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液化石油气储罐设计


安徽工程大学毕业设计(论文)

80m3 液化石油气储罐设计 摘 要

本文首先介绍了储罐在国内外研究现状和发展趋势, 对液化石油气储罐作了简单 的介绍。接着对液化石油气储罐的进行了详细的结构设计,并运用 Auto CAD 软件绘 制了储罐装配图。 本文是关于80m3液化石油气储罐设计,制造中的几个关键技术:球罐选材,结构 设计,补强计算及

强度校核行了设计。 本文设计的主要内容包括:工艺设计包括设计压力,设计温度,设计储量;结构 设计包括筒体与封头的结构设计,接管与接管法兰的设计,人孔,视镜,液面计,压 力计,温度计,及安全阀的结构等结构设计,支座结构设计,焊接接头设计;开孔补 强计算;强度计算及校核。 关键词:储罐;工艺设计;结构;强度;补强

I

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

80m3 liquefied petroleum gas storage tank design Abstract

This paper firstly introduces the research status and development trend of tanks at home and abroad, and liquefied petroleum gas tanks are briefly introduced here. Then the liquefied petroleum gas storage tank structure design were studied in detail, and the use of Auto CAD software to draw the tank assembly drawing. This article is about the design of 80m3 of liquefied petroleum gas tank , several key technology in spherical tank manufacturing are: material, structure design, reinforcement calculation and strength check of the line design. The main contents of this paper include: design process design including the design pressure, design temperature, design reserves; structure design including the tube body and head, nozzles and nozzle flange design, manhole, mirror, level gauge, pressure gauge, thermometer, and safety valve structure, structure design, support structure design, welding joint design; opening reinforcement calculation; strength calculation and check. Keywords: tank; process design; structure; strength; reinforcement

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目录

引 言 .......................................................................................................................... - 1 第 1 章 绪论 .................................................................................................................. - 2 1.1 1.2 1.3 1.4 卧室储罐的介绍.................................................................................................................. - 2 液化石油气贮罐的分类 ...................................................................................................... - 2 液化石油气特点.................................................................................................................. - 2 卧式液化石油气贮罐设计的特点 ...................................................................................... - 2 -

第2章
2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

液化石油气的工艺设计及主体材料的选择 .................................................. - 3 设计温度.............................................................................................................................. - 3 设计压力.............................................................................................................................. - 3 设计储量.............................................................................................................................. - 3 焊接接头系数...................................................................................................................... - 3 主体材料的选择.................................................................................................................. - 3 -

第3章
3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10

液化石油气结构设计 .................................................................................... - 4 筒体和封头的设计.............................................................................................................. - 4 计算压力.............................................................................................................................. - 4 圆筒厚度的设计.................................................................................................................. - 5 椭圆封头厚度的设计.......................................................................................................... - 5 接管、法兰垫片和螺栓的选择 .......................................................................................... - 5 其他附件的设计.................................................................................................................. - 9 鞍座选型和结构设计........................................................................................................ - 10 鞍座位置的确定.................................................................................................................- 11 焊接结构设计.................................................................................................................... - 12 焊后处理.......................................................................................................................... - 13 -

第4章

开孔补强设计 ................................................................................................ - 14 -

4.1 补强设计方法判别............................................................................................................ - 14 4.2 有效补强范围.................................................................................................................... - 14 4.3 有效补强面积.................................................................................................................... - 15 4.4 接管区焊缝截面积(焊角取 6.0mm) .............................................................................. - 15 4.5 补强面积............................................................................................................................... - 15 -

第5章
5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7

容器强度的校核 ............................................................................................ - 16 水压试验校核.................................................................................................................... - 16 筒体最小厚度校验............................................................................................................ - 16 筒体轴向应力计算与校核 ................................................................................................ - 16 封头最小厚度校验............................................................................................................ - 18 封头强度校核.................................................................................................................... - 18 筒体和封头切向应力校核 ................................................................................................ - 18 筒体环向应力的计算和校核 ............................................................................................ - 19 -

结论与展望 .................................................................................................................... - 21 致 谢 ........................................................................................................................ - 22 参考文献 ........................................................................................................................ - 23 III

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

附录 A:主要参考文献摘要及题录 ............................................................................. - 24 附录 B:英文原文及翻译 ............................................................................................. - 26 -

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插图清单 图 3-1 图 3-2 图 3-3 图 3-4 椭圆形封头….........................................................................................................4 接管分布图……………………………………………………………………….6 鞍座结构图………………………………………………………………………11 坡口基本形式……………………………………………………………………12

V

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

表格清单 表 3-1 标准椭圆形封头尺寸图表………………………………………………………...4 表 3–2 法兰尺寸表…………………………………………………………………….......6 表 3–3 管子尺寸表……………………………………………………………………......7 表 3–4 垫片尺寸表………………………………………………………………………...7 表 3-5 螺栓及垫片…………………………………………………………………………8 表 3-6 水平吊盖带颈对焊法兰人孔尺寸表……………………………………………...9 表 3-7 鞍座支座结构尺寸………………………………………………………………..11

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液化石油气作为一种化工基本原料和新型燃料,已愈来愈受到人们的重视。由于 该气体具有易燃易爆的特点,因此在设计这种贮罐时,要注意与一般气体贮罐的不同 点,尤其要注意安全,还要注意在制造、安装等方面的特点。 液化石油气贮罐是盛装液化石油气的常用设备,常温贮罐一般有两种形式:球形 贮罐和圆筒形贮罐。在一般中、小型液化石油气站内大多选用卧式圆筒形液化石油气 体贮罐,因为液化石油气体贮罐具有加工制造安装简单,安装费用少等优点。卧式液 化石油气体贮罐应用极为广泛。由于它具有承受较高的正压和负压的能力,有利于减 少油品的蒸发损耗,也减少了发生火灾的危险性。它可在机械方面成批制造,然后运 往工地安装,便于搬运和拆迁,机动性较好。 缺点是容量一般较小,用的数量多,占地面积大。它适用于小型分配油库、农村 油库、城市加油站、部队野战油库或企业附属油库。在大型油库中也用来作为附属油 罐使用,如放空罐和计量罐等。由于该气体具有易燃易爆的特点,因此在设计这种储 罐时,要注意安全与防火,还要注意在制造、安装等方面的特点。因而,提高液化石 油气储罐的技术水平对安全储备液化石油气具有重要意义。

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王韶韶:80m?液化石油储罐设计

第1章
1.1

绪论

卧室储罐的介绍 卧式油罐(Horizontal oil tank)是用以储存原油、植物油,化工溶剂、水或其他 石油产品的长形容器。卧式油罐是由端盖及卧式圆形或椭圆形罐壁和鞍座所构成,通 常用于生产环节或加油站。 钢板是一种宽厚比和表面积都很大的扁平钢材。按厚度为薄钢板(厚度<4 毫米) 和厚钢板(厚度<4 毫米)在实际工作中, 常将厚度<20 毫米的钢板称为中板, 厚度>20-60 毫米的钢板称为厚板,厚度>60 毫米的钢板称为特厚板,统称为中厚钢板。宽度比较 小,长度很长的钢板,称为钢带,列为一个独立的品种。钢板有很大的覆盖和包容能 力,可用作屋面板、苫盖材料以及制造容器、储油罐、包装箱、火车车箱、汽车外壳、 工业炉的壳体等:可按使用要求进行剪裁与组合,制成各种结构件和机械零件,还可 制成焊接型钢,进一步扩大钢板的使用范围;可以进行弯曲和冲压成型,制成锅炉、 容器、冲制汽车外壳、民用器皿、器具、还可用作焊接钢管、冷弯型钢的坯料。由于 上述特点,使钢材总产量的 50%以上。 1.2 液化石油气贮罐的分类 目前我国普遍采用常温压力贮罐,常温贮罐一般有两种形式:球形贮罐和圆筒形 贮罐。球形贮罐和圆筒形贮罐相比:前者具有投资少,金属耗量少,占地面积少等优 点,但加工制造及安装复杂,焊接工作量大,故安装费用较高。一般贮存总量大于 500m3 或单罐容积大于 200m3 时选用球形贮罐比较经济;而圆筒形贮罐具有加工制造 安装简单, 安装费用少等优点, 但金属耗量大占地面积大, 所以在总贮量小于 500m3, 单罐容积小于 100m3 时选用卧式贮罐比较经济。 圆筒形贮罐按安装方式可分为卧式和 立式两种。一般选用卧式圆筒形贮罐,只有某些特殊情况下(站内地方受限制等)才选 用立式。本文主要讨论卧式液化石油气贮罐的设计。 本储罐的焊接结构主要设计了筒体壁厚,支座,封头,法兰,加强圈等。根据储 存介质的要求来进行储罐的选材,本次设计的介质为液化石油气,储体选用 16MnR。 根据施工现场的环境要求及罐体厚度等选择合适的焊接方法。 设计的封头为标准椭圆 形封头。 1.3 液化石油气特点 气态的液化石油比空气重约 1.5 倍,该气体的空气混合物爆炸范围是 1.7%— 9.7%,遇明火即发生爆炸。所以使用时一定要防止泄漏,不可麻痹大意,以免造成危 害。因此,往槽车、贮罐以及钢瓶充灌时要严格控制灌装量,以确保安全。因为液化 石油气是由多种碳氢化合物组成的, 所以液化石油气的液态比重即为各组成成份的平 均比重,如在常温 20℃时,液态丙烷的比重为 0.50,液态丁烷的比重为 0.56—0.58, 因此,液化石油气的液态比重大体可认为在 0.51 左右,即为水的一半。 1.4 卧式液化石油气贮罐设计的特点 卧式液化石油气贮罐设计的特点,应按 GB150《钢制压力容器》进行制造、试 验和验收;并接受劳动部颁发《压力容器安全技术监察规程》(简称容规)的监督。贮罐 主要有筒体、封头、人孔、支座以及各种接管组成。贮罐上设有排污管以及安全阀、 压力表、温度计、液面计等。

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第2章

液化石油气的工艺设计及主体材料的选择

2.1 设计温度 根据本设计工艺要求,使用地点为室外,用途为液化石油气储配站工作最高温度 为50℃,介质为易燃易爆的气体。 2.2 设计压力 对于设置有安全泄放装置的储罐,设计压力应为 1.05—1.1 倍的最高工作压力。 所以有 Pc=1.1*1.744=1.9184MPa。 2.3 设计储量 由参考文献[11]第三十六条得液化石油气的密度为 420Kg/m3,装量系数为 0.9,盛 装液化石油气体的压力容器设计储存量为:

W ? ?VPt ? 0.9?50?0.42=18.9t

(2-1)

