蒸汽缓冲罐计算书

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储罐设计计算书

hw t1 d1 / ψw mL m M1 ξ σ
GB50191-93 (19.2.6) GB50191-93 (19.2.6-2) GB50191-93 (19.2.7) GB50191-93 (19.2.7) GB50191-93 (19.2.9) 见图见图 2013-8-15
Pa N N
N / A + CLM1 / W Σ Gi 9367 x 9.81
s3 s4 s5 s6 s6
计算公式
来源
c. 第3圈罐壁板规格厚度 d. 第4圈罐壁板规格厚度 e. 第5圈罐壁板规格厚度 f. 第6圈罐壁板规格厚度 2 顶圈罐壁板的规格厚度 3 各圈罐壁板的实际高度 a. 第1圈罐壁板实际高度 b. 第2圈罐壁板实际高度 c. 第3圈罐壁板实际高度 d. 第4圈罐壁板实际高度 e. 第5圈罐壁板实际高度 4 各圈罐壁板的当量高度 a. 第1圈罐壁板当量高度 b. 第2圈罐壁板当量高度 c. 第3圈罐壁板当量高度 d. 第4圈罐壁板当量高度 e. 第5圈罐壁板当量高度 5 6 7 罐壁筒体的当量高度罐壁筒体的临界压力罐壁筒体的设计外压 a. 设计负压 8 9 设计者:高鹏罐壁加强圈数量罐壁加强圈至包边角钢的实际距离
罐壁,罐顶,保温层等自重标准值和雪荷载标准值的50%之和 (a1). 罐壁自重标准值设计者:高鹏
G G1 第6页
典型设计
储罐设计计算书
144823838.xls
序号
名
称
符号
G2 G3 G4 r S N t1 d1 A CL W [σ c r] E /
单位
N N N m m2 N m m m / m3 Pa Pa Pa σ 1 - [σ
HO - Σ ( h1 ~ h2 ) HO - Σ ( h1 ~ h3 ) HO - Σ ( h1 ~ h4 ) HO - Σ ( h1 ~ h5 ) 0.0049[ρ 1D(Hi - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 0.0049[ρ 1D(H1 - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 0.0049[ρ 1D(H2 - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 0.0049[ρ 1D(H3 - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 0.0049[ρ 1D(H4 - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 0.0049[ρ 1D(H5 - 0.3)]/[[σ ]φ ] + C + C1 2013-8-15 SH3046-92 (5.3.1-1)

2019化工设备蒸汽过热炉三角形钢管悬挑脚手架计算书

蒸汽过热炉三角形钢管悬挑脚手架计算书计算依据：1、《建筑施工扣件式钢管脚手架安全技术规范》JGJ130-20112、《建筑结构荷载规范》GB50009-20123、《钢结构设计规范》GB50017-2003一、参数信息本工程结构作业平台宽0.9m，下部每隔3.5m设置连墙件，连墙件下部两根钢管斜撑，上部设置2A16钢丝绳斜拉（钢丝绳不做计算，只为安全考虑），悬挑架立杆上下两端设置防滑扣，作业平台应满铺脚手板。

上部荷载按照悬挑脚手架荷载进行计算。

1.脚手架参数作业平台栏杆高度为1.2 m；搭设尺寸为：立杆的纵距（平台横杆间距）为1.2m，立杆的横距0.9 m，中栏杆的间距为0.6 m；内排架距离墙长度为0.25m；横向水平杆在上，搭接在纵向水平杆上的横向水平杆根数为2 根；三角形钢管支撑点竖向距离为2.00 m；采用的镀锌钢管类型为Φ48×3.5；横杆与立杆连接方式为双扣件；取扣件抗滑承载力系数 0.80；连墙件布置取水平间距3.5 m，采用扣件连接；连墙件连接方式为双扣件；2.活荷载参数施工均布荷载(kN/m2)：3.000；脚手架用途：钢结构作业脚手架；同时施工层数：1 层；3.风荷载参数本工程地处福建漳浦县，查荷载规范基本风压为0.400kN/m2，风压高度变化系数μz 为0.920，风荷载体型系数μs为1.254；计算中考虑风荷载作用；4.静荷载参数脚手板自重标准值(kN/m2):0.300；栏杆挡脚板自重标准值(kN/m):0.160；安全设施与安全网自重标准值(kN/m2):0.005；脚手板铺设层数:1 层；脚手板类别:冲压钢脚手板；栏杆挡板类别:冲压钢脚手板挡板；二、小横杆的计算小横杆按照简支梁进行强度和挠度计算，小横杆在大横杆的上面。

按照小横杆上面的脚手板和活荷载作为均布荷载计算小横杆的最大弯矩和变形。

1.均布荷载值计算小横杆的自重标准值: P1= 0.038kN/m ；脚手板的荷载标准值: P2= 0.3×1.2/3=0.12kN/m ；活荷载标准值: Q=3×1.2/3=1.2kN/m；荷载的计算值: q=1.2×0.038+1.2×0.12+1.4×1.2=1.87kN/m；小横杆计算简图2.强度计算最大弯矩考虑为简支梁均布荷载作用下的弯矩，计算公式如下:M qmax=ql2/8最大弯矩 M qmax =1.87×0.52/8=0.058kN·m；最大应力计算值σ=M qmax/W =11.504N/mm2；小横杆的最大弯曲应力σ =11.504N/mm2小于小横杆的抗弯强度设计值[f]=205N/mm2，满足要求！3.挠度计算最大挠度考虑为简支梁均布荷载作用下的挠度荷载标准值q=0.038+0.12+1.2=1.358kN/m ；νqmax=5ql4/384EI最大挠度ν=5.0×1.358×5004/(384×2.06×105×121900)=0.044 mm；小横杆的最大挠度 0.044 mm 小于小横杆的最大容许挠度 500 / 150=3.333 与10 mm，满足要求！三、大横杆的计算大横杆按照三跨连续梁进行强度和挠度计算，小横杆在大横杆的上面。

