畢業(yè)論文-浮頭釜式再沸器設計

浮頭釜式再沸器設計前言換熱器在目前化工、石油、食品、冶金等行業(yè)已成為必不可少的重要設備，是用于將熱流體的部分熱量傳遞給冷流體的設備，又稱熱交換器。換熱器為工業(yè)生產(chǎn)領域至關重要的一環(huán)，它的性能對于產(chǎn)品質(zhì)量、能量利用率以及工藝流程的經(jīng)濟性可靠性起著重要的作用。節(jié)能減排成為我國“十二五”期間重要戰(zhàn)略舉措，高效節(jié)能換熱器的研究值得我們共同關注。隨著制造技術、材料技術的飛速發(fā)展以及傳熱理論研究的不斷進步，換熱器的種類越來越多，衍生出適用于不同介質(zhì)、不同工況、不同壓力和溫度下的各種換熱器，結構型式也大有不同，其中管殼式換熱器由于結構較為簡單，操作可靠性高，且能在高溫、高壓下使用，成為目前應用最為廣泛的類型。再沸器屬于管殼式換熱器的一種，被廣泛地用于石油化工裝置上，如煉油廠氣體精餾裝置塔底再沸器、天然氣凈化廠脫硫裝置再生塔底再沸器。再沸器與精餾塔合用是石油化工企業(yè)常見的組合工藝裝置，再沸器安裝在精餾塔底部，通過再沸器加熱塔底(蒸餾釜)的液體，使其部分汽化并成為上升蒸汽，為精餾塔的精餾段、提餾段以及塔板汽液兩相傳熱傳質(zhì)提供所需的熱量。目前常用的再沸器為釜式再沸器和虹吸式再沸器。釜式再沸器是主要由一個可抽出的管束和一個擴大部分的殼體組成，殼程擴大部分空間作為氣液分離的空間。優(yōu)點是可靠性高，維護和清洗方便，操作彈性大，可在真空下操作，缺點是換熱系數(shù)小，殼體容積大，占地面積大，造價高，物料停留時間長易結垢，造價較高。釜式再沸器的最佳應用場合是低壓、窄沸點范圍以及小溫差或大溫差條件下的潔凈流體，對于近臨界壓力的條件，盡管殼體較大，造價高，但性能較為可靠[6]。管殼式換熱器主要有固定端管板式，U型管式和浮頭式，采用浮頭式設計是考慮到拆卸方便，清洗方便，適用于管子和殼體間溫差較大工況的優(yōu)點。由于釜式再沸器的結構的特殊性，整臺設備需精心設計，做到既滿足工藝要求，又能方便操作檢修，還要保證設備的安全穩(wěn)定運行。本文介紹了釜式再沸器的結構和工作原理，然后通過給定的設計參數(shù)，確定了再沸器設計過程和主要零部件的設計方法。首先確定了釜式再沸器的總體結構，確定各零部件的材料，完成了殼體、管箱、換熱管管束、浮頭蓋、管板的結構設計。然后對主要零部件進行了強度計算，包括殼體的強度校核，管板的應力校核，接管開孔補強設計，筒體應力校核以及壓降校核。最后提出了設備的制造、檢驗和安裝的技術要求。

2文獻綜述2.1再沸器工作原理及分類再沸器是安裝在石油化工裝置底部或側面的熱交換器，用來將一部分塔底液相產(chǎn)物汽化返回塔內(nèi)作氣相回流，使得塔內(nèi)氣液兩相間的接觸傳質(zhì)得以進行，同時提高蒸餾過程所需的熱量，又稱重沸器。工業(yè)用再沸器主要有釜式、虹吸式、強制循環(huán)式和內(nèi)置式等型式，不同型式的再沸器有不同的傳熱原理。根據(jù)塔底再沸器內(nèi)載有熱量的介質(zhì)的流向不同可以將塔底再沸器分為軸向流和交叉流兩種。在軸向再沸器中，沸騰的載熱蒸汽、氣體或者液體順著軸向流動，熱量載體與塔底產(chǎn)物的熱量交換主要在管程進行，而在交叉流塔底再沸器中，這些熱量交換則全部在殼程進行。常見的軸向流再沸器為立式熱虹吸再沸器、強制流動再沸器；交叉流再沸器在形式上則主要包括內(nèi)置式、釜式及水平熱虹吸式。2.1.1釜式再沸器圖2-1是釜式再沸器的結構示意圖，其由大端和小端殼體組成，通過斜錐殼連接，內(nèi)有一個可抽出的管束，一般管程走加熱介質(zhì)，殼程為被加熱介質(zhì)，管束末端設置一個擋板來保證管束能全部浸沒在液體之中，外側空間作為出料液體的緩沖區(qū)，殼體擴大部分是蒸發(fā)空間，蒸發(fā)空間大小由產(chǎn)氣量和所需的蒸汽品質(zhì)決定。圖2-1釜式再沸器2.1.2熱虹吸式再沸器熱虹吸式再沸器的原理是精餾塔底的液體進入再沸器被加熱汽化，變成氣液混合物則密度減小，進入精餾塔內(nèi)進行氣液分離，氣體進入塔頂，液體進入塔底，利用兩側的密度差使得塔底的液體不斷地被吸入再沸器，形成自然循環(huán)。虹吸式再沸器分為兩類：立式和臥式，通常管內(nèi)蒸發(fā)采用立式，殼程蒸發(fā)采用臥式。煉油工業(yè)約95%使用臥式熱虹吸，而化工行業(yè)約95%采用立式熱虹吸，型式的選用與裝置規(guī)模及介質(zhì)的結垢性有關，也與使用習慣有關。2.1.3強制循環(huán)式再沸器強制循環(huán)式再沸器依靠外部泵提供動力使流體循環(huán)運動，也有立式和臥式之分。由于流速快，物料停留時間短，在易結垢和黏度較大的流體中使用有較好的效果。但缺點是泵造價高且能源消耗較大。2.1.4內(nèi)置式再沸器將管束直接插入塔底液池之中，不需要殼體和配管，結構簡單，易清洗，但液體循環(huán)差，不適用于易結垢流體且使用時對塔直徑有一定要求，設計原則與釜式再沸器類似。2.2國內(nèi)浮頭釜式再沸器的研究現(xiàn)狀周濤，徐東等人研究了浮頭式換熱器的失效和故障，分析得到常見浮頭式換熱器發(fā)生各種失效和故障的原因，使用殘骸分析法和金相分析法來對換熱器進行失效分析[3]。陶彩虹采用有限元軟件ANSYS對不同錐角的斜錐殼應力分布和應力強度進行了分析，將分析結果與GB150常規(guī)設計標準中相關條款進行比較，探討GB150標準中錐殼結構的錐角限定條件[4]。