DN1600多层直接冷激式氨合成塔结构设计1

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1绪论

现今氨合成工艺在我国氮肥厂得到广泛的应用。展望国内氨合成塔内件可以说种类繁多，绝大多数的氨厂合成操作压力为31.36MPa。合成塔内件为传统的冷管型内件。其中三套管、单根并流、双套管式内件占大多数。此外，另有一批冷管改进型内件：比如ⅢJ型、YD型、NC型、轴径向、副产蒸汽式等。塔内换热器大部分为列管式，还有少数为螺旋式、波纹板式。小型氨厂大部分采用υ600、υ800直径塔。日产合成氨达80t、100t、150t不等。中型氨厂大多采用υ1000、υ1200直径塔。高压筒体高度为13.5～16m。日产氨200t 、250t、 290t不等。传统型内件氨净值大部分为9%～12%之间，改进型内件在12%～16%之间。合成塔阻力降0.6～1.2MPa。配置的余热回收装作吨氨副产蒸汽为600～800kg/t NH3,压力为1.3～2.5MPa。

下面简单介绍两种内件：

全冷激式内件 全冷激式内件是一种在中小型氨厂推广使用的新型内件，它与传统内件（内冷式内件）有本质区别，将圆催化剂中的冷管取消，将一个大的催化剂反应床分割为若干个小的催化剂反应床，床层之间采取冷激换热的方式将反应热一直，以便将反应能继续进行下去。冷激式内件是多层绝热、层间换热式内件中最简单的一种。它与层间水冷式内件几乎同时应用与多种合成氨厂。它具有结构简单，运行可靠的特点。此种内件根据合成系统工作压力、催化剂活性温度、催化剂温区范围、反应热回收方式等因素以及要达到的氨净值来确定催化剂床的数量。

多层换热式内件具有三大特点：

（1） 多层绝热，层间换热。用未反应的气体作为冷源，一方面将反应后的热气体热量移走；另一方面自身温度提高达到第一绝热床时的零米温度。

（2） 催化剂筐采用径向型 （3） 宽温区催化剂

对于整台合成塔，需设计和制造外壳，所设计的外壳具有一下特点： （1） 球形封头 结构成熟，使用材料较省，若采用锻件，则将增加一倍以

上的重量。

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（2） 多层包扎筒体 国内制造经验丰富。成熟可靠，材料也易于解决，设

备安全性高。

（3） 顶部大开口大平盖 便于内件安装和维修，便于催化剂装填和卸除，

大盖的安装起吊比较方便，顶部的管口易于布置。

（4） 顶部筒体密封采用双锥垫结构 密封使用成熟，密封可靠。 塔设备的作用是实现气（汽）-液相或液-液相之间的充分接触，从而达到相际间进行传质的目的。塔设备广泛应用于合成、蒸馏、吸收、介吸、萃取、气体的洗涤、增湿及冷却等单元操作。它的操作性能好坏，对整个装置的生产，产品产量、质量、成本以及环境保护、“三废”处理都有较大的影响。因此对塔设备的研究一直是工程界所关注的热点，随着石油、化工的迅速发展，塔设备的合理造型及设计将越来越受到关注和重视。

氨是最为重要的基础化工产品之一,其产量居各种化工产品的首位;同时也是能源消耗的大户,世界上大约有10%的能源用于生产合成氨。氨主要用于农业,合成氨是氮肥工业的基础,氨本身是重要的氮素肥料,其他氮素肥料也大多是先合成氨、再加工成尿素或各种铵盐肥料,这部分约占70%的比例,称之为“化肥氨”;同时氨也是重要的无机化学和有机化学工业基础原料,用于生产铵、胺、染料、炸药、制药、合成纤维、合成树脂的原料,这部分约占30%的比例,称之为“工业氨”。未来合成氨技术进展的主要趋势是“大型化、低能耗、结构调整、清洁生 产、长周期运行”。

在合成氨流程中，氨合成塔是其最主要的部分。氨合成装置的结构也是种类繁多，具体情况如下。

（1） 按触煤层反应热的取走方式分类

触煤层反应热的取走方式有两种：内冷式和冷激式。 （2） 按触煤层气流反向分类

触煤层的气流方向也有两种：轴向——气体沿塔的轴向通过触煤层；径向——气体在触煤层内作径向流动。

轴向合成塔 径向合成塔 轴径向合成塔

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（3） 按外形分类 立式合成塔 卧式合成塔 球形合成塔

（4） 按合成塔氨日产量分类

大型合成塔（日产1000t以上，包括1000t） 中型合成塔（日产150t左右） 大型合成塔（日产50t左右）

三种冷激式合成塔：

（1） 多层轴向冷激式合成塔 （2） 三层冷激式径向合成塔

（3） 两层径向冷激式合成塔（托普索型）

国内外氨合成工业的发展状况

合成氨是重要的化工产品，可以制成尿素、硝酸按和碳酸氢氨等氨素肥料。合成氨工业是氮肥工业的基础，对农业生产起着重要作用。人们常称合成氨为高能耗产品。这有两层含义，一为氨本身热值较高，气氨的热值为22.488×106kJ/t， 二为生产过程中损耗了大量能量。目前常规的合成氨技术能量消耗占总成本的 70%，加上合成塔的庞大及工艺流程的复杂，使合成氨工业具有投资大、能量消耗巨大、停产维修困难、运行费用高等缺点。目前，我国中小型化肥厂的能耗为 44×106~71×106kJ/t;而国外先进的制氨工艺己降至30×106kJ/t左右。因此降低 合成氨的能耗，简化工艺过程，成为合成氨研究的一个重要方向。

(1) 国内合成氨工业发展的现状

在国内，七十年代之后，氨合成工艺的合成压力是逐年递增。与国外合成氨 工艺的合成压力逐年降低的趋势恰恰相反。目前普遍采用31.4MPa高压操作，致 使能耗高居不下。大化肥和小化肥的科技进步与技术改造过程充分表明，合成氨 工业的技术进步趋势是企业上规模，研发和使用节能型低温低压高活性氨合成催 化剂，降低合成压力再辅以先进的工艺和设备，才能达到节能降耗的目的。

中国合成氨生产是在20世纪30年代开始的[6]，经过几十年的努力，我国现有大型(30万吨/年)合成氨厂31家、中型56家、小型828家。近几年我国合

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成氨产量约3000多万吨，2005年需求约为3500万吨，都居世界首位，是美国的2倍。合成氨工业每年消耗煤炭4000多万吨(标煤)、电力400多亿kwh、就业人数近百万人。

在大中小三类企业中，引进的大型装置的能耗接近国外水平，而中小企业(占 全国总产量的52.14%)的成本远高于大型装置，其能耗则高出先进水平近一倍。 巨大的经济利益始终推动着合成氨工业及其催化剂的技术进步与发展，降低能耗 是合成氨工业技术进步的核心。

(2)国外合成氨工业发展的现状

自本世纪20年代第一座合成氨装置投产以来，到60年代中期，合成氨工业在欧洲、美国、日本等地区已发展到相当高的技术水平。美国Kelofgg公司首先开发出以天然气为原料、日产干吨的大型合成氨装置，在美国投产后，使吨氨能耗达到42.OGJ的先进水平。与此同时，美国Braun公司、丹麦Topsoe公司、英 国ICI公司、日本Toyo公司等世界各大制氨公司，也都积极从事制氨技术的开 发工作，形成了各具特色的工艺路线，如丹麦Topsoe公司和英国Icl公司在以 轻油为原料的制氨技术方面，处于世界领先地位，这是合成氨工业发展史上第一 次技术变革和飞跃。70年代中期，由于世界石油危机，能源价格不断上涨，严 重冲击着世界石油危机，能源价格不断上涨，严重冲击着合成氨工业，造成成本 上升、经济效益下降，在这种严峻的形势下，世界上各合成氨大公司都以节能为 目标，竞相开发出各具特色的节能型新工艺流程，合成氨工业在80年代又经历 了第二次突破性的技术变革。如美国Kellgog公司、Braun公司、KTI公司、丹 麦Topsoe公司、英国ICI公司、德国Uhde公司、意大利Mnoetdsno公司等都积极开发新流程及与新流程相适应的高效催化剂和新设备，借以提高制氨技术在世界上的竞争能力。

