DN4000水煤气洗涤塔设计（包含CAD图、说明书、开题报告、翻译）
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DN4000水煤气洗涤塔设计包含CAD图、说明
DN4000水煤气洗涤塔设计
DN4000 水煤气洗涤塔设计
设计说明书水煤气洗涤塔
水煤气洗涤塔
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DN4000水煤气洗涤塔设计摘要：本次进行的设计是水煤气洗涤塔，水煤气洗涤塔属于填料塔中的吸收塔。进行此次填料塔设计时需要包括以下主要内容：气体和液体的物性参数及工作参数，塔体的设计、塔设备的工艺设计（填料、封头、法兰、进出口接管、液体分布器、吊柱及裙座等等），基础环厚度的设计以及开孔补强等等。并对其要进行载荷的分析以及强度的校核，最后绘制图纸等。通过这次的设计，主要加深了对压力容器的认识，进而达到研究的目的及所期望的结果，同时加深了对国内外一些先进的制造技术和有关压力容器设计及工艺等方面的内容的认识和学习。通过查阅各种相关的文献资料，据此熟悉研究内容、合理的安排课题进度和容器设计路线。关键词： 水煤气 压力容器 填料塔 强度校核 工艺设计The design of the water-gas scrubbersAbstract: The design of the water-gas scrubbers, water gas scrubber is a packed tower absorber. The packed tower design needs to include the following mainelements: the physical parameters and operating parameters of the gas and liquid, the design of the tower, the process design of the tower (filler, head, flange, take over the importand export, liquid distribution, davit and skirt, etc.), the design of the thickness of the base ring and opening reinforcement. To load analysis and strength check them last drawings. Through this design mainly to deepen the understanding of the pressure vessel, thus achieving the purpose of the study and the desired results, while deepening the understanding of domestic and foreign advanced manufacturing technology and pressure vessel design and process aspects and learning. Access to all relevant documents, pursuant to which familiar with the research, reasonable arrangements for the progress of the topics and the container design line.Keywords: Water Gas Pressure vessel absorption tower Strength check Process Design第 65 页 共 69 页 目录前 言1第一章 结构设计31.1填料的选择31.2填料层高度的选择：41.3塔内件及其附件的选择41.3.1除沫器的选择51.3.2填料支承装置的选择51.3.3液体再分布器61.3.4塔吊柱的选择61.3.5人孔的设计与选择81.3.6接管法兰的选择81.3.7接管的选择91.3.8压力容器法兰的选择10第二章 塔结构的设计112.1结构设计112.1.1工作参数112.2设计参数的确定112.2.1 设计压力112.2.2设计温度112.2.3塔体材料122.2.4液压试验压力122.2.5焊缝系数132.3筒体的厚度选择132.3.1符号132.3.2设计温度下圆筒的计算厚度142.4球形封头的厚度选择142.4.1符号同1.5.1.1注释142.4.2设计温度下球形封头的计算厚度14第三章 填料塔的载荷分析及强度校核153.1载荷分析153.1.1塔体上各项载荷计算153.1.2地震载荷与地震弯矩的计算173.1.3填料塔自振周期的计算193.1.4塔体的风载荷及风力矩193.1.5偏心弯矩223.1.6最大弯矩223.2塔设备强度校核233.2.1塔体的强度及轴向稳定性验算。233.3裙座的强度及稳定性较核243.3.1裙座各危险截面的校核243.3.2焊缝强度的校核253.4水压试验时塔的强度和稳定性验算253.4.1水压试验时各危险截面的校核253.5裙座基础环的选择和设计263.5.1 对填料塔基础环内外径确定263.5.2填料塔基础环的厚度设计263.6地脚螺栓计算28第4章 开孔及开孔补强设计284.1开孔及开孔的补强方法284.2开孔补强设计准则304.3接管补强判定344.4人孔开孔处补强的判定36参考文献39附录一 外文原文40附录二 外文翻译52结语62前 言水煤气是由水蒸气通过炽热的焦炭而生成的气体，它主要的成份是一氧化碳，氢气和燃烧后排放水和二氧化碳，并且带有微量的CO、NOX和HC。水煤气的燃烧速度是汽油的7.5倍，而且它的抗爆性好。据国的外研究和专利报导水煤气的压缩比不仅可高达12.5，热效率提高了2040%、功率提高15%、燃耗降低30%，尾气净化近欧IV标准，并还可以用微量的铂来作为催化剂进行净化。相比于醇、醚其制造更简化和设备应用更少，这要造成成本和投资也就更低。在工业生产中水煤气不仅是合成氨及液体燃料等的原料，还是作为工业燃料气补充的来源之一。显然易见在现实中水煤气得需求量是比较大的，它的大量生产对于社会来说也是十分必要的。洗涤塔是水煤气在生产过程中十分重要的的一个单元。水煤气洗涤塔的结构主要包括：填料、塔内件及塔体。是塔设备的一种，属于吸收塔。一个完整的填料塔由塔内件和填料及塔体共同构成。洗涤塔的塔内件主要包括的是以下几个部分：液体的分布装置、填料的支撑装置、填料的压紧装置、气体进料及分布装置、液体的收集再分布器及进出料的装置、除沫装置等等。随着技术的进步，近年来填料塔的各项技术都有了长足的进步，开发出了不少的高效填料以及新型的塔内件，特别对新型的高效的规整填料的不断开发与应用，直接冲击者以板式塔为主的局面，并且大有取代板式塔的趋势。从填料塔的发展史我们可以看出：至80年代末对于新型填料的研究始终还是十分的活跃，特别是新型规整填料的开发。所以有人就说是填料塔的发展就是规整填料的发展。但是就其从整体上来说，对于塔填料结构的研究又始终又是沿着2个方面来进行的：一是同步对散堆填料与规整填料进行开发。二是加强对进填料材质更换的研究，使之能够适应不同的工艺要求，进而能够提高塔内气液两相之间的传质效果，而且使之能对填料的表面进行适当的处理(包括：板片碾压麻点或细纹，表面化学改性，在板片上粘接上石英砂等等)，用来改变液相在填料表面上的润湿性。随着对新型塔填料的相继开发与应用，填料塔的优点就更显突了出来：其应用的范围日益扩大。不仅在炼油、精细化工、石油化工、制药、化肥和原子能工业部门以及在环保领域的应用也已趋于成熟。在对常压及中压下的蒸馏、真空蒸馏中填料塔尤其适用。当然对于有大气量的两相接触过程也是比较适用的。随着技术的发展可以预测：21世纪塔器的分离技术将会向着复合化、行业化、大型化、节能化等方向发展。本次设计的起始时间是2013年1月6日，通过段小林老师的悉心指导，本次设计共经历了资料收集、文献的查阅，确定设计方案及编写设计说明书，图纸的设计等过程。也通过这次设计让我们对填料塔的发展历史，组成结构，塔设备的设计和制造过程及塔设备的生产工艺有了更加深刻的认识和理解。进一步的巩固了所学的专业知识，提高了自己独立查找资料的能力以及和同学之间相互交流能力，可以说这是自己对大学四年所学专业知识的一次比较全面的检验总结和巩固。然而我深深的知道本人设计水平有限，知识是无尽的，自己的实践经验也不足以及其他一些因素的限制，此设计必定会存在很多不足，希望各位老师、同学批评指正。第一章 结构设计1.1填料的选择填料是填料塔的核心内件，填料的选用主要根据其效率、通量、和压降三个重要的性能参数决定。包括确定填料的种类、规格及材质等。填料分为散装填料和规整填料两种。在进行设计时所选用的填料既要满足生产工艺的要求，又要使设备投资和操作费用较低的条件。鲍尔环是外径和高度相等的空心圆柱体，在圆柱侧壁上冲出上下两层交错排列的矩形小窗，冲出的叶片除一端连在该壁上外，其余部分全弯入环内，围聚环心，如图1-1所示。我国现行的标准规定开孔率取35%。此次设计中综合考虑上述因素选用的是50金属鲍尔环。其物性和形状如表1.11及下图1.1所示。表1.1 50金属鲍尔环的物性参数:图1.1 鲍尔环 （a）钢环； （b）瓷环1.2填料层高度的选择： 填料层的分段：由设计说明书可知塔高为23.3m,塔体比较的高。当液体沿填料层往下流时，由于重力等因素的影响会使液体有逐渐向塔壁方向集中的趋势，进而形成壁流效应。壁流效应会造成填料层气液分布不均匀，从而导致传质效率降低。因此在设计中应考虑将填料层进行分段，设计液体收集分布器。从而保证液体在调料层中分布均匀，同时为上升气体提供横向混合的空间和机会，减小放大效应，提高传质效率。对于散装填料，一般推荐高度见表，表中的h/D为分段后高度与塔径比，hmax为允许的最大填料层高度散装填料分段高度推荐值如表1.2:填料类型拉西环鲍尔环矩鞍环阶梯环环矩鞍h/D2.551058815515Hmax/m46666故取每段填料层高度为3.5m，分三段。1.3塔内件及其附件的选择1.3.1除沫器的选择由于当塔内操作气速较大时，那么就可能会出现塔顶雾沫夹带，这不仅会造成物料的流失，也会使塔的效率降低，并且还有可能对环境造成污染。因此为了避免这种情况产生，就需要根据规定在塔顶处设置合适除沫装置，近而减少液体的夹带损失，提高塔的效率，确保后续设备能够正常工作。生产中常用的除沫装置可分为：丝网除沫器、折流板除沫器以及旋流板除沫器。此外，还有多孔材料除沫器及玻璃纤维除沫器。根据此次填料塔的设计条件和化学工艺设计手册选用用丝网除沫器。它是应用最为广泛的除沫装置之一，具有比表面积大、重量轻、空隙率大以及使用方便等优点。以及除沫效率高、压力降小的特点。因为本设计汽提塔的塔径为4000mm，直径较大，故采丝网除沫器，根据化学工艺手册规定丝网块直径应小于塔设备的内直径，并且要安装在塔顶出气口处，所以需要另加一圆筒短节用来安放网块。采用的是下拆式结构，根据规定可知丝网层厚度一般取100 150 。根据设计条件选用100 标准型（N型），结构形式如下1-3：图1.2除沫器1.3.2填料支承装置的选择根据设计条件塔径为4000mm较大，若选用分块式栅板则需要4块以上，因此根据设计条件和化学工程师设计手册和化学工艺设计手册选用气体喷射支撑板来作为填料的支承。其与分块式栅板相比之下的较大的优点有：自由截面大，一般在90%以上，流体阻力小。但是其结构却比较复杂。1.3.3液体再分布器当填料塔的填料层比较高时，液流有流向塔壁造成“壁流”的倾向，进而造成了液体的分布不均匀，甚至还会造成塔中心处的填料都不能被湿润，从而引起“干锥”的现象，大大的降低了填料塔的效率。为了消除这样的现象，提高塔的效率，故将填料层分段，每层填料层间设置液体再分配器，使整个填料塔高度内的填料都能被均匀的喷淋。在本设计中，由于塔径为4000mm过大，采用气体喷射支撑板，所以就不需要再设置液体再分布器了。1.3.4塔吊柱的选择在进行吊柱的选择是要考虑吊柱的方位和回转半径S，吊柱不仅在经过人工推转后能使经过吊柱的垂线可以转到人孔的附近，而且还可以使吊钩的垂线能够转到平台外，这样以便将所选取的塔内件从塔平台之外的场地上能够吊到塔平台上的人孔处或者是反过来将它内件从塔平台上人孔处吊到塔平台之外的场地上。