2.4 焊接接头系数 焊接接头系数是以焊接强度与母材强度之比值 ? ? 1.0 表示的。 它与焊缝位置焊接 方法以及检验等因素有关。JB4732 标准中要求受压元件焊缝必须 100%无损检测,取 焊缝系数为 1。 2.5 主体材料的选择 根据液化石油气的物性选择罐体材料,碳钢对液氨有良好的耐蚀性腐蚀率在 0.1mm/年以下,贮罐可选用一般钢材,根据液化石油气贮罐的工作压力、工作温度和 介质的性质可知该设备为一中压常温设备, 介质对碳钢的腐蚀作用很小。 故选材料时, 主要考虑的强度指标(指σ s 和σ b)和塑性指标适合的材料,内罐贮存中温液化石油 气,可以考虑 20R、16MnR 这两种钢种。如果纯粹从技术角度看,建议选用 20R 类 的低碳钢板,16MnR 钢板的价格虽比 20R 贵,但在制造费用方面,同等重量设备的 计价,16MnR 钢板为比较经济。其中 16MnR 的机械加工性能、强度和塑性指标都比 较好,综合金属的强度、刚度、温度、抗腐蚀能力等方面考虑选用 16MnR 制作罐体 和封头。所以在此选择 16MnR 钢板作为制造筒体和封头材料。钢板标准号为 GB6654-1996。 筒体结构设计为圆筒形。因为作为容器主体的圆柱形筒体,制造容易,安装内件 方便,而且承压能力较好,这类容器应用最广。

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王韶韶:80m?液化石油储罐设计

第3章
3.1

液化石油气结构设计

筒体和封头的设计 对于承受内压,且设计压力 Pc=1.9184MPa<4MPa 的压力容器,根据参考文献[8] 设备系列,采用卧式椭圆形封头容器。 3.1.1 筒体设计 为了有效的提高筒体的刚性,一般取 L/D=3—6,为方便设计,此处取 . L/D=4 (3-1)

? D2 L
4

? 80m3

(3-2)

由公式解得:D=2943mm 向上圆整得 D=3000mm,根据公称容积 Vn=80m3,取筒体尺寸 Dn=3000mm 3.1.2 封头设计 因为封头与筒体配套使用,所以 Dn=3000mm。根据参考文献[19]查得封头尺寸如 表 3–1 所示。
表 3-2 公称直径 DN(mm) 3000 标准椭圆形封头尺寸图表 内表面积 A(m2) 10.1329 容积 V(m3) 3.8170 总深度 H(mm) 790
2 V计 = 2V + D L / 4 封 ?

则可得出: (3-3)
2 3

=2?3.8170+(3.14?3.0 L)/4=50/0.9m 解得:L=11498mm 向上圆整得 L=11500mm L/D=3.82 属于(3—6) 所以结构设计合理。 封头的形状及尺寸如图:

图 3-1

椭圆形封头

3.2

计算压力 1.液柱静压力: 根据设计为卧式储罐,所以储存液体最大高度 hmax≤D=3000mm。

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p静(max) pghmax ?gD = ≤ =500?9.8?3.0=14800KPa
P静(max)/ Pc ? 1.274 ×104 ? 100 % ? 0.511 % ? 5% 1.9184 ? 10 6

(3-4) (3-5)

则 P 静可以忽略不记。 3.3 圆筒厚度的设计 根据介质的易燃易爆,有毒,有一定的腐蚀性等特性,存放温度 50℃,最高工 作压力等条件,选用 16MnR 为筒体材料,适用温度为-20 到 450℃。根据 GB150,初 选厚度为 6 到 120mm,最低冲击试验温度为-20℃,热轧处理。 根据 GB150 查得 16MnR 钢在厚度为 16mm 到 36mm,使用温度为-20—50℃时 的许用应力[σ ]=170MPa。

??

2??? ? ? Pc
t

Pc D i

?

1.9184? 3000 ? 17.758mm 2 ? 170? 1.9184

(3-6)

对于 16MnR,需满足腐蚀裕度 C2≥1mm,取 C2=2mm,C1=0mm。 δ d=δ +C2=17.758+2=19.758mm

(3-7) (3-8)

? a ? ? d ? ? ? C 2 ? 19.758

16MnR 属于普通碳素钢,根据参考文献[4]中的板材规范,选择厚度δ =20mm 的 钢板。 δ n =20-0-2=18mm ((3-9) 3.4 椭圆封头厚度的设计 为了得到良好的焊接工艺,封头材料的选择同筒体设计。

??

2??? ? ? 0.5Pc
t

Pc D i

?

1.9184? 3000 ? 17.706mm 2 ? 170 ? 0.5 ? 1.9184

(3-10)

同理,选取 C2=2 mm ,C1=0 mm. δ n=δ +C1+C2+Δ =19.706mm (3-11) 跟筒体一样,选择厚度为 20mm 的 16MnR 为材料冲压成型。 δ e=20-0-2=18mm (3-12) 3.5 接管、法兰垫片和螺栓的选择 3.5.1 接管和法兰 液化石油气储罐应设置排污口,气相平衡口,气相口,出液口,进液口,人孔, 液位计口,温度计口,压力表口,安全阀口。接管的布置如下图:

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王韶韶:80m?液化石油储罐设计

图 3-2

接管分布图

根据设计压力 PN=1.9184MPa,查根据参考文献[13]中表 6.0.3,选用 PN10 长颈对 焊法兰,由介质特性和使用工况,查附录 A,密封面型式的选用,表 A.0.1。选择密 封面型式为凹面(FM) ,压力等级为 0.25 到 2.5MPa。根据表 3-2 选取各管口公称直 径,查得各法兰的尺寸。
表 3–2 法兰尺寸表 连接尺寸 序 号 名 称 公称 直径 管子 外径 法兰 外径 DN a b c e f M LG d 进液口 气相平衡口 气相口 出液口 排污口 人孔 液位计口 温度计口 80 80 80 80 80 500 32 20 B 89 89 89 89 89 530 38 25 D 200 200 200 200 200 730 140 105 螺栓 孔中 螺栓 螺栓 心圆 孔直 孔数 直径 K 160 160 160 160 160 660 100 75 径 L 18 18 18 18 18 36 18 14 量 n 8 8 8 8 8 M16 M16 M16 M16 M16 24 24 24 24 24 91 91 91 91 91 535 39 26 6 6 6 6 6 12 5 4 4.31 4.31 4.31 4.31 4.31 76.2 1.86 0.68 螺栓 Th C 法兰 厚度 法兰 内径 B1 坡口 宽度 法兰理 论质量

B 系列

b

kg

20 M33?2 56 4 4 M16 M12 18 16

t

压力表口

20

25

105

75

14

4

M12

16

26

4

0.68

p

安全阀口

100

108

135

190

22

8

M20

26

110

6

6.29

接管外径的选用以 B 系列(公制管)为准,对于公称压力 0.25≤PN≤25MPa 的 接管,根据参考文献[14]普通无缝钢管《欧洲体系》 ,材料为 20 号钢管。对应的管子尺 寸如表 3–3。

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表 3–3 管子尺寸表 序号 名称 公称直径 管子外径 数量 管口伸出 量 管子壁厚

a b c e f M LG d t p

进液口 气相平衡口 气相口 出液口 排污口 人孔 液位计口 温度计口 压力表口 安全阀口

80 80 80 80 80 500 32 20 20 80

89 89 89 89 89 530 38 25 25 89

1 1 1 1 1 1 2 1 1 2

150 150 150 150 150 300 100 100 100 150

8 8 8 8 8 12 4 3 3 3

3.5.2 垫片的选择 根据参考文献[4]表 26-11,法兰、垫片、紧固件的选配(欧洲体系) ,根据设计压 力为 Pc=1.9184MPa,采用金属包覆垫片,选择法兰的密封面均采用 MFM(凹凸面密 封) 。紧固件型式选六角螺栓。 根据参考文献[15]包覆金属材料为纯铝板 L3,标准为 GB/T 3880,最高工作温度 200℃,最大硬度 40HB。填充材料为非石棉纤维橡胶板,代号为 NAS,最高工作温 度为 290℃。得对应垫片尺寸如表 3–4。
表 3–4 垫片尺寸表 符号 a b c e f M LG d t p 管口名称 进液口 气相平衡口 气相口 出液口 排污口 人孔 液位计口 温度计口 压力表口 安全阀口 公称直径 DN(mm) 80 80 80 80 80 500 32 20 20 80 内径 D1(mm) 109.5 109.5 109.5 109.5 109.5 561 61.5 45.5 45.5 109.5 外径 D2(mm) 142 142 142 142 142 624 82 61 61 142 3 3 3 3 厚度 δ (mm) 3 3 3 3 3

3.5.3 螺栓(螺柱)的选择 根据密封所需压紧力大小计算螺栓载荷,选择合适的螺柱材料。计算螺栓直径与 个数,按螺纹和螺栓标准确定螺栓尺寸。选择螺栓材料为 Q345。
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根据参考文献[16]中表 5.0..07-9 和附录中标 A.0.1,得螺柱的长度和平垫圈尺寸如 表 3–5。
表 3-5 螺栓及垫片 名称 a b c d e f LG d t p 公称直径 80 80 80 80 80 500 32 20 20 80 螺纹 M16 M16 M16 M16 M16 M33*2 M16 M12 M12 M20 螺柱长 d1 90 90 90 90 90 170 85 75 75 90 17 17 17 17 17 25 17 13 13 17 紧固件用平垫圈 mm d2 30 30 30 30 30 44 30 24 24 30 h 3 3 3 3 3 4 3 2.5 2.5 3

3.5.4 人孔的选择 压力容器人孔是为了检查设备的内部空间以及安装和拆卸设备的内部构件。 人孔 主要由筒节、法兰、盖板和手柄组成。一般人孔有两个手柄。选用时应综合考虑公称 压力、公称直径(人、手孔的公称压力与法兰的公称压力概念类似。公称直径则指其 简节的公称直径)、工作温度以及人、手孔的结构和材料等诸方面的因素。 人孔的类型很多,从是否承压来看有常压人孔和承压人孔。从人孔所用法兰类型 来看,承压人孔有板式平焊法兰人孔、带颈平焊法兰人孔和带颈对焊法兰人孔,在人 孔法兰与人孔盖之间的密封面,根据人孔承压的高低、介质的性质,可以采用突面、 凹凸面、榫槽面或环连接面。从人孔盖的开启方式及开启后人孔盖的所处位置看,人 孔又可分为回转盖人孔、垂直吊盖人孔和水平吊盖人孔三种。选择使用上有较大的灵 活性。常见的人孔形状有圆形和椭圆形两种,为使操作人员在能够自由出入,圆形人 孔的直径至少应为 400mm,椭圆形人孔的尺寸一般为 350mm ? 450mm。 根据参考文献[17]规定 PN≥1.0MPa 时只能用带颈平焊法兰人孔或带颈对焊法兰人 孔。容器上开设人孔规定当 Di>1000 时至少设一个人孔,压力容器上的开孔最好是圆 形的。 根据储罐是在常温下及最高工作压力为 2.5MPa 的条件下工作,人孔的标准按公 称压力为 2.5MPa 等级选取,考虑到人孔盖直径较大较重,故选用碳钢水平吊盖带颈 对焊法兰人孔(HG 21524-95),人孔筒节轴线垂直安装。公称直径 500mm,凹凸法兰 密封面 型) 采用Ⅵ类 20R 材料、 (C , 垫片采用外环材料为低碳钢、 金属带为 0Cr19Ni9、 非金属带为柔性石墨、C 型缠绕垫。该人孔结构中有吊钩和销轴,检修时只须松开螺 栓将盖板旋转一个角度, 由吊钩吊住, 不必将盖松取下。 法兰标准号为 HGJ50~53-91, 垫片标准号为 HGJ69~72-91,法兰盖标准 HGJ61~65-91 材料为 20R,螺柱螺母标准 HGJ75-91 螺柱材料 40Cr 螺母材料 45,吊环转臂和材料 Q235-A?F,垫圈标准为 GB95-85 材料 100HV,螺母标准 GB41-86,吊钩和环材料为 Q235-A?F,无缝钢管 材料为 20,支承板材料为 20R。人孔尺寸表如表表 3-6。
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表 3-6 水平吊盖带颈对焊法兰人孔尺寸表 密封面型 式 公称压力 2.5 PN
MPa

