毕业设计（论文）-100m2双管板废热锅炉设计.doc

南华大学机械工程学院毕业设计引 言 能源是人类得以生存的基础，然而在21世纪的今天，能源危机已经是全世界都面临的问题。我国对节能环保是十分重视的，充分利用有限的能源有利于可持续发展。全套图纸加扣 3012250582 合成氨工业会产生大量的废热，如果这些热量直接排放掉的话是一种很大的浪费，因此得把这种热量回收利用，合成氨废热锅炉就是用来回收在合成氨的过程中所产生的余热的一种换热设备。通过废热锅炉产生蒸汽作为工厂的能源，这样就提高了热能的利用率，减少了能源的浪费，可以获得很大的经济效益。同时废热锅炉在合成氨系统中也是不可缺少的设备，工艺气体在进入下一个工艺时需要控制温度，废热锅炉可以起到降温作用。除了在合成氨工业，废热锅炉在其他化工行业中也经常要用到。 根据不同的生产工艺要求，有不同的废热锅炉，双管板废热锅炉是目前使用比较广泛的一种。本次设计的是100m2双管板废热锅炉，与其他废热锅炉相比较，双管板废热锅炉有比较大的优越性，主要有：换热面积大，气体压降减少；密封结构改进，密封好，减少泄露；换热管之间的间隔大，便于清洗和维修；容易制造、结构相对简单、经济性好。 本次设计是对大学四年所学的一次综合考核，是通过运用自己学到的专业知识，查阅相关资料，在老师的指导下去进行的，但是由于我的知识和设计经验不足，加上时间比较仓促，在设计的过程中难免会有些地方是错误和不完善的，希望老师指点。1 概 述 管板式废热锅炉属于压力容器的一种，所以在设计过程中的重点是锅炉的强度和失效形式，在管壳式换热器中，如果不考虑载荷的波动、高温高压以及实际钢材可能存在的各种缺陷，则强度失效可分为塑性失效和弹性失效，刚度失效则是失去了稳定性。然而在管壳式换热器的强度设计中，一般是按照静载荷的条件来考虑的。1.1双管板废热锅炉的设计参数表1.1 设计技术参数表容器类别三类壳程管程设计压力 Mpa2.53.14设计温度 225400操作介质脱氧软水 蒸汽H2 N2 NH3 CH4主要受压元件材质16MnR 1Cr18Ni9Ti换热管规格 mm换热面积 m21001.2双管板废热锅炉的设计概述 在工程上一般把厚径比t/R0.1的壳体看作薄壳，此时在内压作用下可以不计筒体上的径向应力，且认为两向应力沿壁厚的方向均匀分布，从而很大程度地简化了设计。也就是可以运用回转薄壳无力矩理论进行设计计算。 对于法兰，法兰的失效方式主要是由于法兰的刚度不够或垫片性能不好而引起泄漏，在设计计算时要通过强度计算来保证法兰和锥颈的刚度和连接螺栓的强度，同时采用优质的垫片。 在锅炉的壳体上一般有开孔接管，这样就会导致应力集中，加大了失效的危险，所以要进行开孔补强计算，注意补强的形式。1.3废热锅炉的选型 锅炉的设计必须满足产品工艺的要求，并且考虑锅炉的工作环境，要求锅炉能够工作稳定、结构简单、容易制造、价格便宜等因素。同时，在本次设计中，锅炉的最高工作温度为400，属于低温操作，因此工艺气体对材料的热膨胀影响比较小，又考虑到管程压力大于壳程，所以选用U型双管板式废热锅炉。1.4双管板废热锅炉的结构和钢材的选择1.4.1钢材的选择 由于锅炉在高温高压下工作，还要承受不稳定的载荷，所以不是任何一种钢都可以采用的，一般要用压力容器专用的钢材，除了要考虑有足够的强度外，还要有比较好的机加工性能和与介质相容的性能。要有良好的化学性能和力学性能，同时具备经济性，所以本次设置中主要的元件材质选用16MnR和10MoWVNb。1.4.2废热锅炉的结构 本次设计的锅炉主要组成有管束、管板、顶盖、壳体，壳体跟管束部件采用无垫片焊环法兰连接。顶盖是1Cr5Mo的IV级锻件，进出口集气室由管板跟顶盖组成，由于废热锅炉管束属于高温高压的设备，所以平盖和管板都要用自紧式双锥密封，用螺栓连接。汽包上的设备法兰组焊在锥形筒体下部的筒体上，锅炉换热管为,10MoWVNb的U型管，换热管数量为101根，换热面积为100mm2，管孔采用正三角形的布置形式，管板材料为10MoWVNb的IV级锻件，换热管跟管板之间的连接用先焊后胀的焊接方式。废热锅炉的结构简图图如下所示：1.