近年来，为了节能降耗、增加产量，在传统工艺的基础上，国内外均推出了 一系列节能型氨合成工艺技术及流程，其主要改进的目的是增加氨合成转化率 (提高氨净值)、降低合成压力、减小合成回路压降、合理利用能量。 (3)合成氨工业的发展

近年来 ,氨合成工艺技术已取得长足进步。特别是市场经济体制的建立 ,各氮肥企业为了在市场竞争中走在前列 ,纷纷围绕节能降耗 ,加大技改力度 ,为氨

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合成技术的新发展提供了一个平台。在此形势下 ,各企业对氨合成装置的要求 ,逐渐由以前的强化高负荷生产转变到现在的轻负荷低消耗运行模式上来。因此氨合成的关键设备合成塔 ,在同等规模条件下 ,也逐渐的被大塔取代 ,出现了“大马拉小车”的局面。一些υ1200、υ1500、υ1600、υ1800、υ2000 的大直径塔逐渐被研制来 ,并投入到工业生产中去。伴随着大直径塔的使用 ,氨合成系统工艺运行条件发生了变化。低温低压氨合成催化剂的应用 ,也是企业节能降耗可行途径之一。

大直径塔及低温低压催化剂的使用 ,加大了企业的设备投入。企业势必采取各种措施保持装置长周期运行 ,以求得更多的有效生产时间。因此 ,原料气的净化度高 ,避免催化剂中毒 ,至关重要。积极使用原料气净化新技术 ,实现原料气微量 （CO+ CO2）趋近于“零”,避免铜液、油水入塔 ,最大限度的减少毒物对催化剂的影响将会被人们逐渐重视。

降低能耗始终是合成氨工业技术进步追求的目标。合成氨工业技术进步的发展趋势是开发与采用新型低温低压高活性催化剂，降低合成氨压力达到降低能耗的目的。 随着氨合成工业技术的进步，世界各国的氨合成塔均向低能耗，高效率的方向发展。合成塔设计是多学科发展的高科技产物，它依赖于合成氨工艺的发展，合成触媒的开发，高强度抗腐蚀材料的研究，乃至计算机辅助手段的综合发展而逐步完善的。我国合成塔设计落后于其他发达国家，在一定意义上，主要是受压力容器制造技术的限制和高强度抗腐蚀材料研究的缓慢。随着我国改革开放和科学技术的迅速发展，我国合成塔的设计，必将有一个新的飞跃。

氨合成塔的工作原理简述

在高压、高温下用来使氨气和氢气发生催化反应以进行氨合成的设备。氨合成塔使合成氨厂的心脏，使一种结构复杂的反应器。

现在工业上氨合成是在压力 15.2~30.4Mpa、温度 400~520 ℃下进行的，为防止高压、高温下氢气对钢材的腐蚀，氨合成塔由耐高压的封头、外筒和装在筒体内耐高温的内件组成。内件外由保温层，操作时进塔的冷气体流过内、外筒间的环隙，从而避免外筒温度过高。这样，外筒只承受高压，可用低合金高强度钢制作。内件虽然是在高温下操作，但是只承受氨合成塔进出口压力差，可用耐热镍铬合金钢制作。内件包括催化剂筐和换热器两个主要部分，筐内装

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铁催化剂，氨合成反应在此进行。从催化剂筐出来的热气体温度通常在460℃以上，进入氨合成塔的冷气流体温度根据流程不同，有的为20~30℃，有的可达140℃以上。为了使进入氨合成塔的气体能加热到反应温度，同时又能冷却反应后的气体，在塔内还设有换热器。换热器有列管式，螺旋板式和波纹板式，其中列管式采用最多。氨合成催化剂在开车之前必须还原，还原需要提供一定的热量，为此中小型氨合成塔内部装有电加热器，大型氨合成塔则采用塔外设置开工加热炉的办法来解决。在给定的铁催化剂和压力下，氨合成温度不同，反应速度也不同。对于一定的氨含量，氨合成反应速度最大时的温度称为最佳温度，此最佳温度随着氨含量增大而降低，由于氨合成为放热反应，催热机床层的温度将随着反应进行而不断升高。为使氨合成反应能在接近最佳温度下进行，需要采取措施一走多余的热量，工业上按传热方式区分催化剂筐的类型。 内部换热式 又称连续换热式。特点是在催化剂床层中设置冷却管，通过冷却管进行床层内冷热气流的间接换热，以达到调节床层温度的目的。冷却管形式有单管、双套管和三套管之分，根据催化剂床层和冷却管内气体流动的异同，又有逆流式和并流式冷却管之分。以并流双套管式氨合成塔为例，气体从塔顶部进入，在环隙中沿塔壁而下，经换热器壳程后到分器盒，分散到各双套管的内冷却管，到管顶折至外冷却管，气体倍于热岛铁催化剂的活性温度（通常为400℃），再流经设有电加热器的中心管。从上而下通过催化剂床层，氮气和氢气在此反应后，出催化剂筐，通过换热器管程降低温度，出合成塔。为控制催化剂温度不致过高，有少量气体从冷气旁路管进入塔内，不经换热器壳程，而直接与已预热的气体混合。

间断换热式 主要特征是反应和换热间断进行。催化剂床层分为若干段，在段间通入的未预热的氮氢混合气体用以直接冷却，称为多层直接冷激式氨合成塔。

按床层内气体流动方向不同，分为沿中心轴方向流动的轴向氨合成塔和沿半径方向流动的径向氨合成塔。它们结构简单，易损部件少，内件比较稳妥，多被大型氨厂采用。

下面简单介绍两种内件：

全冷激式内件 全冷激式内件是一种在中小型氨厂推广使用的新型内件，它

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与传统内件（内冷式内件）有本质区别，将圆催化剂中的冷管取消，将一个大的催化剂反应床分割为若干个小的催化剂反应床，床层之间采取冷激换热的方式将反应热一直，以便将反应能继续进行下去。冷激式内件是多层绝热、层间换热式内件中最简单的一种。它与层间水冷式内件几乎同时应用与大、中型合成氨厂。它具有结构简单，运行可靠的特点。此种内件根据合成系统工作压力、催化剂活性温度、催化剂温区范围、反应热回收方式等因素以及要达到的氨净值来确定催化剂床的数量。

多层换热式内件 多层换热式内件具有三大特点：

（1） 多层绝热，层间换热。用未反应的气体作为冷源，一方面将反应后的热气体热量移走；另一方面自身温度提高达到第一绝热床时的零米温度。

（2） 催化剂筐采用径向型 （3） 宽温区催化剂

对于整台合成塔，需设计和制造外壳，所设计的外壳具有一下特点： （1） 球形封头 结构成熟，使用材料较省，若采用锻件，则将增加一倍以

上的重量。

（2） 多层包扎筒体 国内制造经验丰富。成熟可靠，材料也易于解决，设

备安全性高。

（3） 顶部大开口大平盖 便于内件安装和维修，便于催化剂装填和卸除，

大盖的安装起吊比较方便，顶部的管口易于布置。

（4） 顶部筒体密封采用双锥垫结构 密封使用成熟，密封可靠。 本设计详细介绍了多层直接冷激式氨合成塔的内件、工艺流程、生产操作数据、设计主要控制指标、关键设备尺寸及制造工艺。

而本次课题主要研究氨合成塔的结构确定、材料的选定、主要尺寸的选定、强度计算和校核、主要零部件制造工艺以及多层冷激式氨合成塔的特点。

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2 DN1600多层直接冷激式氨合成塔结构设计

2.1 主要设计参数：

根据氨合成塔生产工艺的需要，采用并流双套管式氨合成塔，其主要设计参数：

设计压力 / MPa 31.4 设计温度 / ℃ 筒体280，底部380 工作介质 N2、H2、CH4、NH3、Ar 设备内径 / mm υ1600 设备容积 / m3 20

