DN1200苯-甲苯蒸餾塔機械設計含8張CAD圖帶開題報告-獨家.zip,DN1200,甲苯,蒸餾,機械設計,CAD,開題,報告,獨家 DN1200 苯 甲苯蒸餾塔機械設計 摘 要 本次機械設計是為了分離苯和甲苯的混合物 此物料屬于容易分離的物系 由于現(xiàn) 代化工生產(chǎn)對塔設備追求的是開發(fā)傳質效率高 壓降小 通量大的塔設備 因此采用的 設計是常壓下的連續(xù)蒸餾塔 取的最小回流比值為 1 5 倍 使用泡點進料 將原料液體 預熱至泡點后送入塔內 此次設計的流程內容主要為 設計方案的確定 物料的衡算 塔板數(shù)的確定 塔徑及塔 板工藝尺寸計算 精餾塔的工藝條件及有關物性數(shù)據(jù)計算 操作壓力計算 操作溫度計算 平均摩爾質量計算 平均密度計算 液體平均表面張力計算 負荷性能圖 塔結構 其他 附屬設備的設計以及塔設備的制造和安裝等 以上設計內容的主要設計結果為 實際塔板數(shù) 28 塊 全塔效率 52 1 塔內徑 1 2 米 精餾段理論與實際塔板數(shù)的確定 提餾段理論與實際塔板數(shù)的確定 精餾塔的塔體 工藝尺寸計算 附屬內件 附屬設備 接管尺寸的確定 關鍵詞 苯 甲苯 蒸餾塔 機械設計 效率 ABSTRACT This mechanical design is for the separation of benzene and toluene mixture this material belongs to the easy separation of the material system Due to the pursuit of modern chemical production of tower equipment high mass transfer efficiency low pressure drop high flux tower equipment so the design is under normal pressure continuous distillation column and take the minimum reflux ratio is 1 5 times using bubble point feed raw material preheating liquid to the bubble point and evacuation into the tower The design process includes Determination of design scheme material balance Determination of plate number diameter of the column and plate parameters calculation calculation of distillation process conditions and relevant data calculation pressure calculation and operation the operating temperature is calculated the average molar mass the average density is calculated average liquid surface tension calculation load performance diagram the structure of the tower and other ancillary equipment design and tower equipment manufacture and installation The main design of the design mentioned above the actual plate number 28 52 1 of full tower efficiency and tower inner diameter of 1 2 meters Determination of distillation of theory and actual number of plate Determination of distillation section theory and actual plate number distillation tower body parameters calculation Affiliated parts affiliated equipment over size determined Keywords benzene toluene distillation tower mechanical design efficiency 目 錄 1 緒論 1 1 1蒸餾及蒸餾流程和分類 1 1 2蒸餾塔的工作原理和操作特點 1 1 3蒸餾塔的工藝參數(shù) 2 1 4設計內容以及工藝流程設計方案 2 2蒸餾塔的工藝設計計算 4 2 1 設計方案的確定 4 2 2 蒸餾塔的物料衡算 4 2 2 1 原料液 塔頂和塔釜產(chǎn)品的摩爾分數(shù)和平均摩爾質量 4 2 2 2 物料衡算 4 2 3 塔板數(shù)的確定 4 2 3 1 理論塔板數(shù)的確定 4 2 3 2 求實際塔板數(shù) 7 2 4 蒸餾塔的工藝條件及有關物性數(shù)據(jù)的計算 7 2 4 1 操作壓力 7 2 4 2 操作溫度 7 2 4 3 平均摩爾質量 8 2 4 4 平均密度 8 2 4 5 液相平均表面張力 9 2 4 6 液相平均黏度 9 2 5 蒸餾塔的塔體工藝尺寸計算 10 2 5 1 塔徑的計算 10 2 5 2 蒸餾塔有效高度的計算 11 2 6 塔板主要工藝尺寸的計算 11 2 6 1 溢流裝置計算 11 2 6 2 塔板布置及浮閥數(shù)目與排列 13 2 7 塔板流體力學驗算 15 2 7 1 氣相通過浮閥塔板的壓降 15 2 7 2 淹塔 16 2 7 3 霧沫夾帶 17 2 8 塔板負荷性能圖 18 2 8 1 霧沫夾帶線 