生活垃圾焚烧系统焚烧炉的设计计算

生活垃圾焚烧系统焚烧炉的设计计算
1.1 焚烧炉的设计初始参数
(1) 日处理量：150 t/d =6.25 t/h =6250 kg/h (2) 燃烧室热负荷: 4(815)10⨯～3/()kcal m h ⋅，故本设计中取燃烧室热负荷为41210⨯3/()kcal m h ⋅。

(3) 生活垃圾元素分析，如表1.1所示。

表1.1 垃圾元素分析(%)
项
目 数
值 项目 数
值
C
19.75 H 1.5
6
N 0.4
8 S 0.28 O 9.61 Cl 0.2
3 A 12.
4 W 5
6
(4) 垃圾焚烧炉设计规范，如表1.2所示。

表1.2 焚烧炉设计参数
1.2 焚烧炉基本参数的确定
(1) 炉温的确定
炉温代表垃圾的焚烧温度，合适的焚烧温度能使垃圾中有害组分在高温下氧化、分解，适当提高焚烧温度可抑制黑烟的产生，但过高的焚烧温度会增加垃圾中金属的挥发量和NOx 物的生成量，因此不能随意提高焚烧温度。

根据垃圾的物料组成和对有害物的有效去除选择垃圾的焚烧温度:
一般垃圾焚烧温度：850～ 1 000 ℃
含氰化物垃圾：850～ 900 ℃ 含氯化物垃圾：800～ 850 ℃
去除二恶英的焚烧温度：≥925 ℃
上述焚烧温度多通过增设二燃室引入一燃室富含可燃气的烟气进行二次燃烧后取得，初步认为: 垃圾发热量低于5500 KJ/kg 时，如不附加燃料将难以达到1000 ℃炉温。

二燃室内烟气流速取4～6 m/s ，在保证烟气流速≥2 s 的条件下确定二燃室高度或长度。

本设计中二燃室的烟气流速取5 m/s ，烟气停留时间为2 s 。

(2) 空气过剩系数的确定
由于垃圾组分的特殊性必须采用高的空气过剩系数才有可能实现完全燃烧。

另外，焚烧炉内除应保持合适的焚烧温度、良好的搅拌混合程度、足够的烟气停留时间(所谓三T )外，确保烟气中含有6%～12%氧含量对抑制二恶英的生成十分重要。

基于上述诸多原因，通过采取过剩50%～90%的空气量,即空气过剩系数 1.311.5α=～。

常用数据是: 一燃室 1.311.5α=～,二燃室 0.250.3α=～。

(3) 烟囱高度要求
焚烧炉焚烧量 < 100 t/d 时，烟囱最低允许高度25 m ；100～300 t/d 时，最低高度40 m ；焚烧量 >300 t/d 时，最低高度60 m 。

故本设计中取烟囱高度为50 m 。

1.3 空气及烟气量的计算
1.1.1空气量的计算
完成燃烧反应的最少空气量就是理论空气量，即化学计量的空气量。

计算理论空气量和实际空气量有许多公式，如先利用生活垃圾中碳、氢、硫、氧等元素的含量来计算焚烧需要的理论空气量，然后再通过空气过剩系数计算出实际空气量，即空气量。

计算公式如下[6]：
1.866 5.560.70.7C H S O V w w w w =++-理氧 (3-5)
=
0.21
V V 理氧理空 (3-6)
式中：
V 理氧——焚烧理论氧气量，3/m kg ；
V 理空——焚烧理论空气量，3/m kg ；
C w ， H w ， S w ， O w 为C ，H ，S ，O 元素在生活垃圾中的质量分数。

