止回阀设计计算书
阀门设计计算书.xls
公式
0.2QMJ+0.58QMF+QP+QT
单位
N
2 开启时阀杆总轴向力 Q”FZ
0.31QMJ+0.42QMF-QP+QT
N
3
阀杆最大轴向力
QFZ
取Q’FZ及Q”FZ中较大值
N
4 密封面处介质作用力
QMJ
序号M-2
N
5
密封面上密封力
QMF
序号M-6
N
6 阀杆径向截面上介质作用力
QP
π/4dF2P
N
24
许用合成应力
〔σ∑ 〕
查表4-7
MPa
结论：σL＜〔σL〕， τN＜〔τN）， σY ＜〔σY 〕， σ∑＜〔σ∑〕
合格
230.00
计算书
型
号
零件名称
材料牌号
计算内容
Z***H-***LB 阀杆
1Cr13 头部强度验算
DN
序号
名称
符号
式中符 号
G2
1
剪应力
τ
2 开启时阀杆总轴向力
Q”FZ
3 阀杆与填料的摩擦力
计算书
共
页
型
号
Z***H-***LB
零件名称
闸板
材料牌号 计算内容
WCB 厚度
简图
DN
**"
序号
名称
符号
式中符 号
公式
单位
B
1
计算厚度
S'B
R√(K*P)/〔σw〕+C mm
2
密封面平均半径
R 自由周边：1/2(DMN+bM) mm
3
6x300旋启式止回阀计算书
5. 6. 7.
中法兰强度计算 中法兰螺栓强度计算（常温、初加温、高温） 附录
备注
6″H44H300LB 阀体 WCB 5. 中法兰强度计算 F 符号 σ 式中 符号
w1
公
式
口 径 单位 DN152.4 Mpa N N N mm mm3 mm mm mm mm Mpa Mpa 5 31267.5 31267.5 1682 25 170031 280 230 190 38 110 82 故合格
备注
实用阀门设计手册表5-82 陆培文主编P1112
结论:
qmf<q<[q]
故合格
旋启式止回阀计算书
项目名称 旋启式止回阀 磅级 300LB 设计温度 目录： 实用阀门设计手册表5-10陆培文主编P962
版次 编号 序号
A SJ-008-05 6″H44H300LB
型号规格 20℃ 生效日期
1. 2. 3. 4.
旋启式止回阀计算书
项目名称 旋启式止回阀 磅级 300LB 设计温度 目录： 实用阀门设计手册表5-10陆培文主编P962
版次 编号 序号
A SJ-008-05 6″H44H300LB
型号规格 20℃ 生效日期
1. 2. 3. 4.
阀体壁厚计算。 阀座密封比压计算。 阀瓣强度计算。 阀盖强度计算。
中法兰强度计算 中法兰螺栓强度计算（常温、初加温、高温） 附录
备注
6″H44H300LB 阀盖 WCB 4. 阀盖强度计算 I5 口 径 公 式 单位 DN152.4 K*p*D2DP/(SB-C)2 P DDP SB C K QLZ L D1 QDJ 设计选定 设计选定 设计给定 设计选定 0.3+1.4*QLZ*L/QDJ*DDP
止回阀计算程序
垫片的密封基本宽度(mm)--------------------------计算输出 bDJ
8.15
查 垫片有效宽度(mm)--------------------------------计算输出 BN 7.13705121
垫片上密封力(N)---------------------------------计算输出 FDF 59417.5253
初加温时温度差(℃)----------------根据T---------点击给定 △T'
90
初加温时中法兰温度(℃)--------------------------计算输出 T'F 212.5
初加温时螺栓温度(℃)----------------------------计算输出 T'L 122.5
20
单个螺栓截面积(mm^2)----------------------------点击给定 A1
225
螺栓总截面积(mm^2)------------------------------计算输出 AL
2700
螺栓数量----------------------------------------给 定 Z
预加变形量(mm)----------------------------------给 定 L1
5
弹簧材料剪切弹性系数(Mpa)-----------------------点击给定 G
79000
弹簧丝直径(mm)----------------------------------给 弹簧中径(mm)------------------------------------给 弹簧有效圈数------------------------------------给
H44H-2″150Bls旋启式止回阀设计计算
p Dn ＳＢ C Q′FZ DDP D1 l QL
PN设计给定 PN give in design 设计给定give in design 设计给定give in design 设计给定give in design K1QMJ+K2QMF+Qp+QT 设计给定give in design 设计给定give in design (D1-DDP)/2 取Q′或Q″中最大值Max.value Q'and Q" π /4*DDPDDPP 0.3+1.4QLl/QDJDDP KpDDP*DDP/(SB-C)(SB-C) σ W＜〔σ W〕 注:σ W＜〔σ W〕为合格
mm
mm
2
N N N Mpa 243 Mpa
22746.95 6046.463 22746.95 26.30921
Bonnet material:WCB NPS:2" Norminal pressure:150Lbs Body design check Temp:Normal temp Applicable cable temp:-29 ℃～425℃ 2"H44H-150Lbs阀盖强度验算(A216\WCB)checking computation for selftightion bonnet intension
DDP p BN bDP
mDP
η QDJ QDF QDT Q′FZ
设计给定give in design PN设计给定 PN give in design 查表3-24 see table 3-24 设计给定give in design 查表3-24See Table 3-24 取(0.2)Choose 0.2 according to fixed flange π /4*DDPDDPP 2π DDPBNmDPP η QDJ K1QMJ+K2QMF+Qp+QT 查表3-24See Table 3-24 bDJ＞6mm时,取bDJ=bDS, π DDPBNqYJ 设计给定Given in design 查表3-9See Table 3-9(by dL) 设计给定Given in design ZF1 QDJ+QDF+QDT+Q′FZ QYJ 取Q′或Q″中最大值Max.value Q'and Q" QL/FL 查表3-9See Table 3-9(by dL) σ L＜〔σ L〕 注:σ L＜〔σ L〕为合格
止回阀设计计算说明书
