乙烯装置汽油分馏塔设计
摘要：板式塔是石油化工过程中重要装置之一。乙烯装置汽油分馏塔为单溢流型浮阀塔，塔高31400mm，塔内径为6600mm，设计压力为0.265MPa，设计温度为340℃。据此，确定了筒体和封头的材料为16MnR。在设计过程中，结合工艺委托资料，按照JBT4710-2005《钢制塔式容器》和GB150-98《钢制压力容器》对塔进行强度稳定性设计，其中包括塔体、封头、保温层及裙座的厚度计算，塔重量、自振周期、风载荷及地震载荷的计算，并对其稳定性进行校核，从而保证塔的安全可靠性。根据标准HG20615选取各开孔处的法兰及接管，并按照GB150-89进行开孔补强的设计计算。由塔盘的设计规范对塔盘进行结构设计，将塔盘分为28块，采用焊接和卡子进行连接。塔体的焊接按GB150-98的要求，塔体选用对接焊接方法，塔盘内部用搭接焊接，焊后采用X射线探伤进行焊缝检验。最后进行经济性分析，并针对此次设计做出小结。
关键词：板式塔；设计；校核；经济性评价
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The design of ethylene gas fractionation tower
Abstract: Tray tower is one of the important petrochemical process equipments. Ethylene gas fractionation tower is a single overflow valve tray tower, of which the height is 31400mm, tower diameter 6600mm, the design pressure 0.265MPa, the design temperature 340℃. Accordingly, 16MnR is selected as cylinder and head material. In the design process, combined with the information of technology commission, in accordance with the JBT4710-2005 \"steel tower vessel\" and GB150-98 \"Steel Pressure Vesselshe stability of the strength of the tower is designed, including calculations of the thickness of cylinder, header, insulation layer and skirt, and of tower weight, natural vibration period, wind load and seismic load, after which checking its stability, thus ensuring safety and reliability of the tower. The flange and the openings are selected according to HG20615 standard, and opening reinforcement design and calculations are carried out in accordance with GB150-98. The structural of the tray is designed according to the design specifications for the tray, and the tray is divided into 28, using welding and clamp connections. Butt welding method and lap tray internal welding are adopted to the tower according to GB150-98, then X-ray inspection for weld inspection. Finally, an economic analysis and a summary for this design are given.
Keywords：Tray tower; Design; Check; Economic analysis
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目 录
第一章 绪 论........................................................................................................ 1
1.1 板式塔的作用和地位 .......................................................................... 1 1.2 板式塔的发展及现状 .......................................................................... 1 1.3 板式塔的研究内容 .............................................................................. 2 1.4 采用的主要方法 .................................................................................. 4 第二章 汽油分馏塔的强度计算........................................................................ 5
2.1 材料的选取........................................................................................... 5
2.1.1 材料选择的原则........................................................................ 5 2.1.2 材料选择的确定........................................................................ 5 2.2 结构设计............................................................................................... 6
2.2.1 塔盘型式.................................................................................... 6 2.2.1 塔板分块.................................................................................... 6 2.2.2 塔板厚度.................................................................................... 7 2.2.3 塔板面积的分配........................................................................ 7 2.2.4 塔盘设计.................................................................................... 7 2.3 筒体封头壁厚计算............................................................................... 9
2.3.1 筒体壁厚计算............................................................................ 9 2.3.2 封头壁厚计算.......................................................................... 10 2.4 塔体上各种载荷计算......................................................................... 10
2.4.1 质量载荷计算.......................................................................... 10 2.4.3 分段质量计算.......................................................................... 12 2.5 塔的自振周期计算............................................................................. 16 2.6 地震载荷计算..................................................................................... 17
2.6.1 水平地震.................................................................................. 18 2.6.2 垂直地震力.............................................................................. 19 2.6.3 地震弯矩.................................................................................. 20 2.7 风载荷的计算..................................................................................... 22