5万风量活性炭吸附及在线脱附催化燃烧工程计算书

况）脱附风机全压
KW kW m3/h Pa
风机选型计算
761 20 1.005 1.205 817 761
18 4 18 4
6
5
2
96 13 12.52 13 0.004 72 4 0.576 0.022 101 600 500 20 0.45
5% 52500 3000
90%
48.61 55.00 2100 3500
mg/m³ 0.00 200.00 0.00
0
质量浓度（标况） mg/Nm3
0
214.652
0
0
体积浓度（设计温度）
%
0 0.00601
0
0
热值
kJ/mol 3303 3918
4598
热值
kJ/kg 42346 48975 43377.4 0
混合气体热值
kJ/kg
48975
混合气体摩尔质量
g/mol
℃ mg/m3 mg/Nm3
ppm ppm m3/h m3/h Nm3/h
脱附风量计算
脱附风停留时间
缓冲罐容积（计算值）
缓冲罐直径
缓冲罐高度
缓冲罐实际容积
温度
比热
缓冲罐出口热风
密度
风量
s m3 mm mm m3 ℃ kJ/kg·K kg/m3 m3/h Nm3/h
温度
℃
缓冲罐进比热口热风密度风量
吸附床尺寸计算
吸附床总数量
个
3
吸附数量
个
2
脱附数量
个
1
蜂窝活性炭空速
m/s
单个吸附床迎风面积计算值
m2
吸附床规
长

蒸汽加热器热力计算书

13
裕度
η
设计选取
1.26
14
实际布置换热面积
H′
m2
1961.8
六
风侧阻力计算
1
风侧阻力
ΔP
0.66Zwm1.725/ρ2.325
183.4
设计工况下
2
管排数
设计确定
12
3
空气平均密度
ρ
Kg/m3
查表得
0.972
平均温度下
4
质量流速
wm
Kg/sm2
V2/ f
5.95
5
质量流量
V2
Kg/s
25.2
※结论：锅炉运行时，当暖风器入口温度为20℃时，可以满足出口温度160℃的工况运行要求。
45.6
2
空气侧翅片面积与空气侧总面积之比
Hрб
/
(D/d)2-1
(D/d)2-1+2(sрб/d-δ/d)
0.9422
3
空气侧无翅片面积与总面0.05775
4
翅片表面不均匀性系数
ψρσ
0.85
5
金属翅片的导热系数
λм
Kcal/mh℃
查表得
150
6
污染系数
ε
查表得
0
7
形状系数
558.8
9
蒸汽消耗量
Kg/h
Qb/Δi
5500.0
四
温压计算
1
过热段温压
Δtб
℃
80.2
2
饱热段温压
Δtм
℃
51.0
3
几何平均温压
Δt
℃
56.3
五
传热计算

蒸汽加热器热力计算书

8
平均斜向相对节距
S'
mm
(S12/4+ S22)0.5
60.5
9
光管有效长度
l
mm
设计选取
2700
10
翅片数
n
l /Sp6
1080
11
每组翅片管排列数
第一排40根，第二排39根
第三排40根
12
串联组数
组
4
13
翅片管总数
艺n
根
(41+40+41)X4
488
14
沿空气流向布置管排数
Z
排
4X3
12
15
单根翅片管表面积
12
传热面积
H
2m
Qb/a'p"
1555.4
13
裕度
n
设计选取
1.26
14
头六
风侧阻力计算
1
风侧阻力
△P
Pa
a ccr1.725 ■2.325
0.66Zwm/p
183.4
设计工况下
2
管排数
Z
排
设计确定
12
3
空气平均密度
P
K/n?
查表得
0.972
平均温
度下
4
质量流速
wm
Kcal/kg
・・ !i- i
558.8
9
蒸汽消耗量
D
Kg/h
Q/△i
5500.0
四
温压计算
1
过热段温压
△仁
c
80.2
2
饱热段温压
△tM
c
51.0

蒸汽系统管径计算0420

1
79.8
80
1.00
LSC15004
1
95.9
100
0.92
LSC15005
1
114.4 150
0.58
LSC15006
1
109.7 150
0.53
LSC15007
1
109.7 150
0.53
LSC15009
1
144.9 150
0.93
LSC15010
1
74.6
80
0.87
BW15005
条件人
蒸汽系统图(蒸汽制备)管径计算书
20920 2900 15325 20526 6000 14526 1124 37015 38139 3037 2947 5984 8884 8884
蒸汽系统图(氧化装置)管径计算书
压力温度密度保温流速
管径 (mm)
MPa
℃
kg/m3
伴热
m/s
计算实际
2.2
260
11
30
149.7 150
实际流速
m/s 18.38 21.84 19.17
备注
MS15001 MS15002 LS15001
4
1#低压蒸汽 20910
1.2
187
6.1
5
1#低压蒸汽 15325
1.2
187
6.1
6
1#低压蒸汽 4300
1.2
187
6.1
7
2#低压蒸汽 57263
0.7
164
3.6
8
2#低压蒸汽 14526
595.6 600
0.1

