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年产4.2万吨甲苯精馏筛板塔设计.doc

来源：一二三四网

沈阳化工大学

本科毕业论文

题目： 4.0万吨/年甲苯精馏筛板塔

院系：能源与动力工程学院专业：过程装备与控制工程班级：学生姓名：指导教师：

毕业设计(论文)任务书

能源与动力工程学院过程装备与控制工程专业 1005班学生马艳新

毕业设计题目: 4.0万吨/年甲苯精馏筛板塔毕业设计内容: 外文翻译，中文3000字以上（英文A4两页以上）；设计计算书一份；中英文摘要一份；绘制施工图折合A0号图至少四张。指导教师: 张春梅签字年月日教研室主任: 签字年月日院长(系主任): 签字年月日

摘要

气液传质设备的形式多种多样，但目前应用最广的是塔设备。精馏

塔就是其中之一。目前精馏塔在化工生产中占有很重要的地位，在化工生产过程中起到很重要的作用。

本次主要设计的是4.2万吨/年甲苯精馏筛板塔。其中，苯、甲苯的摩尔分率分别为0.5，工作压力为4KPa，地震烈度为7级，产物中甲苯的摩尔分率不低于0.98。内容主要为两个大部分：一是塔的工艺计算，其中包括回流比的计算、塔组分的含量分析、物料衡算、塔板的理论板数和实际板数的计算及进料位置的确定，塔的气液负荷的计算、塔径、塔高、和塔板尺寸及结构的计算、流体力学的验算和塔附属设备的选择，例如全凝器等的选择。还有各种管径的计算及其零部件的选择。通过画塔的操作性能曲线图，得出相应的结论。二为塔的强度及其稳定性的校核，包括筒体封头厚度的确定，及其受质量载荷、风载荷、地震载荷影响下的强度校核，圆筒应力的校核，还有裙座等零部件的强度校核，以及接管开孔补强和吊柱的设计计算。

本次塔的主要设计数据：塔内径1.6m，全塔高21m。设计温度为120℃，设计压力0.1MPa，容器类别为Ⅱ类。筒体和封头壁厚为8mm，主要受压元件的材料为Q345R ；裙座材料为 Q245R，高3.45m。塔内共有30块单溢流筛板塔盘，塔釜设置有再沸器，塔顶设置有全凝器。全塔采用泡点进料，回流比为1.6，操作弹性3.1。

关键词：甲苯精馏；筛板塔；精馏塔；毕业设计；

Abstract

Gas-liquid mass transfer equipment in many forms, but the most widely

used is the tower. Distillation column is one of them. Currently distillation tower occupies a very important position in the chemical industry plays a very important role in the chemical production process. The design for the 42,000 tons / year of toluene distillation sieve tray. Among them, benzene, toluene mole fraction were 0.5, working pressure 4KPa, seismic intensity of 7, the mole fraction of toluene in the product is not less than 0.98. Mainly into two parts: First, the process of calculating the tower, including the calculation of the reflux ratio, the content of the tower component analysis, material balance, calculate the number of theoretical plates and trays actual plate number and the location of the feed OK, tower-liquid load calculation, tower diameter, tower height is calculated, and the size and structure of the plate, checking fluid mechanics and tower ancillary equipment options, such as full-coagulation, etc. choices. There are a variety of diameters calculated choose their components. By operating performance graph drawing tower, draw the appropriate conclusions. Two for checking the strength and stability of the tower, including determining the thickness of the cylinder head, and by the quality of the load, wind load strength check, the impact of seismic loads, check the cylinder stress, as well as skirts strength check seat and other parts, as well as take over the opening reinforcement and davit design calculations.

The main structure of the tower dimensions and technical data have been calculated: the tower inside diameter of 1.6m, the whole tower height 21m. Design temperature of 120 ℃, the design pressure of 0.1MPa, container class for the Class Ⅱ. And the wall thickness of the cylinder head 8mm, materials mainly for pressure parts Q345R; skirt material

Q245R, high 3.45m. A total of 30 single-tower overflow sieve trays, tower reactor is provided with a re-boiler, the top set with full f-user. Full tower using bubble point feed, reflux ratio of 1.6, 3.1 operating flexibility.

Keywords: toluene distillation; sieve column; distillation column; graduation;

第一章工艺计算 ............................................................................. - 1 -

1.1 全塔物料衡算 ....................................................................... - 7 - 1.1.1原料液及塔顶，塔底产品的组成 ....................................... 2 1.1.2 物料衡算 ........................................... 错误！未定义书签。 1.2 确定最小回流比 ....................................................................... 2 1.2.1 汽液平衡关系及数据 .......................... 错误！未定义书签。 1.2.2 确定相对挥发度 ............................................................... 3 1.2.3 确定回流比 ...................................................................... 4 1.3 理论板数和实际板数的确定 ..................................................... 4 1.3.1 理论板数的确定 ................................. 错误！未定义书签。 1.3.2 实板数的确定 .................................................................. 5 1.4 塔的汽液负荷计算 ................................................................... 6 1.4.1 流量的计算 ...................................................................... 6 1.4.2 相关物性参数的计算 .......................... 错误！未定义书签。 1.5 热量衡算 .................................................... 错误！未定义书签。 1.5.1 理想气体定压比热容的计算 ............... 错误！未定义书签。第二章精馏塔和主要尺寸的设计计算 ................... 错误！未定义书签。 2.1精馏段 ........................................................ 错误！未定义书签。 2.1.1塔径 ................................................... 错误！未定义书签。 2.1.2溢流装置 ............................................ 错误！未定义书签。

2.1.3塔板布置 ............................................ 错误！未定义书签。 2.1.4塔板的流体力学验算 ........................... 错误！未定义书签。 2.1.5塔板负荷性能图 .................................. 错误！未定义书签。 2.2提馏段 .................................................................................... 19 2.2.1塔径 ............................................................................... 19 2.2.2溢流装置 ............................................ 错误！未定义书签。 2.2.3塔板布置 ............................................ 错误！未定义书签。 2.2.4塔板的流体力学验算 ........................... 错误！未定义书签。 2.2.5塔板负荷性能图 .................................. 错误！未定义书签。 2.3辅助设备..................................................... 错误！未定义书签。 2.3.1配管 ................................................... 错误！未定义书签。 2.3.2冷凝器 ................................................ 错误！未定义书签。 2.3.3再沸器 ................................................ 错误！未定义书签。 2.4塔体结构..................................................... 错误！未定义书签。第三章强度及稳定性校核 ................................................................. 29 3.1塔体圆筒与封头设计 ............................................................... 29 3.2塔器质量载荷 ............................................. 错误！未定义书签。 3.3塔器的自震周期 .......................................... 错误！未定义书签。 3.4地震载荷及地震弯矩计算 ............................ 错误！未定义书签。 3.5风载荷和风弯矩计算 ................................... 错误！未定义书签。 3.6最大弯矩..................................................... 错误！未定义书签。 3.7圆筒应力校核 ............................................. 错误！未定义书签。

3.8裙座稳定性计算 .......................................... 错误！未定义书签。 3.9基础环设计 ............................................................................. 37 3.10地脚螺栓 ............................................................................... 38 3.11筋板设计 ............................................................................... 39 3.12盖板设计 ............................................................................... 39 3.13裙座与塔壳连接焊缝验算 .......................... 错误！未定义书签。第四章开孔补强设计计算 ................................................................. 40 4.1人孔 ........................................................................................ 40 4.2其他接管................................................................................. 42 第五章吊柱的设计计算 ..................................................................... 42 5.1设计载荷................................................................................. 42 5.2曲杆部分的校核 .......................................... 错误！未定义书签。 5.3柱的校核..................................................... 错误！未定义书签。

沈阳化工大学学士学位毕业论文 4.2万吨/年甲苯精馏筛板塔

4.2万吨/年甲苯精馏筛板塔

原始数据

年产量：4.2万吨甲苯料液初温：30C

料液浓度：50%（甲苯质量分率）塔底产品浓度：98%（甲苯质量分率）塔顶苯质量分率不低于97%

每年实际生产天数：330天（一年中有一个月检修）精馏塔塔顶压强：4kPa（表压）冷却水温度：30C

饱和水蒸汽压力：2.5kgfcm2(表压) 设备型式：筛板塔

厂址：沈阳地区（基本风压：q045kgm2，地质：地震烈度7级，土质为Ⅱ类场地土，气温：20C~40C）

设计方案

本设计任务为分离苯-甲苯混合物，在常压操作的连续精馏塔内分离苯-甲苯混合液：已知塔底的生产能力为甲苯4.2万吨/年，进料组成为0.50（甲苯的质量分率），要求塔底釜液的组成为0.98，塔顶馏出液的组成为0.02。

