16萬噸年催化重整裝置脫戊烷塔的計算設計 畢業(yè)設計

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1、畢業(yè)設計說明書（論文）目 錄前 言 .1第一章 脫戊烷精餾塔概述 .21.1 概述 .21.2 精餾塔設計原則 .21.3 設計方案 .31.3.1 塔設備的選型 .31.3.2 板式塔精餾操作流程.41.3.3 分離序列的選擇 .51.3.4 產(chǎn)品純度或回收率 .51.3.5 能量的利用 .51.3.6 輔助設備的選擇 .61.3.7 系統(tǒng)控制方案 .61.4 操作條件的選擇 .71.4.1 操作壓力 .71.4.2 進料狀態(tài) .71.4.3 加熱劑和加熱方法 .81.4.4 冷卻劑 .81.4.5 回流比 .9第二章 脫戊烷塔體的設計 .102.1 脫戊烷塔材料的選擇 .102.2 脫戊烷

2、塔設計參照標準 .11第三章 脫戊烷塔的強度校核.123.1 自振、風載及地震載荷分析.123.2 筒體和封頭的強度校核 .153.2.1 筒體的強度校核 .153.2.2 橢圓封頭的校核 .24畢業(yè)設計說明書（論文）3.3 開孔及接管的強度校核 .293.3.1 人孔開孔補強的計算及接管的校核.293.3.2 塔底出料口的開孔及接管補強的計算.323.3.3 塔頂油氣出口管開孔補強計算及校核.353.4 裙座的強度計算和校核 .383.4.1 裙殼對接焊縫拉應力計算.383.4.2 裙殼的應力計算 .403.4.3 螺栓座的強度校核 .42第四章 塔的零部件設計 .454.1 板式塔塔盤的結(jié)

3、構(gòu) .454.1.1 選取塔盤形式 .454.1.2 降液管 .454.1.3 受液盤 .464.1.4 溢流堰 .464.2 浮閥的類型 .464.2.1 重盤式浮閥 .464.2.2 盤式浮閥 .464.2.3 錐心浮閥 .474.3 裙座 .474.3.1 裙座的材料 .4744 塔頂?shù)踔?.484.5 操作平臺和梯子 .484.5.1 操作平臺 .484.5.2 梯子 .48結(jié) 論.50參考文獻 .51致 謝.52畢業(yè)設計說明書（論文）第 0 頁前 言石油是一個國家經(jīng)濟發(fā)展國家穩(wěn)定的命脈。在石油、化工生產(chǎn)中，塔設備是非常重要的設備之一，塔設備的性能，對于整個化工和煉油裝置的產(chǎn)品質(zhì)量及其

4、生產(chǎn)能力和消耗額等均有較大影響。據(jù)相光關資料報道，塔設備的投資和金屬用量，在整個工藝裝置中均占較大比例，因此塔設備的設計和研究，始終受到很大的重視。塔設備廣泛應用于蒸餾、吸收、介吸、萃取、氣體的洗滌、 增濕及冷卻等單元操作中，它的操作性能好壞，對整個裝置的生產(chǎn)，產(chǎn)品產(chǎn)量，質(zhì)量，成本以及環(huán)境保護，“三廢”處理等都有較大的影響。近些年來，國內(nèi)外對它的研究也比較多，但主要是集中在常壓塔的結(jié)構(gòu)和性能方面，例如：如何提高塔的穩(wěn)定性、如何利用理論曲線解決常壓塔在性能方面存在的問題等。在原油的一次加工過程中，常壓蒸餾裝置是每個正規(guī)煉廠都必須具備的，而其核心設備 常壓塔的性能狀況將直接影響煉廠的經(jīng)濟效益，由于

5、在原油加工的第一步中，它可以將原油分割成相應的直餾汽油，煤油，輕柴油或重柴油餾分及各種潤滑油餾分等。同時，也為原油的二次加工提供各種原料。在進一步提高輕質(zhì)油的產(chǎn)率或改善產(chǎn)品的質(zhì)量方面，都有著舉足輕重的地位?？紤]到常壓塔在實際應用方面的價值和意義，如何實現(xiàn)這樣一種最經(jīng)濟、最容易的分離手段，是本次畢業(yè)設計選題的重要依據(jù)。近年來，由于石油、化工企業(yè)不斷向大型化的生產(chǎn)發(fā)展，因此塔設備的單臺規(guī)模也隨之增大。例如：有的板式塔的直徑可達10m 以上，塔的總高度可達到 80m，而填料塔更有直徑為 15m ,塔高為 100m 的大塔已經(jīng)投產(chǎn)。應當指出，設備大型化后，必須保證它在全負荷下運轉(zhuǎn)，否則經(jīng)濟損失將是非常

6、巨大的。對于大型設備的設計、制造、操作和維修等，應提出更高、更嚴格的要求。常壓塔的研究也趨向于結(jié)構(gòu)材料的探索，提高設備的使用周期，主要體現(xiàn)在所選擇材料的防腐性和一些防腐材料的研究，同時也著眼于設備的安去性和環(huán)保性，以上這些都成為了當今常壓塔研究的熱門課題。畢業(yè)設計說明書（論文）第 1 頁第一章 脫戊烷精餾塔概述1.1 概述蒸餾是利用液體混合物中各組分揮發(fā)度的不同并借助于多次部分汽化和部分冷凝達到輕重組分分離的方法。蒸餾操作在化工、石油化工、輕工等工業(yè)生產(chǎn)中中占有重要的地位。為此，掌握氣液相平衡關系，熟悉各種塔型的操作特性，對選擇、設計和分析分離過程中的各種參數(shù)是非常重要的。 蒸餾過程按操作方式

7、可分為間歇蒸餾和連續(xù)蒸餾。間歇蒸餾是一種不穩(wěn)態(tài)操作，主要應用于批量生產(chǎn)或某些有特殊要求的場合；連續(xù)蒸餾為穩(wěn)態(tài)的連續(xù)過程，是化工生產(chǎn)常用的方法。蒸餾過程按蒸餾方式可分為簡單蒸餾、平衡蒸餾、精餾和特殊精餾等。簡單蒸餾是一種單級蒸餾操作，常以間歇方式進行。平衡蒸餾又稱閃蒸，也是一種單級蒸餾操作，常以連續(xù)方式進行。簡單蒸餾和平衡蒸餾一般用于較易分離的體系或分離要求不高的體系。對于較難分離的體系可采用精餾，用普通精餾不能分離體系則可采用特精餾。特殊精餾是在物系中加入第三組分，改變被分離組分的活度系數(shù)，增大組分間的相對揮發(fā)度，達到有效分離的目的。特殊精餾有萃取精餾、恒沸精餾和鹽溶精餾等。 精餾過程按操作壓

