第一章塔設備設 設計標 塔設備簡 脫硫噴淋塔簡 吸收原 使用軟件列 詳細計算過 煙氣進口設 氣體均布 噴淋 除霧 煙氣出 筒體、封 塔體強度校 塔設備計算數 參考文獻 第二章反應器設 概 氧化動力 反應器結構比 設計特 反應器設計數 設計計 反應器規格計 出口設 管口設 封頭選 噴射 氧化罐強度校 氧化罐計算數 參考文獻 第三章換熱器的設計及選 設計概 設計依 換熱器分 換熱器的選 選型原 工藝條件選 設計示 換熱器的校 第四章泵的選 選型依 選型原 選型示 泵選型一覽 第五章其他設備選 MVR蒸發設備選 概 MVR蒸發設備選 概 儲罐的選 選型依 液氨方式簡 液氨儲罐選 第一章設備設小。這將生產中的動力消耗，以降低經常操作費用。。內容日期及標準《化工設備設計全書——塔設備2003-《壓力容器設計-數據速查2012-《壓力容器GB150-《鋼制化工容器設計基礎規HG20580-《鋼制化工容器材料選用規HG20581-《鋼制化工容器強度計算規HG20582-《鋼制化工容器結構設計規HG20583-《鋼制化工容器制造技術規HG20584-《塔式容器NB/T47041-《壓力容器封頭GB/T25198-《鋼制管法蘭、墊片和緊固HG/T20592～20635-《補強圈JB/T4736-《壓力容器用鋼GB/T709-《鋼制容器無損檢測JB4730-脫硫噴淋塔簡SO2的排放會給人類帶來嚴重的環境問題和生態問題，對巨大。二氧化硫會損害健康，其與大氣中的煙塵有協同作用，可使呼吸道疾病增高，并導致慢患者的病情。排放到大氣中后會形成酸霧或硫酸鹽氣溶塔四種填料塔循環泵能耗較低但格柵易被堵塞需定時費用較高。圖1-1：噴淋塔結構示置在塔頂部，一般布置有除霧器；SO22～6個液滴接觸，發生SO2吸收反應。脫硫處理后的煙氣繼續向上流經除霧器，分離吸收原模型的應用最廣，雙模理論模型如圖1-2所示。圖中pA表示SO2在氣相主體中的分壓，pAi表示在界面上的分壓，CA及CAi則分別表示SO2組分相主體圖圖1-2：對于易溶氣體組分，溶質在吸收劑中的溶解度最大，m值很小時，組分在液傳質速率方程和吸收系相平衡方吸收傳質速率方NA=ky(y-=kx（xi-=Ky(y-=Kx(xe-NA=kG(p-=kL(ci-=KG(p-=KL(ce-吸收或解吸的總系Ky=kySO2的mxkx2O2的過程。m，傳質阻力都不可忽略。這時組分的傳質速率受氣、液膜傳質過程所控制吸收SO2、等過程。，，填料塔循環泵能耗較低但格柵易被堵塞需定時費用較高鼓泡塔煙氣從吸收塔中部進入在吸收塔漿池最高液位上部和(吸收區)4550溫度離開吸收塔。下面主要介紹本工藝過程主要設備噴淋脫硫塔的設計過程。，名用來流體力學模ANSYS公AspenPlus分離性能設塔體強度結構設化工設備設計技術中心脫硫塔平面布置圖繪Autodesk公設計過程主要設計參項 內吸收塔型設計壓力0.15設計溫度100操作溫60設備直徑6計算高度27流向（逆流/順流噴嘴型主要材內噴淋層4噴淋介每層噴嘴液氣比1.3除霧器位除霧器級2漿池高漿池容處理氣300000尺寸4×1.7傾氣速15空塔氣3.6腐蝕裕2噴淋塔內徑設吸收塔直徑D3~4.5m/s[1]。本設計方案取煙氣流速為u=3.5m/s。吸收塔直徑計算公式如下：VAu 4式中，V為煙氣工況積流量m3/s；u為煙氣流速m/s；D為吸收塔直徑mA為煙氣流通斷面面積m3/s60PVmV'V0T'300000(273.1560)365897.86m3/T 365897.86m3/ V 101.638m3/