氮气缓冲罐计算书

DESIGN CALCULATION SHEETFOR NITROGEN BUFFER TANK氮气缓冲罐设计计算书Design Code: ASME Code Section ⅧDivision 12013 Edition设计规范：ASME 2013版第Ⅷ卷第1册Prepared:______________ Date:_____________设计日期Reviewed :______________ Date:_____________审核日期Approved:_______________ Date:_____________批准日期Accepted:_______________ Date:_____________认可日期CNOOC EnerTech Equipment Technology Co.Ltd中海油能源发展装备技术有限公司CONTENT 目录Cover 封面 (1)Content 目录 (2)1. Design parameters and the condition (4)设计参数和条件2. Main material and allowable stresses (5)主要的材料选择及其许用应力3. Strength Calculations (5)强度计算3.1 Calculation of shell wall thickness (5)筒体壁厚计算3.2 Calculation of heads wall thickness (6)封头厚度计算3.3 Calculation of nozzles (7)接管计算3.4 Calculation of opening reinforcement (12)开孔补强计算3.5 Calculation for fillet welding size of nozzle (15)接管角焊缝尺寸计算3.6 Strength of reinforcement attachment welds (16)补强件连接焊缝的强度3.7 Calculation for the strength of fillet welding between flange and nozzle.. 18法兰和接管处角焊缝的强度计算3.8 Calculation for fillet welding size of lug (19)吊耳角焊缝尺寸计算3.9 Calculation for fillet welding strength of the attachment of Manhole (21)人孔附件角焊缝强度计算4. Selection of Standard Parts (22)标准零部件的选择5. Hydrostatic Testing Pressure (22)液压试验压力6. Judgment for IMPact Testing Exemptions (25)判断是否需要冲击试验7. Judgment for Post Cold Forming Heat Treatment Requirement (27)判断冷成形后是否需要进行热处理8. Judgment for Postweld Heat Treatment (28)判断是否需要焊后热处理9. NDE requirement (29)无损检测要求10. Over pressure protective device (29)超压保护装置Appendix附录A. Calculation of Leg Supports (30)支腿计算B.Vessel loading requirements ASME Section ⅧDivision 1 2013 Edition(UG-22&UG-54) (33)容器载荷要求ASME 2013版第Ⅷ卷第1册(UG-22&UG-54)1. Design parameters and the condition设计参数和条件注：公称容积计算Note ：Normal volume Calculations1).筒体容积V1计算 Shell volume Calculations 筒体内径Di =1000mm 筒体长度H=1500mm 筒体容积V1=(Di/2)2 ×π× H=（1/2）2×3.1416×1.5=1.17 m 3 2).封头容积V2计算 Head volume Calculations 按GB/T25198-2010压力容器封头附录A 计算Standard basis GB/T25198-2010 Heads for pressure vessel Appendix A 封头内径Di=1000mm 封头直边高度h=25mm V2 =(π/24)D i 3+(π/4)D i 2h=（π/24)×13＋(π/4)12×0.025=0.15m 3 3).公称容积V 计算 Normal volume CalculationsV=V1+2×V2=1.17＋2×0.15=1.47m 3注：摘自第Ⅱ卷 D 篇 2013版表1A 。

制氧设计计算书15

1、压缩空气耗气量Qa的计算（空气中的氧气含量为20.9%）
Qa=（Qn×C）/（20.9%×η）
=（15×93%）/（20.9%×35.2%）
＝190（Nm3/h）
式中Qa——压缩空气流量（Nm3/h）
Qn——氧气流量（Nm3/h）
C——氧气纯度（%）
η——氧气回收率（%）
2、系统主管路管径da的计算
H缓=4（V`缓－2V封）/πD2缓
=4(0.465－2×0.0352)/(3.14×0.62)
=1.4 (m)
园整为：H缓=1.4 m
③氧气缓冲罐容积V缓的计算和校核缓冲系数Ka
V缓=πD2缓H缓/4+2V封
=(3.14×0.62×1.4)/4+2×0.0352
=0.466(m3)
Ka= V缓/Qn=0.466/15=0.031
选择空压机排气量时要将Qa折算到空压机吸入口的状态。
V空=QaT0/264（P0-ψPb）
=(190×293)/[264×(1.01-65%×0.0238)]
=55670/262.55
=212.04(m3/h)=3.54(m3/min)
式中Pb——吸入温度下饱和水蒸汽分压（kgf/cm2）
3、AC空气净化组件的选型
PSAHG295-200制氧设备
第5张
共5张
设计计算书
①氧气缓冲罐容积V`缓的初步计算
V`缓=KaQn
= 0.031×15
=0.465 (m3)
式中Ka——缓冲系数,按经验取0.030~0.04 (h)
注：Ka=(5.5/0.5)/(60×6) 1h=60min(0.5+0.101)/0.101
② 氧气缓冲罐结构设计

变压吸附制氮设备计算书

原始设计数据产气量1300Nm3/h 氮气纯度100%设计吸附压力0.9Mpa产氮率（NL/Kg*h)11794.56Nm3/min9.541m3/min0.02532110.020246631159142mm150mm 150装筛裕量取为1.1512778Kg670Kg/m39.536m34.5015334mm2.122mm0.079m/s 4.74m 0.05m 0.08m①不带脖子的吸附塔H=Ha+H1+H2+裕量=4.92mm不带脖子的吸附塔带脖压缩空气耗气量Q=分子筛装筛量G分=分子筛的装填密度=吸附塔直径的计算D=二、系统主管路管径的计算压缩空气实际流量Qa=主管路的管径Da=吸附塔单塔装填分子筛的容积V分=校核吸附塔空塔线速度V=装填氧化铝的高度H1=一、压缩空气耗气量的计算吸附塔直边高增加的裕量=折算为吸附塔单塔装筛高度Ha=取主管路管径D=四、吸附塔结构尺寸的确定吸附塔直边高 H= 4.518m 取吸附塔直边高H=4.52m150mm131.16883m3/min 则出口管径d2=五、氮气缓冲罐组件的设计吸附塔容积 V吸=9.705m310.443m32.6m缓冲罐直径 D缓=14.257835m3.7759548m缓冲罐直径D=15.349829取 D缓=3.9178857缓冲封头容积缓冲罐直边高 H=#VALUE!m缓冲罐的直边高H=#VALUE!m取 H缓=缓冲罐容积 V缓=#VALUE!m3出口气体表压 P表=0.5Mpa氮气的实际流量 Q=218.46922m3/min0.0096585m 0.098m 100mm引用格取氮气缓冲罐出口管径d=备注：蓝颜色为手动设置的参数，褐色为带脖使用状态下的产品实际流量为Qn实压缩空气进口管径取为d=⑴压缩空气进口管径与出口管径计算则氮气缓冲罐出口管径d=缓冲罐进气口管径与出气口管径的计算缓冲罐容积的初步估算 V缓=初步取缓冲罐直边高H缓=压缩空气压力1Mpa 氮气回收率29%0m 760mmHg 40℃106.07m3/min1.6m 0.6170.617m30.6172.960.05m②带脖子的吸附塔0.617m30.10048m38.81852m34.5182mm带脖子的吸附塔吸附塔封头的容积V=最高温度限制封头容积V封=带脖子的容积V1=容器的直边高H=海拔高度H=直边高装填分子筛的容积V=三、空压机耗气量的计算海拔对应的压力空压机的耗气量计算=分子筛的高径比H:D=上孔板空间H2=取吸附塔直径D=0.005798936m取管径d2=200mm0.076m29.115m331.329m33.918m2.6m引用引用m3引用#VALUE!m1.6m为带脖子的吸附塔。