2.7.1 风力计算.................................................................................. 22 2.7.2 风弯矩计算.............................................................................. 24 2.7.3 最大弯矩.................................................................................. 25 2.8 圆筒应力校核..................................................................................... 25
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第三章 裙座校核及基础环设计...................................................................... 27
3.1 裙座应力校核..................................................................................... 27 3.2 基础环设计......................................................................................... 29 3.3 地脚螺栓计算..................................................................................... 30 3.4 筋板..................................................................................................... 30 3.5 盖板（有垫板且为环形）................................................................. 31 3.6 裙座与塔壳的焊缝验算..................................................................... 32 第四章 开孔设计及补强.................................................................................. 33
4.1 补强元件的类型................................................................................. 33 4.2 GB150-98中对最大开口直径的限制 ............................................... 34 4.3 开孔补强设计计算............................................................................. 34 第五章 法兰设计及校核.................................................................................. 39
5.1 垫片设计............................................................................................. 39 5.2 螺栓设计............................................................................................. 39 5.3 法兰设计............................................................................................. 40 5.4 应力校核............................................................................................. 42 第六章 经济性评价.......................................................................................... 43 第七章 总结...................................................................................................... 45 参考文献.............................................................................................................. 46
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第一章 绪 论
1.1 板式塔的作用和地位
板式塔作为汽—液和液—液之间传质与传热的重要设备，广泛用于炼油、石油化工、精细化工、化肥、农药、医药、环保等行业的物系分离，涉及蒸（精）馏、吸收、解吸、汽提、萃取等化工单元操作。其性能对于整个装置和企业的生产能力、产品质量、消费定额及三废、环保等方面均有重要影响。因此，板式塔的设计和研究，对化工、炼油等工业的发展起着重大的作用。
1.2 板式塔的发展及现状
板式塔作为重要的单元设备一直受到重视，在对原有塔板的改进和性能研究以及新型塔板的开发与应用等方面都取得了进展。在塔板研究方面，国外近30年来，塔板是按泡罩、筛孔和浮阀这3种基本塔类而发展的，一些新开发的塔板多数也是这3种塔板的改进型,它们均具有气相分散的共同特点。真正有所创新的是60年代推出的一些液相分散型(即喷雾液滴型)塔板。如原民主德国的PKB塔板(即Perform塔板)和日本的垂直筛板(即NewVST塔板)。它们的出现是板式塔发展中的重大进步，因此一问世即受到人们的普遍重视。原因主要还与蒸馏塔设计应更多考虑节能要求有关。到80年代，这一趋势更为明显，节能和满足产品高纯度要求，已成为主要研究目标之一。因此,相继又出现了罩型挡板筛孔塔板和蒸汽对股流蒸馏塔板。总之，80年代到90年代国外塔器发展总的要求是：节能、高效和优质。
我国塔器的研究开发工作起步较晚，但自60年代起加快了消化吸收步伐，应用了S形塔板、舌形塔板、浮阀塔板和筛孔塔板，并在此基础上紧跟国外发展动向，先后自行开发了浮喷塔板、斜孔塔板、浮舌塔板、旋流塔板和T排条阀塔板等。同时，还引进了导向筛板、MD筛板、网孔塔板、新型垂直筛板、角钢塔板和锥心浮阀等。近年来，我国塔器技术又有了很大提高，新型塔板的试验引进工作开展得十分活跃。在借鉴国外技术的基础上，我国又开发出了一批新型塔板。如华东理工大学开发的导向浮阀塔板、郑州工业大学开发的高效吸收喷旋塔、上海科技大学研制的网角塔板及石油大学发明的HTV(Half-Tube-ValveTray)船型浮阀塔板等都各有创新，并且大都取得了较好的效益。
总体来讲，目前，就工业应用而言，仍以筛板和浮阀塔为主。而且不少是这
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两种塔板的改进型，在工业上应用也较为成功。如MD塔板和在其基础上改进的DJ型塔板和ECMD塔板，高通量的NYE塔板，高弹性的VARIOFLEX塔板等等。DJ塔板具有多根悬挂式降液管，相邻两板间的降液管互成90o排列。这种塔板的特点是，板间距小、板压降小、通量大、操作稳定、气液分布好且具有再分布能力，尤其适用于处理高液气操作和加压操作的气液传质过程。其现主要用于脱除CO2的加压水洗和碳丙脱碳等过程。NYE塔板是格里奇公司开发的高通量塔板，1991年正式获得专利。最大应用塔径为5.64m，它适用于轻烃高压蒸馏到原油减压蒸馏。用它来改造浮阀塔板和筛板塔板，可提高处理能力20%～50%，且原塔的大多数部件仍可继续使用，所以改造成本较低。从另一方面讲,新型塔板的应用相对较少。在国内，对新型垂直筛板的研究较多一些，现在已有不少成功应用的实例，且收到了较好的效果。同时,人们仍然期待着结构简单、气液接触好、通量大和效率高的新型塔板出现。
在塔板性能研究方面，气、液相的夹带和漏液，以及板上的流动工况则被认为是重要的影响因素。对于夹带与漏液，工业上不但建立了有关极限负荷关联式以及用于计算夹带和漏液量的模型,而且还发现夹带和漏液沿塔板的不均匀分布，以及由于塔板上液相浓度不均匀所引起的漏液浓度不均匀对分离效率的影响，进而建立了塔板雾沫夹带及漏液的二维分布函数，并且据此建立了传质参数和板效率的计算方法，为改进塔板设计提供了依据。通过流动工况来探讨塔板上传质过程机理也是国内研究的重要方面之一，已经建立了针对不同塔板上气、液接触的3种工况(即喷溅、泡沫及鼓泡)与夹带、液层厚度及开孔率之间的关系。同时对各工况间的转变、工况对负荷能力的影响以及在各种工况下塔板的性能等方面都进行了研究。
随着工业塔的大型化，70年代以来,塔板上液体流动的不均匀性对板效率的影响开始引起国内外学者的注意。我国学者近年来对此进行了研究。如通过大型塔板的采样分析对塔板上液体停留时间分布的研究，由此提出了改善大型塔板液流分布的多种塔板结构，同时建立了板上液体流动分布的二维理论模型。最近还提出了基于N-S方程求解的，考虑到液相错流影响的塔板气、液两相流速度分布模型。这些为大型塔板的设计以及考虑流动分布因素的精馏塔模拟计算提供了依据。
1.3 板式塔的研究内容
绝大多数的塔设备是置于室外的，其所承受的载荷，除与一般压力容器承受的相同载荷外，还有至关重要的侧向载荷，即风载荷、地震载荷和重量载荷、偏