止回阀设计计算说明书(6”H44H-300Lb)编制:审核:二○○二年三月十八日目录一、壳体最小壁厚验算 (1)二、中法兰螺栓强度校核 (1)三、中法兰强度校核……………………………………………………….. .. 3四、阀盖强度校核 (6)五、阀瓣厚度验算 (7)参考文献1一、壳体最小壁厚验算 1、设计给定S B =16mm （参照API600选取） 2、按第四强度理论验算 S B ’= +C(见设P359) 式中：S B ’—考虑腐蚀裕量后阀体壁厚(mm) P —设计压力（MPa ），取公称压力PN P=5.0 MPa D N —阀体中腔最大内径(mm)D N =190(设计给定) [бL ]t —425℃阀体材料的许用拉应力（MPa ） 查表知 [бL ]t= 49.98MPa C —考虑铸造偏差，工艺性和介质腐蚀等因素 而附加的裕量（mm ）S B ’= +C因S B ’-C=8.64,参照表4-14, C 取4mmS B ’=8.64+4=12.64mm 显然S B > S B ’，故阀体最小壁厚满足要求 二、中法兰螺栓强度校核 1、 设计时给定： 螺栓数量n=12螺栓名义直径d B =M20 2、栓载荷计算 （1）操作状态下螺栓载荷(N) Wp=F+Fp （见设P368） 式中 Wp —在操作状态下螺栓所受载荷（N ） 设计说明与计算过程 结果S B =16mmS B ’=12.64mm5×190 2.3×49.98-52F —流体静压总轴向力（N ）F=0.785D G 2P 其中 D G 为垫片压紧力作用中心圆直径(mm) D G =196+12=208mm （设计给定） F=0.785×2082×5=169811.2N Fp —操作状态下需要的最小垫片压紧力（N ） Fp=2πbD G mP其中 b=bo （垫片基本密封宽度mm ） b=bo=6mm(设计给定) m 为垫片系数, m=3.0(查表) Fp=2×3.14×6×208×3×5 =117561.6NWp=169811.2+117561.6 =287372.8N （2）预紧状态下螺栓所受载荷Wa （N ） Wa=πbD G Y 式中：Y —垫片比压（MPa ） Y=69MPa(查表) Wa=π×6×208×69=270391.6N 3、螺栓面积计算 （1）操作状态下需要的最小螺栓截面积(mm 2) Ap =Wp/[б]t式中：[б]t —425℃下螺栓材料的许用应力（MPa ） [б]t =137.73（MPa ）(查表) Ap= =2086.5 mm 2（2）预紧状态下需要的最小螺栓截面积（mm 2） Aa=设计说明与计算过程 结果F=169811.2NFp=117561.6NWp=287372.8NWa=270391.6NAp=2086.5 mm 23式中：[б]—常温下螺栓材料的许用应力（MPa ） 查表[б] =[б]t =137.73MPaAa= =1963.2mm 2（3）设计时给定的螺栓总截面积 Ab= nd min 2 = ×12×（20-2.5）2=2884.9mm 2（4）比较： 需要的螺栓总截面积Am=max （Aa ，Ap ） =2086.9 mm 2 显然 Ab>Am 故：螺栓强度校核合格 三、中法兰强度校核 1、法兰力矩计算（见设P369） （1）法兰操作力矩Mp(N ·mm)计算 Mp=F D S D +F T S T +F G S G式中：F D —作用于法兰内直径截面上的流体静压 轴向力（N ）F D =0.785Di 2P其中 Di 为阀体中腔内径（mm ） Di=190（设计给定） F D =0.785×1902×5=141692.5N S D 为螺栓中心至F D 作用位置处的径向距离（mm ） S D =35.5（设计给定） F T —流体静压总轴向力与作用于法兰内径截面上的流体静压轴向力之差（N ）F T =F-F D =169811.2-141692.5 =28118.7N设计说明与计算过程Aa=1963.2mm 2Ab=2884.9mm 2Am=2086.9 mm 2结果4S T —螺栓中心至F T 作用位置处的径向距离（mm ） S T =40.5(设计给定)F G —法兰垫片压紧力（N ） F G =Fp=117561.6N S G —螺栓中心至F G 作用位置处的径向距离S G =36mm （设计给定） Mp=141692.5×35.5+28118.7×40.5+117561.6×36=10401108.7 N ·mm （2）法兰预紧力矩Ma （N ·mm ） Ma=F G S G F G =W其中W 为螺栓的设计载荷（N ） W= [б] = ×137.73=342355.5N Ma=342355.5×36=12324796.6 N ·mm （3）法兰设计力矩Mo(N ·mm)计算 Mo=max(Ma ，Mp )式中 [б]f t—425℃下法兰材料的许用应力（MPa ） [б]f t=82.76MPa （查表） [б]f —常温下法兰材料的许用应力（MPa ） [б]f =120.69MPa （查表）Ma =12324796.6× = 8451405.8N ·mm故Mo=Mp=10401108.7设计说明与计算过程 结果Mp =10401108.7N ·mmMa =12324796.6N ·mmMo =10401108.7N ·mm2884.9+2086.5 252、法兰应力计算（1）轴向应力бH （MPa ）计算бH =式中 f —整体法兰颈部应力校正系数f =1(查表)λ—参数 λ=1.42(查表计算) Di 1—计算直径（mm ） 因f<1，故Di 1=Di+δo=190+16=206mmбH = =98.5MPa （2）径向应力бR (MPa)计算бR =式中 δf —法兰有效厚度（mm ） δf =37（设计给定）e —系数，e=0.016（查表计算）бR ==50.3MPa（3）切向应力бT(MPa)计算бT = -ＺбR式中 Y , Ｚ—系数，查表得Y=3.837 Ｚ=2.059бT = -2.059×50.3=49.8MPa设计说明与计算过程结果бH =98.5MPaбR =50.3MPaбT =49.8MPa1×10401108.7 1.42×192×206(1.33×37×0.016+1) ×10401108.7 1.42×372×190 Y Mo δf 2Di 3.837×10401108.7 372×19063、应力校核 法兰应力应满足下列条件 бH =98.5＜1.5[б]f t =1.5×82.76=124.14 бR =50.3＜[б]f t=82.76 бT =49.8＜[б]f t =82.76 = =74.1＜[б]f t= =74.4＜[б]f t 故中法兰强度满足要求 四、阀盖强度校核 阀盖法兰计算同阀体,不再重复,下面进行阀盖壁厚计算 δ’= +C(见设P392) 式中：δ’—阀盖计算壁厚(mm) M —碟形阀盖形状系数 M=2.563(查表)P —设计压力(MPa)，取公称压力PN P=5.0 MPa Di —阀盖内径(mm) D N =190(设计给定) [б]t —425℃阀盖材料的许用应力（MPa ）查表知 [б]t = 82.76MPa C —考虑铸造偏差，工艺性和介质腐蚀等因素 而附加的裕量（mm ）δ’= +C 因δ’-C=15,参照表4-14, C 取3mm设计说明与计算过程 结果98.5+49.8 22.563×5×190 2 ×82.76-0.5×5 98.5+50.327δ’ =15+3=18mm 设计给定δ=24mm显然δ>δ’，故阀盖壁厚设计满足要求 五、阀瓣厚度验算S B ’= D MP +C(见设P432)式中：S B ’—阀瓣计算壁厚(mm)D MP —密封面平均直径(mm) D MP =166（设计给定） K —结构特性系数,K=0.3查表) P —介质工作压力（MPa ）取P=PN=5.0 [бW ]—阀瓣材料许用弯曲应力（MPa ） 查表知 [бW ] = 115.64MPaC —考虑铸造偏差，工艺性和介质腐蚀等因素 而附加的裕量（mm ）S B ’= 166 +C因S B ’-C=19,参照表4-73, C 取3mmS B ’=19+3=22 设计给定S B =23.5 显然 S B >S B ’ 故阀瓣厚度符合要求参考文献《阀门设计手册》 机械工业出版社《材 料 手 册》 机械工业出版社 《机械零件设计手册》 机械工业出版社设计说明与计算过程 结果 δ’ =18mm δ=24mmS B ’=22mm S B =23.5mm。