密封形式 双锥（设备大开口） 容器类别 三类

主要材质 12Cr2-Mo1R、12Cr2-MoL

2.2 主要设计尺寸的确定:

根据设计任务书要求设计压力取31.4MPa。因该热壁塔冷激气采用反应气，塔壁最高工作温度达280℃，底部为合成气出口，根据合成氨工艺，合成气最高温度达380℃，筒体、底部锻件设计温度分别取280℃和380℃。考虑氨合成塔使用寿命，腐蚀裕度应取2mm。

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氨合成塔外壳顶部采用圆形平盖，与端部法兰之间用24个M140×4的大螺

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栓紧固，并采用双锥密封结构。顶盖外径为υ2080mm，厚度为δ380mm。螺栓中

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心圆直径为υ1850mm，材料为1Cr5Mo。端部法兰采用20MnMo锻件堆焊0Cr18Ni9，

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其尺寸为υ2080/υ1600，H=780mm，离端面340mm处分4个分流气接口，端部法

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兰与长度为L=8639mm的筒体相接。四层热套筒体由4节厚度δ≥159mm的筒节

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组成。筒身材料为珠光体耐热钢 12Cr2-Mo1R和低合金高强度钢13MnNiMoNbR，

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筒身与底部球形封头相焊。球形封头采用单层厚度为δ100mm的12Cr2-MoL材料

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热冲压成形，球形封头中心焊有DN350mm的中心接管，四周开有DN187mm卸触煤接口和DN125气体入口各2个，结构密集紧凑。球底接管与废热回收器进气口相

e1e2f1～h1～c1～～b1～连，采用大口径0Cr18Ni9不锈钢透镜垫密封。氨合成塔外壳外型示意图见图2.1

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所示。

图2.1 多层直接冷激式氨合成塔

2.3 设计与分析

该氨合成塔外壳对外连接的接口以及与内件相连接的接口均集中在顶部或底部，中间筒体不开孔。因此结构设计要点：顶部的关键是DN1600mm的大开口双锥密封结构，其次是中部筒体的四层热套结构以及底部封头上5个大口径接管的结构处理。现分别做如下说明。

2.3.1 四层热套筒体设计 1筒体厚度计算

氨塔外壳筒体设计温度达到280℃，介质含有氢气，根据HG20581-1998《钢制化工容器材料规定》及GB150中的相关计算 ，若筒体材料全部采用14Cr1MoR，则由厚度计算公式??PcDi及设计任务书给定参数和GB150中查到的相关t2[?]??Pc数据可计算得筒体厚度211mm。而国内传统常用射线无损检测厚度只能达到200mm，因此为解决射线无损检测厚度局限性问题，必须减薄筒体总厚度。因此除内筒外，中外筒选用国产低合金高强度钢13MnNiMoNbR，这种材料许用应力高达190Mpa。通过内中外筒不同厚度组合反复计算，并考虑卷板能力及材料采购方便，降低制造成本，确定筒体采用四层不机加工热套筒体结构。筒体内筒材质采用12Cr2-MoL，厚度45mm；中一、中二、外筒材质采用13MnNiMoNbR，厚度都为38mm。筒体名义厚度最终确定为δn=45+3?38=159mm。为了保证焊接质量，对筒体材料作了相应要求： 12Cr2-MoL板材应符合GB150第四章关于材料的规定，13MnNiMoNbR板材应符合GB6654-1996的规定，使用状态：正火+回火。并逐张进行超声波探伤检查，符合JBT4730-2005Ⅱ级要求。 13MnNiMoNbR板材硬度HB≤200.

2筒体长度计算

法兰内圆柱体积：

V1??R2?H?3.14?16002?780?6.27?109mm3

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球形封头体积：

34?R34?3.14?1600V2???5.14?109mm3

33筒体全长L?V?V1?V2?8639mm，取L=8639mm

?R2因此筒体全长共分为4节，为了保证塔内件放入塔体内后塔内件和筒体套合面达到较好的紧贴效果，单层圆筒同一截面的最大内径与最小内径之差要不大于2mm，单层圆筒的直线度公差为1mm。单层圆筒纵焊缝套合表面均需修磨工，不需保留焊缝余高、错边、咬边，并使其圆度和筒身一致，用样板检查，应符合GB150-1998中的10.7.1.3条规定。单层圆筒应进行消除应力热处理。

2.3.2 顶部结构设计

螺栓设计。初步考虑M125×4、M140×4这2种螺栓直径作对比设计。双锥密封结构螺栓中心圆直径，在GB150中对端部结构推荐有简便公式：Db≥D2+1.5dB。Db―—主螺栓中心圆直径，mm；D2 -----双锥密封槽外径，mm；dB -----螺栓公称直径，mm。按简便公式与考虑液压拉伸器操作空间后的螺栓中心圆直径分别计算的结果列于表2.1。

表2.1 不同螺栓直径的螺栓中心圆直径 螺栓公称直径 螺栓个数/个 简便公式 M125×4 32 2030 M140×4

从表1可以看出，用M125×4比用M140×4需增加8个螺栓，为了减少大直径螺栓的攻丝工作量及端部法兰的刚性等问题，则本设计最终确定采用24个M140×4的大螺栓连接尺寸。螺栓材料采用国产低合金高强度钢40CrNiMoA，是目前列入GB150中的强度最高的螺栓用钢。

大开口的密封设计。因为DN1600mm大开口密封结构是高温、高压容器中密封直径较大的尺寸。则本设计决定采用半自紧式双锥密封结构以适应高温、高压

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中心圆直径Db 考虑液压拉伸器操作空间 2050 24 2050 2050 南华大学机械工程学院毕业

且有波动工况的需要。又由于设备直径达DN1600mm，国内无法解决宽幅面，而δ=1mm薄纯铝板可作为软金属覆盖双锥环硬金属面，因此，本设计采用增加铝垫厚度来弥补铝垫拼接接头的问题，铝垫厚度由原来的1.0mm增至2.0mm。

2.3.3 顶盖设计

顶盖是氨合成塔的重要部件之一，很多塔外的接口都开在顶盖上，DN1600大开孔密封面也是在顶盖上，因而顶盖结构设计及材料选择极为重要。根据设计任务书给定直径DN1600、设计压力31.4MPa、设计温度280℃完全符合GB150附录G双锥密封环密封规定的适用范围，DN1600mm大开口密封采用半自紧式双锥密封结构，顶盖结构按GB150附录G设计。国内常用在顶盖材料的碳素钢和低合金锻件有35、20MnMo、1Cr5Mo、20MnMoNb等，根据设计条件HG20581-1998《钢制化工容器材料规定》查图6-1碳素钢及珠光体耐热钢在氢气中加的使用限制，35、20MnMo、20MnMoNb都不合适，若使用，则与介质接触的部分必须堆焊0Cr18Ni9不锈钢，这样提高制造难度、制造质量不容易保证、增加制造成本并延长了制造周期，而且经过强度计算所需厚度远远超过GB150规定范围。故该顶盖材质应采用1Cr5MoIV锻件，经过强度计算顶盖计算厚度472mm，考虑厚度附加量和制造等各方面的原因，顶盖名义厚度最终定为480mm。根据GB150表4-1对1Cr5Mo锻件厚度规定1Cr5Mo厚度应≤500mm，此处已经超过GB150规定厚度，许用应力还是按GB150表4-1 500mm厚时许用应力选取。锻件化学成分和力学性能见下表2.2、表2.3。

表2 1Cr5Mo锻件的化学成分 钢号 化学成分% C Si Mn Mo Cr ≤0.50

≤0.60 1Cr5Mo ≤0.15 P S Ni ≤ 0.45-0.65 4.00-6.00 0.030 0.020 0.50 Cu 0.25 表2.3 1Cr5Mo锻件的力学性能

钢号 热处回火拉伸试验 理状温σb σs δ5 态 度℃ MPa MPa ≥ MPa ≥ 第 19 页 共 70 页

冲击试验 试验AKV, 温度 J ℃ ≥ 硬度试验 HB

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1Cr5Mo Q+T 680 590-760 390 18 20 34 174-229