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心载荷等。既然必须考虑塔设备在多种载荷联合作用下安全运行，就必须对各种工况下，多种载荷的联合作用进行验算，以确保塔设备有足够的强度和稳定性。
塔设备所承受载荷的性质可分为两大类，其中一类是静载荷，例如压力、温度、重量及偏心载荷等。另一类是动载荷例如风载荷和地震载荷。静载荷与动载荷是两种不同性质的载荷，而且所产生的效应亦不相同。动载荷的特点是载荷的大小和方向是随时间变化的，有时甚至载荷的作用点也随时间变化。而静载荷则不同，其载荷大小、方向及作用点与时间无关，是恒定的。
塔体承受压力、弯矩（地震弯矩、风弯矩和偏心弯矩）和轴向载荷（塔设备、塔内介质及附件等的重量）的联合作用。内压使塔体产生轴向拉应力，外压则引起轴向压应力。弯矩使塔体的一侧产生轴向拉应力，另一侧产生轴向压应力。重量使塔体产生轴向压应力。由于压力、弯矩、重量随塔设备所处状态而变化，组合轴向应力也随之而变化。因此必需计算塔设备在各种状态下的轴向组合应力，并确保组合的轴向拉应力满足强度条件，组合的轴向压应力满足塔体的稳定条件。
塔设备的强度设计和稳定校核通常包括以下内容： （1）按设计压力和设计温度确定塔体的壁厚。
（2）根据塔设备设置地区，考虑其风载荷和地震载荷。地震载荷属于实发性载荷，由于它能给人民生命财产带来巨大的危害，在目前尚不能准确预报的情况下，对设置在地震多发区的塔设备做好抗震预防是十分必要的。风载荷则是随时随地发生的，因而在塔设备使用寿命期间无时无刻不在风载荷的作用之下。而这个风载荷作用分为两部分，顺风向的风振作用和横风向的风振作用。
（3）计算地脚螺栓座各部分的几何尺寸，其中包括：基础环、筋板、盖板和地脚螺栓。
（4）当塔设备筒节采用法兰连接时，还应计算设备法兰的当量压力。 裙座承受着弯矩和轴向载荷的联合作用。因此也必须保证其组合轴向应力不超过许用值。一般先参照塔体选取适当的裙座壁厚，然后计算各危险截面的组合轴向应力，并根据计算结果调整壁厚，使其满足强度和轴向稳定条件。由于大部分塔设备的裙座一般不会太高，通常取同一厚度，因此裙座的危险截面在裙座底部、裙座人孔或最大管线引出孔处。
焊接接头可采用对接型式或搭接型式：
（1）采用对接型式时，一般裙座筒体外径与塔釜封头的外径相等，裙座筒体与塔釜封头的连接焊缝应采用全焊透的连续焊，且与塔釜封头外壁圆滑过渡。
（2）采用搭接型式时，搭接型式的受力情况较差，只是因安装方便，在一些小塔或焊接接头受力较小的情况下采用。
所以塔体和裙座采用对接型式。
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为了保证焊接产品符合规定的要求，必须对产品进行严格的检验。检验的方法有机械法、物理法和化学法等。设备质量的检查，又分为有损检查法和无损检查法。现在常用的有磁粉探伤法、X射线探伤法和γ射线探伤法等五种无损检查法：
（1）磁粉探伤法：用来检查磁性材料制成的设备存在于表面或内部深达8mm的缺陷（裂纹或未焊透）。
（2）X射线探伤法：是工业上常用的检查焊接产品缺陷的方法。它能准确地检查出工件内部或表面存在的缺陷大小、位置和性质，但透视深度有限。
（3）γ射线探伤法：除具有X射线探伤的优点外，还兼有经济上易行和穿透能力较强的特点。
本设计采用X射线探伤法。
1.4 采用的主要方法
由于板式塔气液流动情况和传质性能的复杂性，许多参数和塔板的尺寸至今还不能完全靠理论计算，而需要根据经验来取，且往往不可避免地需要进行试差计算；有些计算结果还需要圆整使它符合工程上的标准和规范。因此塔板主要工艺尺寸设计的基本思路是以第一块塔板条件下的气液两相的体积流率、操作温度和压力、流体的物性常数（如密度、表面张力、黏度）为依据，先利用有关的关联式并结合经验数据计算出初步的尺寸，然后进行流体力学校核。在计算和校核中，通过不断的调整和修正，直到得到具有良好负荷性能的塔板结构尺寸，即通量大、压降小、效率高、弹性宽、造价低的塔板。
参考相关的化工设备结构，结合塔和塔板的主要工艺尺寸以及加工工艺、设备条件进行改进创新设计，得到结构简单，便于制造、安装和维护，使用周期长的最理想结构。
塔设备的强度和稳定性设计计算以JB4710-92为标准，校核塔体和裙座上各主要危险截面（塔体最低截面、裙座上检查孔截面、裙座与塔体连接处的焊缝截面）在正常操作时各种作用（操作压力、质量载荷、风弯矩、地震弯矩）引起的应力。
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第二章 汽油分馏塔的强度计算
2.1 材料的选取
2.1.1 材料选择的原则
选择的材料一般要具有良好的刚度，韧性,更重要的是要具有良好的可焊性，较高的安全性，从经济角度考虑还要尽可能保证价格低廉。
从受力角度看，塔设备用钢首先应有足够的强度以满足其压力载荷的需要，若强度过低势必使塔壁过厚而显得笨重且使制造安装不方便；从塔设备的制造方面看，大多数是用冷卷、热冲压成型工艺和焊接工艺，为此要求材料应有良好的塑性和焊接性，使冷卷及热冲压时不裂不断，焊接后能得到质量可靠的焊接接头；从塔设备结构上看，不可能做到无任何小圆角或缺口，另外焊接接头中存在缺陷是难免的，这些都可能形成应力集中，这就要求材料应具有良好的韧性，不至于因载荷突变、冲击、过载或低温而造成断裂，同时还要求材料在交变载荷作用下具有抗疲劳破坏的能力，使塔设备有足够的安全使用寿命；由于化工生产介质大多都有腐蚀性的，所以要求材料还应有较好的耐腐蚀能力。
综上所述，对塔设备用钢的基本要求是：较高的强度，良好的塑性、韧性，良好的焊接性和耐腐蚀性。
2.1.2 材料选择的确定
根据《设计指导书》所要求，乙烯装置汽油分馏塔属于压力较小、塔体较大的类型，此结构设计成为本设计的主要方面，在这种情况下，所要求的材料以刚度来控制，考虑到温度材料选择16MnR比较合适，同时，16MnR中含碳量较低、塑性好一般无淬硬倾向，对焊接热过程不敏感，因此可焊性好，且可以用任意方法來焊接。从经济角度来考虑，16MnR价格比较低廉。介于以上考虑，又加之设计温度的限制，封头和筒体材料最终选择质量较高的16MnR，裙座由于只受外界温度的影响，因此，材料选择为Q235-B即可。
其它零件的材料根据标注为准。
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2.2 结构设计
2.2.1 塔盘型式
溢流型塔盘，液体流动须克服板上气液接触元件所引起的阻力，形成液面落差。于是气体较多地从塔盘上的低液位处通过，影响气流均匀分布，从而使效率下降。
液流在塔盘上均匀分布也是很重要的，特别是当液量很小或塔盘直径很大时，影响尤其显著。
常用的液流型式有以下几种：
（1）单流型：液体从受液盘流出，横向流过整个塔盘，进入降液管。结构简单，液流行程长，有利于提高分离效率。但塔径及流量过大时，易造成气液分布不均。
（2）双流型：塔盘上的液流分成两部分，各流过半个塔盘，借此降低液面落差。它的结构比较复杂，通常当堰上液流强度Li>60时，宜改用双流型。
（3）四液流型：当塔径较大和液体负荷较大，双液流不能满足要求时，可采用四液流型。
（4）回转流型：液体进出口置于塔盘的同一侧，塔盘中间设有高于液层的隔板，控制液流以增长行程。宜在小塔径及低液量时应用。
（5）径向流型：液体从上一层塔盘的中心降液管而来，由边缘降液管留下，在下一层塔盘上，再转为中心降液管降液，液体在各层塔盘上依次作离心或向心的径向流动。塔盘上设有不同高度的两圈溢流堰，以减小每段行程长度，降低每段行程的页面落差。它适用于大液量，但结构很复杂。
结合工艺委托资料，乙烯装置汽油分馏塔采用单流型。 2.2.1 塔板分块
塔板有整块式和分块式两种，整块式即塔板为一整块板，多用于直径小于0.8～0.9m的塔。当塔径较大时，整块式的刚性差，安装检修不方便，且此时人已能在塔内进行装配，故多采用有几块板并合而成的分块式塔盘。
由于该塔板为单溢流型，且塔径为6600mm，故采用分块式，按照规定和经验该塔盘共分为28块。
塔盘通道板：位于塔盘通道口出的塔盘板。通道板宽度为460mm； 标准塔盘板：塔盘宽度为460mm的相互搭接的塔盘板；
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塔盘边板：靠近塔内壁，支撑在塔盘支撑圈上的塔盘板。其宽度为非标准尺寸，随塔径大小而变。
2.2.2 塔板厚度
塔板厚度的选取，除经济性外，主要考虑塔板的刚性和耐腐蚀性。对于碳钢材料，一般取板厚为4mm，对不锈钢可适当小些。该塔板的材料为16MnR，取其厚度为4mm。
2.2.3 塔板面积的分配
由于该塔为单溢流型，对于本设计可分为以下几个区域：
（1）受液区和降液区：即受液盘和降液管所占的区域，一般这两个区域面积相等。
（2）安定区：为防止气体窜入上一块塔板的降液管或因降液管流出的液体冲击而漏液过多，在液体入口塔板上宽度的狭长带不开孔的称为入口安定区。为减轻气泡夹带，在靠近溢流堰处塔板上宽度地狭长带也不开孔，称为出口安定区。
（3）支撑区：塔板安装在塔内，需要周边支撑和板块之间的支撑，以固定塔板。
（4）塔板开孔区：塔板有效开孔区的面积。
（5）气液接触区：也称鼓泡区，是塔板上进行气液接触的传质区域。 2.2.4 塔盘设计 2.2.4.1 设计原则
(1)塔盘板的分块宽度由人孔尺寸、塔板结构强度、开孔排列的均匀对称性等因素决定，其最大宽度以能通过人孔为宜。
(2)塔内所有可拆件的外形尺寸均应保证能从人孔通过。
(3)为便于搬运，分块式塔盘板及其它可拆零部件，单件质量不应超过30kg。 2.2.4.2 塔盘板的结构
塔盘板分为平板式、槽式和自身梁式三类。
（1）平板式塔盘板：制造方便。多数可做成可拆结构，但需在塔内设置支
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撑梁。由于塔内设梁，减少了有效面积，且紧固件的装拆件多，增加了材料耗材。
（2）槽式塔盘板：开孔率比平板式和自身梁式塔盘板都高，但当塔盘的制造偏差较大时，其梁上的连接螺栓孔眼不易对其，会给安装带来麻烦。
（3）自身梁式塔盘板：可用模具冲压制成不同长度的塔盘板，然后按设计图纸拼装成塔盘。又有支撑梁直接从塔盘板上压成，这样既简化了塔盘结构，又增大了塔盘板的刚性，耗材也少。不仅如此，自身梁式塔盘板还易设计成上下均可拆的结构，缺点是塔盘板的自身梁部位不能开孔。