储罐计算书模板

1600m3储罐设计计算书一 . 产品要求湖北新裕有限公司施工图设计, 需1600m3拱顶储罐, 按下述技术条件进行设计计算。

二 . 设计技术条件:1. 储罐编号: T-2109 ;2. 使用压力: 常压 (正压6550Pa, 负压150Pa);3. 储罐容积: 1600 m3;4. 储罐尺寸:储罐内径: 11.5m;罐壁高度: 15.5m;5. 储存介质: 食用油;6. 介质设计密度: 0.857. 设计温度: 50℃;8. 设计压力： Pa；9. 腐蚀裕量: 1.58mm; ;10. 储罐形式: 立式拱顶金属结构;11. 制造材料: Q235-A;12. 地震设防烈度: 7度;13.基本风压: 302Pa;14.基本雪压: 150Pa；三 . 设计计算: (一). 罐壁设计计算:1. 罐壁设计厚度按下列公式计算: Φ=][t 2D P i c σδ (JB/T4735—1997, 式5-1)δ 储罐罐壁的计算厚度( mm);cP 储罐的计算压力（MPa ），根据《钢制焊接常压容器》，其值为设计压力与容器各部位或元件所承受得液柱压力之和。

i D储罐内直径(mm), 11500mm;[]σt 设计温度下罐壁钢板的许用应力(MPa),查JB/T4735—1997表4－1根据中间插值法得130MPa;ϕ焊缝系数, 取0.9;C 1 钢板厚度负偏差(mm), 08mm; C 2 腐蚀裕量(mm), 取1.58mm;2. 先计算底圈罐壁板的壁厚，故Pc ＝Pi ＋ρg H ，其中Pi 为储罐设计压力，ρ为储液密度，Hi 为储罐高度，Pc ＝750＋1500×9.8×6.6＝0.09777MPa ；δ=9.01302500009777.0⨯⨯⨯ ＝2.09mm根据JB/T4735—1997中3.5中规定，罐壁的最小厚度为6mm ，故设计厚度为最小厚度和腐蚀裕量之和，取为8mm 。

由于JB/T4735—1997 12.2.1条规定的 D <16m 罐壁钢板厚度应不小于5mm, 所以底圈罐壁钢板厚度取8mm 。

压力容器制造监检中对若干问题的处理

压力容器制造监检中对若干问题的处理发布时间：2021-12-01T08:40:28.512Z 来源：《科学与技术》2021年25期作者：苏衍志[导读] 由于压力容器在工业生产中的重要作用，所以要对压力容器的制造过程进行严格要求，如果制造质量不过关就会造成严重的事故。

苏衍志菏泽市产品检验检测研究院，山东菏泽 274000摘要：由于压力容器在工业生产中的重要作用，所以要对压力容器的制造过程进行严格要求，如果制造质量不过关就会造成严重的事故。

以下是笔者监检工作中发现的一些设计或者制造缺陷，对于提高产品质量具有重要意义，特在此加以介绍、讨论。

关键词：压力容器设计制造监督检验1夹套封闭结构不合理1.1问题的发现某制造厂将加氢釜的设计图样送给笔者审查，经仔细査看，加氢釜的夹套封闭结构疑似存在问题：焊接结构类似于GB150-2011《压力容器》附录D图D.22(C),但未标明封闭件与内筒的夹角的角度，图纸上的夹角目测约45°左右，超出GB150—2011?压角度规定，遂与制造厂联系，制造厂设计人员表示刚取得设计许可，经验尚不丰富，未注意到该处结构要求。

但是容器制造已经基本完成，夹套与内筒已经组焊完毕，经现场实际测量封闭件与内筒的夹角在42°到45°之间。

1.2法规标准的要求GB150—2011附录D图D.22(C)%封闭件与内筒的夹角的角度应不大于30°,实际封闭件与内筒的夹角已经超出范围，如何整改是个难题，如果简单地按照GB150-2011附录D图D.22(C)设计，将封闭件割掉重新与夹套筒体焊接，使得封闭件与内筒的夹角的角度不大于30°,如果仅仅割掉封闭件，则封闭件与夹套筒体的焊缝作为B类焊缝，要求进行射线探伤检测但无法实施，也没有使用可记录超声检测的条件，只能将夹套全部割下重新按要求焊接和检测，这样处理难度太大，而且很容易割伤内筒，稍有不慎整个设备就报废了，制造厂一时找不到好的整改办法。

