加氫裂化畢業(yè)設(shè)計

摘要加氫裂化是能耗較大的裝置，隨著煉油廠原油的劣質(zhì)化，原料蠟油密度變重，硫氮含量增加，使得反應(yīng)溫度越來越高，循環(huán)氫量增加，燃料氣中壓蒸汽的消耗也隨之增大。對加氫裂化裝置能源消耗情況進(jìn)行深入分析，找出節(jié)約能源消耗的措施，合理利用加氫裂化產(chǎn)品，是非常有意義的。隨著加氫裂化和加氫脫硫等工藝不斷改進(jìn)，加氫裂化裝置制造技術(shù)的完善。，通過增設(shè)熱高壓分離器，解決了增加換熱器壓降問題。本設(shè)計介紹了課題選擇的依據(jù)、課題的國內(nèi)外研究現(xiàn)狀、課題的主要內(nèi)容及擬采取的方法、設(shè)計的難點(diǎn)與解決方法、設(shè)計要求和設(shè)計參數(shù)，對壓力容器的筒體、封頭、密封裝置和焊接結(jié)構(gòu)等進(jìn)行了設(shè)計。對筒體、封頭進(jìn)行水壓試驗校核計算，達(dá)到符合要求。最后經(jīng)過對所設(shè)計的高壓分離器的制造和損傷分析得到了在各個環(huán)節(jié)注意事項，難點(diǎn)及解決辦法。通過查閱相關(guān)資料、方案論證完成了本熱高壓分離器的綜合設(shè)計，達(dá)到了設(shè)計任務(wù)書提出的性能指標(biāo)要求。關(guān)鍵詞：加氫裂化；熱高壓分離器；壓力容器；焊接結(jié)構(gòu)；密封裝置AbstractHydrocrackingisadeviceoflargeenergyconsumption,withthepoorqualityofcrudeoilrefineries,gasoildensityofheaviermaterials,sulfurandnitrogencontentincreased,thereactiontemperatureisgettinghigherandincreasedcirculatinghydrogen,fuelgaspressuresteamconsumptionalsoincreased.Ofthehydrocrackingunitenergyconsumptionin-depthanalysistoidentifyenergysavingmeasures,rationaluseofhydrocrackingproducts,itisverymeaningful.Withthehydrocrackingandhydrodesulfurizationprocessescontinuetoimprove,hydrocrackingunitmanufacturingtechnologyimproved.,Byaddingthehothighpressureseparator,tosolvetheproblemofincreasingpressuredropheatexchanger.Thisdesignintroducesthesubjectofselectionaccordingtothesubjectonthecurrentstatusofthemainissuesandproposedapproach,thedesignofthedifficultiesandsolutions,designrequirementsanddesignparametersonthepressurevesselcylinder,head,MiFengequipmentandweldingstructureisdesigned.Onthecylinder,headtocheckwaterpressuretestbasis,tomeettherequirement.Thankstothedesignedhigh-pressureseparatormanufacturingandinjurieswereinvariousaspectsofattention,difficultiesandsolutions.Throughaccesstorelevantinformation,theprogramdemonstratedthecompletionofthishothighpressureseparatorintegrateddesign,thedesigntasktoraisetheperformanceindexofthebook.Keywords:hydrocracking;hothighpressureseparator;pressurevessel;weldedstructure;seal目錄TOC\o"1-5"\h\z摘要 IAbstract II\o"CurrentDocument"第1章緒論 1\o"CurrentDocument"加氫裂化技術(shù)的發(fā)展背景和發(fā)展歷程 1\o"CurrentDocument"加氫裂化技術(shù)在工業(yè)中的應(yīng)用現(xiàn)狀和發(fā)展前景 2\o"CurrentDocument"加氫裂化技術(shù)的重要性及在煉油工業(yè)中的地位 3\o"CurrentDocument"第2章加氫裂化工藝與流程 5\o"CurrentDocument"工藝流程 5加氫裂化裝置工藝流程1 6加氫裝置工藝流程2 7加氫裝置流程3 8\o"CurrentDocument"第3章主體結(jié)構(gòu)計算 10\o"CurrentDocument"高壓分離器常用材料 10\o"CurrentDocument"工藝尺寸計算 11筒體D、H的計算 11確定壁厚 12厚度附加量 12焊接系數(shù) 12選取名義厚度 13有效厚度 13最小壁厚校核 13球形封頭按僅受內(nèi)壓計算 13有效厚度 14水壓試驗時筒體應(yīng)力校核 14水壓試驗時封頭應(yīng)力校核 14\o"CurrentDocument"3.3厚壁圓筒應(yīng)力計算 14內(nèi)壓作用下的應(yīng)力計算 14溫差應(yīng)力計算 15\o"CurrentDocument"第4章組合應(yīng)力計算及強(qiáng)度校核 18\o"CurrentDocument"水平地震力 18等直徑、等壁厚的塔設(shè)備 18\o"CurrentDocument"地震彎矩計算 18\o"CurrentDocument"高壓分離器的強(qiáng)度計算 19\o"CurrentDocument"外壁當(dāng)量組合應(yīng)力校核 20\o"CurrentDocument"質(zhì)量載荷計算 20塔體和裙座的質(zhì)量 20人孔、法蘭、接管等附屬件質(zhì)量 214.5.3內(nèi)構(gòu)件質(zhì)量 21保溫材料質(zhì)量 21充水質(zhì)量 21\o"CurrentDocument"第5章設(shè)備附件及焊接結(jié)構(gòu) 22\o"CurrentDocument"法蘭設(shè)計 22法蘭的結(jié)構(gòu)與類型 22法蘭的密封面及尺寸 22\o"CurrentDocument"風(fēng)載荷風(fēng)彎矩計算 23風(fēng)載荷 23風(fēng)彎矩 23裙座基礎(chǔ)環(huán)設(shè)計 25\o"CurrentDocument"塔體底部拉壓強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性驗算 275.3.1塔體座即（I-I截面）的各項軸向應(yīng)力計算 275.3.2塔體底部（I-I截面）抗壓強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性條件 27\o"CurrentDocument"裙座的強(qiáng)度及穩(wěn)定性驗算 27裙座底部（0-0）截面軸向應(yīng)力計算 27裙座底部（0-0）截面強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性校核 28全螺紋螺柱的選取 28螺母的選取 29金屬環(huán)墊的選取 29\o"CurrentDocument"第6章高壓分離器制造及損傷機(jī)理分析 33\o"CurrentDocument"結(jié)論 35\o"CurrentDocument"參考文獻(xiàn) 36\o"CurrentDocument"致謝 37第1章緒論加氫裂化技術(shù)的發(fā)展背景和發(fā)展歷程加氫裂化技術(shù)源于第二次世界大戰(zhàn)以前德國出現(xiàn)的“煤和煤焦油的高壓加氫液化技術(shù)”，這種被稱為古典加氫的技術(shù)采用三段工藝流程。第一段是煤糊的懸浮床（反應(yīng)壓力70MPa）液相加氫，生產(chǎn)汽油、中間餾分油和重油1926年實(shí)現(xiàn)工業(yè)化；第二段是以硫化鎢為催化劑的氣相加氫，脫除中間餾分油的硫、氮化合物，1931年首次工業(yè)應(yīng)用；第三段是以硫化鎢-HF活化白土為催化劑的加氫裂化，在壓力22MPa、溫度400?420°C、空速0.64h-i的條件下，將精制后的中間餾分油轉(zhuǎn)化為汽油和柴油，1937年工業(yè)應(yīng)用。