因此吊柱的方位应当要首先取决于人孔所在的方位。而人孔方位的确定是由管道专业人员根据设备的布置及配管的要求来确定。其结构如下： 图1.3吊柱其尺寸如下表表1.3SLHREL重量标准图号240045501550219101000300120471HG5-1373-80-26吊杆的材料采用的为20号无缝钢管，而其他材料采用的为A3F钢。支座垫板的材料与塔体材料采用是相同的。吊柱下端的支承结构所采用的是椭圆形封头。吊杆的计算是以整根管子来作为计算依据的。如果管子的长度不够那么就需要进行拼接，这时应符合以下的要求：a）只允许拼接一处。b)进行拼接的位置只能是在下图所示的B至C，E至W之间。C）采用的焊接结构应按下图所示。采取的焊缝系数为：0.9. 图 图1.4封板通过查化学工艺手册可知：用管子来制作的吊柱都是焊有端封板的，那么为了防止雨水的灌入而引起生锈。所以封板上方开直径为30的牵引孔。 吊钩通过查化学工艺手册可知：吊钩常用的形式有三种，其中又是以圆钢弯成U形焊在吊杆上的形式用的最为广泛，所以此次设计中采用的就是这种形式。其结构图如下：图1.5 吊钩1.3.5人孔的设计与选择通过查中华人民共和国行业标准钢制手孔和人孔此次设计中选用的是“回转盖板式平焊法兰人孔” （HG/T 21516-2005）它的形式如下：0.6图1.6 人孔1.3.6接管法兰的选择通过查中华人民共和国标准GB9112.2 88此次设计中选用的是PN0.6Mpa平面板式平焊法兰其结构如下图：图1.7 接管法兰具体尺寸如下表表1.4公称通径DN管子外径A法兰外径D螺栓孔中心圆直径K螺栓孔径L螺 栓法兰厚度C法兰内径B法兰理论重 量Kg数量n螺纹Th100 114.3210170184 M161890.52.95150168.6265225188M1620170.54.75700711.68608102624M2440-1.3.7接管的选取根据设计条件和化学工艺设计将选取如下：气体的进出口管D选用的是型号为DN700mm的接管液体的进口管选取的是型号为DN100的接管液体的出塔接管选取的是型号为DN150的接管。1.3.8压力容器法兰的选择 通过查中华人民共和国标准压力容器法兰分类与技术条件即（JB/T 4700-2000）,根据化学工艺设计中的设计工艺条件，选用的是乙型平焊法兰。又根据JB/T 4701-2000来确定其结构和尺寸：选取的是型号为DN3000mm的法兰。 图1.8 凹凸面密封表1.5第二章 塔结构设计2.1结构设计2.1.1工作参数操作压力Pw：常压操作温度Tw：140C入塔物料： 半水煤气 水塔高：23.3米； 塔径：4米塔类型： 填料塔 环境： 衡阳室外2.2设计参数的确定2.2.1 设计压力 根据0580-1998钢制化工容器设计基础规定中的表4-1设计压力选取表的要求，此设计的设备无安全泄放装置，计算压力Pc应当取1.01.1倍工作压力Pw，所以计算压力Pc为：1.10.1Mpa=0.11Mpa，此设计的塔设备内为气相空间，所以此时液柱静压力应当为：P1=0Mpa；有此可知设计压力应当为：P=Pc=0.11Mpa.2.2.2设计温度根据20580-1998钢制化工容器设计基础规定表5-1设计温度选取表要求可得：当塔工作温度T15C的时候，设计温度Tc在工作温度T上应当增加1530C，在这里我们选取20C，则可知设计温度为160C。2.2.3塔体材料 因为设计温度为160C，入塔物料为酸性气体，并且气体当中含有一定的H2，所以应当要考虑氢的腐蚀。根据HG20581-1998钢制化工容器材料选用规定中的6.7.3规定，当设计温度大于等于200C的时候，与氢相接触的化工容器用钢应考虑氢的腐蚀危害。本塔设备设计的温度为160C，因此不需要考虑氢的腐蚀作用。设计的压力为P=0.11Mpa,应当属于低压设备中的吸收设备，分为一类容器；由于介质腐蚀性未提特殊要求，所以选用16MnR作为吸收此塔体的材料。2.2.4液压试验压力 根据GB150-1998钢制压力容器3.8.1要求来计算液压试验的压力为：PT=1.25P公式中：PT试验压力 MPaP设计压力 MPat容器元件材料在设计温度下的许用应力 MPa容器元件材料在试验温度下的许用应力 MPa由GB150的表4-1可知16MnR在设计温度160C下材料的许用应力为:t=170 MPa又已知试验温度下的材料许用应力=170 MPa;所以液压试验的压力为:PT=1.25P=1.250.111=0.1375 MPa由上述的的设计条件，根据过程设备设计中关于压力容器的分类标准可知：该填料塔应当属于一类容器，设计压力，受压元件的材质，焊缝系数及试验压力的具体的参数如下表2-1，容器类别： 一类 设计压力 （MPa）： 0.11设计温度： 160C 操作介质： 半水煤气 水主要受压元件材质：16MnR 焊缝系数： 1液压试验压力（ MPa）：0.138表2-12.2.5焊缝系数 根据过程设备设计可知：A,B类焊缝均进行100%的射线检测，因此去焊缝系数为：1.0。2.3筒体的厚度选择2.3.1符号：根据查化学工程师手册和过程设备设计中的规定在塔设备设计中有：C 厚度附加量（mm） C=C1+C2C1 钢材厚度负偏差（mm）C2 腐蚀裕量（mm） 按设计参数取 圆筒的内直径 =4000mmP 设计压力（MPa） 按设计参数取 P=0.11 MPaPc 计算压力P 设计温度下圆筒或封头的最大允许工作压力，MPaPw 圆筒的最大允许工作压力，MPa 圆筒或封头的设计厚度，MPa 圆筒的计算厚度，mm 所以1 ；圆筒的有效厚度，mm 圆筒的名义厚度，mm 16MnR在160时的许用应力，由设计标准可知为170MPa ; 塔体焊缝采用双面对接焊，进行局部无损检测，C2 腐蚀裕量，根据过程设备设计中的工艺条件取C24 ；2.3.2设计温度下圆筒的计算厚度由过程设备设计中的设计方法可知：按强度条件，那么筒体所需要的厚度为： +C2 +C2 =1.29+2 =3.29 其中为腐蚀裕量，无特殊的腐蚀情况下，那么对于碳素钢和低合金钢，不小于1，所以就取=2；为钢材负偏差，使用中若钢板厚度超过了5mm时（如20R、16MnR和16MnDR等）那么可取=0，由此则可得：。 又根据钢制压力容器（GB150-1998）中的相关规定：对于低合金钢制的容器，不包括腐蚀裕量的最小厚度应不小于3。所以圆筒设计的厚度为：查钢材标准的规格，取圆筒的名义厚度为：=10,2.4球形封头的厚度选择2.4.1符号同1.5.1.1注释2.4.2设计温度下球形封头的计算厚度根据过程设备设计采用标准的椭圆封头，封头的设计厚度为： +2 2.46 ； 根据钢材标准的规格，同时为了便于焊接，所以取封头与筒体等厚，因此：=10 ；第三章 填料塔载荷分析及强度的校核3.1载荷分析 压力容器受到介质压力，支撑反力等多种载荷的作用时候。确定全寿命周期内压力容器所受到的各种载荷，是正确设计压力容器的前提。分析载荷作用下压力容器的应力和变形，是压力容器设计的重要理论基础。载荷是指能够在压力容器上产生应力应变的因素，如介质压力，风载荷，地震载荷等。3.1.1塔体上各项载荷计算：根据化工工艺设计手册及过程设备设计有：塔设备的操作质量为：塔设备的最大质量为：塔设备的最小质量为： 塔体总质量， 其中筒体质量：根据查的表得，1米高（10厚）筒节钢板所具有的质量为：737； 1米高筒节的具有的容积为：7.065m3 ；那么根据设计要求可知筒体质量 m1=23737=16951 ；封头质量：根据查的表可得EHA椭圆封头的容积为：3.817m3 ；其壁厚为10质量为：m2=775 ；裙座的质量：根据查的表可知裙座的质量为：Q32211那么塔体的质量应为：m01m1+m2+m3=16951+7752+2211=20712 ；塔段内件的质量为： 根据公式：填料质量体积堆积密度 （4）210.539552096 ； 塔段内其他内件的质量约为50；所以塔段内件的质量应为：m0252096+5052146；保温层质量：根据要求可知（50，第m3质量0.5t）所以其质量应为：m031086.9 ；平台、扶梯的质量（）：根据设计要求有操作平台共有五层，每层约为500及斜梯（总的高度为20m，每5m的重量为：125） 所以平台、扶梯的质量应为：m045500+41253000 ；操作时塔内物料质量（）：料液m052%容积0.02（187.065+23.817）10002696 ；人孔、接管、法兰等附件的质量应为：，按经验取附件的质量为：=0.25充液质量充水质量4218103226080根据上述的计算那么有：塔设备的操作质量 20712+52416+1086.9+2696+3000+5178 85088.9 ；塔设备的最小质量 =20712+0.252416+1086.9+3000+5178 =40460.1塔设备的最大质量 =20712+52416+1086.9+2696+226080+3000+5178 =3100823.1.2地震载荷与地震弯矩的算地震载荷是指作用在容器上的地震力，它产生于支撑容器的地面突然震动和容器对震动的反应。地震时，作用在容器上的力是十分复杂的，为了简化设计的计算，通常采用地震影响系数，把地震力简化当量剪力和弯矩。当发生地震的时候，塔设备作为悬臂梁，在地震载荷的作用下就会产生弯曲变形。所以安装在七度或者是七度以上地震烈度地区的塔设备必须考虑它的抗震能力，计算出它的地震载荷。使设计做到安全规范。首先，根据设计手册中的方法选取计算截面（包括危险截面）。该设计中将全塔共分为4段。其计算的截面分别标为：0-0、1-1、2-2、3-3，其中0-0、1-1、2-2为危险截面。根据设计手册取综合影响系数为：根据过程设备设计第二版的表7-9取第二组类场地土所对应的的特性周期为=0.3根据过程设备设计第二版的表7-10取设防烈度为7时地震影响系数最大值为=0.08。地震影响系数根据场地土的特性周期及塔的自振周期由分析设计方法确定，并且不得小于,即=设等直径、等壁厚塔设备的任意截面距地面的高度为，那么基本振型在截面处产生的地震弯矩应当为：上式中为塔单位高度上的质量，即当塔设备H/D15或H20m时，应当还需要考虑高振型影响，这时应根据第一、二、三振型，分别计算塔设备的水平地震力及地震弯矩。然后再根据振型组合的方法来确定作用于质点处的最大地震力和地震弯矩。而这样的计算方法是很复杂的，因此在进行稳定和其他验算的时候，可按由第一振型的一种简化计算方法计算的结果来估算地震弯矩即：公式来计算由此可得：操作质量为：；当量质量为：=；垂直地震的影响系数为：；底截面处垂直的地震力： 底截面处地震弯矩为： 1.250.03685088.99.8123300 4108那么在截面1-1处地震弯矩应为：3.4108截面2-2处地震的弯矩应为：=截面3-3处地震的弯矩应为： =1.231073.1.3填料塔自振周期的计算 在进行塔设备的振动分析时，一般的情况下是不考虑平台及外部接管的限制作用和地基变形的影响，而是将塔设备看成是顶端是自由，而底部是刚性固定，质量沿高度方向连续分布的悬臂梁，根据过程设备设计第二版 （7-5）式第一振型计算式可知其基本的震型自振周期为：式中其中为塔单位高度上的质量即，所以有：=而允许振动的周期为： 式中 Q 总剪力 Q35023.3432620 N；显然可得实际振动的周期未超过最大允许振动的周期。3.1.4设计的塔体的风载荷及风力矩的计算 各计算段的外径均为=；塔顶处的管线是气体的出口，根据化学工艺手册取塔顶管线的直径为：D0=350由化学工艺手册取第段保温层的厚度为：；根据设计要求取得在管线上的保温层厚度为：；选用的扶梯为笼式，它的当量宽度应为：=400mm；取各段平台构件所形成的的投影面积为： =；所以操作平台当量宽度应改为：，塔设备迎风面的所要考虑的有效直径应当是该段所有受风构件迎风面宽度的总和。所以当将塔顶管线和笼式扶梯布置成为180时，塔设备迎风面所形成的有效直径应为：而当塔顶管线和所选用的笼式扶梯布置成为90时,则应选取下列两式之间较大的那个值。根据查过程设备设计第二版的表7-5可得：风压高度变化系数可根据各计算段顶截面距地面高度而得，计算如下： 体型系数 风压在不同体型的结构表面分布亦不相同，对细长的圆柱形塔体结构，取体型系数为：=0.7.风振系数 ：塔设备设计时考虑风载荷的脉动的性质和塔体的动力特性而折算的系数。当塔高时，取1.70。