凹凸面 D MFM 730

b

1

43

d

0

30

D

1

660

b

2

48

螺柱数量

20

公称直径 500 DN
d w ?s

H H
b

1

280

A

405

螺母数量

40

530?12 506

2

123 44

B L

200 300

螺柱尺寸 总质量 kg

M33?2?170 302

d

3.6 其他附件的设计 3.6.1 液面计选择 液面计是用以指示容器内物料液面的装置,其类型很多,大体上可分为四类,有 玻璃板液面计、玻璃管液面计、浮子液面计和浮标液面计。在中低压容器中常用的有 玻璃板液面计和玻璃管液面计。它们都是外购的标准件,只需要选用。玻璃板液面计 有三种:透光式玻璃板液面计、反射式玻璃板液面计、视镜式玻璃板液面计。玻璃板 液面计透光式和反射式两种结构,其适用温度一般在 0—250℃。但透光式适用工作 压力较反射式高。玻璃管液面计适用工作压力小于 1.6MPa,玻璃板液面计适用于 1.6MPa 以上。液面计与容器的连接型式有法兰连接、颈部连接及嵌入连接,分别用 于不同型式的液面计。液面计的选用: 1.玻璃板液面计和玻璃管液面计均适用于物料内没有结晶等堵塞固体的场合。板 式液面计承压能力强,但是比较笨重、成本较高。 2.玻璃板液面计一般选易观察的透光式,只有当物料很干净时才选反射式。 3.当容器高度大于 3m 时,玻璃板液面计和玻璃管液面计的液面观察效果受到限 制,应改用其它适用的液面计。 液氨为较干净的物料,易透光,不会出现严重的堵塞现象所以根据选用表选用: 在此选用反射式玻璃板液面计, 标准号 HG21590-95。由储罐公称直径 3800 选择长度 为 1700mm 液面计两支,材料(针形阀)为碳钢,保温型,液面计接管为无缝钢管。法 兰形式及其代号 C 型(长颈对焊突面管法兰 HG20617-97) ,液面计型号 R 型公称压 力 PN2.5,使用温度 0~250℃,液面计的主题材料代号:锻钢(16Mn) ,结构形式及 其代号:普通型(无代号) ,公称长度为 1450 ㎜,排污口结构:V(排污口配螺塞) 。 3.6.2 安全阀的选择 液化石油气储罐的设计压力在 1.6 MPa 以上,属于三类压力容器,必须设置安全 阀。由操作压力 P=1.9184MPa,工作温度为 50℃,盛放介质为液化石油气体。根据 参考文献[9]上册 444 页选择安全阀的公称压力 PN=25kg/cm2,最高工温度为 150℃,
-9-

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

材料为可锻铸件的微启式安全阀,型号为 A41H-25。公称直径 Dn=80mm。 3.6.3 压力计选择 量程装在锅炉、压力容器上的压力表,其最大量程(表盘上刻度极限值)应与设 备的工作压力相适应。压力表的量程一般为设备工作压力的 1.5~3 倍,最好取 2 倍。若选用的压力表量程过大,由于同样精度的压力表,量程越大,允许误差的绝对 值和肉眼观察的偏差就越大,则会影响压力读数的准确性;反之,若选用的压力表量 程过小,设备的工作压力等于或接近压力表的刻度极限,则会使压力表中的弹性元件 长期处于最大的变形状态, 易产生永久变形, 引起压力表的误差增大和使用寿命降低。 另外,压力表的量程过小,万一超压运行,指针越过最大量程接近零位,而使操作人 员产生错觉,造成更大的事故。因此,压力表的使用压力范围,应不超过刻度极限的 60~70%。 测量精度压力表的精度是以允许误差占表盘刻度极限值的百分数来表示的。 精度 等级一般都标在表盘上,选用压力表时,应根据设备的压力等级和实际工作需要来确 定精度。额定蒸汽压力小于 2.45MPa 的锅炉和低压容器所用的压力表,其精度不应 低于 2.5 级;额定蒸汽压力大于 2.45MPa 的锅炉和中、高压容器的压力表,精度不应 低于 1.5 级。 表盘直径为了使操作人员能准确地看清压力值,压力表的表盘直径不应过小。在 一般情况下,锅炉和压力容器所用压力表的表盘直径不应小于 100mm,如果压力表 装得较高或离岗位较远,表盘直径还应增大。就地压力指示,当压力在 2.6MPa 到 69MPa 时,可采用膜片压力表、波纹管压力表和包端管压力表等弹性式压力表。又 考虑到液氨有一定腐蚀性,所以综合考虑选用隔膜压力表。 技术指标为: 精度等级: (2.5) 公称直径: 20 接头螺纹: G1 测量范围: Φ 1.5 0-5Mpa 3.7 鞍座选型和结构设计 3.7.1 鞍座选型 该卧式容器采用双鞍座式支座,根据最高工作温度为 50℃,按 JB/T 4731-2005, 表 5-1 选择鞍座材料为 16MnR, 使用温度为-20—250℃, 许用应力为= ???sa ? 170MPa 。 估算鞍座的负荷:计算储罐总重量 m ? m1 ? 2m2 ? m3 ? m 4 。 m1 为筒体质量; 对于 16MnR 普通碳素钢,取ρ =7.85?103kg/m3

m1 ? ?DL? ? ? ? 3.14? 3.0 ?11.5 ? 20?10?3 ? 7.85?103 ? 170078kg .

(3-13)

m2 为单个封头的质量:根据参考文献[19]中标 B.2 EHA 椭圆形封头质量,可知 m2=1667.2kg。 m3 为充液质量,因为 故可知:
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?液化石油汽 ? ?水

安徽工程大学毕业设计(论文)

m3=ρ 水× V=1000V=1000(π/4×3.02× 11.5+2× 3.8170)=88881.5 kg (3-14) 为附件质量: 选取人孔后, 查得人孔质量为 302kg, 其他接管质量总和估为 500kg。 m 则每个鞍座承受的重量为: 综上所述:总质量 G/2=mg / 2=110025.71?10/2=550.12 KN (3-15)

根据参考文献[20]选取轻型,焊制 BI,包角为 120°,有垫板的鞍座,筋板数为 4。 根据参考文献[20]表 6 得鞍座尺寸如表 3-7,示意图如图 3-3。

图 3-3 鞍座结构图 表 3-7 鞍座支座结构尺寸 公称直径 允许载荷 鞍座高度 底板 DN Q/KN h l1 b1 δ 1 3000 785 250 2180 360 16 筋板 腹板 δ 2 l3 b2 b3 δ 3 弧长 12 340 316 410 10 3490 螺栓间距 螺孔/孔长 重量 垫板 b4 δ 4 e l2 D/l kg 660 12 120 1940 28/60 462

3.8 鞍座位置的确定 因为当外伸长度 A=0.207L 时,双支座跨距中间截面的最大弯矩和支座截面处的 弯矩绝对值相等,从而使上述两截面上保持等强度,考虑到支座截面处除弯矩以外的 其他载荷,面且支座截面处应力较为复杂,故常取支座处圆筒的弯矩略小于跨距中间 圆筒的弯矩, 通常取尺寸 A 不超过 0.2L 值, 根据参考文献[12]规定 A≤0.2L=0.2 L+2h) ( , A 最大不超过 0.25L。否则由于容器外伸端的作用将使支座截面处的应力过大。 由标准椭圆封头得:
Di ?2 2( H ? h)
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(3-16)

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

有 h=H-Di/4=690-3000/4=40mm 故 A≤0.2(L+2h)=0.2(11498+2?40)=2315.6mm 鞍座的安装位置如图 3-3 所示,分为 F 型和 S 型两种支座配套使用。由于接管比 较多,所以固定支座位于储罐接管较多的左端。 此外,由于封头的抗弯刚度大于圆筒的抗弯刚度,故封头对于圆筒的抗弯刚度具 有局部的加强作用。若支座靠近封头,则可充分利用罐体封头对支座处圆筒截面的加 强作用。 因此,JB 4731 还规定当满足 A≤0.2L 时,最好使 A≤0.5R m(Rm=R1+δ n/2) , 即 Rm=1500+20/2=1510mm,A≤0.5R =0.5?1510=755mm,取 A=760mm 综上所述:A=760mm (A 为封头切线至封头焊缝间距离,L 为筒体和两封头的 总长) 3.9 焊接结构设计 3.9.1 焊接方式的选择 压力容器各受压部件的组装大多采用焊接方式, 焊缝的接头形式和坡口形式的设 计直接影响到焊接的质量与容器的安全, 因而必须对容器焊接接头的结构进行合理设 计。焊缝系指焊件经焊接所形成的结合部分,而焊接接头是焊缝、熔合线盒热影响区 的总称。焊接接头形式一般有被焊接两金属件的相互结构位置来决定,统称分为对接 接头、角接接头及 T 字接头、搭接接头。对接接头时压力容器中最常用的焊接接头形 式。 为了保证全熔透和焊接质量,减少焊接变形,施焊前,一般需将焊件连接处预先 加工成各种形状,称为焊接坡口。不同的焊接坡口,适用于不同的焊接方法和焊件厚 度。基本的坡口形式有 5 种,即Ⅰ形、Ⅴ形、单边Ⅴ形、U 形和 J 形,如图 3-4 所示。

图 3-4 坡口基本形式

压力容器焊接结构的设计遵循以下基本原则。 1.尽量采用对接接头 前已述及,对接接头易于保证焊接质量,因而除容器壳体 上所有的纵向及环向焊接接头、凸形封头上的拼接焊接接头,必须采用对接接头外, 其他位置的焊接结构也应尽量采用对接接头。 2.尽量采用全熔透的结构,不允许产生未熔透缺陷 所谓未熔透是指基本金属盒 焊缝金属局部未完成熔合而留下空隙的现象。未熔透往往是导致脆性破坏的起裂点, 在交变载荷作用下,它也可能诱发疲劳。 3.尽量减少焊缝处的应力集中 焊接接头常常是脆性断裂和疲劳的起源处,因此, 在设计焊接结构时必须尽量减少应力集中。如对接接头应尽可能采用等厚度焊接,对 于不等厚度钢板的对接,应将较厚板按一定斜度削薄过渡,然后再进行焊接,以避免 形状突变, 减缓应力集中程度。 一般当薄板厚度 ? 2 不大于 10 ㎜, 两板度差超过 3 ㎜; 或当薄板厚度 ? 2 大于 10 ㎜,两板厚度差超过薄板的 30%,或超过 5 ㎜时,均需削薄 厚板边缘。
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安徽工程大学毕业设计(论文)

