DN1200水解塔设计（全套CAD图+说明书+开题报告+翻译）
收藏
资源目录
压缩包内文档预览：(预览前20页/共75页)
编号：81835125
类型：共享资源
大小：6.48MB
格式：ZIP
上传时间：2020-05-29
上传人：机****料
认证信息
个人认证
高**（实名认证）
河南
IP属地：河南
50
积分
- 关 键 词：
-
DN1200
水解
设计
全套
CAD
说明书
开题
报告
翻译
- 资源描述：
-
DN1200水解塔设计（全套CAD图+说明书+开题报告+翻译）,DN1200,水解,设计,全套,CAD,说明书,开题,报告,翻译
- 内容简介：
-
购买后包含有CAD图纸和说明书,咨询Q 197216396摘要：本次设计的是油脂和水生成脂肪酸的水解塔。根据工艺条件选用板式塔来完成此任务。板式塔的设计包括的主要内容：物料衡算、热量衡算、塔设备的工艺设计（塔内径、塔高、封头、填料、进出口接管及裙座等）等。并对其进行强度计算以及校核，绘制图纸等。技术方案及路线：首先进行物料衡算和热量衡算，然后进行塔设备的尺寸计算，主要包括塔的高度确定和板层高度的计算，以及对塔附件（吊柱、液体分布器、人孔、封头、裙座等）的计算与选择，最后进行强度计算和校核。关键词： 油脂水解；水解塔；物料衡算；强度计算Abstract：What this design is the fat and aquatic becomes the fatty acid the hydrolisis tower. Selects the plate tower according to the technological conditions to complete this task. The plate tower design includes primary coverage: The material balance, the thermal graduated arm calculated that the tower equipments technological design (tower inside diameter, tower are high, shell cover, padding, import and export control and skirt and so on) and so on. And carries on the strength calculation as well as the examination to it, the plan blueprint and so on. Technical program and route: First carries on the material balance and the thermal graduated arm calculated that then carries on the tower equipments size computation, mainly includes the tower the high determination and the flag high computation, as well as to tower appendix (pylon, liquid spreader, person hole, shell cover, skirt and so on) the computation and the choice, carry on the strength calculation and the examination finally.Key word ：Fat hydrolisis; Hydrolisis tower; Material balance; Strength calculation;目 录第1章 简述 1 1.1油脂水解方法1 1.2高、中压水解技术的对比2 1.3高压连续水解工艺3 1.4两种中压水解装置技术性能的对比4第2章 钢制塔式容器标准6 2.1准则6 2.2安全系数6 2.3适用范围 6 2.4设计压力与稳定 7 2.5腐蚀裕量8 2.6最小厚度8 2.7结构9第3章 强度、刚度、稳定性的计算12 3.1设计条件12 3.2选材13 3.3塔体和封头的壁厚计算14 3.4塔设备的载荷分析和设计准则14 3.5塔设备质量载荷计算19 3.6自振周期20 3.7地震载荷20 3.8风载荷与风弯矩26 3.9偏心弯矩与最大弯矩30 3.10圆筒轴向应力校核 32 3.11塔设备压力实验时的应力校核 34 3.12裙座轴向应力的校核38 3.13地脚螺栓42 参考文献52英文翻译54谢辞70前 言随着我国洗涤用品工业、表面活性剂工业、化工助剂工业的发展，油脂水解技术日益重要。本设计是在水解塔中将油脂生成脂肪酸的塔设备的设计。水解塔属于板式塔。从2013年1月份开始着手设计任务以来，本人从图书馆及网上资源查阅了大量的相关资料，对本设备的基本原理有了更进一步的了解，在和同组同学讨论以及任务分工后进行了总体方案论证、总图设计、主要部件设计和设计任务书的编写工作。本次设计是对我们四年来所学的专业知识的总结，旨在培养我们综合运用所学的基础知识、专业知识去分析和解决生产实际问题的能力及培养正确的设计思想，并通过运用设计标准、规范、手册、图册、和查阅有关技术资料去进行理论计算、结构思考、绘制图样、写相关说明性材料，培养我们机械设计的基本技能和工程设计工作者的基本素质，为我们走上工作岗位打下坚实的基础。由于本人水平有限，实践经验不足，再加上时间不允许非常深入的研究，以致设计中难免会出现错误和不当之处，还请各位老师多提宝贵意见，深表感谢！第 71 页 共 80 页 第一章 简述1.1油脂水解方法 随着经济的发展和生活的需求，推动了洗涤工业、活化剂工业和化工助剂等工业的发展，脂肪酸的生产就显得日益重要。而脂肪酸的生产前提就是油脂水解，所以油脂水解技术就成为其中的重点。 什么是水解呢？水解是一个化工过程，是利用水将物质分解成新的物质的过程。通常是指盐类的水解平衡。 油脂的水解技术大概有100多年的历史。 早期主要为有催化剂的间歇水解法，随着科学技术的发展，发展了油脂无触媒连续水解技术。其流程示意图：1.2高、中压水解技术的对比 目前的连续无触媒水解技术主要有单塔高压水解法和多塔中压水解法。它们在原理和控制方法上是类似的，油脂在水解塔底部加入，工艺水有水解塔的顶部加入，由于油脂和水的比重不同，形成逆流，并在塔内高温高压的条件下，发生水解反应产生甘油和脂肪酸。基于比重的差异，脂肪酸浮向塔顶，从塔顶被排出，而甘油水从塔底排出，油脂水解的反应如下：虽然这两种在原理和控制方式上相似，但在工艺条件、设备和生产量等方面存在着差异，其差异见下表。对于厂家应考虑自己的生产规模、技术环境等多方面因素，选择适合自己的技术。 表 1-1高、中压水解技术对比 高 压 水 解 中 压 水 解 工 艺 条 件 55巴，250260 35巴，230左右 设 备 单 塔 双 塔 串 联 加 热 方 法 导 热 油 加 热 高 压 蒸 汽 加 热 水 解 度 9899% 97% 停 留 时 间 约 2 小 时 约 8 小 时 生 产 能 力 75 吨 / 天 以 上 50100 吨 / 天1.3高压连续水解工艺 油脂高压连续水解工艺流程简图如下： 图1-1油脂高压连续水解工艺流程简图 油脂从换热器W071.02加热后进入脱气塔B0721.01，在真空条件下脱去油脂中的空气，脱气后的油脂由泵P0721.03和高压活塞泵P0721.04共同作用下进入水解塔K0721.01的底部。 工艺水由泵P07210.2进入，经换热器W0721.01被加热到适宜温度，在高压活塞泵P0721.05的作用下进入水解塔K0721.01的顶部。由此向上流动的脂肪和向下的工艺水发生接触，由于水的比重比油脂大，因此发生逆流，使得脂肪和水充分接触反应保证水解度。 反应后的脂肪酸从塔顶离开在卸压罐B0721.02卸压，而残留在其中的水分也在卸压罐的真空下蒸发，水蒸汽在冷凝器B0721.04中凝结。甘油水由塔底排出，然后在卸压罐B0721.03中卸压，由于罐中真空使得部分水分蒸发，水蒸汽在冷凝器B0721.04凝结。真空泵W0721.01为B0721.01，B0721.02，B0721.03和B0721.04提供真空条件。 卸压罐B0721.02中的粗脂肪酸在泵P0721.06的作用下进入下一步工序。卸压罐P0721.03中的甘油水在泵P0721.07的作用下进入贮藏罐或进入下一步工序。 连续无触媒高压水解法是目前在脂肪酸生产工业中最先进的水解技术。其显著优点是持续生产，生产周期短，成本低。但对水解原料有其适应范围，投资高，操作难度大。1.4两种中压水解装置技术性能的对比 近年来，我国从国外引进了多种中压水解装置，它们从工艺上大体可以分成两类，其工艺流程简图如图1-2，图1-3。 图1-2第一种中压水解装置工艺简图1. 高压泵；2.加热器；3.水解塔；4.甜水闪蒸器；5.脂肪酸闪蒸器；6.甜水沉降槽；7脂肪酸沉降槽；8.工艺水罐；9.甜水泵；10汽封罐。 图1-3 第二种中压水解装置工艺简图 1.高压泵；2.加热器；3.水解塔；4.甜水闪蒸器；5.脂肪酸闪蒸器；6.甜水沉降槽；7脂肪酸沉降槽；8.工艺水罐；9.甜水泵；10汽封罐。 由上面的流程图可以看出，这两种工艺在整体上大同小异，并且在预热和水解部分完全一致，不过在水解后的热能回收利用方面有所不同。主要区别为：第一种工艺将脂肪酸和甜水的谁蒸汽全部回收，用于浓缩甘油水。而第二种是将这些蒸汽冷凝，没有回收利用；对于水解后脂肪酸的热能分配，第二种工艺比较合理，它把其部分热能用来浓缩甘油水，不但降低了脂肪酸温度，还提高了甜水的浓度。 第二章钢制塔式容器标准2.1准则 本标准的“总则”为JB/T 4710-2005钢制塔式容器。凡是可以借用JB/T 4710-2005的地方一律采用，在使用本标准应先熟悉其内容，并将其标准贯彻到整个设计中去。