变换炉设计

1前言

本次毕业设计主要是直径为2800mm的变换炉的设计，变换炉是合成氨工厂生产

一氧化碳工段的一个核心的必备的设备，而变换炉的结构随着现代技术的发展和现代氨生产量需求一直在不断的发展中，为此在此设计的变换炉主要是更加高效更加安全更加经济的生产一氧化碳。

1.1

课题设计内容、设计参数

1.1.1设计内容

1.塔板直径、厚度计算； 2.塔内件及有关附件计算； 3.筒体选材及壁厚计算；

4.上下封头型式、材料的确定以及厚度的计算与校核； 5.顶部和底部空间计算； 6.裙座设计及校核； 7.塔总高的计算； 8.载荷分析及强度校核。

1.1.2操作参数

工作压力(Mpa）： 1.2MPa 操作温度（℃）： 530℃

物料名称： 半水煤气、变换气 腐蚀余量（mm） 4 塔径（mm）： 2800 塔高（m）： 14 基本风压（Mpa）： 350 地震烈度 7

1.2课题来源及变换炉的应用及结构

变换炉是合成氨厂一氧化碳变换工段的可核心设备，它的结构能否满足工

艺要求与计算设备、可靠性直接影响到产量、能耗、转化率、触媒用量和投资费用等。在合成氨生产中，一氧化碳有高温变换、中温变换和低温变换之分，对于低温变换，由于在这一过程中一氧化碳转化量少，催化床层温升小，仅需

图1.1 变换炉的整体结构

一段绝热催化剂反应即能满足工艺生产要求，因而低温变换炉的结构型式单一，而对于高温、中温变换，由于一氧化碳转化量多，催化床层温升大，相应的中文工艺有所不同，一般来说，工业生产中采用的中变炉结构型式随合成按生产原料的不同而有差异，近十几年，在传统的固定床反应器基础上，又出现了轴径变换炉和列管式等温变换炉等新的结构型式。 多段高温、中温变换炉的结构

多段高温、中温变炉通常指两段或三段绝热反应段，两段式高温、中温变炉壳体是用钢板制成的圆筒，内部以钢板隔成上、下两段。上段装两层催化剂，下段装一层催化剂。催化剂靠支架支承，支架上铺上箅子板、钢丝网及耐火球，

然后装填催化剂，上部在装一层耐火球，在催化床层内设有热电偶。炉体内壁砌有耐热混凝土衬里，以降低炉壁温度和减少热损失。炉体上配置有人孔和卸催化剂口。

多段高温、中温变炉工艺

多段高温、中温变炉适用于以煤或重油为原料的合成氨生产装置。以煤为原料制取的半水煤气中含一氧化碳25﹪-34﹪，重油气化制得的水煤气中含一氧化碳44﹪-49﹪,经中温变化炉使一氧化碳降至3﹪。为了有利于反应平衡应尽可能在低的出口温度下操作。因此通常使用二至三段绝热催化剂层，并采用中间换热式、喷水冷激式和蒸汽过热式进行降温，中间换热式是采取预热入口半水煤气的方法，降低变换气温度。喷水冷激式是向反应气内喷入冷激水，既降低反应气温度，有增加水蒸气含量，有利于变换气反应进行，冷激水通常为变换系统的冷凝液。蒸汽过热式是利用导入的饱和蒸汽来冷却反应气体，并使蒸汽过热。以上三种降温方式可以混合使用。

多段高温、中温变流程一般包括：（1）多段变换炉及其段间冷却设备；（2）回收变换炉出口变换气的先热以预热入口半水煤气的热交换器；（3）回收过量反应蒸汽潜热的热水饱和塔及其附属的水加热器；（4）加热脱碳溶液的再沸腾器。 一段中变炉结构

与多段高温、中温变炉相比，一段高温、中温变换炉的结构简单。炉内没有分段隔板，仅有支承催化剂层的箅子板和铁丝网。铁丝网上铺一层氧化铝球，用来支承催化剂，避免漏出。为减少气流和压力波动所造成的冲击以及保证气体均匀分布，在催化床层顶部再铺上一层氧化铝球，通常装填一层或二层催化剂。