据此本设计采用自身梁式塔盘板。 2.2.4.3 降液板结构
用于分块式塔盘的降液板结构，分为可拆式和焊接固定式两种。对于大直径塔盘，为防止降液板在操作时产生振动和保证降液板至受液盘的距离，在降液板下部设置支撑筋（定位件）。
该降液板为可拆式，降液板的厚度为4mm。 2.2.4.4 受液盘结构
为保证降液板出口处液封，在塔盘上设置受液盘。受液盘有平型和凹型两种。 （1）平型受液盘：对于易聚合的物料，为避免在塔盘上形成死角，应采用平型受液盘。
（2）凹型受液盘：对液体流向有缓冲作用，可降低塔盘入口处的液峰，使得液流平稳，有利于塔盘入口区更好地鼓泡。
本设计采用凹形受液盘，因为即使在高蒸汽流速和低液体流量下，仍能保证液封。
2.2.4.5 塔盘的支撑结构与紧固件
分块式塔盘的支撑是由焊在塔壁上的固定件来实现的。对于该塔支撑塔盘板的固定件有支撑圈、支撑板、降液板和受液盘等。单溢流塔盘采用支撑圈支撑塔盘的结构。
常见的紧固件由螺纹、螺纹卡板、楔卡等结构。
（1）螺纹紧固件：螺纹连接紧固件可用于塔盘板之间的连接，以及塔盘板与支撑圈之间的连接。
A 塔盘板上之间的可拆螺纹连接。
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B 塔盘板之间下可拆的螺纹连接。 C 塔盘板之间双面可拆的螺纹连接。
（2）螺纹卡板紧固件（卡子）螺纹卡板紧固件主要用于塔盘板与支撑圈的上可拆连接，以及降液板与支持板的连接。
（3）楔形紧固件这是一种以楔紧方式代替螺纹连接的紧固形式，它具有结构简单，装拆方便，楔紧后自锁能力强等优点。缺点是北连接见厚度的调解范围较小，一般只有4mm左右。
2.3 筒体封头壁厚计算
2.3.1 筒体壁厚计算
按设计压力计算塔体和封头厚度：
Di=6600mm，P=0.265MPa， φ=0.85
在340℃下， ς t=134MPa根据GB150-89得：
PDi
δ=
2 ς tφ−P0.265×6600
=
2×134×0.85−0.265 =7.69mm 式中：Di——筒体内直径； P——设计压力；
φ——焊缝接头系数 本设计采用双面焊，局部无损探伤，焊缝接头系数，取φ=0.85。
器壁的腐蚀裕量取C=3mm，经圆整后δn=12mm 有效厚度δe=δn−c1−c2=9 mm 设计温度下圆筒计算应力：
pc Di+δe
2δe
6600+9
=0.265×
2×9=97.3MPa
δt=
因为 δt< ς tФ=113.9MPa 设计温度下圆筒的最大允许工作压力
2δe ς tФ
pw = Di+δe
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=2×9×134×
=0.36Mpa 所以设计厚度符合要求。 2.3.2 封头壁厚计算
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6600+9封头形式采用长短轴之比为2的标准型椭圆封头。
封头壁厚按GB150-89计算得（对于标准封头a b=2，k=1）：
PDi
δ= 2 ς tφ−0.5P0.265×6600
= 2×134×0.85−0.5×0.265 =7.68mm
其中，封头和筒体的材料相同。考虑到厚度附加量、焊接加工时的工艺性，取δn=12mm。
2.4 塔体上各种载荷计算
2.4.1 质量载荷计算
（1）塔壳和裙座的质量：
塔壳材料为16MnR 密度ρ=7.85×103Kg m3
π
m= Di2−Di2 Hρ
4π
= 6.622−6.62 ×23.1×7850
4 =37636.9 kg 封头质量计算：
V=V0−Vi
4π
3.312×1.66−3.32×1.65 =0.9145m3 =3 M=ρV=7850×0.9145=7186.16kg
故： mo=m+2M=34697.29+2×7186.16=49069.6kg
（2）塔内构件质量
浮阀塔盘的单位质量是75Kg ㎡，由工艺设计图可知，全塔共15个塔盘，则塔盘质量：
π2
DN75 4ipπ
=×6.62×15×75
4 m02=
10
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=38468.92kg （3）保温材料质量
塔体外表面保温层厚度δs=80mm，取保温层材料为硅酸钙制品，密度ρ2=170Kg m3
π
(D0+0.16)2−D02 H0ρ2 4π
= (6.62+0.16)2−6.622 × 23.1+1.7×2 ×170
4 =7582.1kg
m03=
(4)平台、扶梯的质量 笼式扶梯qp=150 Kg/m
π
m04=40×31.82+ 6.782−4.782 ×150×6
4 =17607.1kg
(5)操作时塔内物料质量
π
m05=×Di2× hLNP+2×h0 ρL
4π
=×6.62× 5.5+3.4 ×103
4 =304331.9kg
(6)人孔、法兰、接管与附属物的质量
ma=0.25×49069.6=12267.4kg (7)充水质量
π2
mw=DiH0ρw+2Vfρw
4π4π23
=×6.6×23.2×10+2××3.32×1.65×103
43 =793389.2kg (8)全塔操作质量
m0=m01+m02+m03+m04+m05+ma
=49069.6+56421.09+7582+17607.1+304331.9+12267.4 =457077.09kg (9)全塔最小质量
mmin=m01+0.2m02+m03+m04+ma
=49069.6+0.2×56421.09+7582+17607.1+12267.4 =110686.31kg
(10)全塔最大质量
mmax=m01+m02+m03+m04+ma+mw
=49069.6+56421.09+7582+17607.1+12267.4+793389.2 =1116676.4kg
11
西安石油大学本科毕业设计（论文）
2.4.3 分段质量计算 全塔分为五段：
图2-1塔分段尺寸
(1)第一塔节：
塔附件按单位长度计算，则:
ma1=0.407×1000=407kg
π
m01= D02−Di2 h1ρ
4π
=× 6.622−6.62 ×1×7850
4 =1629.3kg m02=0 m03=0
m04=40×1=40kg m05=0
第一塔节质量：
12
西安石油大学本科毕业设计（论文）
m1=m01+m02+m03+m04+m05+ma1 =1629.3+407+40
=2076.3kg (2)第二塔节：
π
m01= D02−Di2 h2ρ+M
4π
=× 6.622−6.62 ×5.6×7850+7186.16
4 =16310.16kg m02=0 m03=0
m04=40×5.6=224kg
m05=VfρL=75.228×850=63943.8kg ma2=0.407×5600=2279.2kg 第二塔节质量：
m2=m01+m02+m03+m04+m05+ma2
=16310.16+224+37614+2279.2
=56427.36kg (3)第三塔节：
π
m01= D02−Di2 h3ρ
4π
=× 6.622−6.62 ×11.1×7850
4 =18085.217kg
π2′
m02=DiNP∙75
4π
=×6.62×7×75
4 =17952.2kg
π
m03= D0+2δs)−D02 h3ρ2
4π
= 6.62+0.16 2−6.622 ×11.1×170
4 =3175.9kg
π
m04= D0+2δs+2 2− D0+2δs 2 nqp+qFh3
4π
= 6.62+0.16+2 2− 6.62+0.16 2 ×2×150+40×11.1
4 =7772.76kg
13
西安石油大学本科毕业设计（论文）
π2π
DihLNP′ρL+Di2h0ρL 44ππ23
=×6.6×0.1×7×0.85×10+×6.62×5.7×0.85×103 44 =186018.6kg
ma3=0.407×11100=4517.7kg 第三塔节质量：
m3=m01+m02+m03+m04+m05+ma3
=237522.4kg (4)第四塔节：
π
m01= D02−Di2 h4ρ
4π
=× 6.622−6.62 ×12×7850
4 =19551.59kg
π2′′
m02=DiNP∙75
4π
=×6.62×15×75
4 =38468.25kg
π
m03= D0+2δs)−D02 h4ρ2
4π
= 6.62+0.16 2−6.622 ×12×170
4 =3433.4kg
π
m04= D0+2δs+2 2− D0+2δs 2 nqp+qFh4
4π
= 6.62+0.16+2 2− 6.62+0.16 2 ×2×150+40×12
4 =7808.76kg
π
m05=Di2hLNP′′ρL
4π
=×6.62×0.1×15×103
4 =51291.9kg
ma4=0.407×12000=4884kg 第四塔节质量：
m4=m01+m02+m03+m04+m05+ma4
=125437.9kg ⑸第五塔节:
π
m01= D02−Di2 h5′ρ+M
4 m05=
14
西安石油大学本科毕业设计（论文）
π
× 6.622−6.62 ×0.05×7850+7186.16 4 =7267.62kg m02=0
π
m03= D0+2δs)−D02 h5′ρ2+M′
4π
= 6.62+0.16 2−6.622 ×0.05×170
44π2
+ × 3.31+0.08 ×1.65−3.312×1.65 ×170
3 =643.7kg
m04=qFh5=40×17=680kg m05=0
ma5=0.407×1700=691.9kg 第五塔节质量：
m5=m01+m02+m03+m04+m05+ma5 =
=9283.22㎏
⑹各个塔节的水的质量： mw2=Vfρw=37600kg
π
mw3=Di2h3ρw
4π
=×6.62×11.1×103
4 =379560kg
π
mw4=Di2h4ρw
4π
=×6.62×12×103
4 =410335.2kg
π
mw5=Di2h5ρw+Vfρw
4π
=×6.62×1.7×103+75.228×103
4 =133358kg
各塔段质量载荷见表2-1
15
西安石油大学本科毕业设计（论文）
表2-1 各塔段质量载荷