综上所述,本设计采用全熔透的对接接头形式。 3.9.2 焊接顺序 1.焊前清理 工件焊接前必须进行清理,除去工件表面的锈渍,油污和工件表面的毛刺。焊前 处理能够有效防止焊接过程中产生气孔、夹杂等焊接缺陷的形成。 2.焊接过程和顺序 焊接过程至关重要,施工人员必须严格按照合理的结构顺序,选择合理的焊接工 艺参数, 严格施工。 首先将两侧的半圆点焊在一起, 然后将点固好的两侧拼接在一起。 焊接过程应该保持结构的对称性,以减少变形和焊接残余应力。 a.钢板气割下料和卷制 b.单个筒节的纵向对接焊接 c.筒节间的环向对接焊接 d.筒体与封头的环向对接焊接 e.开人孔和各种接管口 f.接管和各种法兰的焊接 g.支座的组焊 3.10 焊后处理 工件焊接后必须进行焊后处理。工件的焊后处理主要包括热处理和焊接检测。由 于工件承受一定的压力,必须对其进行焊接后局部的跟踪回火处理,以消除残余应力 和达到细化结合处材料的晶粒。对工件的局部薄弱处应该进行无损探伤。 另外容器的压力试验和气密性试验是热处理之后进行,常采用水压试验。设备制 造完毕后应在 2.5MPa 表进行水压实验 10 分钟无渗漏,冒汗现象,检查检查容器是 否达到设计要求,验证其是否能保证在没计压力下安全运行所必须的承压能力。 检验: ① 所有焊缝未经检验合格,严禁涂刷漆; ② 焊缝应进行外观检查; ③ 焊缝要进行无损探伤检测。 返修: ① 需返修焊缝应先把缺陷清除; ② 返修次数不超过两次; ③ 罐底的严密性试验,罐壁和顶的严密性和强度试验用充水检查。

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王韶韶:80m?液化石油储罐设计

第4章

开孔补强设计

根据参考文献[12]当在设计压力 Pc≤2.5MPa 的在壳体上开孔,两相邻开孔中心的 间距大于两孔直径之和的两倍, 且接管公称外径不大于 89mm 时, 接管厚度满足要求, 不另行补强,故该储罐中只有 DN=500mm 的人孔需要补强。 4.1 补强设计方法判别 按 HG/T 21518-2005,选用回转盖带颈对焊法兰人孔。开孔直径
d ? Di ? 2C 2 ? 504mm
D ? 1500 mm 2 故可以采用等面积法进行开孔补强计算。 接管材料选用 10 号钢,其许用应力[σ]t=117MPa 根据 GB150-1998 中式 8-1,开孔所需补强面积 d?

(4-1) (4-2)

A ? d? ? 2?? et ?1 ? f r ?
其中:壳体开孔处的计算厚度δ =17.758mm 接管的有效厚度 ? et ? ? nt ? C1 ? C 2 ? 18mm 强度削弱系数 f r ? ?? ?n /?? ?r =117/170=0.689
t

(4-3)

(4-4)

所以开孔所需补强面积为

A ? d? ? 2?? et ?1 ? f r ?
=504?17.758+2?17.758?18?0.311 =4238.45mm2 4.2 有效补强范围 4.2.1 有效宽度 B 的确定 按 GB150 中式 8-7,得: B1 ? 2d ? 2 ? 504 ? 1008 mm B2 ? d ? 2?n ? ? nt ? 504? 2 ?18 ? 2 ? 20 ? 580mm

(4-5)

(4-6) (4-7) (4-8)

B ? ?B1, 2 ?max ? 1008mm B

4.2.2 有效高度的确定 (1)外侧有效高度 h1 的确定 根据 GB150 中式 8-8,得: h11 ? d? nt ? 504? 18 ? 95.25mm

(4-9) (4-10)

h1 ? ?h11, 12 ?min ? 95.25mm h (2)内侧有效高度 h2 的确定 根据 GB150-1998 中式 8-9,得: h 21 ? d? nt ? 504? 18 ? 95.25mm
h 22 ? 0
- 14 -

h12 =接管实际外伸高度 H=H1=280mm

(4-11)

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h 2 ? ?h11, 12 ?min ? 0 h 4.3 有效补强面积 根据 GB150 中式 8-10 到 式 8-13 得 Ae ? A1 ? A2 ? A3 , A1,A2,A3,A4 计算如下: 4.3.1 筒体多余面积 A1 A1 ? ? B ? d ???e ? ? ? ? 2?et ??e ? ? ??1? fr ?

(4-12)

(4-13)

=(1008-504)(20-17.758)-2× 20(20-17.758)(1-0.689)=1102.078mm2 4.3.2 接管的多余面积 接管厚度: Pc D i 1.9184? 500 (4-14) ?? ? ? 4.94mm t 2??? ? ? 0.5Pc 2 ? 117 ? 0.5 ? 1.9184

A2 ? 2h1 ?? e ? ? t ? f r ? 2h2 ?? e ? C2 ? =2?92.25?(20-17.758)?0.689+0=285.004 mm2 4.4 接管区焊缝截面积(焊角取 6.0mm) A3 ? 0.5 ? 62 ? 2 ? 36mm2 4.5 补强面积 Ae ? A1 ? A 2 ? A3 ? 1102078? 285.004? 36 ? 1451082mm2 . . 因为,Ae<A 所以开孔需另行补强。 所需另行补强面积: A 4 ? A ? Ae 423845 ? 1451082 ? 2787368mm2 . . . 补强圈设计:根据 Dn=500mm 取补强圈外径 Dn1=840mm 。 因为 B≥Dn,所以在有效补强范围。补强圈内径 d1=530+2=532mm 补强圈厚度: A4 278.348 ?1 ? ? ? 20.30mm D n1 ? d1 840 ? 532

(4-15)

(4-16)

(4-17)

(4-18)

圆整取名义厚度为 ?1 ? 22mm 根据参考文献[21]选取厚度为 22mm 的补强圈。

- 15 -

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

第5章
5.1 水压试验校核 试验压力: PT ? 1.25P 设计温度 T ? 500 C 时

容器强度的校核
[? ] [? ]t

(5-1) (5-2) (5-3)

[?] ? [?]T ? 170MPa
PT ? 1.25P ? 1.25?1.9184? 2.358MPa
圆筒的应力:

?T ?
?T ?

P ( Di ? ? e ) T 2? e

(5-4)

(5-5) 2.358 (3000 ? 17.758 ) ? 200 .036 MPa 2 ? 17.758 [12] 根据参考文献 查表 8-7 得 20mm 的 16MR 的强度指标为 ? ? 315MP a, s

0.9?s ? 0.9 ? 315 ? 283.5MPa

? T ? 0.9? S
所以,水压校验符合要求 5.2 筒体最小厚度校验 δmin ? 2 Di 1000? 6 mm ? ?δ n ? C2 ? ? 17.758mm,满足要求 5.3 筒体轴向应力计算与校核 5.3.1 筒体轴向弯矩计算 筒体中间处截面的弯矩用下式计算: ? 2 R m2 ? hi2 ? ?1 ? FL 4A? L2 ? ? M1 ? ? 4 hi 4 ? L ? 1? ? ? 3L ? ? 式中 F ——鞍座反力, N ; R m ——椭圆封头长轴外半径,mm;

(5-6)

?

?

(5-7)

L ——两封头切线之间的距离,mm; A ——鞍座与筒体一端的距离,mm; h 1 ——封头短轴内半径,mm。
其中:

Rm ?
所以:

D N ? 2 δ n 300 ? 20 ? 2 ? ? 1520mm 2 2

(5-8)

1? FL M1 ? [ 4

2( Rm 2 ? hi ) 4A L2 ? ] 4hi L 1? 3

(5-9)

- 16 -

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F?

mg ? 550 .12 KN 2 Di hi ? ? 750 mm 4

式中:
L ? 11580 mm ; A ? 760 mm

将数值代入公式得

1? 550.12 ? 11580 M1 ? [ 4

2(15202 ? 750 2 ) 4 ? 760 1158 2 0 ? ] ? 1.041? 109 N? mm 4 ? 760 1158 0 1? 3 ? 1158 0 支座处截面上的弯矩 2 2 ? A R ? hi ? 1? ? m ? ? L 2 AL ? M 2 ? ? FA ?1 ? 4hi ? ? 1? ? ? 3L ? ?

(5-10)

(5-11) (5-12)

? 760 15102 ? 7602 ? 1? ? ? ? 11580 2 ? 760 ? 11580? ? ?1.986? 10 8 N? mm M 2 ? ?550120 760?1 ? ? 4 ? 750 ? ? 1? ? ? 3 ? 1158 0 ? ?

5.3.2 筒体轴向应力计算 根据参考文献[8]得 K1 ? K 2 ? 1.0。

M ?? M 2 因为: 1 ,且 A ? R m / 2 ? 760mm , 所以,最大轴向应力出现在跨中面,校核跨中面应力。 5.3.3 由弯矩引起的轴向应力 筒体中间截面上最高点处 M1 ? 11 ? ? 2 3.14Rm ? e 式中: ? e ? ? n ? C1 ? C 2 ? 20 ? 2 ? 0 ? 18mm 所以: M1 1.041? 109 ?11 ? ? ?? ? ?8.125 MP a 2 3.14 ? 15202 ? 18 3.14Rm ? e
筒体中间截面上最低点处: ?21 ? ??11 ? 8.125MPa 鞍座截面处最高点处: M2 ? 1.986?108 ?3 ? ? ?? ? 1.55MPa 2 3.14?1.0 ?15202 ?18 3.14K1R m ?e 鞍座截面处最低点处:
- 17 -

(5-13)

(5-14)

(5-15) (5-16)

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

?4 ?
5.3.4 由设计压力引起的轴向应力 由公式:

M2 ? ?1.55MPa 2 3.14? K1R m ?e

(5-17)

?p ?
所以:
?p ?

pRm 2? e

(5-18)

2.358 ?1520 ? 99.56 MPa 2 ?18

(5-19)

5.3.5 轴向应力组合与校核 最大轴向拉应力出现在筒体中间截面最低处,所以 ?2 ? ?p ? ?21 ? 107.685MPa 许用轴向拉压应力 ??? ? 170MPa t 由上述计算得: ? 2 ? [? ] ,合格。
t

(5-20)

? 最大轴向压应力出现在充满水时, 在筒体中间截面最高处, 1 ? ??11 ? 8.125MPa 轴向许用应力: 0.094?e 0.094?18 A? ? ? 1.113?10?3 MPa Rm 1520 (5-21)
2 AE t,E t ? 2.001 ? 10 5 3 B ? 145 .2MPa ,取许用压缩应力 ???ac ? 150MPa, 计算得 ? 1 ? ?? ?ac ,符合强度要求。

根据参考文献[1]: B ?

5.4 封头最小厚度校验
? min ? ? n ? c1 ? c 2 ? 20 ? 2 ? 0 ? 2 Di ? 6mm ,满足要求 1000

5.5

封头强度校核

Pt ( Di ? ?e) ? 0.94?s 2?e ?e ? ?n ? C ? 18 mm [?] PT ? 1.25P t ? 1.25p ? 2.358MPa [?] 2.358 (3000 ? 18) ?t ? ? 197 .679 ? 0.9 ? 1 ? 315 ? 283 .5 MPa 2 ? 18 经强度校核满足要求 5.6 筒体和封头切向应力校核 因筒体被封头加强,筒体和封头中的切向剪应力分别按下列计算。 5.6.1 筒体切向应力计算 , 根据参考文献[1]查得 K 3 ? 0.880 K 4 ? 0.401

?t ?

