浮頭式換熱器畢業(yè)設(shè)計(jì)

新疆大學(xué)畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）新疆大學(xué)畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）新疆大學(xué)畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）新疆大學(xué)畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）-49- 摘要換熱器種類很多，根據(jù)冷、熱流體熱量交換的原理和方式基本上可分三大類即：間壁式、混合式和蓄熱式。在三類換熱器中，間壁式換熱器應(yīng)用最多，管殼式換熱器是間壁式換熱器的主要類型。首先是根據(jù)給定的工藝參數(shù)進(jìn)行前期的工藝計(jì)算，這部分的主要目的是確定浮頭式換熱器的具體型號(hào)，以及一些對(duì)接下來的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有影響的關(guān)鍵數(shù)據(jù)。工藝計(jì)算的大體內(nèi)容為傳熱面積計(jì)算、初步選型、有效平均溫度差、校核傳熱面積、壁溫計(jì)算。其次是結(jié)構(gòu)計(jì)算。這部分是對(duì)管板、接管、法蘭等具體零件的設(shè)計(jì)和選用。關(guān)鍵詞：浮頭式換熱器，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，強(qiáng)度計(jì)算AbstractManytypesofheatexchangers,accordingtothecold,thethermalfluidheatexchangeprinciplesandmethodsarebasicallydividedintothreemaincategoriesnamely:partitionstype,hybridandregenerative.Inthethreetypesofheatexchangers,thepartitionsheatexchangersmostwidelyused.Shellandtubeheatexchangeristhepartitionsofthemaintypesofheatexchangers.First,accordingtothegivenprocessparameterspre-processcalculation,themainpurposeofthissectionistodeterminethespecificfloatingheadheatexchangermodels,andsomeimpactonthestructuraldesignofthenextkeydata.Processingeneraltermsthecontentsoftheheattransferareacalculation,theinitialselection,checkingtheheattransfercoefficient,checktheheattransferarea,thewalltemperaturecalculation.

Followedbyincalculations.Thispartisthemanagementboardtotakeover,flangesandotherspecificpartsofthedesignandselection.Keywords：Floatingheadheatexchanger，Structuraldesign，Strengthcalculation1前言使熱量從熱流體傳遞到冷流體的設(shè)備稱為換熱設(shè)備。換熱器是許多工業(yè)部門廣泛應(yīng)用的通用工藝設(shè)備。通常，在化工廠的建設(shè)中，換熱器約占總投資的11%。在現(xiàn)代石油煉廠中，換熱器約占全部工藝設(shè)備投資的40%左右。它的先進(jìn)性、合理性和運(yùn)轉(zhuǎn)可靠性將直接影響產(chǎn)品的質(zhì)量、數(shù)量和成本。根據(jù)不同的墓地，換熱器可以是熱交換器、加熱器、冷卻器、蒸發(fā)器、冷凝器等。猶豫使用條件的不同，可以有各種各樣的型式和結(jié)構(gòu)。在生產(chǎn)中換熱器有時(shí)是一個(gè)單獨(dú)的設(shè)備，有時(shí)則是某一工藝設(shè)備的組成部分。衡量一臺(tái)換熱器好壞的標(biāo)準(zhǔn)是傳熱效率高，流體阻力小，強(qiáng)度足夠，結(jié)構(gòu)合理，安全可靠，節(jié)省材料；成本低；制造、安裝、檢修方便。任何一種換熱器總不可能十全十美。例如板式換熱器傳熱效率高、金屬消耗量低，但流體阻力大、強(qiáng)度和剛度差，制造、維修困難；而列管換熱器雖然在傳熱效率、緊湊性、金屬消耗量等方面均不如板式換熱器，但其結(jié)構(gòu)堅(jiān)固、可靠程度高、適應(yīng)性強(qiáng)、材料范圍廣，因而目前仍是石油、化工生產(chǎn)中，尤其是高溫、高壓和大型換熱器的主要結(jié)構(gòu)形式。列管式換熱器:是以封閉在殼體中管束的壁面作為傳熱面的間壁式換熱器。這種換熱器結(jié)構(gòu)較簡(jiǎn)單，操作可靠，可用各種結(jié)構(gòu)材料（主要是金屬材料）制造，能在高溫、高壓下使用，是目前應(yīng)用最廣的類型。由殼體、傳熱管束、管板、折流板（擋板）和管箱等部件組成。殼體多為圓筒形，內(nèi)部裝有管束，管束兩端固定在管板上。進(jìn)行換熱的冷熱兩種流體，一種在管內(nèi)流動(dòng)，稱為管程流體；另一種在管外流動(dòng)，稱為殼程流體。為提高管外流體的傳熱分系數(shù)，通常在殼體內(nèi)安裝若干擋板。擋板可提高殼程流體速度，迫使流體按規(guī)定路程多次橫向通過管束，增強(qiáng)流體湍流程度。換熱管在管板上可按等邊三角形或正方形排列。等邊三角形排列較緊湊，管外流體湍動(dòng)程度高，傳熱分系數(shù)大；正方形排列則管外清洗方便，適用于易結(jié)垢的流體。浮頭式換熱器屬于管殼式換熱器的一種，這種換熱器的一端管板是固定的，另一端管板可在殼體內(nèi)移動(dòng)，因而管、殼間不產(chǎn)生溫差應(yīng)力。管束可以抽出，便于清洗。但這類換熱器結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，金屬耗量較大。