本设计中取0.28%S w =，19.75%C w =， 1.56%H w =，9.61%O w =，
则：
1.866 5.560.70.7C H S O V w w w w =++-理氧
1.86619.75% 5.56 1.56%0.70.28%0.79.61%=⨯+⨯+⨯-⨯
0.390= 3/m kg
0.390
1.8570.21
0.21
V V =
=
=理氧理空 3/m kg 由《三废处理工程技术手册——固体废物卷》查得：
流化床焚烧炉过剩空气系数为：1.31～1.5，本设计中取1.4λ=
若过剩空气系数为：
=
V V λ空理空
(3-7)
则实际空气量为： =V V λ⋅空理空
(3-8)
= 1.4 1.857 2.600V V λ⋅=⨯=空理空 3/m kg 焚烧炉小时空气量k V (标准状态下)
k V G V =⋅空
(3-9)
式中:
G ——小时垃圾焚烧量，/kg h ，故6250G = /kg h 。

k V G V =⋅空6250 2.60016250=⨯= 3m /h
1.1.2 烟气量的计算
计算焚烧烟气量，首先利用烟气的成分和经验公式计算出理论烟气量，然后再通过过剩空气系数计算烟气量。

计算公式如下[6]：
2222=CO SO N H O V V V V V +++理烟
(3-10)
其中：
2V 1.866CO C w = 2=0.7SO S V w 2=0.79+0.8N N V V w 空
22=11.1+0.8+0.0161H O H H O V w w V 理空
故：
2=1.8660.70.79+0.811.10.80.0161C S N H H O V w w V w w w V +++++理烟空理空
=1.86619.75%+0.70.28%+0.79 2.600+0.80.48%+11.1 1.56%
⨯⨯⨯⨯⨯
+1.2456%+0.0161 1.857⨯⨯ 3.326= 3/m kg
式中：
2CO V ——烟气中
CO 2的理论量，3/m kg ；
2
SO V ——烟气中SO 2的理论量，3/m kg ；
2
N V ——烟气中N 2的理论量，3/m kg ；
2
H O V ——烟气中H 2O 的理论量，3/m kg ； N w ——烟气中N 元素的质量分数；
2H O w ——烟气中
H 2O 的质量分数。

由理论烟气量和过剩空气系数可求得烟气量：
2
(0.21) 1.86611.10.70.8 1.24C H S N H O V V w w w w w λ=-+++++理空
(3-11)
式中：
V ——实际烟气量，3/m kg ； V 理烟——理论烟气量，3/m kg ；
本设计中， 1.4λ=， 1.857V =理空
3/m kg ，19.75%C w =， 1.56%H w =，
0.28%S w =，0.48%N w =，256%H O w =，则：
2(0.21) 1.86611.10.70.8 1.24C H S N H O V V w w w w w λ=-+++++理空
(1.40.21) 1.857 1.86619.75%11.1 1.56%0.70.28%=-⨯+⨯+⨯+⨯
0.80.48% 1.2456%+⨯+⨯ 3.452=
3/m kg
焚烧炉小时烟气量y V (标准状态下)
y V =G V
⋅
(3-12)
y V =G V ⋅6250 3.45221575=⨯=
3m /h
1.1.3 分离效率的计算
(100)/100
1d d f G C a BA
-=-
(3-1)
式中：
f a ——飞灰份额，%；
d G ——底灰排放量，/kg h ； d C ——底灰含碳量，%；
B ——入炉燃料消耗量，/kg h ；
A ——生活垃圾中的灰分，%。

(100)/100
1d d f G C a BA
-=-
()70100 1.5%/100
1625012.4%
⨯-=-
⨯
19.03%90.97%=-=
故分离效率：
n n f
a a a η=
+ (3-2)
式中：
n a ——循环倍率，一般对于多灰、多水分、低热值的燃
料，其循环倍率可取 6～10，故取n a =8；
n n f a a a η=
+8
80.9097
=+89.79%= 1.1.4 脱硫效率的计算
2
0 1.998SO
S V
μ⨯=
（3-3）
式中：
2
0SO
μ——SO 2原始排放浓度，3/mg m ；
S ——生活垃圾中的硫分，%；
V ——1 kg 垃圾完全燃烧时产生的烟气量，3/m kg 。

2
0 1.998SO S
V
μ⨯=
61.9980.28%103.452
⨯=⨯
1620.626= 3/mg m 脱硫效率： 22
2
(1)100%SO
SO SO
μημ=-
⨯ （3-4）
式中：
2
SO
η——脱硫效率，%；
2
SO
μ——SO 2最高允许排放浓度，3/mg m ，见《锅炉大气
污染物排放标准G B13271—2001》，取2
1200SO
μ=
3/mg m ；
2
0SO μ——SO 2原始排放浓度，3/mg m 。