塔段 质量 m01 m02 m03 m04 m05 ma mw m0 mmax mmin 1629.3 16310.16 18085.217 19551.59 7267.62 62843.887 1 2 3 4 5 总计 0 0 40 0 407 0 2076.3 2076.3 2076.3 0 0 224 63943.8 2279.2 75228 82757.2 94041.36 18813.16 17952.2 3175.9 7772.76 186018.6 4517.7 379560 237522.4 431063.78 37142.02 38468.925 3433.3 7808.76 51291.9 4884 410335.2 125437.9 484481.8 43371.4 0 643.7 680 0 691.9 133358 9283.22 142641.2 9283.22 56421.125 7252.9 16525.52 301254.3 12779.8 960853.2 49069.9 1116676.4 110686.1 2.5 塔的自振周期计算
在计算塔设备的自振周期时，可根据其结构特点将其简化为一端固定，一端自由的悬臂结构做平面弯曲或剪切振动。由于塔设备筒体为轴对称结构，在没有悬挂物时，可不考虑扭转振动。塔设备作平面弯曲振动还是平面剪切振动，主要取决于H D比值，当H D>5时，可以认为其振动为平面弯曲振动，当H D<5时，认为是平面剪切振动。
370℃时 Et=1.69×105 260℃时 Et=1.86×105 340℃时，Et= 1.86−
1.86−1.69370−260
× 340−260 ×105
=1.74×105
16
西安石油大学本科毕业设计（论文）
δe=δn−C1−C2=12−3=9mm
直径、厚度相等的塔式容器其基本自振周期应根据参考文献[1]式（8-5）计算：
−3
T1=90.33H t3×10 EδeDi
m0H
=90.33×31.4×
=0.5s
449892.13×31400
1.74×105×9×660032.6 地震载荷计算
由参考文献[1]表8-1可查得： 设防烈度为8度时，αmax=0.24 江苏省南京市：
场地图类别：Ⅱ类；B类地面粗糙度， 由参考文献[1]表8-2得：Tg=0.4
一阶振型阻尼比：ξ1=0.03
0.05−ξ10.05−0.03
γ=0.9+=0.9+=0.93
0.5+5ξ10.5+0.150.05−ξ1
η1=0.02+=0.0225
80.05−ξ1
η2=1+=1.18
0.06+1.7ξ1
Tgγ0.40.93
α1= η2αmax= ×1.18×0.24=0.23
T10.5 H D=31400 6600=4.75 故不用考虑高振型影响（塔式容器
i
H >15 且H>20m时，需考虑高振型影响）。 D
17
西安石油大学本科毕业设计（论文）
2.6.1 水平地震
图2-2地震载荷分布
基本振型参与系数η1k：
η1k
可得：
η11
1.5n
h1.51 i=1mihi==1 3 nmhi=1ii1.5n
h1.52 i=1mihi= 3 ni=1mihi1.5nh1.5k i=1mihi= 3 nmhi=1ii
η12
33001.5× 2076.3×5001.5+82757.2×33001.5
=
2076.3×5003+82757.2×3300318
西安石油大学本科毕业设计（论文）
=1.001 η13
1.5n
h1.53 i=1mihi= 3 nmhi=1ii
121501.5× 2076.3×5001.5+82757.2×33001.5+237522.4×121501.5 =
2076.3×5003+82757.2×33003+237522.4×121503=1.042 η14
1.5n
h1.54 i=1mihi= 3 nmhi=1ii
237001.5× 2076.3×5001.5+82757×33001.5+237522×121501.5+125437×237001.5 =
2076.3×5003+82757.2×33003+237522.4×121503+125437.9×237003=1.68 η15
1.5n
h1.55 i=1mihi= 3 nmhi=1ii
305501.5× 2076.3×5001.5+82757.2×33001.5+237522.4×121501.5 = 2076×5003+82757×33003+237522×121503+125437×237003+9283×305503305501.5× 125437.9×237001.5+9283.22×305501.5
+ 2076×5003+82757×33003+237522×121503+125437×237003+9283×305503
所以：
F11=α1η11m1g=0.23×1×2076.3×9.8=4680N
F12=α1η12m2g=0.23×1.001×82757.2×9.8=186721.3N
F13=α1η13m3g=0.23×1.042×237522.4×9.8=557861.3N
F14=α1η14m4g=0.23×1.68×125437.9×9.8=474998.2N F15=α1η15m5g=0.23×1.9×9283.22×9.8=39756.3N
2.6.2 垂直地震力
设防烈度为8度的塔式容器，应考虑上下两个方向垂直地震力作用，塔底截面处总的垂直地震力：
meq=0.75×m0=0.75×457077=337419.1kg αvmax=0.65αmax=0.65×0.24=0.156
0−0Fv=αvmaxmeqg=0.156×337419.1×9.8=515846.32N
任意质量i处所分配的垂直地震力：
m1h1
0−0
F01=nFv
i=1mihi0−0
=Fv
=515846.32N
19
西安石油大学本科毕业设计（论文）
m2h2
0−0
F02=nFv
i=1mihi
82757.2×33000−0
=Fv
2076.3×500+82757.2×3300 =0.996×515846.32
=513892.8N
m3h3
0−0
F03=nFv
i=1mihi
237522.4×121500−0
=Fv
2076.3×500+82757.2×3300+237522.4×12150 =0.91×515846.32 =469420.15N
m4h4
0−0
F04=nFv
i=1mihi
125437.9×237000−0
=Fv
2076×500+82757×3300+237522×12150+125437×23700 =250052.1N
m5h5
0−0
F05=nFv
i=1mihi
=0.074×515846.32 =38333.26N
2.6.3 地震弯矩
确定危险截面，0-0截面为裙座基底截面，1-1截面为裙座人孔处截面，2-2截面为裙座与塔体焊缝处截面。
0-0截面：
16 0−0
MEI=αmgH
351016
=×0.23×449892.13×9.8×3140
35 =1.46×1010N˙mm 1-1截面：
8α1m0g3.51−13.52.5
MEI= 10H−14Hh+4h 11
175H2.58×0.23×449892.13×9.8
10×314003.5−14×314002.5×1000 =2.5175×31400 +4×10003.5
=1.39×1010 N˙mm 2-2截面：
8α1m0g3.52−23.52.5
MEI= 10H−14Hh+4h 22
175H2.520
西安石油大学本科毕业设计（论文）
8×0.23×449892.13×9.8
×10×314003.5 2.5175×314008×0.23×449892.13×9.82.5+×14×31400×6600
175×314002.58×0.23×449892.13×9.8
3.5 =
+17510×314002.5 =1.03×10 N˙mm M’EI2−2=1.25×M2−2
1.25×1.03EI
=×1010
=1.29×1010 N˙mm 计算结果汇总见表2-2：
×4×6600 21
西安石油大学本科毕业设计（论文）
表2-2 地震载荷计算
塔段号 项目 操作质量mikg 集中质量距地面高度 hi mm mih1.5i η1kn1.5h1.5k i=1mihi= 3 nmhii=1i1 2076.3 2 3 4 5 82757.2 237522.4 125437.9 9283.22 1000 3.2×104 6.5×107 1 3300 1.9×105 1.6×107 1.001 12150 1.34×106 3.2×1011 1.042 23700 3.65×106 4.58×1011 1.68 30550 5.34×106 4.96×1010 1.9 hi Tgγα1= η2αmax T1g Tgγ0.40.93α1= η2αmax= ×1.18×0.24=0.23 T10.59．81 4680 186721.3 557861.3 0.156 337419.1 515846.32 2.1×106 2.7×108 2.9×109 8.262×109 2.97×109 2.12×109 474998.2 39756.3 F1k=α1η1kmkg N αvmax=0.65αmax meq=0.75×m0 0−0Fvkg =αvmaxmeqg N mihi 5 mihi i=1F0i N 515846.32 513892.8 469420.15 250052.1 38333.26 2.7 风载荷的计算
置于室外的塔设备时刻在风载荷作用之下产生振动，这种振动有沿着风向的顺风向振动，也有垂直于风向的横风向振动。因而塔设备不仅存在静力作用的静挠度，还有动载作用下的振幅存在。过大的塔体应力会使塔体的强度与稳定失效。
2.7.1 风力计算 (1)风振系数 B类地区：
22
西安石油大学本科毕业设计（论文）
q1=q0=400N m2， T1=0.5s
2q1T1=400×0.52=100
其脉动系数ζ=1.88
表2-3脉动影响系数𝛖𝐢 塔段号 计算截面距地面高度 脉动影响系数 0.72 0.72 0.774 0.83 0.83 1 1 2 6.6 3 17.7 4 29.7 5 31.4
表2-4振型系数Ф𝐳𝐢
塔段号 相对高度 振型系数 0.02 0.06 0.41 0.92 1 1 0.032 2 0.21 3 0.56 4 0.946 5 1