浮頭處如發(fā)生內(nèi)漏時(shí)不便檢查。管束與殼體間隙較大，影響傳熱。浮頭式換熱器的特點(diǎn)是管間和管內(nèi)清洗方便，不會(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力；但其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，造價(jià)比固定管板式話人呢其高，設(shè)備笨重，材料消耗量大，且浮頭端小蓋在操作中無法檢查，制造時(shí)對(duì)密封要求較高。適用于殼體和管束之間壁溫差較大或殼程介質(zhì)易結(jié)垢的場(chǎng)合。目錄1緒論1.1課題背景 11.2研究的目的和意義 41.3該設(shè)備的作用及再生產(chǎn)中的應(yīng)用 42換熱器工藝計(jì)算2.1各組分參數(shù)計(jì)算 62.2平均溫差計(jì)算 62.3換熱器初步選型 73換熱器機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)3.1壁厚計(jì)算 83.1.1筒體厚度計(jì)算 83.1.2封頭壁厚 83.1.3無折邊球形封頭壁厚計(jì)算 83.2分程隔板槽厚度 93.3管板計(jì)算 3.3.1管板厚度計(jì)算 93.3.2換熱管與管板拉脫力計(jì)算 103.4法蘭設(shè)計(jì) 3.4.1標(biāo)準(zhǔn)法蘭設(shè)計(jì) 113.4.2浮頭端非標(biāo)法蘭設(shè)計(jì) 113.4.3浮頭法蘭及勾圈設(shè)計(jì) 143.5接管、接管法蘭設(shè)計(jì)及補(bǔ)強(qiáng)計(jì)算3.5.1管程接管、接管法蘭及補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì) 183.5.2殼程接管、接管法蘭及補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì) 193.6折流板、拉桿、定距管、螺栓、螺母等設(shè)計(jì)3.6.1折流板選擇 203.6.2拉桿及定距管選擇 223.6.3換熱管選擇 233.6.4滑板選擇 243.6.5螺栓、螺母選擇 253.7鞍座設(shè)計(jì) 3.7.1換熱器總質(zhì)量計(jì)算 263.7.2鞍座設(shè)計(jì) 273.8壓力試驗(yàn) 314參考文獻(xiàn) 335致謝 34新疆大學(xué)畢業(yè)論文（設(shè)計(jì)）1緒論1.1課題背景我國(guó)換熱器發(fā)展前景換熱器（熱交換器）是將熱流體的部分熱量傳遞給冷流體的設(shè)備，換熱器按傳熱方式的不同可分為混合式（混合式換熱器是通過冷、熱流體的直接接觸、混合進(jìn)行熱量交換的換熱器，又稱接觸式換熱器）、蓄熱式（蓄熱式換熱器是利用冷、熱流體交替流經(jīng)蓄熱室中的蓄熱體（填料）表面，從而進(jìn)行熱量交換的換熱器）和間壁式（隨間壁式換熱器的冷、熱流體被固體間壁隔開，并通過間壁進(jìn)行熱量交換的換熱器，因此又稱表面式換熱器，這類換熱器應(yīng)用最廣）三類。在我國(guó)換熱器的制造技術(shù)遠(yuǎn)落后于外國(guó)，由于制造工藝和科學(xué)水平的限制，早期的換熱器只能采用簡(jiǎn)單的結(jié)構(gòu)，而且傳熱面積小、體積大和笨重，如蛇管式換熱器等。隨著制造工藝的發(fā)展，逐步形成一種管殼式換熱器，它不僅單位體積具有較大的傳熱面積，而且傳熱效果也較好，長(zhǎng)期以來在工業(yè)生產(chǎn)中成為一種典型的換熱器。在我國(guó)隨著經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展的同時(shí)，各種不同型式和種類的換熱器發(fā)展很快，新結(jié)構(gòu)、新材料的換熱器不斷涌現(xiàn)。為了適應(yīng)發(fā)展的需要，我國(guó)對(duì)某些種類的換熱器已經(jīng)建立了標(biāo)準(zhǔn)，形成了系列。完善的換熱器在設(shè)計(jì)或選型時(shí)應(yīng)滿足以下基本要求：合理地實(shí)現(xiàn)所規(guī)定的工藝條件；結(jié)構(gòu)安全可靠；便于制造、安裝、操作和維修；經(jīng)濟(jì)上合理。70年代的世界能源危機(jī)，有力促進(jìn)了換熱強(qiáng)化技術(shù)的發(fā)展。為了節(jié)能將耗，提高工業(yè)生產(chǎn)經(jīng)濟(jì)效益，要求開發(fā)適用于不同工業(yè)過程要求的高效換熱設(shè)備。所以這些年來，換熱器的開發(fā)和研究成了人們關(guān)注的課題。當(dāng)今換熱器技術(shù)的發(fā)展以CFD（計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)）、模型化技術(shù)、強(qiáng)化傳熱技術(shù)等形成一個(gè)高技術(shù)體系。所謂提高換熱器性能，就是提高其傳熱性能。狹義的強(qiáng)化傳熱系數(shù)指提高流體和傳熱之間的傳熱系數(shù)。其主要方法歸結(jié)為下述兩個(gè)原理：溫度邊界層減勃和調(diào)換傳熱面附近的流體。因此最近十幾年來，強(qiáng)化傳熱技術(shù)受到了工業(yè)界的廣泛重視，得到了十分迅速的發(fā)展，凝結(jié)是工業(yè)中普遍遇到的另一種相變換熱過程，凝結(jié)換熱系數(shù)很高，但經(jīng)過強(qiáng)化措施還可以進(jìn)一步提升換熱效率。管外凝結(jié)換熱的強(qiáng)化對(duì)冷卻表面的特殊處理，主要是為了在冷卻表面上產(chǎn)生珠狀凝結(jié)。珠狀凝結(jié)的換熱系數(shù)可比通常的膜狀凝結(jié)高5～10倍，由于水和有機(jī)液體能潤(rùn)濕大部分的金屬壁面，所以應(yīng)采用特殊的表面處理方法（化學(xué)覆蓋法、聚合物涂層法和電鍍法等），使冷凝液不能潤(rùn)濕壁面，從而形成珠狀凝結(jié)。用電鍍法在表面涂一層貴金屬，如金、鉑、鈀等效果很好，缺點(diǎn)是價(jià)格昂貴。冷卻表面的粗糙化粗糙表面可增加凝結(jié)液膜的湍流度，亦可強(qiáng)化凝結(jié)換熱。