则脱硫效率为:
22
2
0(1)100%SO SO
SO
μημ=-⨯ 1200
(1)100%74.05%1620.626=-
⨯=
1.4 垃圾发热量的计算
单位质量的垃圾完全燃烧后，燃烧生成的烟气中所含水
蒸汽冷凝为0°水时所放出的全部热量称为高位发热量；反之，烟气中所含水蒸汽冷却为20°汽态水时所放出的全部热量称为低位发热量，进行垃圾燃烧计算时应采用低发热热量，用d Q 表示。

339.151030108.86()25.1d Q C H O S W =+--- /kJ kg (3-13)
式中：C 、H 、O 、S 、W 分别为垃圾中碳、氢、氧、硫、水分的质量百分数，%。

339.151030108.86()25.1d Q C H O S W =+--- =339.1519.75%+1030 1.56%108.86⨯⨯-⨯ 9.61%0.28%25.156%--⨯（） 6690.068= /kJ kg 1.5 理论燃烧温度的计算
当燃烧系统处于绝热状态时，反应物在经过化学反应生成平衡产物的过程中所释放的热量全部用来提高系统的温度，系统最终所达到的温度称为理论燃烧温度[6]。

即：
4
2981.2541 3.5910(1)LHV
T LHV EA -=
+⎡⎤⨯+⨯+⎣⎦
(3-14) 式中：
T ——绝热火焰温度，K ；
LHV ——低位发热量，/kJ kg ；
EA ——空气过量率，也为空气过剩系数； st m ——理论空气量，kg ；
e m ——过剩空气质量，kg ；
设计中：LHV=6690.068
/kJ kg ，EA=1.2，故：
4
2981.2541 3.5910(1)LHV
T LHV EA -=
+⎡⎤⨯+⨯+⎣⎦
4
6690.068
=
+2981.2541 3.59106690.068(1 1.2)-⎡⎤⨯+⨯⨯⨯+⎣⎦
=1147.004 K 874≈ ℃
1.6 可利用热值的计算
生活垃圾含可燃物 31.6%、水分 0.56%、惰性物(即灰分)
12.4%，垃圾中可燃物元素组成如表1.1所示。

固体废物的热值为 6690.068 kJ/kg ，炉渣含碳量 1.5%；空气进入炉膛的温度为 65℃，离开炉膛的温度为 874℃；残渣的比热为 0.323 kJ/kg （kg ．℃）；水的汽化潜热为 2420 kJ/kg ；辐射损失为总炉膛输入热量的 0.5%；碳的热值为 32564kJ/kg ，以生活垃圾 1kg 为计算基准[6,12]。

(1) 残渣中未燃烧的碳的质量
① 未燃烧碳的质量
惰性物的质量：10.1240.124kg ⨯= kg 总残渣量为：0.1240.12610.015
=- kg
未燃烧碳的质量：(0.1260.124)-kg 0.002= kg ② 未燃烧碳的热损失
32564/0.002kJ kg kg ⨯ 65.128= kJ
(2) 计算水的热化热
① 计算生成水的总质量
总水量＝固体废物原含水量＋组分中氢和氧结合生成水的量
固体废物原含水量10.560.56
=⨯=kg
kg
组分中氢和氧结合生成水的量10.015690.1404
=⨯⨯=kg
kg
总水量0.560.1404
=kg
=+kg0.7004
②水的热化热为：2420/0.7004
kJ kg⨯kg1694.97
=kJ
(3) 辐射热损失（机械热损失）为进入焚烧炉总能量的0.5%
kJ⨯=kJ
6690.0680.5%33.45
(4)残渣带出的显热
⨯⋅℃)(87465)
kg kJ kg kg
0.1260.323/(
⨯-℃32.92
=kJ
(5)可利用的热值
可利用的热值Q＝固体废物总热值－各种热损失之和
()
6690.06865.1281694.9733.4532.92
=-+++
⎡⎤
⎣⎦kJ
=kJ
4863.60
1.7 前处理系统
垃圾焚烧厂前处理系统也可称为垃圾接收贮存系统，一般工艺流程如图1.1所示：
图1.1焚烧厂前处理系统
生活垃圾由垃圾运输车运入垃圾焚烧厂，经过地衡称重后进入垃圾卸料平台（也可称为倾斜平台），按控制系统指定的卸料门倒入垃圾贮坑。

