3124平方甲醇合成反应器的设计与制造
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题
快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题
目3124平方甲醇合成反应器的设计与制造
学院名称 机 械 工 程 学 院
班 级 过程装备与控制工程071班
2011年5月30日
摘要:
本设计论文主要介绍了3124平方甲醇合成反应器的主要技术参数选定反应管、管板、壳体材料及焊接材料的选用，主体结构设计，管箱筒体、壳程筒体、球形封头、管板的强度设计及校核，开孔补强计算以及设备制造过程中筒体、封头、管板的成形和设备制造、主要热处理工艺等。
关键词:甲醇合成反应器、结构设计、强度校核、制造工艺流程、无损检测、热
处理
Abstract:
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This thesis has introduced a methanol synthesis reactor„s main technical parameters
selected, The methanol synthesis has 3124 square meters? heat-exchange area.
Meanwhile it has also introduced the selection of reaction tubes, tube sheet, shell
material and welding materials 、the theme of structural design、the design and control
box shell, shell-shell, spherical head, tube plate and checking strength of the design、
calculation of opening reinforcement、manufacturing process of cylinder, head, tube plate and assembly sequence and the main heat treatment process.
Keywords: methanol synthesis reactor、 Structural design 、strength check;、
Manufacturing Process、Nondestructive Testing、heat treatment craft
目录
前言................................................................ 1 第一章 主体材料选取及相关要求....................................... 6
1.1反应管选材 .................................................. 6
1.2管板的选材 .................................................. 8
1.3壳体选材 .................................................... 8
1.4焊接材料的选用 .............................................. 9 第二章 结构设计及强度计算.......................................... 11
2.1工艺参数 ................................................... 11
2.2设计参数的确定 ............................................. 11
2.2.1计算压力Pc的确定....................................... 11
2.2.2计算温度的确定.......................................... 11
2.2.3液压试验压力P确定 ..................................... 12 T
第 2 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问结构设计 .................................................. 17 2.3.1封头类型的选择 ......................................... 20 2.3.2管板结构的确定 ......................................... 20 2.3.3换热管的选择 ........................................... 20 2.3.4具体结构尺寸 ........................................... 20 2.4甲醇合成反应器的厚度计算和强度校核 ......................... 20 2.4.1管箱筒体的计算厚度和应力校核 ........................... 20
2.4.1.1设计温度下管箱筒体的计算厚度 ........................ 20
2.4.1.2压力试验前管箱筒体应力校核.......................... 21
2.4.1.3 设计温度下管箱筒体的应力计算 ....................... 22 2.4.2壳程筒体的计算厚度和应力校核 ........................... 22
2.4.2.1设计温度下壳程筒体的计算厚度........................ 22
2.4.2.2压力试验前壳程筒体应力校核.......................... 23
2.4.2.3 设计温度下壳程筒体的计算应力 ....................... 20 2.4.3壳程筒体的计算厚度和应力校核 ........................... 20
2.4.3.1设计温度下壳程筒体的计算厚度........................ 20
2.4.3.2压力试验前球形封头应力校核.......................... 25
2.4.3.3 设计温度下球形封头的计算应力 ....................... 21 2.4.4管板的厚度选择与强度校核 ............................... 22 2.4.5危险工况的组合 ......................................... 28
P2.4.5.1校验仅有壳程压力Ps作用下的危险组合工况(=0)，不计t温差应力.......................................错误～未定义书签。
PP2.4.5.2校验仅有壳程压力作用下的危险组合工况(=0)，计温差应st
力.............................................错误～未定义书签。 2.4.5.3校验仅有管程压力Pt作用下的危险组合工况(Ps=0)，不计温差应力......................................................... 31 2.4.5.4校验仅有管程压力Pt作用下的危险组合工况(Ps=0)，计温差应力........................................................... 32 2.4.6开孔接管与补强 ......................................... 34 第 3 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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2.4.6.1接管a与其中心线垂直的截面的单孔补强计算 ............ 34
2.4.6.2接管m1、m2与其中心线垂直的截面的单孔补强计算....... 36
第三章 设备的制造要求和检验要求.................................... 42
3.1筒体的制造要求和检验要求 ................................... 42
3.2封头的制造要求和检验要求 ................................... 43
3.3管板的制造要求和检验要求 ................................... 43
3.4设备制造与组装顺序: ....................................... 40
3.5管板与加强筒体的组件与筒体组焊 ............................. 40
3.6管子组装及管子管板焊接 ..................................... 41
3.7封头组件与筒体组件组焊 ..................................... 42
3.8不见的成形、加工和组装要求 ................................. 42
3.9甲醇合成塔的热处理工艺 ..................................... 43
3.10甲醇合成塔的检验 .......................................... 44
3.11压力试验 .................................................. 46
谢辞............................................................... 48
参考文献........................................................... 49
参考的设计
标准
excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载
..................................................... 50 外文翻译........................................................... 51
前言
CHOH 甲醇是结构最为简单的饱和一元醇，化学式 又称“木醇”或“木3
精”，是无色有酒精气味易挥发的液体，有毒，误饮5,10毫升能双目失明，
大量饮用会导致死亡，是基本有机原料之一。它被广泛应用于精细化工、塑料、
医药、林产品加工等领域。它与现实中使用的液体燃料具有极为相似的燃烧性
能，它既具有燃烧性能好、辛烷值高、抗爆性能好等特点，又具有生产原料非
第 4 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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CHOHl3/2OgCOg2HOl,H725.76kJ/mol，,，, ,，，，，，，，，3222
中国甲醇产量及消费量持续快速增长，甲醇技术发展很快，主要趋势为:
1. 煤炭是我国甲醇生产最重要的原料，以煤炭为原料生产甲醇的比
例在逐步上升;
2. 生产规模大型化，可降低单位产品的投资成本;
3. 充分回收系统的热量。实现了热能的综合利用;
4. 采用新型副产中压蒸汽的合成塔，降低能耗;
5. 采用节能技术，如氢回收技术、预转化、工艺冷凝液饱和技术等
降低甲醇的消耗。
甲醇反应器是甲醇生产的重要设备，历经多年发展，其设计制造技术日臻成熟且趋于大型化。国内甲醇合成反应器历经引进、模仿、改进到自主研发取得了较大成就，同时在反应器内件改进与研制方面也得到了较快发展，产生了一批有较强研发实力的科研单位。在琳琅满目的设备面前，如何选择一种合适的反应器成为甲醇装置投资建设必须面对解决的首要问题。
国外主要反应器
1.主流反应器
(1)ICI冷激型反应器
ICI冷激型甲醇合成塔是针对51-1型铜基催化剂的时空产率低、催化剂用量大、床层控温困难，催化剂易失活等缺陷而开发的一种绝热型轴向流动的低压合成反应器，由塔体、喷头、菱形分布器等组成。合成气预热到230-250?，进入反应器，段间用菱形分布器将冷激气喷入床层中间降温。根据规模大小，一般有3-6个床层，典型的是4个，上面3个为分开的轴向流床，最下面1个为轴-径向流床。在5MPa、230-270?条件下合成甲醇。ICI低压反应器与高压反应器 与高压反应器相比，该类反应器的特点是:?结构简单，塔内未设置电加热器或换热器，催化剂利用效率较高。由于采用菱形分布器，保证了反应气体和冷激气体的均匀混合;?适于大型化甲醇装置，易于安装维修;?高活性、高选择性催化剂选择余地大，国内外生产的催化剂如美国的UCI C79-2、G106催化剂、ICI
第 5 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问生产的ICI51-1、51-2、51-3催化剂、西南化工研究院开发的C302和兰化院生产的NC系列催化剂等均能应用。