8、強可分為常壓精餾、加壓精餾和減壓精餾。一般說來，當總壓強增大時，平衡時氣相濃度與液相濃度接近，對分離不利，但對在常壓下為氣態(tài)的混合物，可采用加壓精餾。1.2 精餾塔設計原則總的原則是盡可能多地采用先進的技術(shù)，使生產(chǎn)達到技術(shù)先進、經(jīng)濟合理的要求，符合優(yōu)質(zhì)、高產(chǎn)、安全、低能耗的原則，具體考慮以下幾點。 滿足工藝和操作的要求：所設計出來的流程和設備能保證得到質(zhì)量穩(wěn)定的產(chǎn)品。由于工業(yè)上原料的濃度、溫度經(jīng)常有變化，因此設計的流程與設備需要一定的操作彈性，可方便地進行流量和傳熱量的調(diào)節(jié)。設置必需的儀表并安裝在適宜部位，以便能通過這些儀表來觀測和控制生產(chǎn)過程。 滿足經(jīng)濟上的要求：要節(jié)省熱能和電能的消耗，減少

9、設備與基建的費用，畢業(yè)設計說明書（論文）第 2 頁如合理利用塔頂和塔底的廢熱，既可節(jié)省蒸汽和冷卻介質(zhì)的消耗，也能節(jié)省電的消耗?；亓鞅葘Σ僮髻M用和設備費用均有很大的影響，因此必須選擇合適的回流比。冷卻水的節(jié)省也對操作費用和設備費用有影響，減少冷卻水用量，操作費用下降，但所需傳熱設備面積增加，設備費用增加。因此，設計時應全面考慮，力求總費用盡可能低一些。 保證生產(chǎn)安全：生產(chǎn)中應防止物料的泄露，生產(chǎn)和使用易燃物料車間的電器均應為防爆產(chǎn)品。塔體大都安裝在室外，為能抵抗大自然的破壞，塔設備應具有一定剛度和強度。1.3 設計方案設計方案包括精餾流程、設備的結(jié)構(gòu)類型和操作參數(shù)等的確定。例如塔設備的形式、組分

10、的分離順序（多組分體系） 、操作壓力、進料熱狀態(tài)、塔頂蒸氣的冷凝方式、余熱利用的方案、安全、調(diào)節(jié)機構(gòu)和測量控制儀表的設置等。限于篇幅，僅對其中一些內(nèi)容作些闡述，其他內(nèi)容可見參考文獻。1.3.1 塔設備的選型化工生產(chǎn)所處理的原料、中間產(chǎn)物、粗產(chǎn)品等幾乎都是混合物，而且絕大部分是均相物系。為實現(xiàn)從這些混合物中得到所需的產(chǎn)品，通常會將混合物分離。而分離后得到的較純凈或幾乎純態(tài)的物質(zhì)的方法，則通常使用精餾。精餾操作一般是在塔中進行的，可用板式塔亦可用填料塔?？紤]到板式塔與填料塔相比較，在壓降、空塔氣速、塔效率、液 -氣比、持液量、安裝檢修等方面有 著更為優(yōu)秀的一面，對于物系無特殊工藝特性要求，且生產(chǎn)能

11、力不是過小的精餾操作，選板式塔作為本次設計課題 年產(chǎn) 16 萬噸精餾產(chǎn)品的精餾塔設備。不同類型的板式塔，例如泡罩塔、浮閥塔、噴射型塔、多降液管塔、無溢流塔等，均有自身的特點，各有適合的場合。任何一種類型的塔都難以同時滿足上述的要求，因此，我們只能根據(jù)精餾物系的性質(zhì)和要求，結(jié)合實際，通過幾項主要指標的分析比較，選取一種相對適宜的塔型。我們選取板式塔中的浮閥塔作為設計目標。浮閥塔是20 世紀 50 年代前后開發(fā)和應用的，并在石油、化工等工業(yè)部門代替了傳統(tǒng)使用的泡罩塔，成為畢業(yè)設計說明書（論文）第 3 頁當今應用最廣泛的塔型之一，并因具有優(yōu)異的綜合性能，在設計和選用塔型時常是被首選的板式塔。浮閥塔塔

12、盤上開有一定形狀的閥孔，孔中安裝了可在適當范圍內(nèi)上下浮筒的閥片，因而可適應較大的氣相負荷的變化。閥片的形狀有圓形、矩形等。實踐證明，浮閥塔具有以下優(yōu)點：生產(chǎn)能力大，比泡罩塔提高20-40%。操作彈性大，在較寬的氣相負荷范圍內(nèi)，塔板效率變化較小，其操作彈性較篩板塔有較大的改善。塔板效率較高，因為它的氣液接觸狀態(tài)較好，且氣體沿水平方向吹入液層，霧沫夾帶較小。塔板結(jié)構(gòu)及安裝較泡罩簡單，重量較輕，制造費用低，僅為泡罩塔的60%-80%左右。浮閥塔的缺點為：在氣速較低時，仍有塔板漏液，故低氣速時板效率有所下降。浮閥閥片有卡死和吹脫的可能，這會導致操作運轉(zhuǎn)及檢修的困難。塔板壓力降較大，妨礙了它在高氣相負荷

13、及真空塔中的應用。浮閥塔操作時氣、液兩相的流程與泡罩塔相似，蒸汽從閥孔上升，頂開閥片，穿過環(huán)型縫隙，然后以水平方向吹入液層，形成泡沫。浮閥能隨氣速的增減在相當寬的氣速范圍內(nèi)自由升降，以保持穩(wěn)定的操作。1.3.2 板式塔精餾操作流程板式精餾塔是一個在內(nèi)部設置多塊塔板的裝置。全塔各板自塔底向上氣相中易揮發(fā)組分濃度逐板增加；自塔頂向下液相中易揮發(fā)組分濃度逐板降低。溫度自下而上逐板降低。在板數(shù)足夠多時，蒸汽經(jīng)過自下而上的多次提濃，由塔頂引出的蒸汽幾乎為純凈的易揮發(fā)組分，經(jīng)部分冷凝，未凝蒸汽作為塔頂產(chǎn)品（或冷凝為餾出液），部分冷凝液引回到最上層的塔板上，稱為回流。液體經(jīng)過自下而上多次變稀，經(jīng)部分汽化器（