表2-5风压高度变化系数𝐟𝐢 (B类) 距地面高度 fi 1.00 1.00 1.2 1.41 1.44 1 6.6 17.7 29.7 31.4 各段风振系数如下：
k21=1+
ξυ1Фf1ξυ2Фf2ξυ3Фf3ξυ4Фf4
z4z3z2z1
=1+
1.88×0.72×0.02
=1.03
11.88×0.72×0.06
=1.08
1k22=1+
=1+
k23=1+
1.88×0.774×0.41=1+=1.5
1.2=1+
1.88×0.83×0.92
=2.02
1.4123
k24=1+
西安石油大学本科毕业设计（论文）
k25=1+
(4)有效直径Dei
ξυ5Фf5
z5
1.88×0.83×1=1+=2.08
1.44笼式扶梯k3=400mm 操作平台k4=600mm 塔和管线的保温层厚度：
δsi=δps=80mm
Dei=D0i+2δsi+k3+k4
表2-6 有效直径计算 塔段号 塔段长度 k3 k4 Dei=D0i+2δsi+k3+k4 Pi=k1k2q0filiDei×106 2238.6 13144.5 43123.1 73601 11010.4 1 1000 400 600 7762 2 5600 400 600 7762 3 11100 400 600 7760 4 12000 400 600 7760 5 1700 400 600 7760 2.7.2 风弯矩计算
由于风压的大小是随高度而变化的，因此，在计算由风载荷产生的塔体弯矩时，常将塔体沿高度分成几段，先求出各段的风载荷，然后求出塔体各计算截面上的弯矩。
l1l2l3l4
=p1+p2 l1+ +p3 l1+l2+ +p4 l1+l2+l3+ 2222l5
+p5 l1+l2+l3+l4+
2 =2.66×109 N˙mm
l2l3l4l5
1−1 Mw=p2+p3 l2+ +p4 l2+l3+ +p5 l2+l3+l4+ 2222l5
+p5 l2+l3+l4+
29
=2.51×10 N˙mm
l3l4l5
2−2
Mw=p3+p4 l3+ +p5 l3+l4+
222 =1.76×109 N˙mm
0−0Mw
24
西安石油大学本科毕业设计（论文）
2.7.3 最大弯矩
0−0
（1）Mmax
0−0Mw+Me=2.66×109N∙mm = 0−00−010
ME +0.25Mw+Me=1.53×10N∙mm
0−0则Mmax=1.53×1010 N˙mm
1−1Mw+Me=2.51×109N∙mm1−1 （2）Mmax= 1−11−110
ME +0.25Mw+Me=1.45×10N∙mm
1−1则Mmax=1.45×1010 N˙mm
2−2Mw+Me=1.76×109N∙mm2−2 （3）Mmax= 2−22−210
ME +0.25Mw+Me=1.07×10N∙mm
2−2
则 Mmax=1.07×1010 N˙mm
2.8 圆筒应力校核
验算塔壳2-2截面处操作时和压力试验时的强度和稳定性，其计算结果如表2-7：
25
西安石油大学本科毕业设计（论文）
表2-7塔壳强度和稳定性
计算截面 2−2 计算截面以上的塔操作质量M0 计算截面的横截面积A=πDiδe 2-2 372243.5 186516 9 307751400 1.07×1010 72 136.68 pcDi4δe塔壳有效厚度δe 计算截面的截面系数z=0.785Di2δe 2−2最大弯矩Mmax 1.2B许用轴向压应力 ς crmin= t 1.2ς许用轴向拉应力1.2 ς tφ 操作压力引起的轴向拉应力ς1=重力引起轴向应力ς2=−2M20g 48.6 19.56 34.77 19.56+34.77=54.33﹤72 63.81﹤136.68 0.365 72 175.95 211.1 134 66.91 A 弯矩引起的轴向应力ς3=πDmax2 δie4M2−2轴向压应力ς2+ς3≤ ς cr 组合拉应力ς1−ς2+ς3≤k ς tφ PT+液柱静压力 KB许用轴向压应力 ς cr= 取最小值 0.9Kςs 许用周向应力0.9ςs φ 许用轴向拉应力0.9Kςs φ 周向应力ς= PT+液柱静压力 Di+δe 2δepTDi4δe 压力引起的轴向应力ς1= 由以上计算结果知，圆筒应力校核可以满足强度和稳定性要求。
26
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第三章 裙座校核及基础环设计
3.1 裙座应力校核
(1)0-0截面
裙座为圆筒形β=0
0.094δe
A=
Ri
0.094×15 ==4.3×10−4
3300查得B=60MPa，
KB=1.2×60=72MPa故： t Kςs=1.2×134=160.8 MPa
B=60MPa
0.9ςs =0.9×235=211MPa
Zsb=0.785D2isδes
=0.785×64002×15 =4.8×108mm3 Asb=πDisδes
=3.14×6400×15 =3×105mm2
其中，Zsb—裙座圆筒底部截面系数，mm3 Asb—裙座圆筒的底部截面积，mm2 Dis—裙座壳底部内直径，mm K—载荷组合系数，取K=1.2。
0−00−0Mmaxm0g+FvKB+< t
KςsZsbAsb
1.53×10104.8×108+
457077×9.8+515846
3×105=48.3<
72 MPa 160.8
0−0
0.3MwmmaxgB +<
0.9ςs ZsbAsb
(2)1-1截面
0.3×2.66×109
4.8×108+
1116676×9.8
3×105=38.2<
60 MPa 211
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图2-3检查孔尺寸
检查孔各个尺寸：
h=1000mm，δes=15mm，Dim=6602mm，
−1
lm=200mm，bm=500mm，δm=20mm，m1=2076kg， 0
Asm=πDimδes− bm+2δm δes−Am
=π×6602×15−2 500+2×20 ×15−2×200×15
=308554.2mm2
Dim2bm2
Zm=2δeslm −
22660225002
=2×15×200× −
22Zsm
=19759937mm3
π2δes=Dimδes− bmDim −Zm 42π15
=×66022×15−2× 450×6600× −Zm 42 =5.1×108mm3
其中，h—检查孔中心距裙座底面距离，mm； bm—h-h截面处水平方向的最大宽度，mm； Dim—h-h截面处裙座壳的内直径，mm； Asm—h-h界面处裙座壳的截面积，mm2。
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1−11−1Mmaxm0g+FvKB+< t
KςsZsmAsm
1.45×1010457077×9.8+51584672+=44.6< Mpa 8160.85.1×10308554.21−1−1
0.3Mwm1Bmaxg
+<
0.9ςs ZsmAsm
0.3×2.51×1091114600×9.860+=36.8< MPa
2115.1×108308554.23.2 基础环设计
基础环外径Dob=Dis+ 160～400 =6602+298=6900mm 基础环内径Dib=Dis− 160~400 =6602−302=6300mm 基础环截面面积为：
π2
Ab= D0b−D2ib 4π
=× 69002−63002 4=6.22×106mm2
基础环截面系数为：
4
π D4ob−Dib Zb= 32Dob
π× 69004−63004 =
32×6900=9.83×109mm2
混凝土基础上的最大应力（下式中取大值）
0−00−0 Mmax+m0g+Fv ZbAb
=0−0
mmaxg 0.3Mw
+
ZbAb
ςbmax
1.53×1010457077×9.8+515846 +=2.36MPa969.83×106.22×10 ςbmax=9
1116676×9.8 0.3×2.66×10+=1.84MPa 9.83×1096.22×106所以 ςbmax=2.36MPa 基础环无筋板时的厚度： δb=1.73b σbmax σ b
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=1.73× 6900−6620 2× 2.36 147 =28.9mm
故取δb=30mm
3.3 地脚螺栓计算
地脚螺栓承受的最大拉应力(取下式中较大值)：
0−0Mmmingw − ZbAb
ςb=0−00−00−0 m0g−Fv ME+0.25Mw
−
ZAbb
2.66×109110686.1×9.8
−=0.09MPa969.83×106.22×10 ςb= 109
457077×9.8−515846 1.46×10+0.25×2.66×10−=0.92MPa 9.83×1096.22×106故ςb=0.92MPa
地脚螺栓的螺纹小径d1为：
4ςbAb
d1=
πn ς bt
4×0.92×6.22×106
= 3.14×32×140 =42mm
故取地脚螺栓为M42，32个。
3.4 筋板
对应一个地脚螺栓的筋板的个数是n1=2，筋板厚度δG=22mm，筋板宽度l2=210mm，lk=210mm。
一个地脚螺栓承受的最大压力：
ςBAbF=
n0.92×6.22×106 =
32 =1.79×105N 细长比为：
30
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0.5lk
ρi
0.5×350= 0.265×22=30
临界细长比：
λ=
π2E
λc=
0.6 ς G
3.142×2.0×105
=
140×0.6 =153.2 故
，
λ22 λc
υ=1.5+=1.516
3λ2 ς G
ς c= 1−0.4 λcυ = 1−0.4× 23.592 153.216 2 ×
=91.472MPa F
ςG= n1δGl2
207980.5
= 2×22×210 =22.509MPa< ς c=90.79MPa
140
1.5163.5 盖板（有垫板且为环形）
mm mm
mm mm
mm mm
mm F=1.79×105 N ςz=
3Fl3
2 4 l2−d3 δ2+l−dδc42z