缺点是:?床层温度随其高度的变化而不同，不同高度的催化剂活性不同，整体活性不能有效发挥，也容易因温度控制不好，导致催化剂局部过热而影响催化剂的使用寿命;?反应器结构松散，出口的甲醇浓度低，导致大部分原料气不能参与合成反应，必须保持10倍左右的循环气量，压缩能耗高(约占总能耗的24%)，同时相同产能的反应器体积比鲁奇反应器大，其一次性投资也较鲁奇的多;?能源利用不合理，不能回收反应热，产品综合能耗较高;?催化剂时空产率不高，用量大。
迄今为止，有50多套装置采用该反应器，其中最大的是1999年在智利投产的2850t/d甲醇装置。四川维尼纶厂在上世纪70年代初引进该反应器，经过10多年的运行，始终难以达到设计生产能力。1997年技术改造时，将该反应器改为MRF-Z反应器。
(2)鲁奇管壳型甲醇合成塔
该反应器也是一种轴向流动的低压反应器，采用管壳式结构。操作条件是:5.2-7MPa、230-255?，列管内装催化剂，管外为沸腾水。反应热被沸水移走。两种气体分别呈轴向流动，合成塔壳程的锅炉水是自然循环的，通过控制沸腾水的蒸汽压力，可以保持恒定的反应温度。该塔使用高含量铜催化剂时，可得到较高的单程转化率，其最大生产能力为1500t/d。根据国内应用的情况来看，大部分催化剂均可使用，对生产影响不大。
与ICI反应器相比，该反应器的优点是:?热量利用合理，每吨甲醇副产4MPa蒸汽1.4t，副产的蒸汽可用于驱动离心式压缩机，也可用于天然气蒸汽转化，装置正常运行时不需外供蒸汽;?合成反应几乎是在等温条件下进行，副反应少，粗甲醇杂质少，用双塔精馏即可达到国家标准;?催化剂床层温度易控制，床层的温差较小，操作平稳;?出口甲醇浓度较高(甲醇含量约7%)，总循环气量比ICI几乎少一半;?相同产能下，催化剂用量较少。
缺点是:?壳体和管板、反应管之间用焊接结构，为消除热应力，对塔体的制造、材料的要求均比较高，结构复杂，制造难度大，维护成本高;?列管占用了反应器大量的空间，催化剂的装填量仅占反应器的30%;?由于管内外传热温
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23差较小，所需传热面积大，比冷面达125m/m;?因用副产蒸汽从催化剂床层移热，受蒸汽压力限制，在催化剂寿命后期难以提高反应温度;?限于列管长度，扩大生产时，只能增加列管数量，扩大反应器的尺寸，生产操作弹性小。
一般认为该反应器不适用于大型甲醇装置，鲁奇经过改进，将合成压力提高到7-10MPa，第一套2000t/d的甲醇装置在马来西亚建成，2003年以来采用该反应器建成的甲醇装置多达21套，产能在1000-2500t/d。即将在伊朗建成的5000t/d甲醇装置则采用两套反应器串联，该反应器可适用于石油和天然气原料。山东齐鲁第二化肥厂及河南安阳甲醇厂(原料为煤)、四川维尼纶厂、陕西榆林及河南濮阳三化的天然气甲醇装置均采用该类反应器。国内已能设计，产能可达30万t/a，应用效果也不错。
(3)日本东洋公司MRF反应器
MRF(Multi-stage-indirect-cooling Type Radial Folw)反应器是日本东洋公司与三井化学公司联合开发的一种多段、间接冷却的径向反应器，由壳体、催化剂床层、催化剂筐、列管及集气盒组成。反应器内装有一直径较小的内胆，以改变物料流向，在其中心轴向安装一个带外壳的集束管，用于收集反应后的气体，外壳开有直径小于催化剂颗粒的小孔，收集的反应气沿径向从外壳上的小孔流入，管束内通过反应后的高温气体。反应器内还有冷却管束和催化剂托架，沿轴心均匀布置。冷却管束为双层同心管，沸水从内管导入内外管间的环隙，吸收反应热后生成高压蒸汽驱动蒸汽透平。催化剂填装在冷却管束外面，垂直地安装在催化剂床层，与水平径向流动的合成气垂直。锅炉给水从炉底通入冷却管，产生的蒸汽汇集在蒸汽室内。冷却管的排列是MRF反应器的专利。其外型为圆筒状，有上下两个端盖，下端盖可以拆卸，便于将中心集气管抽出，以方便催化剂装填和内部设施检修。
该反应器于1988年最初应用在特立尼达-多巴哥的1200t/d甲醇装置的改造上。该装置采用ICI冷激反应器。TEC为验证该反应器，在该装置合成工序改造时，安装了一个260t/d的小型MRF反应器并于1990年6月投运，完全达到预期目标。据TEC称，该装置易于从现在的2500-2800 t/d放大到5000 t/d，国内有四川维尼纶厂的两套甲醇装置及四川泸州天然气化工厂的40万t/a甲醇装置采用该反应器。
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国内装置采用ICI51-7/8催化剂，目前还没有针对MRF反应器开发新的催化剂，从运行的情况来看，产能未受影响，基本能达到设计能力，但杂质含量较偏高，且有甲胺和石蜡生成。
冷却管是MRF反应器的核心部件，表2是MRF反应器与普通反应器对比。 该反应器的优点是:
?气体径向流动，流道短，空速小，因此压降小，约为轴向反应器的1/10;
?合成气垂直流经冷却列管，床层与冷管之间的传热效率较高;
?单程转化率较高，循环气量较小;
?由于降低了压降和循环气量，循环系统的能耗从冷激反应器111.6MJ/t
降到57.6MJ/t。
其缺点是:催化剂床层的温度难控制，沿径向位于冷却管远端的催化剂容易出现局部过热而产生石蜡、氨、甲胺等，使粗甲醇的杂质含量增高。 2.其他反应器
(1)托普索(Topsoe)管壳式反应器
该反应器是一种径向复合式反应器，一组3个。在反应器之间移去反应热。由于使用了高活性、小粒度催化剂，床层压降为0.2-0.3MPa，反应器直径和壁厚均比其他反应器小，反应器的空速和甲醇出口浓度得到提高，造价较低。1997年在挪威投产的2400t/d甲醇装置采用该反应器。
其特点是:?利用平衡曲线限制绝热升温，控制各段出口温度，增大循环比，使各段出口温度控制在催化剂耐热温度以内;?允许使用小颗粒催化剂。
其缺点是:?循环气量大，能耗和循环回路的设备费用增加;?床层内气体呈轴向流动，压降较大;?由于气体分布不均匀，反应气体的线速度与接触时间不断变化，造成床层各部分催化剂的利用程度不同，催化剂性能得不到充分发挥;?因采用多个反应器，设计、制造复杂。国内还未有使用该反应器的报道。
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第一章 主体材料选取及相关要求
HCO甲醇合成反应是甲醇合成气(、CO、)在催化剂的作用下，反应生22
成甲醇，其主要反应如下:
HHOCHOHCO+2?+ 223
COHCHOHHO+3?+ 2223
本甲醇合成反应器是立式管壳式固定管板换热器。管板顶部装有绝热催化剂层，管内装催化剂，管外充满带走反应热的中压沸腾水蒸气。本甲醇合成反应器是近年来国内外使用比较多的先进塔型。其主要性能特点是:该塔反应时触媒层
第 9 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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甲醇合成反应器为三类压力容器，根据甲醇合成反应器的工艺原理及特点，甲醇合成反应器塔的筒体、封头板料用中厚板，管程及壳程圆筒材料可选取低合金高强度钢13MnNiMoNbR;，反应管材料可选取ANDVIK SAF2205双相不锈钢管，管板材料可选取20MnMo?级锻件、封头材料可选用15CrMoR板材。
1.1反应管选材
换热管材质采用SANDVIK SAF2205双相不锈钢管，其制造、检验及验收应按ASTM的A-789M的规定。
制造前应按下列指标按批复验化学成分和力学性能。
(1) 化学成分(%)
表1.1 SAF2205换热管化学成份
C Si Mn P S Cr Ni Mo N
max max max max
标准 ? 1.0 2.0 0.02 0.02 21.04.52.50.08
成分 0.03 ,, , ,
23.0 6.5 3.5 0.20
(2) 常温机械性能(保证值)
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表1.2 SAF2205换热管常温机械性能
620 MPa σb
?450 MPa σs
?25 MPa δ5
布氏硬度 max 290
(3) 线膨胀系数(保证值)
表1.3 SAF2205换热管常线膨胀系数
温差? 20,100 20,200 203,00
a×10-6 ?13.0 ?13.5 ?14.0 mm/mm.?
(4) 弹性模量(保证值)
表1.4 SAF2205换热管弹性模量
温差? 20 100 200 300 弹性模量 1.99×105 1.93×105 1.86×105 1.79×105 MPa
(5) 高温强度(保证值)
表1.5 SAF2205换热管高温强度
温差? 100 200 300
385 354 334 σ b
617 578 558 δ 5
对于反应管材料的其他要求:
(1) 反应管必须采用整根钢管，不允许拼接;
(2) 反应管应每一批做一根钢管的扩口试验;
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(3) 反应管金相组织:应具有铁素体——奥氏体两相组织，其中铁素体含
量范围:40%,55%，组织中不允许有σ相出现;
(4) 反应管的尺寸允许偏差:外径偏差?10%。
1.2管板的选材
管板所用20MnMo锻件除严格按JB4726-2000?级锻件要求。 对于管板材料的其他要求:
管板加工后全表面及焊接坡口，经磁粉检测，符合JB/T4730-2005?级;
进行300?下的高温拉伸试验且高温屈服强度应符合JB/4726-2000A1要求。
1.3壳体选材
管程及壳程壳体所选用的13MnNiMoNbR、15CrMoR板材须满足GB713-2008及第1，2号修改单的要求。
对于壳体材料的其他要求:
(1) 板材逐张超声波检测满足JB/T4730.3-2005?级要求;
(2) 13MnNiMoNbR钢板测定其线膨胀系数，线膨胀系数要求见表1.6表
表1.6 13MnNiMoNbR钢板线性膨胀系数
温差? 线膨胀系数 a×10-6mm/mm. ?
20,100 ?11.53
20,200 ?12.25
20,300 ?12.90
1.4焊接材料的选用
甲醇反应器制造埋弧自动焊时，选用H08Mn2MoA+SJ101焊丝、焊剂，
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焊材质量应符合AWS A5.4、AWS A5.9、JB4747-2002，《压力容器用钢焊条订货技术条件》等标准的相应规定。各种材料选用的焊接材料见表1.7:
表1.7焊接材料选用表
材料种类或 药皮电弧焊 埋弧焊焊丝 氩弧焊焊丝 备注 接头部位 焊条 (带)+焊剂
13MnNiMoNbR J607RH H08Mn2MoA+/ 筒体 钢板对接焊 SJ101
13MnNiMoNbR J507RH H10Mn2+J431 / 封头+15CrMoR 与
筒体 13MnNiMoNbR J507RH / / 筒体+20MnMo 与
接管
过渡层:E309L 过渡层:ER309L 管板 20MnMo+堆焊 面层:E308L 面层:ER308L / 堆焊
焊剂:10SW
15CrMoR R307 E5515-B2 封头
拼接 15CrMoR R307 E5515-B2 封头+15CrMo 与
接管 SAF2205 / / ER00Cr22N管子 +20MnMo iMo3N 管板
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第二章 结构设计及强度计算
2.1工艺参数
壳程 管程
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工作温度 ? 240 255
物料名称 沸腾水 N2 H2 CH4
CH2OH CO
CO2 腐蚀余量mm 2 3
2换热面积 3124 m
2.2 设计参数的确定
2.2.1计算压力Pc的确定
根据HG20580-1998表4-1设计压力选取表要求，设备无安全泄放装置的内压容器，其计算压力Pc取1.0,1.1倍工作压力Pw,故甲醇合成反应器的计算压力Pc为:
壳程:1.1×3.9MPa=4.29MPa，取4.3MPa，液柱静压力:P1=0 MPa;故壳程设计压力P=Pc=4.3 MPa.
管程:1.1×6.0 MPa=6.6 MPa，液柱静压力:P1=0MPa， 故管程设计压力P=Pc=6.6 MPa
2.2.2设计温度的确定
根据HG20580-1998表5-1设计温度选取表要求，当工作温度T>15?,介质最高(低)工作温度不确定时，其设计温度Tc为介质工作温度T加15,30?，
0?(240+20=260?)，管程设计温度为280?故取壳程设计温度为26
(255+25=280?)
2.2. 3液压试验压力PT的确定
t根据GB150-1998中式3-3 PT=1.25×P×[],/ 计算液压试验压力。 [],
对于壳程:材料为13MnNiMoNbR ;
P——试验压力 MPa; T
P——设计压力 MPa;
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————容器元件材料在试验温度下的许用应力 MP; [],
t——容器元件材料在设计温度下的许用应力 MPa; [],
查GB150-1998表4-1钢板许用应力，利用内插法可以求得13MnNiMoNbR使用状态为正火加回火，在设计温度下的材料许用应力为:
t=190 MPa [],
又已知试验温度下13MnNiMoNbR的许用应力=190 MPa， [],
t故液压试验压力PT=1.25×P×/=1.25×4.3×190/190=5.375 MPa，取5.4 [],[],