D

6.0m噴淋塔塔高設5~15m2.5~5s[1][2]。為保證脫硫效率，設計脫硫層高度為H1=13m左右。則吸收區停留時間為：huthu

3.6m/

2~64層噴淋。其中為達到脫硫效煙氣分布，提高脫硫效率的效果。煙道到第一噴淋層的距離為h1=3.7m。第二層與第一層噴淋層間距設為h2=2.5m，其中間加裝分布錐以使通過第一層噴淋距為h4=4.3m。都在進行吸收反應，因而實際吸收區高度比h高，吸收效果比預計更優。除霧器是脫硫系統中的關鍵設備,其性能直接影響到濕法洗滌煙氣脫硫系1-3所示。圖1-3：脫硫除霧器系參考設計經驗標準[3]本設計采用兩層除霧除霧器段距最后一層噴淋H2=1.2+1.5+3.0=5.71VLV1漿液池容量計算表達式 1~3L/m31.15L/m3。VN——煙氣標準狀態下濕態體積流量，m3/st1——漿液停留時間，5~15min，取t1=12min720sVN

300000m3/3600s/

83.33m3/sVLVt1.1583.3372068997.24L 選取漿液池內徑與吸收區內徑相同，內徑D2=6mD 24h2D2

468.99724

取漿液池高度為H3=2.5m0.8~2m[4]，本設計取漿液池上液面到煙氣進口中心線高度H4=1.8m。但寬度不宜過大否則影響穩定性一般出寬度與直徑之比在0.6~0.9之間，煙氣流速一般為12~18m/s[5]，選定氣速為u=15m/s。面積有關計VVAuALV300000333.15m/s101.64m/273.15Au