18 2 8 2 液泛線 19 2 8 3 液相負荷上限線 20 2 8 4 漏液線 20 3 8 5 液相負荷下限線 20 2 9 計算結果匯總 22 3蒸餾塔機械設計 24 3 1 選材 24 3 2 塔器壁厚及質量計算 24 3 2 1 塔器壁厚計算 24 3 2 2 塔的質量計算 25 3 3 塔體強度與穩(wěn)定性校核 28 3 3 1 塔的基本自振周期計算 28 3 3 2 地震載荷計算 29 3 3 3 風載荷的計算 32 3 3 4 各種載荷引起的軸向應力 35 3 3 5 筒體和裙座危險截面的強度與穩(wěn)定性校核 37 3 3 6 筒體和裙座水壓試驗應力校核 38 3 4 基礎環(huán)厚度計算 40 3 5 地腳螺栓計算 41 3 5 1 地腳螺栓計算承受的最大壓力 41 3 5 2 地腳螺栓直徑 41 3 5 3 裙座與塔殼連接焊縫驗算 41 3 6 開孔與孔補強計算 42 3 6 1 填料上下塔段連接部位的補強計算 42 3 6 2 有效補強范圍 42 3 6 3 有效補強面積 43 3 7 接管的選用 44 3 8 接管法蘭的選取 45 4塔設備的制造及安裝 46 4 1 制造要求 46 4 2 組裝要求 46 參考文獻 48 致謝 49 1 1 緒論 1 1蒸餾及蒸餾流程和分類 蒸餾是同時進行部分汽化和部分冷凝的過程 也可以稱精餾為多級分離的過程 蒸 餾的操作應用得十分廣泛 常用于分離各種混合物或者提純某種物質 是化工 醫(yī)藥 食品等等產(chǎn)業(yè)中非常常見的操作 化學化工產(chǎn)業(yè)中 蒸餾主要作用于以下幾點 1 獲取塔頂餾出液 2 將溶液多級分離和提純后 收集餾出液 用于獲得甲苯 氯苯等化學產(chǎn)品 3 去除物料中雜質獲得純凈的溶劑或半成品 如酒精提純 苯 甲苯的分離等 按照操作類型我們可以把蒸餾操作可分為兩種方式 間歇式和連續(xù)式 工業(yè)上大部分 蒸餾都采用的連續(xù)式 應為其操作十分的穩(wěn)定 多組分蒸餾的特點有以下幾點 能保證產(chǎn)品質量 滿足工藝的基本要求 生產(chǎn)量大 流程時間短 設備投資費用低 消耗能量低 產(chǎn)品收獲率高 操作費用低廉 操作管理便捷 1 2蒸餾塔的工作原理和操作特點 蒸餾塔它是化工產(chǎn)業(yè)中一種重要的單元操作裝置 在石油化工 醫(yī)藥 煉油 食品 以及環(huán)境保護等部門應用十分廣泛 蒸餾塔它的工作原理是通過塔內的篩板結構使氣 或汽 液兩相或者液液兩相之間充分接觸 產(chǎn)生反應 使質量和熱量發(fā)生傳遞 達到 多級分離和提純的效果 蒸餾裝置包括蒸餾塔 原料預熱器 蒸餾釜 再沸器 冷凝 器 釜液冷卻器和產(chǎn)品冷卻器等一系列設備 蒸餾的過程按照操作方式的不同分為兩種 流程 兩種分別為連續(xù)式和間歇式 連續(xù)式蒸餾的優(yōu)點有 生產(chǎn)量大 產(chǎn)品質量穩(wěn)定等 工業(yè)生產(chǎn)中大部分采用的都是這種方法 間歇式的優(yōu)點有 操作靈活 適應性能強等 適合用于小規(guī)模的生產(chǎn) 而且適合多品種 或者多種組分物系的的初步分離 綜上所訴可知 常用的蒸餾塔可以當作是一種換熱器 塔兩端分別是將液體加熱沸 騰的傳熱器和汽化物料的冷凝器 但是蒸餾塔的傳熱過程和普通的傳熱過程相比又有以 下的特點 1 沸點升高 蒸餾的溶液中有不同沸點的物料 在相同的壓強下溶液的蒸汽壓較同溫度下純溶劑 的汽化壓低 使溶液的沸點高于甲苯的沸點 這種現(xiàn)象稱為沸點的升高 2 物料的工藝特性 2 蒸餾溶液本身具有某些特性 如某些物料在加入到溶液中時可與溶液中的某一組分 或幾組分形成恒沸液等 3 節(jié)約能源 蒸餾汽化的溶劑量較大 需要消耗較大的加熱蒸汽 盡量的減少加熱蒸汽的損失和 需要消耗的加熱蒸汽也是需要考慮的問題之一 1 3蒸餾塔的工藝參數(shù) 1 進蒸餾塔的料液含苯 35 質量 其余為甲苯 2 產(chǎn)品的苯含量不得低于 98 質量 3 釜液中苯含量不得高于 3 0 質量 4 生產(chǎn)能力為年 8000 小時 產(chǎn) 16 萬噸 98 質量 的苯產(chǎn)品 5 操作條件 1 塔內徑 1200 mm 2 設計壓力 0 18MPa 3 腐蝕余量 4mm 4 塔高 32m 5 設計溫度 118 6 安裝地區(qū) 自定 6 設備型式 浮閥塔 1 4設計內容以及工藝流程設計方案 1 確定蒸餾塔流程 2 蒸餾塔的工藝設計 塔板數(shù)基礎數(shù)據(jù)的查取及估算 工藝過程的物料衡算及熱量衡算 理論 塔板效率 實際塔板數(shù) 板間距 塔徑 塔高 溢流裝置 塔盤布置 流體力學驗算 操作負荷性 能圖及操作彈性等等 3 蒸餾塔的機械設計 選材 壁厚質量計算 載荷的校核 如地震載荷風彎距計算等 開孔補強等等 4 主要附屬設備設計計算及選型 工藝流程 物料從高位槽經(jīng)過預熱器加工后進入到設備內部 設備運作時不斷的從再 沸器中獲取液體 這便是塔底的產(chǎn)物 釜殘液 再沸器中的物料汽化后產(chǎn)生的上升蒸 汽按照順序依次通過各個層面的塔板 到達塔頂?shù)睦淠髦羞M行冷凝 再進入貯槽內進 行二次冷凝 這個時候我們借助重力的作用將一部分冷凝液體送回塔底作為回流液體 另一部分則通過冷凝器被運送出蒸餾塔作為塔頂產(chǎn)物 在連續(xù)蒸餾的過程中 我們經(jīng)常 要在塔設備上設置原料槽 產(chǎn)品槽 高位槽以及相應的泵 更重要的是要在適當?shù)奈恢?3 設置一些必不可少的儀表 例如流量計 溫度計和壓力表 它們能幫助我們檢查塔設備 運轉的狀況 從而實現(xiàn)穩(wěn)定連續(xù)的蒸餾 使生產(chǎn)效率提高 4 2蒸餾塔的工藝設計計算 2 1 設計方案的確定 此次設計是為分離苯和甲苯二元混合物 所以我采用的是常壓下的連續(xù)蒸餾裝置 這個設計采用泡點進料 將原料液通過預熱器加熱至泡點后送入蒸餾塔內 塔頂上升蒸 汽用全凝器冷凝 冷凝液在泡點溫度下一部分回流至塔內進一步蒸餾 其余部分作為產(chǎn) 品經(jīng)冷卻器冷卻后送入儲罐 