螺纹法兰 2.顶盖 3.管板 4.封头 5.设备法兰 6.偏锥体 7.汽包 8.筒体 9.封头 10.支座 11.管束图1.1 双管板废热锅炉管束-管板角缝2 设计计算2.1废热锅炉壳程受压元件的强度计算及厚度确定2.1.1锅炉基本参数的确定和计算 本次设计的锅炉直径为2200mm，则最大液柱高度取h=2.2m；由于壳程介质为水，因此液体密度取Kgm3；已知锅炉壳程设计压力为P=2.5Mpa，5设计压力，所以液柱静的压力可以忽略不计，则壳程计算压力：Pc=P=2.5Mpa；通过查阅GB150表4-1，然后利用内插法可求在设计温度下的材料许用应力：当板厚为616时：又已知在试验温度下的材料许用应力为，则液压试验压力：； 当板厚为1636时：又已知在试验温度下的材料许用应力，所以液压试验压力：；因此可以最终确定设备的液压试验压力：因为要对壳体接缝进行100的无损检测，故取焊接接头系数；由于在GB6654-1996压力容器用钢板中规定16MnR的钢板厚度偏差要为正，所以钢板厚度负偏差取C1=0mm；因为锅炉壳程的介质是脱氧软水和蒸汽，所以壳程的腐蚀裕量取C2=2mm；由于GB150规定碳素钢、低合金钢制压力容器的最小厚度是3+C2，因此壳体的最小厚度为5mm。2.1.2锅炉筒体的强度计算及厚度的选择 由上面可知计算压力Pc=2.5Mpa,由于焊接可能会引起强度削弱，要乘以焊接接头系数，但前面已经确定了壳体对接焊缝需要进行100%的无损检测，故取焊接接头系数=1 ，则可用下式求锅炉筒体的计算厚度： 筒体的设计厚度： 筒体的名义厚度：考虑到选材的方便性，所得的名义厚度向上圆整到钢材标准规格的厚度22mm，由于22mm5mm（5mm为最小厚度），故最终得到筒体的名义厚度为；筒体的有效厚度：锅炉在压力试验前对筒体应力的校核，由GB150.32011式（3-3）得： 由上式可知锅炉筒体液压试验前的应力校核合格；在设计温度下锅炉筒体的计算应力： 由上可知锅炉筒体的计算应力校核合格；在设计温度下锅炉圆筒最大能够允许的工作压力，由GB150.32011式（3-6）得：一般情况下要求工作压力小于设计压力，所以锅炉筒体名义厚度取可以保证安全。2.1.3大端标准椭圆封头的强度计算及厚度选择 本次设计废热锅炉的椭圆封头形状与尺寸如下图所示： 图 2.1 标准椭圆形封头 当公称直径DN=2200时，h1=550，h2=25/40/50, 当公称直径DN=1800时，h1=450，h2=25/40/50, 当公称直径DN=1000时，h1=250，h2=25/40/50, 以上单位为毫米。 当时，封头直边段的高度h2取25mm；当时 ，封头直边段的高度h2取40mm； 当时，封头直边段的高度h2取50mm由于本次设计的锅炉椭圆封头采用JB/T4746-2002的标准椭圆封头，所以封头内直径Di是封头曲面高度hi两倍的一半，即 于是椭圆封头的形状系数为： 已知Pc=2.5MPa 故可以用下式计算椭圆封头的计算厚度：椭圆封头的设计厚度： 由于封头在制造时会因为冲压变薄，所以考虑十分之一的椭圆封头冲压减薄量，可得C2=2+2.4=4.4mm，于是封头的设计厚度：椭圆封头的名义厚度： 所得值向上圆整到钢材标准规格的厚度得24mm，由于24mm5mm（最小厚度），因此初定确定椭圆封头的名义厚度；椭圆封头的有效厚度：考虑封头的有效厚度要大于椭圆封头内径的0.15%，由，所以上面得到的有效厚度符合标准要求；锅炉在压力试验前对椭圆封头应力的校核： 故椭圆封头压力试验前的应力校核合格；在设计温度下椭圆封头的计算应力： 故椭圆封头的计算应力校核满足要求；在设计温度下椭圆封头可以达到的最大允许工作压力： 考虑到设备的运行安全，一般情况要求工作压力小于设计压力，所以椭圆封头的名义厚度取能够确保安全。