2.2安全系数 安全系数主要是为了使用压力容器是预留一定的余量，以弥补理论上的漏洞和制造过程中无法检测到的缺陷，确保容器的安全运行。本标准的安全系数采用GB 1501998的规定。 在计算塔体和裙座的应力时，应该在应力许用值的基础上乘以一个安全系数K=1.2.2.3适用范围 本标准适用于H/D5，高度H10m，且设计压力不大于35MPa的裙座自支承的塔式容器。 不适用于带有拉牵装置或夹套的塔式容器，还有由操作平台联成一体的塔群或排塔。H塔总高，D塔壳的公称直径。 对于不等直径的塔式容器：D=D1L1/H+D2L2/H+适用范围是考虑到： （1）塔式容器振动只做平面弯曲振动，高度小的塔式容器截面弯曲应力小，计算壁厚取决于最小厚度。 （2）塔式容器属于直立型容器，它承受的载荷有压力载荷、重力载荷、风载荷和地震载荷等载荷。在内外压较低时，塔式容器所承受的主要载荷为风载荷和地震载荷。这些载荷对塔壳和裙座壳所产生的截面应力为弯曲应力。如果在相同的风力载荷和地震载荷的作用下，塔的高度越高，而塔高与直接之比就越大，壳体所需承受的弯曲应力也就越大；对于低矮和H/D较小的塔式容器，壳体中的弯曲应力较小，因为低矮塔式容器的力臂较小，而H/D较小的塔式容器的壳体的截面抗弯系数可以很快增大。所以低矮塔器和H/D较小的塔器的壁厚取决于最小壁厚或压力载荷。 （3）风载荷和地震载荷都是动载荷，而上述情况都是把它们看做静载荷来分析的。从动力方面计算，塔壳的承受能力不仅跟其本身的尺寸有关，还与其动力特性有关联，在计算塔器的振动特性时，假定塔器为一端固定的悬臂梁，而它的振动为弯曲振动或剪切振动，即剪切力、弯矩力的联合振动。对于塔器从属于什么振动形式取决于它的HID比值。由经验统计，当HID4时主要以剪切振动为主；当410时主要为弯曲振动。当5HID10时可以忽略剪切分量的影响，只考虑弯曲振动，这样可以使得计算得以简化。至于忽略剪切分量的影响，一定会造成误差。经分析，剪切变形会降低梁的刚度，使其自振周期增大。自振周期的增大会使得地震影响系数的减小。故而，由于忽视了剪切变形，从而使自振周期减小，地震影响系数随之变大，故而在不考虑剪切变形时计算出来的地震载荷和弯矩比考虑剪切变形是的大，因此在工程上还是可行的。 （4）塔器的支座有：腿式支座；耳式支座；裙式支座；有带拉牵装置的塔和由操作平台联成的排塔或群塔等等。本塔器设计仅适用于裙座自支承，裙座自支承是指独立的裙式支座塔器，塔与塔、塔与框架之间互不连接。 （5）对于带有夹套的塔器本标准并不适合，因为带夹套的塔器截面为复合截面，而本标准的计算并不适合计算复合截面。 由操作平台连成的排塔可以看成一个整体，在自振特性周期的计算方面不能采用本标准的数学模型。排塔的振动有两个方向：沿塔排列方向和垂直于塔的排列方向。由于在排塔的这两个方向上的刚度差异较大，其抗弯刚度各有不同，因而存在着载荷分配的问题。塔与塔之间的平台连接形式对排塔的自振周期和受力都有一定的影响，因此排塔的计算要复杂很多。2.4设计压力与温度 本设计压力标准遵照JB/T 47102005钢制塔式容器中的规定，只是对工作压力小于0.1MPa的内压塔器，设计压力取0.1MPa。由中间封头隔成两个及两个以上压力室的塔器应分别确定其设计压力。在塔器内往往装有物料，这些物料会对塔器产生静压力。因此在核对塔器强度时，应把这部分静压力考虑在内。考虑附加液注静压力，对于承受静压力的部位，所承受的压力为设计压力加静压力，即为计算压力。对于液注静压力考虑的规定，各国都不一样。本标准明确规定，当元件所受液注静压力大于或等于5%的设计压力时，那么应该把液注静压力计入到该元件的设计计算和校核当中去。 塔器的设计温度遵照GB1501998钢制压力容器来取值，裙座壳的设计温度与塔器的环境温度有关。由于我国南北月平均最低气温差异较大，因此，本标准规定裙座设计温度取值是在当地月平均气温的最低值上加20。2.5腐蚀裕量 凡是与工作介质接触的塔器的筒体、封头、孔、接管和内部构件等，都需要考虑腐蚀裕量。 对于塔器的筒体应该根据介质和预期寿命，还有材料的腐蚀速率来确定腐蚀裕量； 当各元件所受的腐蚀程度不同时，应该分别确定其腐蚀裕量； 当材质为低合金钢或碳素钢，介质为水、水蒸汽或压缩空气时，腐蚀裕量不应少于1mm； 对于裙座和地脚螺栓腐蚀裕量的规定：裙座的腐蚀裕量取2mm，地脚螺栓的腐蚀裕量取3mm； 对于不锈钢和不锈复合钢等与介质接触不发生腐蚀的不锈钢材质，可不计腐蚀裕量。 用涂漆可以防止环境对塔体外表和外部构件的腐蚀，还可以通过焊接不锈钢材质来隔绝介质与可腐蚀材质的接触，从而达到抗腐蚀的目的。2.6最小厚度 如果壁厚太小则不能满足运输、制造和装配等方面的要求。因此，本标准规定：对材质为碳素钢或低合金钢的塔器筒体，其最小壁厚不得小于2/1000的内直径，且不小于3mm，而腐蚀裕量另算。而对不锈钢材质的塔器圆筒，其最小壁厚不得小于2mm。因为在运输和吊装等过程中，可能会对刚度有一定的要求，如有必要应采取一定的补强措施。2.7结构 （1）裙座的型式，可以采用圆筒形和圆锥形两种。圆锥形裙座的半锥顶角角度不得超过15，且圆筒形或圆锥形裙座壳的ns厚度不能小于6mm。 塔体与裙座的连接型式： 图2-1塔体与裙座连接型式 塔体与裙座的连接型式有对接和搭接两种。采用对接，则要求塔体封头外径与裙座壳外径必须相等。塔接可以分为塔接在筒体上和搭接在封头上两种。当H/D5时，不宜采用搭接。 （2）当塔体封头由多快钢板拼接起来时，拼接焊缝处的裙座壳应该开缺口。如图所示： 图2-2塔体封头拼接焊缝处 （3）本标准规定：“当塔器下封头的设计温度大于或等于400时，在裙座壳上部靠近封头处设置隔气圈。”如下图： 图2-3裙座隔气圈 对于隔气圈位置的设定有一定的规定： 表2-1隔气圈与封头切线距离L （4）塔器操作中大多有气体逸出，容易积聚在裙座与封头之间的死区中，如果这些气体为易燃，易爆气体或腐蚀性气体，会影响塔器的正常运行或和对检修人员的安全不利，故应设置排气孔。 当裙座有放火或保温层时，应把排气孔改为排气管。 （5）地脚螺栓座： A.所示图2-4地脚螺栓座是由筋板、基础环、盖板和垫板组成，适用于予埋地脚螺栓和非予埋地脚螺栓的情况。 图2-4地脚螺栓结构图（1） B.图2-5所示为中央地脚螺栓座。该地脚螺栓中心孔孔径较小，用于地脚螺栓数量较少，需要予埋。 图 2-5 地脚螺栓结构图（2） C.对于塔高较小的塔器，且基础环的板厚小于20mm时，地脚螺栓座可简化为单环板结构。 第三章 强度、刚度和稳定性计算 3.1设计条件： 表3-1容器设计条件容器设计及观察规范JB/T4710钢制塔式容器，HG20652塔器设计技术规程，压力容器安全技术监察规程容器类别第二类工作压力，MPa5.5设计压力，MPa6.0工作温度，255设计温度，290物料名称油脂 水蒸汽 甜水 脂肪酸物料密度，kg/750焊接接头系数 筒体/封头1腐蚀裕量，mm0基本风压，N/450地震基本烈度7 近震场地类别 粗糙度类别 A水试验压力，MPa9.31（卧式）塔形板式塔塔板数目10塔高，m37.5塔径，m1.23.2选材 （1）对于塔器的筒体和封头外层可采用复合板16MnR，内层00Cr17Ni14Mo2，并依据国标制定出相应的计算技术要求。 （2）法兰与接管材质采用00Cr17Ni14Mo2，人孔材质采用16MnR。 （3）保温材质采用岩棉。 （4）塔器的元件可以分为受压元件和非受压元件。虽然它们都是受力构件，但是它们的受力性质却有所区别。受压元件主要是承受压力载荷，且均匀分布在整个截面上，当这些应力达到屈服极限时，那么塔器壁的整个截面就会屈服，整个塔器将会变得非常危险。塔器内部往往装有介质，且有些介质是易燃、易爆或有毒的，如果塔器壁被破坏，介质外溢就会造成危害。因此对这些元件材质的要求必须要严格一些。 像裙座壳、基础环、地脚螺栓等非受力元件，并不承受压力载荷，且不接触介质，所以对这些元件的选材要求可以适当的放宽。 对于受压元件的选材应该严格遵照GB 1501998中“材料”的规定。裙座支撑着整个塔体，是塔器的一个至关重要的元件。因此，虽然裙座是一个非受压元件，但也应该按受压元件来要求对待。 地脚螺栓一般采用Q235，如果环境温度低于0时应采用Q345。当特殊情况下需采用其他材料，那么其屈服强度安全系数应不能小于2.0，且这个数值必须低于法兰螺栓的安全系数。地脚螺栓主要是用来抗塔体倾斜时承受拉应力，地脚螺栓中心栓柱的受力呈线性分布，沿风向和地震方向最外端的螺栓受力最大，其他位置的螺栓受力依次减小。如果受力最大的螺栓过载屈服，其他螺栓的受力将重新分配，也不会使塔器立即倾倒。而法兰螺栓则不同，在受压情况下是均匀受力，其中一个发生屈服那就意味着全部螺栓都会屈服，所以法兰螺栓必须控制在弹性范围内。3.3塔体和封头的壁厚计算： 表3-2塔体封头厚度设计按设计压力计算塔体和封头厚度计算内容计算公式及数据计算压力，MPa=6.0圆筒计算厚度，mm圆筒设计厚度，mm=+C=29.5+0=29.5圆筒名义厚度，mm=36圆筒有效厚度，mm=C=360=36封头计算厚度，mm封头设计厚度，mm=+C=29.1+0=29.1封头名义厚度，mm=36封头有效厚度，mm=C=360=363.4塔设备的载荷分析和设计准则 塔设备在运行时承受的载荷有：压力载荷、地震载荷、质量载荷、偏心载荷，风载荷等载荷。示意图如下： 图3-1地震载荷 图3-2质量载荷 图3-3偏心载荷 图3-4风载荷 塔设备各种载荷示意图及符号 说明：式中的0.2是考虑焊在壳体上那部分内构件的质量。