MPa。
对于管程:材料有15CrMoR、20MnMo锻件;
t在液压试验压力PT=1.25×P×/式中: [],[],
P——试验压力 MPa; T
P——设计压力 MPa;
——容器元件材料在试验温度下的许用应力 MPa; [],
t ——容器元件材料在设计温度下的许用应力 MPa; [],
查GB150-1998表4-1钢板许用应力，利用内插法可以求得15CrMoR使用状态为正火加回火，在设计温度下的材料许用应力:
t2t1[][]131141,,,,tt1tta[][]()141(280250)135MP,,,，，,,，，,,1tt,,30025021 又已知在试验温度下15CrMoR的许用应力=150 MPa, [],
故液试验压力:
tPT=1.25×P×/=1.25×6.6×150/136=9.1 MPa; [],[],
查GB150-1998表4-5可知:20MnMo锻件在设计温度下的材料许用应力
t=177 MPa; [],
又已知20MnMo锻件在试验温度下的材料许用应力[],=177 MPa;
故液压试验压力:
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tPT=1.25×P×/=1.25×6.6×177/177=8.25 MPa; [],[],
根据GB150-1998第3.8.1.1条注2规定:容器各元件(圆筒、封头、法兰
t及紧固件等)所用材料不同时，应取各元件材料的/比值中最小值。故[],[],
设备管城的液压管程的液压试验压力:PT=8.25 MPa;
由于壳设计温度为260?，考虑到13MnNiMoNbR是可焊的细晶粒结构钢，热强性能高，抗裂纹扩展敏感性好，故壳程筒体采用13MnNiMoNbR,管程球形封头采用15CrMoR,管板采用20MnMo锻件，过渡层堆ER309L面层堆ER308L,换热管采用SAF2205,管箱筒体采用13MnNiMoNbR。
设备的A、B类焊缝均进行100%射线检测，故焊缝系数取1.0。 2.3 结构设计
2.3.1封头类型的选择
由于球形封头受力状态好，且根据GB150-1998中球形封头厚度计算公式:
pDci,=t,4[],,p c
而筒体厚度计算公式:
pDci,=t,2[],,p c
球形封头厚度可以减薄到大约筒体的一半。且考虑本设备结构尺寸，从经济性出发，选用球形封头;
2.3.2管板结构的确定
由于固定管板结构简、紧凑，能够承受较高的压力，制造成本低，管程清洗方便，管子损坏时易于堵管或更换，但是由于其排管数比浮头式、U形管式要多，故本设备采用管板与壳程圆筒和管箱圆筒形成整体结构的固定管板式结构。 2.3.3换热管的选择
2 由于本甲醇合成反应器要求的换热面积为3124m,换热管选用常见型号(l×d):6m×0.038m。有结构设计可得:换热管的有效长度(两管板内侧的间距)
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由换热面积的计算公式 :F=n ,dl可得:n=4513(根)
2.3.4具体结构尺寸
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m3
不锈钢堆焊
16-M36
图2.1 甲醇合成反应器结构简图
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首先，将甲醇合成反应器设计技术参数罗列入表2.1
表2.1 设计技术参数
壳程 管程 容器类别 三类
设计压力 MPa 4.3 6.6 工作压力 MPa 3.9 6.0 设计温度 ? 260 280 工作温度 ? 240 255 物料名称 沸腾水 合成气(中度危害)
球形封头:15CrMoR
换热管:SAF2205 主要受压元件材 壳程圆筒:管板:13MnNiMoNbR
13MnNiMoNbR 壳程圆筒:
13MnNiMoNbR 焊缝系数 1 1 液压试验压力 MPa 5.4 8.25
2 3124 m换热面积
2.4.1管箱筒体的厚度计算和强度校核
2.4.1.1设计温度下管箱筒体的厚度计算
2由于本甲醇合成反应器的换热面积为3124m，换热管选取的类型为:6m×0.038m(l×d)，暂取两换热管中心距s=44.5mm,换热管按照正三角形排列，经计算，当n=4513时，Di圆整可取3400mm 即Di=Φ3400mm。
P——设计压力(MPa)按设计参数取管程: P=6.6 MPa
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Pc——计算压力(MPa) 管程:Pc=6.6 MPa
PT——液压实验压力(MPa) 管程:PT=8.25 MPa
[P] ——设计温度下圆筒或封头的最大允许工作压力(MPa)
[Pw] ——圆筒或封头的最大允许工作压力(MPa)
δ——圆筒或封头的设计厚度(mm) d
δ——圆筒的计算厚度(mm)
δe——圆筒的有效厚度(mm)
δn——圆筒的名义厚度(mm)
——常温下圆筒计算应力(MPa) [],
t——设计温度下许用应力(MPa) [],
φ——焊接接头系数:φ取1.0。
t根据GB150-1998，当计算压力Pc?0.4φ，设计温度下管箱筒体的计算厚[],
PcDi度可由GB150-1998式(5-1) δ=求得。 t2[],φ,Pc
t由于计算压力Pc?0.4φ=0.4×135×1=54 MPa， [],
PD63400，ci,t故设计温度下管箱筒体的计算厚度δ= =54.55 mm ,,2[]219016,，，,Pc
C——厚度附加量(mm) 管程:C=C1+C2=0+3=3mm
C1——钢材厚度负偏差(mm)按GB6654-1996标准: 管箱筒体C1=0mm
C2——腐蚀裕量(mm)按设计参数取管程:C2=3mm 筒体的设计厚度:δd=δ+ C2=54.55+3=57.55mm 筒体的名义厚度:δn=δd + C1=57.55+0=57.55 mm，向上圆整至钢材标准规格的厚度60mm。
筒体的有效厚度:δe=δn-(C1+C2)=60-(0+3)=57 mm。
2.4.1.2压力试验前管箱筒体应力校核
PD()，δTie,根据GB150-1998中式(3-7)校核压力试验前管箱筒体的,T2δe
应力:
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PD()，δ8.25(340057)，，Tie= =250.18MPa?0.9φ×1×390=351 σσ,0.9,,，，s0.2T2δ257，e
MPa
所以筒体液压试验前的应力校核合格;
2.4.1.3 设计温度下管箱筒体的应力计算
PcDi，δ，，et根据GB150-1998中式(5-2): σ,Di，δe
6340057，，PcDi，δ，，，，ett计算应力==181.95 MPa?φ=190×1=190MPa [],σ,257×Di，δe
所以筒体的计算应力校核合格;
t2δσφ,,eP,根据GB150-1998中式(5-4):， ,,WD，δie
t2δσφ,,21×57×190×eP,设计温度下圆筒的最大允许工作压= MPa ,6.3,,WD，δ340057，ie
,6.3 MPa
因为一般情况下要求:工作压力<设计压力，故筒体名义厚度取=60 mm可以δn确保安全。
2.4.2壳程筒体的厚度计算和强度校核
2.4.2.1设计温度下壳程筒体的计算厚度
Di——圆筒的内径(mm)按设计参数取:Di=Φ3400mm
P——设计压力(MPa)按设计参数取壳程: P=4.3 MPa
Pc——计算压力(MPa) 壳程:Pc=4.3 MPa
PT——液压实验压力(MPa) 壳程:PT=5.4 MPa
[P] ——设计温度下圆筒或封头的最大允许工作压力(MPa)
[Pw] ——圆筒的最大允许工作压力(MPa)
δ ——圆筒或封头的设计厚度(mm) d
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δ——圆筒的计算厚度(mm)
δe——圆筒的有效厚度(mm)
δn——圆筒的名义厚度(mm)
——常温下圆筒计算应力(MPa) [],
t ——设计温度下应力(MPa) [],
φ——焊接接头系数:φ取1.0。
t根据GB150-1998，当计算压力Pc?0.4φ，设计温度下壳程筒体的计算厚[],
PcDi度可由GB150-1998式(5-1): δ=求得。 t2[],φ,Pc
t由于计算压力Pc?0.4φ=0.4×190×1=76MPa， [],
PcDi4.33400，故设计温度下壳程筒体的计算厚度 ,,,,38.91t2[]219014.3,φ,，，,Pc
MPa
C——厚度附加量(mm) 壳程:C=C1+C2=0+2=2mm
C1——钢材厚度负偏差(mm)按GB6654-1996标准:壳程C1=0mm，
C2——腐蚀裕量(mm)按设计参数取壳程C2=2mm， 筒体的设计厚度:δd=δ+ C2=38.91+2=40.91 mm
筒体的名义厚度:δn=δd + C1=40.91+0=40.91mm，向上圆整至钢材标准规格的厚度42mm。
筒体的有效厚度:δe=δn-(C1+C2)=42-(0+2)=40 mm。 2.4.2.2压力试验前壳程筒体应力校核
PD()，δTie,根据GB150-1998式(3-7)校核压力试验前壳程筒体的应力: ,T2δe
PD()，δ5.4(340040)，，Tieσσ,0.9,= =232.2MPa?0.9φ×1×390=351 ,，，s0.2T2δ240，e
MPa
所以筒体液压试验前的应力校核合格;
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2.4.2.3 设计温度下壳程筒体的计算应力 根据GB150-1998式(5-2):
PcDi，δ，，4.3(3400+40)，ett= =172MPa?φ=190×1=190MPa [],σ,Di，δ240，e
所以筒体的计算应力校核合格;
t2δσφ,,eP,根据GB150-1998式(5-4):， ,,WD，δie
t2δσφ,,eP,设计温度下圆筒的最大允许工作压力:= ,,WD，δie2401901，，，,P=4.3MPa=4.42MPa 3400+40
因为一般情况下要求:工作压力<设计压力，故筒体名义厚度取=42 mm可δn以确保安全。
2.4.3球形的厚度计算和强度校核
2.4.3.1设计温度下壳程筒体的计算厚度
Di——圆筒的内径(mm)按设计参数取:Di=Φ3400mm
P——设计压力(MPa)按设计参数取P=6 MPa
Pc——计算压力(MPa) 按设计参数取Pc=6 MPa
PT——液压实验压力(MPa)
[P] ——设计温度下圆筒或封头的最大允许工作压力(MPa)
[Pw] ——圆筒或封头的最大允许工作压力(MPa)
δ ——圆筒或封头的设计厚度(mm) d
δ——圆筒或封头的计算厚度(mm)
δe——圆筒或封头的有效厚度(mm)
δn——圆筒或封头的名义厚度(mm)
[],——常温下圆筒或封头计算应力(MPa)
t[],——设计温度下应力(MPa)
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φ——焊接接头系数:φ取1.0。
t根据GB150-1998，当计算压力Pc?0.6φ，设计温度下球形封头的计算厚[],
PcDi度可由GB150-1998式(5-5): δ=求得。 t4[],φ,Pc
t由于计算压力Pc?0.6φ=0.6×135×1=81MPa， [],
PcDi63400，故设计温度下壳程筒体的计算厚度mm ,,,,38.2t,4[]413516φ,，，,Pc
C——厚度附加量(mm)C=C1+C2=0+3=3mm
C1——钢材厚度负偏差(mm)按GB6654-1996标准: C1=0mm，
C2——腐蚀裕量(mm)按设计参数取壳程C2=3mm， 球形封头的设计厚度:δd=δ+ C2=38.2+3 =41.2 mm 球形封头的名义厚度:δn=δd + C1=41.2+0=41.2mm，考虑到开孔补强以及冲压减薄等因素，向上圆整至钢材标准规格的厚度60mm。
球形封头的有效厚度:δe=δn-(C1+C2)=60-(0+3)=57mm。 2.4.3.2压力试验前球形封头应力校核
根据GB150-1998式(3-7)校核压力试验前球形封头的应力:
PD()，δ8.25+，(340057)Tieσσ,0.9= =250.18MPa?0.9φ×1×295 ,,，，s0.2T2δ257，e
=265.5MPa
所以筒体液压试验前的应力校核合格。
2.4.3.3 设计温度下球形封头的计算应力
根据GB150-1998式(5-2):
PcDi，δ，，ett6+，(340057)= =90.97MPa?φ=135×1=135MPa [],σ,Di，δe457，
所以球形封头的计算应力校核合格。
设计温度下球形封头的最大允许工作压力按《钢制压力容器》式(5-7):
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t4δσφ,,e4135157，，，P,= =8.90MPa?P=6 MPa ,,WD，δie(340057+)
因为一般要求工作压力,设计压力，故筒体名义厚度取=60mm可以确保安δn全。
2.4.4管板的厚度选择和强度校核
(1) 壳程圆筒内直径横截面积A:，
22,D3.143400，2iA===9074600 mm44
在布管区范围内，因设置隔板槽和拉杆结构的需要，而未能被换热管支撑的面积: Ad