2.1.4小端标准椭圆封头的强度计算及厚度选择 小端封头和大封头一样是标准椭圆封头，因此封头内直径Di是封头曲面高度hi两倍的一半，所以封头的形状系数为：；计算厚度：；与前面所述一样，封头在冲压后会变薄，取10%，因此得C2=2+3.2=5.2mm;设计厚度：；名义厚度：由于在后面计算可知偏锥体的名义厚度为32mm，为了使用方便，要求使两焊环法兰颈部厚度一样，因此名义厚度向上圆整到钢材标准规格的厚度32 mm；由于圆整后的厚度32mm大于最小厚度5mm，所以初步确定小端椭圆封头的名义厚度为；有效厚度：；因为GB150规定，如果是标准的椭圆封头，则其有效厚度要大于封头内直径的0.15%，又，所以以上结果符合标准要求；在压力试验前校核椭圆封头所受的应力：可得小端椭圆封头在液压试验前的应力校核满足要求；在设计温度下小端椭圆封头的计算应力：可得对小端椭圆封头的计算应力的校核满足要求；在设计温度下最大允许的工作压力：为了设备安全可靠，一般情况下要求工作压力小于设计压力，所以椭圆封头的名义厚度取满足安全要求。2.1.5锅炉偏锥体的强度计算与厚度的选择偏锥体的厚度计算与应力校核相对复杂些，但可以参照正锥体的计算公式进行计算，偏锥体的半顶角有两个，一个为0o，另一个为30o，为了确保安全可靠，偏椎体的半顶角取比较大的一个，即取值。 偏锥体的计算厚度： 通过查阅GB150图7-11，可得偏锥体大端与筒体连接处的不连续应力并不影响设备的安全，可以不用进行加强处理，于是偏锥体大端的计算厚度： 又查GB150图7-13可得偏锥体小端的连接处由于产生比较大的不连续应力，对设备的强度影响较大，因此要进行加强处理，在计算时要乘以连接处的应力增强系数Q小，通过差GB150图7-13可得其值为2.01，于是偏锥体小端有加强部分的计算厚度： 偏锥体小端锥体加强部分的长度：偏锥体小端圆筒部分加强的长度： 实际计算中在确定偏锥体的小端锥体跟圆筒加强段的厚度与长度时，在满足条件要求的情况下我们习惯用跟偏锥体相连接的焊接环法兰的厚度和长度来代替进行加强； 在设计的时候我们对偏锥体结构进行简化，并且统一板厚，取上面计算结果 三者当中的最大值作为偏锥体的计算厚度，于是偏锥体的计算厚度：偏锥体的设计厚度：偏锥体的名义厚度：向上圆整到钢材标准规格的厚度32mm，由于32mm5mm，即圆整后的名义厚度大于最小厚度，所以确定偏锥体的名义厚度为偏锥体的有效厚度：。2.1.6接管a和b的强度计算及厚度选择2.1.6.1接管a和b与其中心垂直的截面的单孔补强计算 初步选定换热管的规格为，根据废热锅炉的总长度，先预定换热管的有效换热长度为L=6545mm。任务书给定换热面积，可得换热管根数：根；假设孔心距S=35，查有关资料可知布管限定圆，又已知管板管程侧的短节内径： 圆整至450mm；管板壳程侧的接管内径：加上3mm的余量，变为469mm;考虑到开孔补强的因素，现统一采用跟主筒体板材一样的厚度。先取接管的名义厚度为；已知计算压力 ，所以计算厚度为：；接管的有效厚度：；开孔的直径：；最大有效补强范围：最大有效宽度：；接管内外侧的有效补强高度可用下式进行计算，并分别取式中的最小值，接管最大有效的外伸量或内伸量：；由于工艺和材料难免有缺陷，所以会有强度的削弱，强度削弱系数：；能够当作有效补强的金属面积Ae有下面几点：壳体的有效厚度减掉计算厚度以后的多余部分金属面积：接管的有效厚度减掉计算厚度以后的多余部分金属面积：我们把接管与封头焊接角高定成8mm，可得在补强区的焊缝金属面积为；这一部分金属面积可作为补强的截面积：；由于490+473/2=726.580%Di/2=720,，知；如果圆筒是受到内压，则所需要的最小补强面积A可用下式计算，得开孔所需补强面积：；由于可以作为补强的截面积Ae开孔所需补强的面积A，因此开单孔补强满足要求。2.1.6.2接管a和b两孔连线之间截面的联合补强计算在管板壳程一侧接管中心线偏移封头中心线的距离定为490mm，两孔中心的距离L=980 mm，由放样可得开孔直径为：；由于两孔的平均直径的1.33倍（698.492）小于两孔中心距（980），且两孔的平均直径的2倍（1048）大于两孔的中心距（980），因此采用联合补强的方法，于是最大有效补强范围：最大有效宽度：最大的有效内伸量或外伸量：；开孔造成强度削弱，强度削弱系数为：；于是得总的壳体多余部分的金属面积： 两孔之间壳体多余部分的金属面积： ；另外A2，A3值的计算：总的补强为两孔单孔补强之和，两孔之间的补强为两单孔补强和的1半。