计算公式及数据01122334455顶塔段内直径，mm1200塔段名义厚度，mm36塔段长度25005000500050001000010000塔体高度,mm37500单位筒体质量2184筒体高度,mm35000筒体质量，kg=218435.0=76440封头质量，kg=16052=3210裙座高度，mm1700裙座质量，kg=21841.7=3712.8塔体质量，kg=+=76440+3210+3712.8=8336354610921092109221842184塔段内件质量，kg=（浮阀塔盘质量=75kg/）-51451410281028保温层质量，kg=-封头保温层质量，（kg）-108272272492492操作时塔内物料质量，kg=3260_9446786552942724272人孔、接管、法兰等附件质量，kg按经验取附件质量为：=0.25=0.2583363=20840.751542311092171014851485充液质量-9602013949594959495操作质量，kg=83363+848+4583+3260+20840=112894790639419110287703962018210最小质量，kg=+0.2=83363+0.2848+4583+3260+20840=112216790543617821286703912417348最大质量，kg=83363+848+4583+3260+31458+20840=1443527904629243193865937772374833.5塔设备质量载荷计算 当空塔起吊时，如没有平台、保温台和扶梯，则中应扣除和。式中壳体和裙座质量按求出的封头名义厚度、壳体名义厚度及裙座名义厚度计算，也可以分段计算。部分塔设备零部件，若无确定的资料，可以参考表1，计算中注意单位应统一。 表3-3 塔设备部分零件质量载荷估算表名称笼式扶梯开式扶梯钢制平台圆泡罩塔盘舌形塔盘质量载荷40152415015075名称筛板塔盘浮阀塔盘塔盘填充液保温层瓷环填料质量载荷657570307003.6自振周期 在分析塔设备的自振时，一般不考虑外部接管与平台的限制作用还有地基变形的影响，而是把塔设备看做一端刚性固定的悬臂梁，其自振周期（s）按式（1-1）计算： = （3-1） 1.塔体内直径=1200mm2.塔体有效厚度=38mm3.塔设备高度H=37500mm4.操作质量=112894kg0由以上条件求的塔设备的自振周期=90.3337500=1.33s 3.7地震载荷 1.当发生地震时，把塔设备看做悬臂梁，在载荷作用下将发生弯曲变形。如果 塔设备安装地区的地震烈度是在七度或七度以上，那么就应该考虑它的抗震强 度，计算出它的地震载荷。 A.水平地震力 任意高度处的集中质量所引起的基本振型的水平地震力按式（1-2）计 算： ， N （3-2） 式中 综合影响系数，取值为0.5； 距地面处的集中质量(见图3-5)，kg； 对应于塔设备基本自振周期的地震影响系数的值； 地震影响系数，查图3-6，不得小于0.2； = （3-3） 地震影响系数的最大值， 各类场地土的特征周期， 基本振型参与系数； = （3-4） 图3-5地震系数影响曲线（1） 图3-6地震影响系数曲线（2） B.垂直地震力当塔设备所在地区的地震烈度为8或9时，还应该考虑上、下两个方向的垂 直地震力。 塔设备截面处的垂直地震力按式（1-5）计算： = （3-5） 式中垂直地震影响系数最大值，取=0.65； 塔设备的当量质量，取=0.75，kg。 任意质量i处垂直地震力按式（1-6）计算：计算内容计算公式及数据01122334455顶各段操作质量，kg790639419110287703962018210各点距地面高度，mm500200065001500025000350001.125.241.843.956.558.833.931.004.188.651.302.6861.258.002.753.381.564.299.883.515.257.693.428.50B=1.2742.11基本振型参与系数=2.112.361.890.110.3870.8331.38综合影响系数取=0.5地震影响系数最大值=0.45（设计烈度7度时）各类场地土的特征周期=0.3（类场地土、近震时）地震影响系数=0.2不得小于=0.20.45=0.09水平地震力，N0.84037.37948.793976.858226.5612345.17垂直地震影响系数=0.65=0.650.45=0.2925操作质量，kg88778当量质量，kg取=0.75=0.7588778=66583.5底截面处垂直地震力，N=0.292566583.59.81=191056.43.958.791.243.425.476.941.716垂直地震力44.0978.713805.9438077.6760902.077268.73底截面处地震弯矩，N，mm=0.50.092887789.8140000=7.3256底截面处地震弯矩，Nmm=1.25=1.257.3256=9.157截面1-1处地震弯矩，Nmm=1.25=1.25=截面2-2处地震弯矩 , Nmm =8.196 3.8风载荷与风弯矩计算 塔设备在受风载荷作用时，塔体将会发生弯曲变形。塔设备迎风面的风压会随设备高度的增加而增大。为了方便计算，把风压按塔的高度分成几段，如图4所示。塔的计算截面应取其薄弱的部位。两相邻计算截面之间为一个计算段，每一个计算段的风载荷，都是集中在该段中点的风压合力。每一个计算段的风力载荷的大小与当地的风压值有关，还与设备的形状、直径、高度和自振周期相关。 图3-7风弯矩计算简图 3.8.1水平风力 两相邻计算截面间的水平风力按式（1-7）计算： (3-7) 式中、塔设备各计算段的水平风力，N； 、 塔设备各计算段的有效直径，mm； 表3-4风压高度变化系数 距地面高度地面粗糙度类别距地面高度地面粗糙度类别ABCABC510152030401.171.381.521.631.801.920.801.001.141.251.421.560.540.710.840.941.111.2450607080901002.032.122.202.272.342.401.671.771.861.952.022.091.361.461.551.641.721.79注：A类地面粗糙度是指海岛、近海面、海岸、湖岸和沙漠地区；B类是指乡村、田野、丘陵、丛林和房屋稀少的城镇郊区；C类是指大量建筑密集的大城市。3.8.2风弯矩 塔设备任意截面-处的风弯矩可以按式（3-8）计算： = （3-8） （3-9） 表3-5塔体计算计算内容计算公式及数据0-11-22-33-44-55-顶各计算段的外径，mm塔顶管线外径，mm400第i段保温层厚度100管线保温层厚度100笼式扶梯当量宽度400各计算段长度100025004000100001000010000操作平台所在计算段的长度100025004000100001000010000平台数001322各段平台构件的投影面积，00操作平台当量宽度，mm00257.1540360360各计算段的有效直径，mm282428243081336431843184262426242881316429842984各计算段顶截面距地面的高度，m1310203040风压高度变化系数根据查表20.80.81.01.251.421.56体型系数0.7基本风压值，400塔设备的自振周期，s1.7512250.0250.0750.250.50.751u1.0第i段振型系数根据与u0.020.020.110.350.661.00各计算段的风振系数=1+1.0471.0471.2051.5731.9872.411各计算段的水平风力，N662.31324.67276.718520.525154.633531.50-0截面的风弯矩，Nmm=500 662.3+2000 13246+6500 7267.7+15000 18520.5+25000 25154.6+35000 33531.5=2.04 1-1截面的风弯矩, Nmm= =1000 1324.6 +5500 7276.7 +14000 18520.5+24000 25154.6+34000 33531.5=2.04 2-2截面的风弯矩，Nmm= =3500 7276.7+12000 18520.5+22000 25154.6+32000 33531.5=1.87 3.9 偏心弯矩和最大弯矩 （1）当塔设备外悬挂有附属设备时，可将这些设备视为偏心载荷。这样就会存在一个偏心距e，偏心载荷作用在塔截面将会产生一个偏心弯矩。这个偏心弯矩不会随着塔高而改变，可用式（3-10）计算： （3-10） （2）塔设备的任意截面处最大弯矩可按式（3-11）计算： 取其中较大值 （3-11） 塔设备底部截面0-0处的最大弯矩按式（3-12）计算： 取其中较大值 （3-12） （3）计算步骤： 偏心质量=4000kg 偏心距e=1200mm 偏心弯矩 表3-6最大弯矩的计算 计算内容计算公式及数据0-0截面1-1截面2-2截面2.21 2.12 1.95 1.52 1.47 1.37 最大弯矩2.21 2.12 1.95 3.10圆筒轴向应力的校核 校核圆筒轴向力，是为了确保筒体温度。 3.10.1圆筒轴向力的校核 圆筒任意截面处的轴向应力可分别按式（3-13）、式（3-14）和式（3-15）计算： 由内外压引起的轴向应 ： （3-13） 其中设计压力p取绝对值。 运行或者非运行时重力和垂直的地震力所引起的轴向应力： （3-14） 式中的仅在最大弯矩有地震弯矩参与组合时才计入此项。 最大弯矩引起的轴向应力： （3-15） 3.10.2圆筒的稳定校核 圆筒许用 轴向应力按式（3-16）确定： 取其中较小值 （3-16） 圆筒的最大组合压应力可以按式（3-17）或式（3-18）校核： 对外压塔器 （3-17） 对外压塔器 （3-18） 3.10.3圆筒拉应力的校核 圆筒的最大组合拉应力可以按式（3-19）或式（3-20）校核： 对内压塔器 （3-19） 对外压塔器 （3-20） 如果校核不能满足要求时，必须重新设定有效厚度，并且重复以上计算， 直至满足要求。 