必增加了再沸器的造价。5.水平热虹吸再沸器相对于立式再沸器,其占地面积大。立式热虹吸再沸器1.应用最为广泛,使用经验最为丰富。2.循环速度高,不仅传热膜系数高于水平式,而且有很好的防垢作用,特别适用于高分子材料。1.垂直管不易拆卸、清洗及维修,尤其是管程结垢不易清洗。2.塔底液面高度大约与再沸器上部管板在同一水平面上,这就提高了塔底的高度,使塔体造价增大,尤其是高大的塔。3. 立式热虹吸再沸器对操作条件要求高,对于高真空和高压力近临界压力及高粘度的宽沸点的条件,设计的难度很大。4.由于无法进行很大的热补偿,不适宜温差大,热应力大的场合。强制流动换热器1.由于油泵提供能量,管内流体流速快,不易结垢,适合严重结垢和极高粘性的流体1.泵的造价和能源的消耗都很高。应用不很广泛 通过对各种类型再沸器的优缺点比较,在依据本次设计的温度、压力、流体黏度、安装方式等条件,本次设计选用釜式再沸器。第3章 再沸器的工艺设计计算3.1 设计任务与设计条件 现设计一台釜式再沸器,以195的热水为热源,加热塔底的丙烯。 表2.1 壳程与管程的设计条件壳 程管 程温度/50195压力(绝压)/MPa2.01.3流量/(kg/s)5.6腐蚀馀度(mm)1.5 13.2 估算设备尺寸 1 传热面积和管数 已知热负荷W,壳程流体汽化潜热,壳程流量。根据热平衡,壳程汽化量1.87kg/s,体积流量:m3/s表2.2 物性数据 壳程流体50,2.0MPa下物性数据临界压力/MPa4.4汽化潜热/kJ/kg271.36蒸汽热导率/W/m?K0.0246蒸气密度/kg/m337.74蒸汽黏度/mPa?s0.00988液相密度/kg/m3450.0 管程流体195下物性数据密度/kg/m3898黏度/mPa?s0.0153热导率/(kJ/kg)1704比定压热容/kJ/kg?K4.183 定性温度:对于一般气体和水等低黏度流体,其定性温度可取流体进出口温度的平均值。管程入口温度T195。 已知壳程温度t50,计算平均传热温差: 估算传热系数K600W/m2?K,利用下面公式估算传热面积:m2 选传热管尺寸,则用下面公式计算管数:根 换热管的排列形式主要有正三角形、正方形、转角正三角形、转角正方形,其结构形式如图示:图3.1管子的基本排列型式 按传热管按三角形排列。,其中a是正六边形数,b为正六边形对角线上管数。经计算,a5.55, b12.1。由于管束为双管程,中间不能布管。所以,最多可布管数为-4106根,所以110根管是合适的。这样,就可通过文献2 50页的表3-7查得管心距t32 mm,隔程相邻管的管心距为44 mm。通过下面公式计算管束直径:mm 2 壳体尺寸 确定壳体直径,先算,用下面公式计算为:m/s 用下面公式计算为:m2 由mm和m2,查文献2 75页的表3-20可知壳体直径为mm,缓冲能力为0.23 m3/m。壳体小端由普通管式换热器壳体内经公式估算,管板利用率70%。壳体小端直径为:mm。 拉杆数量由管外径为25 mm,可知拉杆直径应为16 mm。由小端直径为427 mm,可知需要4根拉杆,由于管板利用率为70%,还是有空余面积布置的。另外,在壳程入口处应设置防冲板。 3 接管尺寸 管箱接管。管程流体为水,设流速,则接管内径为:mm 圆整后,取管程接口管内径为300 mm。 壳程入口接管。壳程入口为液态进料,设流速,则接管内径为:mm 圆整后,取壳程入口接管内径为250 mm。 壳程出口接管。壳程出口为气液分开出料,气相出口的流速为,内径为:mm 圆整后,取壳程气相出口接管内径为250 mm。 设液相出口的流速为,则接管内径为:mm 圆整后,取壳程液相出口接管内径为50 mm。