=124.6M
31
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M
故
<
，验算合格。
3.6 裙座与塔壳的焊缝验算
裙座与塔体的连接采用焊接。焊接接头可采用对接型式或搭接型式。 采用对接型式时，一般裙座筒体外径与塔釜封头的外径相等，裙座筒体与塔釜封头的连接焊缝应采用全焊透的连续焊，且与塔釜封头外壁圆滑过渡。搭接型式的受力情况较差，只是因安装方便，在一些小塔或焊接接头受力较小的情况下采用。
焊缝为对接焊缝：
−22−2
4Mmaxm20g
− πDδπD2δitesites
=73.6<0.72焊缝验算合格。
M
32
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第四章 开孔设计及补强
由于各种工艺和结构上的要求，不可避免地要在容器上开孔并安装接管。开孔以后，除消弱器壁的强度外，在壳体和接管的连接处，因结构的连接性被破坏，会产生很高的局部应力，给容器的安全操作带来隐患，因此压力容器设计必须充分考虑开孔的补强问题。
4.1 补强元件的类型
压力容器接管补强结构通常采用局部补强结构，补强结构通常采用三类，现分述如下：
（1）补强圈的补强
这是中低压容器中使用最多的补强元件。它结构简单，制造方便，使用经验丰富，但补强圈与壳体金属之间不能完全贴合，传热效果差，在中温以上使用时，二者存在较大的热膨胀差，因而使补强局部区域产生较大的热应力；另外，补强圈与壳体采用搭接连接，难以与壳体形成整体，所以抗疲劳性能差。这种补强结构一般使用在静载、常温、中低压、材料的标准抗拉强度低于540 MPa、补强圈厚度小于等于1.5δn、壳体名义厚度δn不大于38mm的场合。
（2）厚壁接管补强
即在开孔处焊上一段厚壁接管，由于接管的加厚部分正处于最大应力区域内，故比补强圈更能有效地降低应力集中系数。接管补强结构简单，焊缝少，焊接质量容易检验，因此补强效果较好。高强度低合金钢制压力容器由于材料缺口敏感性较高，一般都采用该结构，但必须保证焊缝全熔透。
（3）整锻件补强
该补强结构是将接管和部分壳体连同补强部分做成整体锻件，再与壳体和接管焊接。其优点：补强金属集中于开孔应力集中最大部位，能最有效地降低应力集中系数；可采用对接焊缝，并使焊缝及其热影响区离开最大应力点，抗疲劳性能好，疲劳寿命只降低10%～15%。缺点是锻件供应困难，制造成本较高，所以只在重要压力容器中应用，如核容器，材料屈服点在500 MPa以上的容器开孔及受低温、高温、疲劳载荷容器的大直径开孔等。
33
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4.2 GB150-98中对最大开口直径的限制
等面积补强设计法使用的开孔范围： （1） 圆筒开孔限制：
当其内径Di≤1500mm时，开孔最大直径d≤Di 2 ，且d≤520mm， 当其内径Di>1500mm时，开孔最大直径d≤Di 3 ，且d≤1000mm； （2）球壳或其他凸形封头上最大开孔直径d≤Di 2；
（3）锥壳（或锥形封头）上开孔的最大直径d≤Di 3； Di为开孔中心处的锥壳内直径；
（4） 在椭圆形或蝶形封头过渡部分开孔时，其孔的中心线宜垂直于封头表面。
4.3 开孔补强设计计算
根据GB150-98可知，壳体开孔满足下述全部要求时，可不另行补强： A.设计压力小于或等于2.5 MPa；
B.两相邻开孔中心的间距应不小于两孔直径之和的两倍； C.接管公称外径小于或等于89mm； D.接管最小壁厚满足GB150-98表8-1要求。 因此需要补强的开孔有：
（1）接管为ϕ219×8，di=219−2×8=203mm。 开孔直径：d=di+2c=203+2×2=207mm。
满足等面积法开孔补强计算的使用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。 筒体计算厚度：
PDi
δ=
2 ς tφ−P0.265×6600
= 2×134×0.85−0.265 =7.69mm 开孔所需补强面积：
先计算强度削弱系数fr，fr=1.0
接管有效厚度为：δet=δnt−c=8−2×0.8=6.4mm 开孔所需补强面积按GB150-98式8-1计算：
A=dδ+2δδet 1−fr =207×7.69+2×7.69×6.4× 1−1 =1591.83mm2
有效补强范围按GB150-98式8-7计算，取二者中较大值： B=2d=2×207=414mm
34
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B=d+2δn+2δnt=207+2×12+2×8=247mm
故B=414mm。
有效高度按GB150-98式（8-8）和（8-9）计算，分别取式中较小值： 外侧高度：h1= dδnt= 207×8=40.7mm 内测高度：h2=0 故有效高度为40.7mm。 有效补强面积： A.筒体多余金属面积： 圆筒有效厚度：
δe=δn−C=12−3=9mm
圆筒多余金属面积按GB150-98式8-11计算：
A1= B−d δe−δ −2δet δe−δ 1−fr
= 414−207 9−7.69 −2×6.4× 9−7.69 1−1 =271.2mm2 B.接管的多余面积： 接管计算厚度:
PDi
δt=
2 ς tnφ−P0.265×203
=
2×134×0.85−0.265 =0.236mm
接管多余面积按GB150-98式8-12计算：
A2=2h1 δet−δt fr+2h2 δet−C2 fr =2×40.7× 6.4−0.236 ×1
=501.7mm2
C.接管区焊缝面积（焊脚取14mm）
1
A3=2××14×12=168mm2
2D.有效补强面积
Ae=A1+A2+A3=271.2+501.7+168=940.9mm2
所需另行补墙面积：
A4=A−Ae=1591.83−940.9=650.9mm2
（2）接管为ϕ377×10，di=377−2×10=357mm 开孔直径：
d=di+2c=357+2×2=361mm
满足等面积法开孔补强计算的使用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。
35
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筒体计算厚度:
δ=
开孔所需补强面积:
先计算强度削弱系数fr，fr=1.0
接管有效厚度为：δet=δnt−c=10−2×0.8=8.4mm 开孔所需补强面积按GB150-98式8-1计算：
A=dδ+2δδet 1−fr
=361×7.69+2×7.69×8.4× 1−1 =2776mm2
有效补强范围按GB150-98式8-7计算，取二者中较大值：
B=2d=2×361=722mm
B=d+2δn+2δnt=361+2×12+2×10=405mm
故B=722mm。
有效高度按GB150-98式（8-8）和（8-9）计算，分别取式中较小值： 外侧高度：h1= dδnt= 361×10=60.1mm 内测高度：h2=0 故有效高度为60.1mm。 有效补强面积： A.筒体多余金属面积： 圆筒有效厚度：
δe=δn−C=12−3=9mm 圆筒多余金属面积按GB150-98式8-11计算：
A1= B−d δe−δ −2δet δe−δ 1−fr
= 722−361 9−7.69 −2×8.4× 9−7.69 1−1
=472.9mm2
B.接管的多余面积： 接管计算厚度：
PDi
δt= 2 ς tnφ−P0.265×357
=
2×134×0.85−0.265 =0.42mm
接管多余面积按GB150-98式8-12计算:
36
PDi0.265×6600
==7.69mm t 2ςφ−P2×134×0.85−0.265西安石油大学本科毕业设计（论文）
A2=2h1 δet−δt fr+2h2 δet−C2 fr =2×60.1× 8.4−0.42 ×1
=959.2mm2
C.接管区焊缝面积（焊脚取14mm）
1
A3=2××14×12=168mm2
2D.有效补强面积
Ae=A1+A2+A3=472.9+959.2+168=1600mm2
所需另行补强面积：
A4=A−Ae=2776−1600=1176mm2
（3）接管为ϕ530×12，di=530−2×12=506mm 开孔直径：
d=di+2c=506+2×2=510mm
满足等面积法开孔补强计算的使用条件，故可用等面积法进行开孔补强计算。 开孔所需补强面积 筒体计算厚度：
PDi0.265×6600
δ===7.69mm
2 ς tφ−P2×134×0.85−0.265开孔所需补强面积：
先计算强度削弱系数fr，fr=1.0
接管有效厚度为：δet=δnt−c=12−2×0.8=10.4mm 开孔所需补强面积按GB150-98式8-1计算：
A=dδ+2δδet 1−fr
=510×7.69+2×7.69×10.4× 1−1 =3922mm2
有效补强范围按GB150-98式8-7计算，取二者中较大值：
B=2d=2×510=1020mm
B=d+2δn+2δnt=510+2×12+2×12=558mm
故B=1020mm。
有效高度按GB150-98式（8-8）和（8-9）计算： 外侧高度：h1= dδnt= 510×12=78.2mm 内测高度：h2=0 故有效高度为78.2mm。 有效补强面积：
37
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A． 筒体多余金属面积
圆筒有效厚度：δe=δn−C=12−3=9mm 圆筒多余金属面积按GB150-98式8-11计算 A1= B−d δe−δ −2δet δe−δ 1−fr
= 1020−510 9−7.69 −2×10.4× 9−7.69 1−1 =668.1mm2 B.接管的多余面积
接管计算厚度:
PDi δt= 2 ς tnφ−P0.265×510
= 2×134×0.85−0.265 =0.59mm
接管多余面积按GB150-98式8-12计算: A2=2h1 δet−δt fr+2h2 δet−C2 fr
=2×78.2× 10.4−0.59 ×1 =1534.3mm2
C.接管区焊缝面积（焊脚取14mm）
1
A3=2××14×12=168mm2
2D．有效补强面积