1942年采用硫化鎢-硫化鎳-氧化鋁催化劑的加氫裂化技術(shù)實(shí)現(xiàn)工業(yè)化，完善了老式三段加氫技術(shù)的第三段，并在德國得到廣泛應(yīng)用。第二次世界大戰(zhàn)以后，中東原油產(chǎn)量提高，采用高效分子篩的硫化催化裂化急速得到發(fā)展，為轉(zhuǎn)化重減壓餾分油生產(chǎn)汽油提供了。更經(jīng)濟(jì)的手段，使人們對反應(yīng)壓力高、空速低消耗氫氣多的煤及焦油高壓加氫生產(chǎn)液體燃料失去了興趣，老式加氫技術(shù)的發(fā)展幾近停止。盡管如此，在加氫工藝與工程設(shè)計、催化劑配方設(shè)計和高壓設(shè)備制造技術(shù)等方面，古典加氫都為現(xiàn)代加氫裂化技術(shù)的開發(fā)和應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。加氫裂化在煉油中是能耗較大的裝置，尤其是隨著煉油廠加工原油的劣質(zhì)化，原料蠟油密度變重，硫氮含量增加，使得反應(yīng)溫度越來越高，循環(huán)氫量增加，燃料氣中壓蒸汽的消耗也隨之增大。對加氫裂化裝置能源消耗情況進(jìn)行深入分析，找出節(jié)約能源消耗的措施，合理利用加氫裂化產(chǎn)品，裝置將發(fā)揮更好的經(jīng)濟(jì)效益，同時對加氫裂化技術(shù)的發(fā)展也具有促進(jìn)意義。加氫裂化裝置經(jīng)濟(jì)效益主要表現(xiàn)為對電、蒸汽燃料、氫氣的節(jié)約、熱量交換、操作優(yōu)化。產(chǎn)品綜合利用加氫裂化裝置節(jié)能的重點(diǎn)。加氫裂化裝置是生產(chǎn)優(yōu)質(zhì)產(chǎn)品的重要石油煉制工藝，其進(jìn)料范圍很寬，操作模式多，氮該工藝需要消耗大量的氫氣，加氫裂化裝置根據(jù)不同原料及轉(zhuǎn)化深度，以及產(chǎn)品方案不同，氫耗量為320?380Nm3。新氫化進(jìn)料。據(jù)經(jīng)濟(jì)核算可知，氫氣成本約占裝置生產(chǎn)總成本的8%，僅次于原料蠟油。故欲提高加氫裂化的效益，關(guān)鍵之一是降低氫氣成本。對氫耗進(jìn)行分析，有助于更好的降低成本，同時利于石化裝置優(yōu)化配置，特別是對制氫裝置開車負(fù)荷優(yōu)化。提高經(jīng)濟(jì)效益具有重要意義。裝置氫耗包括化學(xué)氫耗、溶解氫耗與泄露氫耗?；瘜W(xué)氫耗為化學(xué)反應(yīng)所消耗氫氣，約占總耗氫的85%左右，它與催化劑性質(zhì)，催化劑使用時間、原料及產(chǎn)品方案有關(guān)，一般當(dāng)催化劑品種一定，隨著催化劑使用時間而增加，所以運(yùn)行末期比初期要增加15%左右。催化劑穩(wěn)定性好，增加愛的幅度就小，對產(chǎn)品選擇性與質(zhì)量影響就小。裝置溶解氫耗主要是指高分帶入低分的氫氣量，它是被溶解液帶走。泄露氫耗包括裝置靜密封點(diǎn)泄露、K3012密封方面的工作，可以達(dá)到敬愛那個地成本增加裝置整體效益的目的。（1）氫氣消耗的高低，直接關(guān)系到加氫裂化裝置的運(yùn)行成本?？刂坪迷闲再|(zhì)，平衡好產(chǎn)品收率，各組分的清晰分割，熱高分溫度的上限操作，裝置的高負(fù)荷運(yùn)行，有利于降低目前加氫裂化裝置的氫耗。（2）加氫裂化裝置要做好阻垢劑的加注工作，以減輕甚至避免原料油換熱器結(jié)垢。（3）加氫裂化裝置主要考慮對P3204、P3212、P3213.增加變頻系統(tǒng)，達(dá)到節(jié)約電消耗的目的。（4）采用低品位能量代高品位能量，合理利用好輕重石腦油的低品位能量，達(dá)到節(jié)能的目的。（5）加氫裂化輕、重石腦油。柴油和尾油的綜合利用對增加裝置效益意義很大。（6）做好加氫裂化裝置的優(yōu)化操作，能夠?qū)崿F(xiàn)裝置的低能運(yùn)行。加氫裂化工藝因其原料適應(yīng)范圍廣，產(chǎn)品情節(jié)，加工靈活，已成為21世紀(jì)煉油的核心技術(shù)。在煉油工業(yè)中，采用高溫高壓加氫精制技術(shù)已有近半個世紀(jì)的歷史。隨著加氫裂化和加氫脫硫等工藝的改進(jìn)，輕質(zhì)油品需求量的增加，重質(zhì)原料油的裂解精制，防止大氣污染等的需要，該項工藝技術(shù)在不斷進(jìn)步，帶動了加氫精制裝置和加氫裂化裝置中的核心設(shè)備 加氫反應(yīng)器制造技術(shù)的改進(jìn)提高和材料的更新?lián)Q代。加氫裂化技術(shù)在工業(yè)中的應(yīng)用現(xiàn)狀和發(fā)展前景目前，重油高壓加氫裂化技術(shù)主要有固定床、沸騰床、移動床和懸浮床加氫裂化等幾種。從應(yīng)用情況來看，固定床加氫裂化約占83%，沸騰床加氫裂化約占15%，移動床加氫裂化約占2%，懸浮床加氫裂化還處在工業(yè)應(yīng)用的初級階段。（1） 固定床加氫裂化。固定床加氫裂化是指反應(yīng)器內(nèi)裝有固定不動的催化劑，原料從反應(yīng)器上部送入，反應(yīng)后的產(chǎn)品從反應(yīng)器的下部流出，反應(yīng)物料自上而下通過床層。固定床加氫裂化技術(shù)有很多種，以聯(lián)合油品公司、UOP公司、雪弗隆公司的技術(shù)應(yīng)用較多。（2） 沸騰床加氫裂化。沸騰床加氫裂化是指反應(yīng)器中催化劑與重油構(gòu)成流體流動的特征，重油從反應(yīng)器下部送入，自下向上流動，催化劑處于運(yùn)動狀態(tài)，好像沸騰液體。沸騰床加氫裂化技術(shù)主要有氫-油法加氫裂化過程、LC-Fining法加氫裂化過程以及撫順石油化工研究院的技術(shù)等。 循環(huán)設(shè)備，采用沸騰床自循環(huán)；采用微球催化劑；使用具有獨(dú)特性能的三相分離器，解決了催化劑在沸騰床運(yùn)轉(zhuǎn)中的損失難題。（3）移動床加氫裂化。移動床加氫裂化是指反應(yīng)器中催化劑自反應(yīng)器上部連續(xù)加入，并自上而下移動，反應(yīng)物與催化劑常呈逆流流動。移動床加氫裂化技術(shù)主要是殼牌公司的Hycon工藝，于1989年在荷蘭的佩尼斯煉油廠建成了第一套工業(yè)裝置，其處理能力為125萬t/a。該過程是一種加氫脫金屬和加氫脫硫等多種功能的加氫裂化工藝，其原料一般為減壓渣油，實(shí)際轉(zhuǎn)化率達(dá)60%以上。該工藝與沸騰床加氫工藝相比，Hycon過程輕質(zhì)油收率高、產(chǎn)品質(zhì)量好，尤其是催化劑活性利用率高，這主要是因為料倉式移動床催化劑呈先進(jìn)先出的活塞流狀態(tài)而使裝置排出的催化劑失活率基本相同，沸騰床過程排出的催化劑由于呈返混狀態(tài)仍含30%以上的較高活性的催化劑。由于該過程采用并流式移動床操作，其催化劑用量和催化劑活性利用率可能不如采用逆流式移動床操作的OCR和Hyvahl過程。（4）懸浮床加氫裂化。懸浮床加氫裂化是指待裂化的渣油與細(xì)粉狀添加物或催化劑形成懸浮液，在高溫、高壓和高空速下進(jìn)行的重油加氫裂化技術(shù)。其典型的懸浮床加氫裂化有VCC、Canmet、HDH、SOC、Aurabon、MRH和Microcat等過程。德國維巴（Veba）石油公司根據(jù)煤液化和重油加氫技術(shù)的經(jīng)驗開發(fā)成功了VCC過程，含液相加氫和氣相加氫兩個過程。1983年Veba建成了一套1t/hr的中試裝置，1987年博特羅普煉油廠將一套煤液化裝置改成VCC工業(yè)裝置。該過程可加工各種減壓渣油，轉(zhuǎn)化率在95%以上，加入少量粉末狀添加物可使反應(yīng)平穩(wěn)進(jìn)行，且產(chǎn)品質(zhì)量好。我國從1964年開始沸騰床加氫裂化技術(shù)的開發(fā)，撫順石油化工研究院曾用3L和5L的沸騰床反應(yīng)器進(jìn)行了國內(nèi)幾種減壓渣油的研究，均取得了較好的研究結(jié)果。最近該院沸騰床加氫裂化技術(shù)的研究取得了突破性進(jìn)展，主要有反應(yīng)器未采用高壓熱油內(nèi)外加氫裂化技術(shù)的重要性及在煉油工業(yè)中的地位在21世紀(jì)中葉以前石油仍然是世界范圍的重要能源。但是，隨著原油的不斷開采，輕質(zhì)石油資源越來越少，原油逐漸向高硫含量、高金屬含量以及重質(zhì)化方向發(fā)展。另一方面，從上世紀(jì)80年代開始，尤其是90年代后，油品市場呈現(xiàn)著輕質(zhì)餾分油的需求持續(xù)增加、油品質(zhì)量要求日益嚴(yán)格的趨勢。面對原油不斷的重質(zhì)化發(fā)展及雜質(zhì)含量特別是硫含量和金屬含量不斷增加的趨勢，如何將它們轉(zhuǎn)化成所需要的輕質(zhì)燃料油已經(jīng)成為我國煉油工業(yè)的重要課題。