大型储罐计算书

4000m³储罐计算书一、计算个圈壁板厚度1、计算罐壁板厚度，确定罐底板、罐顶板厚度：用GB50341-2003中公式（6.3.1-1）计算罐壁厚度ϕσρd d ][0.3)-(H 9.4t D =式中：d t —储存介质条件下管壁板的计算厚度，mm D —油罐内径（m ）（21m ）H —计算液位高度（m ），从所计算的那圈管壁板底端到罐壁包边角钢顶部的高度，或到溢流口下沿（有溢流口时）的高度（12.7m ） ρ—储液相对密度（1.0）d ][σ—设计温度下钢板的许用应力，查表4.2.2（157MPa ） ϕ—焊接接头系数（0.9）第1圈： mm 7.89.0163.010.3)-(12.7219.4t d =⨯⨯⨯⨯=n δ=8.7+2.3=11mm 取12mm 第2圈： mm 38.79.0163.011.88)-0.3-(12.7219.4t d =⨯⨯⨯⨯=n δ=7.38+2.3=9.68mm 取12mm 第3圈： mm 06.69.0163.011.88)2-0.3-(12.7219.4t d =⨯⨯⨯⨯⨯=n δ=6.06+2.3=8.36mm 取10mm 第4圈： mm 74.49.0163.011.88)3-0.3-(12.7219.4t d =⨯⨯⨯⨯⨯=n δ=4.74+2.3=7.04mm 取8mm根据表6.4.4，罐壁最小厚度得最小厚度为6+2=8mm ，故第5、6、7圈取8mm 。