轴径向变换炉

轴径向变换炉内部没有进口分布器和出口分布器，分布器为壳侧不满小孔的钢制圆筒体，催化剂填充在进口分布器和出口分布器筒体之间。轴径向变化炉的主要特点如下:

气体轴径向通过催化床层，催化剂利用率高，床层压降小。在轴径向催化床中，气体通过催化剂的径向满级大大增加，90﹪的气体径向穿过床层，这样床层中

的催化剂得到充分利用；10﹪的气体沿轴向向下通过床层，与传统的轴向床层相比，压降小得多。（2）使高温、中温催化剂免受转化气随二段热回收时夹带来的水滴侵蚀。（3）可采用粒度更小，活性更高的催化剂。轴径向变换炉也适合于改造现有的高温、中温和低温变换炉，并适合采用中变串低变工艺，应用于以天然或石脑油为原料的合成氨装置中。 列管式等温变换炉

列管式等温变换炉有ICI公司设计，并应用于LIC合成氨新工艺中。列管式等温变换炉为一列管式换热催化反应设备，将诶够型式反应器内，管内装ICI新型催化剂，管间为锅炉给水或工期冷凝液和汽化的蒸汽，能有效控制炉温，设备可用锅炉钢板制造、管壳间温差不大，图0.1所示为应用列管式等温变换炉的工艺流程。出口变换气CO含量为0.4﹪-0.5﹪，

经变换炉锅炉给水加热器

１－饱和塔；2-列管式等温变换炉；3-锅炉给水加热器

图0.1列管式等温变换炉工艺流程图

和脱碳溶液再沸器后去脱碳装置。CO变换反应热由列管式等温变换炉壳侧的热水移走，使热水加热和汽化产生蒸汽，供饱和原料天然气，以满足蒸汽转化用大部分蒸汽工艺.

2变换炉载荷分析及强度校核

2.1筒体和封头厚度计算

根据工作压力来确定计算压力

通常设计压力可取为最高工作压力的1.05-1.10倍

所以计算压力 pc (1.05 1.10)pw=（1.05-1.10）×1.2=（1.26-1.32）Mpa 取计算压力 pc=1.3Mpa 低压容器的圆筒厚度计算式为： 查【1】表16MnR的许用应力

在设计温度为350℃时，16MnR的许用应力为 =125Mpa，

t

2 pC

t

pCDi

查【1】表4-3 钢制压力容器的焊接接头系数 值，

在制造中采用双面焊对接接头和相当于双面焊的全熔透对接接头，故焊接接头系数 值取1.0。将 、 值代入上式得 =

t

1.3 2800

=15.35mm

2 125 1.0 1.3

圆筒设计厚度 C C 式中 C C1 C2

C2为腐蚀裕量，c2 4mm。

C1为钢材负偏差，使用中钢板厚度超过5mm时（如20R、16MnR和16MnDR等）可取C1=0，故C C1 C2=4+0=4mm 圆筒设计厚度 c C=15.35+4=19.35mm 圆整并根据【2】附表4-1

取圆筒名义厚度为 n=20mm,则圆筒有效厚度 e= n-C

=20-4=16mm

图1.2 圆筒的结构

封头厚度计算公式为：

h

PcDi1.3 2800

=14.60 mm

2[ ]t 0.5pc2 125 1.0 0.5 1.3

封头设计厚度 hc= h+C=14.60+4=18.60mm 封头名义厚度 hn与圆筒一样，取为20mm 封头有效厚度 he= hn-C

=20-4=16mm

图1.3 椭圆封头的结构

2.2载荷分析

2.2.1塔设备质量载荷计算

塔设备的操作质量m0(kg):m0 m01 m02 m03 m04 m05 ma me 塔设备的最大质量mmax(kg):mmax m01 m02 m03 m04 mW ma me 塔设备的最小质量mmin(kg):mmin m01 0.2m02 m03 m04 ma me ⑴塔体总质量 ① 筒体质量m1