4-150LB-截止阀设计计算书
设计计算书JS/SAJ F PG1AAJB截止阀（4”-150lb）编制：批准：2014年9月1日目录一、壳体厚度计算 (1)二、阀盖螺纹计算 (2)三、阀座密封面上总作用力及密封比压计算 (2)四、阀杆强度验算 (3)五、填料螺栓计算 (4)六、填料压板计算 (4)参考文献 (4)附录：阀体的有限元应力分析134附录：4”-4500LB截止阀（F92）阀体热应力分析1．结果阀体应力分布和最大应力见图1。
图1. 阀体应力分布图2． 结论F92在610℃时的最大许用应力是75.4MPa （查阅ASEM 锅炉及压力容器规范ⅡD 部分）。
ANSYS WORKBENCH 分析结果显示阀体的最大应力强度是70.4MPa （排除由于ANSYS WORKBENCH 程序造成的应力异常点，这些节点的应力值远大于附近节点的应力值）见图1，小于最大许用应力强度，据此可证明阀体结构设计合格。
四、阀杆强度验算当介质从阀瓣下方流入时：（1） FZF '….. 关闭时，阀杆最大轴向力 FZF '= MZ T L F F Sin α+ MZ F …密封面上总作用力 MZ MJ MF F F F =+ MJ F …密封面处介质作用力 2()4MJ MN M F D b p π=+MN D …密封面内径 设计给定 MN D =100mm M b …密封面宽度 设计给定 M b =9.7mmp …设计压力 设计给定 p=2Mpa2(1009.7)24MJ F π=⨯+⨯=18903.1NMF F …密封面上密封力 ()MF MN M M MF F D b b q π=+MF q …密封面必须比压 由（三）中计算的MF q =5.58Mpa(1009.7)9.7 5.58MF F π=⨯+⨯⨯=18653.59N MZ MJ MF F F F =+=18903.1+18653.59=37556.7NT F … 阀杆与填料摩擦力 T F T F d b p ψ= ψ…无石棉填料系数 查表取ψ=2.28 F d …阀杆直径 设计给定 F d =32mm T b …填料宽度 设计给定T b =8mm T F =2.28×32×8×2=1167.36NL α…螺纹升角，查表3-24（3） 取值346 3.77L α︒︒'==FZF '=37556.7+1167.36×Sin 346︒'=37633.5N FZM '…关闭时阀杆总力矩，FZ FL FT FD M M M M '''=++ FLM '…关闭时阀杆螺纹摩擦力矩，FL FZ FM M F R ''= FM R …关闭时螺纹摩擦半径，查表3-24（3） 取值FM R =3.47mmFLM '=37633.5×3.47=130588.3N.mm FT M …阀杆与填料摩擦力矩32cos 1167.36cos3.7718637.322F FT TL d M F α︒==⨯⨯=N.mm FDM '…关闭时阀杆头部摩擦力矩，0.25FD FJ D MZ M d f F '=FJ d …阀杆头部接触面直径， 2.2FJ d = 0R …球面半径，设计给定0R =98mmE …材料弹性模量，查表3-6取 E=2.11×510Mpa2.2FJ d ==5.7mmD f …阀杆头部摩擦因数，查表3-34（3），取D f =0.30mm0.25 5.70.3037556.7FDM '=⨯⨯⨯=16055.5N.mm FZM '=130588.3+18637.3+16055.5=165281.1N.mm1Nτ'…关闭时I-I 断面扭转应力，11FZN S M W τ''= 1S W …I-I 断面截面系数，查表3-25 取1S W =31253mm1165281.13125Nτ'==52.9Mpa II σ∑… II- II断面合成应力， II σ∑=II Y σ…II- II 断面压应力，II 2FZY S F A σ'=2S A …II- II 断面的截面积，查表3-25（1）取2S A =4662mm II 37633.5466Y σ==80.8Mpa II N τ…II- II 断面扭转应力，II II()FT FDN S M M W τ''+=FDM ''…开启时阀杆头部摩擦力矩，4416055.533FD FD M M '''==⨯=21407.3 N.mm II S W …II- II 断面截面系数，查表3-25 取II S W =28223mmII 18637.321407.32822N τ+==14.2MpaII σ∑=σ∑…III-III断面合成应力，σ∑=III Y σ…III-III 断面压应力，III 3MZY F A σ=3A …III-III 断面截面积，2314A d π=1d …阀杆沉槽直径，设计给定1d =32mm23324A π=⨯=804.22mm III 37556.7804.2Y σ==46.7Mpa III N τ…III-III 断面扭转应力，III IIIFDN S M W τ''=III S W …III-III 断面截面系数，33III 1321616S W d ππ==⨯=6434.03mmIII 21407.36434.0N τ==3.3Mpaσ∑==47.2Mpa阀杆选用Q275，查表3-7，其许用应力为[]Y σ=185Mpa, []N σ=105Mpa,[]σ∑=175Mpa ，[]N τ=105MpaII Y σ≤[]Y σ、III Y σ≤[]Y σ、 II σ∑≤[]σ∑、σ∑≤ []σ∑、1N τ'≤[]N τ、II N τ≤[]N τ、III N τ≤[]N τ因此阀杆材料和直径满足要求。
止回阀设计计算书
止回阀计算书计算数据名称代号计算公式壁厚计算阀体壁厚按API6D-200公称压力PN设计给定公称通径DN设计给定壁厚系数K1设计手册P361附加裕量C设计给定阀体材料许用应力S设计手册P361计算壁厚S B' 1.5*[K1*DN*PN/(2*S-1.2*K1*PN)]计算附加裕量S B"S B'+C密封面上总作用力及计算比压来源：阀门设计计算手册P33密封面上总作用力Q MZ Q MJ密封面处介质作用力Q MJπ(D MN+b M)2P/4密封面内径D MN设计给定密封面宽度b M设计给定计算比压PN设计给定密封面必须比压q MF查表4-10密封面计算比压q Q MZ/π(D MN+b M)b M密封面许用比压[q]查表4-11中法兰螺柱强度验算来源：阀门设计计算手册P65操作下总作用力 Q'Q DJ+Q DF+Q DT最小预紧力Q"Q YJ螺柱计算载荷Q L取Q'或Q"中较大的值2*P/4垫片处介质总作用力Q DJπ*DDP垫片平均直径D DP设计给定垫片上密封力Q DF2π*D DP*B N*m DP*P垫片有效宽度B N查表4-20垫片宽度b DP设计给定垫片系数m DP查表4-21垫片弹性力Q DTη*Q DJ系数η按固定法兰取（0.2）必须预紧力Q YJπ*D DP*B N*q YJ*K DP 密封面预紧比压q YJ查表4-21垫片形状系数K DP按圆形取（1）螺柱拉应力σL Q L/F L螺柱总截面积F L Z*F1螺柱总数量Z设计给定单个螺柱截面积F10.785*d L 螺柱底径d L设计给定许用拉应力[σL]查表4-9中法兰强度验算来源：阀门设计计算手册P71常温时螺柱计算载荷Q