对于二元混合物分离采用连续精馏流程，设计中进料为冷液进料，将原料液通过泵送入精馏塔内，塔顶上升蒸汽采用全凝器冷凝，冷凝液一部分回流至塔内，其余部分经产品冷却器冷却送至储罐。该物系属易分离物系，故操作回流比取最小回流比的1.4倍。塔釜采用间接蒸汽加热，塔底产品冷却后送至储罐。

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第一章工艺计算 1.1 全塔物料衡算

1.1.1原料液、塔顶及塔底产品的组成

(1) 苯的摩尔质量 M苯78.11kg/kmol （2)甲苯的摩尔质量 M甲苯92.13kg/kmol （3）苯的摩尔分率：

50/78.110.54150/78.1150/92.13

97/78.11塔顶：xD0.97497/78.113/92.13

2/78.11塔底：xW0.02352/78.1198/92.13

（4）平均分子质量：进料：

84.54kgkmolMFM苯xFM甲苯1xF78.110.54192.1310.541进料：xF

塔顶：

MDM苯xDM甲苯1xD78.110.97492.1310.97478.47kgkmol 塔底：

91.80kgkmolMWM苯xWM甲苯1xW78.110.023592.1310.02351.1.2 物料衡算

4.2107已知：W5411.26kgh330240.98

.26则，W541191.8058.95kmohl

总物料：FDW FD58.95

苯的物料衡算：FxFDxDWxW 0.541F0.974D0.023558.95

.42kmo/lh,D70.47kmo/lh,W58.95kmo/lh 联立解得:F1291.2 确定最小回流比

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1.2.1 汽液平衡关系及数据

(1) 苯—甲苯汽液相平衡组成见下表（4Kpa) 苯 mol% 液相中气相中 0.0 7.5 15.7 24.6 34.4 45.1 50.9 69.9 88.4 100 56 66.9 76.6 85.4 93.2 100 84.6 81.3 0.0 16.1 30.7 44 111.8 108.4 105 温度(C) 101.6 98.2 94.8 91.4 88 (2)根据汽液平衡表，求取塔顶温度tD、tW、tF：

0.9741tD81.3，得出 tD81.85C 0.844184.681.3t111.80.02350W 塔底温度tW：，得出 tW110.73C

0.0750108.4111.80.5410.509tF91.4 进料温度tF：，得出 tD91.29C

0.6990.5098891.4 塔顶温度tD：

1.2.2 确定相对挥发度

0 根据安托因方程 lgpAAB，其中A,B,C为安托因常数，所以 tC1206.350 pA 107.07kpatD220.241343.940 pB 41.63kpatD219.580塔顶相对挥发度：lgpA6.0230 lgpB6.0780/PB02.57 DpA0塔釜相对挥发度：lgpA6.0231206.350 pA 238.84kpatW220.241343.940102.16kpa pB

tW219.580 lgpB6.07800 wpA/pB2.34

0 进料相对挥发度：lgpA6.0231206.350141.47kpa PA

tF220.243

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0 lgpB6.0781343.94 PB056.84kpa

tF219.580FPA/PB02.49

全塔平均相对挥发度DW2.45 塔顶于进料的相对挥发度1DF2.53 塔釜与进料的相对挥发度2WF2.46

1.2.3 确定回流比

取泡点进料q1，所以q线方程为xxF，气液相平衡方程y联立两方程可得 xq0.541所以最小回流比Rmin,yq0.743，

2.45x，

11.45x1.14

xDyqyqxq 取回流比R1.4Rmin1.6

1.3 理论板数和实际板数的确定

1.3.1 理论板数的确定

用逐板法计算理论板数，交替使用操作线方程和相平衡关系。

LDxnxD(LRD)，即：精馏段操作线方程：yn1LDLD112.75270.47xn0.9740.651xn0.375 yn1112.75270.47112.75270.47相平衡关系：x1y1y1 (1)y12.531.53y1LqFW'xnxW, 即:

LqFWLqFW'提馏段操作线方程：yn1'yn1112.752129.4258.95''xn0.02351.322xn0.00756112.752129.4258.95112.752129.4258.95y

2.461.46y相平衡关系：x4

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塔顶采用全凝器，则y1xD0.974。第一块塔板下降液体组成x1由相平衡关系计算得x10.9740.937

2.531.530.974由操作线方程得

y20.6150.9370.3750.951

由相平衡方程可以求得第二块板下降的液相组成，x20.885。如此逐板计算，可得

y30.919y40.878y60.780y70.734x30.818x40.740x60.584x70.522 y50.830 x50.659

因为x7xFx6，故第7块板为进料板。由于把进料板划在提馏段，故精馏段有6块理论板。自第7块板开始，应改用提馏段操作线方程。

y71.3220.5840.007560.765， x70.569 如此逐板计算，可得

y80.745y90.709y100.651y110.562

x80.542x90.498x100.431x110.343y120.446y130.318y140.203y150.117y160.060

x120.246x130.159x140.094x150.051x160.025x170.011

y170.0065 因x17xw，故完成分离任务所需的理论板数为16块（不含塔底再沸器）

1.3.2 实际板数的确定

苯、甲苯温度在规定范围内，满足黏度公式：

B Yexp(AClnTDTE)

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苯：A7.5117,B294.68,C2.794,D0,E0

甲苯：A226.08,B6805.7,C37.542,D0.060853,E1 所以，在全塔平均温度下，得苯、甲苯黏度分别为0.273、0.227

根据混合液平均黏度公式lgmxilgi，得m0.275。所以

ET0.49()0.2450.54 ETNTN1629.63 取30块 , 全塔NPTNPET0.54NT611.11 取12块 ET0.54 精馏段NP 由以上计算可得精馏段塔板为12块，全塔为30块，不含塔釜。

1.4 塔的汽液负荷计算

1.4.1流量的计算精馏段

V(R1)D(1.61)70.47183.22kmol/hLRD1.670.47112.725kmol/h

提馏段

VV(R1)D183.22kmol/h

LLqF112.7521129.42242.172kmol/h 流量 (kmol/h) 129.42 70.47 58.95 183.22 183.22 112.752 242.172 组成苯 0.541 甲苯 0.459 苯 0.974 甲苯 0.026 苯 0.0235 甲苯 0.9765 —— —— —— —— 精馏塔物料衡算表

物料进料 F 塔顶产品 D 塔底产品 W 精馏段上升蒸汽量 V 提馏段上升蒸汽量 V' 精馏段下降液体量 L 提馏段下降液体量 L' 1.4.2 相关物性参数的计算（1）液相平均分子质量：

MD78.47kg/kmol,MF84.54kg/kmol,MW91.80kg/kmol

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MDMF78.4784.5481.51kg/kmol 22MMF91.8084.54'W88.17kg/kmol 提馏段：MLM22 （2）气相平均分子质量：在塔顶温度下

y10081.8588 D yD0.989 93.210084.681.3 在进料温度下

y85.491.2988 F yF0.766 76.685.491.488 在塔底温度下

y0110.73111.8 W yW0.051 16.10108.4111.8

精馏段：MLMMVDM苯yDM甲苯（1-yD)78.110.98992.13(10.989)78.26kg/kmolMVFM苯yFM甲苯（1-yF)78.110.76692.13(10.766)81.39kg/kmol MVWM苯yWM甲苯（1-yW)78.110.05192.13(10.051)91.41kg/kmolMVDMVF78.2681.3979.83kg/kmol 22MMVF91.4181.39'VW86.40kg/kmol 提馏段：MVM22 （3）液相密度

精馏段：MVM 在温度范围内可以根据公式求得不同位置的各项温度YABT(1(1)D)C,其中各值

苯：A1.0259,B0.26666,C562.05,D0.28394 甲苯：A0.8792，B0，27136，C591.75，D0.29241 所以由计算可得，塔顶 苯807.35kg/m3,甲苯809.78kg/m3，又根据混液密度计算公式可得