塔设备总高为13940 mm，底部为高为990 mm的裙座和封头的高度，上为接管的外深高为350 mm，封头为高度为650 mm 筒体总高H=13940-990-350-650=11850mm=11.85m。

查【2】附表4-1 根据公称直径为2800mm厚度为20 mm查得一米高筒节理论质量为1390kg

筒体质量m1=1390kg/m×11.85m=16472kg ②封头质量

查【2】附表4-3得公称直径为2800mm厚度为20mm的椭圆封头的质量为1367.8kg。

查【2】附表4-2 以内径为公称直径的椭圆封头的型式和尺寸得曲边高度为

712mm

封头质量m2=2×1367.8kg=2736kg ③裙座质量

取裙座高度为990mm，裙座材料选Q235-B，一米高裙座理论质量为1531kg 裙座质量m3=1390kg×0.99m=1377kg

所以塔体总质量=筒体质量+封头质量+裙座质量 即

m01=m1+m2+m3=16472+2736+1377=20585kg ⑵塔段内件质量m02(kg)：

由于变换炉的结构是塔，且内部装有变换触媒，属于填料塔。塔段内件即为填料加筒体内部附件。其填料为的密度为250Kg/㎡,因此塔段填料质量为

'=m02

4

Di2h =3.14/4×28002×250×(1810+1450+1100)=6710kg

对于其他的诸如隔板、工字钢、支撑盖板等则可大致取为填料质量的0.5倍，所以有

'

=1.5×6710=10065kg m02=1.5m03

⑶保温层质量m03(kg)： 取保温层厚度为 S=250mm

查【2】表5-4 塔设备部分零件质量载荷估算表

得 保温层质量载荷为200kg/m，查【2】附表4-2 以内径为公称直径的椭圆封头的型式和尺寸 得封头的容积为3.1198m3,以保温层外径为公称直径的椭圆型封头的容积为3.6197m3。 所以：m03

=

D 2 4

i

n

,

2 Di 2 n H0 2 2m03

2

2

4

[(2.8 2 0.02 2 0.257)2 (2.8 2 0.02)2] 13.95 200

（3.6197-3.1189）×200 =6575kg

,

（式中m03为封头保温层质量kg）

⑷ 偏心质量（me）（平台、扶梯质量）m04（kg）： 查【2】表5-4 塔设备部分零件质量载荷估算表 得 平台质量qp 150kg/m2，式扶梯质量qF 40kg/m 塔设备总高=筒体总高+单个封头曲边高度+裙座高度=11850+712+940=13502mm=13.502m

塔设备总高取为14m, 笼式扶梯总高取为HF14m，平台数量n取3则

m04

4

4

Di 2 n 2 2K3 2K4 2 Di 2 n 2 2 0.5 nqP qF HF=

[(2.8 2 0.020 2 0.1 2 0.9)2 (2.8 2 0.020 2 0.1)2] 0.5 13.502 3 150 40 13

=3027kg

⑸操作时塔内物料质量m05（kg）：

m05=0

⑹人孔、接管、法兰等附件质量ma(kg)

按经验取附件质量为ma=0.25m01=0.25×20585=5147kg ⑺充液质量mw,(kg)

因为变换炉内进行的是气体反应，密度很小，所以可以忽略不计。

即mw=0

塔设备的操作质量m0 m01 m02 m03 m04 m05 ma me

=20585+10065+6575+3027+5147 =45399kg

塔设备的最大质量mmax m01 m02 m03 m04 mW ma me

=20585+10065+6575+3027+5147 =45399kg

塔设备的最小质量mmin m01 0.2m02 m03 m04 ma me

=20585+0.2×10065+6575+3027+5147 =37347kg

2.2.2自振周期的计算

在动载荷（风载荷和地震载荷）作用下，塔设备各截面的变形及内力与塔的自由震动周期及振型有关，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【2】5.3.14.3有T1(s):