表3-7筒体计算计算内容计算公式及数据0-0截面1-1截面2-2截面有效厚度，mm36筒体内径，mm1200计算截面以上的操作质量，kg887788798883595设计压力引起的轴向应力，MPa0050操作质量引起的轴向应力，MPa6.426.386.21最大弯矩引起的轴向应力，MPa30.3427.4822.07载荷组合系数K1.2系数AA= 设计温度下材料的许用应力，MPa16MnR，250下：=147Q235-B，250下：=919191147系数B,MPa16MnR，250下：B=118Q235-B，250下：B=939393118KB,MPa111.6111.6141.6,MPa109.2109.2176.4许用轴向压应力，MPa取以上两者中小值109.2109.2141.6，MPa109.2109.2141.6 表3-8组合应力圆筒最大组合压应力（），MPa对内压塔器 （满足要求）44.1941.2035.11圆筒最大组合拉应力（），MPa对内压塔器 （满足要求）16.4913.7664.03 3.11塔设备在压力试验中的应力校核 3.11.1圆筒的应力 对选定截面可以按式（3-21）、式（3-22）、式（3-23）和式（3-24进行各中 应力计算： 试验应力引起的周向应力： （3-21） 式中 试验介质的密度（当介质为水时，=0.00，kg/）, kg/; H液柱高度，cm。 气压试验时，没有液柱静压力。 试验压力所引起的轴向应力： = （3-22） 重力所引起的轴向应力： = （3-23） 式中 液压试验时，计算截面以上的质量（只计入塔壳内构件偏心质量保温层扶梯及平台质量），kg。 弯矩引起的轴向应力 ： （3-24） 3.11.2应力校核 压力试验时，圆筒材料的许用轴向压应力按式（3-25）确 定： 取其中较小值 （3-25）压力试验时，圆筒最大组合应力按以下公式校核： 液压试验时： （3-26） 气压试验时： （3-27） 液压试验时： （3-28） 气压试验时： （3-29） （3-30）计算内容计算公式及数据试验介质的密度（介质为水），0.00075液柱高度H，cm4000液柱静压力，MPa0.408有效厚度，mm36筒体内径，mm12002-2截面最大质量，kg=183657-790-4629=178238试验压力，MPa=1.25p=1.256.0=7.5筒体常温屈服点，MPa3452-2截面0.9K，MPa372.62-2截面KB，MPa141.6压力试验时圆筒材料的许用轴向压应力，MPa取以上两者中小值141.6试验压力引起的周向应力，MPa液压试验时：=118.6(满足要求)试验压力引起的轴向应力，Mpa重力引起的轴向应力，Mpa=弯矩引起的轴向应力，Mpa=压力试验时圆筒最大组合应力，Mpa=45.83-27.83+20.4=38.4液压试验时：=38.40.9K（满足要求）=27.83+20.4=48.23（满足要求） 3.12裙座轴向应力的校核 塔设备一般采用裙式支座。由承载的不同可以分为圆锥形和圆筒形两种。因为制造方便，圆筒形裙座运用比较广泛。而采用 圆筒形裙座需要一个有足够承载面积的基础环及配置较多的地脚螺栓，防止因为地震载荷和风载荷的作用造成塔体翻到。如果通过应力校核不满足，则应采用圆锥形裙座。 对于圆筒形裙座轴向力的校核应该先选定裙座的危险截面。而裙座危险截面 一般选取裙座较大管线引出孔和检查孔截面或者裙座底截面。 图3-8裙座检查孔或较大管线引出孔h-h截面示意图 3.12.1裙座底截面的组合应力 裙座底截面的组合应力可以按式（3-31）和式（3-32）校核： 取其中较小值 （3-31） 其中只有在最大弯矩有地震弯矩参与组合时才计入此项。 取其中较小值 （3-32） 式中 裙座底部截面积，=， （3-33） 裙座圆筒和锥壳的底部截面系数， =， （3-34） 3.12.2裙座较大管线引出孔和检查孔截面处组合应力 裙座较大管线引出孔和检查孔h-h截面处的组合应力可以按式 （3-35）和式（3-36）校核： 取其中较小值 （3-35） 其中只有在最大弯矩有地震弯矩参与组合时才计入此项。 取其中较小值 （3-36） 式中 h-h截面处水平方向的最大宽度，mm； h-h截面处裙座壳的内直径，mm h-h截面处的垂直地震力。但只有在最大弯矩有地震弯 矩参与组合时才计入此项，N； 较大管线引出孔和检查孔加强管长度，mm； h-h截面处的最大弯矩，Nmm； h-h截面处的风弯矩，Nmm； h-h截面以上塔设备压力试验时的质量，kg； h-h截面以上塔设备的操作质量，kg； h-h截面处加强管的厚度，mm； h-h截面处裙座的截面积，mm ; （3-37） （3-38） h-h截面处的裙座壳截面系数，mm ； （3-39） （3-40） 如果校核不能满足要求时，必须重新设定裙座壳有效厚度，并 且重复以上计算，直至满足要求。 表3-10裙座轴向应力校核裙座轴向应力的校核计算内容 计算公式及数据裙座有效厚度，mm36裙座筒体内径，mm12000-0截面积，mm 0-0截面系数，mm=KB，MPa111.6，MPa135.6裙座许用轴向应力，MPa取以上两者中小值111.60-0截面最大弯矩，Nmm2.210-0截面操作质量，kg887780-0截面组合应力，MPaKB检查孔加强管长度，mm120检查孔加强管水平方向的最大宽度，mm450检查孔加强管厚度，mm36裙座内直径，mm1200=1-1截面处裙座筒体的截面积，mm =120036-2=10152= =4.81-1截面处的裙座筒体截面系数,mm=51-1截面最大弯矩,Nmm2.121-1截面处的风弯矩,Nmm2.041-1截面以上操作质量,kg879881-1截面以上最大质量，kg1828671-1截面组合应力，MPaKB=49.530时，塔设备必须设置地脚螺栓。 地脚螺栓的螺纹小径可按式（1-49）计算： = （3-49） 式中 地脚螺栓螺纹小径，mm； 地脚螺栓腐蚀裕量，mm；取=3mm； n地脚螺栓个数，一般取4的倍数；对于最小直径塔设备可取n=6； 地脚螺栓材料的许用应力，MPa； 对16Mn，取=170MPa；对Q235A，取=147MPa； 整圆后地脚螺栓的公称直径不得小于M24. 3.13.3筋板 筋板的压应力按式（3-50）计算：= （3-50） 式中 筋板的压应力，MPa F 一个地脚螺栓承受的最大拉力，N； 对应一个地脚螺栓的筋板个数； 筋板宽度，mm； 筋板厚度，mm。 筋板的许用压应力可以按式（3-51）或式（3-52）计算： 当时 （3-51） 当时 = （3-52） 式中 筋板的许用压应力，MPa； 细长比，按式（1-53）计算，且不大于250； = （3-53） i惯性半径，对长方形截面的筋板取0.289，mm； 临界细长比，按式（3-54）计算； = （3-54） 筋板的压应力应不大于许用应力，即。但一般不小于2/3基础 环厚度。 3.13.4盖板 分块盖板最大应力按式（3-55）或式（3-56）计算： 无垫板时 （3-55） 有垫板时 = （3-56）式中 分块盖板最大应力，MPa； 垫板上地脚螺栓孔直径，mm； 盖板上地脚螺栓孔直径，mm； 筋板厚度，mm； 垫板宽度，mm； 盖板厚度，mm； 垫板厚度，mm；一般，分块盖板厚度不小于基础环厚度。 环形盖板的最大应力按式（3-57）或式（3-58）计算： 无垫板时 （3-57） 有垫板时 （3-58） 一般环形盖板的厚度不小于基础环厚度。 盖板最大应力应不大于盖板材料的许用应力，即：。 对低碳钢盖板的许用应力=140MPa。 表3-12基础环设计基础环设计计算内容计算公式及数据裙座内径，mm1200裙座外径，mm=+2=1200+236=1272基础环外径，mm=+300=1200+300=1500基础环内径，mm=-300=1200-300=900基础环伸出宽度b，mmb=114相邻两筋板最大外侧间距l，mm160基础环面积，=基础环截面系数，=5.36最大质量，kg183657操作质量，kg887780-0截面的风弯矩，Nmm2.130-0截面最大弯矩，Nmm2.21偏心弯矩，Nmm基础环材料的许用应力，MPa=140MPa水压试验时压应力，MPa= = 操作时压应力，MPa= = =2.62混凝土基础上的最大压力，MPa取以上两者中大值5.1b/lb/l=140/160=0.875=3.1=60760=3.1=79360对X轴的弯矩，Nmm/mm由b/l得：=0.1542560760=9372.2对Y轴的弯矩，Nmm/mm由b/l得：=0.0841579360=6678.1计算力矩,Nmm/mm取以上两者中大值9372.2有筋板时基础环厚度,mm=经圆整取=22 参考文献 1GB150-1998 钢制压力容器M.北京：中国国家标准出版社,1998 2 GB/T 911291242000 钢制管法兰M.北京：国家质量技术监督局， 2000 3 GB/T 911291242000 钢制管法兰M.北京：国家质量技术监督，2000 4 GB/T 4710-2005 钢制塔式容器M.北京：国家质量技术监督局，2000 5化学工业部设备设计技术中心站.化工设备零部件M. 北京:中国国标准出版社,1996 6华中理工大学化机教研室.化工原理课程设计M.华中理 工大学出版社 1990 7王志魁.化工原理（第二版）M.北京化学工业出版社 2003 8聂清德.化工设备设计M.北京化学工业出版社 2002 9毕树明.工程热力学M. 北京化学工业出版社 2001 10唐增宝、何永然、刘安俊.机械设计课程设计（第二版）M. 华中科技大学出版社 2004 11化工工业部化工工艺配管设计技术中心站.化工管路手册 M. 北京化学工业出版社 1986 12王志文 化工容器设计M 北京化学工业出版社 1989 13贺匡国.化工容器及设备简明设计手册M. 北京：化学工业出版社，2002 14郑津洋、董其武桑芝富.过程设备设计M. 北京：化学工业出版社，2003 15秦叔、叶文邦.化工设备设计全书（换热器）M. 北京：化学工业出版社，2004 16卓震、张秉淑、刘湘臣.化工压力容器设计取证指南M 北京：化学工业版社，1995 17许鸿、董其武.过程装备与控制工程专业英语M. 北京：化学工业出版社，200218王宽福、冯丽云.焊接与化机焊接结构M. 浙江大学出版社，200319刘福顺、汤明.