14、常稱為再沸器）后所剩余的液體幾乎純凈難揮發(fā)組分，作為塔底產(chǎn)品（亦稱為釜液） ，部分汽化所得蒸汽引入最下層板上。當某塊塔板上的濃度與原料的濃度相近或相等時，料液就由此板引入，該畢業(yè)設計說明書（論文）第 4 頁板稱為加料板。其上的部分稱為精餾段，加料板及其以下的部分稱為提餾段。精餾段起著使原料中易揮發(fā)組分增濃的作用。提餾段則起著回收原料中易揮發(fā)組分的作用。精餾是組分在氣相和液相間的傳質(zhì)過程，任意塔板若缺少氣相或液相，過程將無法進行。對塔頂?shù)谝粚影逵衅湎碌诙影迳仙谜羝?，缺少下降液體，回流正是為第一層板提供下降液。由第二層塔板上升的蒸汽濃度已經(jīng)相當高了，依相平衡原理，與氣相接觸的液相濃度亦應很高才

15、行。顯然，用塔頂冷凝器的一部分作為回流液是最簡單的方法。塔底最下一塊塔板雖有其上一塊塔板流下的液體，為保證操作進行還要有上升的蒸汽，根據(jù)相平衡原理要求與塔板上液體接觸的蒸汽濃度亦應很低。因此將再沸器部分汽化之蒸汽引入最下一層塔板，正是為他提供低濃度上升蒸氣。塔頂回流、塔底上升蒸汽是保證精餾過程連續(xù)、穩(wěn)定操作的充分必要條件。1.3.3 分離序列的選擇 對于二元混合物采用一個精餾塔分離，分別從塔頂、塔底獲得輕、重組分產(chǎn)品，顯然分離序列唯一。 N 個組分的混合物采用簡單精餾塔進行銳分離可獲取 N 個產(chǎn)品，則需要 N-1 個塔。通過不同的組合，可得到 2（N-1） !/N!(N-1)!個分離序列。不同

16、的分離序列其操作費用及設備投資費用不同，故選擇分離序列是必要的，也是混合物分離節(jié)能降耗的關鍵。通常情況下多采用順序分流。然而，由于相鄰組分之間的相對揮發(fā)度及其他參數(shù)存在較大差異并非如此。故在設計流程方案時，應結(jié)合一些經(jīng)驗規(guī)則和方法確定。 （詳情請看參考文獻）1.3.4 產(chǎn)品純度或回收率產(chǎn)品純度通常是根據(jù)客戶的要求決定的。若客戶對精餾塔頂和塔底產(chǎn)品的純度都有要求，則產(chǎn)品的回收率也已確定；若用戶僅指定其中一種產(chǎn)品的純度，設計人員則可根據(jù)經(jīng)濟分析決定產(chǎn)品的回收率。提高產(chǎn)品的純度意味著提高產(chǎn)品的回收率，可獲得一定的經(jīng)濟效益。但是產(chǎn)品純度的提高或者是通過增加塔板數(shù)或者是增加回流比來達到的，這意味著設備費

17、用或操作費用的增加，因此只能通過經(jīng)濟分析來決定產(chǎn)品的純度或回收率。1.3.5 能量的利用畢業(yè)設計說明書（論文）第 5 頁精餾過程是熱能驅(qū)動的過程，過程的耗能在整個生產(chǎn)耗能中占有相當大的比重，例如煉油廠精餾所消耗的燃料，通?？蛇_全廠燃料總耗量的15%-40%。能耗在產(chǎn)品成本中占據(jù)重要位置，而產(chǎn)品的單位能耗是考核產(chǎn)品的重要指標，直接影響產(chǎn)品的競爭能力及企業(yè)的生存，故合理、有效地利用能量，降低精餾過程或生產(chǎn)系統(tǒng)能耗量是十分必要的。精餾過程的節(jié)能采用分離序列綜合的方法，通常可用以下策略：（1）精餾操作參數(shù)的優(yōu)化：在保證分離要求和生產(chǎn)能力的條件下，通過優(yōu)化操作參數(shù)，以減少回流比，降低能耗。（2）精餾系統(tǒng)

18、的能量集成：通過再沸器將能量分離劑加入精餾塔內(nèi)，熱能驅(qū)動蒸餾過程后，引起有效能損失，即能位降低。大部分熱量從塔頂冷凝器移出，少量由塔兩端產(chǎn)品帶出，并將熱量排入大氣或環(huán)境中，顯然這是不合理的，應通過能量集成的方法將其進行回收。如果在系統(tǒng)內(nèi)有多個精餾塔或有適宜熱阱，即需要加熱的冷物流，則可將以上排出的熱量進行回收。通?？梢杂门懦龅母侯A熱該塔進料，也可結(jié)合物系性質(zhì)，通過調(diào)整塔自身操作條件或其他塔的操作條件，使其塔頂蒸汽溫位滿足另一塔再沸器熱源的需要，以取代原加熱蒸汽，使該部分熱量得到回收，同時還節(jié)省了原塔頂冷凝器的冷卻水，實現(xiàn)了過程的能量集成，此類操作稱之為多效蒸餾。有時為回收低品位熱量或熱劑，集

19、合精餾塔內(nèi)溫度分布的特點，可設中間冷凝器或中間再沸器，以節(jié)省高品位的冷劑或熱源，減少系統(tǒng)的有效能損失，提高精餾過程的熱力學效率。但是由于增設了中間冷凝器或中間再沸器，造成了塔內(nèi)氣液相流動狀態(tài)的變化，削弱了塔的分離能力，在設計或改造精餾塔時應加以重視，塔的理論級數(shù)應留有足夠裕量，以保證精餾塔的分離能力。1.3.6 輔助設備的選擇 精餾裝置除了精餾塔主體設備外，還有許多其他重要輔助設備。例如，原料預熱器、精餾塔再沸器及冷凝器、塔頂及塔底產(chǎn)品的冷卻器、物料進入裝置前應有原料罐、排出裝置后的產(chǎn)品罐。此外裝置中間有時需設中間罐、物料在系統(tǒng)中流動顯然還必須有輸送泵。1.3.7 系統(tǒng)控制方案 為了維持系統(tǒng)安

20、全穩(wěn)定的操作，有些主要參數(shù)應加以控制。通常需要對進畢業(yè)設計說明書（論文）第 6 頁入系統(tǒng)的原料流量、精餾塔的回流量、系統(tǒng)各中間罐的液面及塔操作壓力和溫度加以控制，對于連續(xù)安全生產(chǎn)的參數(shù)可采用指示儀表，而不必設自動控制。1.4 操作條件的選擇當以上原則流程確定之后，應選擇各單元設備的操作條件初值，以便系統(tǒng)的嚴格模擬計算及操作參數(shù)的優(yōu)化。操作條件的選擇通常以物系的性質(zhì)、分離要求等工藝條件以及所能提供的公共工程實際條件作為前提，以達到某一目標為最優(yōu)來選擇適宜操作條件。在精餾裝置中，首先選擇精餾塔的操作條件，其他單元設備操作條件隨之而定。同時，還要考慮本裝置與上、下游裝置銜接的工況。精餾塔操作條件的選