2.3.4 底部球形封头设计

底部球封头由于与介质接触且设计温度也为280℃，球封头材质应必须选用与筒体相同的珠光体耐热钢12Cr2-MoL，12Cr2-MoL板材要求与筒体要求相同。球封头计算厚度按GB150第五章中计算公式??PcDi 计算可得??84.21mm,考t4?????Pc虑球封头厚度附加量、冲压减薄量及开孔补强的要求，球封头名义厚度最终定为δn=108mm。筒体名义厚度为δn=159mm，筒体与封头对接处厚度相差51mm，若将球封头名义厚度增加至筒体名义厚度159mm，则必须在本次设计中采用加强箍结构，有效解决筒体与球封头不等厚问题。此种结构具有结构合理，使用安全，制造简单，成本低廉等优点。具体结构见图2.2。根据设计条件球底封头需开5个大口径接管：底封头中心设置了DN350mm的大开孔，内件的中心管将插入孔内组合密封；距离中心线600mm对称布置2个DN180mm卸触煤口；与球封头中心线成35℃布置2个DN125mm冷激管口。5个接口与球形封头的焊接均采用全焊透结构，焊缝均作100%UT、MT检查。为了保证接管焊缝的质量，将球封头加工如下图2.3对接坡口，更有利于无损检测。由于UT要求表面粗糙度达到3.2μm，在本次设计中5个接管内孔均有二次加工量，均需二次加工来达到UT所需表面粗糙度3.2μm要求。在开孔补强计算中，DN350mm中心孔接管与其他四孔均符合GB150标准规定的联合补强条件，在开孔补强计算时应进行联合开孔补强校核。详见强度计算书。由于球底底部DN350mm开孔是热气出口，球底开孔处与球底接管一起采用堆焊0Cr18Ni9不锈钢。

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260°2φ18355°5°

图2.2加强箍结构

2R1025°5°010φ360φ380φ396

图2.3对接坡口

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2.3.5 端部法兰的设计

DN1600 大开孔密封采用半自紧式双锥密封结构，端部法兰结构采用GB150筒体端部结构。由于端部法兰与筒体相焊，端部法兰材料要求焊接性能好，又加上此塔直径较大，这就要求端部法兰材料必须选用高强度材料，最终选定常用的20MnMo锻件作为端部法兰的材料。由于设计温度高达280℃，端部法兰与介质接触的部分容易产生氢腐蚀，因而与介质接触的部分采用堆焊0Cr18Ni9不锈钢。堆焊在该设计温度下，不会产生剥离、脱离等现象。完全满足设计要求。堆焊在粗加工后进行，堆焊前需预热，预热温度≥150℃。堆焊过渡层需进行100%UT+100%PT,堆焊过渡层需进行消除应力退火热处理；堆焊面层后进行100%PT,，符合JB/T4730-2005标准I级。端部法兰上主螺孔设计如图2.4。主螺孔有效螺纹深度按GB150标准公式h1≥（1.3～1.5）dB=182～210mm，取h1=180mm，主螺孔深度hS=200mm。端部法兰设有4个DN150分流气入口，分布在0°、90°、180°、270°方位上，孔中心线离端部法兰端部距离由主螺孔中心圆直径、主螺孔直径和深度、管口螺纹法兰螺孔中心圆直径、螺孔直径和深度等尺寸通过放样确定，最终定为430mm。为方便4个螺纹法兰螺孔加工、螺纹法兰装配，端部法兰外圆应加工4个υ400平面，深度为18mm。与筒体对接处名义厚度δn确定，按GB150不小于按内压确定的圆筒的名义厚度。根据计算GB150公式计算的计算厚度为175.2mm，考虑其他因素取δn=182.5mm。端部法兰外径确定：根据GB150计算公式D0≥Db+1.8d B=1850+225=2075mm。取D0=2080mm。端部法兰总高确定：端部法兰外缘倾角α按GB150有两种角度30°，45°，此氨塔按45°设计。端部法兰外缘长度h≥hS+ d B=200+125=325mm，由于内件安装在端部法兰上，结构原因h=679mm。总高H=679+51+50=780mm。

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120°3240210120°φ140.5图2.4端部法兰上主螺孔设计

2.3.6 支座的设计

氨合成塔是通过支座固定的。根据设备的重量、结构、承受的载荷以及操作和维修等要求等才能选定本设计中氨合成塔的支座型号。则根据设计任务书的参数及本设计的计算数据可确定此氨塔设备是重型设备，因此根据GB150中的支座的相关规定，本设计氨塔设备的支座选定为框式支座。框式支座结构简单轻便，可直接把设备载荷传到较低的基础上。另外，它还比其他型式的支座提供较大的操作、安装和维修空间。

2.3.7 开孔补强的设计

当圆筒内径Di＞1500mm，开孔最大直径d≤Di/3，且d≤1000mm时；凸形封头的开孔最大直径d≤Di/2时，可以采用等面积补强。本设计符合该条件，所以可以采用等面积补强。

内压容器的圆筒、球壳开孔后所需的补强面积为A=dδ+2δδet(1-fr)；平盖的开孔直径d≤0.5Di时，所需补强面积为A=0.5dδ。

补强材料与圆筒、球壳、平盖的材料相同。

2.3.8 DN350球底接管设计

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DN350球底接管是氨塔内件热气出口，由于氨合成塔气温高达450℃左右，且氨塔内件结构决定了该球底接管内壁有部分与介质接触，这就要求球底接管材料耐氢腐蚀，根据开孔补强计算要求球底接管要采用整体锻件补强，为了避免球底接管与球封头异种钢焊接处耐氢腐蚀，球底接管应采用14Cr1Mo IV，内表面采用堆焊0Cr18Ni9。

2.3.9 容器焊接、热处理及检验要求

单层筒体纵焊缝采用埋弧自动焊，端部法兰及球底封头与筒体环焊缝采用焊条电弧焊+埋弧自动焊，其他采用焊条电弧焊。焊条采用：20MnMo与14Cr1MoR、13MnNiMoNbR之间采用E5015（J507），14Cr1MoR之间、14Cr1MoR与13MnNiMoNbR之间采用E5515-B2(R307),堆焊层0Cr18Ni9与14Cr1MoR之间采用E309-16（A302），20MnMo与14Cr1MoR、13MnNiMoNbR之间焊丝H10MnSi，焊剂HJ431，14Cr1MoR 之间、14Cr1MoR与13MnNiMoNbR之间采用H08CrMoA，焊剂HJ350，13MnNiMoNbR之间采用H08Mn2MoA，焊剂SJ101。A、B类焊缝，热影响区HV10≤220。焊接规程按JB/T4709-2000规定。

内筒纵缝和球底接管与球封头焊后立即消氢处理，单层圆筒成形后进行消除应力热处理，球底接管和端部法兰堆焊过渡层需进行消除应力退火热处理，壳体组焊件消除应力热处理。

壳体A、B类焊接接头100%RT+20%UT+100%MT，堆焊过渡层需进行100%UT+100%PT，堆焊面层后在进行100%PT。热处理前后、水压试验前后壳体A、B类焊接接头还应进行100%MT，符合JB/T4730-2005标准RT II级，底片质量AB级，MT、PT I级。

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3 主要受压元件强度计算及校核

3.1 筒体强度计算及校核

3.1.1 设计温度下筒体的计算厚度

由于筒体采用两种不同材质（14Cr1MoR和13MnNiMoNbR）热套的，故筒体两

tt［σ］δ［σ］δ211?2σ?=种材料在常温下综合许用应力应按GB150-1998公式3-2：?δ1?δ2计算。假定筒体由一层δ1=45mm14Cr1MoR和三层δ2=3×38=114mm13MnNiMoNbR热套组成，查GB150-1998表4-1：

σ?1=172MPa 在20℃常温下：14Cr1MoR（δ1=45mm）的许用应力为?20σ?2=190MPa 13MnNiMoNbR（δ2=3×42=114mm）的许用应力为?202020?σ?1δ1??σ?2δ2172?45?190?114σ?=所以：?==184.9MPa