實(shí)驗(yàn)證明，當(dāng)粗糙高度為0.5mm時(shí)，水蒸氣的凝結(jié)換熱系數(shù)可提高90%。值得注意的是，當(dāng)凝結(jié)液膜增厚到可將粗糙壁面淹沒時(shí)，粗糙度對(duì)增強(qiáng)凝結(jié)換熱不起作用。有時(shí)當(dāng)液膜流速較低時(shí)，粗糙壁面還會(huì)滯留液膜，對(duì)換熱反而不利。采用擴(kuò)展表面在管外膜狀凝結(jié)中常常采用低肋管，低肋管不但增加換熱面積，而且由于冷凝流體的表面張力，肋片上形成的液膜較薄，因此其凝結(jié)換熱系數(shù)可比光管高75%～100%。應(yīng)用螺旋槽管和管外加螺旋線圈。螺旋槽管，管子內(nèi)外壁均有螺紋槽，既可強(qiáng)化冷凝換熱，又可強(qiáng)化冷卻側(cè)的單相對(duì)流換熱，與光管相比其凝結(jié)強(qiáng)度可提高35%～50%。在管外加螺旋線圈，由于表面張力使凝結(jié)液流到金屬螺旋線圈的底部而排出，上部及四周液膜變薄，從而凝結(jié)換熱系數(shù)有時(shí)甚至可提高2倍。管內(nèi)凝結(jié)換熱的強(qiáng)化擴(kuò)展表面法采用內(nèi)肋管是強(qiáng)化管內(nèi)凝結(jié)的最有效的方法，試驗(yàn)表明，其換熱系數(shù)比光管高20%至40%。按光面計(jì)算則換熱系數(shù)可高1～2倍。采用流體旋轉(zhuǎn)法采用螺旋槽管等流體旋轉(zhuǎn)法可以強(qiáng)化凝結(jié)換熱。換熱效率同比提升30%，但此時(shí)流動(dòng)阻力也會(huì)增加。改變傳熱面形狀改變傳熱面形狀的方法有多種，其中用于無相變強(qiáng)化傳熱的有橫波紋管、螺旋螺紋管和縮放管，還有螺旋扁管和偏置折邊翅片管。都是高效換熱元件。值得注意的是，在強(qiáng)化凝結(jié)換熱之前，應(yīng)首先保證凝結(jié)過程的正常進(jìn)行。例如，排除不凝氣體的影響，順利地排除冷凝液等。改變實(shí)踐證明，在降低流體在殼程的阻力并保證流體在湍流狀態(tài)下流動(dòng)，這樣才能充分的提高介質(zhì)的換熱系數(shù)，內(nèi)翅片管、橫螺紋管、螺旋螺紋管都一樣，不但可用于單相對(duì)流傳熱，也可以有效的用于管內(nèi)流動(dòng)沸騰傳熱（螺紋管在湍流時(shí)可使對(duì)流傳熱系數(shù)增加一倍多）。當(dāng)然現(xiàn)在各式換熱器的設(shè)計(jì)各有新穎之處，結(jié)構(gòu)上各具特色。原有的換熱器廠家最近也研制出一種新型Hybrid換熱器，他克服了板式因密封問題而受到限制的弱點(diǎn)，很有發(fā)展前途。近年來，隨著制造技術(shù)的進(jìn)步，強(qiáng)化換熱元件的開發(fā)，使得新型高效換熱器的研究有了較大的發(fā)展，根據(jù)不同的工藝條件與工況設(shè)計(jì)制造了不同結(jié)構(gòu)形式的新型換熱器，也取得了較大的經(jīng)濟(jì)效益。故我們?cè)谶x擇換熱設(shè)備時(shí)一定要根據(jù)不同的工藝、工況要求選擇。換熱器的作用可以是以熱量交換為目的。在即定的流體之間，在一定時(shí)間內(nèi)交換一定數(shù)量的熱量；也可以是以回收熱量為目的，用于余熱利用；也可以是以保證安全為目的，即防止溫度升高而引起壓力升高造成某些設(shè)備被破壞。換熱器的作用不同，其設(shè)計(jì)、選型、運(yùn)行工況也各不相同。對(duì)換熱器的基本要求是換熱器要滿足換熱要求，即達(dá)到需求的換熱量和熱媒溫度;換熱器的熱損失要少，換熱效率要高;流動(dòng)阻力要小;要有足夠的機(jī)械強(qiáng)度，抗腐蝕和抗損壞能力要強(qiáng)，維護(hù)工作量要少;結(jié)構(gòu)要合理，工作要安全可靠，即零部件之間因?yàn)闇厣a(chǎn)生的熱應(yīng)力不會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱器破裂;要便于制造、安裝和檢修;經(jīng)濟(jì)上要合理，設(shè)奮全壽命期的總投資要少（總投資包括設(shè)備及附屬裝置初投資費(fèi)用和運(yùn)行維護(hù)管理費(fèi)用）;生活熱水系統(tǒng)的換熱器應(yīng)易于清除水垢，以上要求常常相互制約，難于同時(shí)滿定，因此應(yīng)視具體情況，在換熱器的選型和設(shè)計(jì)中有所側(cè)重，滿足工程對(duì)換熱器的主要要求。因?yàn)閾Q熱器故障率較低，并且供暖為季節(jié)性負(fù)荷，有足夠的檢修時(shí)間，生活熱水系統(tǒng)暫停供熱也不會(huì)造成重大影響，所以可不設(shè)備用換熱器。換熱器臺(tái)數(shù)的選擇和單臺(tái)能力的確定應(yīng)適應(yīng)熱負(fù)荷的分期增長(zhǎng)，并考慮供熱的可靠性。未來，國(guó)內(nèi)市場(chǎng)需求將呈現(xiàn)以下特點(diǎn)：對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量水平提出了更高的要求，如環(huán)保、節(jié)能型產(chǎn)品將是今后發(fā)展的重點(diǎn)；要求產(chǎn)品性價(jià)比提高；對(duì)產(chǎn)品的個(gè)性化、多樣化的需求趨勢(shì)強(qiáng)烈；逐漸注意品牌產(chǎn)品的選用；大工程項(xiàng)目青睞大企業(yè)或企業(yè)集團(tuán)產(chǎn)品。國(guó)內(nèi)經(jīng)濟(jì)發(fā)展帶來的良好機(jī)遇，以及進(jìn)口產(chǎn)品巨大的可轉(zhuǎn)化性共同預(yù)示著我國(guó)換熱器行業(yè)良好的發(fā)展前景。同時(shí)，行業(yè)發(fā)展必須要注重高端產(chǎn)品的研發(fā)。國(guó)外換熱器發(fā)展前景在國(guó)外二十世紀(jì)20年代出現(xiàn)板式換熱器，并應(yīng)用于食品工業(yè)。以板代管制成的換熱器，結(jié)構(gòu)緊湊，傳熱效果好，因此陸續(xù)發(fā)展為多種形式。30年代初，瑞典首次制成螺旋板換熱器。接著英國(guó)用釬焊法制造出一種由銅及其合金材料制成的板翅式換熱器，用于飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)的散熱。30年代末，瑞典又制造出第一臺(tái)板殼式換熱器，用于紙漿工廠。