21、擇通常從以下幾個方面進行考慮。1.4.1 操作壓力塔內(nèi)操作壓力的選擇不僅牽涉到分離問題，而且與塔頂和塔底溫度的選取有關。根據(jù)所處理的物料性質(zhì)，兼顧技術(shù)上的可行性和經(jīng)濟上的合理性來綜合考慮，一般有下列原則： （1）壓力增加可提高塔的處理能力，但會增加塔身的壁厚，導致設備費用增加；壓力增加，組分間的相對揮發(fā)度降低，回流比或塔高增加，導致操作費用或設備費用增加。因此如果在常壓下操作時，塔頂蒸氣可以用普通冷卻水進行冷卻，一般不采用加壓操作。操作壓力大于 1.6MPa 才能使普通冷卻水冷卻塔頂蒸氣時，應對低壓、冷凍劑冷卻和高壓、冷卻水冷卻的方案進行比較后，確定適宜的操作方式。 （2）考慮可利用較低品位的

22、冷源使蒸氣冷凝，且壓力提高后不致引起操作上的其他問題和設備費用的增加，可以使用加壓操作。 （3）真空操作不僅需要增加真空設備的投資和操作費用，而且由于真空下氣體體積增大，需要的塔徑增加，因此塔設備費用增加。1.4.2 進料狀態(tài)進料可以是過冷液體、飽和液體、飽和蒸汽、汽液混合物或過熱蒸汽。不同的進料狀態(tài)對塔的熱流量、塔徑和所需的塔板數(shù)都有一定的影響，通常進料狀態(tài)由前一工序來的原料的狀態(tài)所決定。從設計角度來看，如果來的原料為過冷液體，則可考慮加設原料預熱器，將料液預熱至泡點，以飽和液體狀態(tài)進料。畢業(yè)設計說明書（論文）第 7 頁這時，精餾段和提餾段的汽相流率相近，兩段的塔徑可以相同，便于設計和制造，

23、另外，操作上也比較容易控制，從而減少過冷進料時再沸器熱流量，節(jié)省高品位熱能，降低系統(tǒng)的有效能損失，使系統(tǒng)能趨于合理。但是，預熱進料導致提餾段氣、液相流量同時減少，從而引起提餾段液、氣比的增加，為此削弱了提餾段各板的分離能力，使其所需塔板數(shù)有所增加。1.4.3 加熱劑和加熱方法由于作為熱源的飽和水蒸汽相對比較容易生產(chǎn)、輸送、控制，并且具有較高的冷凝潛熱和較大的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，所以，再沸器的熱源通常選擇飽和水蒸汽。如果再沸器熱源要求溫位過高，也可選擇其它加熱劑，加燃料加熱的導熱油等。如果在系統(tǒng)內(nèi)某些工藝熱物流的溫位及熱流量可以滿足再沸器的需要，也可選作加熱劑，回收系統(tǒng)的熱量，實現(xiàn)過程能量集成，降低系

24、統(tǒng)的熱量，實現(xiàn)過程能量集成，降低系統(tǒng)的能耗。在一般情況下，加熱劑不能與塔內(nèi)物料混合，故采用間壁式換熱器。但若釜液為水溶液，且水為難揮發(fā)組分時，可采用水蒸汽直接加熱。直接蒸汽加熱具有較高的傳熱效率，并且可省去再沸器，減少設備投資費，且所用水蒸汽的溫位也可稍低一些。1.4.4 冷卻劑精餾塔常以循環(huán)冷卻水為冷卻劑，將熱量從塔頂冷凝器中移出。冷卻水進口溫度，隨生產(chǎn)廠所在地全年氣象條件以及涼水塔能力而定。在設計中通常按夏天出涼水塔的水溫而定，使裝置在最惡劣條件下也能正常運行?？梢?，在中國南方和北方就存在一定差別。冷卻水換熱后溫升一般在5-10或稍高一些，但出口溫度一般不超過 50左右。否則，溶于水中的有

25、些無機鹽將析出、結(jié)垢，影響傳熱效果。為便于清洗，循環(huán)冷卻水一般走冷凝器或冷卻器的管程。當塔頂蒸汽的露點較低，循環(huán)冷卻水不能將其冷凝時，可適當提高塔的操作壓力，使露點升高，從而可以選擇循環(huán)水為冷卻劑，降低操作費用。如果壓力提高幅度較大，仍未滿足以上要求，則應選擇適當?shù)燃壍母咂肺焕鋭┳鳛槔淠鞯睦鋮s劑。這些冷劑由制冷系統(tǒng)提供，其成本遠遠高于循環(huán)水。如果塔頂蒸汽溫度較高，可用于作為其他冷物流提高溫位的熱源，則既可省去冷卻劑，同時又回收了系統(tǒng)熱量，降低了生產(chǎn)的成本。畢業(yè)設計說明書（論文）第 8 頁1.4.5 回流比影響精餾操作費用的主要因素是塔內(nèi)蒸氣量 V。對于一定的生產(chǎn)能力，餾出量 D 一定時， V

26、 的大小取決于回流比。實際回流比總是介于最小回流比和全回流兩種極限之間。由于回流比的大小不僅影響到所需理論板數(shù)，還影響到加熱蒸汽和冷卻水的消耗量，以及塔板、塔徑、蒸餾釜和冷凝器的結(jié)構(gòu)尺寸的選擇，因此，適宜回流比的選擇是一個很重要的問題。 適宜回流比應通過經(jīng)濟核算決定，即操作費用和設備折舊費之和為最低時的回流比為適宜回流比。但作為課程設計，要進行這種核算是困難的，通常根據(jù)下面 3 種方法之一來確定回流比。 （1）根據(jù)本設計的具體情況，參考生產(chǎn)上較可靠的回流比的經(jīng)驗數(shù)據(jù)選定； （2）先求出最小回流比 Rmin，根據(jù)經(jīng)驗取操作回流比為最小回流比的 1.12 倍，即 R（1.12）Rmin； （3）在

27、一定的范圍內(nèi)，選 5 種以上不同的回流比，計算出對應的理論塔板數(shù)，作出回流比與理論塔板數(shù)的曲線。當R= Rmin 時，塔板數(shù)為；RRmin 后，塔板數(shù)從無限多減至有限數(shù)； R 繼續(xù)增大，塔板數(shù)雖然可以減少，但減少速率變得緩慢。因此可在斜線部分區(qū)域選擇一適宜回流比。上述考慮的是一般原則，實際回流比還應視具體情況選定。畢業(yè)設計說明書（論文）第 9 頁第二章 脫戊烷塔體的設計2.1 脫戊烷塔材料的選擇2.2 脫戊烷塔設計參照標準根據(jù)上述參考及規(guī)定，考慮到選浮伐塔作為本次課題所選設計方案。根據(jù)過程設備設計 當中的有關塔徑的工藝計算，再將得到的結(jié)果進行圓整，得到的塔徑為 1200mm。將筒體分為三段，壁