20δ1?δ245?114σ?1=147.6MPa 在280℃温度下：14Cr1MoR（δ1=45mm）的许用应力为?280σ?2=190MPa 13MnNiMoNbR（δ2=3×38=114mm）的许用应力为?280280280?σ?1δ1??σ?2δ2σ?=所以：?280δ1?δ2=

147.6?45?190?114=178.0MPa

45?114PCDi圆筒计算厚度 δ= （3-1） t2?σ?υ?PC式中： Pc-----计算压力，MPa；因液柱静压力小于5%的设计压力，故Pc=P=31.4MPa

Di-----圆筒的内直径，mm；按设计参数取Di=υ1600

t?σ?-----设计温度下圆筒许用应力，MPa

υ———焊接接头系数，按GB150-1998取υ=1.0

σ?υ 式（3-1）的适用范围为：PC≤0.4?t31.4MPa≤0.4×178.0Mpa=71.04MPa 符合式（3-1）的适用范围

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则δ=

2?σ?υ?PCtPCDi=

31.4?1600=154.78mm

2?178.0?1?31.4则圆筒名义厚度取δn=159mm

3.1.2 压力试验时应力校核

σ?t≤0.9υσ压力试验允许通过的应力水平：?s

其中：σs———圆筒材料在试验温度下的屈服点，MPa

由于筒体采用两种不同材质（14Cr1MoR与13MnNiMoNbR）热套的，故筒体材料在试验温度下材料屈服强度按屈服强度低的14Cr1MoR，σs =310MPa。

σ?t≤0.9υσs=0.9×1×310＝279MPa 所以：?试验压力下圆筒应力：σT=

pT(Di?δe) （3-2）

2δe式中：δe———有效厚度，mm；δe=δn-（C1+C2）=156 mm

PT———试验压力，MPa；PT=1.25P

?σ? t?σ??σ?根据GB150-1998应取各元件比值的最小值，故取1 t?σ?则PT=1.25P

?σ?=1.25×31.4×1＝39.25≈39.3MPa t?σ?pT(Di?δe)39.3?(1600?156)==221.19Mpa

2δe2?156将PT代入（3-2）得：σT=

σT＜?σ?t 故圆筒强度满足液压时强度要求

3.2 球形封头强度计算及校核

封头的计算厚度 δ=

PCDi （3-3） t4?σ?υ?PC式中：Di———封头的内直径，mm；按设计参数取Di=υ1600mm

t280?σ?———设计温度下圆筒的许用应力，?σ?=157MPa

υ———焊接接头系数 ，υ=1.0

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σ?υ 式(3-3)的适用范围为Pc≤0.6?t31.4MPa≤0.6×157=94.2MPa 符合GB150-1998公式适用范围 则δ=

2?σ?υ?PCtPCDi=

31.4?1600=84.21mm

4?157?1?31.4设计厚度δd=δ+C2

C2-----腐蚀裕量，mm；按设计参数取C2=3mm

所以δd=84.21+2=86.21mm 圆整后取封头的有效厚度δe=88mm 根据经验球形封头冲压时减薄量取16mm，故球形封头名义厚度最终定为δn =108mm

3.3 端部强度计算及校核

3.3.1 主螺栓受力计算

垫片压紧力作用中心圆直径DG：

DG=D1+2B-

A?Ctgα （3-4） 2式中：D1 ———双锥环内圆柱面直径， D1=1545mm；

A———双锥环高度， A=108mm； B ———双锥环厚度， B=43mm； C ———双锥环外侧面高度， C=54mm； α———双锥环密封面锥角，α=30°； 代入式（3-4）得 DG=1545?2?43?双锥环的截面积f：

A?Ctg?=1615.41mm 2?A?C?2

f=AB-??tgα=4223.11mm；

?2?径向间隙g：

g=（0.1%～0.15%）D1 ，此处取g= 0.1% D1 =1.545mm； 内压引起的总轴向力F：

2Pc=0.785×1615.412×31.4=64322785N （3-5） F=0.785DG2第 27 页 共 70 页

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双锥环自紧作用的轴向分力FP ：

FP=1.57DGbPctg(α?ρ) （3-6）

式中：b ———双锥环的有效厚度，mm；b=

1（A+C）=81mm； 2ρ———摩擦角，按GB150：钢-铝ρ=15°；

FP=1.57×1615.41×81×31.4×tg(30°-15°)=1728421N；

双锥环回弹力的轴向分力FC ：

FC=3.14f

2gEtg(α-ρ) （3-7） D1式中E ———弹性模量，MPa；查GB150-1998表F5得E=191.6×103MPa

FC=3.14×4223.11×

2?1.545×191600×tg15°=1361570MPa；

1545作用于法兰内径界面上的流体压力引起的轴向力FD：

FD=0.785Di2pc

其中：Di———端部法兰计算内直径，Di=1600mm； 代入得 FD=63101440N；

由以上计算可得操作状态下螺栓受力WP：

WP=F+FP?FC=64322785+1728421+1361570=67412775N； 预紧状态下螺栓受力Wa：

πsin(α?ρ) Wa=DG(A?C)y

2cosαcosρ其中：y ———比压力，y=60.7

sin(30??15?)πWa=×1615.41×（108-54）×60.7×=7009645.5N；

cos30?cos15?2 操作状态下所需螺栓总截面积AP： AP=

σ?b其中：?

280

?σ?WP280b

280σ?b=261MPa ——— 设计温度下主螺栓许用应力，?第 28 页 共 70 页

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AP=

674127752

=258286 mm； 261 预紧状态下所需螺栓总截面积 Aa： Aa=

Wa ?σ?bσ?b ———常温下主螺栓许用应力，?σ?b=306MPa 其中：?Aa=

7009645.5=22907 mm2 ；

306 需要的螺栓面积Am应取AP与Aa之间最大值，故Am=258286mm2；

实际螺栓总截面积Ab ：

ππ Ab=ndr2=24×?134.82=342516mm2 ；

44其中：dr———主螺栓光杆部分直径，dr=134.8mm；

n———主螺栓数量，n=24个；

Ab=24×π?134.82=342516mm

4因为Ab> Am，所以主螺栓合格 预紧状态下螺栓设计载荷W2：

2

；

W2=0.（5Am?Ab)?σ?b?0.5?(325398?342516)?306?102190842N。

3.3.2 端部法兰的强度计算和校核

1 端部法兰与筒体连接处的名义厚度δn的计算

根据GB150-1998规定：端部法兰与筒体连接处的名义厚度δn不得小于按内压确定的名义厚度，故δn ≥

PcDi+C, C=C1+C2； t??2συ?Pc

考虑堆焊Di=1600mm；焊缝系数υ=1；端部法兰是锻件 C1=0 ，内表面堆焊为

不锈钢，C2=0，因而C=0；查GB150表4-3端部法兰设计温度下许用应力

280?σ?=177MPa，

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δn ≥

2?σ?υ?PctPcDi+C=

31.4?1816+0=155.73mm

2?177?1?31.4取δn =159mm

2 应力校核

符号意义见图3.1

（D0-Di)/2O'Oha1asHg/2JcJ0δnHgHg-hJsO\J1

图3.1端部法兰纵向截面

其中：D0 ———端部法兰外径，D0=2080mm B=

?D0?Di?2?C2??2080?1600??0=240mm

2A1?hB?679×240=162960mm

δe?δn?C2?159-0=159mm As??Hg?h??δe?B?2?

?760?679??159?240??16159.5 mm

2

2第 30 页 共 70 页

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Bh3240?6793I1???6260936780mm4

1212Is??Hg2?h?δe?4δeB?B23?36?δe?2B??