從對油品的加工工藝從有無氫氣參與反應(yīng)來講，可以分為臨氫工藝和非臨氫工藝。非臨氫工藝加工得到的輕質(zhì)油產(chǎn)品收率和質(zhì)量都不很高。隨著原油的不斷劣質(zhì)化及環(huán)保要求的不斷提高，采用非臨氫工藝將很難完全解決由此導(dǎo)致的對下游過程的影響和環(huán)保問題。采用加氫技術(shù)既能脫除油品中的雜質(zhì)，又能提高產(chǎn)品的氫含量，產(chǎn)品質(zhì)量好、價值高，加氫過程作為一種油品輕質(zhì)化的成熟、有效的加工手段而越來越得到重視。加氫技術(shù)在煉油工業(yè)中的地位目前世界范圍內(nèi)加氫總能力占原油總處理量的50％左右（其中加氫精制45％，加氫裂化5％）。日本加氫總能力約占原油加工總量的89％，居世界首位（其中加氫精制86％，加氫裂化3％），其次是德國約占80％（其中加氫精制75％，加氫裂化5％），美國居第三位，約占74％（其中加氫精制65％，加氫裂化9％）。這些數(shù)據(jù)充分顯示了目前加氫技術(shù)在現(xiàn)代煉油企業(yè)中的重要地位，同時還可以看出加氫技術(shù)的主流是加氫精制技術(shù)。在我國，加氫能力尚不足原油加工總能力的20％，遠(yuǎn)低于世界平均水平。這一現(xiàn)狀也制約了我國成品油產(chǎn)品分布的均衡，同時也制約了產(chǎn)品油質(zhì)量的提高。隨著國內(nèi)對輕質(zhì)油品需求量的不斷提高以及環(huán)保要求的日益嚴(yán)格，加氫工藝在我國正在迅速發(fā)展。第2章加氫裂化工藝與流程工藝流程原料先進(jìn)入裝置緩沖罐，再經(jīng)反應(yīng)進(jìn)料泵升壓后與產(chǎn)品柴油換熱?；烊霘錃夂笈c反應(yīng)器流出的反應(yīng)產(chǎn)物換熱，再經(jīng)加氫爐加熱到反應(yīng)要求的溫度后進(jìn)如反應(yīng)器。反應(yīng)產(chǎn)物先與混氫原料換熱，再與高壓分離器出來的生成油換熱后，依次經(jīng)注水、空冷、水冷后進(jìn)入高壓分離器。流程設(shè)計是加氫工程設(shè)計中的一個十分重要方面。由于加氫技術(shù)應(yīng)用有多種形式，加氫裝置流程多種多樣，但簡觀之，這些流程大同小異，組成單元類同(主要包括反應(yīng)系統(tǒng)、反應(yīng)產(chǎn)物換熱、分離系統(tǒng)和循環(huán)氫系統(tǒng))。細(xì)論之，由于功能差異和具體安排，在具體流程和組合上也有很多差異和各自特點(diǎn)?？梢愿鶕?jù)這些流程的工藝目的和特點(diǎn)將其分為四類進(jìn)行敘述和討論：加氫處理或精制(Hydrotreating)裝置流程，包括重整原料預(yù)加氫，石腦油和加氫脫硫，石腦油和烯烴和芳烴加氫飽和，煤油和柴油加氫脫硫，催化裂化原料的預(yù)加氫，潤滑油加氫補(bǔ)充精制脫色和渣油加氫脫硫。加氫裂化裝置流程，包括餾分油加氫改質(zhì)(Upgrading),渣油加氫改質(zhì)，潤滑油基礎(chǔ)油生產(chǎn)，加氫裂化和緩和中壓加氫裂化等。固定床渣油加氫改制裝置流程，包括膨脹床渣油和加氫改質(zhì)流程。潤滑油加氫組合工藝流程換熱其他加氫裝置的聯(lián)合等。2.1.1加氫裂化裝置工藝流程1補(bǔ)充氫:低分氣-昔航?jīng)A水■原縄由（z\2-1-1加氫裂化裝置工藝流程示意補(bǔ)充氫:低分氣-昔航?jīng)A水■原縄由（z\2-1-1加氫裂化裝置工藝流程示意11——原料油緩沖罐；2——濾后原料油緩沖罐；3——原料油過濾器；4——反應(yīng)進(jìn)料加熱爐；5――精制反應(yīng)器；6――裂化反應(yīng)器；7――熱高壓分離器；8――熱低壓分離器；9――冷高壓分離器；1O――冷低壓分離器；l1――循環(huán)氫脫硫塔；12――循環(huán)氫人口分液罐；13――循環(huán)氫壓縮機(jī)；14――新氫壓縮機(jī)；15――脫硫化氫塔；16——脫硫化氫塔底重沸爐；17——分餾進(jìn)料加熱爐；18——產(chǎn)品分餾塔；19——柴油側(cè)線汽提塔；20――石腦油分餾塔；22――分餾塔頂回流罐；21――石腦油分餾塔頂回流罐;23――脫硫化氫塔頂回流罐；24――吸收脫吸塔；25――石腦油穩(wěn)定塔；26――穩(wěn)定塔頂回流罐加氫處理裝置，此處泛指石腦油、煤油、柴油、VGO、潤滑油、蠟油等的加氫處理，主要作用是加氫脫除硫、氧、氮等雜質(zhì)后和烯烴、芳烴的飽和等，不要求輕質(zhì)化功能或者說輕質(zhì)化的程度較小。其目的是為了滿足產(chǎn)品質(zhì)量指標(biāo)要求或下游裝置對進(jìn)料的需要，此類工藝流程較相似。該裝置設(shè)計流程簡單，能耗很低，幾個突出的特點(diǎn)是：反應(yīng)器設(shè)中間急冷箱，但正常運(yùn)行時不使用，只是在事故情況時使用。催化劑活性較高，反應(yīng)器入口溫度較低，整個反應(yīng)器溫升85°C，不打冷氫，反應(yīng)熱全部利用。不設(shè)冷低壓分離器，冷高壓分離器出來的生成油直接換熱后去汽提塔。汽提塔在壓力下操作，塔頂產(chǎn)品氣體由于帶壓，可以直接去脫硫后利用，減少了低壓瓦斯處理的麻煩。盡管汽提塔加壓操作會引起塔底油溫度的升高，但由于換熱流程合理，反應(yīng)爐安全升溫在28C范圍內(nèi)，依靠換熱就滿足了汽提塔所需熱源，因此能耗很低。氫油比較低，為300/L。因此循環(huán)氫壓縮機(jī)氣量較小，能耗低，且與新氫機(jī)組成聯(lián)合機(jī)組，投資減少。加氫裝置工藝流程2該流程描述的是煉油廠焦化汽柴油加氫精制裝置。原料經(jīng)高壓泵升壓后送反應(yīng)產(chǎn)物換熱器換熱，與換熱后的氫氣混合后經(jīng)加熱爐加熱到要求的反應(yīng)溫度后進(jìn)入反應(yīng)器。反應(yīng)器設(shè)中間急冷。反應(yīng)產(chǎn)物先經(jīng)氫氣換熱，再依次與原料換熱、氫氣換熱、生成油換熱，最終經(jīng)冷卻后入冷高壓分離器。循環(huán)氫經(jīng)脫硫、壓縮后返回系統(tǒng)，一部分作為循環(huán)氫循環(huán)使用，另一部分作冷氫。酸性水送酸性水汽提裝置，生成油去冷低壓分離器，閃蒸出的氣體送氣體脫硫裝置。冷低壓分離器出來的生成油經(jīng)與反應(yīng)產(chǎn)物換熱后去脫丁烷塔，脫丁烷塔頂部產(chǎn)品氣體送氣體脫硫裝置，由于裝置產(chǎn)氣量少，所以不考慮回收C。脫丁烷塔底設(shè)重沸爐，脫丁烷塔底油送分餾塔，分餾4塔底設(shè)重沸爐。分餾塔底產(chǎn)品為加氫柴油，經(jīng)換熱冷卻后送出裝置。該流程與流程1的差異在于：由于冷高壓分離器壓力較高，溶解的輕烴及氣體較多，故冷低壓分離器。由于原料中石腦油含量高，產(chǎn)品石腦油量大，一般應(yīng)在分餾塔之前脫去HS和2輕烴。于焦化石油氣”精制反應(yīng)器注水脫硫1-1=1粗汽油€H><WF高壓分離器a(I于焦化石油氣”精制反應(yīng)器注水脫硫1-1=1粗汽油€H><WF高壓分離器a(I補(bǔ)充氫液化氣』制氫4 u液化氣』制氫新氫壓縮機(jī) 循環(huán)氫壓縮機(jī)2-1-2加氫裂化裝置工藝流程示意22.1.3加氫裝置流程3原料經(jīng)過濾、脫氧塔脫氧后進(jìn)原料緩沖罐。然后用反應(yīng)進(jìn)料泵送經(jīng)產(chǎn)品換熱、反應(yīng)產(chǎn)物換熱，再經(jīng)加熱爐加熱后去反應(yīng)器。氧氣經(jīng)與反應(yīng)產(chǎn)物換熱后，不經(jīng)加熱爐，而是與加熱爐出來的油混合（稱爐后混氫）后如反應(yīng)器。反應(yīng)器不設(shè)冷氫。反應(yīng)產(chǎn)物經(jīng)氫氣換熱，原料換熱后進(jìn)入熱（溫）高壓分離器。熱高壓分離器出來的氣體，經(jīng)與冷高壓分離器出來的液體換熱后，再經(jīng)冷卻進(jìn)冷高壓分離器。冷高壓分離器排出的氫氣去氫氣系統(tǒng)。酸性水排出裝置。冷高分排出的液體經(jīng)與熱高分換熱后去HS汽提塔。熱高分排出2的液體直接去HS汽提塔。汽提塔頂氣體經(jīng)冷卻后進(jìn)HS分離罐，并分去酸氣和酸水。22石腦油送出裝置和部分返回HS汽提塔回流。HS汽提塔底為產(chǎn)品，經(jīng)與反應(yīng)進(jìn)料換熱、22冷卻后送出裝置。該裝置流程設(shè)計有以下特點(diǎn)：采用爐后混氫，加熱爐只加熱原料油，不走氫氣。這種流程的依據(jù)是原料較輕,反應(yīng)器入口溫度不高，氫油比小，爐子不容易結(jié)焦，加熱爐管材質(zhì)要求可降低，以節(jié)約投資。采用熱高壓分離器，以滿足HS汽提所需要溫度和熱量，并降低能耗。2HS汽提塔不設(shè)重沸爐2原料沒有脫氧塔，用氫氣汽提，以減少原料系統(tǒng)的結(jié)焦。