在此期間，為了解決強(qiáng)腐蝕性介質(zhì)的換熱問題，人們對(duì)新型材料制成的換熱器開始注意。60年代左右，由于空間技術(shù)和尖端科學(xué)的迅速發(fā)展，迫切需要各種高效能緊湊型的換熱器，再加上沖壓、釬焊和密封等技術(shù)的發(fā)展，換熱器制造工藝得到進(jìn)一步完善，從而推動(dòng)了緊湊型板面式換熱器的蓬勃發(fā)展和廣泛應(yīng)用。此外，自60年代開始，為了適應(yīng)高溫和高壓條件下的換熱和節(jié)能的需要，典型的管殼式換熱器也得到了進(jìn)一步的發(fā)展，這一類換熱器不但是從材料上有了較大的突破，而且采用新穎的理念，增加強(qiáng)化傳熱。70年代中期，為了進(jìn)一步減小換熱器的體積，減輕重量和金屬消耗，減少換熱器消耗的功率，并使換熱器能夠在較低溫差下工作，人們更是采用各種科學(xué)的辦法來增強(qiáng)換熱器內(nèi)的傳熱。對(duì)國(guó)外換熱器市場(chǎng)的調(diào)查表明，管殼式換熱器占64%。雖然各種板式換熱器的競(jìng)爭(zhēng)力在上升，但管殼式換熱器仍將占主導(dǎo)地位。隨著動(dòng)力、石油化工工業(yè)的發(fā)展，其設(shè)備也繼續(xù)向著高溫、高壓、大型化方向發(fā)展。而換熱器在結(jié)構(gòu)方面也有不少新的發(fā)展。1.2研究的目的和意義換熱器是國(guó)民經(jīng)濟(jì)和工業(yè)生產(chǎn)領(lǐng)域中應(yīng)用十分廣泛的熱量交換設(shè)備，隨著現(xiàn)代新工藝、新技術(shù)、新材料的不斷開發(fā)和能源問題的日趨嚴(yán)重，世界各國(guó)已普遍把石油化工深度加工和能源綜合利用擺到十分重要的位置。換熱器因而面臨著新的挑戰(zhàn)。換熱器的性能對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量、能量利用率以及系統(tǒng)運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性和可靠性起著重要的作用，有時(shí)甚至是決定性的作用。目前在發(fā)達(dá)的工業(yè)國(guó)家熱回收率已達(dá)96%。換熱設(shè)備在現(xiàn)代裝置中約占設(shè)備總重的30%左右，其中管殼式換熱器仍然占絕對(duì)的優(yōu)勢(shì)，約70%。其余30%為各類高效緊湊式換熱器、新型熱管熱泵和蓄熱器等設(shè)備，其中板式、螺旋板式、板翅式以及各類高效傳熱元件的發(fā)展十分迅速。在繼續(xù)提高設(shè)備熱效率的同時(shí)，促進(jìn)換熱設(shè)備的結(jié)構(gòu)緊湊性，產(chǎn)品系列化、標(biāo)準(zhǔn)化和專業(yè)化，并朝大型化的方向研究發(fā)展。1.3本次設(shè)計(jì)簡(jiǎn)介浮頭式換熱器是管殼式換熱器系列中的一種，管殼式換熱器以其對(duì)溫度、壓力、介質(zhì)的適應(yīng)性，耐用性及經(jīng)濟(jì)性，在換熱設(shè)備中始終占有約70%的主導(dǎo)地位。因此管殼式換熱器的標(biāo)準(zhǔn)化工作為世界各工業(yè)發(fā)達(dá)國(guó)家所重視，也為ISO國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)化組織的所重視。因此出現(xiàn)了TEMA、API660、JISB8249等一批管殼式換熱器標(biāo)準(zhǔn)，ISO目前也正在與API聯(lián)手并會(huì)同有關(guān)國(guó)家編ISO管殼式換熱器標(biāo)準(zhǔn)?？偟膩碚f管殼式換熱器主要由換熱管束、殼體、管箱、分程隔板、支座等組成。換熱管束包括換熱管、管板、折流板、支持板、拉桿、定距管等。換熱管可為普通光管，也可為帶翅片的翅片管，翅片管有單金屬整體軋制翅片管、雙金屬軋制翅片管、繞片式翅片管、疊片式翅片管等，材料有碳鋼、低合金鋼、不銹鋼、銅材、鋁材、鈦材等。殼體一般為圓筒形，也可為方形。管箱有橢圓封頭管箱、球形封頭管箱和平蓋管箱等。分程隔板可將管程及殼程介質(zhì)分成多程，以滿足工藝需要。管殼式換熱器主要有固定管板式，U型管式和浮頭式換熱器。針對(duì)固定管板式與U型管式的缺陷，浮頭式作了結(jié)構(gòu)上的改進(jìn)，兩端管板只有一端與外殼固定死，另一端可相對(duì)殼體滑移，稱為浮頭。浮頭式換熱器由于管束的膨脹不受殼體的約束，因此不會(huì)因管束之間的差脹而產(chǎn)生溫差熱應(yīng)力。浮頭式換熱器的優(yōu)點(diǎn)還在于方便拆卸，清洗方便，對(duì)于管子和殼體間溫差大、殼程介質(zhì)腐蝕性強(qiáng)、易結(jié)垢的情況很能適應(yīng)。其缺點(diǎn)在于結(jié)構(gòu)復(fù)雜、填塞式滑動(dòng)面處在高壓時(shí)易泄露，這使其應(yīng)用受到限制，適用壓力為：1.0Mpa～6.4Mpa。按照設(shè)計(jì)要求，在結(jié)構(gòu)的選取上，為了增大溫差校正系數(shù)，采用了1-2型，即殼側(cè)一程管側(cè)二程。首先，通過換熱計(jì)算確定換熱面積與管子的根數(shù)初步選定結(jié)構(gòu)。然后按照設(shè)計(jì)的要求以及一系列國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，要考慮許多因素，例如傳熱條件、材料、介質(zhì)壓力、溫度、流體性質(zhì)以及便于拆卸等等。由于時(shí)間和資料有限，本人的認(rèn)識(shí)也不夠全面，在設(shè)計(jì)過程中可能還存在許多問題，望老師們給予批評(píng)和指正。