劉進榮等人通過對管束殼側循環(huán)流動沸騰傳熱的分析，提出了管束沸騰傳熱的薄層蒸發(fā)傳熱增強貢獻的計算公式，建立了釜式再沸器殼側循環(huán)流動與管束傳熱的分格模型，利用此模型，對管束傳熱系數(shù)及循環(huán)流速進行了模擬計算[5]。程立新在研究中詳細分析了各種再沸器的優(yōu)缺點及其適用的場合，對再沸器的設計作了簡介，對再沸器的研究動向和技術改造進行了討論[6]。周偉通過對GB150中所列計算公式的分析，說明了封頭焊入深度對浮頭計算厚度的影響，然后又給出了確定該參數(shù)的一般原則和方法[7]。2.3國外浮頭釜式再沸器的研究現(xiàn)狀DavidA.McNeil基于建立的孔隙率和管壁力的相關性，介紹了一種釜式再沸器的二維模型，并且通過R113和正戊烷釜式再沸器在標準大氣壓下對一定范圍的熱通量下的壓降測量來證實此種仿真模型的可行性[8]。C.Nadarajah探討了換熱器浮頭內(nèi)使用的傳統(tǒng)單開口墊環(huán)的設計過程，認為這種設計方法過于保守而給出了一種更好的設計方法，即在管板背面安裝一個鍵，使用有限元分析評估了設計流程來確定獲得最佳設計的因素和規(guī)范公式設計中保守/非保守量的數(shù)量[9]。Cornwell對管束沸騰傳熱的特性進行了較系統(tǒng)的研究，采用大型模擬再沸器以R113為介質(zhì)，繪制出管束沸騰傳熱系數(shù)的等線圖，得到管束殼側傳熱系數(shù)由下至上是逐漸增大的，以管束中同一列管而言，管位越高則傳熱系數(shù)越大[10]。NakajimaK等人在滿液式蒸發(fā)器水平管束沸騰傳熱實驗的基礎上，首次地將池式核沸騰的薄層蒸發(fā)傳熱理論推廣應用于管束沸騰，認為在水平管束中上升氣泡和加熱壁面間（邊界層內(nèi)）可形成一極薄液層，由加熱壁面間通過此薄層以熱傳導方式向氣泡傳遞熱量[11]。BurnsideBM對釜式再沸器內(nèi)液體和蒸汽分離問題的影響進行了描述和討論，并且對于由研究數(shù)據(jù)來設計全規(guī)模的釜式再沸器和水平再循環(huán)蒸發(fā)器進行了討論[12]。3浮頭釜式再沸器結構設計3.1設計任務與設計條件現(xiàn)設計一臺浮頭釜式再沸器，殼程介質(zhì)為丁醇、乙醇、丙醇等，管程介質(zhì)為水蒸汽；管程設計壓力為0.5MPa，工作壓力0.4Mpa，管程設計壓力3.2MPa，工作壓力2.9MPa；殼程設計溫度150℃，工作溫度進口為105℃，出口135℃，管程設計溫度160℃，工作溫度進口145℃，出口110℃。要求設計換熱面積50m2。3.2換熱管選擇與排列形式確定國內(nèi)常用換熱管有φ25和φ19兩種，小管徑可使單位體積的傳熱面積增大，結構緊湊，節(jié)約金屬，但小管徑流體阻力大，不便清洗，易結構堵塞。本設計采用φ25×2.5的無縫鋼管，換熱管材料選擇20號鋼。管長的選則是以清洗方便和合理使用管材為準。換熱管長度推薦采用：1.0，1.5，2.0，2.5，3.0，4.5，6.0，7.5，9.0，12.0m，本設計采用管長4.5m。換熱管的排列形式主要有正三角形、正方形、轉角正三角形、轉角正方形，其結構形式如圖3-1所示。圖3-1管子的基本排列型式與正方形相比，等邊三角形排列比較緊湊，管外流體湍流程度高，給熱系數(shù)大，故本設計的換熱器換熱管的排列方式采用正三角形排列。3.3筒體材料選擇與直徑確定3.3.1材料選擇本設計再沸器管程介質(zhì)為水蒸氣，殼程介質(zhì)為乙醇、丙醇、丁醇等，管程壓力為3.2MPa，殼程壓力為0.5MPa，筒體材料除了要滿足設計強度要求外，由于在制造過程中經(jīng)過卷板、沖壓和焊接等工序，還需要有一定的塑性和可焊性。本設計采用Q345R作為再沸器主要承壓元件。Q345R是屈服強度為345MPa的壓力容器專用鋼板，壓力容器常用材料。它的強度較高，塑性韌性良好，具有良好的綜合力學性能和工藝性能。磷、硫含量略低于普Q345鋼，除抗拉強度、延伸率要求比普通Q345鋼有所提高外，還要求保證沖擊韌性[1]。3.3.2筒體直徑確定設計要求換熱面積為m2，選取傳熱管尺寸為φ25×2.5，管長mm，計算初選管數(shù)n： （3-1）式中：d0——換熱管外徑；換熱管排列形式選取正三角形排列，查GB151中表12得25mm換熱管中心距t=32mm，分程隔板槽兩側相鄰管中心距S=44mm。為保證殼體內(nèi)徑的可靠，采取按比例在管板上畫出隔板位置，并進行排管的方法，布管圖如圖3-2，當布管148根時，管束最大外徑為448mm。殼體公稱直徑大于400mm時，換熱器公稱直徑以400mm為基數(shù)，以100mm為晉級檔，初選小端殼體內(nèi)徑500mm，繼續(xù)設計發(fā)現(xiàn)浮動管板密封設計空間不足，故選取小端殼體內(nèi)徑600mm，后續(xù)設計結果表明可以保證浮頭抽裝順且剛好留有浮頭蓋密封結構設計空間，最終確定小端殼體內(nèi)徑600mm，換熱管布管n=148根，驗算實際換熱面積：m2（3-2）實際換熱面積大于設計換熱面積，符合設計要求。圖3-2換熱管排布圖一般帶蒸發(fā)空間的釜式再沸器的筒體大端直徑為小端直徑的1.5~2倍，本設計選取大端殼體直徑為1000mm。