101.64m26.776m20.67。L入=6.0×0.67=4.0入h=A6.776m入則進口高度為

高度為1.7mL出=3mh出=3m。所以取錐形頂高度為：H5=4mH=H1+H2+H3+H4+H5=13+5.7+2.5+1.8+4=27圖1-4：噴淋空煙氣進口設（1(2)煙氣在剛剛進入塔后在對側有沖壁現象，這種沖壁現象容易導致針對以上問題，本小組成員通過模擬選定合適的角度如下圖1-5：水平進氣y=01-6：15°進氣y=0旋渦，其旋渦的大小隨角度的增大而增大;在一定的角度范圍內，右側煙氣垂直上升區域的到大小隨入射角度增大而增大，這是由于煙氣角度增大，口角差別不大，而20°角度的壓降升幅更明顯，壓降的增加導致風機負荷發現15°時的氣體撞擊的是塔底的液體，從而降低了對塔壁的損壞。管形的不同對塔內煙氣分布及壓降也有較大影響，本小組針對此問題，選用等面積圓形截面與長寬比較大的長方形截面進行模擬，結果如下：1-7圓形圖1-8：長方形煙氣壓力分布圖1-7為圓形煙氣壓力分布圖，圖1-8為等面積的長方形煙氣壓力分布圖從以上兩圖可以看出選用截面為長方形的塔內壓力分布較均勻，，綜上所述角度調整有利于減少沖壁現象，減小對設備的損害，且隨煙更有利于壓力分布均勻，綜合考慮各種情況，選取角度15°的方形入，氣體1-9不加均速板的y=01-10:30%的y=01-11:52.8%的y=050%5.855.85噴淋噴淋層是噴淋空塔達到脫硫效果的重要塔件，在噴淋空塔中,煙氣通常由,SO2的表面由噴嘴產生的液滴提供。噴淋層在不同的高度穿過吸收塔的側壁,置足夠數量的噴嘴各噴嘴的噴淋面相互,完吸要求增減,以適應機組負荷和原煙氣含硫量的變化,維持要求的脫硫效率。圖1-12：脫硫塔裝配圖某一噴淋層簡最重要的設計參數是層數和層間的垂直距離和噴嘴位置。這些參數涉及吸收塔的總高度,因而也是影響設備費用的重要因素。典型的噴淋空塔設計3～5個噴淋層。第一層必須布置在離煙氣進口煙道上方足夠遠的位置,使得噴淋漿液能夠接觸進入的煙氣,且不會有過多漿噴入進口煙道,一般噴淋層之間需要30°左右較為合適[5]。噴淋塔內的脫硫效率主要取決于液滴的數量和大小以及塔內煙氣速度。液滴數量和大小又取決于漿液總流量和噴嘴特性。較小的液滴會產生較高的每單位體積循環漿液的洗滌效率,噴淋塔內3～4m/s的典型氣速下,小于500μm的液滴會被煙氣攜帶上行,,,噴嘴必須足夠大以使得漿液中的顆粒雜質能夠通得過。噴嘴布置還必須足夠靠近,這樣的噴淋面才能消除“”,否則煙氣會通過,不與液滴接70kPa～100kPa,10～20L/s。噴嘴典型間隔為1.0m2～1.5m2。除霧除霧器是脫硫系統中的關鍵設備,其性能直接影響到濕法洗滌煙氣脫硫系除霧器故障不僅會造成脫硫系統的停運,,科圖1-13：除霧器工作原當帶有液滴的煙氣進入除霧器通道時,由于流線的偏折,在慣性力的作用下實現氣液分離,部分液滴撞擊在除霧器葉片上集下來。除霧器本體由除霧器中的液滴及少量的粉塵,減少煙氣帶水，同時有利于控制氨法脫硫中氣溶膠的類，按幾何形狀可分為折線型如下圖a、b和流線型如下圖c、d。圖1-14：幾種不同形式的除霧器葉以上各類結構的除霧器葉片各有優缺點。a型葉片結構簡單，加工制作方便，易沖洗，適用于各種材質；b、c型葉片臨界流速較高，易,目前在大型脫硫設備中使用較多；d型葉片除霧效率高,但，使用場合受限制。本設計中選用c型葉片。除霧器沖洗系統主要由沖洗噴嘴、沖洗泵、管路、閥門、壓力儀表及電氣控制部分組成。其作用是定期沖洗由除霧器葉片捕集的液滴、粉塵,保持葉片表面清潔，防止葉片結垢和堵塞，維持系統正常運行。除霧器沖洗水量。有些條件下需采用大水量短時間沖洗，有時則采用小水量長時間沖洗，為了防煙氣出以上流體力學模擬數據及文獻相關[5],本次設計選擇出口煙氣管道與進口煙筒體、封徑均為6000mm。三段筒體區別為筒體壁厚及高度不同，其中高度方面主要考慮4500mm，內徑及壁厚為Φ6000×16mm；從下至13000mm，內徑及壁厚為Φ6000×14mm；從下至上第三5500mm；內徑及壁厚為Φ6000×12mm。經過校核該設計滿塔設S62011，對塔的強度進行常規設計。