而当塔高时， 则按下式计算 根据此次设计的条件，塔高为大于20m，通过计算得：K2=1.8前面已求出塔设备自振周期， 根据化工设备机械基础的表17-2，取衡阳地区基本风压值为350=350假设土地粗糙度类别为B类，则由值查过程设备设计第二版的表7-6得脉动增大系数为：=3.28，查过程设备设计第二版表7-7得，脉动影响系数分别为=0.72，=0.72，=0.72，=0.79查过程设备设计第二版表7-8，根据表结合/式子可得第段振型系数为： 为了简化计算且偏安全计算，则各段都均取 Dei=4020+250+400+450=5070 ；根据计算各段的水平风力：=10-6=0.71.80.000351.010005070=2235.8 N10-6=0.71.80.000351.050005070=11178.9N10-6=0.71.80.000351.080005070=17886.2 N10-6=0.71.80.000351.090005070=20122.04 N根据材料力学的弯矩计算公式可得塔设备任意截面处的风弯矩为：所以塔设备底截面（0-0截面）的风弯矩应为： =2235.8+11178.9（）+17886.2（）+20122.04（） =5.91081-1截面风弯矩应为： =11178.9（）+17886.2（）+20122.04（） =5.41082-2截面风弯矩应为： =17886.2（）+20122.04（） =3.231083.1.5偏心弯矩由于本设计中的塔体上并没有悬挂附属设备或其他附件，因此偏心弯矩应为：3.1.6最大弯矩 根据材料力学中计算弯矩的公式及考虑的因素可知：最大弯矩取和两者中的较大值。通过计算可得其计算值如下表2-2：表2.2 最大弯矩选择计算内容计算公式及数据00截面11截面22截面5.91108 5.41083.231085.474.751.88最大弯矩5.911085.41083.231083.2塔设备强度校核由于塔设备大多都是安装在室外，靠的是裙座底部的那些地脚螺栓来固定在混凝土的基础上，所以通常称为这样的塔设备为自支撑式塔。塔器除了要承受介质的压力之外，塔器设备还要承受一些其他各种重量（包括塔内件，塔体，操作平台，保温层，扶梯等附件的重量等等）、偏心载荷、管道推力、风载荷及地震载荷的联合作用等等。并且还由于在正常操作，停工检修，压力试验等这三种工况之下，塔器所受到的载荷也是并不相同的，那么为了确保塔设备的安全性，就必须要对其进行轴向强度的校核及其稳定性的校核。3.2.1塔体的强度及轴向稳定性验算。 根据前面的计算有：0-0，1-1， 2-2段以上的操作质量分别为61944.9，53171.6 ，26585.8kg根据过程设备设计中的设计要求有：塔底危险截面（1-1）各项轴向应力的计算如下： 13.75Mpa ； 5.175Mpa ；4.3Mpa ； 塔底1-1截面抗压强度及轴向稳定性验算如下： + 上式中 为筒体轴向压缩稳定的许用应力 ； B0.06 Mpa ； K 载荷组合系数，K1.2 设计混充下材料的弹性模量 则有：200Gpa=2.0105Mpa =0.06=0.062.01056/600=104Mpa ；由于13.75+5.17518.925Mpa因此塔底1-1截面满足抗压强度的要求及轴向的稳定条件。根据过程设备设计的设计要求对塔底截面的抗拉强度进行校核： +K因为 K1.21700.85173.4Mpa ； =13.75-5.175+4.3=12.875M即裙座出现失稳之前，材料已达到了其弹性极限，因此强度是该塔的主要制约因素。但又由于+ 4.83+3.778.6 ；因此满足强度及稳定性的要求。3.3.2焊缝强度的校核 根据化学工艺设计对塔裙座与塔体采用的是对接焊，焊缝承受的组合拉应力： 6.14-5.53=0.61 由于 7.6+4.9 12.50 因此，本设计中的塔设备应当设置地脚螺栓。又根据查石油化工塔器设计规范SH 3098-2000的表5.3.15-2可得：地脚螺栓个数n应当取为24，取地脚螺栓的腐蚀裕量为：由设计公式可计算地脚螺栓螺纹小径为：故所取的24-M24地脚螺栓显然满足设计要求。第4章 开孔和开孔补强设计 4.1开孔及开孔的补强方法根据GB150-1999的规定，对塔体进行开孔是，塔壳体上开的孔应为圆形、椭圆形或长圆形。当在壳体上开椭圆形（或类似形状）或长圆形孔时，孔的长径与短径之比应不大于2.0。 根据过程设备设计可知由于塔设备的各种工艺和结构上要求，那么就不得不在容器上进行开孔并还要安装一些接管。而进行开孔以后不仅造成了对器壁原有的强度造成削弱作用外，而且还在接管与壳体之间的连接处对各部件的结构的原有的连续性造成破坏，这样的话就会使在部件连接处的局部应力值增高，进而会对容器的在进行安全操作时带来一些隐患，因此所以不得不在压力容器设计时就充分考虑到开孔补强等问题。 开孔的补强结构 对压力容器接管的补强结构通常采用的是进行局部补强，主要的是采用补强圈补强、厚壁接管补强及整体煅件补强这三种补强形式。 （1）补强圈补强 补强圈补强是对中低压容器开孔后进行补强应用最为广泛的补强结构，将补强圈贴焊在接管与壳体的连接之处。它具有结构简单，制造方便，使用的经验丰富等的特点和优势，但由于壳体的金属与补强圈之间处不能够完全的形成贴合，进而会导致传热效果比较差，且当在中温以上条件下采用的时候，二者就会产生较大的热膨胀差，促使补强的局部区域的热应力会变得更大；除此之外，将壳体与补强圈之间采用搭接连接的方法来进行焊接，这样就难以让补强圈和壳体形成一个整体，由此也会导致塔体的抗疲劳能力差。所以采用这种补强结构时应当遵循以下条件：a）一般使用在常温、静载、中低压、钢材的标准抗拉强度下限值、b) 壳体名义厚度 38c)补强圈的厚度 1.5。 （2）厚壁接管补强 即在开孔的地方处焊上一段厚壁的接管。是因为这样接管的加厚部分就正好处于最大应力区域内，所以与补强圈相比就能更有效地降低应力的集中系数。接管补强具有结构简单，焊缝少，焊接质量容易检验等特点和优势，因此达到的补强效果就较好。由于高强度低合金钢压力容器材料的缺口敏感性比较高，一般采用的都是该种结构，但采用此结构时必须注意要保证达到焊缝全熔透的条件。（3）整体锻件补强 采用的该种补强结构进行补强就是将部分壳体和接管及采用的补强部分一起做成整体式的锻件，再将接管和壳体与之和进行焊接。这种方法所具有的的优点是：补强用的金属就会集中在开孔应力最大的部位，这样就能有效地降低应力集中系数；此种方法可采用对接焊缝，并且将焊缝及其热影响的区域离开最大应力点，具有抗疲劳性能好，且设备的疲劳寿命却只降低了10%15%。但这种补强方法的缺点是锻件供应困难，锻件的制造的成本较高，因此通常只在重要的压力容器中采用这种补强方法，比如核容器、材料屈服点在500以上的容器及开孔和受低温、高温、疲劳载荷容器的大直径开孔等。4.2开孔补强的设计准则在塔设备设计中对开孔进行的补强设计就是要适当地增加壳体或者是接管的厚度来降低应力集中系数，使之减小至某一允许数值。而目前通用的开孔补强设计准则是基于弹性失效设计准则的等面积补强法，这也是最早的设计准则。但随着对开孔补强方法研究的深入，也出现了许多新的设计思想，进而形成了一些新的设计准则，比如极限分析方法。在进行设计的时候，就要对于不同的使用场合及根据载荷性质来采用不同的设计方法，来满足设备的要求。将这些方法可分为下面几类：1）等面积补强：壳体因为开孔而被削弱的承载面积，须由采取的补强材料在离孔边一定距离的范围内给予相等面积的补偿。该方法是基于在双向受拉伸的无限大的平板上开有小孔时孔边应力集中作为理论，即只考虑壳体中金存在拉伸薄膜应力，又将以补强壳体的一次应力强度来作为设计准则，所以对于小直径的开孔就安全可靠。但由于补强法未计算开孔处的应力集中对强度的影响，也没有计入容器直径变化所带来的影响，因此会造成补强后对不同接管就会得到不同的应力集中系数，那么安全裕量就会不同，结果就会出现有时显得富裕，而有时则显得会有不足。等面等补强准则具有有长期的实践经验，简单易行等优点，当开孔比较大的时候，只要给予一定的配套限制，那么在一般压力容器使用条件下能够保证安全，所以不少国家主要采用这种设计规范，列如ASMEVII1和GB150等。2）极限分析补强：该种方法的要求是带有某种补强结构的接管与壳体发生塑性失效时的极限压力和无接管时的壳体极限压力应当基本相同。塔设备进行设计时允许的不另行补强的最大开孔直径压力容器再设计时常都常都存在各种强度裕量，根据GB150的规定，当在设计压力不大于2.5的壳体上进行开孔，且相邻两开孔的中心间距（对于曲面间距用弧长来计算）大于所开两孔直径之和两倍时，并且接管的公称外径不大于89时，那么只要接管的最小厚度满足下表所列的要求时，就可不另行进行补强。不需要进行另行补强的接管的最小厚度表：接管公称外 径253238454857657689最小厚度3.54.05.06.0等面积补强的计算 在过程设备设计中等面积补强设计方法主要是用于补强圈结构的补强计算。其基本的原则如前所述，就是为了让有效强的金属面积等于或大于开孔所削弱的金属的面积。在过程设备设计中允许开孔的范围 采用等面积补强法就是以无限大平板上开小圆孔的孔边应力分析来作为其理论依据。但实际上开孔的接管是位于壳体而并不是在平板上，壳体上总是会有一定的曲率，为了减少实际的应力集中系数与理论分析结果之间差异，那么就必须对开孔的尺寸及形状给予一定相应的限制。查GB150可得对开孔的最大直径作了如下的限制： 圆筒上开孔的限制，当塔的内径时，那么所开的孔的最大直径为：，并且有：；当塔的内径时，那么就有所开孔的最大直径就为：，且有：。在凸形封头上或者是球壳上能开的孔的最大直径为：。在锥壳（或者锥形封头）上所开孔的最大直径为，式中为所开孔的中心处锥壳的内径。若是在碟形封头或者是椭圆封头过渡处进行开孔时，那么所开的孔中心线则宜垂直于封头的表面。 这时对于所需的最小补强面积A 对于受内压的圆向或球壳，那么根据计算公式所需要的补强面积A应为： Ad+上式中 为强度的削弱系数，它等于在设计温度下接管材料的许用应力与壳体材料的许用应力之比，则当该值大于1.0时，则取1.0 。D 开孔直径，圆形孔的直径等于接管内直径加2倍厚度的附加量，椭圆形或长圆形孔取所考虑平面上的尺寸（弦长，包括厚度附加量），；A 开孔所削弱的补强面积， ； 壳体开孔处的计算百度，； 塔设备有效的补强范围 根据塔设备的应力分布图可知在壳体上开孔处的最大应力应在孔边，并且随者离孔边距离的增加而减少。如果在离孔边一定距离的补强范围内加上补强材料，那么可有效降低应力水平。壳体在进行开孔补强时，它的补强区的有效范围应当按照WXYZ确定，如果超过此范围进行补强那么是没有作用的。根据查到的计算公式则有有效宽度B按下式计算，取二者中的较大值 上式中 B 补强的有效宽度，； 壳体开孔处的名义厚度，； 接管的名义厚度，； 塔内外径的有效高度应当按下式来计算，且应分别取式中的较小值： 其中外侧的高度为： 内侧的高度则为： 补强范围内采用的补强金属 在有效补强区WXYZ内，可将作为有效补强的金属面积分为以下几个部分。 壳体上有效厚度去减计算厚度之后剩下的多余金属的面积。 拿接管的有效厚度去减计算厚度之外的剩下的多余面积。 在有效补强区内焊缝金属形成的截面积。 由在效补强区内处另外再增加的补强元件所形成的金属截面积。式中 壳体开孔处有有效厚度，； 接管计算厚度，。若 =+ +A式中 在有效补强范围内另外加上的补强面积，；则开孔后不需要另行补强。若=+ +A则开也需要另外补强，所增加的补强金属截面积应满足 A-补强采用的材料一般需要与壳体的材料相同，如果所采用的补强材料的许用应力值小于壳体材料的许用应力值，那么补强面积就应当按随着壳体材料许用应力与补强材料许用应力之比而增加。如果采用的补强材料的许用应力大于壳体材料的许用应力，那么所需补强面积就要减少。上面叙述的是介绍的壳体上单个开孔等面积的补强计算方法。而当存在多个开孔时，并且各相邻孔之间的中心距小于两孔平均直径的两倍时，那么这些相邻的孔就不能再以单孔来进行计算，而是应当作为并联开孔来进行联合补强的计算。承受内压的壳体，有的时候不可避免地要开直径很大的孔。那么当所开的孔的直径超过标准中所允许的开孔的范围时，那么在孔周边就会出现较大的局部应力，这时就不能采用等面积补强法来进行补强计算。目前，开孔的直径很大时，采用的的补强方法常采用的是分析设计标准中规定的方法和压力面积法等方法来进行分析和计算。4.3接管补强的判定 根据设计参数可知：内径4000，采用的是标准椭圆封头，且在封头中心位置处设置有直径为的内平齐管，封头的名义厚度为：10，设计的压力为：0.11，设计的温度为：，接管外伸的高度为：，对于封头和补强圈的材料选取的为：，其许用应力为：，取的接管材料为10号钢，其许用应力为：112，而对于封头和接管的厚度附加量C均取的是4.