氫氣氣體排空<=1―冷咼壓井離器過濾器A脫產(chǎn)氐應(yīng)蓋L原料I氫煢酸性氣原料換棘器氫氣氣體排空<=1―冷咼壓井離器過濾器A脫產(chǎn)氐應(yīng)蓋L原料I氫煢酸性氣原料換棘器2-1-3加氫裂化裝置工藝流程示意3綜合以上流程考慮選用流程1作為該設(shè)計的工藝流程。第3章主體結(jié)構(gòu)計算綜合以上材料的性能、用途、特點(diǎn)的比較，選擇21Cr-lMo作為筒體封頭材料，選設(shè)備容積：40m3設(shè)計壽命設(shè)備容積：40m3設(shè)計壽命：15年設(shè)計地區(qū)：大慶設(shè)計溫度：250°C工作介質(zhì)：油、設(shè)計溫度：250°C工作介質(zhì)：油、H、HS、NH高壓分離器常用材料1、 Q235-B，強(qiáng)度、塑性韌性以及焊接性能等方面都很好，可滿足鋼結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求，應(yīng)用廣泛。用途：制造各種薄鋼板、鋼筋、型條鋼、中厚鋼、鉚釘以及機(jī)械零件，如拉桿、齒輪、螺栓、鉤子、套環(huán)、軸、銷釘和信步強(qiáng)度要求不高的滲碳件、焊接件等。2、 20號鋼（低碳鋼）:良好沖壓和焊接性能。用途:常用于受力不大，而塑性、韌性較高的零件。如焊接器皿螺釘、桿件、軸套等，又可用于制造經(jīng)滲碳后，表面耐磨、心部有良好韌性的摩擦片。故，排氣管選用20號鋼。3、 35CrMo（合金調(diào)質(zhì)鋼）：用于制造重載荷、耐沖擊和具有良好綜合應(yīng)力性能的零件。用途：通常用作調(diào)質(zhì)件、也可用在高、中頻表面淬火，低溫回火后，用于高載荷下工作的重要結(jié)構(gòu)件，特別是受沖擊振動、彎曲、扭轉(zhuǎn)載荷的機(jī)件中，如主軸，大電機(jī)軸、曲軸、錘桿等。故，全螺紋螺柱、主螺栓用35CrMo。4、 16Mn（低合金咼強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼）：此碳素結(jié)構(gòu)鋼具有較咼強(qiáng)度、韌性，同時具有良好的焊接性能，冷、熱壓力加工性能和耐腐蝕性，部分鋼件還具有較低的脆性轉(zhuǎn)變溫度，而其生產(chǎn)工藝與碳素結(jié)構(gòu)鋼類似，其中有的合金元素具有良好的使用價值和經(jīng)濟(jì)價值。故，法蘭、出口管、90°彎頭、N口接管、人孔法蘭、N口法蘭接管、液位計法蘭32口接管選用16Mn。5、 20R（優(yōu)質(zhì)低碳鋼）：塑性、韌性相當(dāng)好，焊接性能也非常好，一般較薄板材焊接不需預(yù)熱，用于溫度在-20C到475C的器皿中。故，引出孔選用20R。6、 16MnR（低合金高強(qiáng)度鋼鋼板）：具有良好的綜合力學(xué)性能、焊接性能、工藝性能、以及低溫沖擊韌性。主要用于-20°C——400°C溫度范圍內(nèi)，16MnR較20R強(qiáng)度更好，并且16MnR的可焊性是幾種低合金壓力容器專用鋼中最好的。故，上、下封頭，預(yù)焊環(huán)板、裙座筒體、裙座出入孔、墊板、管板、筋板、基礎(chǔ)環(huán)應(yīng)選用16MnR。7、 30CrMo：具有高強(qiáng)度高柔韌性的鋼，在淬火回火或正火后使用，在500°C—下具有高溫強(qiáng)度，一般用于制造介質(zhì)溫度不大于480C的雙頭螺栓、螺柱，以及介質(zhì)溫度不大于510C的螺母。故，螺母選用30CrMo材料。8、 0Crl3（不銹耐酸鋼）：在弱腐蝕介質(zhì)（如鹽水、硝酸及某些濃度不高的有機(jī)酸、食品介質(zhì)）中具有良好的耐腐蝕性。還具有良好的塑性、韌性和冷變形能力和良好的焊接性能。常用作金屬密封墊和齒形組合墊片。故，八角墊應(yīng)選用0Crl3。9、 21Cr-lMo是世界各國最普遍實(shí)用的低合金熱強(qiáng)鋼，廣泛用于石油化工設(shè)備、4火力、核能發(fā)電設(shè)備中的各種受熱面管和高壓容器。該鋼對熱處理不敏感，易于在大截面上得到均勻的性能，且有較高的持久塑性和良好的焊接性能。工藝尺寸計算3.2.1筒體D、H的計算首先按照單層厚壁圓筒設(shè)計，已知VN=40m3,H=3.估算D、H.D由兀R2H=40計算求得D=2580mm，H=7740mm考慮封頭、直邊的容積計算：4兀R3+兀R2h=403求得：Ru1200mm，D=2400mm4代入：一兀x1.23+兀x1.22xh=403于是h=7100mmH故一=2.96<3，合理D得h=7100mmD=2400mm確定壁厚壓力容器壁厚的工程計算公式：rPD2口1?-Pt其中S—筒體壁厚，mmP—設(shè)計壓力，一般P=（1.05—1.15）Pmax（最大工作壓力），MPaD一筒體內(nèi)徑，mm口廠設(shè)計溫度材料的許用應(yīng)力，MPa0—焊接系數(shù)C—厚度附加量，mm厚度附加量工程上當(dāng)設(shè)計壓力小于35MPa時，KW1.2時，高壓容器的計算壁厚按彈性失效準(zhǔn)則的中徑公式計算。C-壁厚附加量包括鋼板厚度偏差C,腐蝕欲度C以及鋼板在加工和熱處理過程中損失的厚度C1 2 3當(dāng)負(fù)偏差C小于設(shè)計厚度6%.且小于0.25mm時可以不計1總體上腐蝕欲度選擇6mm焊接系數(shù)焊接采用全焊透式雙面對焊且100%無損探傷，據(jù)下表：表3-1-1焊接系數(shù)選擇表焊接形式無損探傷局部無損探傷未經(jīng)無損探傷雙面焊透對接1.000.850.70單面焊對接（有墊0.900.800.65板）單面焊對接（無墊板）0.700.60