T1 90.33 10 3 塔体内径Di,mm 2800 塔体有效厚度 e,mm 16 塔设备高度H,mm 14000 操作质量m0,Kg 45399

将数据代入有：T1 90.33 1400010 3=0.13 s 2.2.3地震载荷与地震弯矩的计算

地震起源于地壳的深处，地震时所产生的地震波，通过地壳的岩石或土壤向地球表面传播。当地震波传到地面时，引起地面的突然运动，从而迫使地面上的建筑物和建设被发生震动。地震发生时，地面运动是一种复杂的空间运动，可以分解为三个平动分量和三个转动分量。鉴于转动分量的实测数据很少，地震载荷计算时一般不予考虑。地面水平方向（横向）的运动会使设备产生水平方向的震动，危害很大。而垂直方向（纵向）的危害较横向震动要小，所以只有当地震烈度为8度或9度地区的设备才考虑纵向震动的影响。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。 （1）水平地震力

所谓的振力是地震时地面运动对于设备的作用力。对于底部刚性固定在基础设备，如其简化趁单质点的弹性体系。则地震力即为该设备质量相对于地面运动时的惯性力，此力为F mpg

mp------集中于单质点的质量,Kg; g-----重力加速度， m/s2;

-----地震影响系数。

Tg

地震影响系数由 T

1

max确定。

0.9

由【1】表7-9取第二组Ⅱ类场地土的特性周期为Tg=0.3

由【2】7-10取设防烈度为7时地震影响系数最大值为 max=0.23。 地震影响系数根据场地土的特性周期及塔的自振周期由分析设计方法确定 且不得小于0.2 max=0.23×0.2=0.046

Tg

即 T

1

0.30.9 () 0.23=0.53＞0.2 max =max 0.13

0.9

实际上塔设备是一多质点的体系，具有多个振型。根据振型叠加原理，可将多

质点体系算转换成多个单质点体系想叠加。因此，对于实际塔设备水平地震力的计算，可在前述单点体系计算的基础上，为考虑振型对绝对加速度及地震力的影响，引入振型参与系数 k

Yk miYi

3

k

mY

i 1

i 1

3

2

ii

塔设备的第一振型曲线可以近似为抛物线Yi Ya(

hi

1.5

hi1.5

)代入上式有： H

k

mh

i 1

i 13

mh

3ii

3

1.5

ii

因而，第i段塔节重心处产生的相当于第一振型（基本振型）的水平地震力为 Fk1 Cz 1 k1mkg k

由上述分析，我们选取计算截面。一般对于高度在10m以下的塔设备，按一段计算；对于高于10m的塔设备，可分段进行计算，每10m分为一计算段，余下的最

后一段取其实际高度。故将该设计中将全塔分为3段。分段为1m、3m、10m。其计算截面分别为0-0、1-1、2-2。每段的各个参数情况计算如下

0-0 1-1 2-2

每段长度Li（mm） 1000 3000 10000 每段的质量mi(Kg) 2805 11780 30814 各点距地面的高度hi (mm) 500 2500 9000 hi1.5 1.12×104 1.25 105 8.54 105

5 mihi1. 3.14 107 1.49 109 2.63 1010

A mihi1.5 2.9 1010

i 1

3

hi3 1.25 108 1.56 1011 7.29 1011 mihi3 3.51 1011 1.84 1015 2.25 1016

B mihi3 2.43 1016

i 13

A2.9 1010 6

10 =1.15× 16

B2.43 10

基本振型参与系数 k1由公式： k1

A1.5

hi 1.15 10 6hi1.5 B

0.0129 0.144 0.982

综合影响因素Cz 取Cz=0.5 所以水平地震力（N）：Fk1 Cz 1k1mkgk

=0.5×0.53×9.8× k1mk

93.97 440.53 88250.79

(2) 垂直地震力

在地面的垂直运动作用下，塔设备地步截面上的垂直地震力为 ：

Fv0 0 vmamg

xeq

其中 vmax-----垂直地震影响系数的最大值，取 vmax=0.65 max； meq-----塔设备的当量质量，Kg.