2換熱器工藝設(shè)計(jì)2.1各組分參數(shù)計(jì)算本設(shè)計(jì)選冷卻水走管程，混合氣走殼程℃℃℃℃管程水平均溫度t=31℃在P=0.4MP壓力下殼程混合氣密度標(biāo)況下查表標(biāo)況下混合氣密度為0.872在工況下混合氣密度（365.5k，0.75MP）2.2兩流體平均溫差℃℃2.3理論計(jì)算，換熱器基本選型計(jì)算總傳熱量及質(zhì)量流量由設(shè)計(jì)條件已知標(biāo)況下氣體流量V=48/min所以工況下氣體質(zhì)量流量在工況下各組分比熱設(shè)查化工原理上冊(cè)得公稱直徑mm500管子尺寸mm公稱壓力MPa1.57管子數(shù)124管長(zhǎng)m6管程數(shù)2換熱面積57.4管子排列方式正方形斜轉(zhuǎn)453換熱器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)本次設(shè)計(jì)管程水設(shè)計(jì)溫度T307K設(shè)計(jì)壓力P=0.33MPa殼程設(shè)計(jì)溫度T=423k設(shè)計(jì)壓力P=0.715MPa焊縫系數(shù)取0.8（單面焊對(duì)接接頭）3.1壁厚計(jì)算3.1.1筒體壁厚計(jì)算材料選Q235-A[]=111MPa由于根據(jù)GB151-89碳鋼最小厚度為8mm故取3.1.2封頭厚度計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)橢圓形封頭厚度計(jì)算材料為Q235-Ak=1考慮筒體厚度3.1.3無折邊球形封頭厚度計(jì)算此封頭按外壓環(huán)境計(jì)算設(shè)根據(jù)化工設(shè)備設(shè)計(jì)查得B=85根據(jù)壓力容器制造標(biāo)準(zhǔn)，無折邊球形封頭壁厚最小6mm所以3.2分程隔板槽厚度材料選Q235-A根據(jù)GB151-89當(dāng)時(shí)，對(duì)于碳鋼，分程隔板槽厚度取8mm3.3管板厚度計(jì)算3.3.1管板厚度計(jì)算材料選Q235-A管板法蘭選Q235-A，光滑密封面，墊片采用石棉橡膠墊片查得根據(jù)GB151-89中查得C=0.523.3.2換熱管與管板拉脫力計(jì)算管子殼體操作壓力/MPa0.330.715材質(zhì)20號(hào)鋼Q235-A線膨脹系數(shù)/（1/℃）彈性模量/MPa許用應(yīng)力/MPa103111尺寸/mm管子數(shù)124管間距/mm32管殼壁溫差/℃33.8管子與管板連接方式脹接脹接長(zhǎng)度/mm15許用拉脫力/MPa2故拉脫力在允許范圍之內(nèi)3.4法蘭設(shè)計(jì)3.4.1標(biāo)準(zhǔn)法蘭設(shè)計(jì)根據(jù)材料與零部件中標(biāo)準(zhǔn)選擇甲型平焊法蘭，光滑密封面密封，石棉橡膠墊片，厚度3mm，m=2，y=11MPa，公稱直徑500mm，600mm，公稱壓力1.6MPa。bad重量50063059055554554336151323浮頭端非標(biāo)法蘭厚度計(jì)算設(shè)計(jì)壓力0.715MPa設(shè)計(jì)溫度150℃腐蝕余量1.0mm螺栓材料40Mn法蘭材料Q235-A螺栓許用應(yīng)力設(shè)計(jì)溫度常溫法蘭許用應(yīng)力設(shè)計(jì)溫度常溫非標(biāo)法蘭選擇任意式法蘭，其另一側(cè)是公稱直徑為600mm的標(biāo)準(zhǔn)法蘭，光滑密封面，根據(jù)GB150-89標(biāo)準(zhǔn)當(dāng)螺栓中心圓直徑可由標(biāo)準(zhǔn)查得螺栓中心至法蘭頸部與法蘭背面交點(diǎn)的徑向距離螺栓載荷預(yù)緊時(shí)操作時(shí)螺栓面積預(yù)緊時(shí)操作時(shí)取中較大者，故實(shí)際面積螺栓設(shè)計(jì)載荷預(yù)緊時(shí)法蘭力矩操作時(shí)法蘭設(shè)計(jì)力矩取法蘭應(yīng)力形狀常數(shù)查系數(shù)根據(jù)GB150-89表9-5T=1.73Z=2.77Y=5.3U=5.38查圖9-3查圖9-4查圖9-7計(jì)算非標(biāo)法蘭厚度（試算法）假設(shè)則取bad重量6007306906556456434015132335.1故取合適3.4.3浮頭法蘭及勾圈設(shè)計(jì)浮頭法蘭設(shè)計(jì)設(shè)計(jì)壓力0.715MPa設(shè)計(jì)溫度150℃腐蝕余量1.0mm螺栓材料40Mn法蘭材料Q235-A螺栓許用應(yīng)力設(shè)計(jì)溫度常溫法蘭許用應(yīng)力設(shè)計(jì)溫度常溫浮頭法蘭選擇是光滑密封面形式，墊片選石棉橡膠,墊片內(nèi)徑×外徑×厚度470×494×3y=11MPam=2根據(jù)GB150-89標(biāo)準(zhǔn)查得N=10計(jì)算計(jì)算操作情況下法蘭力矩預(yù)緊時(shí)法蘭力矩故鉤圈設(shè)計(jì)選取B型鉤圈設(shè)計(jì)厚度3.5接管及接管法蘭設(shè)計(jì)3.5.1管程接管及法蘭已知水的經(jīng)濟(jì)流速0.5-3m/s取3m/s根據(jù)HG20592-1997鋼制管法蘭、墊片、緊固件選取的接管材料20號(hào)鋼此時(shí)水的實(shí)際流速選擇150mm的接管根據(jù)HG20592-1997鋼制管法蘭、墊片、緊固件選取法蘭型號(hào)HG5010-58根據(jù)國(guó)標(biāo)規(guī)定，對(duì)厚度小于等于12mm的接管，公稱直徑小于等于500mm的接管不需補(bǔ)強(qiáng)3.5.2殼程接管及法蘭根據(jù)HG20592-1997鋼制管法蘭、墊片、緊固件選取選擇150mm的接管根據(jù)HG20592-1997鋼制管法蘭、墊片、緊固件選取法蘭型號(hào)平焊法蘭HG5010-58補(bǔ)強(qiáng)（等面積補(bǔ)強(qiáng)法）開孔不在焊縫上，所以不考慮焊縫系數(shù)殼體接管壁厚1.61mm殼體名義厚度8mm接管計(jì)算厚度接管名義厚度接管壁厚附加量殼體壁厚附加量補(bǔ)強(qiáng)區(qū)范圍B取中較大值，取中較小者，取中較小者，其中多余金屬面積接管多余面積3.6折流板、拉桿、定距管、螺栓、螺母等設(shè)計(jì)3.6.1折流板的選擇折流板的型式由弓形折流板、圓盤-圓環(huán)形（也稱盤-環(huán)形）折流板和矩形折流板。最常用的折流板是弓形折流板和圓盤-圓環(huán)形折流板。此換熱器使用弓形折流板。而弓形折流板又分為單弓形、雙弓形和三弓形，大部分換熱器都采用單弓形折流板。其流體流動(dòng)方式及結(jié)構(gòu)型式見下圖。弓形折流板介質(zhì)流動(dòng)方式及結(jié)構(gòu)形式圖弓形折流板的缺口高度弓形板折流板的缺口高度應(yīng)使流體通過缺口時(shí)與橫過管束時(shí)的流速接近。缺口大小用切去的弓形高度占到圓筒直徑的百分比來確定單弓形折流板缺口見右圖。缺口弦高也可取0.20~0.45倍的圓筒內(nèi)直徑。