基本參數包括設計壓力設計溫度設備直徑計算長度及風壓等級等輸入如圖所示：塔設備計算說明1-1項設計壓設計溫設備直備輸入數由SW-20111-2核算內 核算結 備風載荷計1--載荷計1-1-3項計算結果備設備第1段筒體壁設備第2段筒體壁設備第3段筒體壁下封頭壁上封頭壁地腳螺栓個數及281-4計算單位計算條件塔型容器分段數（不包括裙座3壓力試驗類型上封頭下封頭22長度號123度(臥120220320表1-5風載荷、載荷核1－1(下頭操作質量m0m01m02m03m04m05最小質量m0m010.2m02m03m04ma壓力試驗時質風彎矩MIIPl/2 (l /2) (l /2) nMca(I)MII(2/T)2Ym(hh)(h T knMca(II)MII(2/T)2 m(hh)(h T kk順風向彎矩MII順風向彎矩MII max(MII,(MII)2(MII)2 n地震彎矩MIIFhh)注:計及高振型時,此項按B.24計 k00000偏心彎矩Meme00000最大彎矩 max(MIIM,MII0.25MIIM 需橫風向計算時 max(MIIM,MII0.25MIIM nn垂直地震力Fmh mh(i1,2,..,n iikk00000應力計算(mIIgFII)/D i4MII/ i(mIIgFII)/D i31PTDi/mIIg/D i4(0.3MIIM)/ iBA1123(內壓23(外壓6許用值A223(內壓123(外壓許用值4A3121許用值A42許用值0(pT9.81Hw)(Diei)/許用值校核結果合格1:iji和j的意義如下i=1操作工 j=1設計壓力或試驗壓力下引起的軸向應力（拉i=2檢修工 j=2重力及垂直地震力引起的軸向應力（壓i=3液壓試驗工 j=3彎矩引起的軸向應力（拉或壓[]t設計溫度下材料許用應力B設計溫度下軸向穩定的應力許用值2:A1:軸向最大組合拉應 A2:軸向最大組合壓應A3:液壓試驗時軸向最大組合拉應 A4:液壓試驗時軸向最大組合壓應:試驗壓力引起的周向應力3:單位如下 1-6第1GB150.3-內徑Q235- 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =et第2GB150.3-內徑Q235- 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =et第3GB150.3-內徑Q235- 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =et1-7GB150.3-a2aaaQ235-PT1.25Pc[]0.3986pc c =ce=n=平蓋厚度計K=p= []t =e=n-C1-C2=n=1-8GB150.3-2Q235-PT1.25Pc[]0.3986pcc =ce=n=平蓋厚度計K=p= []t =e=n-C1-C2=n=1-9地腳螺栓及地腳螺栓座地腳螺栓材料名稱地腳螺栓材料許用應力地腳螺栓個數地腳螺栓公稱直徑全部筋板塊數0相鄰筋板最大外側間距0筋板內側間距筋板厚度筋板寬度蓋板類型蓋板上地腳螺栓孔直徑蓋板厚度蓋板寬度0墊板有墊板上地腳螺栓孔直徑墊板厚度墊板寬度基礎環板外徑基礎環板內徑基礎環板名義厚度計算結果地腳螺栓及地腳螺栓座基礎環板抗彎斷面模 (D4D4 (D2D2基礎環板面積Ab 4基礎環板計算力矩max(MxCxbmaxb,MC l y基礎環板需要厚度基礎環板厚度厚度校核結果合混凝土地基上最大壓應力 M00/Z(mgF00)/ b 0.3M00M)/Zmg/ 地腳螺栓受風載時最大拉應力M00Mm min 地腳螺栓受地震載荷時最大拉應力M000.25M00MmgF 0 地腳螺栓需要的螺紋小徑d 4BAb 0地腳螺栓實際的螺紋小徑地腳螺栓校核結果筋板壓應力 nl1G筋板許用應力筋板校核結果3Fl蓋板最大應力 1 4(l'd)2(l'd) 蓋板許用應力蓋板校核結果合序位設備名設備類主要材數尺112131[1]，，李軍.煙氣脫硫噴淋塔本體設計與分析[J].熱力發電[2].濕法煙氣脫硫噴霧吸收塔設計概要[J].設計與粉體工程，杜謙，高建民等.工業鍋爐小型濕法煙氣脫硫噴淋塔傾角優，鄧永強，噴淋塔中噴嘴流體特性及脫硫特性試驗研究[D].：學第二章應器設的處理方法進行處理，處理后的廢水、廢氣可以達到規定的排放指面對其設備進行了結構選型，并對反應器的制造工藝進行了詳細的說明，究人員對亞硫酸的氧化過程進行了研究。和肖文德[1]利用鼓泡反應裝置pH5-7pH增大。李偉和周靜紅[]從已有研究結果可以看出，亞硫酸銨在氧化過程中具有以下特點40℃-pH，pH慢，考慮到腐燭性等因素，pH5-7流量約為200L/h-300L/h；關，亞硫酸銨濃度高于某一臨界值，反應對亞硫酸銨、氧是零級、1級和；2理論分 (NH4)2SO3+1/2O2→(NH4)2SO4反應式(3)和(4)R=[O]2DoK[Cat.]p[SO2-]m[O]n-1