28、厚分別為12mm、14mm 和16mm，塔板數(shù)為 40 塊。其中精餾段塔板數(shù)為 20 塊，提餾段塔板為 19 塊，裙座高度為 6800mm，具體設計參照 JB/T4710 標準。其中脫戊烷塔的封頭采用標準橢圓型封頭，參照標準JB/T4746-2002 設計；人孔的設計參照HG21520-2005 標準；塔頂?shù)踔脑O計參照HG/T21639-2005-45 標準；接管法蘭形式均采用 WN/RF 型式，具體參照 HG20615-97 標準。第三章 脫戊烷塔的強度校核塔設備大多安裝在室外，靠裙座底部的地腳螺栓固定在混凝土基礎上，通常稱為自支承式塔。除承受介質(zhì)壓力外，塔設備還承受各種重量（包括塔體、塔

29、內(nèi)件、介質(zhì)、保溫層、操作平臺、扶梯等附件的重量） 、管道推力、偏心載荷、風載荷及地震載荷的聯(lián)合作用。由于在正常操作、停工檢修、壓力試驗等三種工況下，塔所受的載荷并不相同，為了保證塔設備安全運行，必須對其在這三種工況下進行軸向強度及穩(wěn)定性校核。畢業(yè)設計說明書（論文）第 10 頁3.1 自振、風載及地震載荷分析已知場地土類別為 類；地面粗糙度等級為 A；基本風壓 q0為 400Pa；由于該塔設備為為細長的圓柱形塔體結(jié)構(gòu)，所以體型系數(shù)k1=0.7；頂部管線直徑 do=0mm；頂部管線保溫層厚度 s=0mm,籠式扶梯與塔頂管線布置方式為180 度；地震設防裂度為 6 度，當?shù)卣鸱懒讯葹?8 度或 9

30、度時塔器需考慮上下兩個方向垂直地震力作用，而本次課題當中地震設防裂度為6 度，可以不考慮上下兩個方向垂直地震力作用；設計基本地震加速度為0.05g；設計地震分組為第三組；地震影響最大系數(shù)max=0；地震作用時阻尼比i=0.01/0.01/0.01；橫風作用時阻尼比 i=0.01/0.01；壓力試驗種類為液 壓試驗；試驗放置方式為臥式 /立式；由工藝計算的設備含基礎總高L34m；平均直徑D1.3m。根據(jù) GB150 中關于自振、風載及地震載荷的分析得到結(jié)果如表3-1 所示： 表 3-1：自振、風振基地震載荷分析質(zhì)量匯總12345678長 度 li6300500500040004000353035

31、303530 mm殼體質(zhì)量 m012858.3 513.8 2399.0 1676.9 1676.9 1266.13 1266.3 1266.3 kg保溫質(zhì)量 m03904.0 101.15 523.08 417.20 417.20 367.07 367.07 367.07 kg塔盤質(zhì)量 m02100.0084.82 678.58 593.76 508.94 593.76 508.94 kg平臺質(zhì)量 m0410395.80419.970419.210419.21 kg籠梯質(zhì)量 m042252.08.00 104.00 156.0044.0076.00118.4029.20 kg附件質(zhì)量 ma7

32、14.58 128.6 599.77 419.15 419.15 316.53 316.53 316.53 kg介質(zhì)質(zhì)量 m050079.17 633.35 554.18 475.01 554.18 475.01 kg充水水質(zhì)量 mw0254.4 5654.8 4523.9 4523.9 3992.4 3992.4 3992.4 kg操作質(zhì)量 m04728.9 1147.3 3789.9 4400.8 3704.8 3428.9 3216.7 3382.0 kg水試質(zhì)量 mma4728.9 1401.7 9365.6 8291.8 7674.9 6946.2 6654.3 6899.2 kg最

33、小質(zhì)量 mmin4728.9 1147.3 3642.8 3224.6 2675.9 2546.4 2186.9 2499.4 kg殼體總質(zhì)量 m0114205.25 kg保溫總質(zhì)量 m033846.82 kg塔盤總質(zhì)量 m0213392.92 kg平臺總質(zhì)量 m0412073.45 畢業(yè)設計說明書（論文）第 11 頁kg籠梯總質(zhì)量 m042880.00 kg附件總質(zhì)量 ma3551.31 kg介質(zhì)總質(zhì)量 m053166.73 kg充水水總質(zhì)量 mw31158.32 kg操作總質(zhì)量 m0 = m01+m021+m022+m03+m041+m042+m05+ma+me31116.49 kg試驗總

34、質(zhì)量 mma = m01+m021+m022+m03+m041+m042+mw+ma+me59108.08 kg最小質(zhì)量 mmin = m01+0.2(m021+m022)+m03+m041+m042+ma+me25235.42 kg振型分析數(shù)據(jù) 12345678長 度 li6300.0 500.005000.0 4000.0 4000.00 3530.0 3530.0 3530.0 mm慣性矩 Ii1.591.509.117.677.676.256.256.25mm4彈性模量Ei1.861.861.961.961.961.961.961.96MPa質(zhì) 量 mi2938.1 2468.6409

35、5.3 4052.8 3566.9 3322.4 3299.0 3326.1 kg高 度 hi6300.0 6800.0 11800.0 15800.0 19800.0 23330.0 26860.0 30390.0mm振型值0.0390 0.04510.1380 0.2501 0.3888 0.5275 0.6764 0.8306自振周期1.3661s振型值-0.198 -0.2250.00000第 1 振型 自振周期 0.25200000000脈動增大系數(shù) 2.68750-0.5247 -0.6841 -0.6629 -0.4531 -0.07260.4177脈動影響系數(shù) i0.75643

36、振型系數(shù)zi0.0509 2.6875000000風振系數(shù)K2i1.0841 0.0592 2.6875 2.68752.6875 2.68752.68752.6875平臺當量寬度 K401.2536 0.7905 0.81140.8292 0.84220.85270.8533有效直徑 Dei1726.1 1.0964 0.17906 0.29663 0.43339 0.56092 0.76863 0.83800第 2 振型 水平風力 Pi6097.2 3840.0 1.43846 1.53962 1.62592 1.69401 1.75201 1.80562畢業(yè)設計說明書（論文）第 12 頁

37、水平風力作用下塔頂饒度Y=158.42mm5566.1 1.2644 1.42011.5940 1.74942.00542.0643當高度 H30m，且高度與平均直徑之比 H/D15 時，考慮橫風向共振時風載荷作用設計風速 取頂部風速 H, m/s頂部風速 H=1.265 (ftq0)1/2=1.265(1.85680600)1/2=42.2230m/s臨界風速計算,取斯特羅哈數(shù) St=0.2,則 第一臨界風速為:c1=D/T1/St10-3=1457.94/1.3661/0.2000010-3=5.3361m/s第二臨界風速為:c2=D/T2/St10-3=1457.94/0.2520/0.