10.9710.97DM807.42kg/m3 807.35809.78DM 进料 苯802.73kg/m3,甲苯800.28kg/m3，又根据混合液密度计算公式可得

110.50.5FM801.5kg/m3 802.73800.28FM 塔底 苯780.21kg/m3,甲苯780.18kg/m3，又根据混合液

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密度计算公式可得

1WM10.980.98WM780.18kg/m3

780.21780.18807.42801.5804.46kg/m32

780.18801.5'提馏段：L790.84kg/m32精馏段：L （4）气相密度

VD VFPMVD105.3378.262.794kg/m3RTD8.314354.85PMVF105.3381.392.831kg/m3 RTF8.314364.29PMVW105.3391.413.018kg/m3RTW8.314383.732.7942.8312.81kg/m32

2.8313.0182.92kg/m32VW精馏段：VM

'提馏段：VM （5）流量

精馏段： VSVMVM183.2279.831.45m3/s3600VM36002.81LMLM112.75281.855.05103m3/s3600L3600804.46

LS提馏段：VMVM183.2286.4' VS 1.51m3/s3600VM36002.92LMLM242.17288.17L'S7.5103m3/s'3600L3600790.84 （6）黏度由公式得：tD81.85C,苯0.315，甲苯0.316 tW110.73C,苯0.238，甲苯0.243tF91.29C,苯0.286，甲苯0.290 根据混合物计算公式可得

lgDlg苯xDlg甲苯(1xD)lg0.3150.974lg0.316(10.974)D0.3158

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lgWlg苯xWlg甲苯(1xW)lg0.2380.0235lg0.243(10.0235)W0.243lgFlg苯xFlg甲苯(1xF)lg0.2860.541lg0.29(10.541)F0.2880.3510.2880.30222

WF0.2430.288提馏段：0.26622精馏段：

DF 塔顶、塔底进料结果表

塔顶 78.47 2.974 807.42 0.315 塔底 91.8 2.831 780.18 0.243 进料 84.54 3.018 801.5 0.288 M(kg/kmol) V(kg/m3) L(kg/m3) (mpas)

精馏段、提馏段结果数据表精馏段 81.51 2.81 804.46 0.302 1.45 0.00505 提馏段 88.17 2.92 790.84 0.266 1.51 0.0075 M(kg/kmol) V(kg/m3) L(kg/m3) (mpas) VS(m3/s) LS(m3/s) （7）液相平均张力在温度范围内根据公式YA(1Tr)B,其中

苯:A0.071815,B1.2362甲苯:A0.066779,B1.2442

苯、甲苯液相张力

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温度C 苯N/m 甲苯N/m 81.85 0.0209 0.0214 91.29 0.0197 0.0203 110.73 0.0174 0.0182 LMxii

LD0.02090.9740.0214(10.974)0.0209N/m

LF0.01970.5410.0203(10.541)0.02N/mLW0.01740.02350.0182(10.0235)0.0182N/m精馏段：LMLDLFLF2LW2

'提馏段：LM0.02090.020.0205N/m2

0.020.01820.0191N/m21.5 热量衡算

1.5.1 理想气体定压比热容计算

苯—甲苯比热容温度（C）苯（kJkmolk）甲苯(kJkmolk)

81.85 150.86 173.61 110.73 159.79 184.04 91.29 153.66 176.89 塔顶温度下：

cp(D)cp1xDcp2(1xD)150.860.974173.61(10.974)151.45kJ/kmolk 塔底温度下：

cp(W)cp1xWcp2(1xW)159.790.0235184.04(10.0235)183.47kJ/kmolk 进料温度下：

cp(F)cp1xFcp2(1xF)153.660.541176.89(10.541)164.32kJ/kmolk 塔顶温度下的汽化潜热：

r1393.17kJ/kg,r2380.38kJ/kg 平均值：

rr1xDr2(1xD)393.170.974380.38(10.974)392.83kJ/kg 以0℃为基准

（1）塔顶上升气体的焓值Qv

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QvVcp(D)tDHVV183.22151.4581.85392.8378.47183.227832155.9kJ/h

（2）回流液的焓值QR

QRLcp(D)tD112.752151.4581.851397694.4kJ/h （3）馏出液的焓QD

因为馏出液与回流口组成一样，所以cpcp(D)151.45kJ/kmolk QDDcp(D)tD70.47151.4581.85873559kJ/h （4）冷凝器消耗QC

QCQVQRQD7832155.91397694.48735595560902.5kJ/h （5）进料口的焓值QF

QFFcp(F)tF129.42164.3291.291941400kJ/h （6）塔底馏出液的焓值QW

QWWcp(W)tW58.95183.47110.731197606.6kJ/h （7)再沸器QB

QB1.1(QVQWQRQF)1.1(7832155.911197606.61397694.41941400)6259734.9kJ/h

（8）塔设备的热量损失QL QL0.1QB625973.5kJ/h

热量衡算表

进料冷凝器塔顶馏出液塔底馏出液再沸器平均比热kJkmolk 164.32 151.45 183.47 11

热量Q（kJh） 1941400 5560902.5 7832155.7 1197606.6 6259734.9 沈阳化工大学学士学位毕业设计论文 4.2万吨/年甲苯精馏筛板塔

第二章精馏塔主要尺寸的设计计算 2.1 精馏段

2.1.1 塔径

（1）气液相体积流率

VS1.45m3/s,LS5.05103m3/s （2）确定u u0.7umax

umaxV CC20L CLV200.2 查Smith关联图：

L 图中横坐标：sVsLV0.50.00505804.461.452.810.50.059

取板间距为HT450mm，板上液层高度hL65mm

HThL0.450.0650.385m

 查得C200.078 CC20L20 则umaxC0.220.50.078200.20.0784

LV804.462.810.07841.324ms V2.81 取安全系数为0.7，则空塔气速为 u0.7umzx0.71.3240.927ms （3）塔径 D4Vs41.451.41m 按标准圆整为1.6m u0.927 塔截面面积AT4D241.622.01m2

实际空塔气速uVs1.45072ms AT2.012.1.2 溢流装置

塔径D1.6m，选用单溢流弓形降液管，凹形受液盘

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⑴堰长lw：lw0.68D0.681.61.088m

LSE ⑵堰高hw：hwhLhow 选用平直堰how0.00284lw近似取液流收缩系数23E1，

0.005053600how0.0028410.019m

1..08823hwhLhow0.0650.0190.046m ⑶ 弓形降液管宽度Wd和面积Af

AflwWd0.0794 因为0.68查弓形降液管宽度和面积图得，0.133 ATDDWd1.60.1330.2128mAf0.07942.010.16m2

液体在降液管中的停留时间

3600AfHTLS36000.160.4514.26s5s，降液管尺寸合理。

36000.00505 ⑷ 降液管底隙高度ho

hoLh' 取u00.09ms '3600lwu0hoLh36000.005050.052m20~25mm，底隙设计合理。 '3600lwu036001.0880.09 ⑸ 选用凹形受液盘，深度为60mm

2.1.3 塔板布置

⑴ D800mm采用分块式塔盘，塔盘分为4块。 ⑵ 边缘区域宽度确定

无效区：Wc30mm，安定区：堰前Ws70mm，堰后Ws'70mm （3）开孔区面积

r2x22 Aa2xrxarcsin 180r13

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D1.6Wc0.030.77m22 式中：

D1.6xWdWs0.21280.070.5172m22r0.7720.5172222 Aa2 0.51720.770.5172arcsin1.4629m1800.77 ⑷ 筛孔计算及排列

处理物系为无腐蚀性物系，可选用3mm的碳钢板，取筛孔直径d05mm 筛孔按正三角形排列，取孔中心距t3.2d03.2516mm，筛孔数目n1.155Aa1.1551.46296600.2个，圆整为6601个。 t20.016222Ad5 开孔率：00.90700.9070.099%

Aa16t A0Aa1.46290.090.132m2 气体通过筛孔气速u0： u0Vs1.4510.99ms A00.132 2.1.4 塔板的流体力学验算 ⑴塔板压降