'2=ns(Sn-0.866s)=0×44.5(0-0.866×44.5) =0 mmAd
'n上式中， Sn-----隔板槽两侧相邻管中心距，mm;-----沿隔板槽一侧的排管根数。
(2) 壳体法兰或管箱法兰内径: Di
=3400 mm Di
(3) 换热管中心距S:此设备中取S=44.5mm
(4) 换热管根数n:此经计算取n=4513(根)
(5) 换热管外径d:此设备中取d=38mm
δδ(6) 壳程圆筒厚度:=42mm ss
δδ(7) 换热管壁厚度:此设备中取=2mm tt
A(8) 管板开孔后的面积: 1
22,d45133.1438，，2mmA=A-n=9074600- =3858933.98; 144
(9) 圆筒壳壁金属横截面积As:
2,δδD，mm As==3.14×42×(3400+42)=453930.96; ，，sis
A(10) 管板布管区面积: t
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222 =0.866n+ =0.866×4513×+0=7739327.91; 44.5smmAAdt
(11) 一根换热管管壁金属的横截面积a:
2a==3.14×2×(38-2)=226.08; ,δδd，mm，，tt
(12) 壳体法兰或管箱法兰的宽度:=0mm bbff
'(13) 系数: C
''按和查GB150-1999《管壳式换热器》图25，得=0.00712 δ/DCδ/Dfisi
''(14) 系数 : C
''''按和查GB151-1999图25，得=0.01015 δ/DCδ/Dfihi
(15) ——壳体法兰或管箱法兰外直径，mm; Df
(16) ——壳体法兰或管箱法兰内径，mm; Di
(17) 管板布管区的当量直径: Dt
4A47739327.91×t===3139.91 mm; Dt,,
(18) 管箱筒体材料弹性模量:=1.916e+05 MPa EEhh
EE(19) 管板材料弹性模量: =1.916e+05 MPa pp
(20) 壳程材料弹性模量E:E =1.938e+05 MPa ss
(21) 换热管材料弹性模量EE: =1.916e+05 MPa tt
GGG(22) 系数:当m>0时，取与两者中的较大值; 1e11i
G当m<0时，取值; 1i
GG(23) 系数:仅用于m>0时，=3μm/k 1e1e
G(24) 系数:当m>0时，按k和m查GB150-1999《管壳式换热器》1i
图31(a)实线;当m<0时，按k和m查GB150-1999《管壳式换热器》图
31(b);
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，
k(25) 系数:按k和f查GB150-1999《管壳式换热器》图29，G2
=5.368 G2
(26) 换热管的回转半径i:
220.25(2)dd,,,i= = 4.24mm t
(27) 换热管加强管系数K:
1/2，，DEnait=10.64 1.318K,,,δηδELP，，
'(28) 壳体圆筒与法兰的旋转刚度参数: Kf
3，，22Ebδ,,1fff'''',,，wEsK==3.874 MPa ,,f12DbD，,,ifi,,，，
''(29) 管箱圆筒与法兰的旋转刚度参数K: f
3''''，，,,22Ebδ1''fff'''',,K==9.286 MPa ，wEs,,f,,12DbD，,,ifi,,，，
(30) 管板边缘旋转刚度参数K: f
'''KKK=+=3.874+9.286=13.16 MPa fff
，
(31) 旋转刚度无量纲参数K: f
，,KfK==0.001056 fK4t
K(32) 管束模数: t
EnatK==9785 MPa tLDi
(33) 管板周边不布管区无量纲宽度k:k=K(1-ρt)=0.816 (34) 换热管有效长度(两管板内测间距)L:L=5820mm (35) 换热管与管板焊脚高度l:l=4.5mm
～～～MM(36) 管板边缘力矩系数:对于不带法兰的管板=M b第 28 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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m1(37) 系数:= MM112KQG，，，2
Pb～～(38) 边界效应压力组合系数:= MMbbλPa
mm，12(39) 管板总弯矩系数m:m= 1,，
，
管板第一弯矩系数m按K和查GB150-1999图27，m=0.4564Kf(40)1:1 (41) 管板第二矩系数m:按K和QGB150-1999图27，m=1.872 22(42) 有效压力组合Pa:
Pa= MPa pp,，βγEpp,，βγE,,,,sttsttstst
(43) 边界效应压力组合P: b
'''P=(P-0.15P)-0.85CPMPa CbStt
(44) 当量压力组合Pc:
Pc=Ps-Pt(1+β) MPa
(45) 壳程设计压力Ps: Ps=4.3 MPa (46) 管程设计压力Pt: Pt=6.6MPa (47) 壳体不带波形膨胀节时，换热管束与圆筒刚度比Q:
EnatQ==2.312 EAss
(48) 换热管与管板连接的拉脱力q:
σatq=|| ,dl
(49) 焊接许用拉脱力[q]: [q]=69.3 MPa
tt(50) 制造环境温度: =15? 00
tt(51) 沿长度平均的壳程圆筒金属温度: =260? ss
tt(52) 沿长度平均的换热管金属温度: =280? tt
～M(53) 管板边缘剪切系数ν: ν=ψ
α(54) 壳程圆筒材料线性膨胀系数; s
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,1=1.258e-0.5 ?αs
(55) 换热管材料线性膨胀系数: αt
,1=1.259e-0.5 ?αt
(56) 系数β:
nαβ==0.2577 A1
(57) 换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差γ:
γ= ααtttt,,,，，，，ttss0
(58) 管板计算厚度δ: δ=88mm (59) 管板假设厚度: =90mm δδnn
(60) 管箱筒体厚度: =60mm δδhh
:一般取μ值:η=μ=0.4 (61) 管板感度削弱系数η
(62) 系数λ:
λ=A/A=0.4363 1
(63) 管板强度削弱系数μ:一般可μ=0.4 (64) 管板布管区的当量直径与壳程筒体内径之比: ρt
ρ=DD/=0.9233 Tit
(65) 系数: ,s
0.61，Q=0.4+=4.955 ，，,sλ
(66) 系数: ,t
110.6，，，βQ=0.4=7.177 ，，，，,tλ
σDD/(67) 壳程圆筒轴向应力，MPa Tic
σ(68) 管程径向应力，MPa r
'(69) 管程布管区周边处的径向应力σ，MPa r第 30 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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11，νG，，1～～(70) 管板径向应力系数，= σσ×rr42QG，
31m，ν，，''～～(71) 管板布管区周边处的径向应力系数，= σσrr42KQG，，，(72) 换热管轴向应力(位于管束周边出换热管轴向应力)，MPa ,t
ttσσ(73) 在设计温度时，壳程圆筒材料的许用应力，=190MPa ,,,,cc(74) 换热管受压换稳当量长度:查GB150-1999图32，=1160mm llcrcr(75) 系数Cr:
2E2,Cr==129.3 tσx
(76) 换热管稳定许用应力σ:由于Cr=129.3>/i=91，故l,,crcr
ttσli/σli/，，，，scrscrσ==71.62 MPa 1,1,,,cr,,,,22Cr22Cr，，，，
tt(77) 设计温度时，换热管材料的屈服点: =221 MPa σσss
ttσσ(78) 设计温度时，管板材料的许用应力: =177 MPa ,,,,rr
ttσσ(79) 设计温度时，换热管材料的许用应力: =138.6 MPa ,,,,tt(80) 系数ψ:
，
ψ=m/KK=40.63 f1
τ(81) 管板布管区周边剪切应力:， p
λPD,,ai～τ= MPa3 τpp,,μδ,,
~(82) 管板布管区周边剪切应力系数: tp~11，,= t，p24QG，,,(83) 壳程圆筒的装配环向焊缝系数 :
,=1.0
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(84) 系数ψ:
m1,,~
KKf
'''(85) 系数:查GB150-1999图26，=0.0002399 ωωω
''''(86) 系数:查GB150-1999图26，=0.0005816 ωω
2.4.5危险工况的组合
2.4.5.1校验仅有壳程压力Ps作用下的危险组合工况(Pt)，不计
温差应力
根据上面的已知条件，可计算得:
(1) 换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差，γαα,,,,tttt=0 ，，，，ttts0
(2) 当量压力组合，Pc=Ps=4.3MPa
(3) 有效压力组合，Pa=Ps+βγ=21.31 MPa Et,s
'(4) 边界效应压力组合，PC=Ps=0.03062 MPa b
Pb～(5) 边界效应压力组合系数， ==0.003294 MbλPa
～～M(6) 管板边缘力矩系数，==0.003294 Mb
～(7) 管板边缘剪切系数，νΨ,M=0.1338
mm，,12(8) 管板总弯矩系数，m= =0.6235 1+,
系数，仅用于m>0时，Gle=3μm/k=0.07035
系数，当m>0时，按K和m查GB150-1999图31(a)实线得，Gli=0.05
系数，当m>0时，Gle取Gli与两者中的比较大值，Gl=0.07035 ~1(1)，,,,，(9) 管板径向引力系数， =0.002596 r4QG，2
3m1，ν，，'～(10) 管板布管区周边处的径向应力系数，=0.006491 σ,r4KQG，，，2
~11，,t，p第 32 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要 24QG，
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(11) 管板布管区周边剪切应力系数， = =0.03691
2Dλt,,i～σ(12) 管板径向应力，=90.06 MPa<1.5=265.5 σσ,P,,rra,,rμδ,,
MPa
(13) 管板布管区周边处的径向应力，
22，，PDλkkt,,''ai～12σσ,，,m==25.53 MPa<1.5=265.5 MPa ,,,，，r,,,,rr2μδmm,,，，
λPD,,ai～(14) 管板布管区周边剪切应力，=30.59 ττ,pp,,μδ,,
tσMPa<0.5=88.5 MPa ,,r
(15) 换热管轴向应力,
，，1GQ,νt2σ=-37.77 MPa<=138.6 MPa ,,,PP,,tca,,tβQG，，，2
，，GQ,ν12,,,PPσ =-37.77 MPa<=71.62 MPa ,,tca,,crβQG，，，2
(16) 壳程圆筒轴向应力，
Aλν1，，，tσ =28.82 MPa<Ψ=190 MPa ,,P,,sacAQG，，，2s
,at,,q(17) 换热管与管板连接的拉脱力，15.9<[q]=69.3 MPa dl,
PP2.4.5.2校验仅有壳程压力作用下的危险组合工况(=0)，计温st
差应力
根据上面的已知条件，可计算得:
γαα,,,,tttt(1) 换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差，= ，，，，ttss00.0001848
(2) 当量压力组合，Pc=Ps=4.3 MPa 第 33 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问(3) 有效压力组合，Pa=Ps+=30.34 MPa βγEt,s
Pb～(4) 边界效应压力组合，Pb=0.03062 MPa M,bλPa
Pb～(5) 边界效应压力组合系数，=0.002313 M,bλPa
～～(6) 管板边缘力矩系数，=0.002313 M,Mb
～(7) 管板边缘剪切系数，0.09397 νΨ,,M
mm，,12(8) 管板总弯矩系数，m= =0.578 1+,
系数，仅用于m>0时，Gle=3μm/k=0.06521
系数，当m>0时，按K和m查GB150-1999图31(a)实线得，Gli=0.05 系数，当m>0时，Gle取Gli与两者中的比较大值，Gl=0.06521
~1(1)，,(9) 管板径向引力系数， =0.002322 ,,，r4QG，23m1，ν，，'～(10) 管板布管区周边处的径向应力系数，=0.005806 σ,r4KQG，，，2
~11，,t(11) 管板布管区周边剪切应力系数， = =0.03561 p，24QG，2Dλt,,i～σ(12) 管板径向应力，σσ,P=114.7 MPa<3=531 MPa ,,rra,,rμδ,,
(13) 管板布管区周边处的径向应力，
22，，PDλkkt,,''ai～12σσ,，,m==20.02 MPa<3=531 MPa ,,,，，r,,,,rr2μδmm,,，，