38、2000010-3=28.9267m/s因 c2，所以該塔在第一、第二臨界風速下都產(chǎn)生共振 橫風向塔頂振幅共振時,塔頂振幅按下式計算: YTi=CLDci2H4i/(49.4GiEI)10-9 12345678空氣密度 1.25kg/m3升力系數(shù) CL0.20阻尼比 0.01/0.01容器外徑 D1457.94mm臨界風速 ci5.3361m/s共振區(qū)起始位置 Hci1.12102計算系數(shù) 1.5600第一振型振幅 YTi2.04102m臨界風速 ci28.9267m/s共振區(qū)起始位置 Hci1464.17計算系數(shù) 0.83184第二振型振幅 YTi1.09102m共振時，臨界風速的風壓作用下

39、,順風向風力 一階臨界風速的風壓 qo = 1/2 ci2 = 17.7963。二階臨界風速的風壓 qo = 1/2 ci2 = 522.9700 Pa 風載荷按下式計算:Pi=K1K2q0Deifl10-612345678風壓高度變化系數(shù) fi1.2313 1.2536 1.4386 1.5392 1.6252 1.6941.752 1.8052畢業(yè)設計說明書（論文）第 13 頁脈動增大系數(shù) 2.6875 2.6875 2.6875 2.6875 2.6875 2.68752.687 2.6875脈動影響系數(shù) i0.7563 0.7598 0.7908 0.8114 0.8200.8410.

40、852 0.8538平臺當量寬度 K403840.00.00480.000543.910543.91mm有效直徑 Dei1726.1 5566.1 1832.0 2308.0 1828.0 2367.9 1824.0 2367.9mm振型系數(shù) zi0.0509 0.0591 0.1790 0.2966 0.4330.5690.7683 0.8380風振系數(shù) K2i1.0842 1.0965 1.2644 1.4201 1.5901.7442.003 2.0640一階水平風力 Pi180.85 47.66207.55 251.46 236.08 308.60 281.82 388.12N振型系數(shù)

41、 zi-0.265 -0.2971 -0.6076 -0.7162 -0.628 -0.3784 0.0068 0.4647風振系數(shù) K2i0.56220.51680.1035-0.01490.13880.49421.00901.5892二階水平風力 Pi2755.4659.17498.9-75.41603.582562.14166.78782.7 N3.2 筒體和封頭的強度校核3.2.1 筒體的強度校核由于本脫戊烷塔分為 3 段，壁厚分別為 12mm、14mm、16mm。下面分別對壁厚為 12mm、14mm、16mm 的筒體進行強度校核。A.首先對壁厚為 12mm 段筒體進行校核圖 3-1a

42、.已已知知數(shù)數(shù)據(jù)據(jù)：設計壓力 P=1.1 MPa（內(nèi)壓），設計溫度 t=200，筒體內(nèi)徑 Di =1200mm，筒體所用材料為 16MnR(板材)，腐蝕裕量 C2=3mm ，焊接接頭系數(shù) =0.85，長度 L=14100mm，最小厚度 min =3mm ，外直徑 Do =1224mm，長度 li =14100mm，名義厚度 n =12mm，鋼板負偏差 C1=0mm，有效厚度 =名義厚度-腐蝕裕量 -鋼材負偏差及 e =12mm-0mm-3mm=9mm。畢業(yè)設計說明書（論文）第 14 頁常溫下 16MnR(板材)的相關數(shù)據(jù)查表的：許用應力查表得 =170 MPa，屈服點 s =345 MPa。b

43、.內(nèi)壓計算：內(nèi)壓計算：液柱高度為 0mm，液柱靜壓力為 0MPa，計算壓力，設計溫度1.1MPapc下許用應力170MPat所以計算厚度 4.585mm)pcT/(2Dipcc.壓壓力力試試驗驗計計算算：試驗壓力，壓力試驗時液柱高度為 27750mm。1.375MPapt所以圓筒周向應力： 110.6MPa)e)/(2eDi)(1099.81HP(WTT許用周向應力： 263.93MPa0.9s經(jīng)對周向應力的校核可知，該圓筒各方面都符合標準。d.圓圓筒筒軸軸向向應應力力的的計計算算和和校校核核：距地面高度 h=19800mm，長度 li=14100mm，名義厚度 n=9mm，截面面積 A =

44、Die=33929.20 mm2，截面系數(shù) Z = /4 D2ie =10178760.20 mm3，操作時截面以上質(zhì)量 mI-Io=13533.57 kge.塔塔器器相相關關彎彎矩矩的的計計算算塔器任意計算截面-處的基本震型地震彎矩： h)h(MknikF1kE而等直徑塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振型地震彎矩為：)4hH14H(10H.175gm8Mh3.52.53.55201E又因為，所以010ME由于當 H/D15,且 H20m 時，還應考慮振型的影響。由于第三節(jié)振型以上各階振型對塔器影響甚微，可以不考慮。塔器任意計算截面 -處的順風彎矩： )2l.ll(p.)2ll(p2lp

45、Mn1iinii1iiiw根據(jù)上面公式計算得：畢業(yè)設計說明書（論文）第 15 頁共振時一階順風向風彎矩N.mm102.78M7cw共振時二階順風向風彎矩 N.mm102.29M8cww共振時順風向風彎矩N.mm102.7M8cw當 H/D15,且 H30m 時，還應計算橫風向風振，根據(jù)JB/T4710-2005 附錄得：共振時一階橫風向風彎矩N.mm102.78M7ca共振時二階橫風向風彎矩N.mm102.29M8ca共振時橫風向風彎矩N.mm102.31M8ca共振時組合風彎矩 N.mm103.55MMM822ewcacw最大彎矩N.mm103.77M8max設防烈度為 8 度或 9 度區(qū)的

46、塔器應該上下兩個方向垂直地震力作用，其余情況可看作地震力為 0，所以豎向地震力,豎向力0NFV0NFe常溫下許用應力，常溫下屈服點 170MPa 345MPas系數(shù)0.00141R/0.094Aief.內(nèi)內(nèi)壓壓工工況況：壓力引起的 壓力引起的軸向應力36.67MPa)/(4Dpeicp重力引起的軸向應力3.91MPag/Am0g豎向地震力引起的軸向應力0MPa/AFVf豎向力引起的軸向應力0MPa/AFee彎矩引起的軸向應力37.02MPa/AMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPat129.76MPaB 軸向組合拉應力69.78MPaMfegpt許用軸向拉應力 173.4MPaKt根