該物系屬易分離物系 操作回流比取最小回流比的 1 5 倍 2 2 蒸餾塔的物料衡算 2 2 1 原料液 塔頂和塔釜產(chǎn)品的摩爾分數(shù)和平均摩爾質量 苯的摩爾質量 kmol g78 AM 甲苯的摩爾質量 92B 0 35780 36Fx 0 9870 9832Dx 592W 平均摩爾質量 0 378 618 54FM kg mol90927D 5 1W l 2 2 2 物料衡算 原料處理量 1 2043 86 5F kmol h 對苯進行物料衡算 1DW 0 983 53 9 聯(lián)立解得 6kmol h l 5 2 3 塔板數(shù)的確定 2 3 1 理論塔板數(shù)的確定 苯 甲苯屬二元理想物系 采用圖解法求理論塔板數(shù) 苯 甲苯氣液平衡與溫度關系 見表 1 表 1 苯 甲苯氣液平衡與溫度關系表 苯的摩爾分數(shù) 苯的摩爾分數(shù) 液相 汽相 溫度 C 液相 汽相 溫度 C 0 0 0 0 110 6 59 2 78 9 89 4 8 8 21 2 106 1 70 0 85 3 86 8 20 0 37 0 102 2 80 3 91 4 84 4 30 0 50 0 98 6 90 3 95 7 82 3 39 7 61 8 95 2 95 0 97 9 81 2 48 9 71 0 92 1 100 0 100 0 80 2 1 由苯 甲苯氣液平衡數(shù)據(jù)繪 圖 見圖 1 yx 6 圖 1 2 求最小回流比和操作回流比 由附圖 1 可知 0 39qx 609qy 則最小回流比為 2 min 830 691 7DqxR 操作回流比 in1 52 3 求蒸餾塔的汽液相負荷 3 2 68 7LRD kol h 4 1 51 6 308 12V ml 5 2 7 45 6LqF kol h 6 1 3081V h kol 4 操作線方程 蒸餾段操作線方程 7 7 12 5610 983 720 8DRyxxx 提餾段操作線方程 8 4 84 51 4 63012WLyxxxV 5 圖解法求理論塔板數(shù) 由附圖 1 可知 總理論塔板數(shù) 其中 不包括再沸器 TN 7T 精 8TN提 6 估算全塔效率 因塔頂為全凝器 則塔頂?shù)谝粔K塔板處氣相組成 由附圖 1 知第一10 93Dyx 塊塔板處液相組成 進料板處液相組成 氣相組成 塔底10 958x 3F 609Fy 液相組成 氣相組成 3W0 5Wy 則塔頂 進料板和塔底相對揮發(fā)度為 0 958 8311D 0 39 61 F W 解得 2 47D2 4F 1 45W 塔內平均相對揮發(fā)度為 9 3327 1452 06mDF 由氣液平衡數(shù)據(jù)估算溫度 8tC 9t WtC 則塔內平均溫度 10 4109233 WFDmt 進料液組成 在 94 時苯和甲苯黏度分別為0 9Ax 6Bx sPa26 A sPa30 11 2 103 284LiABxx 由 法得全塔效率conelO 12 0 25 0 25 49 49 684 6mLE 8 2 3 2 求實際塔板數(shù) 蒸餾段塔板數(shù) 13 80 5614 25opTNE 精 精 提餾段塔板數(shù) 14 73提 提 2 4 蒸餾塔的工藝條件及有關物性數(shù)據(jù)的計算 2 4 1 操作壓力 塔頂操作壓力 10 3516 3Dp kPa 進料板處壓降 6748F 塔底壓降 5 9Wa 蒸餾段平均壓降 13 12mp kP 2 4 2 操作溫度 依據(jù)操作壓力 由泡點方程 通過試差計算出泡點溫度 其中 苯 甲苯的飽和蒸 汽由安托尼方程計算 計算過程略 故塔頂 進料板和塔底溫度分別為 82 5Dt C 96 7Ft C 15 6Wt C 蒸餾段平均溫度 15 82 983Dmt 2 4 3 平均摩爾質量 塔頂氣相和液相平均摩爾質量 其中 10 9Dyx 1 58x 0 9587 042978 5LDmM kg mol3V 進料板處氣相和液相平均摩爾質量 由附圖 1 知 0 59Fy 37Fx0 78 6928 LFm kg ol5941374VMm 蒸餾段氣相和液相平均摩爾質量 16 78 6 28 12LDmF kg ol 17 4309V 9 2 4 4 平均密度 1 氣相平均密度 由理想氣體狀態(tài)方程計算 即 18 14 580 93 8043 27 mVVpMRT 3kg m 2 液相平均密度 液相平均密度計算公式 imw 1 19 塔頂液相平均密度 由 查得 82 5Dt C 3 kg9 812 A 3 kg5 809 B 塔頂液相的質量分數(shù) 07 91 0 Aw6 8125 9 82 LDm 3kg m 進料板液相平均密度 由 查得 967Ft C 3 07 A 3 2 795 B 進料板液相的質量分數(shù) 0 3 2869Aw 175 8 27 LFm 3kg m 蒸餾段液相平均密度 20 81 95 804 32LDmF 3kg m 2 4 5 液相平均表面張力 液相平均表面張力計算公式 iLmx 21 塔頂液相平均表面張力 由 查得82 5Dt C m N10 23 A N104 3 B 95 2LDm m 進料板液相平均表面張力 由 查得96 7FtC N104 3 A N108 3 B 10 0 3719 463 81965LFm 30N m 蒸餾段液相平均表面張力 2 2 4DLFmL 3 2 4 6 液相平均黏度 液相平均黏度計算公式 22 iiLmx lglg 塔頂液相平均黏度 由 查得82 5DtC 0 32PasAM 03PasB 958 4 LDm M 進料板液相平均黏度 由 查得96 7FtC 0 2PasA 0 2PasB 3 53 63LFm m 蒸餾段液相平均黏度 0 2 0 291LDmF Pas M 2 5 蒸餾塔的塔體工藝尺寸計算 2 5 1 塔徑的計算 1 最大空塔氣速和空塔氣速 最大空塔氣速計算公式 23 V LCu max 蒸餾段氣 液相體積流率為 21 578 0 633604LmVLMq s 91 23VVm 3m 由 關聯(lián)圖查 