λPD,,ai～(14) 管板布管区周边剪切应力，=42.04 ττ,pp,,μδ,,
tσMPa<1.5=265.5 MPa ,,r
(15) 换热管轴向力
，，GQ,ν1t2σ,,,PP=-62.27MPa<3=415.8 MPa ,,tca,,tβQG，，，2
第 34 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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，，1GQ,ν2 =-62.27 MPa<=71.62 MPa σ,,,PP,,tca,,crβQG，，，2
(16) 壳程圆筒轴向应力，
Aλν1，，，tσ=39.6 MPa<3Ψ=570 MPa ,,P,,sacAQG，，，2s
,at(17) 换热管与管板焊接的拉脱力，26.22<3[q]=207.9 MPa ,,qdl,
2.4.5.3校验仅有管程压力作用下的危险组合工况(=0)，不计PPts
温差应力
根据上面的已知条件，可计算得:
(1) 换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差，γαα,,,,tttt=0.0 ，，，，ttss0
(2) 当量压力组合，Pc=-P1，β=-7.546 MPa ，，t
(3) 有效压力组合，Pa=-=-43.06 MPa P，βγE,ttt
''C(4) 边界效应压力组合，Pb=0.15Pt-0.85Pt=0.05816 MPa
Pb～(5) 边界效应压力组合系数，=0.003095 M,bλPa
～～M,(6) 管板边缘力矩系数，=0.003095 Mb
～νΨ,,M(7) 管板边缘剪切系数，0.1258
mm，,12(8) 管板总弯矩系数，m= =0.6146 1+,
系数，仅用于m>0时，Gle=3μm/k=0.06934
系数，当m>0时，按K和m查GB150-1999图31(a)实线得，Gli=0.05 系数，当m>0时，Gle取Gli与两者中的比较大值，Gl=0.06934 ~1(1)，,,,，(9) 管板径向引力系数， =0.002541 r4QG，2
第 35 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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3m1，ν，，'～(10) 管板布管区周边处的径向应力系数，=0.006352 σ,r4KQG，，，2
11，,~，(11) 管板布管区周边剪切应力系数， = =0.03665 t24QG，p
(12) 管板径向应力，
2Dλt,,i～σ =178.2 MPa<1.5=265.5 MPa σσ,P,,rra,,rμδ,,
(13) 管板布管区周边处的径向应力，
22，，PDλkkt,,''ai～12σσ,，,m==-46.91 MPa<1.5=265.5 MPa ,,,，，r,,,,rr2μδmm,,，，
(14) 管板布管区周边剪切应力，
tλPD,,aiσ～=-61.4 MPa<0.5=88.5 MPa ,,ττ,pp,,rμδ,,
(15) 换热管轴向应力,
，，GQ,ν1t2σ,,,PP=-81.19MPa<=138.6 MPa ,,tca,,tβQG，，，2
(16) 壳程圆筒轴向应力，
Aλν1，，，tσ=68.18 MPa<Ψ=190 MPa ,,P,,cacAQG，，，2s
,at,,q(17) 换热管与管板焊接的拉脱力，34.19<[q]=69.3 MPa dl,
PP2.4.5.4 校验仅有管程压力作用下的危险组合工况(=0)，计ts
温差应力
根据上面的已知条件，可计算得:
(1) 换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差，
γαα,,,,tttt =0.0001848 ，，，，ttss0
P1，β(2) 当量压力组合，Pc=-=-7.546 MPa ，，t
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更多相关文档资源请访问(3) 有效压力组合，Pa=-=-34.03 MPa P，βγE,ttt
''(4) 边界效应压力组合，Pb=0.15Pt-0.85Pt=-0.05816 MPa C
Pb～(5) 边界效应压力组合系数，=0.003917 M,bλPa
～～(6) 管板边缘力矩系数，=0.003917 M,Mb
～(7) 管板边缘剪切系数，0.1592 νΨ,,M
mm，,12(8) 管板总弯矩系数，m= =0.6508 1+,
系数，仅用于m>0时，Gle=3μm/k=0.07342
系数，当m>0时，按K和m查GB150-1999图31(a)实线得，Gli=0.05 系数，当m>0时，Gle取Gli与两者中的比较大值，Gl=0.07342
~1(1)，,(9) 管板径向引力系数， =0.002771 ,,，r4QG，2
3m1，ν，，'～(10) 管板布管区周边处的径向应力系数，=0.006926 σ,r4KQG，，，2
~11，,(11) 管板布管区周边剪切应力系数， = =0.03773 t，p24QG，2Dλt,,i～σ(12) 管板径向应力，=153.5 MPa<3=531 MPa σσ,P,,rra,,rμδ,,
(13) 管板布管区周边处的径向应力，
22，，PDλkkt,,''ai～12σσ,，,m ==-52.41 MPa<3=531 MPa ,,,，，r,,,,rr2μδmm,,，，
λPD,,ai～(14) 管板布管区周边剪切应力，=-49.96 ττ,pp,,μδ,,
tσMPa<1.5=265.5 MPa ,,r
(15) 换热管轴向应力,
，，GQ,ν1t2σ,,,PP =56.68MPa<3=415.8 MPa ,,tca,,tβQG，，，2
，，GQ,ν12,,,PPσ =56.68MPa<=71.62 MPa ,,tca,,crβQG，，，2
(16) 壳程圆筒轴向应力，
第 37 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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Aλν1，，，tσ =78.96 MPa<3Ψ=570 MPa ,,P,,cacAQG，，，2s
,at(17) 换热管与管板焊接的拉脱力，23.87<[q]=207.9 MPa ,,qdl,
因此，管板名义厚度=90mm校核通过 δn
2.4.6开孔接管与补强
表2.2管口表
合成气入口a φ549×66
合成气出口b φ450
下降管c φ219×8
蒸汽入口d φ100
蒸汽出口e φ205×30 1-6
出水口f φ136×20
排气口g φ25 1-2
排气口h φ25
排净口j φ25
卸料口k φ250 1-2
人孔m φ500 1
人孔m φ500 2-3
吊耳t φ500 1-2
2.4.6.1接管a与其中心线垂直的截面的单孔补强计算
δ接管内径:接管内径为417mm，假定接管的名义厚度=66mm; nt
tσ接管材料为15CrMo锻件，在设计温度280?下的许用应力=126.6 MPa ,,
tP,0.4σφ因为计算压力:=0.4×126.6×1=50.64MPa ,,c
6.6，417PDci,,故接管的计算厚度: = =11.61mm tt2，126.6，1,6.62[,],,Pc
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更多相关文档资源请访问接管的有效厚度:=66-(0+11.1)=54.9mm δδ,,，CC，，etnt12
开孔直径:d=417+2=417+2×3=423mm开孔为圆形孔时，开孔直径取接管内C2
直径加两倍壁厚附加量)
所以，最大有效补强范围:
最大有效宽度:
B=MAX(2d,d+2)=MAX(2×423,423+2×60+2×66)=846mm δ+2δnnt
最大有效外伸或内伸长度:h==167.1mm dδ×,42366nt
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值，当该比值大于1.0时，强度削弱系数等于1.0，对于安放式接管，其值取1.0)
t,,σ,,126.6,,t,,fMINMIN,,故,1,1=0.938 ,,rt,,135,,σ,,,,
壳体有效厚度减去计算厚度之外的多余金属面积A:1
ABdf,,,,,,,δδδδδδ21(846-423)×(57-38.2)-2×66×，，，，，，，，1enter
2(57-38.2)×(1-0.938)=7798.54mm;
接管实际外伸167.1，则有效外伸=167.1mm h1
接管实际内伸0，则有效内伸h,0mm; 2
接管有效厚度减去计算厚度之外多余金属面积A2
A,2h(,,,)f，2h(,,C)21ettr2et2=2×167.1×(54.9-11.61)×0.938+2×0×
2mm(54.9-2)×0.938=13570.53;
2接管与筒体焊角高定位8mm，所以补强区的焊缝金属面积为; Amm,643
2mmAAAA,，，,可作为补强的截面积:7798.54+13570.53+64=21433.07; e123
Adf,，,,δδδ21开孔所需补强面积:423×38.2+2×38.2×54.9(1-0.938)，，etr
2mm=16418.65;
A因为可作为补强的截面积>开孔所需补强面积A,所以单孔补强满足要e
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求，不需另加补强。
2.4.6.2接管mm与其中心线垂直的截面的单孔补强计算 1、2
接管内径:接管内径为500mm，假定接管的名义厚度=62mm; δnt
tσ接管材料为20MnMoNb锻件，在260?设计温度下的许 用应力=207 MPa ,,
tP,0.4σφ因为计算压力:=0.4×207×1=82.8MPa ,,c
PD4.3×500ci故接管的计算厚度:=5.248mm δ,,tt214.3×207×,2σφ-P,,c
接管的有效厚度:=62-(0+2)=60mm δδ,,，CC，，etnt12
开孔直径:d=500+2=500+2×2=504mm C2
所以，最大有效补强范围:
最大有效宽度:
B=MAX(2d,d+2)=MAX(2×504,504+2×42+2×62)=1008mm δ+2δnnt
最大有效外伸或内伸长度:h==176.8mm dδ504×,62nt
t,,σ,,207,,t,,fMINMIN,,,1,1强度削弱系数:=1 ,,rt,,190,,σ,,,,
壳体有效厚度减去计算厚度之外的多余金属面积:
ABdf,,,,,,,δδδδδδ21(1008-504)×(40-38.91)-2×62×，，，，，，，，1enter
2mm-1)=547.3(40-38.91)×(1;
h接管实际外伸176.8，则有效外伸=176.8mm 1
h,0接管实际内伸0，则有效内伸mm; 2
接管有效厚度减去计算厚度之外的多余金属面积:
A,2h(,,,)f，2h(,,C)21ettr2et2 =2×176.8×(60-5.248)×1+2×0×(60-2)
2mm=19357;
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2接管与筒体焊角高定位8mm，所以补强区的焊缝金属面积为; Amm,643
2可作为补强的截面积:547.3+19357+64=19969; mmAAAA,，，,e123
开孔所需补强面积:504×38.91+2×38.91×60×(1-1)Adf,，,,δδδ21，，etr
2=19610.64; mm
因为可作为补强的截面积>开孔所需补强面积A,所以单孔补强满足要求，Ae
不需另加补强。
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第三章 设备的制造要求和检验要求 3.1筒体的制造要求和检验要求
(1) 筒节按划线下料，下料尺寸应准确，以保证筒节卷制焊接后内径偏差和不圆度最小，以达到对筒节组要求的偏差。
(2) 焊接坡口进行机加工，除进行形状和尺寸检查外，对坡口邻近区域和坡口表面进行磁粉或渗透检测。不得有裂纹、分层、夹杂及其他影响焊接质量的缺陷。
(3) 在滚圆是应保证做到筒体两边与滾板机轧滚平行，用不大于400mm弧长的样板检查筒体的棱角度、圆度、错边、错口，保证焊接接头的棱角度?5mm，焊接接头的错边量?3mm，壳体最大最小直径差(包括管箱壳体)?2mm，使滚圆的筒体为理想的几何状态。
(4) 焊接结构为全焊透结构，焊接前焊接工艺按JB/T4708-2000评定合格，焊接采用埋弧自动焊，电焊焊条为J607RH,焊丝为H08Mn2MoA，焊剂为SJ101,预热温度及层间温度?200?，焊后立即进行消氢处理。焊接前的焊接过程中，检验人员和焊接工程师用测温仪在现场进行监督。根据不同的厚度带相应的产品焊接试板，试板在筒体纵焊缝的延长线上与纵缝一起焊接，焊接完毕与筒体一道进行消氢处理，消氢工作结束后，再进行校圆和无损检测。为防止棱角度、圆度在焊接时的变化，严格按焊接工艺规定在焊接
规范
编程规范下载gsp规范下载钢格栅规范下载警徽规范下载建设厅规范下载
和焊接顺序进行施焊，焊接工程师在施焊现场进行指导。 (5) 筒体纵缝的无损检测:焊接接头按JB/T4730-2005进行100%RT+100%UT检测，分为?级、?级合格;热处理后进行100%RT+100%UT检测。分别为?、?级合格;水压试验后进行100%MT检测，?级合格。