① 干板阻力：

u0hc0.051C022vLd051.67 3查得，C00.722u0hc0.051C0v10.992.810.051m液柱 0.03610.772804.44L2 ② 气体通过液层阻力h1

h10hL分离苯-甲苯混合液，液相为碳氢化合物，取充气系数00.6

h10h0.60.0650.039m液柱

③ 液体表面张力的阻力h

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4L420.5103h0.0021m液柱

Lgd0804.469.810.005压降 hphlh1h0.03610.0390.00210.0772m液柱

气体通过塔板压降为PhpLg0.0772804.469.81609.2Pa P0.7kpa(设计允许值） ⑵ 液面落差

对于筛板塔，液面落差很小，且本设计的塔径和流量均不大，可忽略液面

落差的影响。 ⑶ 雾沫夹带

5.710ua evHhLfT6 3.2hf2.5hL2.50.0650.1625m

ua Vs1.450.784msATAf2.010.1663.23.26u5.7105.7100.784aev0.007kg液kg汽3LHThf20.5100.450.1625 ev0.007kg液kg汽0.1设计中允许雾沫夹带量雾沫夹带量在允许范围内。 ⑷ 漏液

对于筛板塔，漏液点气速u0min4.4C00.0560.13hLhLV2.81

u0min4.40.7720.0560.130.0650.0021804.466.3ms

实际孔速u010.99msu0min6.3ms 稳定系数Ku010.991.71.5 u0min6.3 设计中无明显漏液现象。 ⑸ 液泛

当HThwHd情况下，不会发生液泛。苯-甲苯物系属一般物系，取

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0.5

HThw0.50.450.0460.25 HdhphLhd

板上不设进口堰，hd0.153u00.1530.0920.0012m液柱

2 HdhphLhd0.07720.0650.00120.1434HThw0.25 设计中不会发生液泛现象。 2.1.5 塔板负荷性能图

⑴ 漏液线

由u0min4.4C00.0560.13hLhLV

23 u0minLSVsminE hlhwhow how0.00284lA0w  将以上各数据代入u0min4.4C00.0560.13hLhLV23s整理得

Vsmin7.58650.00950.08198L

在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表：精馏段漏液线表

Ls（m3s） 0.0010 0.0025 0.005 0.0075 0.010 0.015 0.020 Vs（m3s） 0.7707 0.7960 0.8275 0.8530 0.8751 0.9131 0.9457 由此做出漏液线1 ⑵ 雾沫夹带线

以ev0.1kg液kg汽为限。

5.7610ua evHhLfT63.2 uaVsVs0.5405Vs

ATAf2.010.16 hf2.5hL2.5hwhow hw0.046

3600Ls36000.00505E0.002841 how0.002840.631L3s

1.0881.0882323216

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2230.121.58L3 hf2.5hL2.5hwhow2.50.0460.631Lss 23s23s HThf0.450.121.58L0.331.58L

Vs5.71060.5405 ev220.510330.331.58Ls3.20.1整理得

Vs3.8418.39L

在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表精馏段

Ls（m3s） 0.001 0.0025 0.005 0.0075 0.010 雾沫夹

带线 Vs（m3s） 3.656 3.501 3.302 3.135 2.986

0.015 2.722 0.02 2.485 23s 由此做出雾沫夹带线2 ⑶ 液相负荷下限线

对于平直堰，取堰上液层高度how0.008m作为最小液体负荷标准

3600LsE how0.002840.008 取E1

1.08823 Lsmin0.00143m3s 由此作出液相负荷下限线3 ⑷ 液相负荷上限线

以5s作为液体在降液管中停留时间的下限，由AfHT40.450.160.018m3s 4ATHT4得到 Ls Lsmin 由此做出液相负荷上限线4

⑸ 液泛线

令HdHThw

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HdhphLhd

hphchlhhl0hLhLhwhow

联立得：HT01hw01howhchdh 忽略h将how与Ls、hd与Ls、hc与Vs的关系代入上式，整理得： aVbcLdL，其中：

0.0512.810.1320.7722804.460.017b'HT01hw0.50.450.50.610.0460.17a'0.153 c'0.15347.822lwhw1.0880.05236003600d'0.00284E10.00284110.61.07l1.088w' 将以上各值代入a'Vs2b'c'L2sdL得

23s2323'2s''2s'23s0.051V2A0C0L

V102811.76L62.94L

在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表：精馏段液泛线表

由此做出液泛线5

2s2s23sLsm3s 0.001 0.0025 0.005 0.0075 0.01 0.015 0.027 Vsm3s 3.0607 2.9704 2.8442 2.7259 2.6072 2.3536 2.058 由以上各数据作出塔板负荷性能图，

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筛板塔负荷性能图432100.0010.00250.0050.0075Ls，立方米/s0.010.0150.02漏液线雾沫夹带线液泛线液相负荷下限液相负荷上限Vs,立方米/s

在负荷性能图上做出操作点P，连接OP,即做出操作线，由图可看出该筛板的操作上线为液泛控制，下限为漏液控制，由图查得 Vsmax2.7m3s，Vsmin0.86m3s

操作弹性为

Vsmax2.73.14 Vsmin0.862.2 提馏段

2.2.1塔径（1）气液相体积流率

VS'1.51m3/s,L'S7.5103m3/s ⑵确定u

u0.7umax umaxV，CC20L CLV200.2 查Smith关联图：

L 图中横坐标：sVsLV0.50.0075790.841.512.920.50.082

取板间距为HT450mm，板上液层高度hL65mm

HThL0.450.0650.385m

 查得C200.075，CC20L200.219.10.075200.20.0743

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则umaxCLV790.842.920.07431.22ms V2.92 取安全系数为0.7，则空塔气速为： u0.7umzx0.71.220.84ms ⑶ 塔径

D4Vs41.511.51m 按标准塔径圆整为1.6m u0.84 塔截面面积AT4D241.622.01m2

实际空塔气速uVs1.510.75ms AT2.012.2.2溢流装置

塔径D1.6m，选用单溢流弓形降液管，凹形受液盘 ⑴堰长lw：lw0.68D0.681.61.088m

hwhLhow 选用平直堰how ⑵堰高hw：

Lh0.00284Elw近似取液流收缩系 23 数E1，则

0.00753600 how0.0028410.024m

1.08823 hwhLhow0.0650.0240.041m ⑶ 弓形降液管宽度Wd和面积Af

因为

AflwW0.0794，则 0.68查弓形降液管宽度和面积图得，d0.133，ATDD2

Wd1.60.1330.16mAf0.07942.010.2128m

液体在降液管中的停留时间 3600AfHTLh36000.160.459.6s5s，所以降液管尺寸合理。

36000.0075 ⑷降液管底隙高度ho

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hoLh'，取u0.09ms 0'3600lwu0L'h36000.0075 ho0.077m20~25mm，底隙设计合理。 '3600lwu036001.0880.09 ⑸选用凹形受液盘，深度为60mm。

2.2.3 塔板布置

⑴ D800mm采用分块式塔盘，塔盘分为4块。

⑵ 边缘区域宽度确定

无效区：Wc30mm，安定区：堰前Ws70mm，堰后Ws'70mm ⑶ 开孔区面积

r2x22 Aa2xrxarcsin180rD1.6Wc0.030.77m22式中：

D1.6xWdWs0.21280.070.5172m22r0.7720.517222 Aa20.51720.770.5172arcsin1.4629m2 1800.77 ⑷ 筛孔计算及排列

处理物系为无腐蚀性物系，可选用3mm的碳钢板，取筛孔直径

d05mm筛孔按正三角形排列，取孔中心距t3.2d03.2516mm，

筛孔数目n1.155Aa1.1551.46296600.2个，圆整为6601个。 t20.016222Ad5开孔率：00.90700.9070.099%

Aa16tA0Aa1.46290.090.132m2 气体通过筛孔气速u0：

u0Vs1.5111.4ms A00.1322.2.4 塔板的流体力学验算 ⑴ 塔板压降

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①干板阻力：

u0hc0.051C022vLd051.67 3查得，C00.772u0hc0.051C0v11.42.920.051m液柱 0.04110.772790.84L2 ② 气体通过液层阻力h1

分离苯-甲苯混合液，液相为碳氢化合物，取充气系数00.6 h10hL；

h10hL0.60.0650.039m液柱

③ 液体表面张力的阻力h

4L419.1103h0.0020m液柱

Lgd0790.849.810.005压降：hphlh1h0.04110.0390.00200.0822m液柱气体通过塔板压降为PhpLg0.0822790.849.81637.7Pa P0.7kpa(设计允许值） ⑵ 液面落差