其中橫坐標為BRSith 20C112 684 0 53VLmq 取板間距 板上液層高度 則45 0THm Lh 11 4 05 40 LThH m 查 化工原理課程設計 圖 3 3 得 則 24 86 20 C0 20 220 48686LC 25 max 84 3 61 LVu m s 空塔氣速 取安全系數(shù)為 0 6 則max 0 u61 2480 75 s 2 塔徑 26 4 931075VqDu 按標準化圓整取 8m 塔截面積為 27 223 148 5TAD 2m 實際空塔氣速為 28 0 75VTqu s 2 5 2 蒸餾塔有效高度的計算 蒸餾段有效高度 29 1 5 0 46 3TpZNH 精 精 m 提餾段有效高度 30 35提 提 在進料板 蒸餾段和提餾段各開一個人孔 有人孔處板間距均為 0 8m 故蒸餾塔的 有效高度 31 0 836 540 81 Z 提精 m 塔體總高度計算公式 32 BFTpD HSNH 2 式中 塔頂空間高度 通常取 m DHT 0 51 塔底空間高度 m B 塔板間距 m T 開有人孔的塔板間距 m H 12 進料板處空間高度 m FH 實際塔板數(shù) 個 pN 人孔數(shù)目 不包括塔頂空間和塔底空間的人孔 個 S 2 6 塔板主要工藝尺寸的計算 2 6 1 溢流裝置計算 單流型是最簡單也是最常用的一種液流型式 此種液流方式液體流徑較長 塔板效 率較高 塔板結構簡單 加工方便 廣泛應用于直徑 2 2m 以下的塔中 本次結構設計選 用單溢流弓形降液管 凹型受液盤 各項工藝尺寸計算如下 1 堰長 單溢流堰長 取 則WlWlD 8 0 6 0 7 18 2D m 2 堰高 堰高計算公式 33 Wh wLWh0 選用平直堰 堰上液層高度 計算公式 34 wh0 32 0184 2 WLVlqE 查液流收縮系數(shù) 見圖 2 其中橫坐標 E2 52 563 7 wLl 7 06 Dl 圖 2 堰長 m 塔徑 m 液相流量 Wl DLh m3 根據(jù)設計經(jīng)驗 為使引起誤差滿足工程設計要求近似取 則0 1 E 13 R lw x Aa DWs Af A f Wc W s t Wd 0 10 08 0 060 05 0 04 0 03 0 02 0 010 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 1 0 0 2 0 3 0 4 0 5 Wd D Af AT lw D 35 23 23 02 84 840 610 1VLwWqhEl m 堰高為 0 52 Lwh 3 弓形降液管寬度 及截面積dfA 塔板布置及主要參數(shù)見圖 3 查圖 4 其中 7 06 DlW 15d 0 85fTA 驗算液體0 15 80 27dWD m0 85 2 4 6fT 2m 在降液管中停留時間 圖 3 圖 4 14 36 360360 21 4515 4sfTVLAHq 故降液管設計合理 4 降液管底隙高度 0h 計算公式 37 取 則 0 25m su 0 036 0 23615VLWqhl m 范圍內 該值在 故降液管隙高度設計合理 2 o 6 12 2 6 2 塔板布置及浮閥數(shù)目與排列 浮閥的型式多樣 目前應用最廣泛的是 F1 型 其結構簡單 制造方便 性能好 省 材料 對于工業(yè)生產(chǎn)的浮閥塔 當板上所有閥剛開始全開時 閥孔動能因數(shù)在 之間 9 12 取 則孔速為 10 F06 153 804Vmu s m 每層塔板上的浮閥數(shù)為 2201 8483 4096 5VqNdu 取邊緣區(qū)寬度 泡沫區(qū) 06 cW msW 鼓泡區(qū)面積計算公式 38 1 806 42cDR 2708 5dsxW m 0 036VLWqhl 221a sinxAxR 15 75 t t 221a2212sin800 50 5 4 50 84sin 76m84xAxRR 浮閥排列方式采用等邊三角形叉排 見圖 5 圖 5 取同一橫排的孔心距 則m07 5 t a1 706248AtN 取常用值 m t 按 以等腰三角形叉排方式作圖見圖 6 得實際浮閥數(shù)0 75t 075 個 見圖 7 283 圖 6 16 圖 7 按 重新核算孔速及閥孔動能因數(shù) 283N 0221 85 393409VqudN s m0 041 VmFu 閥孔動能因數(shù)變化不大 仍在 范圍內 故設計合理 12 9 塔板開孔率在 范圍內10 4000 713 453u 2 7 塔板流體力學驗算 2 7 1 氣相通過浮閥塔板的壓降 塔板壓降計算公式 39 hhlcp 1 干板阻力 ch 臨界孔速 1 8251 825073730 4cVmu m s 因 則干板壓降為cu0 17 2205 39 8045 34 4 51VmcLuhg m 2 板上充氣液層阻力 l 查圖 7 其中橫坐標 2 10F 得充氣系數(shù) 則板上充氣液層阻力為 0 45 lLh m 式中 塔板上清液層高度 l 充氣系數(shù) 0 0 80 40 1 2 1 6 2 0 2 4 2 80 5 0 6 0 7 0 8 0 9 1 0 0 F0 圖 8 充氣系數(shù)反映板上液層的充氣程度 通常取 當液相為水溶液時 5 當液相為油時 故取0 5 0 4 5 04 3 克服表面張力所造成的阻力 h 閥塔 很小可忽略不計 故氣體流經(jīng)一層 h 浮閥塔板的壓降相當?shù)囊褐叨葹?0 520 65pcl m 單板壓降 p 68439 1Lmhg Pa 一般浮閥塔壓降比篩板塔大 對常壓塔和加壓塔 每層浮閥塔板壓降為 265 30Pa 故設計合理 2 7 2 淹塔 為防止淹塔現(xiàn)象的發(fā)生 要求控制降液管中液層高度 WTdhH 計算公式 40 dHLdhH p 與氣體通過塔板壓降相當?shù)囊褐叨?0 625mh 液體通過降液管的壓頭損失 不設進口堰則d 18 0 01 0 04 0 1 0 4 1 0 4 0 10 20 40 100 0 05 0 1 0 15 板 間 距 1 20m 0 910m0 610m 