L已算常温时比值系数n Q L/[σw]计算载荷Q同Q LⅠ-Ⅰ断面弯曲应力σwⅠQ*l1/WⅠ力臂l1(D1-D m)/2螺柱孔中心圆直径D1设计给定中法兰根径D m设计给定断面系数WⅠπ*D m h2/6中法兰厚度h设计给定Ⅱ-Ⅱ断面弯曲应力σwⅡ0.4Q*lⅡ/WⅡ力臂lⅡl1+(D m-D n)/4计算内径D n设计给定断面系数WⅡπ(D m+D n)(D m-D n)2/48许用弯曲应力[σw]阀门设计手册P254阀盖强度计算来源：阀门设计计算手册P80计算厚度S B(PRK/2[σW])+C计算压力P设计给定内球面半径R设计给定许用弯曲应力[σW]阀门设计手册P254形状系数K查表4-29过渡半径r设计给定附加裕量C设计给定实际厚度S B'设计给定阀瓣强度校核计算厚度S B0.55D MP(P/[σW])1/2+C 密封面平均直径D MP D MN+b M 计算压力P设计给定许用弯曲应力[σW]阀门设计手册P254附加裕量C设计给定实际厚度S B'设计给定计算结果单位备注17.5mm5MPa203mm1.36.3mm118MPa8.673312883mm14.97331288mm189970N189970N214mm6mm因q MF <q<[q];故合格5MPa8MPa71.875MPa150MPa514031.7375N173594.272N514031.7375N291455.7813N272.5mm164284.8MPa6.4mm12.5mm358291.15625N0.2因为σL<［σL］；故合格173594.272N31.7MPa1177.1385637Mpa 2901.8624mm2 16个181.3664mm215.2230Mpa514031.7375N 4248.196178mm2 514031.7375N 44.45420528Mpa21mm332mm290mm 242826.666740mm 96.92623659Mpa32mm246mm 67882.61333121Mpa18.46280992MPa5MPa350mm121mm2mm15MPa4MPa20mm27.596747752205121328。
150LB止回阀设计计算书共7页文档
止回阀设计计算书 2″~12″H44H-150Lb编制: 审核:二○○四年七月三十日浙江永嘉县科维特阀门制造有限公司目 录1.阀体壁厚计算————————————————————22.法兰螺栓强度校核——————————————————23.中法兰强度校算———————————————————44.阀瓣厚度验算————————————————————9一、 阀体壁厚计算：计算公式： C P S dP t cc +-=)2.12.(5.1式中：t －阀体计算壁厚（英寸）； Pc －额定压力等级（磅）；Pc=150 d －公称通径（英寸）；S －材料需要用的应力（磅/平方英寸）S=7000 C －附加余量（英寸）按ANSI B16.34 C=0.1英寸实际确定壁厚≥计算壁厚为合格二、法兰螺栓强度校核 1、栓载荷计算1）操作状态下螺栓载荷(N)Wp=F+Fp （见设P368） 式中Wp —在操作状态下螺栓所受载荷（N ） F —流体静压总轴向力（N ）Fp —操作状态下需要的最小垫片压紧力（N ） 式中D G —为垫片压紧力作用中心圆直径(mm)b —垫片有效密封宽度（mm ） bo —垫片基本密封宽度（mm ） m —为垫片系数, m=3.0(查表)当b 0≤6.4mm 时，b=b 0 D G =垫片接触面的平均直径当b 0＞6.4mm 时，053.2b b D G =垫片接触面的平均直径减2b2）预紧状态下螺栓所受载荷Wa （N ）Wa=πbD G Y式中：Y —垫片比压（MPa ） Y=69MPa(查表)2、螺栓面积计算（1）操作状态下需要的最小螺栓截面积(mm2)式中：[б]t—425℃下螺栓材料的许用应力（MPa）t（2）预紧状态下需要的最小螺栓截面积（mm2）式中：[б]—常温下螺栓材料的许用应力（MPa）查表[б] =[б]t=137.93MPa（3）设计时给定的螺栓总截面积式中：n—为螺栓数量；d min—每一个螺栓的最小直径（mm）。
美标600lb截止阀设计计算书
截止阀设计计算书JSS-2″~12″J41H-600Lb编制: 侯工审核: 总经理2015年永嘉宏业高中压阀门有限公司目录1.阀体壁厚计算————————————————————12.阀杆总轴向力计算——————————————————13.阀杆关闭和开启力矩计算———————————————34.作用在手轮上启闭力—————————————————45.中法兰螺栓强度校核—————————————————46.中法兰强度校算———————————————————67.支架的合成应力计算—————————————————118.阀杆的强度校算———————————————————14一、阀体壁厚计算： 计算公式： C P S dP t cc +-=)2.12.(5.1式中：t －阀体计算壁厚（英寸）； Pc －额定压力等级（磅）；Pc=150 d －公称通径（英寸）；S －材料需要用的应力（磅/平方英寸）S=7000 C －附加余量（英寸）按ANSI B16.34 C=0.1英寸实际确定壁厚≥计算壁厚为合格二、阀杆总轴向力计算1、阀杆直径设计给定d F （参照BS1873选取）2、阀门关闭或开启时的总轴向力 Q ′FZ =Q MF +Q MJ +Q T sin αL Q ″FZ ＝Q MJ ＋Q T sin αL －Q P式中：Q ′FZ —阀门关闭时阀杆总轴向力(N) Q ″FZ —阀门开启时阀杆总轴向力(N) Q MF －密封力 （N ）;Q MJ －关闭时作用在阀瓣上的介质力 （N ）; Q T －阀杆与填料间的摩擦力 （N ）; Q P －介质作用于阀杆上的轴向力（N ）； αL －阀杆螺纹升角。
MF mm mp MF q tg f b D Q )1(sin ααπ+= P D Q mp MJ 24π=P u h d Q T T F T π=P d Q F P 24π=式中：D mp －阀座密封面平均值（mm); b m －密封面宽度 （mm); q MF －密封必需比压（Mpa ）; α－半锥角（°）；(α=30°) f m －锥形密封面摩擦系数。
止回阀新版计算书
qMF=8.5 Mpa
得出:
FMJ=π*（82+3.5）2*2/4=11477 N FMF=π*（82+3.5）*3.5*8.5=7987 N FMZ=11477+7987=19463 N
2.密封面 计算比压q
q= FMZ/[π*(DMN+bM)*bM]
q=19463/(π*(82+3.5)*3.5)=20.7 Mpa
步骤
八、流量系数计 算
计算过程
测得qv=54.25m3/h,Δ P=0.00628bar 根据[3]6.2.1公式Kv=qv(ρ /Δ Pρ 0)1/2 得出 Kv=92.9 根据[4]P12公式（1） Cv=1.156Kv 得出Cv=107.39
结果
备注
参考资料： [1].实用阀门设计手册.陆培文 主编.机械工业出版社 [2].法兰、螺纹和焊接连接的阀门.美国机械工程师学会 [3].BS-EN-1267-1999 阀门水介质流阻测试 [4].API 6D管线和管道阀门规范 第24版 美国石油学会标准
结果
备注
σ WI=F*l1/W1 式中: l1=(D1-Dm)/2=13mm W1=π*Dm*h2/6=28050mm3 (Dm=134,h=20mm) 得出: σ
WI=161748*13/28050=74.9
MPa
σ