3.3 传热系数的校核 1 管内传热系数 用文献2式(3?107)计算 用式计算 由于,故用文献2式(3?102)计算 (2)沸腾状态的确定 管内测污垢热阻 管外测污垢热阻 管壁热阻按式计算,依文献2表3?11,碳钢在该条件下的热导率为 首先除管外的热阻,得:m2?K/W 与对应的传热温差为: 沸腾侧传热温差为: 管外沸腾形式还与对比压力有关。其中,为系统压力(绝压),为2.1 MPa,为临界压力,查物性手册知MPa。则可知: 查资料20 208页的图4-10与莫斯廷斯基关联式,可查得时,临界温差约为15,大于。所以该设计在泡核状态运行。 4 管外传热系数 利用莫斯廷斯基公式计算:W/m213185.673 kcal/m2?K 3541.814 kcal/m2?h? 4119.129 W/m2?K 5 总传热系数 总传热系数由下式求得:W/m2?K 6 裕度 首先计算实际传热面积,由下式得:m2 传热面积裕度为: 考虑到浮头也有一定的传热能力,此裕度是可以接受的。 7 热流密度核算 热通量参数可由下式得: 临界热流密度:W/m2其中:0.7为安全系数。 可知,故所设计的釜式再沸器是合适的。3.4 阻力校核 1 管程阻力 管程阻力应用范宁公式进行计算,直管部阻力为。管内,相对粗糙度由文献18 47页的表1.4.1查得。由穆迪图可知摩擦系数,则:Pa 局部阻力系数可取3,则:Pa 由于管程为双管程,浮头式,利用结垢系数修正,则管程阻力为:Pa 一般情况下,液体流过换热器的允许压降为 Pa,该再沸器的管内流体阻力合适。 2 壳程阻力图3.2 再沸器压力平衡示意图H1:塔釜液位 m, H2:液面与进口管距离 m,HX:安装差高 m,D:再沸器直径 m 再沸器的壳程阻力计算主要是为了计算再沸器的安装高度,本设计利用文献20的方法进行计算。其中: 入口管压降 入口管流通面积: m2 入口管流速:m/s 入口管质量流速: kg/m2?s 入口雷诺数: 入口管摩擦系数: 入口管压降:m液柱 出口管压降 出口管流通面积: m2 出口管流速: m/s 出口雷诺数: 出口管摩擦系数: 入口管压降: m液柱 壳体静压 m液柱 流体静压m液柱其中:是釜液在塔体内高度,取0。为封头内釜液高,取3 m。 壳程摩擦压降 壳程流通面积为: m2 壳程当量直径为: mm 壳程雷诺数为: 壳程摩擦系数为: 壳程质量流速为:kg/m2?sm液柱 计算安装高度由平衡关系可知:一般留1.5倍裕量,取0.5 m。 则此时,再沸器出口管线垂直长度m。 再沸器入口管线当量长度 m, 再沸器出口管线当量长度 m。 壳程阻力 m液柱10312.87 Pa,壳程阻力小于50000Pa,符合要求。2.4 工艺设计结果 工艺设计主要对换热面积进行计算,并对管内和管外的传热系数进行校核,结果裕度合适,能满足设计要求。另外还对阻力进行了计算和校核,阻力符合要求。 再沸器主要工艺设计结果见表2.3。表2.3 换热器主要结构尺寸与计算结果形式浮头式管长/mm3000壳体大端内径/mm800壳体小端内径/mm500管径/mm25×2管心距/mm32管数目/根106管子排列传热面积/ m220.68管程数2第4章 再沸器结构与强度设计4.1 筒体 本设计主要参考GB150-1998,GB151-1999,HG20582-1998及相关标准的内容。由工艺计算可知,筒体大端内径为800 mm,不用圆整。筒体小端设计内径为500 mm,其计算值为421mm,故圆整至500 mm。4.1.1 大端壁厚 设计温度为100,设计压力 MPa,选择16MnR卷制。查得,100时,材料的许用应力 MPa。焊接为双面对焊,100%无损检测,焊缝系数,腐蚀余量 mm,钢板负偏差 mm。 计算厚度: mm 设计厚度: mm 名义厚度:mm 有效厚度: mm 水压试验压力:MPa 材料屈服应力:MPa 水压试验应力: MPa 水压试验校核: MPa, 壁厚满足要求。4.1.2 锥壳壁厚 锥壳按照HG20582-1998中的锥壳部分计算,取与筒体相同材料,锥壳上顶角50°,下部为水平。