在此系统中，如果设有大件垃圾破碎机，可用吊车将大件垃圾抓入破碎机中进行处理，处理后的大件垃圾重新倒入垃圾贮坑。

可通过分析垃圾成分的统计数据及大件垃圾所占的比例，决定垃圾焚烧厂是否要设置大件垃圾破碎机。

本设计中因为全部都是生活垃圾，没有大件垃圾，故不需设置破碎机。

称重系统的关键设备是地衡，它由车辆的承载台、指示重量的称重装置、连接信号输送转换装置和称重装置等组成。

承载台根据地横最大称重决定其标准尺寸，垃圾焚烧厂地衡一般最大称重为15～20吨，近年来垃圾收集车呈大型化趋势，出现了称重大于30吨的地衡。

一般的垃圾焚烧厂都有多个卸料门，卸料门在无投入垃圾的情况下处于关闭状态，以避免垃圾贮坑中的臭气外溢。

为了垃圾贮坑中的堆高相对均匀，应在垃圾卸料平台入口处和卸料门前设置自动指示灯，以便控制卸料门的开启。

在垃圾焚烧技术发达的国家，这些设施一般都采用自动化系统，实现了卸料平台无人操作，当垃圾车到达卸料门前时，传感器感知到车辆到达，自动控制卸料门的开闭。

垃圾贮坑的容积设计以能贮存3～5 t的垃圾焚烧量为宜。

贮存的目的是将原生垃圾在贮坑中进行脱水；吊车抓斗在贮坑中对垃圾进行搅拌，使垃圾组分均匀；在搅拌过程中也会脱去部分泥砂。

吊车抓斗从垃圾贮坑中抓起垃圾，进入进料漏斗，漏斗中的垃圾沿进料滑槽落下，由饲料器将垃圾推入预热段，焚烧炉在驱动机构的作用下使垃圾依次通过燃烧段和燃烬段，燃烧后的炉渣落入炉渣贮坑[4]。

1.8 焚烧炉炉膛尺寸计算
1.8.1 炉膛直径和深度的确定
在直径和炉深的确定方面，一般采用直径与深度之比为1：1或1：2来算得，但炉深不宜超过8 m，以保证二次风的穿透。

故本设计中取直径为6 m，炉深为6 m。

1.8.2 炉膛高度的确定
(1) 满足脱硫所需的炉高
用脱硫所需烟气在炉膛内停留时间t（烟气在炉膛内停留时间一般为2～5s，本设计中取2s）与炉膛中心烟气速度v（取为炉膛平均运行风速的1.5倍）相乘，即为所需炉膛高度H，即：
=⨯
H t v
（3-15）本设计中取炉膛内停留时间为2 s，由《三废处理工程技术手册——固体废物卷》查得：烟气速度为5 m/s，则：
2 1.5515H t v =⨯=⨯⨯=
m
(2) 满足小于临界粒径一次通过炉膛时燃尽所需的炉高 根据旋风分离器的设计得出其所能捕集的最小颗粒直径，即颗粒临界直径c d ，按下式可算得粒径小于4 mm 的颗粒燃尽时间b t 为：
48c c O
b O
d c t k ρ=
（3-16）
式中：
c ρ——垃圾的密度，3/kg m ，一般为200～500 3/kg m ； c
d ——颗粒临界直径，m ；
O c ——氧气浓度，一般可用炉膛平均氧气浓度，3/kg m ；
O k ——反应速度常数，m/s 。

O k 可用Field 计算式(3-17)计算：
149200595exp O p p k T RT ⎛⎫
=- ⎪ ⎪⎝
⎭
（3-17）
式中：
p T ——燃料绝对温度，K ；
R ——气体常数，等于8.314 /kJ kmol 。