对于筛板塔，液面落差很小，且本设计的塔径和流量均不大，可忽略液面落差的影响。 ⑶ 雾沫夹带

5.710ua evHhLfT6 3.2hf2.5hL2.50.0650.1625mua Vs1.510.816msATAf2.010.1665.710uaevLHThf3.25.71060.81619.11030.450.16253.20.008kg液kg汽

 ev0.008kg液kg汽0.1设计中允许雾沫夹带量雾沫夹带量在允许范围内。 ⑷ 漏液

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对于筛板塔，漏液点气速：u0min4.4C00.0560.13hLhLV2.92

u0min4.40.7720.0560.130.0650.0020790.846.11ms

实际孔速u011.4msu0min6.11ms 稳定系数Ku011.41.871.5 u0min6.11设计中无明显漏液现象。 ⑸ 液泛

当HThwHd情况下，不会发生液泛。苯-甲苯物系属一般物系，取0.5

HThw0.50.450.0410.25

HdhphLhd

板上不设进口堰，hd0.153u00.1530.0920.0012m液柱

2HdhphLhd0.08660.0650.00120.1548HThw0.25 设计中不会发生液泛现象。

2.2.5 塔板负荷性能图 ⑴ 漏液线

由u0min4.4C0u0min0.0560.13hLhLV

 23LhVsmin hLhwhow how0.00284ElA0w将以上各数据代入u0min4.4C00.0560.13hLhLV23h整理得

Vsmin7.3790.00890.08189L

在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表：

Ls（m3s） 0.001 0.0025 0.005 0.0075 0.01 0.015 0.02 Vs（m3s） 0.7275 0.7529 0.7843 0.8097 0.8317 0.8695 0.9019 23

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由此作出漏液线1 ⑵ 雾沫夹带线

以ev0.1kg液kg汽为限。

5.7106uaevLHThfVs uaVs0.5405Vs ATAf2.010.16hf2.5hL2.5hwhow hw0.041

23600Ls3600LS3how0.00284El0.0028411.0880.631Ls

w23232230.11.58L3hf2.5hL2.5hwhow2.50.0410.631Lss 23s23sHThf0.450.11.58L0.351.58L Vs5.71060.5405ev219.110330.351.58LsVs3.9817.99L

23s0.1整理得 在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表提馏段雾沫夹带线表

Ls（m3s） 0.001 0.0025 0.005 0.0075 0.01 0.015 0.02 Vs（m3s） 3.8001 3.6486 3.454 3.2907 3.145 2.8858 2.6545 由此作出雾沫夹带线2 ⑶ 液相负荷下限线

对于平直堰取堰上液层高度how0.008m作为最小液体负荷标准

3600Lshow0.00284E0.008 取E1

1.08823Lsmin0.00143m3s 由此作出液相负荷下限线3 ⑷ 液相负荷上限线

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以4s作为液体在降液管中停留时间的下限，由AfHT40.450.160.018m3s 4ATHT4得到 LsLsmin由此作出液相负荷上限线4 ⑸ 液泛线

令HdHThw

HdhphLhd

hphchlhhl0hLhLhwhow

联立得：HT01hw01howhchdh 忽略h将how与Ls、hd与Ls、hc与Vs的关系代入上式，整理得：

aVbcLdL 式中：

'2s''2s'23sa0.051V0.0512.92()()0.01822(A0C0)l(0.1320.772)790.84bHT(01)hW0.50.45(0.50.61)0.0410.176 c0.153(lwh0)20.153(1.0880.077)221.8d2.8436002/32.843600E(10)()(10.6)()1.07 1000lw10001.088'2s''2s'23s 将以上各值代入aVbcLdL得 V9.781211.1L59.4L

在操作区间内，任取几个Ls值，依上式计算Vs值，计算结果列于下表： Ls（m3s） 0.001 0.0025 3 Vs（ms） 3.031 2s2s23s0.005 2.831 0.0075 2.727 0.01 2.627 0.015 2.428 0.02 2.218 2.946 由此做出液泛线5。

由以上数据在做出塔板负荷性能图，

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筛板塔负荷性能图4Vs,立方米/s32100.0010.00250.0050.0075Ls,立方米/s0.010.0150.02漏液线雾沫夹带线液泛线液相负荷上限液相负荷下限

在负荷性能图上做出操作点P，连接OP，即做出操作线，由图可看出该筛板的操作上限为液泛控制，下限为漏液控制由图查得 Vsmax2.6m3s Vsmin0.84m3s 操作弹性为

Vsmax2.63.1 Vsmin0.842.3 辅助设备

2.3.1 配管

⑴ 塔顶蒸汽管dv

塔顶压强P4kPa，可以认为时常压操作，取uv20ms

dv4Vs4183.2278.470.302m，查HG20592，下同。

3600uv36003.14202.794选取3258mm,DN300mm,法兰外径440mm ⑵ 回流管dR

重力回流，取uR0.4ms

dR4Ls4112.75278.470.098m

3600uRL36003.140.4807.42选取1086mm,DN100mm,法兰外径210mm ⑶ 进料管dF

泵输进料，取uF0.6ms

dF4F4129.42284.540.091m，

3600uFL36003.140.6801.5选取1086mm,DN100mm,法兰外径210mm

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⑷ 塔釜出料管dw

塔釜出料取uw0.6ms

dw4W458.9591.800.063m,

3600uwL3.1436000.6780.18选取765mm,DN65mm,法兰外径160mm ⑸ 再沸器蒸汽入塔管dQ

取uQ10ms

dQ4D470.4791.800.284m，

3600uQv3.143600102.831选取3258mm,DN300mm,法兰外径440mm ⑹ 釜液进再沸器管

'采用直管取uw1ms

4L's4242.17291.80d0.1m, '3600uwL3.1436001780.18'w选取1086mm,DN100mm,法兰外径210mm

2.3.2 全凝器

取冷却水进口温度为30C，出口温度为45C，水的比热为4.18kJkgC，

则WQ crt.5kJh ⑴ 热负荷Qc5560902 ⑵ 冷却水用量

GcQc5560902.588690.6kgh

cpt2t14.184530⑶ 换热平均温度

因是有相变的传热过程，且在4kpa下苯的沸点为81.3℃，所以

QCWhrWhcp(tst)70.4778.47386.78360070.4778.473600151.54(81.3t)

得t81.29C

冷却器选列管式逆流方式t136.85C,t251.29C所以，

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tmt1t243.7C t1lnt2 ⑷ 查表取总传热系数K581Wm2C

Q5560902.5103则传热面积为A61.69m2查表选取设备。

Ktm360058143.72.3.3 再沸器

选择150C的饱和水蒸汽加热，温度为150C的饱和水蒸汽的冷凝潜热为

.5kJ/kg 2118.9kJh ⑴ 热负荷：QB6259734 ⑵ 间接加热蒸汽量GB：

GBQB6259734.92954.8kgh r2118.5 ⑶ 换热平均温差tm：

tmT蒸汽t釜温150110.7339.27C ⑷ 查表取总传热系数K640Wm2C

Q6259734.910369.2m2。查表选取换热设备。则换热面积为AKt360064039.272.4 塔体结构 ⑴ 塔顶空间HD

取塔顶空间HD1.175m

⑵ 塔底空间HB（保证装下5~10分钟的液体流量）

HB1060Ls10600.00752.24m，取HBAT2.012.275m

⑶ 人孔

每隔6层设一人孔（安装、检修），人孔处板间距Hp600mm，人孔公称直径为450mm，伸出塔体的筒体长为200mm,人孔中心距操作平台1000mm np305 6 ⑷ 封头高度

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HD1.60.40.0250.425m 44 ⑸ 裙座高度

选用圆筒形裙座，高度为3.45m ⑹塔高

H55HT4HPHDHB3.450.425550.4540.61.1752.2753.450.42521m

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第三章强度及稳定性校核

设计条件：设计压力0.1MPa，设计温度为120C，介质为苯—甲苯，介质进

料密度为807kgm3，基本风压为q045kgm2，地震烈度为7级，场地类别为Ⅱ类场地土，塔板数量为30块（不含塔釜），保温层厚度为100mm，保温材料密度为300kgm3，塔盘上介质层高为65mm。