锥壳大端为800 mm,小端500 mm。腐蚀余量 mm,钢板负偏差 mm。 计算厚度: mm 名义厚度:mm 加强系数:,。查HG20582-1998图1-2,不需加强。为了缓解局部应力,在锥壳周围圆弧过渡。4.1.3 封头 封头选标准DN800椭圆封头,材料与焊接方式和筒体相同。腐蚀余量 mm,钢板负偏差 mm。 计算厚度:mm 名义厚度: mm 取与筒体大端厚度相同为8 mm,封头曲面高160 mm,直边高40 mm。4.2 管箱4.2.1 短节 由工艺设计知,管箱直径与筒体小端相同,为500 mm。设计温度为200,设计压力 MPa,选择16MnR卷制。查材料表得,200时,材料的许用应力 MPa。焊接为双面对焊,100%无损检测,焊缝系数,腐蚀余量 mm,钢板负偏差 mm。图 4.1标准椭圆形封头的结构简图 计算厚度:mm 设计厚度: mm 名义厚度:mm 对16MnR,钢板的负偏差为0,因对地合金钢制的容器规定,包括腐蚀裕度的最小厚度不小于3mm,加上1mm的腐蚀裕度,名义厚度应到4mm,由钢板材料标准规定,名义厚度取和筒体一样8mm。 有效厚度: mm 水压试验压力:MPa 材料屈服应力:MPa 水压试验应力: MPa 水压试验校核: MPa, 壁厚满足要求。 4.2.2 封头 由于管程流体较容易结垢,故使用比较容易拆卸的平盖封头,材料为16MnR材料,在设计温度下,许用应力为 MPa,焊接为双面对焊。与之对应,管箱外侧法兰选择FM-500-1.6 JB/T4703-2000,需M20×160 GB/T5782-200螺栓20根。 垫片选用G-500-1.6 JB/T4706-2000,y62 MPa,m3.75。其尺寸为:垫片外径mm,垫片内径mm,垫片基本密封宽度577-537/410 mm6.4 mm,有效密封宽度 mm。 可知,垫片密封作用圆直径 mm。垫片压紧力力臂 mm。 1 操作工况 操作状态螺栓载荷:N 结构特征系数: 计算厚度:mm 2 预紧工况 预紧状态螺栓载荷:N 结构特征系数: 计算厚度:mm 3 考虑分程隔板 利用公式: 其中:为平板盖在设计温度下的弹性模量: MPa 为平板盖中心许可挠度: 为螺栓总面积: mm248.6 mm 设计管箱平盖封头厚度为50mm。内分程隔板厚按GB151-1999表6,为10 mm,平盖开隔板槽深4 mm。封头与凹面法兰相配合,凸面直径为577 mm,高6 mm,内圆直径为497 mm,高4 mm。故平盖封头名义厚度为65 mm。4.2.3 法兰 管箱上焊接两个容器法兰,与平盖封头相连的法兰选用FM-1500-1.6 JB/T4703-2000,与筒体法兰连接的法兰,出于结构原因,选择与筒体相同的FM-1500-2.5 JB/T4703-2000。与平盖封头相连的法兰使用M20×140 GB/T5782-2000螺栓20根。与筒体法兰连接的法兰使用M20×180-A GB/T4707-2000双头螺柱20根。 图4.2长颈对焊法兰结构图 由于平盖封头重量较大,为了拆装方便,安装2号吊耳两个。安装于平盖封头上部,对称安装,夹角60°。管箱由于有接管法兰,其强度足够,不必另设吊耳。 已知法兰FM-500-1.6 JB/T4703-2000的长度是140 mm,法兰FM-500-2.5 JB/T4703-2000的长度是140 mm,管箱采用的接管,接管焊缝距法兰焊缝距离定约为100 mm,平盖封头厚64 mm,接管宽度300 mm。则管箱长280+160+316756 mm,取800 mm。4.3 补强设计均采用等面积补强法,接管按照GB/T8163-2008选取。4.3.1 管箱接管 设计管程接管内径为300 mm,用的接管(DN300)。使用20号热轧碳素钢管 MPa, mm, mm。 