綜合考慮，焊接系數(shù)0取1.0。選取名義厚度由于筒體材料為16Mn(HIC)IN,可查表得L]=159MPa,計算設(shè)計壓力P=16.5MPa,tD=2400mm。iD=2400mm。i故S=x2400x159x1—16.5+3=134mm設(shè)計中考慮鑄造過程中的磨損所以應(yīng)增加壁厚，故圓整后取S=150mm有效厚度Se=S-C=150-3=147mm最小壁厚校核容器最小壁厚要求：按強(qiáng)度計算公式計算所得壁厚，在壓力很低時可能很薄，當(dāng)考慮容器的剛度要求以及工藝制造中的困難，根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗情況總結(jié)出，當(dāng)碳素鋼內(nèi)徑2DD<3800mm時，應(yīng)使S=J>3mm。i 1000代入得S=仝 >3mm，故合格。1000球形封頭按僅受內(nèi)壓計算t=佗=165x2400=63.92mm4Q］叩一p4x159一16.5t=t+C=63.92+3=66.92mm~67mmd2考慮到封頭與筒體的焊接，取t=80mm(最小)nK=2400+2x80=1.072400溫度和壓力組合作用時，外壁熱應(yīng)力

MpaaE(Ti-To)(k-1)(k+2) 11.88x10-6x200xMpaaE(Ti-To)(k-1)(k+2) 11.88x10-6x200x103x100(1.07-1)(1.07+2)at二 二 x—o2(1 )(k3-1)2(1-0.3)1.073-133.4539外壁組合應(yīng)力a=一+ae2(k3—1)t= 3x16.5 +33.45二143.45Mpa2(1.073—1)[a]t=163MPa<2x[a]t申=2x163=326Mpa合格e3.2.9有效厚度t=t-c=80-3=77mme3.2.10水壓試驗時筒體應(yīng)力校核筒體水壓試驗校核PT=1-25P辭=1'25X163=20'375MPate=120-6=114mmP(Di+1) 20.375x(2080+114) 196MPaa=te= =196MPaT 2t9e2x114a<0.96a二0.9x265二238.5MPa二合格Ty3.2..11水壓試驗時封頭應(yīng)力校核?P(D+1)a二 e-T 4te16.5x(2400+77)4x77二132.7Mpa<0.9ay二0.9x310二279Mpa???合格厚壁圓筒應(yīng)力計算內(nèi)壓作用下的應(yīng)力計算表3-3-1單層厚壁容器在內(nèi)壓作用下筒壁應(yīng)力任意半徑r處任意半徑r處內(nèi)表面r=R處i外表面r=R0處P(R21'k2+1'r21 i 1+—OPPk2—11丫2丿i]k2—1丿i1k2-1丿P(R2) i—1——Ok2—1( r2丿-Pi(1\(1\其中，k為外徑與內(nèi)徑之比，其中，k為外徑與內(nèi)徑之比，k=2400+3002400=1.13Pr R2115.7r1.3521Q二 i—1——O二 1—r k2—11r2丿1.132—1kr2丿于是求Q在任意半徑處r內(nèi)表面r=R處i內(nèi)表面r=R處iQ=—P=—15.7Mpari外表面r=R處0Q=0

rPrR2115.7r1.3521在任意半徑r處Q=——i—1+-O1+ek2—1k r2丿1.132—1r2求Qe內(nèi)表面r=R內(nèi)表面r=R處iQ=56.72MPaz(k2+11r1.132+11Q=Peikk2—1丿=15.7k1.132—1丿內(nèi)表面r=R處i=129.09MPar21r21Q=P=15.7eikk2-1丿k1.132—1丿外表面r=R處i=113.39MPar11r11Q=P=15.7zikk2-1丿k1.132—1丿在任意半徑處=56.72MPa外表面r=R處Q=56.72Mpa0z溫差應(yīng)力計算