22Do,m2/s;2p—反應對催化劑級數m,n—分別為反應對液體、氣體反應物的級數塔內氧化與塔外氧化差SO2的主要成分是塔外氧化優勢列銨的混合品，無論制作固體產品還是液體產品均業主對硫酸銨產品的2.5:1，即便這樣也無法達到較高的脫硫效率。而塔外氧化SO21.0～1.5:11.3:1。PHPH5.5～6.5第一SO2的循環吸收，提高系統的脫硫效率，第二20%左右，從根本上杜絕了塔內結晶的形成，避免了反應器結構比2-1分反應器特型 適用的反 優缺管 釜氣-固(催化或非催化) 少，催化劑不易磨損；傳熱控溫設計特則，在到具體問題時，要考慮到下列的設計要點：2-2應器數據一覽名噴射器氧化設計溫度設計壓力外形尺主氧化槽副氧化槽封頭類噴射器型LJX300-II物料管尺物料出口管尺煙氣出口管尺反應器規格計3h，V8.286m3/h，R反應體積（V）=停留時間×體積流率=3×8.26=24.858(m3)實際體積（V）=反應體積/裝料系數=24.858/0.6=41.43(m3)由此可得主反應器體積為：41.43×2=82.86（m）R化槽規格為Φ4400*5500mm。2h，V8.286m3/h，與主氧化槽類似，設計副氧化槽規格為Φ4000*5000mm。出口設V入=V出厚為加厚5mm的不銹管口設物料管道設置在反應器上方，為噴射器，根據噴射器的流量參數，可確定管徑為DN65；設備，根據噴射器的流量參數，可選定出口管徑為DN100；300m3/h,假設10m/s==