弓形折流板的缺口按右圖切在管排中心線以下，或切與兩排管孔的小橋。缺口弦高折流板或支持板最小厚度折流板最小厚度公稱直徑DN換熱管無支撐跨距l(xiāng)≤300>300～600>600～900>900～1200>1200～15001500折流板或支持板最小厚度400~≤700456101012折流板或支持板管孔剛換熱管Ⅰ級(jí)管束（適用于碳素鋼、低合金鋼和不銹鋼換熱器）折流板或支持板管孔直徑及允許偏差應(yīng)符合表4-5-2。換熱管外徑或無支撐跨距d>32或l≤900l>900且d≤32管孔直徑d+0.8d+0.4允許偏差+0.40表5-19Ⅱ級(jí)管束（適用于碳素鋼、低合金鋼）折流板或支持板管孔直徑及允許偏差應(yīng)符合表4-5-3表5-20換熱管外徑1416192532384557管孔直徑14.616.619.625.832.838.845.858.0允許偏差+0.400+0.450+0.500折流板或支持板外直徑及允許偏差公稱直徑DN<400400~<500500~<900900~<13001300~<17001700~<20002000~<23002300~≤2600折流板名義直徑DN-2.5DN-3.5DN-4.5DN-6DN-8DN-10DN-12DN-14折流板外直徑允許偏差0-0.50-0.80-1.20-1.40-定距管及拉桿的選擇拉桿常用的結(jié)構(gòu)型式有：拉桿定距管結(jié)構(gòu)，見圖4-7-1（a）。此結(jié)構(gòu)適用于換熱管外徑d≥19mm的管束且l2>La（La按表4-5-5規(guī)定）拉桿與折流板點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)，見圖4-7-1（b）。此結(jié)構(gòu)適用于換熱管外徑d≤14mm的管束且l1≥d；當(dāng)管板較薄時(shí)，也可采用其他的連接結(jié)構(gòu)。圖5-21拉桿結(jié)構(gòu)型式這里我們選用拉桿定距管結(jié)構(gòu)。拉桿的尺寸拉桿的長(zhǎng)度L按實(shí)際需要確定，拉桿的連接尺寸由圖4-7-2和表4-7-1確定。圖5-22拉桿連接尺寸表5-23拉桿的尺寸拉桿直徑d拉桿螺紋公稱直徑dnLaLbb101013≥401.5121215≥502.0161620≥602.0拉桿的直徑和數(shù)量拉桿直徑和數(shù)量按表4-7-2和表4-7-3選用。表5-24拉桿直徑選用表換熱管外徑d10≤d≤1414<d<2525≤d≤57拉桿直徑dn101216表5-25拉桿數(shù)量選用表拉桿直徑dn，mm殼體公稱直徑d，mm<400≥400~<700≥700~<900≥900~<1300≥1300~<1500≥1500~<1800≥1800~<2000≥2000~<2300≥2300~<2600拉桿數(shù)量10461012161824283212448101214182024164466810121216由于換熱管外徑為25mm，殼體公稱直徑為500mm，故選取直徑為16mm的拉桿，其數(shù)量為4。拉桿的位置拉桿應(yīng)盡量均勻布置在管束的外邊緣，對(duì)于大直徑的換熱器，在布管區(qū)內(nèi)或靠近折流板缺口處應(yīng)布置適當(dāng)數(shù)量的拉桿，任何折流板不應(yīng)少于3個(gè)支承點(diǎn)。定距管尺寸定距管的尺寸，一般與所在換熱器的換熱管規(guī)格相同。對(duì)管程是不銹鋼，殼程是碳鋼或低合金鋼的換熱器，可選用與不銹鋼換熱管外徑相同的碳鋼管作定距管。定距管的長(zhǎng)度，按實(shí)際需要確定。3.6.3換熱管的選擇換熱管與管板的連接方式有強(qiáng)度焊、強(qiáng)度脹以及脹焊并用。強(qiáng)度脹接主要適用于設(shè)計(jì)壓力小≤4.0Mpa；設(shè)計(jì)溫度≤300℃；操作中無劇烈振動(dòng)、無過大的溫度波動(dòng)及無明顯應(yīng)力腐蝕等場(chǎng)合。除了有較大振動(dòng)及有縫隙腐蝕的場(chǎng)合，強(qiáng)度焊接只要材料可焊性好，它可用于其它任何場(chǎng)合。脹焊并用主要用于密封性能要求較高；承受振動(dòng)和疲勞載荷；有縫隙腐蝕；需采用復(fù)合管板等的場(chǎng)合。在此，根據(jù)設(shè)計(jì)壓力、設(shè)計(jì)溫度及操作狀況選擇換熱管與管板的連接方式為脹接并用。尺寸材料20號(hào)鋼布置形式正方形斜轉(zhuǎn)45°排列與管板連接方式脹接3.6.4滑板的選擇尺寸30x12材料Q235-F兩板夾角34°略圖如下3.6.5螺栓、螺母的選擇管箱法蘭螺栓、螺母的選擇：標(biāo)號(hào)JB1158-73螺母雙頭螺栓材料Q235-A40Mn尺寸標(biāo)號(hào)數(shù)量4020進(jìn)、出水管法蘭螺栓選擇：標(biāo)號(hào)HG5010-58材料40Mn尺寸標(biāo)號(hào)M16數(shù)量8進(jìn)、出氣管法蘭螺栓選擇標(biāo)號(hào)HG5010-58材料40Mn尺寸標(biāo)號(hào)M20數(shù)量16浮頭法蘭雙頭螺栓選擇材料40Mn尺寸標(biāo)號(hào)M24數(shù)量203.7鞍座設(shè)計(jì)3.7.1換熱器總質(zhì)量計(jì)算筒體質(zhì)量封頭質(zhì)量Dn500的封頭質(zhì)量Dn600的封頭質(zhì)量無折邊球形封頭質(zhì)量法蘭質(zhì)量Dn500的甲型平焊法蘭（雙）質(zhì)量Dn600的甲型平焊法蘭（單）質(zhì)量非標(biāo)法蘭質(zhì)量浮頭法蘭質(zhì)量鉤圈質(zhì)量管板質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)管板質(zhì)量浮頭端管板質(zhì)量換熱管質(zhì)量折流板質(zhì)量n=18管箱質(zhì)量拉桿質(zhì)量物料質(zhì)量3.7.2鞍座設(shè)計(jì)材料Q235-A選用120°包角輕型A類鞍座JB/T4712鞍座A500FJB/T4712鞍座A500S由于浮頭端重，所以鞍座距離兩端不等長(zhǎng)，其選擇按GB150-89支座反力圓筒中間界面彎矩支座處截面彎矩圓筒中間軸向應(yīng)力最高點(diǎn)最低點(diǎn)圓筒鞍座處軸向應(yīng)力鞍座包角120°，經(jīng)以上設(shè)計(jì)均符合要求3.8壓力試驗(yàn)及其強(qiáng)度校核容器制成以后（或檢修后投入生產(chǎn)前），必須作壓力試驗(yàn)或增加氣密性試驗(yàn)，其目的在于檢驗(yàn)容器的宏觀強(qiáng)度和有無滲漏現(xiàn)象，即考察容器的密封性，以確保設(shè)備的安全運(yùn)行。