3.4管箱結構設計管箱是管程流體進出口流道空間，其作用是將進口流體均勻分布到管束的各換熱管中，再將換熱后的管內(nèi)流體匯集送出換熱器。在多管程換熱器中，管箱還起到改變流體流向的作用。管箱結構有A型平蓋管箱和B型封頭管箱，A型管箱裝有平板蓋（或稱盲板），檢查清洗時只要拆開盲板即可，不需拆卸整個管箱和相連的管路。缺點是盲板加工用材多，并增加一道法蘭密封。B型管箱端蓋采用橢圓形封頭焊接，結構簡單，便于制造，適合高壓，清潔介質(zhì)，可用于單程或多程管箱。本設計采用B型封頭管箱，采用兩管程，結構如圖3-3所示[13]。圖3-3B型封頭管箱出于制造方便，管箱法蘭和其與筒體連接的法蘭選相同法蘭。由于殼體小端內(nèi)徑為600mm，參照JB/T4703-2000選取相同的長頸對焊法蘭FM-600-4.0，法蘭材料選取16MnⅡ級鍛件。與法蘭配套使用M24×250JB/T4707-2000螺柱30根，以及M24×260帶肩雙頭螺柱2根，材料選用40Cr。已知法蘭FM-600-4.0JB/T4703-2000的長度為120mm，管程進口接管采用的接管，接管距封頭焊縫96mm，距法蘭焊縫141mm，標準橢圓封頭長度187mm，則管箱總長度=96+141+187+108+120=652mm。3.5管板結構與連接方式設計本設計中共有兩塊管板，一塊固定端管板，一塊浮動管板。管板材料選用16MnⅡ級鍛件。固定端管板采用通過墊片與殼體法蘭和管箱法蘭連接的結構，為可拆式管板。另一端浮動管板采用延長部分兼做法蘭結構，與浮頭蓋通過墊片連接，可自由伸縮。管板與法蘭的密封面為凹凸密封面，螺柱拆卸后管程和殼程都可以拆下清洗。管板尺寸的確定先依據(jù)設計壓力、殼體內(nèi)徑來選擇容器法蘭，然后根據(jù)法蘭的結構確定管板的最大外徑、密封面位置、寬度。由于采用兩管程結構，需在固定端管板上開分程隔板槽，槽寬12mm，槽深4mm。換熱管與管板的連接方式有強度焊接、強度脹接和脹焊并用等形式。本設計采用強度焊接，強度焊接是指保證換熱管與管板連接的密封性能及抗拉脫強度的焊接。優(yōu)點是焊接結構強度高，抗拉脫力強，在高溫高壓下能保持連續(xù)的緊密型。管板孔加工要求低，不需開槽，管子端部不需退火和磨光，制造加工較簡單[13]。公稱直徑小于或等于800mm時，在固定端管板設兩個防松支耳，固定端管板連接圖如圖3-4。圖3-4固定端管板連接圖3.6浮頭型式選擇標準浮頭有S型鉤圈式浮頭和T型可抽式浮頭兩種，本設計采用T型可抽式浮頭，由浮動管板和球冠形封頭依靠螺柱連接。主要是考慮到釜式再沸器的管束和浮頭都是從一端插入，若采用S型鉤圈式浮頭結構，則浮頭尺寸過大，無法安裝與拆卸。因此，從安裝使用角度考慮，選擇T型可抽式浮頭。3.7折流板結構設計折流板的作用是用來提高殼程流體流速，迫使流體橫向流過管束，增加湍動程度，以提高管間對流傳熱效率，也起到支撐管束的作用。常用折流板的形式有弓形和圓盤-圓環(huán)形兩種。弓形折流板有單弓形、雙弓形和三弓形三種，本設計折流板選用單弓形折流板。臥式換熱器、冷凝器和重沸器的殼程介質(zhì)為氣、液相共存或液體中含有固體物料時，折流板缺口應垂直左右布置，并在折流板最低處開通液口，本設計即采用這種結構，結構示意圖如圖3-5所示。圖3-5折流板布置方式折流板一般應按等間距布置，最小間距一般不小于殼體內(nèi)徑的20%，且不得大于殼體內(nèi)徑[2]。由于換熱管總長為4500mm，取折流板間距600mm，計算得到需要7塊折流板，第一塊折流板距固定端管板端面384mm。折流板的安裝固定通過拉桿和定距管來是實現(xiàn)。折流板弦高按0.25倍內(nèi)直徑確定后，考慮折流板制造中可能產(chǎn)生的管孔變形而影響換熱管的穿入，將該尺寸調(diào)整到使被切除管孔保留到小于1/2孔位，確定mm。折流板材料選擇Q235-A，查文獻13表4-3得折流板最小厚度為5mm，本設計取折流板厚度為6mm，折流板名義外徑為mm。3.8拉桿、定距管結構設計拉桿均勻布置在管束的外邊緣，拉桿數(shù)量根據(jù)公稱直徑600mm選用4根拉桿，拉桿直徑根據(jù)25mm換熱管外徑選取16mm。拉桿定距管結構選用拉桿一端用螺紋擰入管板，每兩塊折流板的間距用定距管固定，最后一塊折流板用兩個螺母鎖緊固定。3.9支座選擇3.9.1重量計算設備自重再沸器均由碳素鋼和低合金鋼制成，取密度為kg/m3。管箱短節(jié)長mm，短節(jié)質(zhì)量約為kg(3-3)筒體長度為mm，筒體質(zhì)量約為kg(3-4)斜錐殼平均直徑取620mm，斜錐殼質(zhì)量約為kg(3-5)固定端管板厚60mm，外徑664mm，開孔面積mm2,則固定端管板質(zhì)量約為：kg(3-6)浮動管板厚50mm，外徑590mm，開孔面積mm2,則浮動管板質(zhì)量約為：kg(3-7)換熱管質(zhì)量約為：kg(3-8)封頭質(zhì)量查GB/T25198-2010得管箱封頭質(zhì)量為kg，大端封頭質(zhì)量為kg，容器法蘭查JB/T4703-2000得質(zhì)量為kg，浮頭法蘭厚70mm，外徑590mm，內(nèi)徑471mm，質(zhì)量約為：kg(3-9)接管法蘭與接管總質(zhì)量約為kg其余附件總質(zhì)量取kg。