塔任意质点i处垂直震力为 ：

Fvi i

mihi

mh

k 1

3

Fv0 0(i 1,2,3)

kk

由已知条件：操作质量m0=45399Kg

则当量质量meq=0.75m0=0.75×45399=34050 Kg

v

i 13

max

=0.65 max=0.65×0.23=0.1495

mihi 1.40 106 2.95 107 2.8 108

mihi 3.11 108

即垂直地震力（N） 224 4720 44800

0 0

塔设备底截面0-0出的地震弯矩ME，由 1（N.mm）

0 0

ME1

16

Cz 1mgH2 35

0 0

有 ME1=

16

×0.5×0.53×45399×9.8×14000 35

=7.55 108

设等直径、等壁厚塔设备的任意截面I I距地面的高度为h，基本振型在截面

I I

I I处产生的地震弯矩为MEI

8Cz 1mg

(10H3.5 14hH2.5 4h3.5) 1.5

175H

式中m为塔单位高度上的质量即m m0/H

当塔设备H/D＞15或H≥20m 时，还需考虑高振型的影响，这时应根据第一、二、三振型，分别计算其水平地震力及地震弯矩。然后根据振型组合的方法确定作用于k质点处的最大地震力及地震弯矩。这样的计算方法很复杂，所以在进行稳定和其他验算时，可按一种简化的由第一振型的计算结果估算地震弯矩的近似算法

0 00 0即ME计算 1.25MEI

0 0由此可得底截面处地震弯矩ME（N.mm）

0 00 0ME 1.25MEI 1.25

16

Cz 1m0gH=1.25×7.55 108=9.44 108 35

1 1

截面1-1处地震弯矩ME（N.mm）

1 1

1 1

ME 1.25MEI

1.25

8Cz 1m0g3.52.53.5

10H 14Hh 4h 112.5

175H

=1.25

8 0.5 0.53 45399 9.83.52.53.5

(10 14000 14 14000 1000 4 1000) 2.5

175 1400

= 8.54 108

2 2

截面2-2处地震弯矩ME（N.mm）

ME

2 2

1.25MEI

2 2

1.25

8CZ 1m0g3.52.53.5

10H 14Hh 4h 222.5

175H

=1.25

8 0.5 0.53 45399 9.83.52.53.5

(10 14000 14 14000 3000 4 3000) 2.5

175 1400

=6.62 108

2.2.4风载荷与风弯矩的计算

安装在室外的塔设备将受到风力的作用。风力除了使塔体产生应力和变形

外，还有可能使塔体产生顺风向的振动（纵向振动）及垂直于风向的诱导振动（横向振动）。过大的塔体应力会导致塔体的强度及稳定失效。

因风载荷是一种随机载荷，因而对于顺风向风力，可视为由两部分组成：平均风力，又称稳定风力，它对结构的作用相当于静力的作用；脉动风力，又称阵风脉动，它对结构的作用是动力作用。

平均风力是风载荷的静力部分，其值等于风压和塔设备迎风面积的乘积。计算时，通常将其折算成静载荷，即在静力的基础上考虑与动力有关的系数，称风振系数。 风力计算

各计算段的外径均为Doi：Doi=Di 2 n=2800+2×20=2840mm 塔顶管线外径d0： 取d0=400mm 第i段保温层厚度 si：已知为250mm 管线保温层厚度 PS：取 PS=100mm

笼式扶梯当量宽度K3：取K

3=400

图2.1 变换炉的分段及风载荷的分布

各段平台构件的投影面积 A：取 A=9×105mm2 操作平台当量宽度K4

2Al0

塔设备迎风面的有效直径Dei是该段所有受风构件迎风面的宽度总和。 当笼式扶梯与塔顶管线布置成180°时

Dei Doi 2 si K3 K4 d0 2 pi

当笼式扶梯与塔顶管线布置成90°时,Dei取下列两式中的较大值

Dei Doi 2 si K3 K4

Dei Doi 2 si K4 d0 2 pi

风压高度变化系数可根据各计算段顶截面距地面高度hit/H查【1】7-5。 体型系数K1 风压在不同体型的结构表面分布亦不相同，对细长的圆柱形塔体

结构，体型系数K1=0.7.