WI=74.9MPa
4.II-II断面弯曲 应力σWII σ WII=0.4*F*l2/WII 式中: l2=l1+(Dm-Dn)/4=13+32/4=21mm WII=(π/6)*[(Dm+Dn)/2]*[(Dm-Dn)/2]2 WII=(π/6)*[(134+102)/2]*[(134-102)/2]2 =15809mm3 得出: σ WII=0.4*161748*21/15809=85.9MPa σ σ
毕业设计止回阀的设计与分析
毕业设计任务书…………..………………………………………………….……...Ⅰ
毕业设计开题报告……………………………………..…………………………....Ⅱ
指导老师审查意见…………………………………………………………………..Ⅲ
4.1.1止回阀铸件的检查……………………………………………….…27
4.1.2止回阀主要尺寸的检查………………………………………….…28
4.1.3止回阀清洁度的检查………………………………………………..28
4.2止回阀的压力试验………………………………………………………..…29
4.2.1阀体的壳体试验………………………………………………..……….…30
3.7填料压盖的设计………………………………………………..……………24
3.8强度验算………………………………………………………..……..…..…24
4止回阀的检查和试验…………………………………………………………...…27
4.1止回阀的检查……………………………………………………………..…27
【关键词】：强度；阀体；阀盖；阀瓣；密封副
65X35Check valve design and analysis
Student: HeHui, College ofMechanical Engineering
Supervisor:LiMei-Qiu, College ofMechanical Engineering
从流体瞬变运动的角度看；对于止回阀的要求下只在动力中断时能够开启或关闭，而且应根据管路中的流动状况对启闭速度有一定的要求。不适当的启闭速度将引起系统管路中的压力突然升高或下降，当压力的上升值足够大时就会引起管子的破裂。为保证系统安全，必须合理选择止回阀的结构形式和关闭曲线，使其起到防水锤的作用。本文研究了止回阀在供热系统中的防水锤作用，建立了止回阀启闭时的边界条件，分析了普通止回阀的缺陷和防水锤止回阀的特性，研究了优化关闭特性消除水锤和防止水泵倒转的机理，得出有实际意义的结论，对于在系统管路中正确选择和使用止回阀具有指导意义。
闸阀 强度计算书
1.阀体强度校核为保证密封面密封，又要保证材料不被挤坏，必须满足下式q - 实际计算比压，MPa ；[q]- 密封面材料的许用比压，MPa ；查表4-66…………[2-P428]b M —密封面宽度，mm ；a—半锥角；f M —锥形密封面摩擦系数；查表4-69…………[2-P429]由以上公式推导： P（d+b M ）/b M =4Sin(a)(1+f M /tg(a))q由以上知：t B ′-C=0.63，查表，C=5，所以：t B ′=5+0.63=5.63；实际采用壁厚：t B；t B ′＜t B ;（见图纸）结论：壁厚满足要求。
公式：Q MF = π（d+b M ）b M Sin(a)(1+f M /tg(a))q MF ；…………[2-P429]式中：Q MJ —阀座密封面介质力（N ）；Q MJ =π/4P(d+b M )2d—阀座密封面内径 （㎜）；2.阀座密封面比压校核上式可以转换为：Q MJ = π（d+b M ）b M Sin(a)(1+f M /tg(a))q ；公式：q MF <q<[q]；…………[2-P425]式中: q MF - 保证密封所需的密封比压，MPa ；C -附加裕量；查表4-14………[2-P358]实际壁厚t 依据API 600标准，查表1………[4-P3],取t =8.6（mm）D N –计算直径，mm ；[бL ]—许用拉应力，Mpa ；取n s =2.3 ，n b =4.25，P=2Mpa 。
式中: [бL ]—材料的许用应力, Mpa ，[б]取 бS /n s 与бb /n b 两者较小的值；取 бS =250 Mpa，бb =485Mpa。
………[3-P177]本设计计算书主要对升降止回阀强度及螺栓承载能力进行计算阀体由中腔、进口和出口管端三个部分组成,这三个部分比较,中腔尺寸大于进口和出口端进、出口端尺寸按API 标准设计,无需计算,因此,阀体壁厚的验算只对中腔部分进行。
止回阀流量系数测量
止回阀流量系数测量试验方案
1． 流量系数（Cv ）和流阻系数（ξ）分析
根据定义，阀门流量系数Cv 值可按下式计算：
28
106
⨯=Av Cv （m2） （1） 5
.02⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛=ξA Av （m2） （2） 两式合并得： 28
10265.0⨯⎪
⎪⎭
⎫ ⎝⎛=ξA Cv （m2） （3） 其中： ()2221091.425.04
4-⨯=⨯==ππ
i D A （m2） 根据阀门设计要求，当阀门2900=Cv （m2）时，代入（3）式得：
()()731.02810222
6=⨯⨯⨯=Cv A ξ
当水温为40℃，2.992=ρkg/m3，流量为400m3/h 时，阀门压降为：
ρξ2
2
v P =∆ （kPa ） （4） 其中：263.26.31.49400=⨯=v m/s ，代入（4）式得：
857.1=∆P （kPa ）
此时，雷诺数为：
5610585.810659.025.0263.2Re ⨯=⨯⨯==-υ
vd
当水温为60℃时，雷诺数为： 6610184.110478.025.0263.2Re ⨯=⨯⨯=
=-υvd 从上述两种水温下，雷诺数基本接近第二自模区，即阀门的阻力系数与雷诺数关系不大，因此流量系数Cv 值可以根据试验测到的ξ值，代入公式（3）计算得到。
2． 阀门压力损失估算
管道阻力系数：
()01.010585.8314.0Re 314.025.0525.0=⨯==λ 管道沿程损失：
54.02.9922263.225.03.501.0222=⨯⨯⨯=⋅=∆ρλD v L P g （kPa ） 阀门压力损失：
g z f P P P ∆-∆=∆。
止回阀计算表-新EN
117.24
1、The calculation of body chamber
D
Inner diameter of chamber in mm
232
C
Minimum positive tolerance in mm
For cast steel: C=5mm
For forge steel or stainless steel: C=2.5mm
11.4
t
Applicable working temperature in℃
415.3
f
Allowable stress, determined on the following basis:
ASME CODE SECTION Ⅱ PART D
ASME：Maximum allowable stress S is 117.24 MPa with the method of interpolation at 415.3℃，therefore
5
Tmin
Calculated minimum thickness of chamber in mm
Tmin=(D×P)/(2×f+ P)+C
8
T1
Actual thickness of chamber in mm
9.