0 300m 0 450m CF V kg m3 2 2 00 63 153 150 96VLdWqhlh m 3 板上清液層高度 取 則 m L p6250 960 12ddH 取 5 0 45 T0 Wh 則 4Wh 因為 故符合防止淹塔設計要求 12m 25mdTWH 2 7 3 霧沫夾帶 泛點率 計算公式 41 1F 0 1 136 bFLVVmLVAKCZqqF 42 0 178 0TFVmLV 板上液體流經(jīng)長度 2921 6LdZDW 板上液流面積 543bTfA 物系系數(shù)見表 2 表 2 物系系數(shù) 系統(tǒng) K系統(tǒng) K 無泡沫正常系統(tǒng) 氧化物 中等發(fā)泡 1 0 0 90 0 85 多泡系統(tǒng) 嚴重起泡 形成穩(wěn)定泡沫 0 73 0 60 0 30 按無泡沫正常系統(tǒng)取 0 1 K 查泛點負荷圖 見圖 8 其中橫坐標 3 97kg Vm 19 圖 9 查得 0 125FC 按 式計算 即 01 001 36 80 2 631 2432951 615VmVLLFbqqZKCA 按 式計算 即 0 001 3 8 2 0429115 60 78715VmLFTqKCA 兩式計算出的泛點率都在 80 以下 故可知霧沫夾帶量能夠滿足 的設計要求 汽液 kg 0 Ve 2 8 塔板負荷性能圖 2 8 1 霧沫夾帶線 按按 式計算 其中泛點率取 即018 F 3 361 362480 80 5VmVLVVLLFbqqZqqKCA 20 整理得 24 63VVLq 43 霧沫夾帶線是一條直線 在操作范圍內任取兩個 值 依 13 式求出相應的LVq 值列于表 3 中 Vq 表 3 霧沫夾帶線數(shù)據(jù) 2 8 2 液泛 線 由 確定液泛線 式中 很小忽dwWlcdLpWT hhhhH 0 h 略不計 則 20 32 020 15 184 2 34 5 hlqlqEgu wLVwLVLmVT 物系及塔板結構尺寸一定 則 及 等均為定值 THwh0lVm L0 且 式中 和 亦為定值 NdquV20 4 0 整理得 2223 0 140 5 VVLVLqq 44 在操作范圍內任取若干個 值 依 14 式求得相應的 值列于表 4 中 LVq V 表 4 液泛線數(shù)據(jù) s m3 LVq 0 0012 0 001 0 015 0 02 4 261 1 00 4 258 4 253 s m3 LVq0 001 0 002 2 976 2 951 21 2 8 3 液相負荷上限線 液體的最大流量應保證在降液管中停留時間不低于 即s5 3 360fTVLAHq 求出上限液體流量 值 常數(shù) 圖上 液相負荷上限線為與氣體流量LVq 無關的豎直線 Vq 以 作為液體在降液管中停留時間的下限 則s5 45 max0 216 450 25fTVLAHq 3m s 2 8 4 漏液線 對于 F1 型重閥 依 計算 則 0VmuF Vmu 50 又知 02 4NdqV 以 作為規(guī)定氣體最小負荷的標準 則氣相負荷下限值為 50F 46 22 0min3 14509830 874 9Vqdu 3 s 2 8 5 液相負荷下限線 取堰上液層高度 作為液相負荷下限條件 計算公式為6 0 wh 06 30128432min wLVlqE 取 則0 1 E 47 32 min0 61 0 1284 6VLq 3m s 根據(jù)附表四 附表五及式 可分別作出塔板負荷性能圖上的 共五條線 5 3 見圖 10 22 圖 10 1 由塔板負荷性能圖可以看出 2 在任務規(guī)定的氣液負荷下的操作點 A 設計點 處在適宜操作區(qū)域的適中位置 3 塔板的氣相負荷上限完全由霧沫夾帶控制 4 按照固定的液氣比 由附圖 10 查出塔板的氣相負荷上限 3 max2 95 sVq 氣相負荷下限 則操作彈性為 3 min0 87 sVq in 0 87V 2 9 計算結果匯總 表 5 浮閥塔板工藝設計結果 項目 數(shù)值及說明 備注 23 塔徑 m D1 2 板間距 TH0 45 塔板型式 單溢流弓形降液管 整塊式塔板 空塔氣速 s u 0 74 堰長 m wl 1 26 堰高 h 0 03 板上液層高度 L 0 05 降液管底隙高度 0 0 02 浮閥數(shù) 個N283 等邊三角形叉排 閥孔氣速 sm0u 5 58 閥孔動能因數(shù) F10 86 臨界閥孔氣速 s 0c 5 84 孔心距 t 0 075 同一橫排的孔心距 排間距 m 0 075 相鄰兩橫排的中心線距離 單板壓降 Pa p 496 5 液體在降液管內停留時間 s 15 67 降液管內清夜層高度 dH0 12 泛點率 52 1 續(xù)表 5 項目 數(shù)值及說明 備注 24 氣相負荷上限 s m3ax Vq2 95 霧沫夾帶控制 氣相負荷下限 0 87 漏液控制 操作彈性 3 39 3 蒸餾塔機械設計 25 3 1 選材 由于容器設計壓力 P 0 15MPa 鋼板使用溫度 t 115 2 350 用途用于殼體 厚 度不大于 20mm 使用毒性程度滿足 Q235 B 要求 以強度設計為主 依次選用 Q235 20R 16MnR 根據(jù)本次設計要求 由參考文獻 8 優(yōu)先選用 20R 作為筒體材料 其設計溫度下的許用應力 123MPa 其試驗溫度下的 t 133MPa 裙座材料選擇 Q235 B 其許用應力 105MPa 245sMPa t 113MPa 3s 51 90EPa 3 2 塔器壁厚及質量計算 3 2 1 塔器壁厚計算 由參考文獻 8 圓筒壁厚 48 2 citPD 封頭壁厚 故計算如下 2 0 5 cic 已知直徑 1800 設厚度為 6 16 材料許用壓力 133MPa 則 iDmm t 圓筒 1 192 citP 180235 m 由 GB150 查得 雙面焊對接接頭 局部無損檢測 85 0 厚度附加量 C C C C 1 C 2 121m2 圓筒的設計厚度 C 1 19 2 3 19d 名義厚度 C 3 19 1 4 19n 1 圓整得 6mm 取厚度 