(5-22) (5-23) (5-24) (5-25)

所以:

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安徽工程大学毕业设计(论文)

??
5.6.2 封头切向应力计算

K 3 ? F 0.880? 550120 ? ? 17.69MPa R m ? ?e 1520? 18

(5-26)

K 4 ? F 0.401? 550120 ? ? 8.06MPa (5-27) R m ? ?e 1520? 18 K ? P ? DN 1 ? 2.358? 3000 t t 1.25??? ? ? h ? 1.25? ??? ? ? 1.25? 170 ? ? 16MPa 2? e 2 ? 18 ?h ?
因 ? h ? 1.25[? ] ? ? h ,所以合格。 5.7 筒体环向应力的计算和校核 5.7.1 支座截面处圆筒体的周向应力 在鞍座处横截面最低点处的周向压应力 ? 5 K Fk ?5 ? ? 5 (5-28) b2? k k k ? 式中: ? ? ? ? 系数; ? 1 , 支座与圆筒体不相焊; ? 0 , 支座与圆筒体相焊; ? ? ? ? 厚度;当无垫板或垫板不起加强作用时,则 ? ? ? e ;当垫板起加强作用时,则
t

? ? ? e ? ? re ;
? re ? ? ? ? 鞍座垫板有效厚度;
b 2 ? ? ? ? 壳体有效宽度, b2 ? b ?1.56 Ri?n 。 8 Ri 鞍座宽度 b 一般取大于或等于 ,当采用根据参考文献[20]标准“鞍式支座” 时,b 应取筋板大端宽度与腹板厚 b0 之和,筋板对称布置时, b 应包括腹板厚 b0,壳 体有效宽度为: b2 ? 660? 1.56? 1520?18 ? 918 04mm . (5-29)
根据参考文献[1]表 5-3 查得: K5 ? 0.760 , K6 ? 0.053 支座与圆筒体不相焊,故 k ? 1 ,且垫板不起加强作用,圆筒截面最低点处的周 向压应力为:所以 0.1? 0.760 ? 550120 ?5 ? ? ? ?2.53MPa 18 ? 918 .04 鞍座边角处轴向应力 3K 6 F 因为 L/Rm ? 11500/ 1520? 7.567 ? 8 且 ? 6 ? F ? 2 4b 2 ? e 2? e 所以: 550120 3 ? 0.013 ? 550120 ?6 ? ? ? ? ?41.3MPa 4 ? 918 .04 ? 18 2 ? 18 2 5.7.2 环向应力的校核 环向应力校核 环 向 压 应 力 ? 5 不 得 超 过 材 料 的 许 用 应 力 , 即 ? 5 ? ?? ? , 由 于
t

? ? ?? ?t ? 170 .0M P a ,因此合格。 ? 6 是因环向压缩应力与环向弯矩产生的合成压应力,属于局部应力,应不大于
5

- 19 -

王韶韶:80m?液化石油储罐设计

材料许用应力的 1.25 倍,其中 求。 5.7.3 鞍座有效断面平均压力 鞍座承受的水平分力
[8]

? 6 ? 1.25??? ? 1.25? 170 ? 212.5MPa
t

,因此 ? 6 满足要

Fs ? K 9 ? F

(5-30)

根据参考文献 (上卷,P11-103)查得, K 9 ? 0.204 . 所以 Fs ? 0.204? 550120? 11222448N ,鞍座有效断面平均应力 式中:H S ——鞍座的计算高度,mm;? 2 ——鞍座的腹板厚度,mm。其中 H s 取 鞍 座 实 际 高 度 ( H ? 250 mm ) 和 R m / 3 ? 1520/ 3 ? 506.667mm 中 的 最 小 值 即 H s ? 250mm,腹板厚度 b 0 ? 12mm 112224 ? 37.408 MPa 所以: ?9 ? 250 ?12 根据参考文献[20]表 5-1 选择鞍座材料为 16MnR, 使用温度为-20—250℃, 许用应 力为 ???sa = 170MPa 2 2 则: ?σ ?sa ? ? 170 ? 113 .33 MPa 3 3 2 由上述计算得: ? 9 ? ?? ?sa 符合要求。 3

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结论与展望
毕业设计是学习阶段一次非常难得的理论与实际相结合的机会, 通过这次比较完 整的卧液化石油气贮罐设计,我摆脱了单纯的理论知识学习状态,和实际设计的结合 锻炼了我的综合运用所学的专业基础知识,解决实际工程问题的能力,同时也提高我 查阅文献资料、设计手册、设计规范以及电脑制图等其他专业能力水平,而且通过对 整体的掌控,对局部的取舍,以及对细节的斟酌处理,都使我的能力得到了锻炼,经 验得到了丰富,并且意志品质力,抗压能力及耐力也都得到了不同程度的提升。这是 我们都希望看到的也正是我们进行毕业设计的目的所在。 本设计计算焊接结构包括:贮罐筒体尺寸计算,厚度计算,补强计算,鞍座计算, 稳定性,强度,压力校核计算等。 焊接工艺和方法:对材质进行焊接分析,利用焊条电弧焊对卧式液化石油气贮罐 进行焊接;选用电流 130A,电压 20V,焊条为 E4303。根据材料厚度 6mm,焊接位 置和实际生产情况设计合理的接头坡口形式。 顺利如期的完成本次毕业设计给了我很大的信心, 让我了解专业知识的同时也对 本专业的发展前景充满信心,无论球形贮罐和圆筒形贮罐,我都采用了一些新的技术 和设备他们有着很多的优越性但也存在一定的不足, 这新不足在一定程度上限制了我 们的创造力。比如我的设计在节能减材上就有很大的不足,在这个能源紧缺节能被高 度重视的社会中,这无疑是很让我自身感到遗憾的,可这些不足正是我们去更好的研 究更好的创造的最大动力,只有发现问题面对问题才有可能解决问题,不足和遗憾不 会给我打击只会更好的鞭策我前行。 目前通过这几年的努力, 国内储罐从设计, 施工, 材料等各方面都取得了长足进步。特别是 15?104m3 大型外浮顶储罐的建成,标志 着我国在大型储罐设计方面已跨入世界先进行列。 国内各钢厂在大型储罐用高强度钢 的开发研制方面也取得了长足的进步,开发出了多个高强度钢材牌号,并进行了工业 化应用。 设计技术和材料技术的进步, 相应的也带动了施工技术的进步。 设计, 施工, 材料等各方面的进步,为今后国内大型储罐的发展奠定了了基础。

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近三个月的液化石油气储罐设计,可以说是对自己综合知识、能力的挑战。从刚 开始设计时的蒙头苍蝇到如今的灵活运用。 在设计期间我锻炼了很多, 也收获了很多! 首先,通过液化石油气储罐的设计,我全面综合的了解了液化石油气卧室储罐各结构 的了解。其次,通过大量相关资料和书籍的参考,我对液化石油气储罐的设计过程有 了初步的了解。着手开始设计的那段时间确实比较痛苦,感觉无从下手。正所谓万事 开头难,通过与同学们的讨论合作,我们找到了一种绝处逢生的感觉,有了头绪和思 路之后设计就显得水到渠成了。 不管是筒体、封头、鞍座、法兰、接管还是螺栓螺柱,每一种结构的设计都需要 有相关工具书作指导和标准的参考,设计起来的工作量很大。不过我们在设计过程中 也找了很多快乐,大家讨论时的积极劲儿,这让大伙儿设计起来非常有动力。我按着 设计的时间安排一步一步的完成设计。 到画草图用 CAD 制图时我又迎来了新的挑战, 这次 CAD 的制图,让我的 CAD 制图技术得到了很大提高。总之,这次的设计让我 收获的不只是知识,同时也是各种能力的提升与锻炼。 设计过程中我遇到了很多困难, 但通过大量资料的查询和相关标准的参考我都一 一解决了。这对我也是一个极大的锻炼!感谢同学对我的帮助,再加上徐老师技术和 技巧的指导,徐老师是一个严谨的好老师,如果没有他的尽心指导和严格的要求,或 许我也可以做出此次设计, 但绝对没有这么完善, 对我的设计都有很大的帮助! 在此, 特向徐老师表示衷心的感谢!谢谢老师!

签名:

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参考文献
[1]郑津洋,董其伍等主编.过程设备设计(第三版)[M].北京:化学工业出版社,2010 [2]杨祖荣主编.化工原理(第二版)[M].北京:化学工业出版社,2009 [3]赵惠清等主编.化工制图(第二版)[M].北京:化学工业出版社,2008 [4]国家医药管理局上海医药设计院,化工工艺设计手册(下)[M].北京:化学工业出版 社,1996 [5]张铁军主编.机械工程材料[M].北京:北京大学出版社,2011 [6]谭蔚主编.化工设备设计基础[M].天津:天津大学出版社,2000 [7]丁伯民,黄正林等主编.化工容器[M].北京:北京大学出版社,2002 [8]余国琮主编. 化工机械工程手册[M]. 北京:化学工业出版社,2003 [9]徐宝东主编.化工管路手册[M].北京:化学工业出版社,2011 [10]常征.大型卧式罐热处理[J].沈阳工业大学学报,2000,22(3) :200-202 [11] 王元文.卧式承压储罐可靠性优化研究[J].化工装各技术,2006,27(3) :39-43 [12]GB150-2011 钢制压力容器[S],2011 [13] HG/T 20592-2009 钢制管法兰[S],2009 [14]GB/T 17395-2008 普通无缝钢管[S],2008 [15]HG/T 20609-2009 钢制管法兰用金属包覆垫片[S],2009 [16]HG/T 20613-2009 钢制管用法紧固件[S],2009 [17]HG/T 21518-2005 水平吊盖带颈对焊法兰人孔[S],2005 [18]HG/T21619-1986 压力容器视镜[S],1986 [19]JB/T 4746-2002 钢制压力容器用封头[S],2002 [20]JB/T 4712.1-2007 容器支座[S],2007 [21] JB/T 4736-2002 补强圈[S],2002 [22] J.C. Choi · Chul Kim · S.Y. Jung of a CNG composite vessel using DOI 10.1007/s00170-003-1798-4 Development of an automated design system a steel liner manufactured using the DDI process Int J Adv Manuf Technol (2004) 24: 781–788 Three-dimensional analysis of thermal

[23] M. PERL_1 and Y. GREENBERG_2

shock effect on innersemi-elliptical surface cracks in a cylindrical pressure vessel International Journal of Fracture 99: 161–170, 1999.