設備總重(3-10)物料重量管程物料體積約為V1=0.3754m3，密度為kg/m3，則管程物料質(zhì)量為：kg(3-11)殼程物料液體只到設備截面弦高550mm處，其余空間均被氣體充滿，只考慮液體質(zhì)量，殼程液體體積約為m3，密度為，則殼程物料質(zhì)量為：kg(3-12)則物料總質(zhì)量為：kg(3-13)操作工況總重:N(3-14)3.9.2支座型式選擇支座選擇參照JB/T4712.1-2007容器支座第1部分：鞍式支座選擇。鞍式支座分為輕型（A型）和重型（B型）兩種，同樣公稱直徑輕型鞍座比重型鞍座承載能力小。再沸器操作工況下共重約51270.3N，充分考慮成本和安全性，本設計選擇DN1000mm，120°包角重型帶墊板鞍式支座，允許載荷305KN，材料材料選擇Q235-B，墊板材料與筒體材料相同。對同一型號鞍式支座又有固定鞍座（F型）和滑動鞍座（S型）兩種，一般成對使用，以適應溫度變化引起的伸縮，減小溫差應力。本設計選擇靠近大端封頭的鞍座為移動端，為了避免在錐殼處布置鞍座，選固定鞍座距容器法蘭1100mm，移動支座與封頭切線距離1100mm。3.10滑道結構設計為了便于裝配或檢修時抽裝管束，需要增設滑道?；赖慕Y構有滑板、滾輪和滑條。TOC\o"1-2"\h\z\u本設計采用滑條結構，在折流板外側焊接2根圓鋼滑條，直徑6mm，對稱布置，間距60°，長度從第一塊折流板到最后一塊折流板，約3620mm。另外，還要在殼體底部用角鋼設置支承導軌，與圓鋼滑條配合使用，長度從第一塊折流板到浮頭蓋，約4200mm，右端距堰板110mm。支承導軌上有礙滑道通過的焊接接頭應修磨齊平。

4浮頭釜式再沸器強度計算4.1壁厚計算4.1.1大端筒體壁厚殼程設計溫度為150℃，設計壓力為MPa，計算壓力，選擇Q345R卷制圓筒，大端筒體內(nèi)徑mm。查得，150℃下，材料的許用應力為MPa。焊接采用單面焊，100%無損檢測，焊縫系數(shù)，腐蝕裕量mm，鋼板負偏差mm。計算厚度：mm(4-1)設計厚度：mm(4-2)名義厚度：取mm(4-3)有效厚度：mm(4-4)水壓試驗壓力：MPa(4-5)材料屈服應力：MPa(4-6)水壓試驗應力：MPa(4-7)水壓試驗校核：MPa(4-8)壁厚滿足要求。4.1.2大端封頭壁厚大端封頭選取參照標準GB/T25198-2010選取EHA型DN1000橢圓封頭，材料與筒體一樣選Q345R。計算厚度：mm(4-9)名義厚度：取mm(4-10)水壓試驗應力：MPa(4-11)水壓試驗校核：MPa(4-12)壁厚滿足要求。4.1.3錐殼壁厚錐殼壁厚按照GB150-2011中受內(nèi)壓無折邊錐殼厚度計算公式計算，斜錐殼錐角取30°，材料為Q345R。計算厚度：mm(4-13)名義厚度：(4-14)考慮制造方便和經(jīng)濟成本，取斜錐殼厚度選取和筒體厚度相同，mm。為了緩解局部應力，在錐殼周圍圓弧過渡。4.1.4管箱壁厚管箱厚度按管箱封頭的計算厚度，封頭選標準DN600橢圓封頭，焊接為單面焊，全部無損檢測，焊縫系數(shù)，材料為Q345R，管程設計壓力MPa，計算壓力，設計溫度為160℃，查得160℃下，材料許用應力為MPa，腐蝕余量mm，鋼板負偏差mm。計算厚度：mm(4-15)名義厚度：(4-16)考慮到制造方便和經(jīng)濟成本，取管箱壁厚與大端筒體壁厚相同，即取mm。有效厚度：mm(4-17)水壓試驗壓力：MPa(4-18)材料屈服應力：MPa(4-19)管箱筒體水壓試驗應力：MPa(4-20)封頭水壓應力：MPa(4-21)水壓試驗校核：MPa(4-22)管箱壁厚滿足要求。4.2開孔補強計算4.2.1接管與管法蘭表4.2為再沸器管口表。表4.2管口表符號公稱規(guī)格接管尺寸法蘭形式密封面形式用途深出長度aPN5.0DN100φ108×8SORF水蒸汽進口200bPN5.0DN65φ76×6SORF液相出口150cPN1.0DN80φ89×6SORF物料進口150dPN1.0DN200φ219×8SORF物料出口200ePN1.0DN40φ45×4SORF排液口150fPN1.0DN50φ57×5SORF備用口150g1-2PN1.0DN20φ25×3.5SORF液位計接口200h1-4M20×1.5————螺紋溫度計接口60iPN1.0DN20φ25×3.5SORF壓力表接口150管法蘭選取參照GB/T20592-2009《鋼制管法蘭》（PN系列），材料選用16MnⅡ級鍛件，接管選取參照GB/T17395-2008《無縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》，接管材料選取20號鋼。開孔補強設計就是采取適當補強措施將應力集中系數(shù)降低到一定范圍的設計。本設計均采用等面積補強準則，即在有效的補強范圍內(nèi)，殼體除本身內(nèi)壓所需截面積外的多余截面積A不應少于開孔所減小的有效截面積A0。參照GB150-2011不另行補強的最大開孔直徑的要求，本設計只需要進行a、b、c三個接管的開孔補強計算。4.2.2管箱進口接管（DN100）選取φ108×8的接管，材料為20號熱軋?zhí)妓劁摴?，查得設計溫度下接管材料的許用應力MPa，mm，mm。接管計算厚度：mm(4-23)有效厚度：mm(4-24)開孔直徑：mm(4-25)接管有效補強寬度：mm(4-26)外伸接管有效補強高度：mm(4-27)強度削弱系數(shù)：(4-28)殼體開孔所需補強面積：mm2(4-29)殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：(4-30)mm2接管有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：mm2(4-31)(4-32)考慮焊縫面積，面積是足夠的，故不用補強。