因此得到接管总的多余金属面积：；总的在补强区的焊缝金属面积：；于是得总的可以作为补强的截面积：两孔之间的接管多余金属面积：；两孔之间的补强区的焊缝金属面积：；于是得两孔之间的可作为补强的截面积：；由于490+473/2=726.580%Di/2=720,因此开孔位于所定的范围之外，得；总的所需补强面积： 由上得所需的补强面积：A等于50%总的开孔所需补强面积的50%，其值为7737.489；于是：总的可以作为补强的截面积总的开孔所需要的补强面积A，并且两孔之间的可作为补强的截面积两孔之间的开孔所需的补强面积A，因而联合补强满足要求。2.1.6.3对接管a与b的应力校核在压力试验前校核接管应力： 可知接管在液压试验前的应力校核满足要求；计算在设计温度下的接管应力：可得校核接管的计算应力的结果满足要求；在设计温度下接管工作压力的最大允许值：为了设备运行安全性，一般情况要求工作压力小于设计压力，所以接管的名义厚度取值可以保证安全。又因为所取的名义厚度5（最小厚度），因此可以最终确定接管的名义厚度为。2.1.7汽包（件7）主要受压元件的强度计算及厚度选择 汽包是锅炉重要的受压元件，是换热过程中加热、蒸发和过热的枢纽，同时可以增加锅炉的安全运行性，提高蒸汽的质量。2.1.7.1汽包法兰的选择因为汽包的内径为1000mm，设计压力Pc=2.5MPa，所以在设计选择法兰时选JB/T4703-2000的高一个压力等级的标准法兰，具体参数：下法兰FM 1000-4.0，上法兰M 1000-4.0，法兰颈部的厚度，国标规定法兰对接筒体的最小厚度。2.1.7.2汽包筒体的强度计算与厚度选择已知计算压力Pc=2.5Mpa因为，因此汽包筒体的计算厚度可以用下式求得：；汽包筒体的设计厚度：；汽包筒体的名义厚度为：由于法兰标准JB/T4703-2000规定其对接筒体的最小厚度，因此以上的名义厚度应向上圆整到钢材标准规格的厚度18，因为18大于（最小厚度），所以最终得到筒体的名义厚度；汽包筒体的有效厚度：；在压力试验前对汽包筒体应力的校核： 由此可知筒体在液压试验前的应力校核合格；设计温度下汽包筒体的计算应力： 可知汽包筒体计算应力的校核合格；在设计温度下汽包圆筒工作压力的最大允许值：考虑到设备的安全性，我们一般要求工作压力小于设计压力，所以汽包筒体的名义厚度取可以满足安全要求。2.1.7.3汽包椭圆封头的强度计算和厚度选择与前面所诉，由于汽包封头是采用的JB/T4746-2002中规定的标准椭圆封头，故封头内直径Di是封头曲面高度hi两倍的一半，因而椭圆封头的形状系数：；汽包椭圆封头的计算厚度：；考虑到封头在冲制过程中会变薄，取椭圆封头冲压减薄量为10%，得C2=2+3.8=5.8mm;设计厚度：；名义厚度：为了与其对接的筒体统一厚度，以上的名义厚度向上圆整到18 mm；因为圆整后的厚度18 mm大于最小厚度5 mm，所以初步定汽包椭圆封头的名义厚度为；有效厚度：； 因为要求封头的有效厚度大于封头内径的0.15%，而，故符合标准要求；在压力试验前校核椭圆封头的应力：可得汽包椭圆封头在液压试验前的应力校核符合；在设计温度下的计算应力：可得对汽包椭圆封头计算应力的校核符合要求；在设计温度下汽包椭圆封头最大允许的工作压力：考虑到设备的运行安全性，一般要求工作压力小于设计压力，因此可知汽包椭圆封头的名义厚度取满足要求。3.1.7.4汽包接管与其中心线垂直的截面的单孔补强计算已知接管内径为Di=600mm，考虑到开孔补强因素，同时为了汽包统一板材厚度，于是初步定接管的名义厚度为；已知计算压力Pc=2.5MPa,由 ， 可得汽包接管的计算厚度：；汽包接管的有效厚度：在压力试验前校核汽包的接管应力：于是得汽包接管在液压试验前的应力校核符合要求；在设计温度下汽包接管的计算应力：于是得汽包接管的计算应力校核符合要求；在设计温度下汽包接管的工作压力最大允许值：考虑到设备的运行安全性，一般要求工作压力小于设计压力，因此可知汽包椭圆封头的名义厚度取满足要求。