4

3?760?679??1592?4?159?240?2402?==5441032.68 mm

??36159?2?240

J1?Hg? Js?h679?760??420.5 mm 22??Hg?h??δe?2B?3?δe?B??760?679??159?2?240??43.24 mm

3?159?240? Jc?A1J1?AsJs162960?420.5?16159.5?43.24?386.5mm ?162960?16159.5A1?As α1?J1?Jc?420.5-386.5=34 mm αs?Jc?Js?386.5-43.24=343.26 mm

J0?Jc?Hg2?386.5?760?6.5 mm 2Ic?2I1?A1a12?Is?ASas2

4

=26260936780?162960?342?5441033?16159.5?343.262=16717583000mm

????（3）作用于端部法兰纵向截面的弯矩：

M?

?1??1?2????δ?C?DF?D?DF?D?DF????n2iDbGbGp??pcDiHgJ0=

6.28?33???????1??1600?2????159?0??63101440?1850??1616.05?64373762?1850?1616.05?1774605?????6.28?33???????31.4?1600?760?6.5??781614056N?mm

（4）端部法兰纵向截面的抗弯截面系数:

Zg?Ic16717583000?43253774mm3 ?386.5Jc第 31 页 共 70 页

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（5）端部法兰纵向截面的弯曲应力校核：σm?Mt??σ?f Zg σm?M?781614056t??18.07??=σ?f=280 Mpa；合格

43253774Zg3.3.3 顶盖的强度计算和校核 1 螺栓连接的圆形平盖计算

该顶盖属于GB150-1998表7-7中13#螺栓连接的圆形平盖 预紧时的结构特征系数：

K1=

1.78WaLG 3PcDG其中：LG———螺栓中心至垫片压紧力作用中心线的径向距离，116.725mm

K1=

1.78?102190842?116.725?0.1128

31.4?1816.553操作时的结构特征系数：

K2=0.3+

1.78WpLG3PcDG?0.3+

1.78?67574570?116.725?0.406 331.4?1616.05平盖危险径向截面上各开孔宽度之和：Σb=d1?d2=280+100=380 平盖开孔强度削弱系数：

V=

DG?Σb1616.05?380=?0.765 DG1616.05考虑开孔后K系数： 预紧时的结构特征系数：K1=

K10.011==0.014 v0.765K20.406=?0.5307 v0.765操作时的结构特征系数：K2=预紧时状态下计算厚度:

280280?σ?———设计温度下顶盖许用应力，Mpa；?σ?=197Mpa

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δp1?DGt?σ?υK1Pc=1616.050.014?31.476.34mm

197?1操作状态下顶盖计算厚度：

δP2?DGK2Pct?σ?υ.05?16160.5307?31.4?470mm

197?1p2顶盖计算厚度：δp=max(δp1,δ)=470mm

顶盖设计厚度 δ=δp+C2=470+2=472mm 顶盖名义厚度 δn =480mm

2 作用于平盖a-a环向的截面当量应力校核

d1d2d3δphh1D1DGDb

图3.2平盖a-a环向的截面

h1见图3.2 h1=346mm； 弯曲应力： σma=

3W2?Db?DG? 23.14DGh1其中：Db ———螺栓中心圆直径，Db=1850mm；

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3?102190842??1850?1615.41?σma=?67.2 MPa

3.14?1816.55?3462 剪应力： τa=

W2102190842?41.47 MPa =

3.14DGh13.14?1816.55?346作用于顶盖a-a环向截面的当量应力校核：按GB150-1998式（G6）：

τ σoa=σ2ma?3τ σoa=σ2ma?32a2a?0.7?σ?[σ]t

t?67.22?3?41.472?98.36＜0.7?197?137.9 MPa

结论：顶盖a-a环向截面的当量应力合格。

3.4 开孔补强计算

3.4.1 接管a和d1~2两孔连线的截面的联合补强计算 1 接管a与其中心线垂直的截面的单孔补强计算

接管a与其中心线垂直的截面的单孔补强计算

接管内径：接管内径为350mm考虑堆焊层故Di=366mm，假定接管的名义厚度δnt=130mm；接管材料为14Cr1Mo锻件，在280℃设计温度下许用应力

c

tt?σ?=140.4Mpa，因为计算压力P≤0.4?σ?υ=0.4×140.4×1=56.16Mpa，

故接管的计算厚度：δt=

2?σ?υ?PCtPCDi=

31.4?366?46.08mm

2?140.4?1?31.4接管的有效厚度：δet=δnt-（C1+C2 ）= 130-（0+0）=130mm 开孔直径：d=396+2 C2 =366+2×0=366mm 所以，最大有效补强范围：

最大有效补强宽度：B=max（2d，d+2δn+2δnt）= max（2×366，366+2×108+2×130）=842mm

最大有效外伸或内伸长度：h?dδnt?366?130?218.13mm

t?σ?140.4强度削弱系数：fr=min(t,1)=min（(,1）=0.95

147.6?σ?第 34 页 共 70 页

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壳体多余金属面积：A1=?B?d??δe?δ??2δnt?δe?δ??1?fr?

=(842-366)(90-89.87)-2×130×(90-89.87)(1-1) =61.88 mm2

注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

接管实际外伸720，则有效外伸h1=220mm； 接管实际内伸0，则有效内伸0mm；

接管多余金属面积：A2=2h1?δet?δt?fr?2h2?δet?C2?fr

=2?220??130?46.08??0.95?0?35078.56mm2

接管与封头焊角高定为8mm，所以补强区的焊缝金属面积为：A3=64mm2； 可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3=61.88+35078.56+64=35204.44 mm2 开孔所需补强面积：A=A=dδ?2δδet?1?fr?=366×89.87+0=32892.42 mm2 注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

因为可作为补强的截面积Ae＞开孔所需要的补强面积A，所以单孔补强满足要求。

2 接管d1~2与其中心线垂直的截面的单孔补强计算

接管内径：接管内径为Di=180mm，假定接管名义厚度δnt=90mm；接管材料为

σ?=140.4Mpa，因为计算压力Pc≤14Cr1Mo锻件，在280℃设计温度下许用应力?tσ?υ=0.4×140.4×1=56.16Mpa， 0.4?t故接管的计算厚度：δt=

2?σ?υ?PCtPCDi=

31.4?180?22.696mm

2?140.4?1?31.4接管的有效厚度：δet=δnt-（C1+C2 ）= 90-（0+2）=88mm 开孔直径：d=180+2 C2 =180+2×2=184mm 所以，最大有效补强范围：

最大有效补强宽度：B=max（2d，d+2δn+2δnt）= max（2×184，184+2×108+2

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×90）=580mm

最大有效外伸或内伸长度：h?dδnt?184?90=128.7mm

t?σ?140.4强度削弱系数：fr=min(t,1)=min（,1）=0.95

147.6?σ?壳体多余金属面积：A1=?B?d??δe?δ??2δnt?δe?δ??1?fr?

=?580?184???90?89.87??2?90??90?89.87???1?1??51.48mm2

注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

接管实际外伸220，则有效外伸h1=135mm； 接管实际内伸0，则有效内伸0mm；

接管多余金属面积：A2=2h1?δet?δt?fr?2h2?δet?C2?fr

=2?135??88?22.66??0.95?0?17641.8mm2

接管与封头焊角高定为8mm，所以补强区的焊缝金属面积为：A3=64 mm2； 可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3=51.48+17641.8+64=17757.28 mm2

δδet?1?fr?=184×89.87+0=16536.08 mm2 开孔所需补强面积：A=dδ?2注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

因为可作为补强的截面积Ae＞开孔所需要的补强面积A，所以单孔补强满足要求。

3 接管a和d1~2两孔连线的截面的联合补强计算

按图放样d1~2接管开孔直径d1=197 mm，a接管开孔直径d2=366mm 因为两孔中心距600＜两孔平均直径的两倍661.7，且两孔中心距大于两孔平均直径

11，故采用联合补强。满足GB150-1998联合补强条件。 3所以，最大有效补强范围：B1=max（2d1，d1+2δn+2δnt）=580mm

B2= max（2d2，d2+2δn+2δnt）=842mm

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t?σ?强度削弱系数：fr=min(t,1)=0.95 ?σ??B?d1B2?d2?d?d2???L?1总的壳体多余金属面积：A1??122??2??δe?δ? ??????=?198?238??600?275????90?89.87? =98.93 mm2

d?d2??两孔之间的壳体多余金属面积：A1??L?1δe?δ? ???2?? =?600?275???90?89.87?=42.25 mm2 联合补强A2，A3的计算：总的为两孔单孔补强之和，两孔之间的为两孔单孔补强之和的一半。根据a和d1~2单孔补强计算结果： 总的接管多余金属面积：A2=52720.36mm2 ； 两孔之间的接管多余金属面积：A2=26360.18mm2 ； 总的补强区的焊缝金属面积： A3=128 mm2 两孔之间的补强区的焊缝金属面积：A3=64 mm2