(6) 筒体制造的工艺路线
筒体备料——化学成份、力学性能复验 ——打砂——划线(根据封头尺寸)
——标志移植——下料(带试板)——刨边并加工坡口 ——坡口表面PT检
查——滚圆——焊接纵缝，预热温度?200?(带焊接试板) ——消氢处理——校第 42 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问圆——纵缝MT探伤——射线探伤、超声波探伤——加工环缝坡口——坡口MT探伤——筒体与筒体组对——焊接环焊缝，预热温度?200?——消氢处理 MT、RT、UT探伤——划出人孔开孔位置线——加工人孔焊缝坡口——坡口MT探伤——组对人孔筒节——焊接人孔筒节与壳体焊缝，预热温度?200?——MT探伤——所有焊缝内表面打磨与母材平齐——待组装。
(7) 人孔筒节与封头角焊缝焊接时，采用专用工装，防止封头焊接变形。
3.2封头的制造要求和检验要求
, 球形封头利用2200吨水压机采用专门设计制作的冲压模具分片压制球
片和顶圆后拼接成型，顶圆尺寸约SR750，球片数量为7片。
, 封头平板拼接时采用埋弧自动焊，点焊用焊条为R307，焊丝为
E5515-B2，预热温度及层间温度?150?，焊后立即进行消氢处理，并
0%UT中间检测，冲压后进行100%RT和100%UT检查，合格后机加工10
环焊缝坡口。
, 封头成型后采用机加工方法开接管孔、焊接管等，焊接接头按
JB/T4730-2005进行100%MT检验?级合格，再对封头组件进行炉内整体
消除应力热处理，热处理温度为600,650?。
3.3管板的制造要求和检验要求
, 管板备料——化学成份、力学性能复验——超程伯探伤复验——粗车
内、外圆和待堆焊表面——上下管板叠合在一起，待堆焊304L的表面朝
外，周边焊牢——待堆焊表面100%MT——预热200?(置于带极堆焊变
位机上)——带极堆焊第一层(ER309L)——着色探伤——测厚——整
体消除应力热处理(600,650?)——堆焊第二层(ER308L)——着色
探伤、超声波探伤——测厚——根据变形情况，在决定是否局部补充堆焊
——切除外周焊缝——校平——车——划线——采用数控机床钻孔——
加工管子焊接坡口车管板坡口——坡口着色检查——检验。
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, 上下管板管程表面采用极堆焊，堆焊加工后的总厚度7mm，堆焊的
过渡层厚度不少于3mm经超声检测，合格后作憨厚消除应力的热处理。
管板堆焊前的基层表面，过渡层堆焊表面，面层堆焊表面应分别按
JB/T4730-2005进行100%渗透探伤，合格等级为?级。堆焊层及其结合面
应按JB/T4730-2005进行100%超声波探伤，合格等级为?级。
3.4设备制造与组装顺序:
, 球形封头组件制造——壳体筒节制造、加强段筒节制造、管板加工并
堆焊——管板与加强段短节组对焊接——管板与加强段的组件与壳体筒
节组对焊接——组装换热管——管子管板焊接——组对壳体与球形封头。
, 管板与加强筒体的组焊
管板与筒体的连接结构为全焊透结构，容易出现管板与筒体焊后管板的不平度产生变化，影响管板的管孔圆度和管孔轴线与管板平面的垂直度，导致穿管时管外壁与管孔摩擦拉上管子外表面，影响产品质量
因此，在组对管板与加强筒体时，应仔细检查管板与加强筒体的外部尺寸，用专用胎具将筒体撑圆，焊接防变形工装与管板谅解固定后放入筒体定位处，调整管板与筒体的间隙，调整挂板与筒体的同心度，保证管板与筒体的同心，电焊固定，焊接时预热(温度?200?)，对称进行焊接，注意观察管板与加强筒体的变形程度及时进行控制，逐层进行着色探伤，焊接完后进行着色和超声波探伤，消除应力热处理后拆除工装。
3.5管板与加强筒体的组件与筒体组焊
, 上下管板与加强段组焊合格后，线将下部加强段与管板的组件与课程
筒体组对，控制组对错边量和直线度在图样及GB150要求范围内，点固
焊缝采用手工电弧焊焊接，采用J607RH焊条，点焊部位点焊前预热至
200?以上，组对后采用埋弧自动焊焊接环缝，焊丝H08Mn2MoA，焊
SJ101，施焊应连续进行，层间温度控制在200,250?，焊后立即进行消
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更多相关文档资源请访问氢处理，然后进行100%RT+20%UT检测。
, 壳体主要焊接件(筒体、封头)组对时应保证相邻两筒节和筒节与封头表面平齐，以使焊接完成后纵向的错边量小于0.5mm，环向的错边量小于3mm。
, 组对换热器内件，将已组焊合格的管板+加强筒体+壳程筒体组件与下管板+加强筒体及壳体筒体组件按上述要求组对，焊接环焊缝，内口采用药皮电弧焊，采用J607RH焊条，外口采用埋弧自动焊，焊接工艺同上，消氢处理后天对该环缝进行100%RT+100%UT检测，JB4730?级和?级合格。
, 划筒体接管孔位置线，在检验确定无误后进行预开孔，接管空的焊接坡口全部采用机加工成形，在机加工焊接坡口确实有难度的地方，用机床进行粗加工，最后用角向磨光机按图纸修磨出合格的坡口，坡口表面进行磁粉检测，合格后进行接管及吊耳点半组对焊接，控制组对精度，焊前预热，焊后立即进行消氢处理。
, 打磨所有焊缝内表面与母材平齐，对筒体与管板组件进行炉内整体热处理，温度600,650?。热处理后对所有对接接头进行100%UT检测，JB4730?级合格。
3.6管子组装及管子管板焊接
, 壳体组焊完成后，采用立式组对管子与管板，功效快，支撑板与管板的同心度好，管子表面不容易受损伤。
, 复查隔板、定位管、焊接螺栓等内部零件组装情况，检验合格后穿换热管。
, 管子与管板的堆焊焊接，由持有该特种焊接技能合格证的优秀焊工担任。焊接式通过严格控制焊接规范使焊缝冷却速度适当，确保焊缝素体含量在规定的范围内，管子、管板焊接采用自动选装氩弧焊机焊接，采用ER00Cr22Ni5Mo3N焊丝，焊接前焊接工艺按GB151附录B评定合格，换热管采用贴胀定位。
, 管子与管板采用自动氩弧焊焊二道，第一层焊完后进行空气气密性检第 45 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问漏试验，合格后再焊第二层，焊满后进行外观检查，不得有管端烧缺等缺陷，合格后进行焊缝表卖弄着色探伤。
, 管子、管板热处理后采用液压胀管机进行胀管，胀管前进行胀接试验后确定胀接压力，检查胀拉接强度，贴胀拉脱强度应大于1MPa。根据图纸要求对管子管板按胀接工艺进行贴胀，检验合格后按HG20584-1998附录B进行氨渗漏试验合格。
3.7封头组件与筒体组件组焊
, 将已组焊合格的封头组件分别与筒体组对，控制组对间隙和组对错边量，按评定合格的焊接工艺进行焊接，内口采用药皮电弧焊，外口采用埋弧自动焊，焊前预热200?，焊后立即进行消氢处理。热处理后对焊缝进行100%RT+100%UT检测。
, 组对h接管，按焊接工艺焊接，打底焊采用氩弧焊，其余焊道采用药皮电弧焊。焊后对焊缝进行局部热处理。
3.8不见的成形、加工和组装要求
表3.1不见的成形、加工和组装要求
检验内容 ?
焊接接头的对口错边量 ?3mm
焊接接头的棱角E ?5mm
壳体最大最小直径差(包括管箱壳体) 热处理后?7mm
设备壳体直线度 热处理后?8mm
管板堆焊层厚度 过渡层?3mm，耐腐蚀层?4mm
管板堆焊后平面度 ?0.10mm
管板管孔直径 φ38.40+0.2
管板管孔垂直度 ?0.10mm
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更多相关文档资源请访问甲醇合成塔的热处理工艺
, 对于壳体(筒体、封头、接管)及管板见的焊接接头，应按规范要求进行焊前预热、焊后消除引力热处理。
, 热处理方案
甲醇合成塔哟五大部件组成?上封头部件;?下封头部件;?上加强段管
板部件;?壳程筒体部件;?下加强段管板部件。
所有部件的崔杰接头经射线检测及超声波检测复验合格后，应单独进行炉
内整体热处理。
, 热处理时，严格按照处理工艺规定和GB150-1998、HG20584-98中的规定进行，并用在有效校核期内的热电偶，测量仪表进行监控、记录。炉内整体热处理及局部热处理时，热电偶的数量应足够，且直接与工件连接，热电偶测的的温度与其对应的时间自动记录，以准确控制热处理温度。 , 在加热和冷却过程中，不同位置之间的温度差不得超过80?，恒温时，不同点温度差不得超过30?。
, 试板应与其所代表的零部件一起进行热处理，并放在紧靠相关焊缝处，尽量放在容器内测。
, 设备热处理由以下几部分组成
——球形封头组件整体热处理;
——管板过渡层堆焊后热处理;
——加强筒体与管板组件整体热处理;
——壳体组件整体热处理;
——封头与筒体环焊缝局部热处理。
, 炉内热处理的控制要求
(1) 焊件入炉或出炉时炉内温度不得超过400?。焊件出炉时，炉温不得高于400?，出炉后应在静止空气中继续冷却。
(2) 焊缝局部消除应力热处理的控制要求:
采用履带式远红外线电加热器对环缝进行局部加热，热处理宽度为横跨焊
5RS接接头或返修部位至少为容器的整个圆周(表达式中R为容器相应部位第 47 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
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的内半径，S为该部位容器的壁厚)，且此区域边界处的温度不低于中心处温
度的一半
(3) 热处理后，设备的承压金属上不得再施焊
3.10甲醇合成塔的检验
, 射线透照检测、超声检测、磁粉检测、渗透检测等无损检测按照JB/T4730-2005的要求进行。检测方法、范围、合格等级参见表3.1
表3.2检测方法、范围、合格等级参考表
对象 需要的检测和试验项目 备注
材料
?100mm锻件 100%UT?级+机后100%MT?级 其它按材料标准 焊接坡口 机后加工100%MT?级
焊接
100%RT?级+100%UT?级+热处理 A、B类 后100%RT+100%UT分别为??级，
HB?225+水压后100%MT?级
一般C、D 100%MT?级+热处理后100%PT?
级,HB?250+水压后100%PT?级
反应管与管板 100% PT?级+HB?180+水压后
100%PT?级
筒体与管板 100%UT?级+100%PT?级 管板与堆焊 每层100%PT?级+面层100%UT?级 焊接试板 热处理后HB?225,20?V冲?31J 其它按GB150
设备
管程 水压试验+气密性试验 按图及GB150
壳程 水压试验+B法氨渗透试验 按图及GB150
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更多相关文档资源请访问, 无损探伤检测
(1) 焊接坡口表面、待堆焊表面按JB4730进行MT检测，?级合格。 (2) 对接接头无损检测所有A 、B类对接接头均须在焊后和热处理后进行
100%的射线检测，按GB/74730.2-2005的?级合格并100%超声复验，
按GB/4730.3-2005的?级合格，水压试验后，100%MT检测，?级合
格。
(3) 角焊缝无损检测
壳体上所有角焊缝热处理前、热处理后、水压试验后分别进行100%MT检
测，?级合格;工程尺寸450及以上的接管与壳体角焊缝还应在热处理前、
后分别进行100%UT检测，?级合格。
(4) 反应管与管板的链接接头，应在焊前对坡口表面、焊后对面层表面进行
100%的渗透检测，按GB/74730.5-2005的?级合格。 (5) 管子与管板焊缝表面及层间，100%PT检测，?级合格。
, 堆焊层无损检测
过渡层焊缝表面100%PT检测，?级合格;覆层焊接完毕后，焊缝表面100%PT检测，?级合格，堆焊层100%UT检测，?级合格。
, 其它部位无损检测
锻制接管、法兰机加工表面，100%MT检测，?级合格。 设备上临时性焊接工装、吊耳等打磨处，100%MT检测，?级合格。
, 硬度检查
所有A、B类焊接接头;接管、补强管及法兰的对接接头;封头和裙座筒体的焊接接头等重要的焊接接头。进行硬度检查(含焊缝、热影响区和母材三处区域)，检测的硬度值不应大于225HB.
, 试板及其试验
甲醇合成塔在制造过程中除应按JB4744-2000《钢制压力容器产品焊接试板的力学性能检验》的要求制作产品焊接试板和母材热处理试板外，还应进行0?下的夏比V行缺口冲击试验。冲击功值:13MnNiNbR Akv?34J;15CrMoR Akv?31J.
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3.11压力试验
(1) 甲醇合成塔全部焊接完成后应进行液压试验，试验压力应按规范要
求，试验用水应清洁，试验温度?15?，水压试验用水氯离子含量不超过
25mg/L,试验部位、检验标准见表3.2:
表3.3试验部位、检验标准
试验 试验 试验 试验介质 试验压力试验结部位 方法 标准 保压时间 果要求 介质 介质 温度
名称 要求
反应管与管板空气 压缩 20? 无泄漏 GB150-1998 0.4MPa 焊接(第一层试漏 空气 0.5h 后)
反应管与管氨渗透 氨气 15? 无泄漏 HG20584-1998 1.0MPa NH%3
板(焊接完成及附录A中的B法 + 4h
N%2贴胀后) 氮气
10%
,壳程 水压 水 按图 无泄漏GB150-1998 Cl<
试验 ?15? 无变形 25ppm
,管程 水压 水 按图 无泄漏GB150-1998 Cl<
试验 无变形 ?1525ppm
?