汽包开孔直径：由于圆形孔的直径等于接管内径加上2倍管厚，所以开孔直径 ；最大有效宽度：；内和外侧的有效高度用下式进行计算，分别选取式中的较最值， 最大有效的内伸量或外伸量：；接管的实际内伸量为0，则有效外伸；考虑各方面可能对接管削弱的因素，按下式计算得强度削弱系数：；可以作为有效补强的金属面积Ae包括下面几个部分：壳体的有效厚度减掉计算厚度之后多余部分的金属面积：接管的有效厚度减掉计算厚度之后多余部分的金属面积：；接管与封头的焊角高定为8mm，于是的有效补强区的焊缝金属面积；可以作为有效补强的面积：； 对于受内压作用的圆筒，所需要的最小补强面积A可以按下式求得，已知汽包筒体的计算厚度为，故开孔所需的补强面积：；因为可以作为补强的截面积Ae=3504mm2小于开孔所需的补强面积A=10946mm2，所以需要进行另加补强，由于AND（P6.4Mpa,t350, ,）=1,故采用补强圈补强的方法，根据经验可知，所给的补强面积等于1.2倍所需的补强面积，于是得到补强圈的面积：；为了能与壳体统一板厚及材质，取补强圈厚度为；考虑到接管与壳体的相贯性，放样调整为；于是得补强圈的外径：；通过以上的另加补强之后，可得接管开孔补强满足要求。2.1.7.5汽包正锥体的强度计算及厚度选择汽包正锥体半顶角取值为汽包正锥体的计算厚度： 通过查GB150图7-11可得正锥体的大端连接处不需要进行加强处理，于是正锥体大端的计算厚度：通过查GB150图7-13可得正锥体的小端连接处需要进行加强处理。要得到小端加强段的计算厚度，则要知道应力增强系数，通过查GB150图7-14可得正锥体小端连接处的应力增强系数Q小的值为2.01，于是正锥体小端加强段的计算厚度可用下式计算：正锥体小端的加强段长度：正锥体小端圆筒的加强段长度：在实际设计中正锥体小端锥体与圆筒加强段的厚度和长度，我们习惯用与正锥体相连接的焊环法兰的厚度及长度来代替进行加强；为了简化正锥体的结构，并且统一板厚，我们取 三者中的最大值作为正锥体的计算厚度，于是得汽包正锥体的计算厚度：汽包正锥体的设计厚度：汽包正锥体的名义厚度：；考虑到与其对接的筒体统一厚度，于是所得名义厚度向上圆整到厚度18mm，因为圆整后的厚度18mm大于最小厚度5mm，所以确定正锥体的名义厚度为汽包正锥体的有效厚度：。 2.2废热锅炉管程主要受压元件的强度计算及厚度选择2.2.1 U形换热管b型（管板跟管壳程筒体都有焊接）管板的计算2.2.1.1假设管板的计算厚度及校核管板的径向应力因为采用无隔板，所以沿隔板槽一侧的排管根数为根，隔板槽相邻两侧的中心距；换热管的中心距，由于管孔数量为101个，故当量U形管根数为根；由于换热管布局是采用三角形布管，在管板布管区内未被换热管占据的面积：管板布管区的面积：假定管板的计算厚度为；任务书给定了管板的材料为10MoWVNb，可以得到管板材料的弹性模量为，管板材料的泊松比；管板开孔之前的抗弯刚度：；已知壳程圆筒的厚度，壳程圆筒的直径，；因为采用的是b型连接方式，所以壳体法兰的厚度为，管板延长部分的宽度为； 通过查GB151中的图26得系数：;由于任务书给定壳程圆筒的材料为16MnR，故壳程圆筒材料的弹性模量；旋转刚度参数： 管箱圆筒的厚度，壳程圆筒的直径， ，通过调整后为0.1；因为是b型连接方式，所以管箱法兰的厚度为；通过查GB151中的图26可得系数：；因为是采用b型连接方式，所以管板延长部分的宽度为；由于管箱材料为10MoWVNb，管箱圆筒材料的弹性模量；管箱圆筒及法兰的旋转刚度参数： 管板边缘的旋转刚度参数：；管板边缘处的直径：无量纲参数：； 管板边缘处的半径：；通过查GB151图19可得管板中心处的应力系数：通过查GB151图20可得布管区周边处的系数：通过查GB151图21可得管板边缘处应力系数：管板的设计压力：管板的强度削弱系数：；在管板中心的径向应力： 布管区周边处的径向应力： 管板边缘处的径向应力：因为给定管板材料为10MoWVNb，在设计温度下管板材料的许用应力，由于、和三个值都，因此管板的径向力校核满足要求。