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附录 A:主要参考文献摘要及题录
[1]郑津洋,董其伍,桑芝富.过程设备设计(第三版)[M].北京:化学工业出 版社,2010 题录: 全书分绪论、 压力容器篇和过程设备篇。 在绪论中综合介绍过程设备特点、 基本要求和设计内涵;压力容器篇包括压力容器结构、应力分析、材料及时间和环境 对其性能的影响、设计准则、常规设计、分析设计和疲劳设计等;过程设备篇包括储 运设备、换热设备、塔设备和反应设备。 [2]杨祖荣主编.化工原理(第二版)[M].北京:化学工业出版社,2009 题录: 全书包括绪论、流体流动与输送机械、非均相物系分离、传热、蒸发、 气体吸收、蒸馏、固体干燥机其他分离技术。 [3]赵惠清等主编.化工制图(第二版)[M].北京:化学工业出版社,2008 题录:本书根据化工制图的特点,简繁适宜地编选了与化工制图密切相关的学科 内容,对各知识点言简意赅地进行了清晰阐述,使读者可以迅速掌握化工制图的基本 要点,以便在实际绘图时能够迅速、准确地完成制图工作。 [4]国家医药管理局上海医药设计院,化工工艺设计手册(下)[M].北京:化学工业 出版社,1996 题录:分为上、下两册,共 5 篇 37 章。上册包括工厂设计,化工单元工艺计算 和选型两篇;下册包括化工系统设计,配管设计,相关专业设计和设备选型三篇。 [5]谭蔚主编.化工设备设计基础[M].天津:天津大学出版社,2000 题录:内容包括工程力学、化工设备材料、容器设计、塔设备、管壳式换热器和 搅拌反应釜等 6 章。每章均安排了适量的例题,通过实例阐明各类化工设备设计的具 体步骤和方法,各章后附有的练习题可供读者进一步复习和巩固相关知识使用。 [6]丁伯民,黄正林等主编.化工容器[M].北京:北京大学出版社,2002 题录:本文分六章进行,分别为化工容器设计的基本概念,中低压容器设计,容 器整体问题,外压容器,高压及超高压容器设计,化工容器设计技术进展。 [7]余国琮主编. 化工机械工程手册[M]. 北京:化学工业出版社,2003 题录:本册按照化工机械工程学科体系和相关工程知识,设置内容框架。上卷为 化工机械的理论基础,包括固体力学、机器动力学、流体力学、工程热力学等力学基 础,传热、传质过程原理,以及结构材料,压力容器和管道等技术基础。中卷为吸收 塔、萃取设备、干燥设备、结晶设备、膜器件、机械分离设备、粉碎机械、团聚造粒 和分级设备、固体物料储仓和输送机械、搅拌和混合设备、反应器、制冷、低温设备 和热泵、工业废物处理设备等。下卷为化工机械的工业务实和相关工程内容,包括化 工机械安装和管理、控制工程和计算机应用等。 [8]徐宝东主编.化工管路手册[M].北京:化学工业出版社,2011 题录:本文分 9 章进行,分别为化工管路设计,管路安装设计,管道绝热防腐, 金属管与管件,金属法兰与连接件,非金属与衬里管路,常用阀门,管路附件,管道 应力与支吊架。 [9]常征.大型卧式罐热处理[J].沈阳工业大学学报,2000,22(3) :200-202 摘要:本文介绍了一种大型卧式罐的退火热处理的方法,通过对应用材料、控制 设备、测量设备和卧式 罐热处理前各部分设备安装的描述,以及在各个阶段的操作 和注意事项的介绍, 详细地说明了一 个已经实施的大型卧式罐退火处理的全部过程。 [10]王元文.卧式承压储罐可靠性优化研究[J].化工装各技术, 2006, (3) 39-43 27 :

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摘要:在可靠性优化设计理论的基础上,探讨卧式储罐可靠性优化设计的一般方 法。在应力、强度及其他随机参数均服从正态分布的条件下,以容器壳体金属消耗量 最低为设计追求目标,导出卧式储罐可靠性优化设计的数学模型,用 VB 语言开发了 专用计算机程序。利用本文提出的方法和程序,可以得到在一定长径比范围内满足预 定可靠性要求的一系列局部优化设计方案,以便用户或制造企业根据实际情况选用。

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附录 B:英文原文及翻译 Charge and discharge strategies for a multi-tank thermal energy storage abstract

This paper presents the results of an experimental study conducted on a multi-tank thermal storage for solar hot water heating applications. The purpose of the study was to investigate the thermal behaviour of the stratified tank system when subjected to constant temperature charging and constant volume hourly draws. The experimental setup consisted of a charge loop to simulate a solar collector input, three commercially available 270 L domestic hot water tanks and three side-arm, natural convection heat exchangers. Tests were performed over 8 h periods for three different plumbing configurations and two different hourly draw volumes. Simulations were conducted using the TRNSYS simulation environment, and the results showed that the TRNSYS model was in good agreement with the experimental results, where the discrepancies between data were found mainly in the regions of high temperature gradients within the storage tanks. Preliminary simulations were also conducted using realistic charge and draw profiles to illustrate the thermal behaviour of the tanks under non-ideal operating conditions. _ Keywords:Solar thermal , Solar energy , Thermal energy storage,Sensible storage,Multi-tank systems,Discharge strategies 1. Introduction Water is an excellent storage medium for low-to-medium temperature applications because of its high volumetric heat capacity,low cost and widespread availability. Consequently, thermal energy storages (TES) consisting of tanks of water are widely used.The use of these storages can also be extended to a larger market by coupling multiple tanks in various configurations to meet the water demands of multi-unit residential buildings or commercial applications. An important aspect related to the performance of a TES is thermal stratification. Thermal stratification is experienced within a TES when regions of hot and cold water (i.e., thermal layers) become separated by a temperature gradient [1]. Separation of the hot and cold regions occur as a result of buoyancy forces during charging and discharging operations (i.e., as the temperature of water increases, the density decreases, causing hot water to rise to the top of the TES while cold water falls to the bottom). For solar domestic hot water systems, a high amount of stratification within a TES also ensures that the hottest water is maintained at the top of the tank for distribution to the heating load, while cooler water is drawn from the bottom of the tank to be heated by the solar collector. Dinr and Rosen listed the parameters which affect the degree of stratification in a storage tank as the volume and configuration of the tank, the size, location and design of
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the inlets and outlets,the flow rates of the entering and exiting streams, and the duration of the charging, storing and discharging periods [1]. The authors also stated that there are four primary factors contributing to destratification, including: heat losses to the surroundings, heat conduction between hot and cold regions of stored fluid, conduction along the tank wall, and mixing during charging and discharging periods. Methods of quantifying and enhancing thermal stratification has been extensively studied [2–7]. A previous study was conducted at Queen’s University [8,9] which examined a multi-tank system that could be charged in both series and parallel configurations. As a continuation of the previous work, this paper presents the experimental and simulation results for the various discharge configurations. Configurations were compared based on the observed stratification levels and temperature profiles for each of the tanks. 2. Materials and method The approach used for this study consisted of system and component level simulation, supported by experimental analysis. The experimental setup used for this study was developed at Queen University and consisted of a three-tank thermal storage system for heating potable water in large residential or small commercial applications. The storage tanks were standard, commercially available 270 L hot water storage tanks, and were equipped with side-arm, natural convection heat exchangers (NCHEs) to allow each tank to be charged individually. The system studied was plumbed such that the tanks could be charged or discharged in either a series or parallel configuration (Figs. 1 and 2). Additionally,the system was plumbed so that the mains supply was introduced into the NCHE loop above the heat exchanger; reversing the flow direction through the heat exchanger during draws as an anti-fouling measure [10]. The experimental apparatus is shown in Fig. 3

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Fig. 1. Schematic of the multi-tank storage plumbed in the series charge and series discharge configuration.

Fig. 2. Schematic of the multi-tank storage plumbed in the parallel charge and parallel discharge configuration. Solar input was simulated through the use of two 3 kW electric heaters that maintained a constant temperature charge (Fig. 4).The apparatus was fully instrumented, with temperature probes inserted into each storage tank, allowing stratification levels to be determined. A computer based data acquisition system and a custom National Instruments LabVIEW [11] routine recorded the storage temperature profiles and heat exchanger temperatures in real time. Although previous work had been conducted on the multi-tank system [8,9], simultaneous charging and discharging of the system had not been considered. The purpose of the current study was to investigate the temperature profiles and stratification levels in the tanks that occurred as a result of constant temperature charges and constant volume hourly draws. In addition, a simulation study was also conducted for the case of variable input power charging and will be discussed later.

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Fig. 3. Multi-tank apparatus at Queen’s University.

Fig. 4. Solar input simulator at Queen’s University. Six experimental tests were performed which looked at the thermal stratification in the tanks during the charge and draw sequences. For this analysis, three plumbing configurations were considered and each was subjected to constant volume hourly draws. The configurations studied were: series charge and series discharge; parallel charge and parallel discharge; and series charge and parallel discharge. Table 1 illustrates the parameters which were varied during each of the tests. For each test, all three tanks were initially mixed to a uniform temperature of 11 _C, and were indirectly charged through the
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NCHEs with a constant charge loop flow rate of 3 L/min and a set-point temperature of 55 _C for 8 h. The charge fluid consisted of 50% propylene glycol and 50% water (by volume). Discharging of the apparatus was achieved through the use of a computer controlled solenoid valve, which opened at the beginning of each hour that a draw was scheduled and closed once the target volume was reached. As the valve opened, water was discharged from the top of the tanks, while mains water entered at the bottom. Furthermore, the draw volumes were measured with a flow metre placed near the mains inlet to the system. Five draws were conducted at a flow rate of 11.4 L/min, beginning at the start of the fourth hour (i.e., Hours 4–8). Finally,as each draw was being performed, charging was interrupted by diverting the charge fluid around the heat exchangers. This was done to limit preheating of water as it flowed through the NCHEs to the bottom of the storage tanks. Computer modelling for this study was conducted in the TRNSYS [12] simulation environment and was used to investigate the performance of the multi-tank system under various operating conditions prior to testing. A schematic representing the TRNSYS model is shown in Fig. 5 for the parallel charge and parallel discharge configuration (corresponding to Tests 2 and 5 in Table 1). Modelling results were compared with experimental test results in order to verify the accuracy of the model. This is further discussed in the next section. 3. Results and discussion As a baseline case, tests were performed with constant volume hourly draws. Various discharge configurations and draw volumes were examined during these test periods to observe the effects on the tank temperature profiles and stratification levels. Draw volumes of 60 L and 135 L were selected based on draws of roughly 25% and 50% of the volume of a single 270 L tank. Both experimental and simulation results will be discussed for the three plumbing configurations studied in the following sections.