表3-3-2單層厚壁圓筒中的溫差應(yīng)力溫差應(yīng)力任意半徑r處內(nèi)表面處外表面處徑向應(yīng)crPt(kk2-1)乂 k k2-1,00周向應(yīng)力cePt'1-lnk k2+1)Pt"1 2k2'Pt(12)乂lnk k2—1丿Jnk k2-1丿、lnkk2-1丿軸向應(yīng)力czP'1-2lik 2)、lnk k2-1丿Pt'1 2k2'Pt(12、Jnk k2-1丿、lnkk2-1丿2x0.7其中Pt=為二2x105x1收x100x10-6二2x0.7R1280=—O—rR 128016=―O= =-R 120015i(k k2—1\在任意半徑處c(k k2—1\在任意半徑處c=P—In—+ k k2-1丿rt=170(1280 1280, 1 ( 2-1-f+15=170〔-4+2802-r2141r2內(nèi)表面處外表面處任意半徑處ce=Plnk=170(12k2))(2.58)c=P r——=1707.8-etJnkk2-1)k0.29丿t內(nèi)表面處=-187MPaln1280/In%280/)+「615-1丿外表面處Ink k2一1丿=170=153MPa(1-2ln任意半徑處=170外表面處ln1280=170[1—^-6.90.1278f1 2k2]fc2.58)Q=P r——=1707.8—ztJnk k2—1丿I 0.29丿內(nèi)表面處Q=Pztf1lnk k2-1丿=170=-187MPa=153MPa第4章組合應(yīng)力計算及強(qiáng)度校核水平地震力等直徑、等壁厚的塔設(shè)備3x=—amg 2iH2選擇設(shè)計抗震防裂度為6的進(jìn)行計算，故取a1=0.04，估算m為100000kg.3x3.??F=_amg——=F=_x0.04x100000x9.8x 二8282xx21 H2 x2 (7100x10-3)2當(dāng)x二H時，F(xiàn)二8282x7100=58000N=58KNx當(dāng)x=-時，F(xiàn)x二8282x7100/2=29000N=29KN地震彎矩計算當(dāng)H/D<10,而且是等壁厚、等直徑的塔設(shè)備塔底截面處產(chǎn)生地震彎矩計算公式:3 x2 3 x2Mo=F-x=amg——=x0.04x100000x9.8 - =1166x2Xx21H2 2 (7100x10-3)2當(dāng)x二H時，Mo二1166H2二1166x(7100x10-3)2二33942N-MX當(dāng)x=H時，M=1166H2二1166x(7100x10-3)2二8486N-M2 X 22 4故，F(xiàn)所在任意截面a-a處產(chǎn)生地震彎矩為：xMa=F(x—h)=3amgx^h2=3x0.04x100000x9.8 —T=8282x(x—h)Xxa21H2 7100x10-3 a塔底總地震彎矩為：

?:MoE1hM0dx=Jhamg^-dx?:MoE1hM0dx=Jhamg^-dx=amgH0x021H2 21=-x0.04x100000x9.8x7100x10-3=139160N-m2故塔底任意截面a-a處總地震彎矩為：MaE13 x(x-h) 1 2H3-3H2h+h2=JhMadx=h—amg —dx=amg a ahax ha21 H2 41 H20.04x100000xx0.04x100000x9.8—4 (7100x10-3)2=980^27.7—107.3h+h3)aa4.3高壓分離器的強(qiáng)度計算圓筒形殼體在軸向載荷作用下，臨界壓應(yīng)力cr的理論式為:=工、s1篤=襯口~R其中：s一筒體壁厚，mmR一圓筒中間面半徑，mm對于鋼材，取u=0.3,故：°cr=0.6eR=0.6xeR=0.6x^1^^0=15750MPa1200(5由內(nèi)壓引起軸向應(yīng)力：1pD=i4s式中p—設(shè)計壓力，取絕對值，MPa16.5x24004x150塔體橫截面積F=W4x150塔體橫截面積F=W+s+s'=3.14(2400+150)x150=1201050mm2.(D塔體抗截面系數(shù)w=丁苛E=晉?忠；+￡蠱=241044062mm3

外壁當(dāng)量組合應(yīng)力校核內(nèi)壁溫度高于外壁溫度，故在溫度和壓力組合作用下外壁更危險，故校核當(dāng)量外壁組合應(yīng)力：Q二 P+QT<2^]?Ea2（1-uEa2（1-u），當(dāng)設(shè)計溫度在20°C?150°C時，取a=11.88x10-6,E=2.1x105MPa,u=0.3。故M=-E^=2.1x105（X11.88x10一二1.72（1-u） 2（1-0.3）???°0?MNT二L7x100二170MPak2-k2-1o塞+170二280-97MPa163MPa°〈2°]?=326MPae故符合設(shè)計要求。因為是內(nèi)壁溫度大于外壁，故在溫度和壓力組合作用下外壁趨于危險校核操作時外壁的強(qiáng).已知設(shè)備尺寸?2400x13745mm,設(shè)置地區(qū)的基本風(fēng)壓值q=500N/m2,抗震防裂0度為6度，設(shè)計壓力16.5Mpa,設(shè)計溫度250C，焊接系數(shù)為1.0,腐蝕裕度3mm，地面粗糙度級別為B。保溫厚度90mm質(zhì)量載荷計算塔體和裙座的質(zhì)量m=-^D2-D2L?p=3146.72-2.42）3.745?7.85x103=130000kg01 4oi 鋼4人孔、法蘭、接管等附屬件質(zhì)量m=丄m=1x130000=32400kgTOC\o"1-5"\h\za401 4內(nèi)構(gòu)件質(zhì)量兀 兀m02=4Di2xnxq=4x4x27x75=6358.5kg保溫材料質(zhì)量m=-[(D+0.1x2)2-D2]x(H-H)x30003 4o o 裙=扌[(2.88-2.7)2-22]x(13.75-4)x300=2424kg充水質(zhì)量m=—D2(H-H)x1000w4i 裙Q1/I=一^x2.42x(13.75-4)x10004=44063kg塔的操作質(zhì)量m=m+m+m+m=130000+24249+32400沁186000kg0 01 02 03a塔的最大質(zhì)量m=m+m+m+m+mmax01 02 03aw=130000+24249+44063+32400沁230000kg塔的最小質(zhì)量m=m+m+m+m=130000+24249+32400?186000kg0 01 02 03a第5章設(shè)備附件及焊接結(jié)構(gòu)法蘭設(shè)計法蘭材料選用0Crl8Nil0Ti,在溫度為250°CF的許用應(yīng)力L]=122MPa，其常溫t強(qiáng)度指標(biāo)a二490MPa，Q二205MPa。b0.2法蘭的結(jié)構(gòu)與類型法蘭選取長頸對焊法蘭。長頸對焊法蘭是用根部增厚的頸取代了乙型平焊法蘭中的短節(jié)，從而更有效地增大了法蘭的整體剛度，由于去掉了乙型法蘭中法蘭盤與短節(jié)的焊縫，所以也消除了可能發(fā)生的焊接變形及可能存在的焊接殘余應(yīng)力。法蘭的密封面及尺寸法蘭的密封面根據(jù)裝置高溫、高壓的性質(zhì)，且介質(zhì)為毒性，具有較強(qiáng)的腐蝕性，綜合考慮選取法蘭密封面為帶頸對焊法蘭。由于設(shè)計壓力P二16.5MPa，所以選取法蘭公稱壓力P二25MPa。N根據(jù)HG/T20592-2009中表3.1.4管法蘭類型和適用范圍查得法蘭公稱直徑D=600mm。N圖5-1-1帶頸對焊法蘭風(fēng)載荷風(fēng)彎矩計算風(fēng)載荷沿塔高分為5段，塔底部裙座、人孔處I-I截面的風(fēng)彎矩為P二KKqfHD12i0iiei式中K—體型系數(shù)，迎風(fēng)面為圓柱體的塔體，K=0.711K—風(fēng)振系數(shù)，當(dāng)塔高HW20m，取K=1.702i 2if—風(fēng)壓高度變化系數(shù)，取1.00iH=2.7，H=2.56，H二2.56，H=2.56，H二2.721 2 3 4 5D取2.0meiP二0.7x1.7x500x1x2.7x2.74二4370N1P二0.7x1.7x500x1x2.7x2.56二4113N2P二0.7x1.7x500x1x2.7x2.56二4113N3P=0.7x1.7x500x1x2.7x2.56二4113N4P=0.7x1.7x500x1x2.7x2.72=4274N5風(fēng)彎矩水平風(fēng)力在任意截面I-I處的風(fēng)彎矩:( H)H)H+-^+PH+H+ i+2Ii2丿i+2(i i+12丿+…HMl-1=pi-+pWi2i+1最大風(fēng)彎矩在塔底截面0-0處：H( H)( H)M0-0-p—1+pH+—+…...+pH+H+H+H+—W122I12丿5(12342丿