2.2.1.2换热管轴向应力的校核已知；当换热管只有一时，换热管管壁金属部分的横截面积：；换热管的轴向应力：因此得换热管的轴向应力校核满足要求；当=0Mpa，此时只有时，则换热管的轴向应力：因此换热管应力校核满足要求；当=0Mpa，只有管程设计压力时，换热管的轴向应力：，因此换热管的应力校核合格；2.2.1.3换热管与管板连接之间拉脱力的校核因为焊角高L=6.5mm；则拉脱力：；由于，故换热管与管板之间的拉脱力校核合格。由此得出结论：假设管板取（计算厚度）是合格的。如果是采用强度接，则能够确保换热管与管板连接的密封性能和抗拉脱强度满足要求。其结构型式如下图： 图2.2用于整体管板 考虑到本次设计的废热锅炉管束属于高温高压的设备，以及工作载荷的波动和环境影响等因素，为了确保设备的安全稳定性，故换热管与管板采用先焊后胀的方式，并且高压管与管板的焊缝进行磁粉检测处理。2.2.1.4确定管板的名义厚度采用强度焊时要求管板的最小厚度：；则管板的名义厚度： 圆整到2.2.2端部强度计算及校核2.2.2.1各个符号的意义：a主螺母的高度（mm） mm;C2腐蚀裕量（mm）按照设计参数取C2=2 mm；Pc计算压力（Mpa）根据设计条件取Pc=31.4 Mpa；E弹性模量（Mpa）；Aa 在预紧时，所需要的螺栓最小总截面积（），, 。Ab 实际所使用的螺栓总截面积，；取最小者，。Am 需要的螺栓总截面积，；取Ap与Aa之中的较大值;Ap在操作状态下，需要的螺栓总截面积（）以螺纹小径计算或外螺纹部分的最小直径计算，取最小值。常温状态下主螺栓的许用应力(Mpa),;设计温度下主螺栓的许用应力（Mpa），;端部法兰的外径，；螺栓中心圆的直径，；端部法兰的计算内直径，；主螺栓的公称直径，；主螺栓光杆部分的直径，；主螺栓的个数，个；筒体端部的总高度，；筒体端部外缘的长度，,取值；螺孔的深度，,取；直边的长度，；过渡圆角的半径，；端部法兰的倾角，；端部法兰和筒体处的名义厚度双锥环的高度，查GB150-2011表G6得 , ；双锥环的厚度，查GB150-2011表得G6 ，；双锥环外侧面的高度，查GB150-2011表G6得 , ；双锥环有效高度，按GB150 ；双锥环内圆柱面的直径，查GB150-2011表G6 得 ；双锥环密封面的锥角，；摩檫角，按GB150钢-铝得； ； 2.2.2.2主螺栓计算螺栓的受力分析：在操作状态下螺栓的受力，N；按照GB150-2011公式G5计算：在预紧时螺栓的受力，N；按照GB150-2011公式G5计算： 在操作状态下所需的螺栓总截面积，；按照GB150-2011公式（9-6）；在预紧状态下所需的螺栓总截面积，；按照GB150-2011公式（9-7）；所需要的螺栓面积，在与中取较大值，得；实际螺栓的总截面积，；应为，所以主螺栓满足要求；在预紧时螺栓的设计载荷为：;在操作时螺栓的设计载荷为：取较大值，得螺栓设计载荷：2.2.2.3锅炉的端部法兰强度计算及校核锅炉端部法兰与筒体处的名义厚度的计算：在GB150-2011中规定端部法兰与筒体处的名义厚度不能够小于由内压确定的名义厚度，于是；端部得结构如下图所示： 图2.3 筒体端部结构由于采用堆焊，端部法兰是锻件，则取,焊缝系数取，所以；通过查GB150表4-3知端部法兰在设计温度下的许用应力为。向上圆整到54mm。校核端部法兰的应力：符号：各符号的意义及其值如下： 图2.4筒体端部计算图作用于锅炉端部法兰纵向截面的弯矩，按照GB150-2011式（9-32）计算得：锅炉端部法兰纵向截面的抗弯截面系数按照GB150-2011式（9-33）计算得：对锅炉端部法兰纵向截面的弯曲应力校核按照GB150-2011式（9-34）计算得：；由以上的结果得端部法兰的强度校核合格。