无损检测基础M. 北京航空航天大学出版社，200520化学工业部设备设计技术中心站.标准零部件M. 全国化工设备设计技术中心站，2003英文文献1英文原文Stress Corrosion Cracking of Pressure Vessel Steels in High-Temperature Caustic Aluminate SolutionsSUE LIU, ZIYONG ZHU, HUI GUAN, and WEI KE Stress corrosion cracking (SCC) behavior of three kinds of low alloy pressure vessel steels in high temperature (200 to 300 ) caustic aluminate (AlO2-) solutions has been studied by slow strain rate tests (SSRT). The results indicate that these pressure vessel steels are susceptible to SCC in caustic alnminate solution and that the SCC susceptibility increases with increasing temperature between 200 to 300 Sulfide content and stringered sulfide inclusions severely and anisotropically affect the caustic SCC of these low alloy steels. The inclusions in the rare-earth-treated steel are predominantly globular rare-earth sulfides or oxysulfides, resulting in improved transverse properties. The effect of inclusions on SCC behavior correlates with the projected area of inclusions per unit volume at the crack tip, Av, on the plane perpendicular to the tensile direction. The susceptibility to SCC increases with increasing A v.I. INTRODUCTIONLOW alloy pressure vessel steels are the common structural materials for welded reaction vessels (e.g., digesters, precipitators, and evaporators) in the Bayer process for extraction of alumina from hydrated oxide ores (e.g., bauxite). These low alloy reaction vessels are in contact with high temperature concentrated caustic alnminate solutions and frequently suffer from stress corrosion cracking (SCC) during service. 1,2 Although SCC of steels in simple NaOH solutions has been the subject of numerous studies, f3,41 little work has been done in caustic aluminate solutions at 92 oc.t5,61 To purify alumina from lower quality ores, the extracting temperature has been elevated. However, there are no data on SCC susceptibility of steels used in the alumina industry at higher temperatures. The objective of the present work is to study the SCC behavior of low alloy pressure vessel steels with different sulfur contents in an imitative Bayer process at 200 to 300 Over the past few years, a number of research works 7,8,9 have shown that nonmetallic sulfide inclusions can cause environmentally assisted cracking to occur in high-temperature water related primarily to Boiling Water Reactor (BWR) and Pressurized Water Reactor (PWR) environments. The effect of MnS inclusions on caustic SCC property is also discussed in this article to give recommendations for improving SCC resistance of materials used in the alumina industry.II. EXPERIMENTAL PROCEDUREStudies were conducted on three kinds of low alloy steels: 16MnR, A48CPR, and rare-earth-treated 16MnRE. The pressure vessel quality rolling steel plates used in this work were 50-mm thick and were annealed at 650 The chemical compositions and mechanical properties of these steels were similar (Tables I and II), although the sulfur contents were very different. The cylindrical tensile specimens were 24 mm in gage length and 5 mm in diameter with threads at each end to fit tensile grips. Two kinds of tensile test pieces were sectioned from the steel plates parallel (L specimen) and perpendicular (T specimen) to the rolling direction to investigate specimen orientation effects. All specimens were polished with a 1000 grit emery paper and then cleaned with alcohol and acetone before testing. The test environment imitated the industrial Bayer process, and the temperature was varied from 200 to 300 The initial molal (M) concentration (Table III) in imitative Bayer solutions (IBS) was 7.42M NaOH, 1.32M A1203 3H20, and some impurities: carbonate, sulfate, and chloride. The test solution was prepared from distilled water and analytical grade chemicals. The resulting concentrations of anions are based on stoichiometric formation of aluminate species (AlOe-) according to Eq. 1:The slow strain rate tests were performed on an SERT-5000DP-9L machine in a static autoclave at an initial strain rate of 3.3*10-6/s. To protect the autoclave from caustic solution, a loose-fitting nickel liner, which held the corrosive media, was placed within it. A small amount of water was injected into the crevice between the