对于焊接接头的系数取为：。补强原则及补强方法的判别，由上面所述可知，所允许的不另行补强的最大接管的外径为：。而本设计的开孔外径为：355.6，因此需要另行考虑其补强。补强计算方法的判别：由公式计算有开孔直径为：d=+2C=700+24=708本标准椭圆形封头的开孔直径为：d=708AA由上面的计算可知：开人孔后不需另行补强参考文献【1】姚玉英 陈常贵 柴诚敬 编化工原理上册 ，天津大学出版社【2】郑津洋 董其伍 桑芝富 主编过程设备设计第二版 ， 化学工业出版社【3】钢制压力容器GB150-1998 中国标准出版社【4】路秀林 王者相 等编塔设备 化学工业出版社 ，2004【5】钢制塔式容器JB471092 中国标准出版社【6】汤善普 朱思明 等编化工设备机械基础 华东理工大学出版社，1991【7】化学工程手册编辑委员会 编 化学工程手册第3卷，化学工业出版社【8】郑津洋 陈志平 编特殊压力容器 化学工业出版社， 1997【9】化学工程师手册编辑委员会 编 化学工程师手册 ，机械工业出版社【10】蔡纪宁 张秋翔 编 化工设备机械基础课程设计指导书 化学工业出版社，2000【11】王宽福 冯丽云 编焊接与化机焊接结构 浙江大学出版社，2009【12】中国石化集团上海工程有限公司 编化工工艺设计手册第三版 上册，化学工业出版社，2003【13】大连理工大学 青岛化工学院 南京化工学院 合编化工容器及设备简明设计手册化学工业出版社，1989结语 经过一个学期的努力终于将毕业设计接近尾声了，对于每个本科毕业生来说毕业设计都是本科学习的最后这个阶段的一次检验，更加是一次非常非常难得的将理论知识与实际相结合的一次机会。这次通过对水煤气洗涤塔的这个毕业设计不断完善的过程让我学到了很多，让我摆脱了以前单纯对理论学习的加强。不可避免的在此次设计中我遇到了许多自己不怎么懂的东西，通过向老师请教，再经过不断地查阅文献资料、设计手册、设计规范以及和同学之间的交流。使我对填料塔的整体的设计，局部的取舍，工艺设计以及对细节的斟酌处理都得到了很大的锻炼，这使我的设计经验得到了丰富，设计能力得到提升。本次设计需要我们在电脑上画总量近3张A0的CAD图纸，这使得我对电脑CAD绘图的操作更加熟练，制图能力有了很大的提高。这些都是我们进行毕业设计的目的和意义所在。此次水煤气洗涤塔的设计是段小林老师的亲切关怀和悉心指导下完成的。在这过程中他严肃的科学态度，精益求精的工作作风，严谨的治学精神都深深地感染和激励着我。从开始课题的选择到最后项目的最终完成，段老师都始终孜孜不倦的给予我细心的指导和支持。在此谨向段老师致以诚挚的谢意和崇高的敬意。在此，我还要感谢过控092班的各位同门，没有于你们真诚的帮助和支持，此次设计也不会如此顺利的完成。谢谢你们！在这里特别感谢你们，谢谢你们对我的帮助。在这论文即将完成得重要时刻，我的心情比较激动无法平静，从最开始进入课题到论文的顺利完成，那么多可敬的师长、同学和朋友给了那么多我无言的帮助，在这里请接受我诚挚的谢意!最后我还要感谢培养我长大含辛茹苦的父母，谢谢你们!外文翻译一:Strain Strengthening Technology of Pressure Vessels of Austenitic Stainless SteelDENG Yangchun1, CHEN Gang1, YANG Xiaofeng2, XU Tong3(1EastChina University of Science and Technology, Shanghai,200237, China;2HubeiSpecialEquipmentSafety Inspection and Research Institute, Wuhan,430077, Hubei, China;3China Special Equipment Inspection and Research Institute, Beijing,100013, China )AbstractThe basic principle of strain strengthening was presented, and twomodels of the strain strengtheningOf pressure vessels of austenitic steelthe strain strengthening Avesta model at normal atmospheric temperatures and the strain strengthening Arde form model at low temperatures, were analyzed. Meanwhile, the selections of permissible stress of austenitic stainless steel were compared and analyzed in several pressure vessel standards. EN13445 Pressure VesselStandardchooses1. 0as the yield strength of austenitic stainless steel In this condition, the value of the safe factor of them aterials is low and practicalKeywordsPressure Vessel Austenitic Stainless Steel Strain Strengthening, Yield StrengthArticle Idz: TQ050 4 +1 Document code A Article ID 0254-6094 (2008) 01-0054-06The austenitic stainless steel having good high temperature performance, low temperature performance and corrosion resistance, and high tensile strength, but the yield strength is lower. By the standard of GB150 pressure vessel, material yield strength and tensile strength, respectively, divided by the safety factor to determine the material allowable stress values, whichever is less, often resulting in austenitic stainless steel allowable stress values low, can not give full play to the material carrying capacity. To this end, the researchers by strain hardening improve the yield strength of austenitic stainless steel, his article will make the technology to commentary. 1 Austenitic stainless steel strain hardening basic principlesShown in Figure 1, the deformation of the material exceeds the material yield strength, k reached after unloading is in elastic state, before re-applying a load to the material stress reaches the k, k equivalent material yield strength, apparently k 0 2. Figure 1 austenitic stainless steel unidirectional tensile FigureFor non-stable austenitic stainless steel, due to the strain generated martensite hardening rate gradually increases due to the increase of strain necking was postponed, up to a maximum elongation. In the same time, the martensite the merit-formed so that the stress concentration is relaxed, showing a phase transformation induced phenomena. Processed at room temperature for stable austenitic stainless steel is not formed martensite grain refinement, the lattice distortion and dislocation density will produce a hardening effect.Austenitic stainless steel strain hardening of this feature, widely used in the fields of bridges, buildings, parts of Europe has been used in the field of pressure vessel. Austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening commonly used in two modes: the Avesta mode and Arde form mode.2 austenitic stainless steel pressure vessel at room temperature strain hardening - A-Vesta modeThe austenitic stainless steel pressure vessel at room temperature strain to enhance hydrostatic test to produce about 8% (maximum 10%) of plastic deformation, and can improve the yield and tensile strength of the austenitic stainless steel material, the method is usually called Avesta mode (Cold Stretched Forming). The pressure vessel using the media generally liquid nitrogen, liquid oxygen and liquid hydrogen, the main civilian use. Sweden Avesta Sheffield since 1959, has been engaged in the work of the austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening, and applied for a patent in many countries 1. Avesta Sheffield in Sweden in 1959 by special permission, after 15 years of use of austenitic stainless steel strain hardening