2.2.2.4顶盖的强度计算及校核以下符号的含义及其值： 在预紧状态下的结构特征系数； 在操作状态下的结构特征系数； 螺栓的中心线至垫片压紧力作用的中心径向距离，mm； ； 开孔造成的强度削弱，削弱系数按照GB150-2011式（8-6）计算得； 平盖的计算直径，mm，通过查GB150-2011表7-7螺栓连接的圆形平盖（13）； 在顶盖危险径向截面上开孔宽度的总和不能大于，并且任意相邻两孔的中心距的最小值要大于或等于两孔平均直径的1.5倍，mm； 顶盖的许用应力为Mpa，；表2.1用螺栓连接的圆形平盖（13）的计算： 由于该顶盖属于GB150-2011表7-7中13#螺栓连接的圆形平盖，故按下式计算： ; ;在平盖的径向截面上，当该截面为危险截面时，各开孔宽度的总和：；平盖开孔的强度削弱系数： ;开孔后的系数K：在预紧状态下的结构特征系数：在操作状态下的结构特征系数：在预紧状态下的计算厚度：；在操作时顶盖的计算厚度为：顶盖的计算厚度为：顶盖的设计厚度为：顶盖的名义厚度为：校核平盖a-a环向截面上的当量应力： 图2.5 平盖图中h1=143mm，于是可得：弯曲应力，Mpa；剪应力，Mpa；对作用于顶盖a-a环向截面的当量应力进行校核：按照GB150-2011式（G6）得:由以上校核结果得顶盖a-a环向截面的当量应力校核合格。2.2.2.5管板与平盖之间的连接 在本次设计中锅炉管程的压力和温度都比较高，所以管板与平盖间需要采用高压密封形式，由于被连接件在径向上的刚度比密封元件的大，为了保证锅炉的密封性能，故采用半自紧式密封结构，其简图如下所示：a） 平盖上的双锥环采用托环以及螺栓进行固定，双锥环的内圆柱面和平盖的圆柱支承面之间的径向间隙要求控制在双锥环内圆柱面直径的0.1%至0.15%的范围以内；b） 在平盖的圆柱支撑面上开了若干条纵向的半圆形沟槽。c） 密封面之间的软金属垫片厚度约为1mm，非金属垫片厚度约0.5mm，软金属直径为25mm； （a） 图2.6 双锥密封结构2.2.2.6焊环法兰的选择 根据压力容器的法兰标准JB/T4703-2000规定，长颈对焊式法兰适用于公称压力为0.66.4Mpa、工作温度为-70450的钢制压力容器，腐蚀裕量3mm。通过查JB/4703-2000选取法兰如下所示： 图2.7长颈对焊式法兰表2.2 通过查JB/ T4703-2000表1续所得焊环法兰结构尺寸如下所示： ， ， 2.2.2.7鞍座的设计定鞍座包角为120，在JB/T4712中规定钢制鞍座的宽度b一般可以大于或等于，即，现取b=300mm。 双鞍座容器简图如下所示： 图2.8 双鞍座简图 上图中： =，并且 通过查JB/T4712-2007 DN21004000,当包角为120时，带垫板的重型鞍式支座尺寸如下：鞍座的高度为h=250mm，底板长为，底板宽为，底板厚度为mm，腹板厚度为mm，筋板厚度，垫板厚 度为，地脚螺栓的间距，孔径规格为M20，垫板宽度，包角，肋板数为4，带垫板。3制造工艺 一个好的设备除了要有科学合理的理论计算之外，良好的制造工艺也是十分重要的，运用科学合理的制造工艺，可以提高锅炉的总体性能，减小加工难度，节约制造成本等等，这关系到设备的稳定性、安全性和经济性。有关锅炉的制造工艺有很多，由于篇幅的限制，主要介绍下面几个工艺。3.1加工成形3.1.1、套合准备筒节热套通常先将外筒出炉后放在平台上，再吊起内筒放入筒中为保证起吊的垂直度，采用三线吊装为好。用三根钢丝绳吊起内筒，其中一根钢丝绳装有手动“葫芦”，以方便调整垂直度。外筒应装在保温筒中，保温筒可与外筒同时进出炉，也可等到外筒出炉后再装入保温筒。这样可保证套合时外筒仍处于适当的温度。选配好筒体后应作好标识移植确认。3.1.2、外筒的加热根据内、外筒实测尺寸和选配情况，得到的实际过盈量来计算加热温度，以得到所需要的膨胀量，保证顺利的套合。根据国内有经验厂家的生产实践，外筒加热温度一般在500550时，实际膨胀量在筒节直径方向为6mm左右。可以保证顺利套合。加热方法通常有两种：在热处理炉中加热和应用“加热笼罩”加热（即煤气加热）。3.1.3、套合操作套合应迅速，人员应密切配合。两层筒节热套通常外筒出炉后立即吊到平台上，然后迅速将内筒吊来与外筒对中，快速放入外筒中，一般从打开炉门到套合完毕，只需要几分钟即可结束。三层筒节热套通常先将中筒加热到某一温度，然后将内筒套入中筒，再将第三层筒体加热某一温度，再将内筒和中筒一起快速放入事先加热的第三筒体内。若层数还多则随着层数的增加，依此类推由内到外进行。 