對(duì)需要進(jìn)行焊接后熱處理的容器，應(yīng)在全部焊接工作完成并經(jīng)熱處理之后，才能進(jìn)行壓力實(shí)驗(yàn)和氣密性試驗(yàn)；對(duì)于分段交貨的壓力容器，可分段熱處理，在安裝工地組裝焊接，并對(duì)焊接的環(huán)焊縫進(jìn)行局部熱處理之后，再進(jìn)行壓力試驗(yàn)。壓力實(shí)驗(yàn)的種類、要求和試驗(yàn)壓力值應(yīng)在圖樣上注明。壓力試驗(yàn)一般采用液壓試驗(yàn)，對(duì)于不適合作液壓試驗(yàn)的容器，例如容器內(nèi)不允許有微量殘留液體，或由于結(jié)構(gòu)原因不能充滿液體的容器，可采用氣壓試驗(yàn)。液壓試驗(yàn)：液壓試驗(yàn)一般采用水，需要時(shí)也可采用不會(huì)導(dǎo)致發(fā)生危險(xiǎn)的其他液體。試驗(yàn)時(shí)液體的溫度應(yīng)低于其閃電或沸點(diǎn)。奧氏體不銹鋼制容器用水壓進(jìn)行液壓試驗(yàn)后，應(yīng)將水漬清除干凈。當(dāng)無法清除時(shí)，應(yīng)該控制水中氯離子含量不超過25mg/L。試驗(yàn)溫度：對(duì)碳鋼、16MnR、15MnNbR和正火的15MnVR鋼制容器液壓試驗(yàn)時(shí)，液體溫度不得低于5℃；其他低合金鋼制容器液壓試驗(yàn)時(shí)，液體溫度不得低于15℃。如果由于板厚等因素造成材料無塑性轉(zhuǎn)變溫度升高，則需相應(yīng)提高試驗(yàn)液體的溫度。試驗(yàn)方法：試驗(yàn)時(shí)容器頂部應(yīng)設(shè)排氣扣，充液時(shí)應(yīng)將容器內(nèi)的空氣排盡，試驗(yàn)過程中應(yīng)保持容器觀察表面干燥；試驗(yàn)時(shí)壓力應(yīng)緩緩上升至設(shè)計(jì)壓力無泄漏，再緩緩上升，達(dá)到規(guī)定的試驗(yàn)壓力后，保壓時(shí)間一般不少于30min。然后將壓力降至規(guī)定試驗(yàn)壓力的80%，并保持足夠長(zhǎng)的時(shí)間以對(duì)所有焊接接頭和連接部位進(jìn)行檢查。如有滲漏，修補(bǔ)后重新試驗(yàn)，直至合格。對(duì)于夾套容器，先進(jìn)行內(nèi)筒液壓試驗(yàn)，合格后再焊夾套，然后進(jìn)行夾套內(nèi)的液壓試驗(yàn)；液壓試驗(yàn)完畢后，應(yīng)將液體排盡并用壓縮空氣將內(nèi)部吹干。本換熱器的設(shè)計(jì)采用水壓試驗(yàn)來檢驗(yàn)強(qiáng)度應(yīng)力的校核。試驗(yàn)壓力內(nèi)壓容器的試驗(yàn)壓力：=1.25=5.7mm液壓試驗(yàn)應(yīng)滿足下列條件=<,則水壓實(shí)驗(yàn)時(shí)殼體，封頭內(nèi)應(yīng)力都小于，水壓試驗(yàn)安全。參考文獻(xiàn)[1]刁玉瑋，王立業(yè)，《化工設(shè)備機(jī)械基礎(chǔ)》（第四版），大連理工大學(xué)出版社[2]賈紹義，柴誠(chéng)敬，《化工原理課程設(shè)計(jì)（化工傳遞與單元操作課程設(shè)計(jì)）》，天津大學(xué)出版社[3]姚玉英，《化工原理》上（第三版），天津大學(xué)出版社[4]婁愛娟，吳志泉，吳敘美，《化工設(shè)計(jì)》，華東理工大學(xué)出版社[5]《中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)·固定管板式換熱器型式與參數(shù)JB/T4715-92》[6]錢頌文，《換熱器手冊(cè)》，化學(xué)工業(yè)出版社，北京，工業(yè)裝備與信息工程出版中心[7]《中華人民共和國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)·GB150-1998鋼制壓力容器》[8]《中華人民共和國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)·管殼式換熱器GB151-1999》[9]《容器、換熱器專業(yè)設(shè)備數(shù)據(jù)表的格式與編制說明HG/T20701.7-2000》[10]《中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)·橢圓形封頭JB/T4737-95》[11]《中華人民共和國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)·補(bǔ)強(qiáng)圈JB/T4746-2002·鋼制壓力容器封頭JB/T4736-2002》[12]《HGJ528-1990鋼制有縫對(duì)焊管件》[13]《GB/T16938-1997緊固件、螺栓、螺釘、螺柱和螺母通用技術(shù)條件》翻譯JournalofAppliedSciences10(8):658-663,2010ISIN1812-5654@2010AsianNetworkforScientificInformationGasprotectflux-coredarcweldingprocessparametersoflowcarbonsteelweldwidthandweldmetaltensileperformanceinfluence[author]H.R.GhazvinlooandA.HonarbakhshRaouf[Abstract]Generallyspeaking,theprocessofweldingprocessparametersonthejointqualityhasverybigeffect.Highqualityweldingjoints,andtoensuretheproperweldgeometryshapeandreliableweldingmechanicalproperties.Thisexperimentwasgasprotectflux-coredarcweldingprocessparametersoflowcarbonsteelweldwidthandweldmetaltensileperformanceinfluence.Industrialproduction,chooselowcarbonsteel,asanexperimentalobject,weldingcurrentandweldingvoltageandweldingspeedasthevariableparameters.Weldingcurrentarefor240280320A,arcvoltagerespectivelyfor26,30and34V,weldingspeedfor40,50,respectively,and60cm/min.Theresultsofthisstudycanhelppeoplerightandthechoiceoffastweldingtechnologyparameter,inordertoachievetheidealweldgeometryshapeandmeettherequirementsoftheweldingseamstretchproperties.