3.1 塔体圆筒、封头和裙座厚度计算

⑴ 壳体材料的选取

介质为苯、甲苯，有轻微腐蚀性，甲苯易燃、苯毒性程度为高度危害,设计压力0.1MPa，全容积36m3，容器类别为II类。选用强度较好的Q345R，在设计温度下的许用应力为189MPa,ReL345MPa。腐蚀裕量C22mm，采用全

t焊透双面焊对接焊缝，全部无损检测，焊接接头系数1.0。 ⑵ 筒体厚度

计算压力P9.81180.29MPa c1.10.1gh0.111000 圆筒：pcDi0.2916001.23mm t2pc21891.00.29 因钢板最小厚度为3mm，考虑风载荷，地震载荷等因素影响，圆整后取名

义厚度n8mm,有效厚度e6mm 校核： tPcDie0.2916006t36.14MPa1891189MPa

2e26校核合格。（3）封头厚度标准椭圆封头：封头：pcDiK0.29160011.23mm t218910.50.2920.5pc 因钢板最小厚度为3mm，考虑风载荷，地震载荷等因素影响，圆整后取名

义厚度n8mm,有效厚度e6mm

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校核：

tPcDie0.2916006t36.14MPa1891189MPa

2e26校核合格。（4）裙座厚度

裙座材料为Q245R,144MPa

tPDi0.116000.56mm t21441.00.12p 因钢板最小厚度为3mm，考虑风载荷，地震载荷等因素影响，圆整后取名

义厚度n8mm,有效厚度e6mm 3.2

塔器质量载荷

4 （1）塔壳和裙座质量：m011.61621.62217.851036658.8kg

(2) 人孔、法兰、接管等附属件质量：ma0.25m00.256658.81664.7kg (3) 内构件质量（筛板塔盘65kgm2）：m02 （4）保温层质量：m0341.6221653918.7kg

1.816421.6162213.453002836.9kg

 (5) 平台和扶梯（笼式扶梯单位质量40kgm，钢制平台150kgm2） m0421401.81621.81615061804819kg 436022 （6）物料质量：m0541.620.065807303162.4kg

（7）水压试验质量：mw （8）操作质量：

41.62(213.45)100035268.4kg

m0m01m02m03m04m05ma6658.83918.72836.948193162.41664.723060.5kg

（9）塔器的最大质量：

mmaxm01m02m03m04mwma6658.83918.72836.9481935268.41664.755166.5kg31

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（10）塔器的最小质量：

mminm010.2m02m03m04ma

6658.8783.72836.948191664.716763.1kg

本塔的计算截面选取较薄弱的部位，基础环底截面00截面、裙座入口的

截面、塔体与下封头连接焊缝处的截面。将塔沿高分为6段，其中除裙座外每段高3510m.

分段及质量表

段号 1 1367.4 0.0 0.0 138 0.0 0.0 1505.4 1505.4 1505.4 2 1391.2 391.9 567.4 803.6 679.4 7053.7 3833.6 10207.9 3154.2 3 1391.2 1045 567.4 1466.7 679.4 7053.7 5149.7 11524 4470.3 4 1391.2 914.4 567.4 803.6 679.4 7053.7 4355.9 10730.4 3676.7 5 1391.2 914.4 567.4 803.6 679.4 7053.7 4355.9 10730.4 3676.7 6 1391.2 653.1 567.4 803.6 679.4 7053.7 4094.7 10469 3415.3 m01ma/kg m02/kg m03/kg m04/kg m05/kg mw/kg m0/kg mmax/kg mmin/kg 3.3 塔器的自振周期 T1=90.33Hm0H23060.521000=90.33210.58s 3532.081061600EeDi32

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3.4 地震载荷及地震弯矩计算

段号项目 1 2 3 5149.7 4 4355.9 5 4355.9 19245 1725 5205 8715 12225 15735 6 4094.7 1505.4 3833.6 操作质量mi/kg 集中质量距地面高度hi/mm hi1.5/105 mihi1.5/108 mihi3/1012 A=0.72 3.76 8.14 13.52 19.74 26.7 1.1 14.4 42 58.9 86 109.3 7.7 540 3400 8000 17000 29000 mh 1.5iii16 3.11010 B=mh 3iii16 0.201 0.038 5.81016 0.725 1.059 1.432 k1TgThiA B)2max 1.50.436 1(0.350.978)0.081.520.0740.58（类场地土、设计地震分组为第一组） 1(g，m/s2 9.81 Fk11k1mkg，N 41 560.6 1631 2292.4 3348.4 4257 vmax0.65max meq0.75m0，kg 0.65×0.08=0.052 17295.4 33

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FVoovmaxmeqg，N 8822.7 mihi/106 2.6 20 44.9 53.3 68.5 78.8 mh iii162.68108 658.41 85.59 1478.13 1754.66 255.06 2594.14 FV11mh00iiFV,mihiN Fk1hi105,29.2 0.72 142.2 280.4 526.8 819.4 Nmm 6M00EIFK1hi,i1 1.8108 Nmm地震弯矩：因为H=21m，高度大于20m,要考虑高震型影响。 ME001.25ME1001.251.81082.25108Nmm 裙座人孔处（Ⅰ-Ⅰ截面）地震弯矩：

4117251000560.652051000111.25Fk1hkh1.251631871510002292.4122251000ME

3348.415735100042571924510002.1108N.mmⅡ-Ⅱ截面（即裙座与塔体焊接截面处）地震弯矩：

8hkh1.810Nmm ME1.25Fk13.5 风载荷和风弯矩计算将塔沿高度分为4段

段号 1 2 34

3 4 沈阳化工大学学士学位毕业设计论文 4.2万吨/年甲苯精馏筛板塔

项目塔段长度，m 0～5 5～10 10～15 15～21 q0，N/m2 K1 459.81441.45 0.7 （B类） vi（B类） 0.68 2.26 0.72 0.76 0.79 zi fi（B类） K2i10.10 0.30 0.61 1.00 1.0 1.0 1.14 1.26 vizi fi1.15 1.49 1.92 2.42 li，mm K3，mm K4，mm 5000 5000 5000 6000 400 600 3341 （扶梯与管线成180） oDei，mm PiK1K2q0filiDei105936 7692 11299 18888 ,N 0 - 0截面风弯矩

00P Mw1ll1llP2(l12)P3(l1l23)P4(l1l2l34)代入数据得 222200MW5.54108Nmm

Ⅰ-Ⅰ截面风弯矩

l3l11000l2l4Mw0.8PP(l1000)P(l1000l)P(l1000ll)1213124123222235

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代入数据得Mw5.15108Nmm

Ⅱ-Ⅱ截面风弯矩

l3l13450l2l4Mw0.31PP(l3450)P(l3450l)P(l3450ll)12131241232222代入数据得Mw4.1108Nmm

3.6 最大弯矩

塔底部截面0-0处 Mmax0000MWMemax0000M0.25MMeWE

∵Me0

∴MW005.54108Nmm ME000.25MW003.6108Nmm

∴Mmax005.54108Nmm （该塔由风弯矩控制）同理：截面 Mmax 截面 MmaxMW5.15108Nmm 4.1108Nmm

MW3.7 圆筒应力校核

验算塔壳截面处操作时和压力试验时得强度和稳定性。计算结果见表。 1 计算截面计算截面以上得塔操作质量m0 kg  21555.1 2 计算截面的横截面积ADie 塔壳有效厚度e 3计算截面得界面系数Z=0.785Diemm 2mm mm 2 30144 3 6 4 1.2110 8 4.11075 最大弯矩Mmax Nmm 36

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6 许用轴向压应力cr=min{1.2B,1.2}(B=87) tM Pa 104.4 7 许用轴向拉应力1.2 tM Pa 226.8 8 操作压力引起轴向拉应力1PDi/(4e) 重力引起得轴向应力2m0M Pa 6.7 9 g/A /Z M Pa 7.0 10 弯矩引起轴向应力3MmaxM Pa 33.9 11 轴向压应力23≤cr 组合拉应力123≤K tM Pa 40.9<104.4 12 M Pa 33.6<226.8 13 液柱静压力+PT 液压试验时，计算截面以上塔得质量mTM Pa 0.3 14 kg 53661.1 15 许用轴向压应力cr=min{KB,0.9Ks} 许用周向应力0.9s 许用轴向拉应力0.9Ks M Pa 104.4 16 M Pa 310.5 17 M Pa 372.6 18 周向应力=（液柱静压力+PT）(Die)/(2e)<0.9s 压力引起得轴向应力1PTDi/(4e) 重力引起的轴向应力2mTM Pa 40.15<310.5 19 M Pa 8.3 20 g/A M Pa 17.4 21 弯矩引起得轴向应力30.3MZ/W M Pa 10.2 22 轴向压应力23≤cr M Pa 27.6<104.4 37