4.2.3管箱出口接管（DN65）選取φ76×6的接管，材料為20號熱軋?zhí)妓劁摴?，查得設計溫度下接管材料的許用應力MPa，mm，mm。接管計算厚度：mm(4-33)有效厚度：mm(4-34)開孔直徑：mm(4-35)接管有效補強寬度：mm(4-36)外伸接管有效補強高度：mm(4-37)強度削弱系數(shù)：(4-38)殼體開孔所需補強面積：mm2(4-39)殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：(4-40)mm2接管有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：mm2(4-41)(4-42)考慮焊縫面積，面積是足夠的，故不用補強。4.2.4物料出口接管（DN200）選取φ219×8的接管，材料為20號熱軋?zhí)妓劁摴?，查得設計溫度下接管許用應力MPa，mm，mm。接管計算厚度：mm(4-43)有效厚度：mm(4-44)開孔直徑：mm(4-45)接管有效補強寬度：mm(4-46)外伸接管有效補強高度：mm(4-47)強度削弱系數(shù)：(4-48)殼體開孔所需補強面積：mm2(4-49)殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：(4-50)mm2接管有效厚度減去計算厚度之外的多余面積：mm2(4-51)(4-52)考慮焊縫面積，面積是足夠的，故不用補強。4.3固定端管板強度計算由前面設計得到小端殼體公稱直徑600mm，換熱管外徑mm，換熱管壁厚mm，換熱管根數(shù)n=148，換熱管長度mm，換熱管失穩(wěn)當量長度mm。由布管圖得到，沿隔板槽一側的排管數(shù)，換熱管間距mm，管板上管程分隔板槽深mm，換熱管與管板連接采用強度焊，焊高mm。殼體管箱法蘭均采用FM-600-4.0JB/T4703-2000，墊片均采用600-2.5JB/T4704-2000。換熱管使用20號鋼，管板使用16MnⅡ材料。4.3.1計算各參數(shù)布管區(qū)無支撐面積：mm2(4-53)管板布管區(qū)面積：(4-54)布管區(qū)當量直徑，mm(4-55)管板開孔后的面積：(4-56)墊片外徑mm，墊片內(nèi)徑mm，密封寬度：mm，mm(4-57)有效密封寬度：mm(4-58)壓緊力中心圓直徑mm(4-59)4.3.2確定管板設計壓力對于浮頭式換熱器，管板兩側壓力在任何情況下同時作用，則管板設計壓力：MPa(4-60)4.3.3計算無量綱數(shù)假設固定端管板的名義厚度為50mm，材料選用16MnⅡ級鍛件，查得管板材料的許用應力為MPa，換熱管材料的許用應力為MPa，管板彈性模量為MPa，換熱管彈性模量為MPa，管板強度削弱系數(shù)，剛度削弱系數(shù)，a為一根換熱管管壁金屬的橫截面積。無量綱壓力：(4-61)換熱管有效長度：mm(4-62)管束模數(shù)：MPa(4-63)管束無量綱剛度：(4-64)計算系數(shù)：(4-65)(4-66)系數(shù)：(4-67)查GB151-1999圖24，得系數(shù)。4.3.4計算管板厚度按和查GB151-1999圖23，得系數(shù)。則管板計算厚度：mm(4-68)管板名義厚度：mm(4-69)管板厚度圓整為60mm。此時需從新核算換熱管有效長度，即mm(4-70)(4-71)(4-72)此時，C值仍為0.59，則管板計算厚度：mm(4-73)管板名義厚度：mm(4-74)則管板厚度圓整為60mm。4.3.5換熱管軸向應力校核換熱管的穩(wěn)定許用應力設計溫度時，換熱管材料的屈服點：MPa換熱管回轉半徑：mm(4-75)系數(shù)：(4-76)(4-77)則換熱管的穩(wěn)定許用壓應力為：MPa(4-78)應力校核一般情況下，應按下列三種工況分別計算換熱管軸向應力：只有殼程壓力作用下，殼程壓力，當量壓力組合為：MPa(4-79)MPa(4-80)，合格。只有管程壓力作用下，殼程壓力，當量壓力組合為：MPa(4-81)(4-82)，合格。殼程設計壓力和管程設計壓力同時作用，當量壓力組合為：MPa(4-83)(4-84)，合格。4.3.6拉脫力校核許用拉脫力：MPa(4-85)軸向應力取MPa，焊腳高度mm，則換熱管與管板連接拉脫力：(4-86)結論：在三種工況下，應力校核均合格，因此，取固定端管板厚度為mm，管板外徑為664mm，內(nèi)圓直徑597mm，結構開槽深度4mm。4.4浮動管板強度計算浮動管板與小端殼體間隙取為5mm。管板外徑為mm，螺栓布圓直徑為mm，浮頭法蘭內(nèi)徑mm。管板材料為16MnⅡ級鍛件，在設計溫度下許用應力為MPa。墊片參照JB/T4706-2000選用G-450-2.5，m=3.75，比壓力y=62MPa。尺寸為墊片外徑mm，墊片內(nèi)徑mm。墊片基本密封寬度：(4-87)有效密封寬度：mm(4-88)墊片壓緊力作用中心圓直徑：mm(4-89)墊片壓緊力力臂：mm(4-90)墊片預緊力力臂：mm(4-91)中間力臂：mm(4-92)螺栓選用40Cr，常溫下許用應力MPa，150℃下許用應力MPa。