风振系数K2 风振系数是考虑风载荷的脉动性质和塔体的动力特性的折算系数。对塔高H 20m的塔设备，取1.70。而对于塔高H＞20m时，则K2按下式计算

K2i 1

vi Zi

fi

在此设计中，塔高H=14 m＜20m，故风振系数K2=1.70 已求出塔设备自振周期T1=0.13s 。

查【3】表17-2，近似取衡阳地区基本风压值为350N/m2

q0T12=350×0.132=5.915

假设土地粗糙度类别为B类，则由q0T12值查【1】表7-6得 脉动增大系数 =1.47，

查表7-7得，脉动影响系数 i分别为 1=0.72， 2=0.72， 3=0.79。 第i段振型系数可根据hit/H查7-8得到 各计算段的水平风力Pi K1K2iq0filiDei×10 6 将以上讨论数据整理如表4-1

表2.1风载荷与风弯矩的计算

塔设备任意截面I I处的风弯矩MW按下式计算： I IMW Pi

lilll

Pi 1(li i 1) Pi 2(li li 1 i 2) Pn(li li 1 li 2 n) 2222

塔设备底截面的风弯矩为

0 0

Mw p1

ll1l

p2(l1 2) p3(l1 l2 3) 代入数值得 222

0 0Mw 853.45

1000300010000

3212.85 (1000 ) 21628.79 (1000 3000 ) 222

=2.76×108 1-1截面的风弯矩为

1 1

Mw p2

ll2

p3(l2 3)代入数值的得 22

300010000

21628.79 (3000 ) 22

1 1

Mw 3212.85

=1.78×108

2-2截面的风弯矩为

1 1Mw p3

l3

带入数值得 2

2 2Mw 21628.79

10000

2

=1.08×108 偏心弯矩Me（ N.mm）

Me=megl=3027×9.8×2400=7.54×107

2.2.5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2

表2.2最大弯矩选择

2.3.1筒体应力及筒体稳定性校核

有效厚度 ei(mm): 16 筒体内径Di(mm): 2800

i i

计算面上操作质量m0(Kg): 45399 44405 33450

由设计压力引起的轴向应力 1

pDi1.3 2800

==56.88Mpa

4 164 ei

此应力只存在于筒体，裙座上由设计压力引起的轴向力为0Mpa

i i

m0g

操作质量引起的轴向应力 2

Di ei

0-0截面上操作质量引起的轴向应力3.16Mpa 1-1截面上操作质量引起的轴向应力3.09Mpa 2-2截面上操作质量引起的轴向应力2.33Mpa

i i4Mmax

最大弯矩引起的轴向应力 3 ，由此式可计算出： 2

Di ei

0-0截面上最大弯矩引起的轴向应力9.83Mpa 1-1截面上最大弯矩引起的轴向应力8.72Mpa 2-2截面上最大弯矩引起的轴向应力6.87Mpa

查【1】附表D1的设计温度下16MnR的许用应力 为125Mpa，Q235的许

t

用应力 s 为75Mpa

t

载荷组合系数K等于1.2 系数A

0.0940.094 18

==0.0012

1400R/ e

根据A值查【1】图4-7得16MnR在设计温度下的系数B=136Mpa，Q235在设计温度下的系数B=90Mpa，

许用轴向压应力 cr取KB和K 中较小值

t

对内压容器圆筒最大组合压应力 2 3≤ cr， 最大组合拉应力 1 2 3≤K 就满足要求

t

数据整理如表2.3

表2.3圆筒组合应力计算及校核

实验时介质的密度 （Kg/m3）：1000 液柱高度H(mm)： 13000 液柱静压力

H

(Mpa)： 0.143 9.8h

有效厚度 ei(mm)： 16 筒体的内径Di(mm)： 2800

1 1

1-1截面的最大质量mT (Kg)： 444405

进行压力试验时，试验压力pT 1.25p

=1.25×1.3×125=1.625Mpa

125 t

查《过程设备设计》第二版附表D1得 筒体常温屈服点 s=345Mpa 1-1截面0.9K s=0.9×1.2×345=372.6Mpa 1-1截面KB=1.2×136=163.2Mpa