W.P
Calculated working pressure in MPa
W.P=2f(T1-C)/(D-T1+C)
32.1
t
Applicable working temperature in℃
550
f
Allowable stress, determined on the following basis:
【doc】旋启止回阀水击分析与计算
旋启止回阀水击分析与计算2003焦后勤工程学院第3期AnAnalysisandCalculationofWaterhammerforSwingNon-returnValve术YONGQiwei1,PUJianing,HUANGLei2(1.Dept.ofPetroleumSupplyEng.,LEU,Chongqing400016,China;2.Dept.ofScience&Research,LEU,Chongqing400016,China) ABSTRACTInpipelinesystems,non—returnvalvesareimportantvalves,ofwhich swingnon—returnvalvesaremostwidelyused.However,theclosureofthem,becauseof pumppowerfailure,mayprovokeseriousturbulence.Itisveryimportantandessentialfor pipelinesystemstocorrectlypredictandcalculatethesurgepressureduetotheclosureof non—retumvalves.Firstly,thesolutionofdifferentialequationsgoverningthemovementof theclackofswingnon—returnvalveisderived,andthesurgepressureiscomputedby characteristicsmethod.Secondly,forthepurposeofsimplification,anapproximativeand applicablemethodforcalculatingtheclosurepressureisputforwardbymakingUSeofthe dynamiccharacteristicsofswingnon—retumvalve.Allthesecouldbeofreferencedvalueto theengineeringdesignandselectionofnon—-returnvalves.Keywordsswingnon-returnvalve;waterhammer;characteristicsmethod;dynamiccharact eristicCLCnumber:TP34Documentcode:A1IntroductionNon—retumvalvesareimportantvalves,inhydropower,petroleum,chemicalandwatersupply industries,forpreventingthepumpreverserotationcausedbyreversedflowduetopowerfailu re?However.theclosureofnon—retumvalveitselfwillprovokeseriousturbulence.Andtheresultedsurgepressurewillbeseveraltimes,evenovertentimeslargerthanthenormaloperatingpressure.T hiswillbedisastrous.SixteenpercentoftheaccidentsthattookplaceinBritishCentralPowerPlantare causedbynon—returnvalvestl1.Therefore,itisveryimportantforensuringthesafetyofpipelinesoperationto correcdycalculatethemaximumsurgepressure.2CharacteristicsMethodInacommonwatersupplypipelinesystem,whenthepumpisshutdownaccidentally,thenon —returnvalveinstalledontheoutletofpumpstationwillclackgraduallycloseinthedecelerating positiveflow,andtheclosingspeedprompdyincreaseswhenacceleratingreverseflowOCC Ursashorttimeafter.Atthecriticalmomentwhenthenon—returnvalveisfullyclosed,thereverseflowis 本文在第二届国际水击会议上交流,2003—07,美国夏威夷收稿日期:2003-03-27雍歧卫(1967-),男,四川南充人,副教授,博士生,从事管道输送理论及装备研究.后勤工程学院2003年suddenlystoppedanditsvelocitybecomeszero.Averylargepressureriseoccursatthenon—-returnvalveduetothefluidsinertia. Onceanon—returnvalvewasinstalledintoapipeline,itbecomesacomponentofthewhole hydraulicsystemanditsclacksmovementwillbeinfluencedbytheinstantaneousflow.Tocal culatetheclosuresurgepressure,thetransientmathematicalmodelsmustbesetupforthewholehydr aulicsystem,andmaybesolvedaccordingtohydraulictransienttheory. Onthebaseoftransienttheory,thetransientflowequationsofahorizontalpipecarlbedescribe dapproximatelyasfollowing~2Zl:faH/O+(1/gA)aQ/ot+fQIQI=0loH/Oz+(c)aQ/o:o()Eqs.(1)canbetransformedtotwopairsofcharacteristicsequationswhicharegroupedand identifiedasCandC—equations.f/dt=+cr?+JI(c/)dQ+dH+fQIQIcdt=0f/dt=一c乙I(c/)dQ—dH+fQIQI?一cdt:0 Theinitialandboundaryconditionsforapipelineinstalledavalveononeendale(2)(3)Q0==Q面s0,/2go(4)Q=Qo1H—Ho/Ho(5,}where,HandQ——pressureheadandvolumeflow,A—areaofpipecrosssection,c——propagationvelocityofwaterhammerwave,ctionalcoefficient,m—f】owstateindex,So——al'eaoftheclacksopening,一r—zem—dimensionalparameteroftheclack'sopening,g———-gravitationalacceleration,(——_.|ischargefactor,subscript0——initialconditions. Ontheotherhand,themotionequationsofaswingvalveclackinreverseflow(showninFig.1), ignoringthefrictionalmoment,canbeexpressedasJ?d仅/dt2=_1一(6)Ms=【(P一P)/PCOS仅(7)M1=coPS1L1sin仅?/2(8)M2=coP.s2sinot?/2(9)whereJ——inertiaofvalveclackandotherclackandpipe(radian),——舯vitationalandbuoyantmomentofclack,M1and2——uidimpactmoment,Co—ragcoefficient,supposingit'sunityatallclackpositions,月——velocityofreverseflow,P———densityofclack,P———densityofliquid,my———massofclack,S1and.sr—一areas oftwopartsofclack,…OO,L1——O01,2——OO2'o—mtationalaxiscenterofclack,Orotaryparts,otangularbetweentheaxesofv且—卜-----—一…一.—..…..—centroidofclack,0】and0r—centroidsofFig?1Movementofvalvedack twopartsofclack.SubstitutingEqs.(2),Eqs.(3)andEq.【4)intoEqs.(1),yieldsJ?dot/diE=_[(P一P)/P.