操作狀態(tài)螺栓載荷：(由于管程壓力較大，以管程壓力計算，下同)(4-93)N預緊狀態(tài)螺栓載荷：N(4-94)操作狀態(tài)螺栓面積：(4-95)預緊狀態(tài)螺栓面積：(4-96)取螺栓面積為大者：(4-97)與浮頭法蘭配對的M20螺栓共36根，間距為47mm，大于最小間距。實際螺栓面積：mm2(4-98)預緊狀態(tài)螺栓設計載荷：N(4-99)操作狀態(tài)螺栓設計載荷：N(4-100)操作壓力法蘭力矩：N(4-101)N(4-102)N(4-103)(4-104)=27171620.42N·mm預緊法蘭力矩：N·mm(4-105)由螺栓載荷引起的當量壓力：MPa(4-106)MPa(4-107)其中：F是與連接方式有關的系數(shù)，這里取1。管板有效設計壓力是的最大者。經(jīng)計算是最大的。得=4.63MPa。管板厚度計算：換熱管為三角排列：(4-108)mm(4-109)(4-110)(4-111)因為，剪切力不是控制因數(shù)，可以不用剪切力設計壁厚。因此，浮動管板名義厚取mm，取凸面高6mm，管板凸面外徑為503mm，墊片選用G-450-2.5JB/T4706-2000，墊片外徑504mm，內(nèi)徑472mm，墊片厚3mm，螺栓取M20×160-BGB/T4707-2000螺栓36個。4.5浮頭蓋強度計算4.5.1球冠形封頭壁厚計算球冠形封頭材料取Q345R，設計溫度下，材料許用應力為，許用應力MPa。查GB151-1999表46得到殼體內(nèi)直徑為600mm時取封頭球面半徑mm，分別在管程壓力和殼程壓力作用下進行內(nèi)壓和外壓的設計計算。只在管程壓力作用下，按內(nèi)壓公式計算：由，，查GB150-2011圖5-5，，則封頭計算厚度為：mm(4-112)腐蝕裕量mm，鋼板負偏差mm，則名義厚度取mm。只在殼程壓力作用下，按外壓公式計算。取封頭的有效厚度：mm(4-113)(4-114)查GB150-1998圖4-2，得MPa。許用外壓力：MPa>0.5MPa，滿足要求。因此，封頭厚度取12mm。4.5.2浮頭法蘭強度計算本設計浮頭法蘭外徑為mm，螺栓布圓直徑為mm，內(nèi)徑為mm，法蘭形式為凹面法蘭，凹面深6mm。法蘭材料取16MnⅡ級鍛件，在設計溫度下，許用應力為MPa。設計使用M20螺栓36根，材料40Cr。常溫下許用應力MPa，100℃下許用應力MPa。法蘭厚度計算仍按管程壓力計算，設法蘭厚度mm，封頭焊入法蘭深度mm，其中法蘭力在之前已經(jīng)計算按過：預緊狀態(tài)螺栓設計載荷：N(4-115)操作狀態(tài)螺栓設計載荷：N(4-116)封頭邊緣處球殼中面切線與法蘭環(huán)直徑的夾角：(4-117)操作壓力法蘭力矩：N(4-118)N(4-119)N(4-120)N(4-121)mm(4-122)(4-123)預緊法蘭力矩：N·mm(4-124)計算系數(shù)：(4-125)(4-126)(4-127)操作工況下厚度：mm(4-128)預緊工況下厚度：mm(4-129)法蘭厚度取和之大者，且不小于球冠形封頭名義厚度的兩倍，因此取mm。4.6筒體應力校核4.6.1載荷分析支座支反力支座總支撐重量G：N(4-130)支座支反力：N(4-131)(4-132)均布載荷容器受重力作用時，雙鞍座臥式容器近似看成支承在兩個鉸支點上手均布載荷的外伸簡支梁。容器本身的重量和容器內(nèi)物料的重量可假設為沿容器長度的均布載荷，本計算考慮到封頭管箱與大端筒體直徑不同，分別計算均布載荷：管箱側物料和管箱自重共4000N，對橢圓形封頭根據(jù)容積相等的原則，折算為直徑等于管箱直徑，長度為2/3封頭深度的圓筒，則重量載荷作用的長度共598mm，均布載荷：N/mm(4-133)斜錐殼當做等長度的直徑1000mm圓筒考慮，大端封頭根據(jù)容積相等的原則，折算為直徑等于筒體直徑，長度為2/3封頭深度的圓筒，則重量載荷作用的長度為5160.7mm，筒體側容器自重和容器內(nèi)物料重量共46033.4N，則均布載荷：N/mm(4-134)豎直剪力和力偶按照力線平移法則，將管箱側容器自重以及物料對梁端點的作用用一個橫向剪力V1和一個附加力偶M1代替，計算得到N(4-135)N·mm(4-136)固定端管板對梁端點的作用用一個橫向剪力V2和一個附加力偶M2代替，計算得到：N(4-137)N·mm(4-138)另外，由于管箱封頭內(nèi)充滿液體，液體靜壓力對封頭作用一個水平向外推力，因此液柱靜壓對梁的端部形成一個力偶N·mm。因此簡支梁左端點左側的受力可合成為一個橫向V3和一個附加力偶M3，N(4-139)N·mm(4-140)簡支梁右端點右側受大端封頭及封頭內(nèi)物料的作用，用一個橫向剪力V4和一個附加力偶M4代替，計算得到：N(4-141)N·mm(4-142)也考慮液柱靜壓對梁的端部形成的力偶N·mm。因此簡支梁右端點右側的受力可合成為一個橫向V5和一個附加力偶M5，N(4-143)N·mm(4-144)受載分析如圖4-1：圖4-1再沸器受載分析圖內(nèi)力分析筒體在固定支座截面處的彎矩為：(4-145)N·mm負值表示筒體在此截面上上半部受拉伸，下半部受壓縮。筒體在滑動支座截面處的彎矩為：(4-146)N·mm負值表示筒體在此截面上上半部受拉伸，下半部受壓縮。