二、罐底、罐顶厚度、表边角钢选择（按GB50341规定）罐底板厚度：查表5.1.1，不包括腐蚀余量的最小公称直径为6mm ，加上腐蚀余量2mm ，中幅板厚度为8mm查表5.1.2，不包括腐蚀余量的最小公称直径为11mm ，加上腐蚀余量2mm ，取边缘板厚度为14mm 罐顶板厚度：查7.1.3，罐顶板不包括腐蚀余量的公称厚度不小于4.5mm ，加上1mm 的腐蚀余量后取6mm包边角钢：按GB50341表6.2.2-1，选∠75×10 罐顶加强筋：-60×8 三、罐顶板数据计算：①分片板中心角（半角）55.2425200302/21000arcsin 302/arcsini 1︒=-=-=）（）（SR D α ②顶板开孔（φ2200）中心角（半角）5.2252001100arcsin r arcsin2︒===SR α 顶板开孔直径参照《球罐和大型储罐》中表5-1来选取注：中心顶板与拱顶扇形顶板的搭接宽度一般取50mm ，考虑到分片板最小弧长不小于180mm ，故取φ2200mm③分片板展开半径mm 1151144.25tg 25200tg 11=︒⨯==αSR R mm 1100.52tg 25200tg 22=︒⨯==αSR R④分片板展开弧长：⌒AD =mm 96985.255.24360252002360221=-⨯⨯⨯=-⨯）（）（πααπSR ⑤分片板大小头弧长：大头：⌒ABmm 1535446021000n302i =∆+-⨯=∆+⨯-=）（）（ππD 小头：⌒CDmm 1974411002n r 2=∆+⨯⨯=∆+=ππ ⑥中心顶板展开弧长⌒L mm 22995023605.22520022502360222=⨯+⨯⨯⨯=⨯+⋅⋅=）（）（παπSR四、拱顶高度计算内侧拱顶高：mm 227830)-(21000/2252002520030)-/2(D h 222i 2n =--=--=SR SR外侧拱顶高：m m 228462278h w =+=五、盘梯计算计算参数：g H —罐壁高度，mm （12700） i R —罐内半径，mm （10500）W SR —拱顶半径，mm （25206） α—内侧板升角（45°）n R —内侧板半径，mm （n R =10500+12+150=10662mm ）B —盘梯宽度（内外板中心距）取656mm ，板宽150mm ，板厚6mm 1、平台高度WW SR SR --+=2i 2w 1L)-(R h h425mm 252061000)-(1050025206228422=--+=mm 3125142512700=+=H式中：1h —平台支撑角钢上表面至包边角钢上表面的距离，mmL —平台端部至罐内表面的距离，一般取800-1000mm ，取L=1000mm2、内侧板展开长度mm 184202100)-(1312523n =⨯=-=）（H H L式中：3H —盘梯下端至罐底上表面的距离，mm ，≮50mm ，取100mm3、外侧板展开长度mm 189951066265611184207071.0117071.022n n w =++⨯⨯=++=•R B L L ）（）（ 4、三角架个数个）（717001225)-(13125x n 3==-=L H式中：x —第一个三角架到罐底上表面的距离，mm 取1225mm 3L —相邻三角架的垂直距离，mm 一般1500-2000mm5、三角架在罐壁上的水平位置a n =n01n 2b h R R）（- 式中：1b —内侧板及外侧板的宽度，mm ，一般取150mm —n h 第n 个三角架平台表面的距离，n ×1700mm0R —底圈壁板外半径，mm （10500+12=10512mm ） n R —内侧板半径mm （10662）a 1=mm 1467106621051221507001=-）（ a 2=mm 31431066210512215070012=-⨯）（ a 3=mm 48191066210512215070013=-⨯）（ a 4=mm 64951066210512215070014=-⨯）（ a 5=mm 81711066210512215070015=-⨯）（ a 6=mm 98471066210512215070016=-⨯）（ a 7=mm 115231066210512215070017=-⨯）（ 6、盘梯包角︒=⋅-=⋅-=96.691801066210013119180n 3b ππαR H H ≈70° 六、带肋球壳稳定性验算21mn 2s m t t t 0001.0][）（）（⋅=R E P （C.2.1-1）式中： ][P —带肋求壳的许用外载荷，KPaE —设计温度下钢材的弹性模量，MPa 查表4.1.6得192×103 MPaS R —球壳的曲率半径，mm S R =SR=25200mm n t —罐顶板有效厚度，mm n t =6-C=6-1-0.6=4.4mmm t —带肋球壳的折算厚度，mm332m3n 31m m 4t t 2t t ++= （C.2.1-2）式中：]e t n 12t 4t 2t h 3h b h [12t 21n 13n 2nn 121s 11131m-+++⨯=）（L （C.2.1-3）]e t n 12t 4t 2t h 3h b h [12t22n 23n 2nn 222s 22232m-+++⨯=）（L （C.2.1-4） S L 1n 111t b h 1n += （C.2.1-5）SL 2n 222t b h 1n += （C.2.1-6）式中：31m t —纬向肋与顶板组合截面的折算厚度，mm1h —纬向肋宽度，mm （高度60）1b —纬向肋有效厚度mm （8-（2×1+0.8）=5.2） 1s L —纬向肋在径向的间距，mm （1228） 1n —纬向肋与顶板在径向的面积折算系数058.112284.42.5061t b h 1n 1n 111=⨯⨯+=+=S L 1e —纬向肋与顶板在径向组合截面的形心到顶板中面的距离，mm（按CD130A6-86《钢制低压湿式气柜设计规定》算出下面公式）78.1)602.54.41214(2)4.460(602.5)(2)(e 1111111=⨯+⨯⨯+⨯⨯=++=h b t l t h h b n s n32m t —径向肋与顶板组合截面的折算厚度，mm 2h —径向肋宽度，mm （高度60）2b —径向肋有效厚度mm （8-（2×1+0.8）=5.2）2s L —径向肋在纬向的间距，mm 下面求2s L ：a) 先求第1圈纬向肋的展开半径3R 先求第圈纬向肋处的角度（半角3α） ∵600360/252002=⋅⋅∆πα ∴364.1=∆α° ︒=︒-︒=∆-=186.23364.155.2413ααα 再求第1圈纬向肋处展开半径3Rm m 10793186.23tg 25200tg R 33=︒⨯==αSRb) 求第1圈纬向肋的每块分片板肋板的弧长2s Lmm 14152]186.23cos 10790244360sin[L 2s =⨯︒⨯⨯⨯=）（ 2n —径向肋与顶板在径向的面积折算系数05.114154.4602.51t b h 1n 2n 222=⨯⨯+=+=S L 2e —径向肋与顶板在纬向组合截面的形心到顶板中面的距离，mm537.1)602.54.41415(2)4.460(602.5)(2)(e 2222222=⨯+⨯⨯+⨯⨯=++=h b t l t h h b n s n带肋球壳按下图布置把上面各参数代入C.2.1-3中求31m t4082]78.14.4058.1124.444.424.40636012152.506[12t232231m=⨯⨯-++⨯+⨯⨯⨯=）（把上面各参数代入C.2.1-4中求32m t3492]4537.14.405.1124.444.424.40636014152.506[12t232232m=⨯⨯-++⨯+⨯⨯⨯=）（c) 把31m t ，31m t 代入C.2.1-2中，求m tmm 46.12492434.424082t 33m =+⨯+=d) 把m t 代入C.2.1-1中求[P]78.246.124.42.2546.12101920001.0][2123=⋅⨯⨯⨯=）（）（P KPae) 验算：设计外载荷（外压）L P 按7.1.2条规定取1.7KPaL P <[P] 即1.7<2.78 ∴ 本带肋球壳是稳定的（L P 是外载荷，按7.1.2条规定，取1.7MPa ）七、加强圈计算1、设计外压，按6.5.3-3q 25.2P k o +=W （6.5.3-3）式中：o P —罐壁筒体的设计外压（KPa ） •W k —风载荷标准值（KPa ）见式6.4.7q —罐顶呼吸阀负压设定压力的1.2倍（KPa ），取1.2（按SYJ1016 5.2.2条规定）风载荷标准值：按式6.4.7o z s z k w μμβ=•W （6.4.7）式中：•z β——高Z 处见风振系数，油罐取1s μ—风载体系形数，取驻点值，o w —基本风压（取0.4KPa ）z μ—风压高度变化系数z μ风压高度变化系数，查表6.4.9.1，建罐地区属于B 类（指田野、乡村，丛林及房屋计较稀疏的乡镇和城市郊区，本储罐高度为12.7m ，介于10和15中间，要用内插法求x=z μ=1.08 （15m —1.14 10—1.0 12.7—x ）风载荷标准值：432.04.008.111k =⨯⨯⨯=•W KPa 把k w =0.432KPa 代入6.5.3-3中a 2.22.1432.025.2P o KP =+⨯=2、计算罐壁筒体许用临界压力 2.5min cr )Dt (48.16][P E H D = （6.5.2-1）∑=ei H H E5.2imin iei t t h ）（=H 式中：][P cr —核算区间罐壁筒体的需用临界压力，KPa E H —核算区间罐壁筒体的当量高度，mm in t —核算区间最薄板的有效厚度，mm(8-2.3=5.7) i t —第i 圈罐壁板的有效厚度，mmi h —第i 圈罐壁板的实际高度，mm （1880） ei H —第i 圈壁板的当量高度E H 表∑==95.8ei H H E m把E H 代入（6.5.2-1）中48.1)215.7(95.82148.16][P 2.5cr =⨯⨯=KPa ∵o P =2.3>1.48MPa ∴需要加强圈具体用几个加强圈依据6.5.4的规定 ∵22.3][P 2.3 cr ≥＞ ∴应设1个加强圈，其位置在1/2E 处根据6.5.5规定，在最薄板上，不需要换算，到包边角钢的实际距离就是4.5m （距包边角钢上表面4.5m ）根据表6.5.6选取加强圈规格，本设计选∠125×80×8八、抗震计算（CD130A 2-84） 1、水平地震载荷W a Q max 0Z C =式中：0Q —水平地震载荷 kgfZ C —综合影响系数 0.4m ax a —地震影响系数，按附表A 选0.45W —产生地震荷载的储液等效重量（波动液体）’w F W f =式中：f F —动液系数，由R H W /的比值，按附表A 2选取，如遇中间值则用插值法求。