筒体的许用轴向压应力 cr取KB及0.9K s中较小值即

cr=163.2Mpa

由试验压力引起的周向应力 T

(pT H/9.81)(Di ei)

2 ei

当试验介质为水时， =1000kg/m3， 单位转换成Mpa的液柱静压力为所以

H

9.8

，式中H为1300cm，

H

9.8

=

1000 1300

=0.0143Mpa

9.8

r

(1.625 0.143) (2800 16)

=155.58Mpa＜0.9K s（满足要求）

2 16

试验压力引起的轴向应力 T1 重力引起的轴向应力 T2弯矩引起的轴向应力

prDi1.625 2800

==71.09Mpa

4 164 ei

1 1

44405 9.8mTg==3.09Mpa

3.14 2800 16 Di ei

T3

1 1

4(0.3Mw Me)4 (0.3 1.78 108 7.54 107)

==1.31Mpa 2

3.14 2800 16 Di ei

压力试验时最大组合压应力 T2 T3=3.09+1.31=4.4Mpa＜ cr=163.2Mpa 压力试验时最大组合拉应力 T1 T2 T3=71.09-3.09+1.31=69.31Mpa＜

cr=163.2Mpa

2.3.3裙座轴向应力校核

塔设备常采用裙座支承。被设计中选择圆筒形裙座，圆筒形裙座轴向应力校核首先选取裙座危险截面。危险截面的位置，一般取裙座底截面（0-0）或裙座检查孔（人孔）和较大管线引出孔（h h）界面处。然后按裙座有效厚 es度验算危险截面的应力。 （0-0）截面处：

（0-0）截面积Asb Dis is= ×2800×16=1.40 105mm2 （0-0）截面系数Zsb=

4

2

Dis s=

3.14

28002 16=9.87 107mm3 4

t

由前面计算知，KB=108Mpa，K s=90Mpa

裙座许用轴向应力取以上两者中较小值为150Mpa

（1）座体操作时底截面的最大组合轴向压应力应满足如下条件：

max

0 0Mmaxm0g FV0 0

≤裙座许用应力，其中FV0 0仅在最大玩具为地震弯矩

ZsbAsb

参与组合时计入此项。 故，在此， max

1.09 10945399 9.8

=14.22Mpa＜90Mpa，满足要求 9.87 1071.40 105

2.3.4基础环和地脚螺栓设计及校核

群座内径Dis：Dis=1000mm

裙座外径D0s：Dos Dis 2 es=2800+2×16=2832mm 基础环内外径计算公式分别为

Dob Dis (160~400)=2800+300=3100mm Dib Dis (160~400)=2800-300=2500mm

基础环伸出宽度b

1

(Dob Dos)=0.5×（3100-2832）=134mm 2

0 0MW Memmin

地脚螺栓承受的最大拉应力 b取 B1=和

ZbAb

0 00 0

ME 0.25MWMem0g FV0 0

中的较大值。其中FV1 1仅在最大玩具为地 B2=

ZbAb

震弯矩参与组合时计入此项。 其中基础环截面系数Zb 基础环面积Ab

44

(Dob Dib)3.14 (31004 25004)

32Dob

=

32 3100

1.69 109

4

22

(Dob Dib)=

3.14

(31002 25002)=2.64 106 4

最大拉应力 B1（Mpa）：

0 0

MW Memming B1=

ZbAb

2.76 108 7.54 10737347 9.8

=

1.69 1092.64 106

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