47、據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力40.93MPaMfegc許用軸向壓應力 155.7MPaKKB,mint根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。g.壓壓力力試試驗驗工工況況：試驗壓力, 壓力試驗時截面以上質(zhì)量, 壓力1.375MPapt1163.54KgmT試驗時最大彎矩N.mm101.13M8T畢業(yè)設計說明書（論文）第 16 頁壓力引起的軸向應力45.83MPa)/(4DpeiTp重力引起的軸向應力3.36MPag/AmTT彎矩引起的軸向應力11.11MPa/ZMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPat148.1MPaB 軸向組合拉應力53.58MPaMTpt許用軸向拉

48、應力263.93MPa0.9s根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力14.47MPaMTc許用軸向壓應力177.72MPaKB,0.9mins根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。B.壁厚為 14mm 段筒體的強度校核 圖 3-2a.已已知知數(shù)數(shù)據(jù)據(jù)：設計壓力 P=1.1 MPa（內(nèi)壓），設計溫度 t=200，筒體內(nèi)徑 Di =1200mm，筒體所用材料為 16MnR(板材)，腐蝕裕量 C2=3mm ，焊接接頭系數(shù) =0.85，長度 L=8000mm，最小厚度 min =3mm ，外直徑 Do =1228mm，長度 li =8000mm，名義厚度 n =14mm，鋼板負偏差 C1=0

49、mm，有效厚度 =名義厚度-腐蝕裕量 -鋼材負偏差及 e =14mm-0mm-3mm=11mm。常溫下 16MnR(板材)的相關數(shù)據(jù)查表的：許用應力查表得 =170 MPa，屈服點 s =345 MPa。b.內(nèi)壓計算：內(nèi)壓計算：液柱高度為 0mm，液柱靜壓力為 0MPa，計算壓力，設計溫度1.1MPapc下許用應力170MPat所以計算厚度 4.585mm)pcT/(2Dipc畢業(yè)設計說明書（論文）第 17 頁所以最大允許工作壓力 2.625MPaD/2peietwc.壓壓力力試試驗驗計計算算：試驗壓力，壓力試驗時液柱高度為 27750mm。1.375MPapt所以圓筒周向應力： 110.6M

50、Pa)e)/(2eDi)(109.81HP(9WTT許用周向應力 ：263.93MPa0.9s經(jīng)對周向應力的校核可知，該圓筒各方面都符合標準。d.圓圓筒筒軸軸向向應應力力的的計計算算和和校校核核：距地面高度 h=11800mm，長度 li=8000mm，名義厚度 n=14mm，截面面積 A = Die=41469 mm2，截面系數(shù) Z = /4 D2ie =12440706.9 mm3，操作時截面以上質(zhì)量 mI-Io=21639.28kg。e.塔塔器器相相關關彎彎矩矩的的計計算算塔器任意計算截面-處的基本震型地震彎矩： h)h(MknikF1kE而等直徑塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振

51、型地震彎矩為：)h4hH14H(10H.175gm8M3.52.53.55201E又因為，所以010ME由于當 H/D15,且 H20m 時，還應考慮振型的影響。由于第三節(jié)振型以上各階振型對塔器影響甚微，可以不考慮。塔器任意計算截面 -處的順風彎矩： )2l.ll(p.)2ll(p2lpMn1iinii1iiiw根據(jù)上面公式計算得：共振時一階順風向風彎矩N.mm102.46M7cw共振時二階順風向風彎矩 N.mm105.03M8cw共振時順風向風彎矩N.mm1004. 5M8cw當 H/D15，且 H30m 時，還應計算橫風向風振，根據(jù)JB/T4710-2005附錄得：共振時一階橫風向風彎矩N

52、.mm1041. 6M7ca共振時二階橫風向風彎矩N.mm102.13M8ca畢業(yè)設計說明書（論文）第 18 頁共振時橫風向風彎矩N.mm102.22M8ca共振時組合風彎矩 N.mm1051. 5MMM822ewcacw最大彎矩N.mm1029. 8M8max設防烈度為 8 度或 9 度區(qū)的塔器應該上下兩個方向垂直地震力作用，其余情況可看作地震力為 0，所以豎向地震力,豎向力0NFV0NFe常溫下許用應力，常溫下屈服點 170MPa 345MPas系數(shù)0.00172R/0.094Aief.內(nèi)內(nèi)壓壓工工況況：壓力引起的 壓力引起的軸向應力30MPa)/(4Dpeicp重力引起的軸向應力MPa1

53、2. 5g/Am0g豎向地震力引起的軸向應力0MPa/AFVf豎向力引起的軸向應力0MPa/AFee彎矩引起的軸向應力MPa64. 66/AMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPat134.86MPaB 軸向組合拉應力MPa52. 19Mfegpt許用軸向拉應力 173.4MPaKt根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力MPa76. 17Mfegc許用軸向壓應力 MPa83.611KKB,mint根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。g.壓壓力力試試驗驗工工況況：試驗壓力, 壓力試驗時截面以上質(zhì)量, 壓1.375MPapt18551.73KgmT力試驗時最大彎矩N.mm104

54、9. 2M8T壓力引起的軸向應力MPa5 . 73)/(4DpeiTp重力引起的軸向應力4.93MPag/AmTT彎矩引起的軸向應力19.99MPa/ZMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPat156.68MPaB 軸向組合拉應力MPa1 . 35MTpt許用軸向拉應力263.93MPa0.9s畢業(yè)設計說明書（論文）第 19 頁根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力MPa38. 42MTc許用軸向壓應力188.01MPaKB,0.9mins根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。C.壁厚為 16mm 段筒體的強度校核 圖 3-3a.已已知知數(shù)數(shù)據(jù)據(jù)：設計壓力 P=1.1 MPa

55、（內(nèi)壓），設計溫度 t=200，筒體內(nèi)徑 Di =1200mm，筒體所用材料為 16MnR(板材)，腐蝕裕量 C2=3mm，焊接接頭系數(shù)=0.85，長度 L=14100mm，最小厚度 min =3mm，外直徑 Do =1224mm，長度li =14100mm，名義厚度 n =12mm，鋼板負偏差 C1=0mm，有效厚度 =名義厚度-腐蝕裕量 -鋼材負偏差及 e =12mm-0mm-3mm=9mm。常溫下 16MnR(板材)的相關數(shù)據(jù)查表的：許用應力查表得 =170 MPa，屈服點 s =345 MPa。b.內(nèi)壓計算：內(nèi)壓計算：液柱高度為 0mm，液柱靜壓力為 0MPa，計算壓力，設計溫度1.1