12mm 有效厚度 C C 12 2 1 9e n12m 滿足厚度 6 16 所以符合要求 m 由 GB150 查得 為標準封頭取 1 K 封頭 1 1902 5cicPD 0 15823 015 m 26 C 1 19 2 3 19 hd 2m C 3 19 1 4 19 n 1 圓整得 6 取 12 m 有效厚度 滿足厚度 6 16 符合要求 921 hne m 由參考文獻 8 知 1mm 2mm 故封頭厚度為 12mm 圓筒厚度為 12mm 裙座的名義厚度 有效厚度 滿足厚度 6 16nsm1239esnC 所以符合要求 m 3 2 2 塔的質量計算 1 塔高的估算 工藝計算中我們知道 實際板數(shù) 根據(jù)后續(xù)設計可確 15Z3提精 塊 塊 28PN 塊 定以下尺寸 因為蒸餾段和提餾段塔板間距 則塔的有效高度 32M 0 4THm 設釜液在釜內停留時間為 查表得排出釜液流量為 液相密度20in1947 6 kgh 為 則釜液的高度為 3809 5 kgm2 2 4 4197 6 380 5 8 3hvZqDm 取 2m 將進料所在板間距增至 一般每 6 8 層塔板設一人孔 安裝 檢修用 70m 需經(jīng)常清洗時每隔 3 4 層塊塔板處設一人孔 設人孔處的板間距等于或大于 600mm 人 孔所在板的板間距增至 根據(jù)此塔實際情況 人孔設 5 個 8 此外再考慮塔頂端及釜液上方的氣液分離空間高度均取 裙座取 則各段1 m4 高度之和為 H1 5 2 0 45 815243 1 圓筒的質量 塔體圓筒總高度 03 0 m 214oimDH 鋼 23 81 8 57195 4kg 2 封頭質量 27 查得 壁厚 12 的橢圓形風頭的質量為 357 180 DNmkg235714kg 3 裙座質量 因為圓筒形裙座制造方便 經(jīng)濟合理 一般常選用圓筒形裙座 1 NDm 其參數(shù)為 按圓筒計算 12 30NHD 1 824 1 8omoiDm 24omiSH 鋼 23 1 8 7 5024 7kg 023914183 2 4 人孔 法蘭 接管與附屬物質量 1 25 7 8 2aomkg 5 塔內構件質量 由表查得篩板塔盤單位質量為 265 kgm 49 2202651 848 944iPmDNkg 6 保溫層質量 取保溫層厚度 100 保溫材料 300kg 2 它將包住整個塔體 所以保溫層厚度m 為 100 時重量為 為封頭保溫層質量03m202 4osoDHh 1 8 1 84 3 1504 93kg 7 平臺 附體質量 2204 0 5 qosoSpFmDBnH 式中 221 840 9 1 84 0 514023 15296kg 28 為平臺單位質量 為 為 23 15m 為籠式扶梯單位質量pq2150 kgmFH為 扶 梯 高 度 Fq 為平臺數(shù)量 40 kgmn 8 操作時塔內物料質量 50 2205 V44iLPioLfDhNh 2 21 80589 1 809 58609 5473kg 封頭容積 塔釜深度 3 6fVm ohm 9 充水質量 51 204wiWfDHV 2 1 8 5 20 865179kg 10 全塔操作質量 52 0m102304m5a 7 8 6 9 13 294 6703 419 2 4kg 塔器最大質量 53 max012034oVam 5w 34786 896 37 09kg 塔器最小質量 54 min0102304 am 29 1273 80462 913 294 631 29kg 表 6 各塔段質量 塔 段 號 項目 1 2 3 4 5 6 kg 01m536 1429 2679 8 2679 8 2679 8 2275 8 kg 2 1157 2 1157 2 1157 2 1157 2 kg 03 883 6 883 6 883 6 883 6 kg 4m40 80 450 6 450 6 901 7 331 3 kg 05 700 5 4840 5 721 1132 9 308 5 kg 134 2135 9 670 670 670 569 kg 0m710 11460 10681 7 6562 2 7425 2 5525 4 kg ax710 11624 5 19423 2 18558 2 19009 3 6129 9 kg min710 10759 5 4915 4 4915 4 5366 5 4273 14 塔段長度 mm 1000 3000 5000 5000 5000 4150 3 3 塔體強度與穩(wěn)定性校核 3 3 1 塔的基本自振周期計算 因為 所以不必考慮高振型影響 則塔的基本自振周期由下23150 8iHD 式計算 3019 1eimHTESD 3534786 21090 219 5s 塔的第二振型自振周期近視取 12 5 6Ts 30 塔的第三振型自振周期近視取 130 5 38Ts 3 3 2 地震載荷計算 1 地震影響系數(shù) 一階振型地震影響系數(shù) 查表得 設防震烈度為 7 度 設計基本地震加速度為 0 1g 0 8masx 表 7 對應于設防烈度 值max 設防烈度 7 8 9 設計基本地震加速度 0 1g 0 15g 0 2g 0 3g 0 4g 地震影響系數(shù)最大值 max 0 08 0 12 0 16 0 24 0 32 查下表得 類場地土 第二組0 4gTs 表 8 各類場地土的特征周期值 Tg s 場地土類別 設計地震分組 I II III IV 第一組 0 25 0 35 0 45 0 65 第二組 0 30 0 40 0 55 0 75 第三組 0 35 0 45 0 65 0 90 取一階振型阻尼比 10 由公式得 10 59 973r 為水平地震力曲線的下降段的衰減指數(shù) r 由式得 110 2 5 80 25 為直線下降段斜率的調整系數(shù) 1 由式得 12 59067 為水平地震力曲線的阻尼調整系數(shù)2 2 地震載荷和地震彎矩 31 0 089 55 0 9731max415 08rTg 2 高振型地震載荷和地震彎矩 將塔沿高度方形分成 6 段 