变压吸附计算书

此计算书为内部参考，切勿传播！30000NM3/h变换气脱碳装置计算书一、装置基本条件⑴变换气组成(V)变换气组成见表1⑵温度：≤40℃⑶压力（表）： 0.78MPa⑷处理变换气： 30000Nm3/h⑸总硫：≤150mg/ Nm3⑹年开车时间: 8000小时二、脱碳装置性能指标含量: ≤0.2%(V)⑴净化气中CO2⑵净化气压力（表）: 1.8MPa⑶净化气温度: ≤45℃⑷氢气回收率: ≥99.5%(V) （吸附塔四均后无气体返回压缩系统）⑸氮气回收率: ≥98%(V) （吸附塔四均后无气体返回压缩系统）⑹一氧化碳回收率：≥97%(V) （吸附塔四均后无气体返回压缩系统）三、设备的选型及计算根据以上条件，本装置采用我公司的两段变压吸附吹扫流程，粗脱段采用15-3-10流程（即15塔3塔吸附10次均压），循环时间为800s；净化段采用9-2-4（即9塔2塔吸附4次均压），循环时间为720s。

1、吸附剂的用量计算(实际操作压力按粗脱段0.75Mpa、净化段1.75Mpa)本装置粗脱段吸附塔中的吸附剂采用两段装填，下层为氧化铝，上层为硅胶；净化段吸附塔中的吸附剂采用硅胶。

a. 氧化铝的计算以146000 Nm3/h的变换气需要氧化铝为136 m3，所以需要氧化铝为：30000×136×18.5÷8.5÷146000=60.82 m3为保险取氧化铝为60.82×1.15=70 m3b. 粗脱段硅胶的计算以146000 Nm3/h的变换气需要硅胶为1000m3，所以需要硅胶为：30000×1000×18.5÷8.5×146000=447.22 m3为保险取硅胶为447.22×1.15=514.3 m3按东平的1.15倍计算：（60.82+447.22）×1.15=584.25取585 m3c. 净化段硅胶的计算以146000 Nm3/h的变换气需要硅胶为604 m3，所以需要硅胶为：30000×604÷146000=124 m3按东平的1.3倍计算124×1.3=161.2m32、水分离器的计算a. 水分离器直径的计算变换气量为30000Nm3/h；变换气压力为0.78Mpa（表压）；变换气温度为40℃；空塔气速取0.42m/s；变换气在气水分离器中停留时间取12s。

SCR脱硝催化剂体积计算书

设计的容积试算筒体直径
要求排放浓度
烟气（标态）中NOx的流量（每台机组）
假设Nox中NO的含量比例 Nox中NO2的含量比例原烟气中一氧化氮流量原烟气中二氧化氮流量净烟气中一氧化氮流量净烟气中二氧化氮流量
脱硝效率
实际反应掉的NOX中的NO的量实际反应掉的NOX中的NO2的量根据方程（1）反应掉的氨量-NO2 方程式（2）反应掉的NO的量-NO
单位计算公式或依据 ℃ Mpa
Mpa（a）常压
入口蒸汽焓值
KJ/kg
排出热水温度
℃
排出热水焓值
KJ/kg
需要蒸汽量（考虑40%的裕量）
氨卸料压缩机可以不考虑机组容量，以10吨罐车半小时卸氨速度选用卸料压缩机，按照以往项目的经验，采用理论输气量66m3/h，吸气压力1.6(MPa，表压)，排气压力2.4(MPa，表压)，活塞式ZW系列，可以满足要求。氨气缓冲罐氨气缓冲罐体积没有统一规定，按照经验可以如下取值：氨气缓冲罐体积氨气缓冲罐体积氨气缓冲罐体积氨气缓冲罐体积
Kg/h 理论需要的氨量/液氨纯度
数据 79.28
95.97
3.00
783000.00 2.35 98.32
0.736730 74.62 0.9960 74.92
Nm3/h 需要加入的总氨量/液氨纯度 Kg/h 即理论需要的氨量
天
98.71 74.62
10.00
h
h Kg ℃ Kg／m3 m3 台 m3 台 m3
NH3理论蒸发量
烟气脱硝系统设备选型计算单位计算公式或依据 m3 每个氨罐的储存容积/氨的储存系数
m m m3 3.14/24*D^3*2+3.14/4*D^2*L

储罐计算书 -

角钢规格：∠75×75×8罐顶与角钢连接位B 30mm 罐外半径Rc4305mm 85.30mm 64.49mm 25.97°罐顶与罐壁连接处到罐中心9831.5mm276.04mm 2388.93mm 21754.69mm 2119.26mm 215.1835MPa1罐底部垂直载荷0.1802895MN A1=πDt 0.0999655m 2翘离影响系数取C L 1.4罐顶与罐壁连接处的实际截面积（按图7.1.5确定）顶部应设置通气装置注：如果Aa ≥m t g/（1415tg θ）=6.1.地震作用下罐壁底产生的最大轴向应力Aa=5.罐顶与罐壁的连接计算：罐顶与罐壁连接处的有效截面积（按A.3.2）5.1. 几何参数计算(如图)5.2. 罐顶与罐壁连接罐顶与罐壁连接处,罐顶切线与水平面夹角R 2=R c /sin θW c =0.6（R c t e ）0.5W h =Min[0.3（R 2t e ）0.5,300]θ=arcsin((Rc+B)/Rs)=∵ [P0]＞P ，故满足稳定性要求，合格罐壁连接有效宽度罐顶连接有效宽度6.地震载荷计算：竖向地震影响系数C v （7，8度地震区取1；9度地震区取1.45）N1=（m d +m t ）g 罐壁横截面积（其中t 为底部罐壁有效厚度）注：此处的设计压力应为设计内压，不可等同于按液柱所确定的设计压力。