Fig. 5. Schematic of the TRNSYS model for the parallel charge and parallel discharge configuration. 3.1. Series charge and series discharge Tanks were numbered 1–3 according to the direction in which the tanks were charged in the series configuration, and Tanks 2 and 3 were considered “downstream” from Tank 1 with respect to the charge direction. Series discharges were conducted such that water flowed in the opposite direction to the charge condition (water flowed from the mains into
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Tank 3, from Tank 3 to 2, 2 to 1,and then 1 to the load). Experimental and simulated temperature profiles are compared in Figs. 6 and 7 for Test 4. In addition, both experimental and simulation results are shown in Fig. 8 for every second thermocouple and node. In the figures, each line corresponds to a set of temperature data recorded by one of the ten equally spaced thermocouples or one of the 33 nodes in the TRNSYS model. For the experimental data, the uncertainty associated with the thermocouple measurements was taken as ±1.0 _C, while the discharge flow rate had an uncertainty of ±0.28 L/min and the draw volume had an uncertainty of ±0.31 L. Comparing Figs. 6 and 7, the experimental and simulated results correspond well, both showing the thermal behaviour of the tanks (i.e., stratification) during the charging and discharging sequences.The temperature profiles show that in the initial moments of charging, the top thermocouple quickly increased in temperature as cold water was drawn into the thermosyphon loop from the bottom of the tank, heated by the NCHE, and deposited at the top of the tank. As charging continued, the remaining thermocouples began showing an increase in temperature as the temperature layers (i.e., thermoclines) moved downward. At the onset of discharging (Hour 4), the top thermocouples demonstrated a decrease in temperature as hot water was extracted from the top of the tanks, and water was pushed in at the bottom. For Tests 1 and 4, (corresponding to the series charge and series discharge configurations with 60 L and 135 L draws respectively),it was observed that charging in series resulted in sequentially stratified tanks (i.e., Tank 1 was charged first, followed by Tank 2, and lastly, Tank 3). As a result, Tank 1 received the largest amount of energy from the charge loop, and subsequently stored water at the highest temperature compared to the other tanks. Tank 1 was also the source of hot water during discharging. Discharging in series, however, resulted in a significant amount of mixing at the bottom of Tanks 1 and 2. This was caused by hot water from the top of the downstream tanks flowing into the bottom of the upstream tanks (e.g., water from the top of Tank 2 flowed into the bottom of Tank 1). In Fig. 8, a direct comparison is shown between both sets of results.Discrepancies between the experimental and modelled results occurred mainly in regions of high temperature gradients, and as the nodes moved closer towards the bottom of the tank. The discrepancy between experimental and simulation results can be mainly attributed to the modelling limitations of the thermal energy storage component in TRNSYS (Type 60). This component restricted the number of nodes which could be used to represent the entire simulated system (i.e., all three tanks) to 100 nodes.Consequently, each tank was divided into 33 nodes for the analysis (10 of which were selected based on the heights of each of the thermocouples in the experimental setup). In a similar study, Newton modelled a tank being charged, where cold water was withdrawn from the bottom of the tank for charging by an external heat exchanger,and hot water was deposited at the top [13]. Experimental results were compared against a 15 node model and a 50 node model using the Type 60 component. In both cases, a similar discrepancy between experimental and modelled temperatures was apparent during charging. From this work, it was concluded that the error in predicting tank temperatures increases as fewer nodes are
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used, since the tank model assumes that more mixing occurs as the number of nodes decreases. Another discrepancy can be seen in the simulation results for the bottom tank temperatures for Tanks 1 and 2 after draws had commenced. Firstly, as a result of the TRNSYS model overpredicting the amount of mixing at the top of the tanks, the temperature of water flowing into the bottom of Tanks 1 and 2 from the downstream tanks were slightly cooler than experimentally observed.Secondly, the mains supply, as well as the connections between Tanks 1 and 2, and Tanks 2 and 3, were introduced into the thermosyphon loop above the heat exchanger in the experimental setup. This configuration was not modelled in the TRNSYS simulation, which assumed the mains supply and the water exiting the top of the downstream tanks immediately entered the bottom of the upstream tanks. As a result, the model did not account for any heat transfer that would have taken place across the heat exchanger during draws. This heat transfer was reduced experimentally by diverting the charge flow around the heat exchangers;however, the charge fluid trapped inside the heat exchanger was observed to fall in temperature during the draw, implying some preheating of the water entering the bottom of the tanks. Despite these modelling limitations, the charging and discharging trends were still well represented by the TRNSYS model. Comparing the experimental results for Tests 1 and 4, it was observed that the volume of water being drawn each hour had a significant impact on the amount of mixing that occurred. For Test 4,recurring draws at large volumes of 135 L resulted in significantly lower tank temperatures and more mixing compared to Test 1.Additionally, neither test was able to maintain a constant delivery temperature for the duration of the test, as shown by the significant drop in temperature at the top of Tank 1 during each subsequent draw. 3.2. Parallel charge and parallel discharge Charging and discharging the multi-tank system in parallel was also examined. For this study, the parallel charge configuration used a branched arrangement to divide the flow evenly in place of using valves to set the flow rate entering each heat exchanger. The experimental and simulation results for Test 5 are shown in Figs. 9 and 10, and demonstrate that the third tank charged at a slightly slower rate than the first two tanks as a result of the unequal flow distribution. As a result, this charging arrangement may lead to significant losses in performance over time. Comparing Tests 2 and 5, similar temperature profiles in the three tanks were observed, and demonstrated that the three tanks charged nearly simultaneously. One difference between the tests was in the magnitude of temperature drops associated with each draw as expected (i.e., lower temperatures were present in Test 5 as larger volumes of water were drawn). In both cases, however,a high degree of stratification was maintained and, as shown in Figs. 9 and 10, there was strong agreement between the experimental and simulation results. The simulation results predicted that all three tanks would charge at an identical rate, but as discussed,this was not achieved in practice. When comparing tank temperatures between the series charge and series discharge configuration (Test 4) and the parallel charge and parallel discharge configuration (Test 5), it was observed that the first tank in the series configuration (which was the source of delivery water) reached higher temperatures than those achieved in the tanks in the parallel
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charge configuration.This was a result of more heat transfer occurring across the first heat exchanger before sequentially charging the remaining two downstream tanks in the series configuration. The branched arrangement in the parallel configuration charged all three tanks simultaneously, but had the drawback of a lower charge flow rate passing through each heat exchanger (roughly equal to one third the value coming from the heaters). This resulted in approximately equal charges across all three tanks, but lower overall tank temperatures. Finally, the parallel charge configuration resulted in higher thermosyphon flow rates and effectiveness values, due to the larger temperature difference across the heat exchanger on the charge side. From these results, it may be more practical to charge in a series configuration as there is no concern for flow imbalances, however, discharging in series would not be practical as the system was unable to maintain those high temperatures in Tank 1 once draws have commenced. Further, the series charge arrangement also has the benefit of directing energy to lower temperature downstream tanks during periods of falling collector temperatures [8]. This will be further discussed in Section 3.4. 3.3. Series charge and parallel discharge Combining the advantages of charging the system in series and discharging in parallel, a series charge and parallel discharge configuration was investigated in Tests 3 and 6. The experimental results for Test 6 (corresponding to 135 L draws) are shown in Fig. 11, while the TRNSYS simulation results are shown in Fig. 12. Both sets of results correspond well during the charge and draw periods.Similar to the previous results for Tests. Similar to the previous results for Tests 1 and 4, charging in series demonstrated sequential stratification across the three tanks, while discharging in parallel maintained a high degree of stratification within each tank (as demonstrated by Tests 2 and5). The system achieved the same high temperatures in Tank 1 due to charging in series, and did not experience the high degree of mixing at the bottom of Tanks 1 and 2 as observed in the series discharge configuration. One drawback for this arrangement,when compared to the parallel charge and parallel discharge configuration,was lower delivery temperatures during draws. As equal volumes of water were drawn from each tank in the parallel discharge configuration, mixing of hot water from Tank 1 occurred with cool water from Tanks 2 and 3. This was caused by the sequential stratification achieved in the series charge configuration. 3.4Series charge and parallel discharge with variable input power charging As previously mentioned in Section 3.2, the series charging arrangement has the benefit of carrying over energy to downstream tanks during periods of falling collector temperatures(e.g., during afternoon periods). This effect occurs due to the fact that the NCHEs act as thermal diodes only transferring energy to lower temperature storages. In the series charge configuration,if the charge temperature drops below the average mixing or falling charge temperatures. To investigate this feature,a simulation was performed which examined the thermal behaviour of the tanks to variable charge conditions that simulated two consecutive sunny days. The results of this simulation are shown in Fig. 13 for a 48 h period, consisting of a series charge combined with parallel draws.

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Fig. 9. Experimental results for Test 5, parallel parallel with
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Fig. 10. Simulation results for Test 5, charge and parallel discharge

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charge and parallel discharge with135 L draws. A charge profile similar to that used in the previous study [8,9] was considered, and consisted of a sinusoidal function to represent the daily power input to the system. The profile assumed that the largest power input (6 kW) occurred after 5 h of charging (halfway through a 10 h daily charge cycle). The hot water draws were conducted according to the specifications of the Canadian Standard Association, CSA-F379.1, Standard for Solar Domestic Hot Water Systems [14], and were scaled to 900 L per day. The results of the simulation demonstrated the same benefits as the series charge and parallel discharge configuration with constant temperature charging and constant volume hourly draws, but also showed the carry-over effect of charging in series. At hour 5(corresponding to the period of peak power input), charging of Tank 1 diminished as the collector temperature began to fall. Some mixing occurred at the top of Tank 1 as a result of cooler water being deposited at the top of the tank, but charging was rapidly redirected to the downstream tanks, and continued until the tank cycle ended (after 10 h). 4. Conclusions This paper presents experimental and simulation results for various charge and discharge configurations of a multi-tank thermal storage system. Results indicate that the TRNSYS model was found to be in good agreement with the experimental results for constant temperature charge and constant volume discharge cases,where the discrepancies between data were found mainly in the regions of high temperature gradients (within the storage tanks) as a result of the discussed modelling limitations. In addition, the relative advantages and disadvantages of the various charge and discharge configurations were discussed. For the cases studied, discharging in the series configuration was found to cause significant mixing of the hot and cold regions of the tanks, while discharging in parallel maintained a higher degree of stratification. For the case of charging in parallel, achieving a balanced charge across the heat exchangers was a challenge, and as a result, unequal charging of the tanks was observed. Charging in the series configuration was found to be the most effective option, however, when combined with parallel draws, led to the mixing of unequal delivery temperatures from all three tanks. Preliminary simulations were also conducted for variable input power charging with Canadian Standard Association draw profiles to illustrate the thermal behaviour of the tanks in a more realistic condition. Future work will further explore the performance of these storage system configurations under variable charge and load conditions representative of annual operation in a typical application.

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Fig. 11. Experimental results for Test 6, series charge and parallel discharge with 135 L draws.

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Fig. 12. Simulation results for Test 6, series charge and parallel discharge with 135 L draws. Acknowledgements The authors would like to acknowledge the support of the Natural Sciences and Engineering Research Council of Canada (NSERC)and the NSERC Smart Net-zero Energy Buildings strategic Research Network (SNEBRN).

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安徽工程大学毕业设计(论文)

对于多罐储能充放电策略 摘要
本文介绍了多罐储热的实验研究结果,本研究的目的是调查热力学对水箱分层系 统进行恒温充电和恒体积充电每小时的图像变化。 实验装置由充电回路模拟太阳能集 热器的侧臂,270 升热水罐和自然对流换热换热器组成。测试超过 8 小时的周期为三 个不同的管道配置和两个小时图像变化。模拟在瞬态仿真环境中进行,结果表明瞬态 模型系统与实验结果相近。在数据之间的差异主要是在高温度梯度的环境下的储罐。 绘制曲线来说明非理想的工作条件下对储罐的热力。 关键词:太阳能热 太阳能 热能储存 多罐系统 1 介绍 水是低温到中等温度的液体,可以很好的存储介质。水有很高的容积热容量,低 成本和广泛的可用性。这些水通过耦合多个储罐在不同的配置,以满足多单元住宅或 商业用水需求的应用。 对测试的相关性能的一个重要方面是热分层。热分层是在一个 TES 体系里由热 水和冷水成为温度梯度来分离的。 由于浮力在充电和放电操作产生炎热和寒冷的地区 (例如,作为温度水增加,密度减小,导致热水产生的 TES 在冷水箱的底部)高量 的分层 TES 也是最热门的系统。水保持在顶部分布的热负荷的储罐里,而较冷的水 在太阳能加热集热器里。 DIN? 尔和罗森得出分层储罐的体积和配置储罐的大小及位置和入口和出口的 设计,及进入和退出流体的流速和持续时间,储罐的充电和放电周期。他们还表示, 有四个主要因素分层,包括:周围环境的热损失,热存储流体的热和冷的地区之间的 传导,传导沿罐壁充电和放电时期,量化和提高热方法。 以前的研究在开普敦大学进行的。串联和并联配置研究是以前的工作的延续, 本文提出了实验和仿真结果, 对配置进行了比较, 根据观察到的水平分层和温度分层, 然后对每个罐进行分析。

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Fig. 1. Schematic of the multi-tank storage plumbed in the series charge and series discharge configuration. 2 材料和方法 本试验研究使用的方法包括系统和组件的仿真,通过实验分析支持。本研究的实 验装置是在开普敦大学开发的,三罐主要由储热系统组成。应用大于型住宅和小型商 业饮用水加热。该储罐如果可以实行商业生产,该设备包括 270 升的热水储存罐,并 配备了侧臂,自然对流换热器。测试人员对系统研究表明:为了使得储罐可以在充电 或放电中设置一个串联或并联配置。 此外该系统为了使电源进入非特异性环以上的换 热器;扭转方向通过热交换器作为一种抗污染措施。 通过两个 3 千瓦的电力使用使太阳能的输入模拟保持恒温充电。

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Fig. 2. Schematic of the multi-tank storage plumbed in the parallel charge and parallel discharge configuration.