每段連續(xù)分布的質量按質量靜力等效原則分別集中于該 段的兩端 端點處相鄰短的質量予以疊加 取塔的危險截面為裙座基 0 0 截面 裙座人 孔處 1 1 截面 裙座與塔體焊縫處 2 2 截面 見圖 4 2 全塔分段簡圖 各階振型下 由 各集重質量卻引起的水平地震力及危險截面處的地震彎矩計算列于表 10 56 1 51 531nkiiiihm 57 0maxVeqFg 式中 計算垂直地震力時 塔式容器的當量質量 取 eq 0 75eqom 垂直地震影響系數(shù)最大值 maxV maxax0 65V 58 01 1 2 h iVinkFin 59 1 i nIVVk 表 9 一階水平地震力及彎矩 32 截面組合地震彎矩 0 601 927501 42308 675079 385 1EkMFh 862 Nm 塔段號 項目 1 2 3 4 5 6kmg 710 11460 10681 7 6562 2 7425 2 5525 4ih 500 2000 5500 10500 15500 175751 5i 60 1 60 89160 481 6 0716 9301 62 301 im92935949873ih108 751 61 715 6172 60 162 0AB 7 2AB 93 40A 173 B 1 5kh 0 00145 0 0109 0 0500 0 1350 0 2422 0 29241kkgFm 0 927 112 423 480 677 797 307 1618 545 1454 064h60 31 72 91075 810 76 89108 510 79 10 maxrmaxax562V eqkg 7 347 3eqo0NVF 0max10VeqFg i 12 942 823 974 2112 062 2476 955 4137 845 3491 105IV 13054 9 13041 9 12217 97 10105 7628 33 截面組合地震彎矩 1 61 812 h0 5710 N m EkMF 截面組合地震彎矩 2 6 813 h0 4910 IEk 3 3 3 風載荷的計算 將塔沿高度方向分成 6 段 1 風力計算 1 風振系數(shù) 各計算塔短的風振系數(shù) 由公式 2ik 60 1vizif 求得并將結果列于下表中 表 10 各塔段的風振系數(shù) 塔段號 項目 1 2 3 4 5 6 計算截面距地面高度 itHm1 4 8 13 18 22 15 脈動影響系數(shù) B 類 iv0 72 0 72 0 72 0 74 0 78 0 80 脈動影響系數(shù) B 類 2 35 錦州風壓 10q 21435qT 205qNm 振型系數(shù) zi 0 02 0 03 0 18 0 45 0 8 1 風壓高度變化系數(shù) B 類 if1 00 1 00 1 00 1 12 1 24 1 2821vizikf 1 04 1 05 1 3 1 7 2 18 2 47 34 2 有效直徑 設籠式扶梯與塔頂管線成 角 取平臺構件的投影面積eiD90 則 取下式計算值中較大者20 5Am ei 61 342ioisik 62 2eiisiopsDd 式中 塔和管線的保溫層厚度 塔頂管線外徑 10sim 380odm 計算各塔段 的結果列于下表3420 iAkmkl ei 表 11 各塔段的有效直徑 塔段號 項目 1 2 3 4 5 6 塔段長度 il1000 3000 5000 5000 5000 41503k 40042iAl 0 0 200 200 200 241eiD 2224 2224 2424 2424 2424 2465 3 水平風力計算 計算水平風力的公式為 各段有關參數(shù)及計算結果列于表 6120iiiePkqflDN 12 2 風彎矩計算 由式得 1 2121 122i ii ii iii nW nlll lMPPlPl 對于 截面 0 3 512 431412351234Wl lll lPllll 00089 4798 6 0 35 950 5084 1031263 7032425 Nm 表 12 各塔段水平風力計算結果 塔段號 項目 1 2 3 4 5 6ilm 1000 3000 5000 5000 5000 4150eiD 2224 2224 2424 2424 2424 24651k 0 72i 1 04 1 05 1 30 1 70 2 18 2 47 0qNm 550if 1 00 1 00 1 00 1 12 1 24 1 28iP 890 49 1798 10 6066 06 8884 44 12613 67 12451 82 對于 截面 1 3 5 52 4423523462342Wl l ll lMPPlPlPll 0001798 6 8 05415263 5124 332 67040 9082 531Nm 對于 截面 2 36 23 5453422Wl llMPPl 9 00506 8 1263 724151245 3 20Nm 3 3 4 各種載荷引起的軸向應力 1 計算壓力引起的軸向拉應力 1 63 10 5187 49ciePDMPa 2 重量載荷引起的軸向壓應力 2 截面 0 64 002 3471 986 320sbisemg MPaAD 截面 1 1102 3471 9 86 462smg a 式中 為裙座人孔處截面的截面積 由式smA 2siesmesmDbA 2ml 人孔 10450m 10m 23 489 21 92 4976 msmA 截面 2 200 347 06 8 0518249sbiseg MPaD 3 最大彎矩引起的軸向應力 3 37 最大彎矩 取下式計算中值較大者 maxiM max0 25 iiWeiEeMM 截面 0 09a899mx 51620 51 1NNm 截面 1 19a899x 357 30 0 截面 2 29ma899x0 41 2451 61MNmNm 將計算結果列于下表 表 13 各個截面的最大彎矩 截面 0 1 2 maxiMN 9 51 90 53 90 451 各危險截面的 計算如下 3 截面 0 65 009maxax3 22 5105 