經(jīng)計算筒體在距簡支梁左端點mm處剪力為0,則此處是跨中截面彎矩極值點，彎矩為：(4-147)N·mm負值表示上半部筒體受拉伸，下半部筒體受壓縮。4.6.2應力校核筒體軸向應力鞍座跨中截面的最大軸向應力抗彎斷面模數(shù)為：(4-148)筒體的應力由兩部分引起，一為操作壓力引起的軸向拉伸或壓縮應力，二為縱向彎矩引起的軸向彎曲應力，因此最大合成應力發(fā)生在跨中截面的最高點和最低點，即：截面最高點：MPa(4-149)截面最低點：MPa(4-150)支座截面上筒體的最大軸向應力計算得到兩個鞍座中固定鞍座截面上彎矩比滑動鞍座截面彎矩大，因此鞍座截面軸向應力校核用固定鞍座截面彎矩進行計算（下同）。截面上筒體既未設置加強圈又,此時計算截面最高點彎曲應力的抗彎斷面系數(shù)和計算截面最低點彎曲應力的抗彎斷面系數(shù)為，式中、分別是因“扁塌效應”而使圓筒整截面抗彎斷面系數(shù)減少的折扣系數(shù)，與鞍座包角大小有關，數(shù)值查文獻14表3-1。于是鞍座有效截面最高和最低點的軸向合成正應力為：在截面最高點：MPa(4-151)在截面最低點：MPa(4-152)由筒體材料在設計溫度下的許用應力為MPa，而，因此軸向應力校核合格。筒體的切向切應力筒體既無加強圈又，未被封頭加強，最大切向剪應力在處，切應力為：MPa(4-153)MPa，因此切向切應力校核合格。筒體周向應力理論最大軸向彎矩：MPa(4-154)支座反力在與鞍座接觸的筒體上海產(chǎn)生周向壓縮力，當筒體未被加強圈或封頭加強時，在鞍座邊角處的周向壓縮力假設為，且由的殼體有效寬度來承受。N(4-155)mm(4-156)鞍座處筒體承受周向彎矩的有效寬度：mm(4-157)于是，鞍座邊角處的最大合成周向壓縮應力：MPa(4-158)在支座截面筒體最低處，周向壓縮力達到最大，MPa(4-159)MPa，MPa，因此筒體周向應力校核合格。4.7壓降校核4.7.1介質(zhì)物性參數(shù)管程水蒸汽的定性溫度：℃(4-160)127.5℃水蒸汽物性參數(shù)：水蒸汽的密度：水蒸汽的比熱：水蒸汽的熱導率：水蒸汽的動力粘度：水蒸汽的普朗特數(shù)：殼程物料的物性參數(shù)：105℃乙醇的密度：105℃乙醇的比熱：105℃乙醇的熱導率：105℃乙醇的動力粘度：105℃乙醇的普朗特數(shù)：135℃乙醇的密度：135℃乙醇的比熱：135℃乙醇的熱導率：135℃乙醇的動力粘度：135℃乙醇的普朗特數(shù)：4.7.2管程阻力管箱進口接管流速取m/s;管內(nèi)流速為：m/s(4-161)換熱管內(nèi)雷諾數(shù)：(4-162)相對粗糙度：(4-163)由穆迪圖可知摩擦系數(shù)則直管部分阻力為：Pa(4-164)局部阻力系數(shù)取3，則局部阻力為：Pa(4-165)由于管程為雙管程，再沸器為浮頭式，取結垢系數(shù)修正，則管程阻力為：Pa(4-166)一般換熱器允許壓降為，則該再沸器管程流動阻力在允許壓降內(nèi)。4.7.3殼程阻力再沸器的殼程阻力計算主要是為了計算再沸器的安裝高度Hx，設計利用下述方法進行計算，其中：①入口管壓降：入口管流速?。簃/s入口管質(zhì)量流速：kg/(m2·s)(4-167)入口雷諾數(shù)：(4-168)式中：D2——物料入口接管內(nèi)徑；入口管摩擦系數(shù)：(4-169)入口管壓降：m液柱(4-170)式中：L11——入口管線當量長度；②出口管壓降：出口管流速?。簃/s出口雷諾數(shù)：(4-171)出口管摩擦系數(shù)：(4-172)出口管壓降：(4-173)m液柱式中：L21——出口管線當量長度；③再沸器內(nèi)流體靜壓：m液柱(4-174)式中：D——大端筒體內(nèi)徑；④出口管線流體靜壓：m液柱(4-175)式中：H1——塔體內(nèi)釜液高度，取H1=0m；H2——塔釜液面到塔進口管距離，取H2=3m。⑤殼程摩擦壓降殼程流通面積為：m2(4-176)式中：B——折流板間距，m；Ds——殼體小端直徑，m；殼程當量直徑為：m(4-177)殼程雷諾數(shù)為：(4-178)殼程摩擦系數(shù)為：(4-179)殼程質(zhì)量流量：(4-180)殼程質(zhì)量流速為：kg/(m2·s)(4-181)m液柱(4-182)式中：NB——折流板板數(shù)；⑥計算安裝高度(4-183)由平衡關系可知：(4-184)取一定裕量，取=1.5m。殼程阻力m液柱=16411.6Pa<105Pa，在允許壓降內(nèi)。5制造、壓力試驗與安裝技術要求5.1制造技術要求5.1.1管箱、殼體管箱、筒體用板材卷制時，圓筒內(nèi)直徑允許偏差可通過外圓周長加以控制，其外圓周長允許上偏差為10mm；下偏差為零。管箱圓筒內(nèi)徑為600mm，同一斷面上，最大直徑與最小直徑之差為3mm,大端筒體內(nèi)徑1000mm，同一斷面上，最大直徑與最小直徑之差為5mm。圓筒直線度允許偏差為4mm，直線度檢查，應通過中心線的水平和垂直面，即沿圓周四個部位測量。殼體內(nèi)壁凡有礙管束順利裝入或抽出的焊縫均應磨至與母材表面齊平。在殼體上設置接管或其他附件而導致殼體變形較大，影響管束順利安裝時，應采取防止變形措施。5.1.2換熱管換熱管長度允許偏差+2mm，抽查換熱管管端傾斜偏差應小于1mm，換熱管下料尺寸允許偏差為+12.5%。