内筒应靠自重落入外筒， 不得强行压入，以免产生划痕。3.1.4、内外筒贴合的标志 内、外筒在保温筒同套合后仍有肉眼可见的间隙。这时应将保温装置去掉，以加快筒体的冷却，经过一定时间以后，发现内筒的升温速度突然增加，同时，内外筒套合面大量“冒烟”，这说明内、外筒已贴合，此时再也看不到间隙了，“冒烟”是由于筒体贴合后，内筒升温使筒壁上油污大量汽化的结果。3.1.5、套合应力的消除 消除套合应力可在筒节套合后进行，也可在容器焊好后与消除焊接残余应力一起进行。热处理规范与焊后热处理规范相同，一般不低于600，不高于钢材的回火温度。3.2 无损检测3.2.1无损检测要求 壳体钢板按JB/T4730要求逐张做100%UT级合格； 壳体环向焊接接头按照JB/T4730做100%RT级和20%UT级合格。 3.2.2焊接接头做超声波检测 纵向焊接的接头使用探头的频率为2.5P，所用探头晶片的尺寸为1313，K1、K2这两种K值探头在焊接接头的单面双侧或者双面单侧采用直接波按照JB/4730.32005及其它相关的规定进行检测。 环向焊接接头使用探头的频率为2.5P，所用探头晶片的尺寸为1313，K1、K2两种K值探头在焊接的双面双侧采用直接波法按照JB/4730.32005及其它有关规定进行检测。 3.3热处理 在制造过程中热处理工序主要是筒体的消应力热处理和整体焊后的热处理。锅炉热处理的主要作用是：消除冷热加工过程中产生的应力；细化晶粒平且是晶粒均匀化；增大材料的塑性；进行消氢处理以有效降低冷冽的发生。 焊后热处理： （1）热处理的方法:a.有两种常用的方法：第一种是采用电热炉内整体消除应力的方法；第二种是把锅炉看作是一个加热炉，在设备内部加热外壳保温；c.对环焊缝进行局部消除应力处理：焊缝中心线每侧2倍板厚。 （2）焊后热处理工艺： A.在炉温400以下进行装炉； B.控制升温速率为5000/Th且200/h； C.保温时间T50mm,25mm/hT50mm,保温时间=（150+T）/100h D.400以上，6500/T/h且260/h （3）锅炉在焊后热处理的注意事项 在整体制造完成且检验合格后，就可以进行锅炉整体消应力处理，应力消除后则可以水压试验； 不能够用火焰直接喷射在工件上，防止发生过热或过烧现象； 产品试板的挂片试样等应该与锅炉同炉PWHT3.4焊接 焊接工艺评定应按照国家标准JB4708钢制压力容器焊接工艺评定进行:焊接前按JB4708的规定对层板的焊接接头做焊接工艺评定；焊接前按JB4709的规定、图样技术要求和径评定合格的工艺制定焊接的工艺规程；焊接前要对破口进行处理，把破口表明的氧化物和杂质清除，破口加工应采用机械加工，加工表面不得有裂纹、分层。夹渣等缺陷，清除范围不得小于20mm ；受压元件焊接接头在焊接前预热部位要按有关标准及图样执行，预热的温度按焊接工艺；其他的焊接接头当焊件温度低于0时，应在焊接处100mm范围内预热到15。 焊接接头同一部位的返修次数不得超过两次，如果在热处理后才进行返修，施焊后应作必要的热处理，当进行压力试验后一般不得在进行焊缝返修，不得不返修的部位必须按原来的要求经无损检测合格，由于焊接接头泄露造成的返修或者是返修深度大于壁厚一半的锅炉还应重新进行压力试验。第 48 页 共 48 页总 结 本次设计的内容是设计一个100mm2双管板废热锅炉，主要任务是对锅炉的选型，材料的选取，锅炉主要受压元件的强度计算以及校核。 设计从1月份开始，要求在6月之前完成，这几个月是漫长的也是短暂的。因为这次设计是在老师指导下独立去完成的，设计难度大，计算复杂，在设计过程中十分枯燥，所以说是漫长的，但又由于在设计过程的涉及的知识面广，要查阅大量的资料和文献，以及进行庞大的计算，要花费很多时间，因此这几个月又是短暂的。 在设计期间，首先是指导老师开动员会议，宣讲设计的相关事宜，选题、开题，然后开始到图书馆借相关的书籍，到网上查阅有关废热锅炉的资料，由于要用到很多专业的知识，所以复习了过程设备的设计及机械工程材料等专业课程。通过这次实践，我了解到了很多有关合成氨废热锅炉