计算厚度: mm 有效厚度:mm 开孔直径: mm 接管有效补强宽度:mm 接管外侧有效补强高度: mm 需要补强面积: mm2 可做补强面积:mm2mm2 如果考虑焊缝面积,面积是足够的,故不用补强。4.3.2 壳体进料接管 设计管程接管内径为250mm,用的接管(DN250)。考虑使用20号热轧碳素钢管 MPa, mm, mm。接管位于锥壳,计算时用锥壳计算厚度。 计算厚度:mm 有效厚度: mm 开孔直径:mm 接管有效补强宽度: mm 接管外侧有效补强高度: mm 需要补强面积: 可做补强面积: 需另行补强: 补强圈厚度: mm 取补强厚度为8mm 实际补强面积: 如果考虑焊缝面积,面积是足够的。考虑制造方便,补强片选DN250×8-Q235R JB/T4736-2002。4.3.3 壳体气相出口接管 设计管程接管内径为250 mm,用的接管(DN250)。考虑使用20号热轧碳素钢管 MPa, mm, mm。接管位于壳体大端,计算时用大端计算厚度。 计算厚度: mm 有效厚度:mm 开孔直径: mm 接管有效补强宽度: mm 接管外侧有效补强高度: mm 需要补强面积: 可做补强面积: 需另行补强: 补强圈厚度: mm 取补强圈厚度为6mm。 实际补强面积: 如果考虑焊缝面积,面积是足够的。考虑制造方便,补强片选DN250×8-D-Q345R JB/T4736-2002。4.3.4 壳体液相出口接管 设计管程接管内径为50 mm,用的接管(DN50)。考虑使用20号热轧碳素钢管 MPa, mm, mm。接管位于壳体大端,计算时用大端计算厚度。 计算厚度: mm 有效厚度:mm 根据GB150-1998表8-1,知不必补强。4.4 固定管板 整台再沸器共有两块管板,分别是管箱与壳体之间的固定管板和浮头管板。本设计采用T型可抽浮头结构,设计参考GB151-1999及相关法兰垫片标准。 查得,壳体公称直径 mm,换热管外径 mm,换热管壁厚 mm,换热管根数,换热管长度 mm,换热管失稳当量长度 mm,换热管间距 mm,管板上管程分隔板槽深 mm,换热管与管板连接采用焊接,焊高f3.5 mm。壳体管箱法兰均采用FM-800-2.5 JB/T4703-2000,垫片均采用G-1500-2.5 JB/T4706-2000。材料,换热管使用20号钢,管板使用16MnR材料。图4.3管板结构简图 计算各参数 布管区无支撑面积: 布管面积: 布管区当量直径,mm 垫片外径 mm,垫片内径 mm, 密封宽度: mm, mm 有效密封宽度: mm 压紧力中心圆直径 mm4.4.2 确定管板设计压力 由于管板两侧均为正压,取最大值,即壳程压力2.2 MPa, MPa4.4.3 计算无量纲数 假设管板名义厚度为80 mm,查得材料的许用应力为 MPa,管板弹性模量为 MPa,换热管弹性模量为 MPa,管板强度削弱系数,刚度削弱系数。 无量纲压力: 换热管有效长度: mm 管束模数: 管束无量纲刚度: 计算系数:4.4.4 计算管板厚度 利用计算系数,查GB151-1999图23,得系数。则管板计算厚度:mm 管板公称厚度:mm 管板的最小厚度: 取管板厚度为55mm。 此时需从新核算换热管有效长度。得 mm 此时,C值仍为0.8。则认为管板可以取55 mm。4.4.5 校核轴向应力 1 换热管的稳定许用压应力 换热管材料设计温度下的屈服点 MPa。换热管回转半径: 系数: 则换热管的稳定许用压应力为:MPa 管板非开孔面积: 系数:查GB151-1999图24,得系数。 2 应力校核 只有管程压力作用,组合压力为:MPa,合格。 只有壳程压力作用,组合压力为:MPa,合格。 管程与壳程压力同时作用,组合压力为:MPa,合格。4.4.6 校核拉脱力 许用拉脱力: MPa 轴向应力取 MPa,焊脚高 mm。 