虽然以前的工作已进行了多槽系统测试,同时考虑充电和放电的系统。本研究的 目的是调查储罐中温度分布和水平分层结果,绘制恒温恒体积图表。此外也进行了模 拟研究,可变的输入充放电稍后将讨论。

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Fig. 3. Multi-tank apparatus at Queen’s University.

Fig. 4. Solar input simulator at Queen’s University.

六个实验者进行实验测试,储罐的热分层在充电序列。进行管道配置每个储罐进 行恒定的体积绘制。配置的研究结果:系列电荷和系列放电;并联充电和放电的电荷 和系列相近;并联放电。 每个测试结果不同。对于每个测试,所有储罐最初的温度混合均匀,并间接带电 以通过恒定的充电回路的 3 升/分钟的流速和设定点温度 55?C?8 小时。流体包括 50%丙二醇和 50%的水。该装置的放电是通过一个计算机控制的电磁阀产生的。在开 始的每一个小时,平均打开和关闭装置使其达到目标量。当阀门打开时水从储罐顶部
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排出,而自来水进入底部。此外进行拉伸量测定,放置在靠近主入口的流量系统。平 均在 11.4 升/分钟的流速进行。最后进行充电,打断了换热器电荷流体流动。这是为 了限制预热的水温,因为它流经储罐的底部。 这项研究是在动态仿真软件下进行计算机模拟的仿真环境,被用来研究各种操 作的多罐系统的性能,测试条件。一个示意图代表动态仿真软件 模拟结果与实验测 试结果进行了比较。为了验证模型的准确性在下一节进行进一步的讨论。 3 结果与讨论 试验是在恒定的体积下进行。 研究者在测试期间观察罐内温度分布和水平分层。 在 60 升和 135 升的基础上得出大致的选择。 一个单一的 270 L 罐容积的 25%和 50%。 实验仿真结果将要进行讨论。

Fig. 5. Schematic of the TRNSYS model for the parallel charge and parallel discharge configuration.

3.1 充电和放电序列 储罐的编号为 1–3 的方向在储罐系列中配置充电,储罐 2 和 3 被认为是沿着储 罐 1 的电荷方向进行串联放电。水在相反的方向流动为充电状态。 实验和模拟对温度分布进行了比较,此外实验和模拟结果为第二个热电偶和节 点。每一行对应于一组温度。观察十个相等间隔的热电偶并记录数据或是在动态仿真 软件模型的 33 个节点作为实验数据,由于热电偶的不确定性使测量为 1± C,而流 量率有±0.28 升/分钟的不确性和吸引量 0.31 的不确定性的±L。 比较图 6 和 7 的实验和模拟结果有很好的对应, 都显示出储罐的充电和放电序列。 温度曲线表明,在开始的时刻充电,顶部热电偶温度迅速上升,冷水从储罐底部进入 热虹吸循环并沉积在储罐的下面。随着充电继续,剩下的热电偶开始出现在温度升高 的温度层(即,温跃层)向下移动。再放电 4 小时,储罐顶部的热电偶下降,热水从 顶部提取。 对于测试 1 和 4(相应于系列电荷和系列放电的配置与 60 升和 135) ,得出在系 列充电导致储罐顺序分层(即,储罐 1 被命名第一,其次是储罐 2,最后是储罐 3) 。 结果储罐 1 收到最大充电回路的能量,并随后存在水温最高的储罐里。储罐 1 也是热 水源并放电。在该系列里 1 和 2 的底部搅拌罐存在很大的差异。这是由于热水从储罐 的底部流到储罐的顶部。

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Fig. 6. Experimental results for Test 4,

Fig. 7.

Simulation results for Test 4, charge and series discharge with 135 L

series charge and series discharge with 135 L draws.

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Fig. 8. Comparison between every second thermocouple and node for Test 4, series charge and series discharge with 135 L draws.

在图 8 直接比较结果得出实验和模拟结果之间的差异主要是在高温工作台作为 节点移动更接近水箱底部的地区发生。 实验和模拟结果之间的差异主要因为热能量模 型的局限性主要在动态仿真软件的存储元件。 此组件的限制的节点的数目可以用来代 表整个模拟系统 100 个节点。每个阶段分为 33 节点的进行分析。在类似的研究中牛 顿模拟储罐最为著名,其中冷水从池底撤回并由外部换热器充电,水沉积在顶部。实 验结果对 15 个节点和 50 节点模型进行比较使用 60 型构件模型。在这两种情况下一 个类似的差异实验和模拟之间的温度很明显在充电。从这项工作中,得出的结论是在
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预测水箱的温度增加较少的节点误差使用,因为储罐模型假设,更多的混合发生的节 点数减少。 另一个差异可以在模拟结果中看到。 开始在储罐 1 和 2 罐底温度后得出的。 首先, 作为一个动态仿真软件 模型生产过剩量在罐的顶部的混合,温度由储罐 1、2 的底部 从下到上观察。 其次电源以及连接的 1 和 2 储罐及 2 和 3 储罐, 分别引入在上述实验的热交换器 的热虹吸循环安装程序。这个配置不模拟动态仿真软件仿真,它承担了电源和水退出 储罐由下游的顶部立即进入底部上游的储罐。该模型没有考虑到热换热器的影响。这 种换热器热传递减少是通过转移电荷流动;产生的。然而电荷流体在换热器内被观察 到温度的下降,意味着一些预热的水进入储罐的底部。尽管这些模型的局限性,但动 态仿真软件模型在充电和放电的系统中仍有广泛的应用。 比较试验 1 和 4 的实验结果, 观察到画出来图像显示每小时的水的量有显着的变 化。测试 4 储罐水显著低于测试 1 储罐水的量。此外测试结果是能够保持一个恒定测 试期间的温度。 3.2 并联充电、并联放电 实验研究了充电和放电多罐并行系统。 在这项研究中并联充电配置用一支分流量 均匀的阀门设定流量进入各换热器。测试 5 的实验和仿真结果表明无显示结果。测试 9 和 10 表明储罐 3 速度比前两个储罐速度稍慢作为结果的不平等流量分配。这种充 电装置可能会导致储罐的性能随着时间推移严重受损。 水箱的温度之间的序列比较:充电和放电配置系列(测试 4)和并行充电、并联 放电结构(试验 5) ,这是观察到在串联配置第一个储罐(其中是输送水源)达到更 高的温度比储罐实现并联充电配置。 这是由于更多的热传递发生在顺序充电后剩余的 第一热交换器再串联配置两个下游的储罐。三个储罐结构平行排列,却有一个缺点电 荷流量通过每个热交换器。这导致了在大致相等的费用购买三个储罐,但降低整体水 箱的温度。最后并联充电配置导致较高的热虹吸流量有效值,由于较大的温度差在热 交换器上的电荷侧。 从这些结果中得出它可能是负责在一系列配置更多的实现但是没 有关注流量失衡, ,放电在一系列不实用的系统无法维持这些高温储罐。此外该系列 还具有充电装置引导能量较低的温度下的储罐,使储罐 8 温度下降。这将在第 3.4 节 中进一步讨论。 3.3 串联充电、并联放电 结合充电系统系列的优点,放电并联,串联充电、并联放电配置在 3 和 6 的试验 研究。实验结果如测试 6(对应 135 L 平)所示在动态仿真软件模拟结果显示。这两 组的结果对应充电时期。类似于 1 和 4 的试验结果,充电在该系列显示顺序分层,每 个槽分层保持平行高度 该系统在储罐 1 温度高于 2 系列中的放电结构。相比于并联充电、并联放电结 构,较低的温度再绘制图像。作为等体积的水在从每罐平行抽出放电,混合热水从水 箱 1 进入由储罐 2 和 3 冷却、使串联充电达到顺序分层配置。 3.4 电荷和可变的输入功率并联放电充电 在 3.2 节中提到,串联充电,液体从上向下流动时储罐温度下降。这是由于液体 的能量传递导致低温储存。在串联充电配置中如果充电温度低于平均温度则储罐 1 温度及能量被转移到一个温度较低的储罐储存。在这种方式中,能量是被动传递到储 存罐, 高水箱的温度下降。 探讨这一特征, 该储罐进行了热模拟在可变电荷的条件下, 模拟的行为两个连续的周期。这个模拟的结果如图所示的 48 小时内,由一系列电荷 结合并行绘制。
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Fig. 9.

Experimental results for Test 5, parallel

Fig. 10. Simulation results for Test 5, parallel charge and parallel discharge with

charge and parallel discharge with135 L draws.
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电荷分布与之前的研究结果相似。由一个正弦函数来表示该系统输入能力。假设 最大输入功率为 6 千瓦,周期为五个小时。据加拿大标准规格协会规定,国内的太阳 能热水标准系统扩展到 900 升每一天。 模拟的结果表明串联充电、并联放电配置和高温充电相同然后恒体积绘制图像, 显示充电系列效果。对应输入的峰值功率的周期为 5 小时,集热器充电时温度开始下 降,储罐 1 温度减少。热水和冷水混合发生在罐顶部是因为冷却水沉积在罐顶,但随 着充电继续混合区迅速向储罐下游移动,并一直持续到充电周期结束(10 小时后) 。 4 结论 本文介绍了实验和仿真结果不同的充电和放电的配置的多箱热存储系统。 结果表 明仿真模型与实验结果在恒定的温度和体积恒定的电荷放电的情况下结果相似, 在数 据之间的差异主要是在储罐高度梯度地区,由于模型的局限性。此外本实验对电荷放 电结构优点和缺点进行了讨论。放电在串联结构中储罐有显著地的热区和冷区的混 合,而放电在平行保持更高程度的分层。以并联充电为例,换热器达到电荷均匀是很 困难的,储罐充电不均衡。充电系列中的配置是最有效的选择,但是当结合并进行绘 制图像时发现导致三个储罐部均衡的输送温度。 也进行了初步的模拟可变的输入功率 与加拿大标准充电说明绘制的图像更容易实现。 今后的工作将进一步探究这些存储系 统配置的性能在可变电荷和年负荷条件下的应用操作。

Fig. 11. Experimental results for Test 6, series charge and parallel discharge with

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135 L draws.

Fig. 12. Simulation results for Test 6, series charge and parallel discharge with 135 L draws.

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