technology manufacturing pressure vessels, Swedish Pressure Vessel Technical Committee in 1974 austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening technology, 1975 into the pressure vessel specific standards - strain hardening Pressure Vessel Code 2 (the Cold-stretching Direction - CSD). In 1977, Sweden, Finland, Norway, Germany, Australia, the Netherlands, the United Kingdom, Spain, Portugal, Czechoslovakia and South Africa and other countries have accepted austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening technology 3. The Swedish strain hardening pressure vessel standards CSD, use of materials equivalent to 304 and 316L, the maximum thickness of 30 mm, maximum operating temperature of 400 C. Annealed materials 0 2 to about 210MPa, elongation greater than 35%. The enhanced yield strength about 410MPa, conventional methods of design as a new material, and then take k. Strain hardening hydraulic test pressure is determined by the following formula The Swedish CSD standards that uniaxial tensile specimens, up to 10% strain sufficient to ensure that the material yield strength k value. Plane stress Mises yield criterion, the corresponding strain according to Table 1 the ratio between the calculated.Table 1 stress, strain ratio between The Swedish CSD standard that ensure that new material yield strength k value, the cylindrical ring to the maximum strain is 8.7%; the Spherical maximum strain of 5.0%. The Swedish standard specifies a maximum strain of 10.0%. The actual cylinder maximum strain of 3% to 5%, mainly due to: a. Actual material s larger than the standard value; b actual thickness deviation and calculations rounded margin; c head, receivership strengthen effect. Another important problem is that the 1991 edition of the Swedish CSD standard no longer need to ensure that the new material yield strength k value, simply press the strain hardening k calculate the required pressure hydrostatic testing can be. Abandon the 1975 edition of k computing, the need to ensure the requirements of the minimum strain.The jonson J 1 pointed out that the strain hardening need to ensure the stability of the material organization, not because of the strain have martensite. Commonly stable and metastable austenitic small amount of strain conditions, does not produce martensite. 304L and 316 through 300 to 350 C, 000h aging tests showed that the strain hardening processing materials with no strain hardening material handling, small changes in yield strength and tensile strength values, can improve the use of strain hardening temperature. Strain hardening treatment material 550 to 650 C is still very good creep resistance, fatigue strength. Less than 10% strain hardening material, in a weak oxidizing media such as H2SO4, corrosive and strain hardening material; stress corrosion results. , 304L, 316 steel residual stress due to strain hardening to reduce or eliminate this stress corrosion tests confirmed.HesslingG 4 noted that the strain hardening material savings, with increasing temperature, the amount of material savings reduce BrautigamM 5 noted that the base material and the electrode of the pressure vessel with a stable austenitic stainless steel 304LN, when the strain hardening plasticity variable 20 % when used in liquid nitrogen (including enhanced), none of the base metal, weld and heat affected zone to produce martensite. 321 metastable austenitic 20% strain was generated martensite; liquid helium cryogenic, unfinished martensitic transformation; in 20 C, 250 cycles can accelerate the martensitic transformation, consider -196 C, the cycle of martensitic transformation. 20% strain on the stability of austenitic and the metastable austenitic material impact toughness are affected; does not produce martensite stable austenitic material Impact Toughness distorted crystal structure. Stable austenitic materials, 20% strain result in a material impact greater than the low temperature impact toughness decreases stable the austenitic and metastable austenitic materials; 20% strain at 20, -196, -269 , the impact toughness AD can meet the specifications and ASME Code pressure vessel strain; actual strain hardening only 8% to 10%, in the cryogenic liquid enough impact toughness. Ambrose S 6 1969 strain strengthen technological research, first enacted in 1969 the specification ME/1/69-134 strain hardening pressure vessel (for low temperature), 1999, included in the standard AS1210 Appendix 2. Material 304,316 L, etc.; strain limit of 5%, 10% of the local maximum, than Swedish standard conservative. Limit of 5%, mainly in order to meet the requirements of the the ISO/TC11 (1970). Strain hardening method has three advantages: a. The release of residual stress; B. In many cases, changing the shape, improve the anti-yielding capacity; c improve the fatigue performance. The standard EN13458 EU cryogenic pressure vessel Appendix C 7 strain hardening technology, recommended several materials can also use other stable austenite and metastable austenitic material, provided that they meet the technical requirements. Material maximum thickness of 30mm, the maximum temperature of 50 C, elongation greater than 35%. The annealed material strain hardening, the yield strength k than 0 2 increased up