本设计中取垃圾的密度为200 3/kg m ，空气的密度为1.293 3/kg m ，颗粒临界直径为0.004 m ，氧气浓度为20.5 3/kmol m ，燃料绝对温度（874+273）K ，8.314R = /kJ kmol ，则：
149200149200595exp 595(874273)exp 0.1098.3141147O p p k T RT ⎛⎫⎛
⎫=-=⨯+⨯-= ⎪ ⎪ ⎪⨯⎝⎭⎝⎭
/m s 2000.00420.5
3.135348480.109
c c O
b O
d c t k ρ⨯⨯=
=
=≈⨯ s
故炉膛高度H 可按式(3-18)计算：
s p m
G H t ρ'=
（3-18）
式中：
H ——炉膛高度，m ；
m ρ——炉膛中气固两相流平均密度，3/kg m ； s G ——循环物料流率，2/()kg m s ⋅。

物料循环流率可由选定的循环倍率与总燃料量相乘再除以炉膛横截面求得。

即：2
86250442.0976
n s a F G A π⨯===⨯ 2/()kg m s ⋅
则：442.097
1.464200 1.29332
s b m G H t ρ'===+⨯
m
因为H H '<，炉膛高度取大值，即15H = m ，且此高度满足焚烧炉运行的各种要求[12,13]。

为减少炉壁的散热损失，常在焚烧炉炉衬外部筑一层隔热保温材料。

保温材料应具有气孔率高、热导率和比热容小、密度小及相当高的耐火度和机械强度等优点。

常用保温材料有：石棉。

矿渣棉、硅藻土、蛭石和膨胀珍珠岩等，因为膨胀珍珠岩保温砖容重低、热导率低、耐火度高、使用温度可达1000 ℃、节能显著，故采用膨胀珍珠岩保温砖，取其厚度为100 mm 。

1.9 炉膛开孔设计
1.9.1 加料口
进料入口一般位于炉膛侧面铺有耐火材料的还原区，力求离二次风入口远些，以便使垃圾在被高速气流带走前能增长停留时间。

为了防止炉内高温气体从加料口反吹，加料口处压力应大于炉膛压力。

1.9.2 脱硫剂入口
脱硫剂由于量少，粒度细可用气力输送喷入炉膛，也可在加料口或循环物料入口加入，常用脱硫剂的化学反应速率
要比垃圾燃烧速率低得多。

故此处不单独取脱硫剂入口，脱硫剂在进料入口加入。

1.9.3 一次风和二次风入口
一次风通常由布风板底部送入，且距离炉膛底部300～500 mm，由于需克服的阻力较大，需用高压风机送入。

二次风入口在炉膛下部铺设耐火材料部分的上方，可以单层送入，也可多层送入。

二次风阻力较小，所需风机压头相对较低。

因二次风能穿透炉膛深度，则可将其入口沿炉侧布置。

1.9.4 炉膛出口
炉膛出口在炉膛顶部，可采用直角转弯型，这样可憎加转弯对颗粒的分离作用，使炉内固体颗粒浓度增加，颗粒在床内停留时间延长，也可直接在顶部开口。

1.9.5 循环物料进口
为了增加循环物料中的垃圾和未反应脱硫剂在炉内的停留时间，一般将由分离下来的循环物料回入炉膛的进口布置在二次风口以下的炉膛下部区域，且可与加料口相连，既节省了材料又可使物料循环利用。

1.9.6 炉膛排渣口
炉膛排渣口用于在床层底部排放床料，这样一面可保持床内固体物料存量，另一面可保持固体颗粒尺寸分布，不使过大的颗粒聚集在床层底部。

排渣管可布置在风板上并设有窗式挡板以防止大颗粒团堵塞排渣口，也可布置在炉壁靠近布风板处。

物料颗粒小而均匀，排渣口个数与加料口个数相同，对颗粒尺寸较大的垃圾可适当增加排渣口个数。

综上所述，本设计中加料口可取1个，其直径取600 mm；脱硫剂可在加料口处加入，一次风口在布风板底部设置，开口直径取200 mm；二次风入口在炉膛下部铺设耐火材料部分的上方，开孔直径取200 mm；炉膛出口在炉膛上部，直径取1800 mm；循环物料进口布置在二次风口以下的炉膛下部区
域，直径取200 mm ；炉膛排渣口用于在床层底部排放床料，直径取200 mm ；人孔用于观察炉内的情况及检修，故取焚烧炉人孔直径为600 mm [12]。