上COS仅+coPS1L1sinotV月2/2一coPS2L2sinotVR2/2 Supposing0=arctan{Lgm~[(P一P)/P/【cl0PVR2(L1S1一12)/2])inreverseflow(10)第3期雍岐卫等旋启止回阀水击分析与计算z__7,l2_(P,一P)2/PcP(L.S广2s2),4]忱weget:sin(+o)=(/z)?d2/dr(11)sincesin(+o)=sin~0+COS(I)0--(2/21)sin~0+…andtheinitiallimitansleofvalveclack一0.andinreverseflowthevalveclackisneartoclosure,thevarietyofissmall,sosin(+o)≈therefored/一(Z/J)?=O(12)rI1lesolutionofEq.(12)is=Clsh,/Z/Jt+C2ch,/Z/Jt(13)inwhich,ClandC2arependingconstants.Theinitialconditionsaret=0,=,da/dt=Otherefore=och~/-Z/Jt(14)Consequently,thezero-dimensionalparameter下oftheclacksopeningcanbecalculatedaccordingtothevarietyofclack'sareaasfollows:下=Ca(A0-A)/C由Ao=Ao(1-sin),Ao=[1-sin('h\//Jt)】(15)whereA旷——叫虹℃aoftheclack,A——呻rojectiveareaoftheclack,C/C由,zero—dimensionaldischargefactor,aknowncurveforacertainvalvet21.Withtheaidofcomputer,wemaygetthepressurewavecurvethroughcombinativesolvingEq.(15)andEqs.(2)-(5)bycharacteristicsmethod.Acomputingandexperimentalresultsforaswingn on—returnvalvearedemonstratedinFig.2.Itisshownthatthecalculatedandmeasuredsurgepressurecur veatthedownstreamofthenon-returnvalvebecauseofpumpfailureisagreementonthewhole.3ApproximativeCalculationUnfortunately,themethodmentionedaboveistoosophisticatedtohe印phedinengineering practice,soitisnecessarytoputforwardasimpleapproach.Aswellknown,thepressurerisecausedbynon-returnvalveclosurecanhedirectlycalculated byequation:AH=c,g(16)where,A—SSUrerise,广instantaneousvelocityonreverseflowbeingstopped. Apparently,thekeytocalculatingAHliesonthecalculationofAccordingtoRef.[4】,therelationshipbetweenandreverseflowaccelerationdVIdt,=, (dV/dt),expressesthedynamiccharacteristicsofnon-returnvalves,whichmainlydependon then0n—returnvalvesstructureandsteady-stateopening.Foracertaintypeofnon-returnvalve,itsdyn amiccharacteristicisobviouslydifferentwitlldifferentsteady-stateopening,however,itisexclusi vewhenthevalveisfullyopen(=)insteadyflow.Thecharacteristicinthissituation,calledinherent characteristicorsimplydynamiccharacteristic,canhetestbyexperiments(usuallyprovided bymanufacturers).Fig.3showssomeexamplest41. Withtheaidofthedynamiccharacteristicofanon-returnvalve.aslongasthevalueofdV/dtis known,wecangeteasily.Now,thekeyproblemistocalculatedV/dt.Forsimplicity.thenon—returnvalve'sheadlossandpumpsinertiaeffectsareignored.Assuming thattheheadlossofequivalentpipesegmentinreversedflowremainsconstant,themomentu mequation后勤工程学院2003年2?0l?5譬0.5r/S2302468l0l2l416l820dV|乱|m.ng.2缸.diag飕m.fn.张Ive…Dyl姗ic暾ics.fnon-return1-calculationresult2-experimentresultrtg.~w心惜l删眦cⅡ眦IuI.''m'口ofreverseflow,accordingtoNewton'ssecondlaw,canbeexpressedasJDg△+广广Pg=PIdV/&(17)where△——七quivalentpipesegmentheaddrop,——-localatmosphericpressure,一downstreampressureofnon-returnvalve.hctionallossinreversedflow,1=equivalentpipe segmentlength.Generally,(P)isfarlessthanpgAIt",thuscanbeomittedfromEq.(17),thereforedVIdt=Att'gI1(18)△and1canbedeterminedinrespectofdifferentpipelinesystem.Fig.4(a)and(b)showacommonsingle-pumppipelinesystemandparallel—pumppipelinesystemrespectively,forexample.Intheformercase,AWequalstheelevationdifferencebetweenthe waterlevelsofupstreamanddownstreamreservoir,andLreferstothelengthofwholepipeline.Inthe lattercase,AH"representstheoperatingpump'sheadswithonepumpshutdown,andListhetotallen gtl1ofstoppedpump'sinletandoutletpipes.(a)(b)Fig.4Twopressurizedliquidsupplypipeline$y~.elns4ExamplesofApproximativeCalculationSupposethataDN200non-returnvalveisfixedbethin(a)and(b)system.Incase(a),AW=210m,andZ=350m.Incase(b),theliftofeachpumpis80mandthetotallengthof suctionanddischargepipeequals60m.Forsystem(a),substitutetheknownparametersintoEq.(18),wehavedVIdt=21Ox9.81/350=5.9m/s2forsystem(b),d=80x9.81/60=13.1m/sThenthevaluesof—canbeachievedfromFig-3:y:ll=o.59m/s吃=1.91m/s::¨¨%¨第3期雍岐卫等旋启止回阀水击分析与计算Substitutethesevaluesandc=l100m/stoEq.(16),wegetAHl=O.59xl100/9.81=67.3mAH2=I.91xl100/9.81=213m Fromthecalculations,it'seasytonoticethatthesurgepressureinparallel-pumppipelinesyste mismuchhigherthanthatofsingle-pumppipelinesystem.Thereasonisthattheequivalentpipel engthisshorterinthelattercase.Inmultiplepumpssystem,thesurgepressurecausedbyvalveclosur eismuchhigherthanthepressureprovidedbyapump,eventhereisonlyonepumpshuttingdown. Soapump'sfailurewillinevitablyaffectotherpumps.Fromthisaspect,wecansaythatthemultiple pumpssystemislessreliablethansinglepumpsystem,ofcourse,asyntheticreliabilityevaluationsho uldbedonebeforesuchaconclusioniSmade. Usingtheabovesimplificationmethod,theresultedvalueofAHislargerthanrealvalue,forth einertiaofpumpandfrictionlossesofpipealeneglected.Therefore,thisisareliablewaytoevalu atethesafetyofpipelineinengineeringpractice.5ConclusionBasedonhydraulictransienttheory,thesurgepressureoriginatedfromnon—retllnlvalveclosureisanalyzedandcalculated,andasimplemethodforcomputingthepressureisproposed.Allthes emaybereferablefornon—returnvalveoptimaldesign,structureimprovement,appropriateselection,andensuring thesafetyofwholepipelinesystem.References【1】WilkinsonDH,DartnellLM.WaterHammpxPhenomenainThermalPowerStationFeedWa terSystem.Pine.1stofMeekEnd_;Jan..1980,194.