2.7( 2.56)(256]( 2.56)4370+4113+41132.7+2.56++4113212丿V2丿V 2丿+4274(2.7+2.56+2.56+2.56+272'I 2丿=141116850N?m故M 二M0-0二141116850N?mmaxW風(fēng)彎矩塔體底部截面I-I處的風(fēng)彎矩:H( H)(H(H)MI-I-P—2+p+PH+H+一+PH+H+H+ 5W22 3V22丿4V23 2丿5V2 3 42丿1.97( 1.97、(1.97]=2228+22281.97++22281.97+1.97+2V 2丿V2丿( 197\+23151.97+1.97+1.97+I 2丿=2194.58+6583.74+10972.9+15961.93=35713.145=35713X103N?mm最大風(fēng)彎矩在塔底截面0-0處：H( H)(H)M0-0-p—1+p+…...+pH+H+……一5W122V12丿5V122丿=2320.66+6583.74+10972.9+15362.06+20522.475=55761.835X103N?mII-II截面風(fēng)彎矩：H( H)(H)MII-II-P—3-+pH+一+PH+H+—W324V32丿5V342丿1.97( 1.97、( ―c1.97)=2228+22281.97++23151.97+1.97+2V 2丿V 2丿=2194.58+6583.74+11401.375=20177.695X103N?mm因大慶市地震烈度低于7級故可不考慮地震載荷。即M=0最大彎矩位于塔底截E面0-0處。該塔為風(fēng)彎矩控制

M0-0=M0-0+MmaxweM0-0=Mo-o+0.25M0-0+Mmax E weM0-0=M0-0=5.58X107N?mmmax w裙座基礎(chǔ)環(huán)設(shè)計1、基礎(chǔ)環(huán)內(nèi)外徑的確定基礎(chǔ)環(huán)設(shè)計材料16MnR基礎(chǔ)環(huán)內(nèi)徑D=D-(160~400)=2700-224=2476mm基礎(chǔ)環(huán)外徑D=D+(160~400)=2700+224=2924mmZ=兀(DZ=兀(D4+D4)ob ib-32D(29244+24764)二3.71x10932x2924ob3、基礎(chǔ)環(huán)截面積兀(兀(29244-24764)4=1899072mm_k(D2+D2)A=obib-b44、基礎(chǔ)環(huán)厚度b=-CD-D)=丄(2924-2476)=224mm2obos2在地腳螺栓間設(shè)置筋板，其最大間距L空=KX2924=287mm2x16 2x16L224據(jù)L=——=0.78查《鋼制化工容器結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)定》有b287M=-0.173b Lx bmaxM=-0.075b L2bmaxM0-0 Mg max+ 0—Z Abb1411168501.86x105x9.8 + 3.71x109 18990720.3M0-0 Mg a+—Z Abb0.3x1411168502.3x105x9.8+3.71x109 1899072=1.2x102Mpa取其中最大值即b =1.2MpabmaxM=—0.1732x2242x1.2=-10417N?mmxM=0.075x1.2x2872=7423N-mmy?.?|M|)M故M=|M|=10417N?mmxIy s x根據(jù)《鋼制化工容器結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)定》可知，L]=150Mpab有筋板時基礎(chǔ)環(huán)厚度5b=[胖=J6f7=20.45不小于16mm，且C=2mm。故取6=23mm

b2b5、地腳螺栓承受的最大拉應(yīng)力_M0-0+MMg5= max e+min-bZ AbbM0-0+0.25M0-0Mg-F0-0——E l+——0 V-A

b兩者中最大值，F(xiàn)0-0可忽略Vb=141116850+0+倔x105x9.8b 3.71x109 1899072=0.91Mpa=0.25x1411168501.86x105x9.8=0.91Mpa=3.71x109 1899072取b=0.9Mpab對于低碳鋼地腳螺栓C2=3mm，L】=147Mpa選材Q-235A+3=28.5+3=31.5mm，4bA '4x0.9x+3=28.5+3=31.5mm口礎(chǔ)可+C2= ,x20x147每個地腳螺栓所受拉應(yīng)力bA—bA—b_bF=n0.14x189907220=1.33x104N選取M33地腳螺栓20個塔體底部拉壓強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性驗算5.3.1塔體座即（1-1截面）的各項軸向應(yīng)力計算PD4816.5x24004x147二67.35Mpa(8e二150-3二147Mpa)MxMxgG二一0―-2兀D80e二1.65Mpa1.86x105x9.8

兀x2400x147二二0.136MpaMi-iG= w 2 0.785D28ie

903622500.785x24002x1475.3.2塔體底部（1-1截面）抗壓強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性條件塔體底部（I-I截面）的抗壓強(qiáng)度校核g=g-g-g<kGI0=150x1.2=180Mpamax 1 2 3g=g-g+g=180Mpamax 1 2 3滿足抗壓強(qiáng)度條件裙座的強(qiáng)度及穩(wěn)定性驗算裙座底部（0-0）截面軸向應(yīng)力計算裙座厚度操作時全塔質(zhì)量引起的壓應(yīng)力MxgMxgG= 0―-2兀D80es1.86x105x9.8兀x2400x30=8.06Mpa風(fēng)載荷引起的0-0截面彎曲應(yīng)力==1.04MpaM0-0G= w 0.785D28ies

1411168500.785x24002x305.4.2裙座底部（0-0）截面強(qiáng)度及軸向穩(wěn)定性校核Q=◎+Q<kLImax 2 3l=l+q<kIl]max 2 3cr裙座采用16MR。LI=150Mpan「]0.06E8 0.06x200x103x30Lg]= es= =300Mpa〉GcrsRS 1200 Pi即裙座出現(xiàn)失穩(wěn)，材料已達(dá)到彈性極限。因此強(qiáng)度是主要制約因素?！鰁s1200l=l+l=8.06+1.04=9.10Mpamax23因此滿足強(qiáng)度及地面穩(wěn)定性要求。5.5全螺紋螺柱的選?。üQ壓力W25MP）：全螺紋螺柱規(guī)格選M24材料35CrMoA（溫度-100OC?+500°C時選用）5.5.1螺母的選取（公稱壓力W25MP）選細(xì)牙M52x3性能等級8級材料30CrMo（溫度-100?+500時選用）注：帶頸對焊法蘭與鋼管連接的焊接接頭和坡口尺寸應(yīng)符合下圖，如帶頸對焊法蘭的直邊段厚度超過與其對接的鋼管壁厚1mm以上時，法蘭的直邊段應(yīng)在內(nèi)徑處削薄，削薄段的斜度應(yīng)小于等于1：3法切法切金屬環(huán)墊的選取按截面形狀分為八角墊和橢圓型金屬環(huán)墊