罐顶与罐壁连接处的有效截面积（按7.5.3）A2=4.6DR 2实际截面积大于所需有效截面积，满足设计要求=-=q tg t P D A h 1.1)08.0(12底部罐壁断面系数0.2149258m 32.0540732MN.m 0.5756125MN.m综合影响系数C z 一般取0.4α=0.50.0512673sR=D/2 4.3mKc 0.000432δ30.0192m αmax=0.45罐体影响系数Y 1一般取 1.1m=m 1Fr266709.53kg 罐内储液总质量460638.22kg Fr0.579其中：D/H1.084489313.55233MPa 210000MPa t------罐底圈壁板有0.0037m σ1＜[σcr]不合格0.426678m 0.066152Tg 0.35s储液晃动基本周期3.2111703sKs=1.095M 36mm 地脚螺栓根径：d 136mm D b 36m n 12个σs235MPa产生地震作用力的等效储液质量T c =K c H （R/δ3）0.5=总水平地震力在罐底部产生的水平剪力7. 地脚螺栓（锚栓）计算地脚螺栓直径：7.1地脚螺栓参数：Z1=πD 2t/4总水平地震力在罐底部产生的地震弯矩M L =0.45Q 0H7.2罐体抗提升力计算：地脚螺栓圆直径：地脚螺栓个数：地脚螺栓许用应力：罐内液面晃动高度h v =1.5αR储罐内半径储液耦连振动基本周期Q 0=10-6C z αY 1mg 地震影响系数（据Tc ，Tg ，αmax 按图D.3.1选取）反应谱特征周期（按表D.3.1-1）耦连振动周期系数（据D/H 按表D.3.2选取）距底板1/3高度处罐壁有效厚度6.2.2.罐内液面晃动高度计算：地震影响系数（据Tw ，αmax 按图D.3.1选取）Tw=KsD 0.5α最大地震影响系数E-----设计温度下材料的弹性模量6.2.1应力校核条件m 1=0.25ρπD 2H动液系数（由D/H ，查D.3.4确定）6.2.罐壁许用临界应力[σcr ]=0.15Et/D晃动周期系数（据D/H 按表D.3.3选取）217934N1634002N 43670N 393031N.m 1517826N迎风面积79.12m 2罐体总高9.20m 拱顶高度1.00m145220N2500.00Pa 7.2.3.储液在最高液278803N1634002N 180290N121143N A=1017.88mm 2单个地脚螺栓应σ=N b /A=119.02MPa注：地脚螺栓可用罐体总重量N 4=1.5P Q πD 2/4N e =Aσ7.3.2.单个地脚螺栓所承受的载荷：A H =H'D H'=H 1+H g Hg=Rs(1-COSθ)7.3.1.罐体总的锚固力为7.2.1，7.2.2.，7.2.3所计算升举力中的最大值W ＜N ，由于罐体自重不能抗倾覆力，故需要设置地脚螺栓W=（m t +m d ）g罐体试验压力P t =1.25PN 2=PπD 2/4+Ne7.3地脚螺栓计算：N 3=P t πD 2/4N 1=1.5PπD 2/4+N w 空罐时，设计压力与地震载荷产生的升举力之和地震载荷产生的升举力N b =N/n d -W/n d N=Max[N 1，N 2，N 3，N 4]7.2.1.空罐时，1.5倍设计压力与设计风压产生的升举力之和：7.2.2.空罐时，1.25倍试验压力产生的升举力之和：设计风压产生的升举力N w =4M w /D b 设计风压产生的风弯矩M w =ω0A H H’σ＜2/3σs，合格7.4.地脚螺栓（锚栓）校核条件：每个地脚螺栓的承压面积：。

工程设计计算书)1

1 天然气脱水系统的计算1.1 吸附计算1.1.1 吸附器直径计算1. 分子筛脱水工艺参数：吸附周期：24小时分子筛有效吸附容量：取10kgH 2o/100kg 分子筛原料气在25MPa 、45℃校正后的饱和含水量查图得600mg/m 3，换算到20℃，101.325kPa 条件下为590.88mg/m 3，按全部脱去考虑，需水量：0.37kg/h2. 操作周期24小时，总共脱水：8.88kg 。

3. 原料气在25MPa 、45℃：Pc’=0.9772×4.491+0.01628×4.727+0.00005×4.256+0.00005×3.54+0.00004×3.5+7.149×0.0053+8.715×0.00056+1.7×0.00107=4.51 MPaTc’=0.9772*191+0.01628*305.45+0.00005*368.85+0.00005*407.15+0.00004*425.15+304*0.0053+373.54*0.00056+65*0.00107=193.56 K视对比压力 cr p p p '='=5.543 视对比温度 ='='c r T T T 1.643 查图得天然气的压缩系数Z=0.88。

天然气摩尔质量：M=0.9772×16+0.0062×30+0.00005×44+0.00005×58+0.00004×58+0.0053×44+0.00107×28+0.01009×34=16.43 g/moL将气体处理量换算到0℃、101325pa 条件下：V=1.5*104*273/293=1.4*104m 3/d 则操作条件下气体量：s m Q /1072.6293318101325.02588.03600*241500034-⨯=⨯⨯= 气体质量流量s kg /1188.04.2243.1636002414000=⨯⨯=原料气在25MPa 、45℃的密度：3/79.176000672.01188.0m kg g ==ρ操作条件下气体体积流s m Q /1072.6293318101325.02588.03600*241500034-⨯=⨯⨯= 4. 吸附器直径：取决于适宜的空塔流速，适宜的直径比。

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