to about 200MPa. Design as a new material, and then the conventional method. Strain hardening required hydrostatic test pressure of 1.5 times the design pressure to ensure that in the course of container in the elastic state. The strengthening of the annealed container, the amount of deformation; materials to strengthen the container the (inadvertently reinforce or plate rolling intends to strengthen) refers to the process, the water pressure smaller deformation. Annealed container the maximum allowable 10% strain in a long time to keep the load in the case of allowable increase of 1% to 2% strain, in fact, generally cylindrical to 3% 5% strain. This strain hardening of the material after to maintain a higher elongation and impact toughness. Rana M D 8 of ISO/TC220 2000 on the low-temperature austenitic stainless steel containers, also accept strain hardening method, consistent with EN13458.3 austenitic stainless steel pressure vessel at low temperature strain strengthen-Arde form modeIn 1961, Arde-Portland annealed 301 austenitic stainless steel container? 196 C (liquid nitrogen) insulation, strain hardening hydraulic test, resulting in about 10% (maximum 13%) plastic deformation 301 steel yield and tensile strength, some then after 427 C, and 20h aging treatment, to further improve the yield and tensile strength of 301 steel 9, usually known as the method for Arde form mode (Cryogenic Stretch Forming). The austenitic stainless steel pressure vessels used in the aerospace field, the use of media for liquid nitrogen, liquid oxygen and liquid hydrogen. Of Arde-Portland company Alper RH 10 for a more detailed experimental study of Arde-form mode performance. Ball of the same size (301 steel),? 196 C after strain hardening, without aging treatment at room temperature for more than 2h? 196 C blasting, the yield stress ratio strain enhanced stress a small amount of the increase, indicating that at room temperature under certain aging effect; After 427 C, 20h aging treatment, yield stress ratio strain enhanced stress were significantly increased, and with a different strain hardening stress; stress closer to both blast. Annealed spherical? 196 C Blow, yield stress equivalent to the yield stress of the material at this temperature, which is generated starting strain hardening stress; blasting lower stress, but considering the material is thinned, according to the true stress calculation, blasting stress and strain hardening ball stress more consistent. The blasting experiments conducted at ambient temperature, not after the aging treatment the ball vary depending on the yield stress ball original strain hardening stress; higher yield stress after the aging treatment of the ball, and also higher rupture stress. At the same time, the use of smooth specimens subjected to a tensile test (uniaxial stress),? 196 C, with the strain to enhance stress increases, the room temperature tensile yield strength and tensile strength are increased; samples after aging treatment than without aging The treated samples have a higher yield strength and tensile strength. In order to study the biaxial stress, with notched specimens for tensile test at? 196 C, with the strain strengthen the stress increases, little change in the yield stress of aging sample; without aging treatment increased the yield stress of the specimen; Not after aging the yield stress of the treated samples than the original strengthen stress increases, further strengthening effect at room temperature. ? 196 C to a tensile test, notched specimen, and the tensile strength ratio smooth, without aging the sample, with the original strengthen the stress increases; However, after aging the sample, with the original strengthen when the stress increases. That is, the stress increases with the original strengthen the notch sensitivity increase. Test summary, the following conclusions: a low temperature can be used to strengthen to improve the strength, the manufacture of pressure vessels; b without limitation of strain hardening stainless steel? 196 C have a higher notch toughness; c strengthen the limitation of strain stainless steel,? 196 C and has high strength at room temperature; d in? 196 C generating strain hardening, requires a certain amount of stress. Arde-Portland Henderson SW 11: strain hardening and then after aging can improve strength; improve the material strain hardening creep resistance and notched strength; without the limitation of strain hardening stainless steel, high temperature performance is also good. Below the yield stress, in a strongly oxidizing environment, corrosion resistance and annealed pressure vessel. Summary of strain hardening main advantages: high strength; high creep strength; high notch toughness; distorted low temperature aging at 427 ; improve reliability, the the cylinder deformation of 12% to 14%, the ball deformation of 7% to 8%, testable ray undiscovered defects; reduce stress concentration; for the benefit of the weld, the weld and base metal; improve corrosion resistance.ArdePortland Arthur C 12 pointed out that, Arde form mode manufacturing pressure vessels mainly due to the non-proliferation of type face-centered cubic lattice into a body-centered cubic lattice, austenite into martensite, and after the aging , to further enhance its strength at room temperature. Its successful application in that three important factors: a chemical composition, the material has the best combination of strength and toughness, ease of welding; b welding will produce a contraction of 1%, strain hardening, and the strength of the base metal, It is essential that the welds smooth transition, these can not be achieved by the traditional method; deformation (c design, pressure vessel deformation amount of theoretical calculations mentioned earlier, this is completely unnecessary, pressure vessel deformation simply to or greater than the amount of deformation of the theoretical calculation of the pressure vessel can be). Also, strain hardening, the container to the most natural geometry changes, such as head shape to spherical.4 two austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening modeTable 2 Comparison of two austenitic stainless steel strain hardening mode. Relatively, Arde form mode strain greater degree of enhancement, the adverse impact on the material properties are also relatively large, its high cost, the process is more complex, mainly for the aerospace field 13, few reports. Avesta method has been accepted in many European countries, EN13458 Appendix C has been adopted, with more experience.Table 2 austenitic stainless steel pressure vessel strain hardening Comparison5 types of pressure vessel standard austenitic stainless steel allowable stress value comparisonAustenitic stainless steel pressure vessel strain hardening upon the conventional approach to design, manufacturing process and select the material allowable stress values. Austenitic stainless steel pressure vessel unique strain hardening is to increase the allowable stress value and improve the sharpest increase the pressure vessel material yield strength. And the other to improve the austenitic stainless steel material allowable stress value is the yield strength to select and adjust the yield factor of safety, the material is not plastically deformed. United States ASME -1 and ASME VIII -2 required for the austenitic stainless steel materials, allowable stress values to allow a small amount of pressure vessel deformation occasions, the highest desirable design temperature 0 90 2 to it than 0 2/ns. Germany for austenitic stainless steel, the yield strength has value by 1. 0,. Usually, 1 than 0 2 high-40MPa, such as 304, the material will increase the yield strength value of 20%. 50 to 60 years in the last century the United Kingdom, Norway, Sweden, Australia and many other countries. EU EN13445 Pressure Vessel Code also used this approach. Of Pressure Vessel Code for austenitic stainless steel, conventional design standards GB150 and stress analysis and design standard JB4732 at temperatures greater than 100 C, Xu with stress value value with the U.S. ASME -1 and ASME -2 basically the same; lower than 100 C, austenitic stainless steel material allowable stress value varies with carbon steel allowable stress value value the same way. Due to the lower yield strength of austenitic stainless steel materials, the allowable stress values by the yield strength of material decisions, showing that of austenitic stainless steel material allowable stress value is very low. Seen from Table 3, with an austenitic stainless steel material,ASME VIII -1 and EN13445 austenitic stainless steel material allowable stress values than GB150 different degree, and the design pressure, the material of the above three criteria are in elastic state, no plastic deformation of the overall structure of the pressure vessel. EN13458 Appendix C strain hardening method (Avesta mode) material allowable stress values than three standard has greatly improved, the least amount of material, with greater economic value; design pressure, the material in a plastic state, the pressure The overall structure of the container has a significant plastic deformation occurs. , Arde form mode strain hardening better, mainly for the aerospace industry.Table 3 austenitic stainless steel pressure vessel design allowable stress values selected Table 4 lists several austenitic stainless steel material 0.2 1.0, k value. The jonson J 14 from room temperature to 400 C or less, the same kind of austenitic stainless steel pressure vessel standards allowable stress values, as shown in Figure 2. According to the type of material, EN13445 than ASME VIII -1 allowable stress value of 20% 35%; 200 C when the material savings of 2% to 20%. Table 4 several austenitic stainless steel yield strength values Figure 2 different standard the same austenitic stainless steel under the maximum allowable stress values6 Conclusion6.1 austenitic stainless steel pressure vessel technology can greatly save material strain hardening. Avesta mode has some experience, easy to implement, and has good application prospects.The yield strength of.6.2 EU EN13445 standard austenitic stainless steel pressure vessel by 1. 0 select, material safety factor lower value, to save material, the use of a wider range of manufacturing, no special requirements, very practical. References1Jonson J. Coldstretched Austenitic Stainless Steel Pressure Vessels. Second International Conference on Pressure Vessel Technology, PartMaterials, Fabricationand Inspection. 