autoclave and the liner to improve heat transfer and to prevent the formation of a concentrated caustic solution in this crevice. After sealing, the system was overpressured with 2.0 MPa nitrogen to prevent boiling and to minimize the transfer of corrosive media to the crevice. At the start of each test, specimens were initially loaded to 50 MPa and then strained to fracture. The tensile specimens were at the natural corrosion potential during straining. The results obtained in IBS were compared with those in an inert environment of 2.0 MPa nitrogen. The time to failure (TTF), the percent reduction of crosssectional area (pet ROA), and the elongation (E) were the main parameters used to evaluate SCC susceptibility. One-half of the specimen was mounted with epoxy resin, ground, and given a final metallographic polish to observe the secondary cracks along the gage length by optical microscopy.Table I. Analyses of Composition (Weight Percent)SteelsCSiMnPSAlCuMoNiRE16MnR0.160.471.530.0140.018-0.055-A48CPR0.1750.341.350.0120.006-0.0450.058-16MnRE0.160.401.380.0180.009-0.020Table II. Mechanical Properties of SteelsSteelsUltimateStrengt（ MPA ）YieldStrength（ MPA ） Elongation （Pct）Impact Strength（J/cm , by Charpy Test）25260L SpecimenT SpecimenL SpecimenT Specimen16MnR530.0350.032.0159172777597142169858176A48CPR528.9316.131.620924018723329831723125827216MnRE535.0338.032.5169172172156129122Table III. Composition of IBS (M)NaOHAl2O33H2ONa2CO3Na2SO4NaCl7.421.320.30.140.14Ill. RESULTSA. The Effect of Temperature on Caustic SCC Behavior Figure 1 shows the effect of temperature on SCC behavior for L specimens of 16MnR steel in IBS at 260 The pct ROA is reduced by the corrosive solution as compared with that in nitrogen. Also the TTF, pct ROA, and E of specimens in IBS decrease with increasing test temperature. The results indicate that 16MnR steel is susceptible to SCC in IBS and that the susceptibility increases with an increase in temperature from 200 to 300 B. Comparison of SCC Susceptibility between 16MnR, A48CPR, and 16MnRE SteelsThe pet ROA data of L specimens for both steels shown in Figure 2 are the average values of duplicate specimens in each test condition, and the results can be reproduced as follows. For A48CPR steel, the pct ROA data are 66.0 and 64.2 at 260 and 63.6 and 61.1 at 280 For 16MnR steel, the pct ROA data (as shown in Figure 1) are 57.2and 55.0 at 260 and 49.6 and 47.0 at 280 The results (Figure 2) of L specimens for both steels indicate that A48CPR steel is also susceptible to SCC under the test conditions and that the susceptibility may increase slightly with increasing temperature from 260 to 280 The L specimens of 16MnR steel are inferior to those of A48CPR steel.The effects of specimen orientation on SCC behavior ar shown in Figure 3. The T specimens of 16MnR steel ar obviously more susceptible to SCC than its L specimensHowever, the SCC behavior for A48CPR steel of T specmens is similar to the L specimens. The SCC resistanc for the T specimen of rare-earth-treated steel 16MnRE improved, and the extent of anisotropy of 16MnRE decreases as compared with 16MnR. The large number of cracks observed on an L specimen of 16MnR steel after testing in IBS at 280 is shown in Figure 4. The cracking path of a typical specimen is shown in Figure 5. The cracks predominantly propagated in intergranular path, but there are also some transgranular cracks.IV. DISCUSSION Caustic SCC of low alloy pressure vessel steels in IBS at elevated temperatures is predominately intergranular (Figure 5) as at 92 The SCC susceptibility increases at high temperatures between 200 and 300 (Figures1 and 2). In comparison to the conventional (25 Pourbaix diagram, the most noticeable change at higher temperature diagrams is the larger area of stability for the HFeOi ion. An association between caustic cracking and the formation of HFeO2 ion has been previously suggested, vq Simultaneously, the reaction rate of the anodic and cathodic reactions increases at the elevated temperature. The orientation effect on SCC behavior (Figure 3) is considered to be related to inclusions in the steels. The volume fraction, shape, and distribution of manganese sulfide inclusions in 16MnR and A48CPR steels are very