1.10 风载荷计算 1.10.1 风力计算
1. 风振系数
安装在室外的炉体设备，可视为支撑在地基上的悬臂梁。

炉体设备在风力作用下，一方面产生顺风向的弯矩，即风弯矩，它在迎风面炉体壁上产生拉应力，背风面一侧产生压应力。

另一方面是气流在炉体的背后引起周期性旋涡，产生垂直于风向的诱发振动弯矩。

诱发振动弯矩只在塔的H/D 较大、风速较大时比较明显，一般可忽略不计。

需要考虑时，可将诱发共振弯矩与弯矩按矢量相加。

错误!未找到引用源。

21i zi
i i
v K f ξϕ=+
(3-19)
式中：
ξ——脉动增大系数； i v ——脉动影响系数； zi ϕ——振型系数。

表3-3 脉动增大系数ξ
塔体自振周期T(s) <0.25 0.5 1 1.52 2.5 3 4 ≥5
动力系数ξ 1 1.4 1.72 2.3 2.5 2.7 3 1.2
表3-4 脉动影响系数
v
i
距地面高度m 10 20 30
40
脉动影响系数0.72 0.79 0.83 0.85
表3-5 振型系数
zi
相对高度hit/H 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
振型系数0.02 0.06 0.14 0.23 0.34 0.46 0.59 0.79 0.86 1.00
表3-6 风压高度变化系数
距地面高度Hitm 5 10 15 20
30 40
风压高度变化系数 1.17 1.38 1.52 1.63
1.80 1.92
危险截面取为：
①0-0截面为炉体支架截面；
② 1-1截面为流化床截面；
③ 2-2截面为燃烧室截面。

④3-3截面为炉体顶部截面
各塔段高度如图1.2。

图1.2 炉体机械计算简图
第一段h1=1.83 m；第二段h2=5.825 m；第三段h3=0.855 m；第四段h4=6.647 m；第五段h5=1.588 m。

各塔段的风振系数计算如表1.3所示。

表1.3 各炉体段的风振系数
炉体段号 1 2 3 4 5 计算截面距地面高
度错误!未找到引用
源。

1.83 7.655 8.51
15.1
57
16.7
45
脉动增大系数 （B
类）
2.083
脉动影响系数错误!未找到引用源。

（B 类）
0.72 0.72
0.72 0.79 0.79 振型系数错误!未找
到引用源。

0.23 0.34
0.46 0.46
1
风压高度变化系数
i f （B 类）
1.17 1.38
1.38 1.52 1.63 21i zi
i i
v K f ξϕ=+
1.14 1.18
1.24 1.24 1.48
2. 有效直径ei D
设笼式扶梯与炉体顶管线成90°角，取平台构件的投影面积ΣA=0.5m 2，则D ei 取下式计算值中的较大者。

0342ei i is D D K K δ=+++
（3-20）
04022ei i is ps D D K d δδ=++++
（3-21）
式中：
0i D ——炉体各计算段的外径，mm ； 0d ——塔顶管线外径，mm ； is δ——管线保温层厚度，mm ；
ps δ——炉体第i 段保温层厚度，mm 。

炉体顶管线外径：
01800d mm =；
3400K mm =；
42i
A K l =
∑ （3-22）
式中：
3K ——笼式扶梯当量宽度，mm ；
4K ——操作平台当量宽度，mm 。

各炉体段ei D 计算结果列于表1.4。

表1.4 各炉体段的有效直径/mm
炉体段号 1 2 3 4 5 炉体段长度i l 1830 5825 855 6647 1588 K 3 400 546 172 1170 150 630 ei D 8006
7632
8630
7610
8090
1. 水平风力的计算
由下式计算各炉体段的水平风力：
6
12010
i i i i ei P K K q f l D -=⨯ （3-23）
式中：
1K ——体型系数，圆柱直立设备取0.7； 2i K ——炉体各计算段的风振系数； 0q ——基本风压值，N/m 2； i f ——风压高度变化系数。

各段有关参数及计算结果列于表1.5。

表1.5 各炉体段水平风力计算结果
炉体段号
1 2 3 4 5
1K 0.7 2i K 1.7 0q 350 i f
1
错误!未找到
1830 5825 855 6647 1588
引用源。