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23 组合拉应力123≤0.9Ks M Pa 1.1<372.6 3.8 裙座稳定性计算

裙座材料选用Q245R,144MPa。

t ⑴ 0-0截面，裙座为圆筒形，则

A0.094e0.0946，查GB150外压圆筒、管子和球壳厚度计算0.00071Ri800图得B87 操作时crKB1.287104.4min104.4MPa tK1.2144172.8KB104.4试验时crmin104.4MPa

0.9Ks0.91.2245264.6 MmaxZsb00m0g5.5410823060.59.8153.3Mpa104.4Mpa 7Asb1.211030144mmaxg0.35.5410855166.59.8131.7Mpa104.4Mpa =7Asb1.2110301440.3MW

Zsb00 ∴0-0截面安全

⑵ 截面(检查孔所在截面)。

人孔lm120mm,bm450mm,m10mm,则Am2lmm2400

AsmDimes2bm2mesAm29304mm160062450210624002222

2Zm2eslmDimbm1600450mm3 261201105499222262DimesbmDimesZm16002645016001105499422 41.1107ZsmM maxZsmm0g5.1510822072.29.81=54.2104.4Mpa 7Asm1.110293040.3MWmmaxg0.35.1510852802.29.81 =48.1104.4Mpa 7ZsmAsm1.1102930438

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∴Ⅰ-Ⅰ截面安全

3.9基础环设计

基础环外径：DobDis160~40016002201820mm

基础环内径：DibDis160~40016002201380mm 基础环截面系数Zb和截面积Ab： Zb441820413804DobDib32Dob3218204108mm3

Ab221820213802DobDib441.1106mm2

混凝土基础上的最大压应力按下式计算：

00Mmaxm0g5.5410823060.59.811.59Ab41081.1106Zbbmaxmax0080.3Mmg 0.35.541055166.59.81wmax 0.9186ZA4101.110bb bmax1.59MPa 有筋板;

DobDib18201380220mm，外伸宽度b110mm 22b110取l170mm，则0.64

l170 D查矩形板力矩Cx~Cy系数表Cx0.241，Cy0.0516

MxCxbmaxb20.2411.5911024636.6Nmm MyCybmaxl20.05161.5917022371.1Nmm 取4636.6Nmm 厚度b6Msb64636.614.1mm，取b20mm

1403.10 地脚螺栓

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选用Q235B,t147MPa

地脚螺栓承受的最大拉应力按以下两式计算中取大值：

00Mwmming5.5410816763.19.81B1.24MPa 86ZbAb4101.1100000ME0.25Mwm0gFv00BZbAb3.61023060.59.818822.70.43MPa864101.1108

因B1.240,塔式容器应设置地脚螺栓。地脚螺栓的螺纹小径

4BAb41.241.1106d1C2229.7mm

nbt16147取地脚螺栓为M303.5，16个。

3.11 筋板设计

一个地脚螺栓承受的最大拉力：FBAbn1.241.110685250N

16结构中lK250mm,l2110mm,l380mm,G14mm,n12 筋板的压应力：G筋板细长比：Fn1Gl28525027.7MPa

2141100.5lk0.525030.89

0.289G0.289142E22.08105156.33 临界细长比：0.6G0.6140c

筋板的许用压应力c2其中v1.53c2210.4Gv， c2230.891.51.526 3156.3340

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c10.4cv2G230.8925.0910.4156.3390.31MPa 1.526 G27.7MPaG90.31MPa

3.12 盖板设计（盖板为环形盖板加垫板结构）

结构参数：

l2110mm,l380mm,l470mm,d345mm,d233mm,c30mm,z20mm(加厚取值）

环形盖板的最大压应力为：

z3Fl33852508069.8MPa22224l2d3c4l4d2z411045304703320140MPa选用碳钢，验算通过。

3.13 裙座与塔壳连接焊缝验算（对接焊缝）

JJJJ MmaxMmax4.1108Nmm；m0m021555.1kg

DitDi1600mm；es6mm；0.6Kw0.61.2140100.8MPa

tJJJJ4Mmaxm0g44.110821555.19.81t26.87MPa0.6Kw100.8MPa22DiesDies1600616006验算合格。

第四章开孔补强设计计算 4.1 人孔

接管材料为20钢，其许用应力tn144MPa

⑴ 补强及补强方法判别

①补强判断

允许不另行补强的最大接管外径为89。本开孔外径等于450，需另行考虑其补强。 ②补强计算方法判别

开孔直径：ddo2C4504454mm

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开孔直径d454mmDi/2800mm，满足等面积法开孔补强计算的适用条件，用等面积法进行开孔补强计算。

⑵ 开孔所需补强面积

tn frt1440.762，接管有效厚度etntC826mm 189 开孔所需补强面积h

Ad2et1fr4541.2321.23610.762520.8mm2 ⑶ 有限补强范围 ①有效宽度B

B2d2454908mm

Bd2n2nt4542828486mm 取上述两数大值，故B908mm。 ②有效高度

h1dnt454860.27mmh1200mm

取上述两值小值，故h160.27mm 内侧有效高度h20mm ⑷ 有效补强面积

①壳体有效厚度减去计算厚度之外多余的面积：

A1(Bd)(e)2et(e)(1fr)(908454)(61.23)26(61.23)(10.762)2123.2mm2

②接管有效厚度减去计算厚度之外多余的面积：接管计算厚度 tpcdi0.294380.41mm t2npc21441.00.29 接管多余面积

A22h1(ett)fr2h2(etC2)fr260.27(60.41)0.76220(62)0.762513.4mm2

③接管区焊缝面积（焊脚取6mm）

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1 A326636mm

2 ④有效补强面积

AeA1A2A32123.2513.4362672.6mm2 综上计算结果，AeA，所以不需要另行设置补强圈。

4.2其他接管

通过以上计算可知，450mm的接管不需要补强，则其他接管外直径均小于

等于450mm，均不需要设置补强圈。

第五章吊柱的设计计算 5.1设计载荷

载荷在吊钩位置垂直作用时，其设计载荷W应考虑到起吊载荷、绳拉力和动载系数等，因此可知

W(W0'W0\"0.2W0')2.2W0，

' 式中W0'为起吊重量(N)；W0\"为绳索拉力，W0\"W；0.2W0'为冲击值（N）（0N）5.2 曲杆部分的校核

W500kg,S1400mm,L3900mm,R740mm

H1100mm,l110mm,e250mm,16810mmcAW，A吊柱断面面积 A2od4di2416.8214.8249.61cm2

弯矩的最大值在A点，A点内侧受压，压应力为

doM112dARKRo2 mcA点外侧受拉，拉应力为

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mTdoM112dARKRo2 因为mcmT，将mc代入公式得：

doWM112doAARKR2， maxdo2di216.8214.820.42 其中MWS，K16R1674doWM112AARKRdo2max16.85009.815009.811401211.45MPa168MPa16.849.6149.61740.42742

符合要求。

5.3柱的校核

吊柱的AB段可视为B端固定，A端只受偏心载荷的长柱，

柱中应力WS 1sec2Ari最大应力出现在d1处，将sec展开并舍高次项得 2max2WWd1S210.52 AA2ri11WL16.814.8r，22.80cm i4EAri22222E2.08105MPa 取L390cm，E弹性模量，取15009.813906 29.221092081049.612.8244

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max25009.815009.8116.8140610.59.2210 49.6149.6122.82149.3MPa168MPa符合要求。

沈阳化工大学毕业学士学位毕业设计论文参考书目

参考书目

1. 《塔设备设计》上海科技出版社 1988 2. 《轻碳氢化合物》第五设计院1971 上下册 3. 《金属设备》上海人民出版社1975 4. 《材料与零部件》上册中心站

5. 《基础化学工程》中册上海科技出版社 1979 6. 《压力容器》GB 150—2011 7. 《钢制塔式容器》JB4710—2005

8. 《化工设备图样技术要求》全国化工设备设计技术中心 9. 《影印合订本》

10. 《形状和位置公差》国家技术监督局

11. HG 21514～21535--95《碳素刚、低合金钢制人孔和手孔》中华人民共和国化学工业部 12.HG 20580～20585—2011 13.《钢制化工容器材料选用规定》《钢制化工容器设计基础规定》《钢制化工容器强度计算规定》《钢制化工容器结构设计规定》《钢制化工容器制造技术要求》 14. 《基本有机化学工程》

15. HG/T20592—2009《钢制管法兰、垫片、紧固件》 16. HG/T3088-2012《石油化工塔盘技术规范》

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外文文献

DISTILLATION COLUMN FLOODING PREDICTOR

INNOVATIVE TECHNOLOGY PREDICTS AND AVOIDS LIQUID AND JET FLOODING IN THE PETROLEUM REFINING PROCESS

Petroleum refiners use advanced process tools to prevent flooding of distillation columns at refineries. Typically, these controls are used in conjunction with multivariable predictive control technologies that are either licensed through a vendor or developed in-house. These conventional control strategies are commonly used to predict the column’s approach to flood by monitoring the column delta pressure; however, they allow damage and lost productivity because they are based on raw data.