拉脱力: 结论:在三种工况下,拉脱力均满足要求,取固定管板厚度为 mm。管板外径为580 mm,内圆直径497 mm,内圆高6 mm双面,则管板名义后厚度取65 mm。4.5 浮头 本设计浮头采用球冠法兰型浮头盖,管板为T型浮动管板。这主要是因为釜式再沸器的管束和浮头都从一端插入,如果采用S型钩圈法兰结构,则浮头尺寸过大,无法安装与拆卸。所以,从结构上考虑,使用T型浮动管板。计算方法依据TEMA-1999标准。4.5.1 浮动管板计算 管板与壳体间隙为5 mm。管板外径为 mm。螺栓布圆直径 mm。管板材料为16MnR,在设计温度下,许用应力为MPa。 垫片选用G-500-2.5 JB/T4706-2000,y62 MPa,m3.75。尺寸为,垫片外径mm,垫片内径mm,垫片基本密封宽度377-337/410 mm6.4 mm,有效密封宽度 mm。 可知垫片压紧力作用中心圆直径 mm。垫片压紧力力臂 mm。浮头盖内径垫片内径337 mm,垫片预紧力力臂 mm。中间力臂 mm。螺栓选用40MnB,常温下许用应力 MPa,100下许用应力 MPa。 操作状态螺栓载荷:由于壳程压力较大,以壳程压力计算,下同N 预紧状态螺栓载荷:N 操作状态螺栓面积: 预紧状态螺栓面积: 取螺栓面积为: 已知M20螺栓的有效面积为161,所需螺栓,取20根,间距 100 mm,大于最小间距。实际螺栓面积 预紧状态螺栓设计载荷:N 操作状态螺栓设计载荷: N 操作压力法兰力矩:NNN15454049.7 N?mm 预紧法兰力矩: N?mm 按查得法兰应力系数Y24。 由螺栓载荷引起的当量压力:MPaMPa其中:F是与连接方式有关的系数,这里取1。 管板有效设计压力是的最大者。经计算是最大的。得2.2 MPa。 管板厚度计算: 换热管为三角排列:mm 因为,剪切力不是控制因数,可以不用剪切力设计壁厚。因此设计浮动管板厚 mm。取凸面高6 mm,则浮动管板名义厚取50 mm。4.5.2 浮头盖计算 本设计中,浮头盖是由球冠形封头和法兰焊接而成的。其具体尺寸应与浮动管板相配套。外径为 mm,螺栓布圆直径为 mm,内径为 mm。球冠形封头材料取16MnR,设计温度下,许用应力 MPa。法兰材料取16MnR,在设计温度下,许用应力为 MPa。设计使用M20螺栓20根,材料20。常温下许用应力 MPa,100下许用应力 MPa。 对于球冠形封头,设计封头内半径为250 mm,只在管程压力作用下,按内压公式计算:由,查GB150-1998图7-6,得,则封头计算厚度为:mm 考虑腐蚀余量与钢板负偏差等因素,取 mm。 只在壳程压力作用下,按外压公式计算。取封头的有效厚度:mm 查GB150-1998图5-6,得。 MPa2.2 MPa,满足要求。所以,封头厚度为8 mm 对于法兰,也分为管程压力与壳程压力两种计算方式。 1 管程压力下,操作状态螺栓载荷:N 预紧状态螺栓载荷:N 操作状态螺栓面积: 预紧状态螺栓面积: 取螺栓面积为: 计算的螺栓面积小于壳程压力下计算的螺栓面积,故仍然使用M20螺栓20根。实际螺栓面积 预紧状态螺栓设计载荷:N 操作状态螺栓设计载荷: N 操作压力法兰力矩设法兰厚100 mm:NNNNmm11802864.6 N?mm 预紧法兰力矩: N?mm 计算系数: 操作工况下厚度:mm 预紧工况下厚度:mm 综合结果,在管程压力下,取法兰厚110 mm。可知,法兰厚度对无影响,则不必迭代。 2 壳程压力下,法兰力在之前已经计算过。其中: 预紧状态螺栓设计载荷:N 操作状态螺栓设计载荷: N 操作压力法兰力矩设法兰厚100 mm:NNNNmm 预紧法兰力矩: N?mm 计算系数: 操作工况下厚度:mm 预紧工况下厚度:mm 综合结果,在管程压力下,取法兰厚125 mm。可知,法兰厚度对无影响,则不必迭代。