管程 气密性压缩 20? 按图 无泄漏 GB150-1998
试验 空气
(2) 水压试验后，设备应彻底排净并吹干。
(3) 水压试验合格后对焊缝外表面按JB20584-2005进行MT检查，?级
合格。
(4) 水压试验后，壳程按HG20584-98附录A中B法进行氨渗透试验，
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以检查管子与管板的链接接头;管程按HG20584-98附录A中C法规范以
压缩空气进行气密性试验。试验合格后，所有焊缝均按JB/T4730-2005进
行100%磁粉检查，?级合格。
, 晶间腐蚀试验
换热管和堆焊层焊接工艺评定试件，进行晶间腐蚀倾向性试验，按GB4334-2009《不锈钢硫酸-硫酸铜腐蚀试验方法》，弯曲试验后，表面不得有晶间腐蚀裂纹。
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谢辞
在此次3124平方甲醇合成反应器的设计和制造中，因设备所使用的材料比较特殊、结构比较特别，再加上设备容积大、重量大等特点，因此在设计和制造方面都有较高的要求。
其次，考虑到其中反应物质的有毒性，故在设计方面更应严谨科学，无论从应力校核，还是检测方面都应更加仔细小心。
本次设计根据给定的已知参数和国家相关技术标准规定，也在多次咨询段小林老师的前提下，最后终于成功地完成图纸的设计、制造工艺的编制等。希望本设计能在实践中得到应用。因为本人毕竟是初次设计，肯定有不足之处，如有问题还请及时指出。
再次在此真心地向段小林老师说声感谢。
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更多相关文档资源请访问参考文献:
(1) GB150-1998《钢制压力容器》 [M] 北京 中国标准出版社 1998
(2) GB150-1999《管壳式换热器》 [M] 北京 中国标准出版社 1999
(3) 国家质量技术监督局《压力容器安全技术监察规程》[M] 北京 中国劳 动社会保障出版社1999
(4) HG20580-1998《钢制化工容器设计基础规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(5) HG20581-1998《钢制化工容器材料选用规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(6) HG20582-1998《钢制化工容器强度计算规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(7) HG20583-1998《钢制化工容器结构设计规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(8) HG20584-1998《钢制化工容器制造技术规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(9) HG20585-1998《钢制化工容器容器技术规定》[M] 北京 全国化工工程建设标准编辑中心 1999
(10) HG20592,20614-1997《钢制管法兰、垫片、紧固件(欧洲体系)》[M] 北京 化工部工程建设标准编辑中心 1998
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更多相关文档资源请访问(11) HG20615,20635-1997《钢制管法兰、垫片、紧固件(欧洲体系)》[M] 北京 化工部工程建设标准编辑中心 1998
(12) 涅杰 杨炜 史庆和 刘树槐 郭志英 《甲醇合成塔的研制》[J] 《压力容器》2000年第20卷第3期 第32,35页
(13) 徐庆坤 戈丰来 张英俊 《甲醇合成塔的制造工艺》 [J] 《压力容器》2000年第17卷第3期 第37,39页
参考的设计标准
(1) GB150-1998 《钢制压力容器》
(2) GB151-1999 《管壳式换热器》
(3) HG20580-1998 《钢制化工容器设计基础规定》 (4) HG20581-1998 《钢制化工材料选用规定》
(5) HG20582-1998 《钢制化工容器强度计算规定》 (6) HG20583-1998 《钢制化工容器结构设计规定》 (7) HG20584-1998 《钢制化工容器制造技术规定》 (8) 《压力容器安全技术监察规程》99版
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外文翻译
1、英文原文
Methanol distillation trays with high efficiency and process
improvements in line
Abstract Brief description of the methanol distillation tower internals rehabilitation programs: micro-hole width efficient composite plate, more suitable than the regular packing, superior; analysis of three towers of methanol distillation tower process than the advantages of technology and economic benefits. Keywords Tray efficiency Process Route Improve
For many chemical elements, the energy consumption of the technology is always an important factor in economic indicators. Save energy, reduce consumption and speed up the pace of technological transformation, the implementation of product structure adjustment, the survival of every business dispute, and development of important measures. Now after my factory technical transformation described by methanol distillation trays and improved high technology route to reducing energy consumption play an important role. Practice shows, for the methanol distillation separation, not just rely on highly efficient distillation column internals used in order to achieve significant reduction in energy consumption of alcohol distillation, and methanol distillation process improvements can be made to the system consumption decreased significantly.
1 A methanol distillation tower process
Currently, most of the twin towers of methanol distillation separation processes are used. My factory has a set of 3 × 104t / a methanol tower distillation unit, in December 2002 to be expanded to 8 × 104t / a methanol tower distillation unit, the process shown in Figure 1.
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This process constituted by the two distillation columns: pre-tower and the main tower. Come from the methanol synthesis section in the crude methanol containing 86% methanol, the first into the pre-tower, is actually a pre-column extractive distillation column, in the top of the tower by adding the equivalent of 20% crude methanol feed. 30% of the water, water as extractant the crude methanol into dimethyl ether and other compound contained in the separate light components, thus pre-column based products mainly light components such as dimethyl ether, and the tower bottom product mainly a mixture of methanol and water. Pre-column conditions are generally operated under normal pressure, the top temperature of 65. 75 ? or so,
bottom of the column temperature is about 80 ?. Pre-tower trays usually installed
45.60, can achieve a theoretical separation step 25-35. Since the tower was extracted by methanol and water tower to tower bottom, so crude methanol feed opening position is relatively high, generally up from the bottom of the column number of the first 36-40 block board feed.
Pre-Tata bottom outflow of methanol and water mixture immediately into the main tower, in the main tower of methanol and fusel achieve water separation. Usually installed in the main tower block tray 65-85, needs 36,050 a theoretical series (as the back flow of size). Many plant products are often stressed the tower of methanol concentration, while the outflow of water on the bottom of the column with methanol content less importance, so the pre-column to a mixture of methanol and
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water are in the lower half into the tower main tower. Location of the feed used by several bottom of the column 20 about a 26 plate. The main methanol distillation tower generally operate at atmospheric pressure. Tower operating temperature of 65-66 ?, bottom of the column operating temperature of 105 ~ 1IO. C. Tower refined methanol product generally require moisture ? 0.1%, methanol content ?
99.5%, while the bottom of the column with methanol content in the discharged water must be <0.5%. To prevent pre-tower with a light component to the main tower and moved with methanol on top of the tower was purified methanol product out of towers, the main tower from the top, generally in the first 10 or so side draw tray purified methanol product. High energy consumption of such processes, I plant steam consumption per ton of methanol in 2.1. 2.5t
2 Transformation of methanol distillation line
The transformation of methanol distillation system, can be used two ways: First, high efficient distillation column internals to improve the separation efficiency, reduce back flow, thereby reducing energy consumption; Another way is to change the separation line, and reduce energy consumption. Efficient use of methanol distillation tower internals can improve yield and reduce energy consumption with the role, but the magnitude does not meet expectations. At the same time changing the distillation process route to the greater effect of reducing energy consumption. The most commonly used pieces of high-Distillation Column with structured packing and efficient main tray two categories. According to the actual situation in our factory, structured packing does not apply to our plant expansion transformation of methanol distillation. Reasons are as follows.
(1) The high separation efficiency of structured packing is mainly expressed in the hydrocarbon class system. For this type of material system, the liquid's surface tension is very low, easy-to-the structured packing has a large number of surface area on the stretch, resulting in significant gas-liquid interfacial surface area, to achieve excellent separation efficiency. In the methanol distillation system is completely different. The liquid in the two towers contain a lot of water, so much higher than the surface tension of liquid organic hydrocarbon class. Thus the liquid surface in the
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filler dispersion is severely reduced, gas-liquid mass transfer efficiency is bound to fall significantly. Such as methanol distillation tower in the second half, close to 100% water content, surface tension is also close to 56dyn/cm (0.056N / m), as used in this condition, the structured packing, the separation is not satisfactory . I plant 3 × 104t / a methanol distillation device be transformed into an 8 × 104t / a methanol production capacity, regulatory
(2) structured packing bed, the bed floor to the top always install the appropriate liquid distributor, so that downward flow of liquid to achieve uniform distribution along the tower section. However, the gradual downward flow of liquid, the initially uniform distribution along the tower section of the liquid will gradually accumulate to the tower wall. This phenomenon is known as "wall flow" (wall flow). When the wall of flow occurs, most of the liquid along the column wall to the downstream region, while most of the gas in the central region of upward flow tower. This has resulted in the separation of gas-liquid flow. Greatly reduced the contact between gas and liquid. One can imagine that at this time
The structured packing distillation column can not have a good separation efficiency. To overcome this problem, generally when in the design of structured packing distillation column, a packed bed is only 6 seek to achieve a series of 10 theory, if a theory of distillation process requires far more than the number of series, they should be structured packing bed is divided into several sections, each distributor installed between the liquid and then to achieve uniform distribution of liquid flow again. However, this arrangement would allow the complex structure of the distillation column, expensive. By this analysis, using structured packing factory methanol distillation column transformation is not feasible. Can I use the highly efficient transformation of plant trays to methanol distillation column, in order to significantly reduce the energy consumption of methanol distillation system do? A variety of analysis shows that this approach to improve the system capacity, product purity methanol and methanol yield The effect is obvious, but the effect on reducing energy consumption, but also not very satisfactory. Distillation Technology Co., Ltd. Nanjing Canning production efficiency of composite hole miniature valve trays, is currently
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the only company approved by the U.S. research company distillation efficient industrial scale pilot test trays, the tower is equipped with a composite hole-board micro-valve, triangle to promote and multiple bubble hem downcomer, see Figure 2. With high flux, high separation efficiency, operating flexibility and so on. The tray efficiency than conventional tray more than 25%, using the plate transformation of factory pre-towers and methanol distillation tower, the original diameter of column under the conditions of constant expansion to meet the 8 × 104t / a methanol demand investment than the 50% reduction in use of structured packing, and can reduce the pre-tower water and back flow of the main tower. Which can reduce the energy consumption of methanol distillation system purposes. But the process simulation analysis shows that under these conditions methanol distillation system, lowering energy consumption is only about 5%, this rate is still relatively small, I still can not meet the methanol plant to expand output without increasing coal-fired boiler requirements. 2Canning affected companies around the three-dimensional map tray efficiency significantly reduce energy consumption from the point of view, only the replacement of high efficiency internals of this line is not enough, so it must be from the distillation point to find a better solution to the problem Methods.
3 3 Tati can significantly reduce the energy consumption of pure alcohol
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In many distillation system, people tend to unity of the two or three towers and two towers, and strive to reduce energy consumption. This means reducing energy consumption of machines is to reduce the number of evaporation and condensation of materials to reduce energy consumption. However, for methanol distillation, the people are the opposite of a tower will be divided into two towers, but they can make a lot of lower energy consumption. Addressed before the methanol distillation tower is a pre-extractive distillation. In the top of the tower by adding extractant - water, methanol and dimethyl ether and other light components separately. The tower's energy consumption depends on water and feed composition, feed composition is a synthetic process (catalyst type. Synthesis of pressure, etc.) decisions, distillation section in not at liberty to demand for changes. The water is determined by methanol - dimethyl ether - water vapor-liquid equilibrium of three substances. Tower operating at atmospheric pressure as long as the pre-conditions, the vapor-liquid equilibrium is basically fixed, basically the size of water is fixed. Thus, the methanol distillation column at atmospheric pressure conditions expected little to change the process conditions to reduce energy consumption possibilities. Only by adopting high efficiency plate, increase the separation efficiency, reduce return flows to reduce energy consumption. However, the methanol distillation tower distillation process is not the case. Methanol distillation tower tower feed from the bottom of pre-mixture of methanol and water. In the methanol distillation tower for the separation process is actually heating of methanol evaporation from the water out of the process. In the process of distillation towers, the main tower of the role of distillation tower bottom is put in enough calories to make methanol out of the water completely evaporated, condensing in the top of the tower be refined methanol product. German Lurgi Company in the development of its low pressure methanol synthesis process, the use of the three columns of methanol purification process. This process will be methanol distillation tower is divided into two towers: the Pressurized and atmospheric distillation column distillation. The process shown in Figure 3.