1973. 115711652Cold-Stretching Directions 1991. Swedish Pressure Vessel Standardization3Malstrom U. Design Criteria Involving Factors of Safety onTensile Strength. Yield Strength and Creep RuptureStress. 1977. 29344Hessling G. Design Criteria for Boilers and Pressure Vessels. Papers Presented at the Sixth International Conference on Pressure Vessel Technology. 1988. 67965Brauti gam M. Pressure Vessels for Cryogenic Service Some New Aspects of Materials and Construction. The Seventh International Conference on Pressure Vessel Technology. 1992. 8878996Ambrose S. Australian Practice with Cold Stretched Pressure Vessels. The Ninth International Conference on Pressure Vessel Technology. 2000. 991077Cryogenic vessels-Static Vacuum Insulated VesselsEN13458, 20008RanaM D. Development of ISO Standards for CryogenicVessels, Pressure Vessel and Piping Codes and Standards. ASME PVP453, 2005. 2252349Cryogenic Forming: New Process Stretches and Strengthens. The Iron Age, 1961, 188(8): 616310Alper R H. Cryogenically Stretch-Formed Type 301Stainless Steel for Cryogenic Service. Materials Research& Standards, 1964, 4(10): 52553211 Henderson S W. High Strength Pressure Vessels by Stretch Forming. Materials in Design Engineering,1964, 60(6): 10410612 ArthurC. Cryogenic Stretch Forming Improves Strength Of Vessels. Metal Progress, 1969, 96(1): 646713 HurllichA.Metals and Fabrication Methods used for the Atlas. Metal Progress, 1959, 76(5): 657314Jonson J. Comparison of New EN and ASME Pressure vessel Rules for Stainless Steel The Ninth International Conference on PressureVesselTechnology.2000, 5764外文翻译二: 奥氏体不锈钢压力容器的应变强化技术*邓阳春陈钢杨笑峰徐彤(华东理工大学) (湖北省特种设备安全检验检测研究院) (中国特种设备检验研究院)摘要介绍了应变强化基本原理,并分析奥氏体不锈钢压力容器应变强化两种模式常温应变强化Avesta模式和低温应变强化Ardeform模式。同时,分析比较几种压力容器标准关于奥氏体不锈钢材料的许用应力选取,其中欧盟EN13445压力容器标准奥氏体不锈钢屈服强度按1. 0选取,材料安全系数取值较低,非常实用。关键词压力容器奥氏体不锈钢应变强化屈服强度中图分类号TQ0504+1文献标识码A文章编号0254-6094(2008)01-0054-06奥氏体不锈钢材料具有很好的高温性能、低温性能和抗腐蚀性能,而且抗拉强度很高,但屈服强度却较低。按GB150压力容器标准,以材料屈服强度和抗拉强度为基准,分别除以相应的安全系数,取其小值来确定材料许用应力值的方法,往往导致奥氏体不锈钢材料许用应力值偏低,不能充分发挥材料承载能力。为此,研究人员通过应变强化实现了提高奥氏体不锈钢材料的屈服强度,本文将对该技术作以评述。1 奥氏体不锈钢应变强化基本原理 如图1所示,材料变形超过材料屈服强度,达到k后卸载,当重新施加载荷,材料应力到达k之前,处于弹性状态,k相当于材料的新屈服强度,显然k0. 2。 图1奥氏体不锈钢单向拉伸图 对于非稳定奥氏体不锈钢,因应变产生马氏体,使加工硬化率因应变的增加而逐渐增大,缩颈被推迟,故延伸率可达最大值。同时,马氏体变体的择优形成使应力集中被松驰,呈现了相变诱导现象。对于稳定奥氏体不锈钢,在室温下加工不会形成马氏体组织,但其晶粒细化、晶格扭曲和位错密度增大也会产生硬化效应。 奥氏体不锈钢应变强化这一特性,广泛用于桥梁、建筑领域,欧洲部分国家已用于压力容器领域。奥氏体不锈钢压力容器应变强化常用两种模式:Avesta模式和Ardeform模式。2奥氏体不锈钢压力容器常温应变强化A-vesta模式将奥氏体不锈钢压力容器在常温进行应变强化水压试验,产生8%左右(最大10% )塑性变形,可提高奥氏体不锈钢材料的屈服强度和抗拉强度,通常称该方法为Avesta模式(Cold StretchedForming )。该压力容器使用介质一般为液氮、液氧和液氢等,主要民用。瑞典Avesta Sheffield公司从1959年开始,一直从事压力容器奥氏体不锈钢应变强化工作,并在很多国家申请了专利1。Avesta Sheffield公司1959年在瑞典通过特别许可,在经过了15年采用奥氏体不锈钢应变强化技术制造压力容器后,于1974年瑞典压力容器技术委员会通过压力容器奥氏体不锈钢应变强化技术, 1975年纳入压力容器专门标准应变强化压力容器标准2(Cold-stretching DirectionCSD)。1977年,瑞典、芬兰、挪威、德国、澳大利亚、荷兰、英国、西班牙、葡萄牙、捷克斯洛伐克及南非等国已接受压力容器奥氏体不锈钢应变强化技术3。瑞典应变强化压力容器标准CSD,使用材料相当于304和316L等,最大厚度30mm,最高使用温度400。退火态材料0. 2为210MPa左右,延伸率大于35%。强化后,屈服强度取k为410MPa左右,作为新材料,再按常规方法进行设计。应变强化水压试验压力由下式确定瑞典CSD标准指出,单向拉伸试样,最大10%应变足够保证该材料新的屈服强度k值。平面应力按Mises屈服准则计算,相应的应变按表1的比例关系计算。表1应力、应变比例关系瑞典CSD标准指出,为保证材料新的屈服强度k值,对于圆筒环向最大应变为8. 7%;球罐最大应变为5. 0%。瑞典标准规定最大应变为10. 0%。实际圆筒最大应变为3% 5%,主要原因: a.实际材料s比标准值偏大; b.实际板厚偏差及计算圆整后有余量; c.封头、接管等有强化作用。另一个值得重视的问题是, 1991年版的瑞典CSD标准不再需要保证材料新的屈服强度k值,只需按应变强化k计算所需压力进行水压试验即可。摒弃了1975年版根据k计算,需保证最小应变的要求。 Jonson J1指出,应变强化需保证材料组织稳定,不因应变产生马氏体。常用稳定和亚稳定奥氏体在少量应变条件下,不会产生马氏体。304L和316经过300350、2 000h时效试验表明,应变强化处理材料与未应变强化处理材料一样,屈服强度值和抗拉强度值变化较小,说明可提高应变强化的使用温度。应变强化处理材料后,550650蠕变性能仍很好,疲劳强度提高。低于10%应变强化处理材料,在弱氧化性介质如H2SO4中,腐蚀性与未应变强化处理材料一样;应力腐蚀结果也一样。另外, 304L、316钢的残余应力由于应变强化减少或消除,这一点已被应力腐蚀试验证实。 HesslingG4指出,应变强化可节省材料,随温度升高,节省材料量降低BrautigamM5指出,压力容器母材和焊条采用稳定奥氏体不锈钢材料304LN,当应变强化塑性应变量为20%时(包括强化后在液氮下使用),母材、焊缝和热影响区均未产生马氏体组织。321为亚稳定奥氏体, 20%应变明显产生马氏体;在液氦低温使用一年,未完成马氏体转变;在20、250次循环可加速马氏体转变,需考虑-196,循环对马氏体转变的影响。20%应变,对稳定奥氏体和亚稳定奥氏体材料冲击韧性均有影响;对于不产生马氏体稳定奥氏体材料冲击韧性的影响可能是由于晶体结构扭曲造成的。包括稳定奥氏体材料, 20%应变导致材料冲击韧性降低比低温影响更大; 20%应变后稳定奥氏体和亚稳定奥氏体材料在20、-196、-269时,其冲击韧性均能满足AD规范和ASME规范等;实际应变强化压力容器应变只有8% 10%,在低温液体中有足够的冲击韧性。Ambrose S61969年开始进行应变强化技术研究, 1969年首次制定规范ME/1/69-134应变强化压力容器(用于低温), 1999年纳入标准AS1210附录2。材料采用304、316L等;应变限制在5%,局部最大10%,比瑞典标准保守。限制5%,主要为了满足ISO/TC11(1970)的要求。应变强化方法具有3个优点: a.释放残余应力; b.在很多情况下改变形状,提高抗屈服能力; c.提高疲劳性能。欧盟低温压力容器标准EN13458附录C7采用应变强化技术,推荐了几种材料,也可使用其它稳定奥氏体和亚稳定奥氏体材料,但需满足相应的技术要求。材料最大厚度30mm,最高使用温度50,延伸率大于35%。退火态材料应变强化后,屈服强度k比0. 2最多增加200MPa左右。作为新材料,再按常规方法进行设计。应变强化所需水压试验压力为设计压力的1. 5倍,保证在使用过程中容器处于弹性状态。退火态容器强化时,变形量较大;材料已强化的容器(指加工过程无意中强化或板材轧制的有意强化),水压变形量较小。退火态容器最大容许10%应变,在较长时间保持载荷情况下,可容许增加1% 2%应变,实际上,一般圆筒为3% 5%应变。这样应变强化后材料仍能保持较高的延伸率和冲击韧性。RanaM D8介绍了ISO/TC220 2000关于低温奥氏体不锈钢容器,也接受应变强化方法,与EN13458基本一致。3奥氏体不锈钢压力容器低温应变强化Ardeform模式 1961年,Arde-Portland公司将退火态301奥氏体不锈钢容器,在?196(液氮)保温,进行应变强化水压试验,产生10%左右(最大13% )塑性变形,提高了301钢的屈服强度和抗拉强度,有的再经过427、20h时效处理,进一步提高301钢的屈服强度和抗拉强度9,通常称该方法为Ardeform模式(Cryogenic Stretch Forming)。该奥氏体不锈钢压力容器用于航天领域,使用介质为液氮、液氧和液氢等。Arde-Portland公司的Alper R H10对Arde-form模式性能进行较为详细的实验研究。同一尺寸的球(301钢),在?196经过应变强化,不经过时效处理,但在室温放置2h以上,在?196爆破时,屈服应力比应变强化应力有少量的升高,说明室温下也有一定时效作用;经过427、20h时效处理,屈服应力比应变强化应力有很大的升高,并随不同应变强化应力而不同;但两者爆破时应力较接近。退火态的球罐,在?196爆破时,屈服应力相当于材料在该温度下的屈服应力,这也是产生应变强化的起始应力;爆破时应力较低,但是考虑材料减薄,按真应力计算,爆破时应力与经过应变强化球的应力较一致。在常温下进行爆破实验,未经过时效处理的球屈服应力取决于球原先应变强化应力;经过时效处理的球屈服应力较高,爆破应力也较高。同时,采用光滑试样进行拉伸实验(单向应力),在?196,随应变强化应力增大
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