碳素鋼換熱管管端應除銹，管端清理程度不小于管外徑，且不小于25mm。5.1.3管板管板使用16Mn材料鍛造而成。鍛造使用的鋼錠、鋼坯應有熔煉單位的質(zhì)量證明書。采用鋼錠或鋼坯鍛造時，鍛件主界面部分的鍛造比不得小于3。采用軋材鍛造時，鍛件主截面部分的鍛造比不得小于1.6。再沸器的管板與折流板裝夾在一起配鉆，并在外圓上用紅色或藍色油漆涂涂豎線，以明確表示配鉆方位，禁止在管孔內(nèi)涂油來表示配鉆方位。管板鉆孔時不得用機油冷卻，而應用皂液冷卻；待管板加工完畢后要用面紗擦凈孔內(nèi)油污、水跡，防止銹蝕。鉆孔（出鉆）一側管板表面，其相鄰兩管孔之間的孔橋寬度B=5.80mm，終鉆后應抽查不小于60°管板中心角區(qū)域內(nèi)的孔橋寬度，B值得合格率應不小于96%，值的數(shù)量應控制在4%以內(nèi)，超過上述合格率時，則應全管板檢查。管板螺栓孔中心圓直徑和相鄰兩螺栓孔的弦距允差為±0.6mm，任意兩螺孔極限允差為±1.5mm；螺孔孔徑允差為mm，鉆孔后應抽查不小于60°管板中心角區(qū)域內(nèi)的管孔，在這一區(qū)域內(nèi)允許有4%的管孔上偏差比表16-21中的數(shù)值大0.15mm。換熱管與管板焊接連接時，管孔表面粗糙度Ra值不大于25μm。連接部位的換熱管和管板孔表面應清理干凈，不應留有影響焊接連接質(zhì)量的毛刺、鐵屑、銹斑、油污等。焊接連接時，焊渣及凸出于換熱管內(nèi)壁的焊瘤均應清除。焊縫缺陷的返修，應清除缺陷后焊補。換熱管與管板的強度焊焊接接頭，施焊前應按照GB151附錄B作焊接工藝評定。5.1.4折流板折流板管孔直徑為25.4mm，允許偏差mm，折流板孔兩端要倒角，減少管子的磨損；折流板外圓表面粗糙度Ra值不大于25μm，外圓兩側的尖角應倒鈍；應去除管板與折流板上任何的毛刺。5.1.5封頭用以制造封頭鋼板應有材質(zhì)證明，并符合相應標準的規(guī)定。用以制造封頭的鋼板材質(zhì)應有不低于容器簡體材料的質(zhì)量等級。封頭采用熱沖壓的方法成形。用帶間隙的全尺寸的內(nèi)樣板檢查橢圓形封頭、球冠形封頭內(nèi)表面的形狀偏差，縮進尺寸為；其最大形狀偏差外凸不得大于，內(nèi)凹不得大于。檢查時應使樣板垂直于待測表面。封頭折邊部分不得存在縱向皺折。5.1.6法蘭法蘭面應垂直于接管或圓筒的主軸中心線，接管與法蘭的組件與殼體組裝應保證法蘭面的水平或垂直，其偏差均不得超過法蘭外徑的1%（法蘭外徑小于100mm時，按100mm計算），且不大于3mm。法蘭螺栓孔應與殼體主軸線或鉛垂線跨中布置。5.2壓力試驗對釜式再沸器進行液壓試驗，試驗液體為水，溫度為常溫。釜式再沸器壓力試驗順序：用試驗壓環(huán)和浮頭專用試壓工具進行管頭試壓。對釜式再沸器應配備管頭試壓專用殼體；管程試壓，試驗壓力為4MPa；殼程試壓，試驗壓力為0.625MPa。試驗程序和步驟試驗容器內(nèi)的氣體應當排凈并充滿液體，試驗過程中，應保持容器觀察表面的干燥；當試驗容器器壁與液體溫度接近時，方可緩慢升壓至設計壓力，確認無泄漏后繼續(xù)升壓至規(guī)定的試驗壓力，保壓時間一般不少于30min；然后降至設計壓力，保壓足夠時間進行檢查，檢查期間壓力應保持不變。試驗過程中，容器無滲漏，無可見的變形和異常聲響即合格，試驗合格后立即降水排凈吹干。5.3安裝技術要求5.3.1管束的組裝以固定端管板為基準，按順序裝配拉桿、定距管、折流板，穿管時由內(nèi)向外進行，穿好一排，調(diào)整一排管端，使之伸出外管板的長度為3-4mm。穿管過程切勿用鐵錘直接敲擊換熱管，應上下輕微晃動換熱管，同時在換熱管端部采用牽引工裝，讓換熱管順利穿入管孔。組裝時應注意以下幾點：(1)拉桿上的螺母應擰緊，以免在裝入或抽出管束時，因折流板竄動而損傷換熱管；(2)穿管時不應強行敲打，換熱管表面不應出現(xiàn)凹癟或劃傷；(3)除換熱管與管板間以焊接連接外，其他任何零件均不準與換熱管相焊。5.3.2再沸器的安裝在安裝再沸器前應進行嚴格的基礎質(zhì)量的檢查和驗收工作，主要工作有：場地和基礎，基礎標高、平面、形狀和主要尺寸以及預留孔是否符合設計要求；地腳螺栓的位置是否正確，螺紋情況是否良好，螺帽和墊圈是否齊全；放置墊鐵的基礎表面是否平整等?；A驗收完畢后，在安裝換熱器之前應在基礎上放置墊鐵，安放墊鐵處的基礎表面必須鏟平，使兩者能很好接觸。地腳螺栓兩側均應有墊板，墊板安裝不應妨礙換熱器的熱膨脹。根據(jù)換熱器的結構形式，應在換熱器的兩端留有足夠的空間來滿足操作、清洗、維修的需要?？沙楣苁皆俜衅鲬舫鲎銐虻目臻g以便抽出管束，也可在其相對的一端留出足夠的空間以便能拆卸殼體。安裝時應在不受力的狀態(tài)下連接管線，避免強力裝配?？沙楣苁俜衅靼惭b前應抽芯檢查、清掃，抽管束時，應注意保護密封面和折流板，移動和起吊時，應將管束放置在專用的支承結構上，以避免損傷換熱管。換熱器安放好后用水平儀對再沸器找平，設備找平后，斜墊鐵可與設備支座底板焊牢，但不得與下面的平墊鐵或滑板焊死。

6總結與討論再沸器是被廣泛地用于石油化工裝置上的一種管殼式換熱器，通過管程的水蒸汽加熱殼程介質(zhì)，在管束上方的蒸發(fā)空間變?yōu)闅庀喈a(chǎn)物。本設計的設計任務是設計一臺浮頭釜式再沸器，根據(jù)已給的原始設計參數(shù)，結合釜式再沸器的工作原理和傳統(tǒng)管殼式換熱器設計方法，完成了釜式再沸器的結構設計和強度計算，并繪制了浮頭釜式再沸器的C