107844sbiseMMPaAD 截面 1 66 19max30 532 427s MPaZ 式中 為裙座人孔處截面的抗彎截面系數(shù) 由式 sm 242essiesmimZDbZ 其中 67 2iesbl 2261804529 1 90mZ 38 2 66 90 78519 45018 10 22smZ 截面 68 2292maxax3 20 451 6784iseMMPaZD 3 3 5 筒體和裙座危險截面的強度與穩(wěn)定性校核 1 筒體的強度與穩(wěn)定性校核 強度校核 筒體危險截面 處的最大組合軸向拉應力 2 2max 組 拉 69 22 2 13max 7 540 19 6 23 MP 組 拉 軸向許用應力 85 6 tk 因為 故滿足強度條件 2max t 組 拉 2 穩(wěn)定性校核 筒體危險截面 處的最大組合軸向壓應力 70 22 3max 4 0519 6 23 71MPa 組 壓 許用軸向應力 取其中較小值 tcr KB 由式得 30 94 0 941ieAR 查 GB150 鋼制壓力容器 外壓圓筒計算的材料圖得 B 80 MPa 則 取 1 26073159 tcrKBMPa 96cr 因為 故滿足穩(wěn)定性條件 2max cr 組 壓 2 裙座的穩(wěn)定新校核 裙座危險截面 及 處的最大組合軸向壓應力01 71 0 23max 6 25 0 31 46MPa 組 壓 39 72 11 23max 6 42 30 8MPa 組 壓 由式得 394 910ieAR 查 GB150 外壓圓筒計算的材料圖得 B 80 則 Pa 取 1 28096315 tcrKBM 96crPa 因為 且 故滿足穩(wěn)定性條件 0max cr 組 壓 1max cr 組 壓 3 3 6 筒體和裙座水壓試驗應力校核 1 筒體水壓試驗應力校核 1 由試驗壓力引起的環(huán)向應力 試驗壓力 73 131 25 05 875TtPMPa 74 87 640 9 29 24 6eiTeiDSMPa 液 注 靜 壓 力109 80 164ghPa 靜 9 37s a 因為 故滿足要求 s 2 由試驗壓力引起的軸向應力 1 75 1 0 1875 P4 9 38TieiDMPa 3 水壓試驗時 重力引起的軸向應力 2 76 22max 3471 2046 9 8 458ieg Pa 4 由彎矩引起的軸向應力 3 40 77 2923 20 0 3451 0784WieMMPaD 5 最大組合軸向拉應力校核 78 22 13max 9 645 0 83a 組 拉 許用應力 0 1 1 75s MP 故滿足要求2 max 0 9s 組 拉 6 最大組合軸向壓應力校核 79 22 3ax 6 459012 35Pa 組 壓 軸向許用壓應力 取其中較小值 4 0 86scr MKB 取 因為 故滿足要求 96crMPa 2 max cr 組 壓 2 裙座水壓試驗應力校核 1 水壓試驗時 重力引起的軸向應力 2 80 00max23471 2986 450isegMPaD 81 11ax2 smA 2 由彎矩引起的軸向應力 3 82 0903 22 5106 8784WiseMMPaD 83 1913 0 30 73smZ 3 最大組合軸向壓應力校核 84 00 23ax 6 4581 MPa 組 壓 85 11 m07 9組 壓 41 軸向許用壓應力 取其中較小值 0 9 235 1 186scr MPaKB 取 因為 故滿足條件 96crMPa 0 1 maxmax 0 故此塔必須安裝地腳螺栓 取地腳螺栓的個數(shù)為 個 螺栓B 28n 材料的許用應力 地腳螺栓小徑為 147btMa 93 6140 318 22btAd mn 查表取地腳螺紋為 選用 28 個 的地腳螺栓 滿足要求 63 3 5 3 裙座與塔殼連接焊縫驗算 由參考文獻 8 0 6K 0 6 1 2 113 81 36MPaw t M 0 53IJ maxa910Nm IJ 0347 2376 2kg 8hiD 9e MPa 81 36MPa 94 9max02244 516 16 84800JIheheMgD 43 3 6 開孔與孔補強計算 3 6 1 填料上下塔段連接部位的補強計算 當殼體名義厚度 12mm 時 允許不另行補強的最大接管公稱直徑 為 50mm 故n ND 對封頭及筒體開孔直徑 50mm 的開孔 必須考慮其補強 本節(jié)采用等面積補強法進行ND 補強計算 下面以 1800mm 段筒體 500mm 人孔為例進行開孔補強計算 由參考文獻 8 其補強面積為 2 1nrAdCf 95 式中 開孔直徑 等于接管內徑直接加上 2 倍厚度附加量 1800mm d 殼體開孔處的計算厚度 mm 接管名義厚度 mm n 厚度附加量 mm C 強度削弱系數(shù) 等于接管材料與殼體材料許用應力之比 當比值大于 1 0 時取 rf 1 0 由前面壁厚計算已知 3 77 mm 封頭開孔直徑 500 6 506 mm dCi2 96 所以開孔補強面積為 97 1 2rnfCdA 506 9 602 14 2m 3 6 2 有效補強范圍 1 有效寬度 mm 98 102562 dB 506 2 12 2 12 554mm 99 ntdB 2 取其大值 即 1012mm 2 有效高度 a 外側有效高度 1h mm 100 92 75061 ntdh 44 200mm 實際外伸高度 1h 有效高度取其中小值 則 77 92 mm b 內側有效高度 2h ntdh 2 101 0 mm 實際內伸高度 2h 有效高度取其小值 即 0 mm 3 6 3 有效補強面積 1 殼體多余金屬面積 封頭有效厚度 102 9312 Cne m 封頭多余金屬面積 103 1 1 rente fCdBA 3951 86025691 0 2m 2 接管多余金屬面積 接管計算厚度 t 104 0 1560 342 ttnPd 接管多余面積 2A 105 rntrtnt fChfCh 2212 7 90 340 1349 57 2m 3 補強焊縫面積 焊腳取 10mm 23102mA 45 所以有效補強面積為