材料0Crl3代號410最大硬度值（HB）140八角環(huán)密封是一種半自緊式的密封連接選材時其硬度比法蘭材料低HB（30-40）墊片和法蘭面上的梯形槽加工精度和表面粗糙度不低于1.6um其密封表面不允許有刻痕、刮傷等缺陷5.5.31八角墊設(shè)計本壓力容器采用八角墊密封結(jié)構(gòu)由于其類似于雙錐環(huán)密封由于法蘭處用到八角墊密封，八角墊密封類似雙錐環(huán)密封，仿照雙錐環(huán)密封來算：八角墊600-26R79封口內(nèi)徑600mm壓力為26MPA=65mmB=24mmC=33mmD=568mm墊片材1料OCrl3II（不銹耐酸鋼）墊片選擇纏繞合金墊片墊片系數(shù)6.5比壓力y=180Mp平均直徑：?！闫?(^3=568+2X24-丁啊。=578-31mm平均直徑：有效高度：b=2（a+c）2?+e49mm斷面面積：

fR二AB—(―C)2tga=65X24-( )2tg67。=956.9mm22???0=10.5(鋼-鋼)則預(yù)緊時的螺栓載荷:兀 sin(a+0)兀 sin(67°+10.5°)Wa=D(A-C)y =x578.31x(65-33)x180x2G cosa-cos0 2 cos67°?cos10.5°=1.33x107N操作時的螺栓載荷：9=-D2P=lx578.312x16.3=4.28x106N4G49二少D(A^C)Ptg(a-0)二殳x578.31x(65+33)x16.3tg(67°—0.5°)=1.1x106N2G2225二600x0.125%=0.75mm9=K-fR——Etg(a-P)=Kx956.8xXx200x103xtg(67°-10.5°)=2.27x10eN3 D 60019=91+92+93=(4.28+1.1+2.27)x106=7.65x106NW=7.65x106N?W〉W則:W=W=1.33x107NPPaa螺栓直徑d=o選用螺栓材料35CrMOA其中L】=200Mpabx1.33x107取n=16d二j =72.76mm。t兀x200x16故采用M90螺栓16只法蘭接管焊到了一起加強(qiáng)了封頭的強(qiáng)度，所以無需補(bǔ)強(qiáng)附：平均碳含量＜0.1%的用“0”表示平均碳含量＜0.03%的用“00”表示補(bǔ)充前面的焊接地方多數(shù)選用T型接頭坡口形式選用V型圖

若接頭倆側(cè)板厚度超過此值，則應(yīng)對較厚板做單面或雙面削處理，其邊長應(yīng)不小于板厚差的3倍，斜度至少1：3焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計應(yīng)遵循以下原則：接頭設(shè)計應(yīng)盡量采用對接接頭對接接頭要采用全熔透結(jié)構(gòu)且盡量等厚度焊接應(yīng)盡量減少焊縫處的的應(yīng)力集中且便于做無損探傷容器焊接接頭的坡口設(shè)計的基本原則盡量減少填充金屬量保證焊透避免產(chǎn)生各種焊接缺陷改善勞動條件，便于焊接，減少焊接工作量減少焊接變形和焊接殘余應(yīng)力復(fù)合鋼板坡口應(yīng)有利于降低過渡層焊縫金屬的稀釋率，盡量減少復(fù)層的焊接第6章高壓分離器制造及損傷機(jī)理分析1?筒體和封頭所用16MnR(R-HIC)臨氫鋼板采用電爐冶煉、精煉爐精煉、真空脫氣工藝生產(chǎn)的細(xì)晶粒鋼°16MnR(R-HIC)臨氫鋼特別需要控制鋼中的磷、硫含量及碳當(dāng)量(PW0.015%、SW0.002%、CEW0.43%),以增強(qiáng)抗氫誘導(dǎo)(HIC)的能力，并符合GB6654及第2號修改單的規(guī)定，正火狀態(tài)，逐張進(jìn)行100%超聲波檢測，JB/T4730.3-2005,I級。除滿足上述規(guī)定外，設(shè)計單位還另外提出了材料化學(xué)成分和力學(xué)性能及腐蝕試驗的補(bǔ)充規(guī)定。下料前工藝精確制作雙定尺筒體排料。筒節(jié)下料展開長度配球形封頭周長，以減少筒節(jié)與球形封頭的環(huán)縫錯邊量。用特殊筆標(biāo)出下料理論線、刨邊線及兩端預(yù)彎端頭線，控制對角線誤差W3mm。設(shè)計要求16Mn(R-HIC)鍛件法蘭密封面硬度值在退火后HB2150。一般退火后硬度值都會降低，很難達(dá)到HB2150。因此必須采用特殊的工藝方法來保證法蘭表面硬度的提高，滿足設(shè)計的要求。為此，我們制訂了對法蘭密封面涂高溫抗氧化劑保護(hù)后均勻加熱，然后立即加速冷卻的工藝辦法，提高了法蘭密封面硬度，經(jīng)測定達(dá)到設(shè)計的要求。法蘭密封面硬度值滿足設(shè)計要求后，對法蘭密封面用研磨膏按圖紙要求進(jìn)行研磨，消除了表面氧化。熱處理后，對筒體和封頭上每條A、B、D類焊接接頭各兩組及每個開口接管與筒體和封頭焊接接頭各一組進(jìn)行硬度檢測，HBW200；在制造過程中需注意以下幾方面：1板材、鍛件在采購中對硫、磷含量要求特別高。2抗氫誘導(dǎo)裂紋試驗、抗硫化物應(yīng)力開裂試驗時間較長，大約需40天。3不允許用硬件作標(biāo)記移植。4焊接接頭內(nèi)外表面應(yīng)與母材表面齊平，不允許保留焊縫余高。5角接接頭應(yīng)有圓滑過渡至母材的幾何形狀。2?分離器是在高溫、高壓臨氫(含H2S)條件下操作，設(shè)備的選材應(yīng)該與熱壁加氫反應(yīng)器一樣,殼體應(yīng)該采用214Cr-1Mo,為了增強(qiáng)其對防高溫硫化氫+氫的腐蝕性能，應(yīng)該在內(nèi)部加雙層堆焊TP309+347。設(shè)計分離器的思路是考慮該設(shè)備服役4?5年后，作為新建一套加氫裂化的冷高壓分離器使用,因此內(nèi)壁未加堆焊層,僅將殼體增加6mm的腐蝕裕量來保證其安全。熱高分筒體與底部封頭的環(huán)縫整條焊縫的外壁采用自動焊接,焊接結(jié)束后進(jìn)行了6小時的去氫處理。由于封頭與筒體交接處過渡不佳,利用去氫余熱進(jìn)行了碳刨削邊,并內(nèi)壁調(diào)磨焊根,后來在環(huán)縫外壁還沒有進(jìn)行打磨的情況下發(fā)生了局部的細(xì)微裂紋。后全面的對環(huán)縫進(jìn)行打磨配以磁粉檢查發(fā)現(xiàn)整圈環(huán)縫上不均勻的分布多處橫向和縱向裂紋,裂紋部位均在焊縫上,個別涉及母材。對環(huán)縫產(chǎn)生的原因進(jìn)行分析,認(rèn)為是冷裂紋,焊縫中的含氫量過高且焊后去氫不充分。分離器設(shè)備中有H2S介質(zhì)存在,在操作溫度高于204°C,H2S對其腐蝕速度將隨著溫度的升高而增加。特別是當(dāng)硫化氫和氫共存的條件下,它比單獨(dú)硫化氫產(chǎn)生的腐蝕速度要更為劇烈和嚴(yán)重。高溫H2S+H2引起的是均勻腐蝕，其材料的選擇，一是參考相似條件的經(jīng)驗數(shù)據(jù)；二是根據(jù)柯珀(Couper)曲線來估算材料的腐蝕速率。所選材質(zhì)的腐蝕速率不宜超過0.25mm,氫含量高的原因是最后一桶藥粉干燥不夠,實(shí)際產(chǎn)品的去氫溫度、時間不足。返修對策:第一步是采用機(jī)加工方法徹底清除裂紋,第二步是焊接返修。為了確保返修一次成功,決定采用帶襯墊的單面坡口形式,在外側(cè)用自動焊。為此專門進(jìn)行了焊接工藝評定,實(shí)際焊接試板經(jīng)過預(yù)熱、焊接、去氫、模擬焊后熱處理之后,在確認(rèn)試板無缺陷后對試板進(jìn)行解剖取樣。對試板的焊縫金屬進(jìn)行了室溫及415C高溫的拉伸試驗、030C的低溫沖擊；焊縫金屬回火性能試驗以及對試板進(jìn)行了全接頭拉伸、彎曲試驗、焊接熱影響區(qū)的沖擊試驗,所有試驗結(jié)果滿足產(chǎn)品技術(shù)