√

130mm,DN150封頭選本設計上封頭選用封頭，雖然就強度方面而言，錐形封頭比凸形封頭噴射器簡SO2形成亞硫酸目前多數廠家采用塔內氧化的技術，這種氧化方造成煙氣中夾帶大量圖2-1：噴射器結構其工作原理為，當具有一定壓力的工作流體經噴嘴AB更加充分。生成的產物由擴散室D噴射器選2-3噴射器型號一覽型背水進出水口根據設計過程模擬出的物料流量及進出水口徑的情況，本項目小組選擇LJX300-II氧化罐計算數SW6-2011，對氧化罐的強度進行常規設計基本參數包括設計壓溫度備直計算長度等輸入如圖所示2-4輸入數據項設計壓設計溫設備直計算長備輸入數見表2-由SW6-20112-5核算結果項 計算結果 備氧化罐筒體壁7見表2-下封頭壁見表2-上封頭壁7見表2-2-6輸入數內內徑7s27221 量備注2-7筒體內壓校Chem-GB150.3-內徑15 (板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =et2-8上封頭內壓校Chem-GB150.3-15 c= r=2[]t0.5P= KK= r=[]t0.5P= f12r(1cos f =r=r=Q2=Q2=2Disr2DisrPT=1.25Pc[]=T0.90s=T=T計算結果△△<α,Q1pDf N kQSDiStg(1) sAeS0.55(nC)DiS C)DiS 度度2-9下封頭內壓校GB150.3-115PT1.25Pc[]0.3750厚度計K=p= []t =e=n-C1-C2=n=[1]李偉.周靜紅.肖文德.高濃度亞硫酸銨氧化反應過程研艽[J].報[J].2001，27(3[2],肖文德.高濃度硫酸鉸溶液中亞硫酸銨的氧化[J].化工[3]魏月琴,肖文德.低濃度亞硫酸銨氧化動力學的研究.化學世界[4]．換熱器技術[J].世界.2010，26(8):14－[5]張曉玲,.噴射反應器的應用研究現狀[J].化工時2010,24(6):58-第三章熱器的設計及選是工藝過程中必不可少的設備，廣泛應用于化工、等行業中。裝、檢修、要方便；70oC50~70℃。而殼程流體壓力大于0.6MPa，不宜采用有波形膨脹節的固定管板式換熱器；結合本項目的實際情況，我們主要采用固定管板式換熱器表3- 管殼式換熱器類型一覽1U比較，可適用于管殼溫差較大及高—選型原易或檢修，殼程必須走潔凈且不易結垢的流體。當兩流體溫差較大時，可采用具有膨脹節的殼體。但是不宜用于兩流體溫差過大（一般要<70℃）和殼（2）U形管式換熱器這種換熱器殼于，但管子，損壞管子工藝條件選503353843℃。高溫端的溫差不應小于20℃，低溫端的溫差不應小于5℃。當在兩工藝物流20℃。在冷卻或者冷凝工藝物流時冷卻劑的溫度應高于工藝物流中易結凍組5℃。5℃。3-2最大允許壓力降范工藝物流的壓力允許壓力降物流的安較臟和易結垢的物流應走管程，以便和控制結垢。若必須走殼程，則應采用正方形管子排列，并可用可拆式（浮頭式、填料函式、U形管式）物料（如立式熱虹吸式再沸器），為方便，采用外徑?25mm或?38mm的1.25~1.545裕40~50%的裕量；對于工藝物流與公用工程間20~35%的裕量。選型步AspenPlusHeatX模塊進行簡捷計算，關鍵是傳熱系數的估計，有關物系的K3-3所示。表3- K值的經驗數傳熱系數K管 殼水水水水水水水壓水溶液（μ<0.002水溶液（μ>0.002水水AspenPlusHeatX模塊進行詳細核算，此處冷熱流體3-4。3-4常見流體的污垢熱污垢熱有機化合物蒸汽有機化合物06參照JB/T4715-92預選換熱器幾何尺寸進行詳細計算查看換熱器EDRAspenPlus軟件的相關計算數據及幾何尺寸導EDR中的警告對換熱器結構略作改動以得到更準確、EDRsw-2011設計示3-5操作條操作條參殼管介質量流量進口溫度出口溫度進口壓力13.07m2261.05kW0.17m2·K/kW，冷流體結垢因子0.17m2·K/kW。由所需換熱面積查固定管板式換熱器(JB/T4715-1992)系列，初選換熱器型號：BEM400-0.6/0.6-18.6-2/25-2BEM，公稱m22m25mm2mm，2管殼程管嘴尺寸按碳鋼最經濟管徑公式計算，并按無縫系列圓整取值。13.0419.6m250%，管殼新建EDR文件，將AspenPlus軟件的相關計算數據及幾何尺寸導入，核對3-1EDR模擬數據-3-2EDR模擬數據-3-3EDR模擬數據-該換熱器的校核文設計計算條 設計壓 p設計溫 CttC管箱圓筒內徑簡圖Chem-GB150.3-內徑 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =etChem-HighGB150.3-內徑 PT1.25Pc[]0.8041T0.90s=T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=2i6 2h i h=2[]t0.5Pc=eh=nh-C1-C2=min=nh=壓力計2[]t [Pw]=KDi0.5e=Chem-GB150.3-內徑 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =etChem-HighGB150.3-內徑 PT1.25Pc[]0.8041T0.90s=T=pT.