different,as shown in Figures 6(a) and (b). The volume fraction ofinclusions in 16MnR steel is greater than in A48CPR steel because the sulfur content is higher. The inclusions in A48CPR steel are globular and well distributed, whereas those in 16MnR steel are predominantly elongated and in bands parallel to the rolling direction. The SCC process is the brittle or quasibrittle fracture of a material under the conjoint actions of stress and corrosive environments. The detrimental effects of nonmetallic inclusions on the mechanical properties of steels are now well established, tg Considering the mechanical fracture aspect during the SCC process, the effect of inclusion on SCC behavior correlates with the total projected area, Aw, of inclusions per unit volume at the crack tip on the plane perpendicular to the tensile direction, i. The crack propagation rate is accelerated by cracking in or around the inclusions near the crack tip and is more severe with increasing A w. If the shape of inclusion is assumed to be triaxial ellipsoids (Figure 7), it is possible to calculate the magnitude of A vi in the following equation: Avi=6Vv/(di) 2where Vv is the volume fraction of inclusion and di is the average dimensions of inclusion in the tensile direction, i.There are more inclusions in 16MnR steel than in A48CPR steel. The value of Vv for 16MnR steel is therefore larger. But the average dimension of the elongated inclusions on the longitudinal section, for L specimens of 16MnR steel is also larger. However, the value of Aw on the plane perpendicular to the tensile direction, for the L specimen, is similar for both steels. So the difference in SCC susceptibility of L specimens between 16MnR and A48CPR steels is slight (Figure 2). The results indicate that the amount and shape of inclusion have no significant effect on the SCC behavior for L specimens. However, the shape and distribution of inclusion in steels severely affect the transverse properties such as the impact strength of Charpy tests (Table II) and SCC susceptibility (Figure 3). Even though a steel contains the same amount of inclusion, in a given steel, the volume fracture of inclusion should be the same, but the inclusion length dimension di and A w on the different fracture plane may be different according to the shape of inclusion. Because inclusions in 16MnR steel are stringered bands parallel to the rolling direction, the average length dimension of inclusions in the longitudinal direction, is much larger than that in the transverse direction, d2, and the average projected area on the transverse plane for the longitudinal specimen, Aw, is correspondingly smaller than that on the longitudinal plane for the transverse specimen, A v2. The elongated inclusionsin the 16MnR steel cause anisotropy in its SCC resistance(Figure 3). In comparison with the 16MnR steel, the value of Art is equal to that of At2 for globular inclusions in the A48CPR steel, so the SCC behavior is isotropic. On the other hand, SCC is also an electrochemical process. The pre-existing active-path theories tl31 have been applied primarily to intergranular cracking of ductile alloys in aqueous environments and relate the propagation process to the preferential dissolution of chemically active regions in the grain boundaries. The recent investigations indicate that the MnS inclusions dissolve readily in high-temperature water, presumably forming HS- and H2S. These species strongly affect the crack growth rate during SCC or corrosion fatigue processesYl In areas containing a dense distribution of elongated MnS inclusions, the crack tip can propagate much faster than in the surrounding area. So inclusions in steels have an influence on SCC behavior. The results of rare-earth-treated steel 16MnRE under the same test conditions further confirmed the inclusion effect. The inclusions in 16MnRE steels are predominately globular rare-earth sulfides or oxysulfides (Figure 6(c) which are hard particles and difficult to be deformed and elon- gated. The SCC results shown in Figures 3 and 8 indicate that the ratio of pct ROA for T specimens, ROA(T), to that for L specimens, ROA(L), increases in comparison with that for 16MnR steel. The transverse SCC resistance