总的可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3=98.93+52720.36+128=52947.29 mm2 两孔之间的可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3

=42.25+26360.18+64=26466.43 mm2

总的开孔所需补强面积：

A=两孔各单独补强面积之和=16536.08+32892.42=49428.5 mm2

两孔之间的开孔所需补强面积：A=50%总的开孔所需补强面积的50%=12357.125 mm2

因为：总的可作为补强的截面积Ae＞总的开孔所需补强面积A, 且两孔之间可作为补强的截面积＞两孔之间的开孔所需补强面积A，所以联合补强满足要求。

3.4.2 接管a和b两孔连线的截面的联合补强计算

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1 接管b与其中心线垂直的截面的单孔补强计算

接管内径：接管内径为125mm考虑堆焊层故Di=396mm，假定接管的名义厚度δnt=90mm；接管材料为14Cr1Mo锻件，在280℃设计温度下许用应力

tt?σ?=140.4Mpa，因为计算压力Pc≤0.4?σ?υ=0.4×140.4×1=56.16Mpa，

故接管的计算厚度：δt=

2?σ?υ?PCtPCDi=

31.4?125?15.74mm

2?140.4?1?31.4接管的有效厚度：δet=δnt-（C1+C2 ）= 90-(2+0)=88mm 开孔直径：d=125+2 C2 =125+2×2=129mm 所以，最大有效补强范围：

最大有效补强宽度：B=max（2d，d+2δn+2δnt）= max（2×129，129+2×108+2×90）=525mm

最大有效外伸或内伸长度：h?dδnt?129?90=107.75mm

t?σ?强度削弱系数：fr=min(t,1)=0.95 ?σ?壳体多余金属面积：A1=?B?d??δe?δ??2δnt?δe?δ??1?fr?

=?525?129???90?89.87??0?51.48mm2

注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

接管实际外伸180mm，则有效外伸h1=120mm； 接管实际内伸0，则有效内伸0mm；

接管多余金属面积：A2=2h1?δet?δt?fr?2h2?δet?C2?fr

.4mm2 =2?120??88?15.74??0.95?0?17342接管与封头焊角高定为8mm，所以补强区的焊缝金属面积为：A3=64 mm2 ； 可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3=51.48+17342.4+64=17457.88 mm2

δδet?1?fr?=129×89.87+0=11593.23mm2 开孔所需补强面积：A=dδ?2第 38 页 共 70 页

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注：由于该接管是安放式接管，故此处取fr=1.0

因为可作为补强的截面积Ae＞开孔所需要的补强面积A，所以单孔补强满足要求。

2 接管a和b其中心线垂直的截面的联合补强计算

因为两孔中心距519＜两孔平均直径的两倍573，且两孔中心距大于两孔平均直径

11，故采用联合补强。满足GB150-1998联合补强条件。 3所以，最大有效补强范围：B1=max（2d1，d1+2δn+2δnt）=842 mm2

B2= max（2d2，d2+2δn+2δnt）=525 mm2

最大有效外伸或内伸长度：h1?d1δnt?218.13mm

h2?d2δnt?107.75mm

t?σ?强度削弱系数：fr=min(t,1)=0.95 ?σ??B?d1B2?d2?d?d2???L?1总的壳体多余金属面积：A1??122??2??δe?δ? ??????=?198?238??519?247.5????90?89.87?

=91.975 mm2

d?d2??两孔之间的壳体多余金属面积：A1??L?1δe?δ? ???2??=?519?247.5???90?89.87?=35.295 mm2

联合补强A2，A3的计算：总的为两孔单孔补强之和，两孔之间的为两孔单孔补强之和的一半。根据a和d1~2单孔补强计算结果： 总的接管多余金属面积：A2=52420.96mm2 ； 两孔之间的接管多余金属面积：A2=26210.48mm2 ； 总的补强区的焊缝金属面积： A3=128 mm2

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两孔之间的补强区的焊缝金属面积：A3=64 mm2

总的可作为补强的截面积：Ae=A1+A2+A3=91.975+52420.96+128=52641 mm2 两孔之间的可作为补强的截面Ae=A1+A2+A3=35.295+26210.48+64=26310mm2 总的开孔所需补强面积：

A=两孔各单独补强面积之和=32892.42+11593=44486.65 mm2

两孔之间的开孔所需补强面积：A=50%总的开孔所需补强面积50%=11121.4 mm2 因为：总的可作为补强的截面积Ae＞总的开孔所需补强面积A,且两孔之间可作为补强的截面积＞两孔之间的开孔所需补强面积A，所以联合补强满足要求。

3.5 支座校核

3.5.1塔质量

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

1筒体自重计算:

①筒体质量m1：

m1=?(R0?Ri)hρ

22 =3.14×（0.9592?0.82）×6.79×5.85×103 =3.49×104kg

式中：ρ——筒体用钢的密度，kg/m3，取ρ=5.85×103kg/m3； R0——圆筒体外壁半径，m，R0=0.959m； Ri——圆筒体内壁半径，m，Ri=0.8m； ②封头质量m2：

43m2=?(R0?R3i)?×2

3第 40 页 共 70 页

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4 =?3.14??0.9593?0.83??5.85?103×2

3 =1.8×104kg

错误！未找到引用源。内件质量m3：

m3=0.8143×104kg

④支座质量m4：

m4 =0.1523×104kg ⑤顶盖质量m5：

m5=1485kg

错误！未找到引用源。其他部件质量m6： 一些部件包括：接管、法兰、保温层等的质量。 m6=1.653×104kg 则由上综合可知塔的自重为： m=m1?m2?m3?m4?m5?m6

=（3.49+1.8+0.8143+0.1523+0.1485+1.653）×104 =80581kg

支承式支座座圈承受的剪应力： FS=mg=80581×9.8=789693.8N

?10.5?60?10?6?387162 At?2?rh?2?3.14?1027610 τ= FS / A1=2.37×Pa＜［τ］=0.7

?6

［σ］=0.7×211.5=148.05MPa,

其中［σ］为Q235-B的许用应力，［σ］=0.9σs=0.9×235=211.5 MPa, σs为材料的屈服强度。

故支承式支座满足支座本体允许剪应力的要求。 支承式支座底座承受的压应力：

?6?6 A2=(2735×2+860×4+2076×4)×10×10=172140×10

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σ=mg/A2=5.33×10?6Pa＜［σ］=211.5 MPa

故支承式支座满足支座本体允许压应力的要求，综上所述，支座符合要求。

3.6塔体上各项载荷计算

3.6.1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）式第一振型计算式：

mH4T1?1.79，

EI其中I??8Di?e?3?8?1.63?0.159?0.25m4

其中m为塔单位高度上的质量即m?m0/H，所以

mH380581?10.63T1?1.79?1.79=0.08(s) 11EI2.1?10?0.25

允许振动周期

mH80581?10.63 TS＝0.8?0.8??30?s?