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甲醇精馏采用高效塔板和工艺路线的改进 摘要 简要说明了甲醇精馏塔的内件改造方案:复合孔微型阔高效塔板，比规整填料更适宜、更优越;
分析
定性数据统计分析pdf销售业绩分析模板建筑结构震害分析销售进度分析表京东商城竞争战略分析
了甲醇精馏三塔工艺比双塔工艺的优越性和经济效益。
关键词 高效塔板 工艺路线 改进
对许多化工单元来说，能耗总是其技术经济指标的一个重要因素。节约能源，降低消耗，加快技改步伐，实施产品结构调整，是每个企业争生存、求发展的重要措施。现就我厂技改后甲醇精馏阐述采用高效塔板和改进工艺路线，对降低能耗起到的重要作用。生产实践证明，对于甲醇精馏分离，不能仅依靠高效塔内件应用于精馏塔中，以达到明显地降低甲醇精馏能耗，而甲醇精馏工艺流程的改进也可以使该系统的能耗明显下降。
1 甲醇精馏双塔流程
目前，大部分甲醇精馏过程均采用双塔分离流程。我厂现有一套3×104t,a甲醇双塔精馏装置，2002年12月拟扩建为8×104t,a甲醇双塔精馏装置，其流程见图1。
这一流程主要由两个精馏塔构成:预塔和主塔。由甲醇合成工段来的粗甲醇含甲醇86,左右，首先进入预塔，预塔实际上是一个萃取精馏塔，在塔顶加入相
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预塔塔底流出的甲醇与水的混合物立即进入主塔，在主塔内实现甲醇与杂醇、水的分离。主塔一般安装有65—85块塔板，需要36 0 50个理论级数(视回流量大小而定)。许多生产装置往往强调塔顶甲醇产品浓度，而对塔底流出水中的甲醇含量不太重视，所以由预塔来的甲醇与水的混合物往往在主塔下半部分入塔。常用的进料位置在由塔底数起第20一26块塔板左右。甲醇精馏的主塔一般均在常压下操作。塔顶操作温度为65—66?，塔底操作温度为105,1IO。C。塔顶的精甲醇产品一般要求含水量?0(1,，甲醇含量?99(5,，而塔底排放水中的甲醇含量必须<0(5,。为防止预塔中轻组份带至主塔并随甲醇上移至塔顶而被精甲醇产品带出塔，主塔一般均在距塔顶第10块塔板左右侧线采出精甲醇产品。
(1。2(5t。 此种流程能耗较高，我厂每吨甲醇耗蒸汽在2
2甲醇精馏改造路线探讨
甲醇精馏系统的改造可以采用两种方法:一是采用高效精馏塔内件来提高分离效率，降低回流量，从而降低能耗;另一种方法则是改变分离路线，以降低能耗。采用高效精馏塔内件可提高甲醇收率兼具有降低能耗的作用，但其幅度不能满足人们的期望。同时改变精馏工艺路线对降低能耗有更大的效果。目前常用的高效精馏塔内件主要有规整填料和高效塔板两大类。根据我厂实际情况，规整填料不适用于我厂甲醇精馏扩产改造。原因分析如下。
(1)规整填料的高分离效率主要是表现在轻烃类系统中。对于这一类物料系统来说，液相的表面张力极低，易于在规整填料所具有的大量表面积上舒展开，从而造成极大的气液接触表面积，达到极佳的分离效率。而在甲醇精馏系统中则完全不一样。两塔的液相中均含有大量的水份，使得液相表面张力大大高于轻烃类有机物。因而液体在填料表面上的分散能力大大下降，气液传质效率也必然大幅度下降。如在甲醇精馏主塔的下半段，含水量接近100,，表面张力也趋近于
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(2)在规整填料床层中，床层最上方总要安装适当的液体分布器，以使向下流动的液体达到沿塔截面均匀分布。然而在液体逐渐向下流动时，起先沿塔截面均匀分布的液体会逐渐地向塔壁积累。这种现象称为“壁流”(wall flow)。当壁流发生时，大部分液体沿塔壁区域向下流，而大部分气体则在塔中心区域向上流。这就造成了气液流动的分离。从而大大削弱了气液之间的接触。可想而知，此时 的规整填料精馏塔不可能有很好的分离效率。为克服此问题，一般在设计规整填料精馏塔时，一段填料床层仅力求达到6一10个理论级数，如一精馏过程需要的理论级数远远超过此数，则应将规整填料床层分为若干段，每段之间安装液体再分布器，使液体流动再次达到均匀分布。但这种安排将使整个精馏塔的结构复杂，造价昂贵。通过以上分析，采用规整填料改造我厂甲醇精馏塔是不可行的。是否可以用高效塔板来改造我厂甲醇精馏塔，以大幅度降低甲醇精馏系统的能耗呢?各种分析表明，这一途径对提高系统处理能力、甲醇产品的纯度和甲醇收率的效果明显，但在降低能耗上的效果，还不能令人十分满意。南京凯宁精馏技术有限公司生产的复合孔微型阀高效塔板，是目前国内唯一一家经美国精馏研究公司工业规模试验测试的高效塔板，该塔板上装有复合孔微型阀、三角形鼓泡促进器和多折边降液管，见图2。具有通量高，分离效率高，操作弹性大等特点。该塔板比常规塔板效率高25,以上，采用此塔板改造我厂甲醇精馏预塔和主塔，在原塔径不变的条件下能够满足扩产8×104t,a甲醇的要求，投资比采用规整填料降低50,，并且能够降低预塔用水量和主塔回流量。从而达到降低甲醇精馏系统能耗之目的。但工艺模拟分析表明，在这种条件下甲醇精馏系统能耗的降低也只不过是5,左右，这一幅度还是比较小的，仍然不能适应我厂扩大甲醇产量，而不增加燃煤锅炉的要求。围2凯宁公司商效塔板的立体图从大幅度降低能耗的角度考虑，仅更换高效塔内件这一路线还是不够的，所以还必须从精馏工艺的角度去寻找解决问题的更好方法。
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3三塔提纯甲醇可大幅降低能耗
在许多精馏系统中，人们往往将两塔合一或三塔并二，力求达到能耗的降低。这一途径降低能耗的机在于减少物料蒸发与冷凝的次数，以减少能量消耗。然而，对于甲醇精馏提纯来说，人们反其道而行之，将一塔分为二塔，却可以使能耗大量的降低。前已述及，甲醇精馏的预塔是一萃取蒸馏塔。通过在塔顶加入萃取剂——水，将甲醇与二甲醚等轻组份分开。该塔的能耗主要取决于用水量和进料组成，进料组成是由合成工艺(催化剂类型。合成压力等)决定的，精馏工段不能随意要求改变。而用水量则是取决于甲醇——二甲醚——水三种物质的气液平衡。只要预塔操作在常压条件下，这一气液平衡也是基本固定的，用水量的大小也基本被固定下来。因而，甲醇精馏预塔在常压条件下几乎没有改变工艺条件以降低能耗的可能性。只有采高效塔板，提高分离效率，减少回流量来降低能耗。然而，甲醇精馏主塔内的精馏过程却不是这样。甲醇精馏主塔的进料是来自预塔底部甲醇与水的混合物。在甲醇精馏主塔内进行的分离过程实际上是在加热条件下，甲醇从水中蒸发出来的过程。在双塔精馏过程中，精馏主塔内的作用就是在塔底施加足够的热量，使甲醇从水中完全蒸发出来，而在塔顶冷凝得到精甲醇产品。德国Lurgi公司在开发其低压合成甲醇的工艺时，采用了三塔精馏甲醇提纯流程。这一流程将甲醇精馏主塔分为两个塔:加压精馏塔和常压精馏塔。其工艺流程图见图3。
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从甲醇预精馏塔底部出来的甲醇与水的混合物先进入加压精馏塔，在此塔顶部采出约占总产量50,的精甲醇。加压精馏塔底部物料必然浓度稍低的甲醇与水的混合物，该混合物再进入常压精馏塔进一步将剩余甲醇与水分开。这一流程的设计和操作的关键在于适当确定加压塔的操作压力，从而使得加压塔塔顶蒸出的精甲醇气为常压塔塔底再沸器的热源，使得整个甲醇与水分离过程只需要在加压塔底部从外部输入热量，而在常压塔底部不需要从外部引进热量。从设备的角度上看，加压塔塔顶的冷凝器即为常压塔塔底的再沸器。
工艺分析表明，将甲醇精馏主塔一分为二，确实是可以节省相当的能量消耗。首先，对于常压精馏塔其塔底温度在105—110。C左右。要使得加压塔塔顶的精甲醇气成为常压塔底再沸器的热源，加压塔塔顶温度应在120?左右，塔顶压力约0(56MPa(G)，考虑到加压塔内精馏塔板所造成的压降，加压塔底部压力应为0(6MPa(G)左右，而塔底温度只有130?左右。为对这种温度下的甲醇液体加热气化，使用一般的低压蒸汽即可。换句话说，三塔流程加压塔再沸器所需蒸汽和双塔流程常压塔再沸器所需蒸汽基本上是同等级的。其二，在采用三塔流程后，加压塔和常压塔顶分别采出约50,的精甲醇。而这两塔回流比基本相同，因而，
第 65 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问这两个塔内的蒸发量基本相同，从而塔底部再沸器所需的热量也相同。由于三塔流程中加压塔和常压塔的甲醇蒸发总量以及两塔的回流量之和均与双塔流程中精馏主塔基本一样，故三塔流程中加压塔和常压塔内蒸发量之和以及塔底吸收热量均应与双塔流程中精馏主塔一样。但由于三塔流程中仅仅加压塔需圈三塔精馏甲醇提纯藏程要从外部吸收热量实现塔内的气化，故三塔流程所需外部供给的热量必定少予双塔流程所需外部供给的热量。由此可以看出，三塔流程中加压塔所需能耗仅为双塔流程中常压精馏主塔能耗的53,，即在甲醇与水分离这一步，能量消耗下降了47,。而对整个甲醇精馏系统(包括甲醇精馏预塔)来说。三塔流程的能耗比双塔流程要少30,左右。
4应用效果
我厂原3×104t,a甲醇精馏装置，为双塔工艺。预塔塔径1400，主塔塔径1800，在2003年8×104t,a甲醇扩产技改过程中，为节约投资，充分利用原有设备，选用了南京凯宁精馏技术有限公司生产的复合孔微型阀高效塔板，在塔径、塔高不变的情况下，改造预塔，满足了提产160,的要求。利用旧饱和热水塔新建一直径01 800的加压精馏塔，同样选用复合孔微型阀高效塔板，以保证足够的通量和分离效果。同时由双塔改造为三塔提纯甲醇工艺流程。该工程于2003年4月完成，开车至今甲醇精馏系统产品产量、产品纯度、甲醇收率等各项指标均达到或超过设计要求，特别是甲醇质量，能与进口甲醇媲美，受到上海各大用户好评。单位甲醇能耗得到了较大幅度地下降，取得了令人满意的效果。 5经济效益分析
(1)由于我厂采用的是高压法生产甲醇，所以粗甲醇中杂质含量较高，给甲醇精馏提纯带来了一定难度，原3×104t,a甲醇精馏系统日处理lOOt精甲醇已达到了满负荷或超负荷运行。也就是说，若利用原有技术，采用普通塔板，扩产8×104t,a甲醇，需新增一套5×104t,a甲醇精馏装置，同时还需新增一台lOt,h燃煤锅炉。需增加投资700多万元。采用高效塔板和三塔精馏工艺只需投资110万元就完成了8×104t,a甲醇精馏装置的改造，节约投资600万元左右。 (2)由于采用了高效塔板，预塔内不再加水，吨醇可节约软水230kg左右，按10元,t水计，年可节约0(230×80 000×10=18(4(万元)
(3)主、预塔回流量较原装置单位产品下降3 966—3 526(8=493(2kg,t甲
第 66 页 共 67 页本项目设计包含完整CAD设计文件以及仿真建模文件，资料请联系68661508索要
更多相关文档资源请访问醇。由于甲醇精馏耗电与其他车间没有分开，只能从泵配用的总功率(3×104t,a醇总功率为43kw，8×104t,a甲醇新工艺总功率为83kw)上与原装置相比，在单位产品上有较大降低。
(4)蒸汽消耗由原来的2(1—2(5t,t甲醇下降为1(2。1(4t,t甲醇，按60,t汽计，年可节省1×80 000 x 60=480(万元)，基本上实现了扩大甲醇产量而不增加燃煤锅炉的要求。
(5)由于加压塔回流液不需用冷却水冷却，虽然扩大了甲醇产量，循环冷却水用量增加不多，仍采用原3×104t,a甲醇循环冷却水装置，满足了8×104t,a甲醇精馏提纯要求，节约了冷却水及冷却水电耗。
6结束语
尽管三塔提纯甲醇流程已经是很成熟的技术了，但目前国内仅有少数几家采用。而新型复合孔微型阀高效塔板在甲醇精馏装置中我厂是国内首家采用，因而这一先进工艺技术和高效塔板还需进一步推广。
参考文献
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设计(1977(2):9。16
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(5)王树楹(现代填料技术指南(北京:中国石化出版社，1998，84
(6)Henry Z(Kistar(Distillation Operation(New York:McGraw(Hill
Inc(71—76甲醇精馏采用高效塔板和工艺路线的改进
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