Ae=A1+A2+A3=668.1+1543.3+168=2370.4mm2
所需另行补强面积：
A4=A−Ae=3922−2370.4=1551.6mm2
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第五章 法兰设计及校核
5.1 垫片设计
垫片材料、密封面型式：
根据设计条件，人孔法兰采用石棉橡胶板垫片，厚度式采用突面密封。
查GB150-98表9-2得，垫片参数：垫片系数m=2，比压力y=11MPa 由JB4706-2000金属包垫片，取垫片内径Di=522mm，外径D=554mm，垫片宽度N=32mm。
查GB150-98表9-1得，垫片有效密封宽度b0=由GB150-98中9.5.1.1得
322
mm。密封面型
=16mm
mm，b=2.53 b0=2.53× 16=10.12mm
垫片压紧力作用中心圆:DG=D-2b=554-2×10.12=533.76mm 预紧状态需要的最小垫片压紧力按GB150-98中式9-1计算： FG=Fa=3.14DGby=3.14×533.76×10.12×11=186573.032N 操作状态需要的最小垫片压紧力GB150-98中式9-2计算：
FG=FP=6.28DGbmpc=6.28×533.76×10.12×2×0.938=63638.365N
5.2 螺栓设计
预紧状态需要的最小螺栓载荷按GB150-98中式9-4计算：
N
操作状态需要的最小螺栓载荷按GB150-98中式9-5计算：
=2750199.2 N
预紧状态需要的最小螺栓面积按GB150-98中式9-6计算：
Wa318750.9
Ab== σ b118 =27012.73
操作状态需要的最小螺栓面积按GB150-98中式9-7计算：
39
西安石油大学本科毕业设计（论文）
需要的螺栓面积
螺栓规格参照JB4703-92，取M27，数量56，其螺纹小径截面积：
A=
螺栓总截面积：
预紧状态螺栓设计载荷按GB150-98中式9-8计算：
N
操作状态螺栓设计载荷按GB150-98中式9-9计算：
MPa
5.3 法兰设计
法兰材料选用16MnR。
预紧状态的法兰力矩按GB150-98中式9-10计算： 螺栓中心圆直径Db=600mm
LG=
Db−DG
2
600−533.76
2
==33.12mm LG
1182
Ma=FGLG=
Ab+Am σ b
2
= 1581.127+2317.107 ××33.12
=7494354.055N·mm
操作状态的法兰力矩按GB150-98中式9-11计算： LD=
LT=
Db−Di
2LG+LD
2
==
600−522
2
=39mm =36.06mm
33.12+39
2
FD=0.785Di2pc=0.785×5222×0.938=200638.144N
FT=F−FD=0.785DG2pc−0.785Di2pc
=0.785×533.762×0.938−200638.144 =9142.080N
40
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FG=FP=63638.365N
MP=FDLD+FGLG+FTLT
=39×200638.144+63638.365×33.12+9142.080×36.06
=10262253.67N·mm 故法兰设计力矩为：
M0= MP=10262253.67N·mm K=D=1.061
i
D
查GB150-98中表9-5得Y=32.55
Z=16.91，T=1.89，U=35.78 查图9-7得f=1.3，查图9-6得VL=7.8
h0δ02U35.78
d1==128×212×=258937.108
VL7.8 η=
δf3d1
=
633258937.108
=0.9657
由图9-3得FL=3.2， e= γ=
FL δ0Di
=
3.2 21×530=0.0303
ψδfe+163×0.0303+1===1.539 TT1.89 λ=η+γ=0.9657+1.539=2.5047
法兰轴向应力：
σH= λδ20=2.532MPa
D
f
i
fM
径向应力为： σR=
1.33δfe+1 M0
λδfDi
2 10262253.67
2.5047×632×530 = 1.33×63×0.0303+1 ×
=6.8927MPa 环向应力为：
YM0
σT=2 δfDi
10262253.67
=32.55× 632×530 =158.795MPa
预紧状态的剪切载荷按GB150-98中式9-8计算：
41
西安石油大学本科毕业设计（论文）
Ab+Am σ b
W=FG=
2 = 1581.127+2317.107 ×
118
2 =229995.806N
操作状态的剪切载荷按GB150-98中式9-9计算：
W=WP=229995.806MPa
剪切面积为：
Aτ=3.14Dil=3.14×530×6=9985.2mm2 预紧状态下剪应力为：
τ=A=23.034MPa
τ
W
操作状态下剪应力为：
τ=A=23.034MPa
τ
W
5.4 应力校核
轴向应力：
σH=15.807﹤1.5 σ tf=1.5×116=174MPa
径向应力：
σR=14.229﹤1.5 σ tf=116MPa
环向应力：
σT=125.50﹤ σ tf=116MPa
，
σH+σT
2
=70.65﹤ σ tf=116MPa
MPa<0.8 σ tf=92.8MPa
剪应力满足要求。 故法兰强度满足要求。
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第六章 经济性评价
一个优质的设计方案不仅要保证设计强度、稳定性和安全性要求，而且要保证加工制造的经济可行性。进行经济分析与评价时，必须进行生产成本和费用的计算，然后再采用相应的经济指标进行评价。
塔设备材料的选择对设备制造的成本有着重要的影响。本次设计的乙烯装置汽油分馏塔是根据设计任务书的要求，采用石油化工工业上常用的板式塔。乙烯装置汽油分馏塔在乙烯的生产过程中占有很重要的地位，由于该塔设备属于大直径塔，在保证强度、稳定性和安全性的设计要求下，考虑到设计条件（设计压力0.265MPa，设计温度340℃）、自振周期、地震载荷和风载荷的影响，将筒体的材料选择为16MnR。
裙座与介质不直接接触，也不承受容器的介质压力和介质温度，因此不受压力容器用材所限制，在与筒体连接处焊接一段16MnR，其余群座的材料可以选用为较经济的普通碳素钢Q235-B。为了获得较好的焊接性能，所以封头也选用16MnR，与筒体的材料相同。筒体、封头的厚度均取12mm，裙座的厚度取18mm，在满足要求的情况下，选取了最小值，节约了成本，考虑了经济性。
在此塔的设计中，为了维修和检修方便，将塔的内件设计为可拆件，这样也可以延长塔的使用寿命，为了节省成本，法兰及人孔选择为标准件。
板式塔费用的估算应该注意一下问题： 板式塔制作的主体项目均不包括以下内容： （1） 接管、人孔、和支座的制作与安装； （2） 各种支撑圈的制造；
（3） 塔附设的梯子、平台、栏杆和扶手的制作安装； （4） 压力试验与无损探伤； （5） 预热、后热与整体热处理；
下述内容可按外购件另计：
(1)带颈平焊法兰、弯头、接管、紧固件、液面计、压力计、温度计和支撑板、卡子等。
(2)塔器的制作费用包括塔体、接管、人孔和裙座的费用. 塔体的总质量m=110686.1Kg
加工后16MnR的价格为8000元/吨，则塔的成本为：110.686×8000=885488元。
接管制作安装费如表3-1所示：
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表3-1 接管制作安装费用（设计压力PN≦1.6MPa，单位：个） 公称直径/mm DN25 DN50 DN80 DN200 DN350 DN500 基价/元 61.09 81.3 106.49 514.11 868.5 1102.96 其中 加工费/元 20.14 25.8 29.04 91.08 159.5 252.56 材料费/元 5.00 6.9 9.76 116.86 214.9 389.75 机械费/元 35.95 48.6 67.69 306.17 634.1 875.29 所以接管的总费用为：
16×61.09+2×81.3+3×106.49+6×514.11+868.5+4×1102.96 =9824.5元 裙座质量为15030.6Kg 制作费用为： 6000×15.03=90180元 塔盘费用： 15×3550=53250元
综上所述，塔体的总费用为：
885488+9824.5+90180+53250=1038742.5元。
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第七章 总结
（1）本次对乙烯装置汽油分馏塔的设计，通过对设计参数和工艺设计图的研究，确定了此塔为单溢流型浮阀塔，此塔内件包括塔盘，降液板、受液盘、支撑圈、支持板等，设计中对其进行了具体合理的设计和计算。
（2）在塔的结构材料选择方面，查阅了我国已有的制乙烯装置及乙烯汽油分馏塔设备的文献，确定了筒体和封头的材料为16MnR，根据GB150-1998《钢制压力容器》，对筒体、封头及群座进行了详细的尺寸设计及计算，确定了筒体直径6600mm的厚度为12mm，裙座的厚度为18mm，塔高为31400mm。
（3）结合所选用的材料16MnR根据JB4710-1992《钢制塔式容器》对塔进行了理论计算，通过对塔的质量、自振周期和地震载荷的计算，该塔无需考虑高振型影响；在风载荷计算后，可知该填料塔由风弯矩控制；对此塔各部分进行了强度计算及应力校核，可以确定筒体和裙座强度稳定性符合设计要求。
（4）对塔进行开孔设计及补强计算，并对人孔法兰进行了强度计算和应力校核。在法兰校核时，所选用的材料均符合法兰、垫片、螺栓及材料的匹配标准，经计算，人孔法兰强度满足要求。
（5）由塔盘的设计规范对塔盘进行结构设计，将塔盘分为28块，采用焊接和卡子进行连接。塔体的焊接严格按GB150-1998的要求，塔体选用对接焊接方法，塔盘内部用搭接焊接，焊后采用X射线探伤进行焊缝检验。简而言之，在对塔的结构设计及理论计算后，该塔符合设计要求，保证了强度和稳定性，也考虑了其经济性。
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