【2】W#eEB,StreeterVLFluidTransient(CorrectedEdition).Febhe8s.Michigan,1983.31--63. 【3】PuJianing.AnalysisandControlofWaterHammerinHpellnas(inChinese),MechanicalInd ustrytress,ing'1991?54-115?[41PmvoostGA.ACriticalAnalysistoDetermineDynamicCharacteristicofNon-returnV al ves..4thInt.Conf.0nPremnesurge~1983?旋启止回阀水击分析与计算雍岐卫,蒲家宁,黄磊2(1.后勤工程学院军事供油工程系,重庆400016;2.后勤工程学院科研部,重庆400016)摘要在管道输送系统中,止回阀是重要的阀门之一,其中,旋启止回阀最为常用.众所周知.由于泵机组故障停机或断电,止回阀的突然关闭可能会引起严重的水击.正确分析,预估和计算其关阀水击压力升值对管道系统的安全十分重要.首先,建立了旋启止回阀阀辩的运动微分方程,根据管流瞬变理论,利用特征线法进行了数值求解;其次,利用旋启止回阀的动态特性曲线.提出了一种简单适用的关阀水击压力近似计算法.对止回阀的正确选择和工程设计均具有一定的参考价值.关键词旋启止回阀;水击;特征线法;动态特性中图分类号:TP34文献标识码:A。
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结论：n'S＞1.25
合格
计 算 书
型 号 零件名称 材料牌号 计算内容 DN
序号 名 称 符号
表5
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H***H-***LB 中法兰连接螺栓 B7 高温时强度验算 **"
式中符号
简图
公
式
"
单位
计 算 数 据
#VALUE! #VALUE! #VALUE! 18.00 425.00 *** #VALUE! 382.50 364.50 #VALUE! *** ** #VALUE! *** #VALUE! #VALUE! 490.00
计算数据
#VALUE! #VALUE! ** ** ** ** #VALUE! 80.00
M
1 2 3 4 5 6 7 8 密封面上总作用力 密封面处介质作用力 密封面内径 密封面宽度 计算压力 密封面必须比压 密封面计算比压 密封面许用比压 π /4*(DMN+bM) P 设计给定 设计给定 设计给定 查表4-10
计 算 书
型 号 零件名称 材料牌号 计算内容 DN
序号 名 称
符号
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第
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H***H-***LB 阀 体 WCB 壁 厚 **"
式中符号
简图
公
式
单位
mm Mpa mm Mpa mm mm
计算数据
#VALUE! ** ** 82.00 ** **
T
1 2 3 4 5 6 计算厚度 计算压力 计算内径 许用拉应力 腐蚀余量 实际厚度 S'B P DN [σ L] C SB P· DN/(2.3[σ L]-P)+C 设计给定 设计给定 查表4-3 设计给定 设计给定
垫片弹性力
DDP P QDF BN bDP mDP QDT η QYJ qYJ KDP σ
L
设计给定 设计给定 2π DDP*BN*mDP*P 查表4-20(根据bDP) 设计给定 查表4-21 η QDJ 按固定法兰取(0.2) π DDP*BN*qYJ*KDP 查表4-21 按圆形取(1) QL/(Z*F1) Z*F1 设计给定 查表4-9(根据dL) 设计给定 查表4-9(根据dL) π D1/Z*dL 设计给定
S3
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 螺栓计算载荷 常温时螺栓计算载荷 高温时螺栓温度变形力 高温时温度差 介质工作温度 材料线胀系数 螺栓计算长度 中法兰温度 螺栓温度 螺栓总截面积 螺栓材料弹性系数 垫片厚度 垫片面积 垫片材料弹性系数 螺栓拉应力 安全系数 屈服极限 σ "L n"s (σ s）"tL Q"LZ QLZ Q"t △t" t α L t"F t"L FL E"L δ DP FDP EDP QLZ+Q t 序号S1-3
FL EL FDP DDP bDP EDP σ 'L n'S (σ s）'tL
序号S1-8 查表4-8(根据t'L) π DDPbDP 设计给定 设计给定 查表4-21 Q'LZ/FL (σ s）'tL/σ ’L 查表4-8(根据t'L)
mm2 MPa mm2 mm mm Mpa Mpa Mpa
#VALUE! *** #VALUE! ** ** *** #VALUE! #VALUE! 585
S2
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 螺栓计算载荷 常温时螺栓计算载荷
初加温时螺栓温度变形力
Q'LZ QLZ Qt △t' t α L h δ DP t'F t'L
'
QLZ+Q't 序号S1-3
△t'α L/（L/FL*EL+δ
DP /FDP* EDP ）
N N N ℃ ℃ 1/℃ mm mm mm ℃ ℃
初加温时温度差 介质工作温度 材料线胀 系数 螺栓计算长度 中法兰厚度 垫片厚度 中法兰温度 螺栓温度
查表4-22(根据t) 设计给定 查表4-8(根据t'L) 2h+δ DP 设计给定 设计给定 0.5t t'F-△t'
12 13 14 15 16 17 18 19 20
螺栓总截面积 螺栓材料弹性系数 垫片面积 垫片平均直径 垫片宽度 垫片材料弹性系 螺栓拉应力 安全系数 屈服极限
S1
1 2 3 4 操作下总作用力
最小预紧力
螺栓计算载荷 垫片处介质作用力
Q' Q" QL QDJ
QDJ+QDF+QDT QYJ 取Q'或Q"中较大值 π /4*D2DP*P
N N N N
5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23
垫片平均直径 计算压力 垫片上密封力 垫片有 效宽度 垫片宽度 垫片系数
QMZ/〔π (DMN+bM)bM〕
查表4-11
结论:
qMF＜q＜〔q〕
计 算 书
型 号 零件名称 材料牌号 计算内容 DN
序号 名 称 符号
表3
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H***H-***LB 中法兰连接螺栓 B7 常温时强度验算 **"
式中符号
简图
公
式
单位
计算数据
#VALUE! #VALUE! #VALUE! #VALUE!
结论:
SB＞S'B
合格
计 算 书
型 号 零件名称 材料牌号 计算内容
H***H-***LB 阀 座 20+HF
密封面上总作用力及计算比压
表2
共
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页
简图
简图 DN
序号 名 称 符号
QMZ QMJ DMN bM P qMF q 〔q〕
式中符号
**"
公
QMJ
式
2
单位
N N mm mm Mpa Mpa Mpa Mpa
mm Mpa N mm mm N N MPa MPa mm2 个 mm mm Mpa mm
2
** ** #VALUE! ** ** ** #VALUE! 0.2 #VALUE! ** 1 #VALUE! #VALUE! ** ** ** 220 #VALUE! **
系数 必须预紧力 密封面预紧比压 垫片形状系数 螺栓拉应力 螺栓总截面积 螺栓数量 单个螺栓截面积 螺栓直径 许用拉应力 螺栓间距与直径比 螺栓孔中心圆直径
FL Z F1 dL 〔σ L〕 LJ D1 合格
结论：σ L＜〔σ 〕
2.7＜LJ ＜4
计 算 书
型 号 零件名称 材料牌号 计算内容 DN
序号 名 称
表4
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页
H***H-***LB 中法兰连接螺栓 B7 初加温时强度验算 **"
符号
式符号
简图
公
式
单位
计算数据
#VALUE! #VALUE! #VALUE! 72.5 425 0.0000126 #VALUE! ** ** 212.5 140