obviously improves with inclusion shape, controlled by adding rare-earth elements in the low alloy steel 16MnR. But there are still a few stringered inclusions (Figure 6(c) in 16MnRE, so the transverse SCC resistance of 16MnRE is not as good as that of A48CPR. Nevertheless, it is hoped that 16MnRE steel can have the same SCC resistance as that of A48CPR used in the alumina industry by controlling the amount of rare-earth elements added and the rolling process.V. CONCLUSIONS 1. Both 16MnR and A48CPR steels exhibit caustic SCC susceptibility in the IBS. The SCC susceptibility of 16MnR steel increases with increasing temperature from 200 to 3002. The volume fraction, shape, and distribution of inclusions in steels affect the caustic SCC of low alloy pressure vessel steels, especially in steels with stringered sulfide inclusions where the transverse SCC resistance is severely reduced. Adding rare-earth elements to the steel improves transverse SCC resistance by controlling the shape and dis tribution of inclusions. 3. The effects of inclusion on SCC behavior correlate with the projected area of inclusions at the crack tip, Av, on the plane perpendicular to the tensile direction. The SCC susceptibility increases with A v.ACKNOWLEDGMENTS This work was supported by the National Natural Science Foundation of China (Contract No. 59271049) and the State Key Laboratory of Corrosion and Protection, Academia Sinica.REFERENCES1. Caustic Stress Corrosion Symposium, Alcan Jamaica Company (Aljam), Mandeville, Jamaica, Mar. 1982. 2. V.I. Artemev, V.I. Seregin, E.P. Zholoboya, and V.P. Belyaev: Zashch. Met., 1979, vol. 15, p. 62-65. 3. M.F. Maday, A. Mignone, and A. Borello: Corrosion, 1989, vol. 45, pp. 273-82. 4. D. Singbeil and D. Tromans: Metall. Trans. A, 1982, vol. 13A, pp. 1091-98. 5. Huy Ha Le and Edward Ghali: Corros. Sci., 1990, vol. 30, pp. 117- 34. 6. R. Sriram and D. Tromans: Corrosion, 1985, vol. 41, pp. 381-85. 7. F.P. Ford: Proc. 2nd Int. Atomic Energy Agency Specialists Meeting on Subcritical Crack Growth, Sendai, Japan, May 15-17, 1985, W.H. Cullen, ed., NUREG CP-0067, vol. 2, pp. 3-72. 8. H. Hanninen, K. Torronen, M. Kemppainen, and S. Salonen: Corros. Sci., 1983, vol. 23 (6), pp. 663-79. 9. J.H. Bulloch: Proc. 3rd lnt. Symp. on Environmental Degradation of Materials in Nuclear Power Systems-Water Reactors, TMS, Warrendale, PA, 1988, pp. 261-68. 10. H.E. Townsend: Corros. Sci., 1970, vol. 10, pp. 343-58. 11. M.J. Humphries and R.N. Parkins: Syrup. Fundamental Aspects of Stress-Corrosion Cracking, The Ohio State University, Columbus, OH, Sept. 11 15, 1967, R.W. Stache, A.J. Forty, and D. Van Rooyen, eds., NACE, Houston, TX, 1969, pp. 384-95. 12. W.A. Spitzig: Metall. Trans. A, 1984, vol. 15A, pp. 1259-64. 13. Shinobu Matsushima, Yasuyuki Katada, Shunji Sato, and Norio Nagata: Corrosion Control, Proc. 7th Asian-Pacific Corrosion Control Conf., International Academic Publisher, Beijing, 1991, pp. 112-172译文钢制压力容器在高温腐蚀性铝酸溶液中的应力腐蚀裂纹研究 刘舒 朱自勇 关慧 魏柯通过慢应变速率（SSRT）的测试，对三种低合金压力容器用钢在高温（ 200 -300）腐蚀性铝酸（AlO2-）溶液中的应力腐蚀开裂（SCC）情况进行了研究。结果表明，这类压力容器钢在该类溶液中SCC较敏感，并随温度升高SCC会加剧。另外，硫化物及其它杂质的混入也会引起钢的腐蚀。稀土处理过的钢中主要含球状的硫化稀土和硫氧化合稀土，这就导致其加大了横向断裂特性，包括在延伸区域应力腐蚀断裂点Av，也就是在垂直与平面的伸长方向，随着Av值的变大，应力腐蚀特性较为明显。一引言低合金钢是比较常见的焊接反应容器的材料（例如沼气池， 除尘器，蒸发器等） ，通过贝尔反应从含氧的水合物中将AlO2-提取出来。这类低合金反应容器与具腐蚀性的高温铝酸溶液接触并立刻出现腐蚀现象。在此期间，钢材在纯NaOH溶液中的应力腐蚀已经有过大量的研究，在92腐蚀性铝酸溶液中也做了小规模的实验。为了将氧化铝从杂质矿石中提取出来，提取时的温度大大高于92。然而，很难预知SCC的敏感性在更高温度下的铝酸盐工业中的情况。目前的主要工作就是研究低合金压力容器用钢与不同硫化物模拟在200 - 300时的贝尔反应情形下的应力腐蚀断裂。在过去的几年里，大量的研究工作表明，能引起非金属硫化物在沸水中对容器的腐蚀，主要与反应器和压水器的环境有关，包括含腐蚀性的MnS的影响，这一点在本文也将提到，并介绍抗SCC材料在铝酸盐工业中的应用。二实验步骤三种低合金钢处理方式的研究:16MnR钢， A48CPR ，稀土处理过的16MnRE 。进行试验的压力容器轧制钢板厚50毫米， 650 退火处理。这类钢材的化学成分和力学性能（表一和表二）较为相似，但硫的含量大不相同。取可伸长的圆柱形样本原长24毫米，直径5毫米，且均带螺纹便于装紧。从钢材的横断面和纵断面方向分别切割，这种张力实验研究样本的向性能力，所有
- 温馨提示:
1: 本站所有资源如无特殊说明，都需要本地电脑安装OFFICE2007和PDF阅读器。图纸软件为CAD,CAXA,PROE,UG,SolidWorks等.压缩文件请下载最新的WinRAR软件解压。
2: 本站的文档不包含任何第三方提供的附件图纸等，如果需要附件，请联系上传者。文件的所有权益归上传用户所有。
3.本站RAR压缩包中若带图纸，网页内容里面会有图纸预览，若没有图纸预览就没有图纸。
4. 未经权益所有人同意不得将文件中的内容挪作商业或盈利用途。
5. 人人文库网仅提供信息存储空间，仅对用户上传内容的表现方式做保护处理，对用户上传分享的文档内容本身不做任何修改或编辑，并不能对任何下载内容负责。
6. 下载文件中如有侵权或不适当内容，请与我们联系，我们立即纠正。
7. 本站不保证下载资源的准确性、安全性和完整性, 同时也不承担用户因使用这些下载资源对自己和他人造成任何形式的伤害或损失。
人人文库网所有资源均是用户自行上传分享，仅供网友学习交流，未经上传用户书面授权，请勿作他用。
川公网安备: 51019002004831号