Q7560式中 Q — 总剪力 Q＝350×16×1.2＝7560 N； 故实际振动周期未超过最大允许振动周期。

3.6.2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。

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3.3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

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表3.1

计算内容 各段操作质量mi,㎏ 各点距地面高度hi,㎜ 0～1 2.0×104 2900 1～2 1.5×104 5503 2～塔顶 2.7×104 10220

图3.3塔体分段

A=

?mh

iii?13对于0-0段：m1h1=20000×29001.5=31.2×108 对于1-1段：m2h1.521.5=15000×55031.5=61.2×108

1.5对于2-2段：m3h3=27000×10220.1.5=278.9×108

A=m1h1+m2h

1.51.521.5+m3h3=37.13×109

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B=mihi3

对于0-0截面：m1h1=20000×29003=4.88×10

314

3对于1-1截面：m2h2=15000×55033=25×1014 3对于2-2截面：m3h3=27000×102203=2.9×1016

33B=m1h13+m2h2+m3h3=319.88×1014

37.13?109-6A/B==0.12×10 14319.88?10基本振型系数?k1?A1.5hi B对于0-0截面：?k1=1.4×10-6×29001.5=0.22

1.5对于1-1截面：?k2?1.4?10-6?5503?0.57 1.5对于2-2截面：?k3?1.4?10?6?10220?1.4

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=0.23（设计烈度7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，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????0.08??0.9?0.23?0.76?0.2?max

?1不得小于0.2?max?0.2?0.23?0.046 水平地震力Fk1,N

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Fk1=Cz?1?k1mkg

对于0-0截面：Fk1=0.5?0.14?0.22?20000?9.8?3018.4N 对于1-1截面：Fk1=0.5?0.14?0.22?15000?9.8?2263.8N 对于2-2截面：Fk1=0.5?0.14?0.22?27000?9.8?4074.84N 垂直地震影响系数：?vmax?0.65?0.23?0.1495； 操作质量m0?102630kg；

当量质量meq=0.75m0?0.75?112630?84470kg；

底截面处垂直地震力Fv0?0??vmaxmeqg?0.1495?84470?9.8?123760N

3mihi=m1h1?m2h2?m3h3=20000×2900+15000×5503+27000×10220=3.6×

i?1108

FvI?I?mihi?mi?13FV0?0=mihi?k?hk12376=0.0000221mihi 83.6?10对于0-0截面：FV0?0=0.0000221×20000×2900=2051N 对于1-1截面：Fv1?1=0.0000221×15000×5503=2919N 对于2-2截面：Fv2?2=0.0000221×27000×9246=7560N 底截面处地震弯矩：

0?0MEI?1616Cz?1m0gH??0.5?0.14?102630?9.8?10220?3?107N?mm 3535底截面处地震弯矩：

0?00?0ME?1.25MEI?1.25?3?107?3.75?107N?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?0.14?102630?9.813.52.53.510?10220?14?10220?2900?4?2900 2.5175?10220??第 45 页 共 70 页

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=2.1?107N?mm 截面2-2处地震弯矩

2?22?2ME?1.25?ME?1.25?8CZ?1m0g3.52.53.510H?14H?h?4h 2.5175H??=1.25?8?0.5?0.14?102630?9.83.52.53.510?10220?14?10220?5503?4?5503 2.5175H??=8.3?106N?mm

3.6.3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10600mm,Di为1.6m时酌取K2＝1.75 , 查表得 q0=35×10-5 Mpa, fi值如下

对于1-2段 l1'=5503-2900=2603mm, 查表得 f1=1.0 ； 2-3段 l2=10870-5503=5367mm, 查表得 f1=1.0 ； 塔体有效直径Dei=D0+2?si+K3+K4 , 塔体各段风力：

'De1 1-2段 P1'=K1K2q0f1L1=0.7×1.75×350×1.0×5.5×2.3

=5424N 。 2-3段 P2＝K1K22q0f2l2Dei

＝0.7×1.75×350×1.0×9.2×2.3 ＝9092N 。

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塔底部分（1—1）截面弯矩 M1?1Wl1'l＝P1+P2（l1'+2）

22' 式中 l1' — 塔体1—1截面到标高10m处的距离， l1'＝5503-2900=2603mm, P1'—对应于l1'段的风力。

1?1 ?MW＝5424×

2.63.743+9092×（2.6+） 22 ＝7051.2+40655 ＝4.77×104 N·m 支座底部（0—0）截面弯矩 M0?0Wl1\l＝P+P2（l1\+2）

22\1 式中 l1\ — 裙座底部到标高10m处的距离 ； l1\＝5503mm ；

P1\ — 对应于 l1\段的风力

P1\＝K1K2q0f1l1\De1＝0.7×1.75×350×1.0×5.503×2.3 ＝5427N ；

0?0?MW＝5427×

55033743+9092×（5503+）＝8.2×107N·㎜ ； 22偏心弯矩Me

该塔塔体上悬挂附属设备或其他附件，故偏心弯矩Me?2.94×107N?mm 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3.2

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表3.2最大弯矩选择

计算公式及数据 计算内容 0～0截面 i?iMW?Me i?ii?iME?0.25MW?Me 1～1截面 2～2截面 3.63×107 5.50×107 5.50×107 11.14×107 8.73×107 7.71×107 6.23×107 最大弯矩Mmax i?i11.14×107 7.71×107 3.6.4塔体的强度及轴向稳定性验算

0-0，1-1， 2-2段以上的操作质量分别为20000，15000 ，27000kg 塔底危险截面（1-1）的各项轴向应力计算 ?1＝

pDi31.4?1600＝＝79Mpa ； 4?e4?1591?1m0?g24000?9.8 ?2＝＝＝0.29Mpa ；

?Di??e3.14?1600?1591?1Mmax7.71?107 ?3＝＝＝0.24Mpa ； 220.785?1600?1590.785Di?e 塔底1-1截面抗压强度及轴向稳定性验算

K??? ?max＝?2+?3?{ tK??cr?t 式中??cr? — 筒体轴向压缩稳定许用应力 ；

t ??cr?＝B＝0.06Et

t?eRi Mpa ；

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 ??cr?=0.06Et

t?eRi=0.06×2.0×105×176/900=2346Mpa ；

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由于?max＝0.29+0.24＝0.53Mpa<{ tK??cr??1.2?2346?2815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

tK????1.2?184?220.8t 因为 K????e＝1.2×184×0.85＝187.7Mpa ；

t ?max=80.93MPa< 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＝159㎜可以满足整个塔体的强度、刚度及稳定性要求。

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4 设备的制造工艺

4.1 加工工艺难点

本氨塔属高温、高压、大直径、厚壁、大开孔设备，内件与外壳配合要求高，加工难度大，主要工艺难点有：

（1）塔体总长L=9525mm，直线度要求≤6mm。

（2）顶部为平盖、双锥密封,底部密集大接管开孔、均为透镜密封形

式，机加工难度大。

（3）该设备有M140×4，M72×6,M56,M45×4.5,M39,M36等盲孔攻丝；

M520×6,M270×6,M240×6等螺纹加工。

（4）筒体为四层不加工热套结构，筒节卷制加工精度要求高。 (5) 各接口均为可拆卸螺栓联接。底部密集大接管开孔，组装要求高，焊接难度大。

4.2整体加工工艺

本氨塔属高温、高压、大直径、厚壁、大开孔设备，内件与外壳配合要求高，加工难度大，主要工艺难点有：塔体总长8000mm，直线度要求≤6mm；顶部为平盖、双锥密封、底部密集大接管开孔、均为透镜密封形式，机械加工难度大； 该设备有M128×4，M72×6,M56,M45×4.5,M39,M36等盲孔攻丝；M520×6,M270×6,M240×6等螺纹加工；筒体为四层不加工热套结构，筒节卷制加工精度要求高；各接口均为可拆卸螺栓联接。底部密集大接管开孔，组装要求高，焊接难度大等。

本氨塔属高温、高压、大直径、厚壁、大开孔设备，内件与外壳配合要求高，加工难度大，主要工艺难点有：塔体总长8000mm，直线度要求≤6mm；顶部为平盖、双锥密封、底部密集大接管开孔、均为透镜密封形式，机械加工难度大； 该设备有M128×4，M72×6,M56,M45×4.5,M39,M36等盲孔攻丝；M520×6,M270×6,M240×6等螺纹加工；筒体为四层不加工热套结构，筒节卷制加工精度要求高；各接口均为可拆卸螺栓联接。底部密集大接管开孔，组装要求高，焊接难度大等。

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