A new control technology provides a more accurate estimation of distillation-column flooding. The distillation column flooding predictor is a pattern-recognition system that identifies patterns of transient tower instabilities, which have been discovered to precede tray flooding. This non-intrusive technology processes signal data obtained from existing column instrumentation. Once the pattern is identified, it is modeled and coded into the plant’s distributed control system. The control system is programmed to briefly unload the tower each time the pattern appears by momentarily reducing temperature input to the tower.

Project Description

Goal: Field test, revalidate, and obtain public data on the performance

and capabilities of the distillation column flooding predictor to facilitate market penetration. The distillation column flooding predictor is a patented, pattern-recognition technology that predicts liquid and jet flooding in the

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petroleum-refining process. The system identifies patterns of transient tower instabilities, which have been discovered to precede tray flooding.

This closed-loop system duplicates the thinking of an expert operator or engineer in tower operation and can detect a pre-flood condition that occurs 5 to 60 minutes before the actual flood event. Current predictive-control techniques often rely on tower delta-pressure to indicate an approach to flood. However, many distillation processes experience day to day fluctuations in these feed variables, which limits the accuracy of this predictive-control method to predict a flooding event.

In contrast, the distillation column flooding predictor accurately predicts a flood event, temporarily relaxes the severity, and avoids actual flood conditions. This allows for more stable long-term operation, resulting in greater efficiency and throughput increases of up to 2 to 5 percent. In addition, fewer flooding events will reduce equipment damage that results from such events. 2nd point, Inc., is developing and acquiring public data for this new technology with the help of a grant funded by the Inventions and Innovation Program in the Department of Energy’s Office of Industrial Technologies.

Progress and Milestones

• Independently establish performance data.

• Develop training and technical manuals and appropriate software. • Develop marketing plan and accompanying tools.

• Identify and pursue opportunities for licensing or joint-venture strategies. • The invention is patented under U.S. patent 5,784,538.

• As a first step towards commercialization, the inventor is currently seeking an incubator site or pilot plant to allow him to compile independent performance data for marketing and technical information.

Economics and Commercial Potential

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Although financial, environmental, and legal considerations make it unlikely that new refineries will be built in the United States, expansion at existing refineries will likely increase total U.S. refining capacity in the long run. Looking at industry statistics, industry representatives are inclined to agree that the distillation column flooding predictor, which increases efficiency and column throughput, is worth exploring.

INDUSTRY OF THE FUTURE—PETROLEUM

Petroleum is one of nine energy- and waste-intensive industries that is Participating with the U.S. Department of Energy’s (DOE) Office of Industrial Technologies’ Industries of the Future initiative. Using an industry-defined vision of the petroleum industry in the year 2020, the industry and DOE are using this strategy to build collaborations to develop and deploy technologies crucial to the industry’s future.

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翻译

精馏塔液泛预测器

在石油提炼工程中创新的技术用来预测和避免漏液和喷射

石油炼制工程中使用先进的工具，来防止炼油厂中蒸馏塔的液泛。通常，多变量预测控制技术一起使用，这些技术要么通过供应商许可要么内部授权开发的。这些常规的控制策略通常是通过监测塔的压力增量来预测接近液泛的状态，但是，因为他们是以原始数据为基础，所以允许对设备有一定的损害和生产率下降。

一种新的控制技术实现了对精馏塔液泛更准确的预测。精馏塔液泛预测是一个模式识别系统，确定了塔的瞬态不稳定性，该技术优于已发现的托盘水浸模式。这种非侵入式的技术处理技术从现有的仪器获得数据信号。一旦该模式被确定，就是建模和对厂区的分布式控制系统编码。控制系统简单调节塔的格局来暂时降低输入到塔中的温度。

项目描述

目标：现场测试、重新验证，来获得精馏塔的性能和对液泛的预测能力数据，以促进市场的渗透。精馏塔液泛预测是一项专利、模式识别技术，预测液体在石油精炼过程中的液泛。该系统识别出的不稳定的瞬态塔，优于已发现的托盘水浸模式。

这个重复的闭环系统能让专家和工程师准确的预测在液泛发生前5至60分钟的实际液泛情况。电流预测控制技术往往依赖于塔的压差，来预测液泛。然而，许多精馏过程的经验变量，都是不定变量，从而限制了这个预测控制方法来预测液泛事件的准确性。

与此相反，精馏塔液泛预测准确预测液泛事件，暂时缓解严重性，并避免实际液泛的情况。这样可以更稳定的长期运行，在提高效率和吞吐量增加高达2至5个百分点。此外，较少水浸事件将减少设备损坏。第二点，公司开发这受资助的发明、创新项目，受到能源部工业技术办公室的新技术数据和资金支持。

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进步与里程碑

•单独建立的性能数据。

•开展培训和技术手册相应的软件。 •制定营销计划和相应的工具。 •确定和追求许可或合资战略的机会。

•这项发明专利在美国专利号5784538。作为迈向商业化的第一步

•发明人目前正在寻求一个孵化器网站或试验厂，使他能够编制独立的销售和技术信息的性能数据。

经济和商业潜力

考虑金融，环境和法律方面的因素，在美国不大可能建造新的炼油厂，然而从长远来看，现有的炼油厂扩建将增加美国总炼油能力。从行业统计数据来看，产业界代表都倾向于同意精馏塔液泛预测，从而提高效率和吞吐量，是值得探讨的。

面向未来的石油产业

石油是九个能源和废物密集型产业与能源部（DOE）的办工业技术的未来美国国防部主动参与产业之一。在对2020年使用的石油工业产业定义的眼光，工业和能源部正在使用此策略，将此行业定位在建立合作开发和部署技术的关键行业。

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致谢

在本次毕业设计完成的过程中，得到了过控教研室各位老师耐心的指导和热诚的帮助，并在大家的共同努力下完成了整个设计，在此表示衷心的感谢。首先，要感谢我的导师张春梅老师和王宗勇老师，是他们在这次设计中，帮我指明研究的方向，调整思路，精心点拨，耐心修改，热诚鼓励，特别是在设计构思与内容上，进行多次的指导，并且提出了许多宝贵的意见，张老师一丝不苟的精神，严谨求实的态度，踏踏实实的作风，深深的打动了我，教会我以后该如何工作，学习，做人。

其次，还要感谢在大学里教过我、帮助我的所有老师，是他们指引我在大学里学习成长的方向，他们不仅传授了基本的学习技能，还教会我树立正确的人生观，价值观和道德观，最重要的是让我学会了学习新知识，去分析问题并解决问题的能力。

再次，感谢我的同学和朋友们长期以来在学习和生活上的关心和帮助，是你们让我度过了快了的大学生涯。

最后，感谢我的学校——沈阳化工大学四年的培养，是她将我培养成为有知识，有能力，有志向，对社会有用的人。在以后的工作中我会积极表现，为母校赢得各界的高度评价和认可，尽微薄之力回报母校之情。

在大学生活中，学校领导、老师们在学习，生活上给予了无微不至的关怀，这将使我终生难忘，老师们严谨的治学态度，高深的学术造诣，渊博的知识，强烈的责任感，使我终身受益。此致

敬礼

马艳新

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