4.5.3 浮头计算结果 浮头球冠形封头材料16MnR,管板与法兰材料均为16MnR,螺栓材料为40MnB。 球冠形封头半径为250 mm,厚8 mm。管板与法兰外径均为490 mm,螺栓布圆直径均为430 mm,螺栓孔直径为20 mm。法兰内径为337 mm,形式为凹面法兰,凹面深6 mm,凹面外径381 mm。管板凸面外径为377 mm,取凸面高6 mm。管板名义厚50 mm,法兰名义厚125 mm。垫片选用G-300-2.5 JB/T4706-2000。螺栓取M20×160 GB/T5782-2000螺栓20个。4.6 拉杆,滑道 因小端内径变化,需对折流板重新设计。经计算,折流板尺寸为DN-8500-8492 mm。折流板距固定管板的最小距离:mm 调整为800 mm。后端板至浮动管板距离为950 mm。折流板间距重新设为750 mm。所需折流板数量3000-101-91-800-950/7503块。 图4.4拉杆结构尺寸 拉杆直径应为16 mm,需要4根拉杆长2250 mm。已知管束直径为421mm,选择拉杆分布圆直径为380 mm,间隔36°。且在位于壳程进口管上部的拉杆上,焊接防冲板,位置应在进口管正上方中心距固定管板486 mm,长400 mm,厚6 mm。 当换热器直径大于800mm时,为了减少装配或检修时抽装管束的困难避免损坏折流板和支持板,需增设滑道,滑道的结构有滑板,滚轮和滑条等,对于釜式重沸器一般采用滑条结构,壳体底部需设置支撑导轨。滑道应在折流板外侧设置四条圆钢,直径6mm,对称布置,间距50°与60°,焊接在支撑板板外侧,长度从第1块折流板到浮头法兰,约2800 mm。此外,壳体内部应用角钢布置支撑导轨,与圆钢滑道相配合,从距堰板100mm左右开始布置,长度约为3000 mm,锥壳部分人工削薄找平。 图4.5滑道结构简图4.7 振动 振动设计主要参考GB151-1999附录E中的内容。计算管间流速与最小间隙:m 进口流速:m/s 折流板间横流流速:m/s卡门涡街频率 节径比;排列角为30°。查图E1,得St0.19。 进口处卡门涡街频率:Hz 折流板间卡门涡街频率:Hz丙烯的比定压热容与比定容热容之比为,取压缩系数Z1。 声速为:m/s其中:为壳程绝压MPa。 声频为:Hz 因,均小于2.5。另外知跨距n14,单位空管质量 kg/s,单位管内流体质量3.14×0.022×971.8/40.305 kg/m,管外流体质量需要进行估计,设计其虚拟流量3.14×0.0252×450×1.7/40.375 kg/m,综合结果,则单位管质量1.39+0.305+0.3752.07 kg/m。频率常数。则固有频率为:Hz 假设换热管对数衰减率,则系数:m/s 临界流速:m/s 校核 故不会发生声振动。 故不会出现因流体弹性不稳定造成的管束振动。再沸器是安全的。4.8 支座 首先,要计算再沸器的尺寸和质量。之前已经计算过管箱长800 mm,壳程内管长按3000 mm计算。浮头盖经计算后,认为高约200 mm。取浮头盖前端与堰板距离为100 mm,堰板到封头距离为650 mm,封头高200 mm。经计算,再沸器总长800+3000+200+100+650+2004950 mm。其中管箱与壳体法兰和壳体封头间的距离L3000+180+100+5003880 mm。其中,不宜在锥壳锥壳长度为300×cot25°643 mm处设置支座,支座距离管箱与壳体法兰和封头切线的距离不宜大于0.2×L0.2×4950916 mm。 再沸器均由碳钢制成,取密度为 kg/m3 筒体长度 mm,筒体质量为:kg 管箱圆筒长 mm,质量为:kg 锥壳平均直径取650 mm,质量为:kg 固定管板厚55 mm,直径587 mm,开孔面积A4110×0.000490.0539 m2,质量为:kg 浮头管板厚50 mm,直径500 mm,开孔