/mm 错误!未找到引用源。

/mm 8006 7632 8630 7610 8090
错误!未找到引用源。

/N 6102.1
18516.1
3071.2
210681.0
53507.4
1.10.2 风弯矩计算
根据下式计算风弯矩：
1112121122222i i i n W i
i i i i i n i i i l l l l M P P l P l l P l l l -+++++++⎛⎫⎛
⎫⎛
⎫=++++++++++
⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝
⎭⎝
⎭
（3-24）
式中：
i P —— 炉体第i 段的水平风力，N 。

0-0截面：
00351241
2131241235123422222183058258556102.118516.118303073.21830582522266472106811830582585553507.41832W l l l l l M P P l P l l P l l l P l l l l -⎛⎫⎛⎫⎛⎫⎛
⎫=++++++++++++++ ⎪ ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝⎭⎝⎭⎝⎭⎛⎫⎛
⎫=⨯
+⨯++⨯++ ⎪ ⎪⎝⎭⎝
⎭⎛⎫+⨯++++⨯ ⎪⎝⎭()
8158805825855664725583421.523258.6248391392493093614853496537.433.7710N mm ⎛
⎫++++ ⎪⎝
⎭=++++=⨯⋅ 1-1截面：
1135242
3242352342222582585518516.13073.258252266471588210681582585553507.4582585566472253928141.31921518321075473847555W l l l l M P P l P l l P l l l -⎛⎫⎛⎫⎛
⎫=+++++++++ ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝⎭⎝⎭⎛
⎫=⨯
+⨯++ ⎪⎝
⎭⎛⎫⎛
⎫⨯+++⨯+++ ⎪ ⎪⎝⎭⎝
⎭=+++()
877995.429.3610N mm =⨯⋅ 2-2截面：
()
223543
435348222855664715883073.221068185553507.485566472221313793880330558.5443897390.413.2610W l l l M P P l P l l N mm -⎛⎫⎛
⎫=+++++ ⎪ ⎪⎝⎭⎝
⎭⎛⎫⎛
⎫=⨯
+⨯++⨯++ ⎪ ⎪⎝⎭⎝
⎭=++=⨯⋅ 3-3截面：
()
3354
4
548()226647158821068153507.4664722700198303.5398148563.4
10.9710W l l M P P l N mm -=++⎛
⎫=⨯+⨯+ ⎪⎝⎭=+=⨯⋅ 1.11 各种载荷引起的轴向力
1.11.1 计算压力引起的轴向拉应力1σ
()10.12000
54410
c i e P D MPa S σ⨯=
==⨯ （3-24）
1.11.2 重力载荷引起的轴向拉应力2σ 0-0截面：
()
000002
0005794.849.82600100.7sb
is es
m g A m g D S MPa σ
ππ---=-
=-
⨯=-
⨯⨯=- （3-25）
1-1截面：
()
111102
1102
2
1139.4
(5794.84)9.8
22000.4sm
m g A m g r MPa σ
ππ---=-
=-
-⨯=-
⨯=- （3-26） 2-2截面：
()
222202
(5794.841139.4345.3)9.82600100.5i e
m g D S MPa σ
ππ--=-
--⨯=-⨯⨯=- （3-27） 3-3截面：
()333302
(1193.6128.3)9.8
120010
0.34i e
m g D S MPa σππ--=-
+⨯=-
⨯⨯=- （3-28） 1.11.3 最大弯矩引起的轴向拉应力3σ
最大弯矩max i i
M -取下式计算值中较大者：
max max
0.25i i i i
w e
i i
i i i i E
w
e
M M M M
M
M
M -----=+=++ （3-29）
计算结果如下：
表3-8 各截面最大弯矩
各危险截面的3σ的计算如下： 0-0截面：
0000700max max 3
2
24.12100.7826001044
sb is e M M MPa Z D S σ
ππ---⨯=±=±=±=±⨯⨯ （3-30）
1-1截面：
1111711
max max 3
223.2410 1.0320001044
sb
is e M M MPa Z D S σ
ππ---⨯=±=±=±=±⨯⨯ （3-31）
2-2截面：
2222722
max max 3
2
22.13100.6720001044
sb is e M M MPa Z D S σ
ππ---⨯=±=±=±=±⨯⨯。