56、MPapc下許用應力。170MPat所以計算厚度 4.585mm)pcT/(2Dipc所以最大允許工作壓力 MPa097. 3D/2peietwc.壓壓力力試試驗驗計計算算：試驗壓力，壓力試驗時液柱高度為 27750mm。1.375MPapt所以圓筒周向應力： MPa85. 67)e)/(2eDi)(1099.81HP(WTT許用周向應力：畢業(yè)設計說明書（論文）第 20 頁 263.93MPa0.9s經(jīng)對周向應力的校核可知，該圓筒各方面都符合標準。d.圓圓筒筒軸軸向向應應力力的的計計算算和和校校核核：距地面高度 h=6800mm，長度 li=5000mm，名義厚度 n=16mm，截面面積 A

57、= Die=49008.85 mm2，截面系數(shù) Z = /4 D2ie =14702653.62 mm3，操作時截面以上質(zhì)量 mI-Io=25732.46 kge.塔塔器器相相關關彎彎矩矩的的計計算算塔器任意計算截面-處的基本震型地震彎矩： h)h(MknikF1kE而等直徑塔器任意截面 -和底面 0-0 的基本振型地震彎矩為：)4hH14H(10H.175gm8Mh3.52.53.55201E又因為，所以010ME由于當 H/D15,且 H20m 時，還應考慮振型的影響。由于第三節(jié)振型以上各階振型對塔器影響甚微，可以不考慮。塔器任意計算截面 -處的順風彎矩： )2l.ll(p.)2ll(p2

58、lpMn1iinii1iiiw根據(jù)上面公式計算得：共振時一階順風向風彎矩N.mm1047. 3M7cw共振時二階順風向風彎矩 N.mm106.51M8cww共振時順風向風彎矩N.mm106.52M8cw當 H/D15,且 H30m 時，還應計算橫風向風振，根據(jù)JB/T4710-2005 附錄得：共振時一階橫風向風彎矩N.mm1003. 9M7ca共振時二階橫風向風彎矩N.mm1073. 6M7ca共振時橫風向風彎矩N.mm1013. 1M8ca共振時組合風彎矩 N.mm1061. 6MMM822ewcacw最大彎矩N.mm1017. 1M9max設防烈度為 8 度或 9 度區(qū)的塔器應該上下兩個

59、方向垂直地震力作用，其余情況可看作地震力為 0，所以豎向地震力,豎向力0NFV0NFe畢業(yè)設計說明書（論文）第 21 頁常溫下許用應力，常溫下屈服點 170MPa 345MPas系數(shù)0.00204R/0.094Aief.內(nèi)內(nèi)壓壓工工況況：壓力引起的 壓力引起的軸向應力25.38MPa)/(4Dpeicp重力引起的軸向應力5.15MPag/Am0g豎向地震力引起的軸向應力0MPa/AFVf豎向力引起的軸向應力0MPa/AFee彎矩引起的軸向應力MPa64. 97/AMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPatMPa32. 831B 軸向組合拉應力MPa87. 99Mfegpt許用軸向拉應力

60、 173.4MPaKt根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力MPa79. 48Mfegc許用軸向壓應力 165.99MPaKKB,mint根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。g.壓壓力力試試驗驗工工況況：試驗壓力, 壓力試驗時截面以上質(zhì)量, 壓1.375MPaptKg73.25652mT力試驗時最大彎矩N.mm1051. 3M8T壓力引起的軸向應力MPa73. 13)/(4DpeiTp重力引起的軸向應力MPa52. 4g/AmTT彎矩引起的軸向應力MPa89. 32/ZMmaxM設計溫度下許用應力,系數(shù) 170MPat163.35MPaB 軸向組合拉應力51.11MPaMTpt許用

61、軸向拉應力263.93MPa0.9s根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到拉應力符合標準。軸向組合壓應力MPa41. 82MTc許用軸向壓應力192.02MPaKB,0.9mins根據(jù)上述數(shù)據(jù)結(jié)果得到壓應力符合標準。3.2.2 橢圓封頭的校核 畢業(yè)設計說明書（論文）第 22 頁參考文獻1. 鐘秦，陳遷橋，王娟，曲虹霞，馬衛(wèi)華主編?；ぴ怼１本簢拦I(yè)出版社，20072匡國柱，史啟才主編.化工單元過程及設備課程設計.北京：化學工業(yè)出版社，2002 3. 鄭津洋，董其伍等編.過程設備設計.北京：化學工業(yè)出版社，2005 4. 路秀林，王者相主編.化工設備設計全書（塔設備）.北京：化學工業(yè)出版社，2004 5.

62、魏兆燦主編.化工設備設計全書塔設備設計.上海：上?？萍汲霭嫔纾?988 6. 聶清德主編.化工設備設計.北京：化學工業(yè)出版社，1998 7. 周志安，尹華杰，魏新利等編.化工設備設計基礎.北京：化學工業(yè)出版社，1996 8. 詹長福主編.化工設備機械基礎課程設計指導書.北京：機械工業(yè)出版社，1992 9. 茅曉東，李建偉編.典型化工設備機械設計指導.上海：華東理工大學出版社，畢業(yè)設計說明書（論文）第 23 頁199510. 陳偕中主編.化工設備設計全書（化工容器設計）.上海：上?？茖W技術(shù)出版社，198711. 潘永亮，劉玉良主編化工設備機械設計基礎北京：科學出版社，199912. Dennis

63、. R. Moss. Pressure Vessels Design Manual. Houston: Gulf Publishing Company, 1989 致 謝為期兩個月的畢業(yè)設計宣告結(jié)束了！在這次緊張而忙碌的設計中，在指導老師的指導下，并結(jié)合自己的努力將書本上的知識應用到了實踐當中，從中我領悟到了不少東西，也深化了不少從前學過的知識。這次設計是綜合能力的考察，是大學學過的許多知識的大匯總，對我今后的工作和學習有著積極、重要的幫助和意義。感謝學校以及學院指導老師給予我這次畢業(yè)設計的機會，能讓我有機會把大學四年所學的理論知識通過畢業(yè)設計的方式，系統(tǒng)地理解和深化一次！感謝在這次設計中我的指導老師張艷麗和李沖，十多周的設計時間我千百次的麻煩他們，他們總是耐心的給我答疑解難，尤其是在塔的強度校核這方面曾多次向老師請教，他們都能給予詳細的解答，在此深表感謝！同時感謝過程裝備與控制工程教研室的老師，在設計中總會有一些專業(yè)方面的知識，在不理解和不明白的地方我總會向他們請教求解，每個老師都耐心的給我講解，我非常感謝他們在設計過程中給我的指導與幫助！ 2010 年 6 月 6 日