(KDi0.5e)=TK=1 D2=2i6 2h i h=2[]t0.5Pc=eh=nh-C1-C2=min=nh=壓力計2[]t [Pw]=KDi0.5e=Chem-GB150.3-內徑 板材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=PT=1.25P[]= [T0.90s=T=pT.(Die)=T2e[]t[Pw]=(Die)=t =et設計計算條 設計壓 設計溫 平均金屬溫度C裝配溫 C殼程5mm/mm圓筒A=0.25Di管箱C圓筒”換Cts熱t1.188e-mm/mm管2換一根管子金屬橫截面積at(dtKtEt管子回轉半徑i0.25d2d2t熱Cr=2Et 比值lcr管子穩定許用壓應力 2Cr [] 管 (Clcr) t i [ s1 2 2CrC管設計溫度下許用應力r板 Ena/E K 管板和管子脹接(焊接)高度3管管箱法蘭厚度f法蘭外徑箱蘭力矩Mp法比值h/比值"/ 蘭系數”(按h/Di,f”/Di,查<<GB151-1999>>圖 2E"b2"旋轉剛度K" fffE"] 12DibfDi 殼殼體法蘭厚度f法蘭外徑體法蘭寬度bfDfDi比值s/法比值/ 蘭系數 h 3旋轉剛 12E'b2'K' ff fE' 12DibfDi 法蘭外徑與內徑之比KDfYK查<<GB150－20117-旋轉剛度無量綱參數 KKf4t膨脹節總體軸向剛度1~管板第一彎矩系數(按KKf查<<GB151-1999>>27)系系數~KK~KtKf查<<GB151－98>>圖29)換熱管束與不帶膨脹節殼體剛度之比QEtEs數換熱管束與帶膨脹節殼體剛度之比QEtna(EsAsKex EsAsKex系數（帶膨脹節時Q代替Q）M 2K(QG22.714e-計K,QQex30) 法蘭力矩折減系數Kf(KfG3管板邊緣力矩變化系數 M K 算法蘭力矩變化系數 ~ KM 管AlA0.252 A0.866nS2 (正方形布管 AnS2 數管板布管區當量直徑Dt4At系數Al/系系數na/數系數s0.40.61Q計系數(帶膨脹節時QexQ)t0.4(10.6Q算管板布管區當量直徑與殼體內徑之比tDt/管板周邊不布管區無量綱寬度kK(1-僅有殼力Ps作用下的組合工況(Pt==t(tt-t0)-s(ts-t0當量壓力組合Pc有效壓力組合PasPs 4MmMmD3i 管板邊緣力矩系數MMmM~管板邊緣剪力系數管板總彎矩系數mm11系數G1e僅用于m0時G1e3m系數當m0時,按Km31(a)實線當m0時,按K和m31（b）系數 m>0,G1=max(G1e,G1i)m<0,G= 帶膨脹節QQ~r=1(14Q~=3m(14K(QG2~p=114Q2.761e-1.471e- 殼體法蘭力矩MwsMmMf D管板徑向應力r i a1.5r3r1.5r3rP~'D 'ari 1m2m(2 管板布管區周邊剪切應力Pa~ p8.261e-0.5r1.5r殼體法蘭應力'Y P(Di Mws f1.5r3r1PG2QP Q a t3t殼程圓筒軸向應力A(1) A(QG)a 1.6e-c3cqt3[q]Pt作用Ps=t(tt-t0)-s(ts-t0 PcPt(1--有效壓力組合PatPt-- 4MMpD3i-1.609e--1.609e- MM-1.609e--1.609e-~管板邊緣剪力系數-1.056e--1.056e-管板總彎矩系數mm11--系數G1e僅用于m0時G1e3m系數當m0時,按Km31（a）實線當m0時,按K和m31（b)系數 m>0,G1=max(G1e,G1i);m<0,G1=帶膨脹節QQ 1(1r= 4Q1.268e-1.268e-~'=3m(1 4K(QG2-7.605e--7.605e-=11~p4Q21.412e-1.412e- MwsMp-1.102e--1.102e- DrPi 1.5r3rP~'D2kk 'ari1 (2 m 1.5mm13r管板布管區周邊剪切應力Pa~ p-0.5r-1.5r殼體法蘭應力'Y P(Di) Mws f1.5r3r1PG2QP Q a t3t殼程圓筒軸向應力AP(1)P (QG)a 1.319e-c3c換熱管與管板連接拉脫應力qt3[q]管板名義厚度內徑 管材 =2[]tPc=e=n-C1-C2=n=2e[]t[Pw]=(Die)=t =et-內徑 (管材=e=n-C1-C2=n=L=外徑Do=Di+2n=AA=BB=[P]=B=Chem-簡圖N外力矩殼體法蘭