[Keywords]flux-coredarcwelding,weldingparameters,weldwidth,theyieldstrength,tensilestrength,heatinput.Introduction:Thefcawprocessisfullyautomatedprocess,inwhichtheweldingelectrodeandflux-coredwirecontactweldingarea.Fluxmaterialsinmedicineisthecore.Medicineskinconductedcurrentformarc,burnsupconsumptionitisshownasfillermetaltransition(Aloraieretal,2006).Recentresearchhasshownthat(IbrahimandShehata,1999,2000;Sadeketal,2001),thefcawwithotherweldingtechnologyisacommonadvantages,suchastheuseofmanualmetalarcwelding(MMAW)andactive/inertgasshieldedweldingGMAW).Astheresearchdifferentweldingmethodandprocessofseamgeometryshapeandtheinfluenceofthequality,theresearchersmadecorrespondingexperimentalresearch(Benyounisetal.,2005a,b,Xueetal.,2005;Correiaetal.,Kimetal.,200220032005;JuangandTarng,2002).Xueetal.(2005)accordingtotherobotarcweldingprocessweldwidthputforwardthemethodoffuzzyregressionmodel.MostafaandKhajavi(2006).Proposeoptimizationhighstrengthlowalloysteel(lowcarbonhighstrength)ofweldingparameters,improvingweldingdepositionrates.therate.PalaniandMurugan(2007)improvetheweldingprocessparameters,improveflux-coredwireofmeltingdropsoftransitionprocess,causestheweldismorebeautifulleveloff,inaddition,Parketal.(2008).Discussestheadjustmentflux-coredarcweldingheatinputofthehotcrackandtoughnessoftheweldingofinfluence.BalasubramanianandGuha(1999)studiedflux-coredarcweldingtheweldyieldlimitandfatiguestrength.Depositionrates.therateinlatticearrangementweldsmallcloseenough,easytocrackandhydrogenbrittlenessphenomenon.Moredetailedresearchonliteratureflux-coredarcweldingprocessparametersontheweldgeometryshapeandtheinfluenceofthetensileproperties.Theexperimentalresearchtheflux-coredarcweldingrobot-Gweldingseamunderdifferentprocessparametersofgeometryshapeandtheinfluenceofthetensilepropertiesoflowcarbonsteel.Materialsandmethods:Industrialproduction,theassemblyweldingexperimentsis0.17%Cand1.21%Mn'slowcarbonsteel,inordertoresearchtheweldingparametersontheeffectofweldthefusionwidth,sampletomake75x60x10mm,weldingmethodfordocking.Atthesametime,thestudytensiletestsamplemaking25mmthick,cuttinggrooveforarticlesomeV,grooveAngleforthe35degreesandAnglefor60degreesdockingsteelplates.Rootsurfaceis1mmthickanddeeprootopen2.5mm,onehundredpercentofCO2asaprotectiongasprotectweldpool.And,weldingrobotworkingvoltageof0-45V,workingcurrentis0-550A,flux-coredwirediameterof1.6mm.Inordertoreducetheweldingdeformation,beforethetestthereliabilityofthecheckfixturesavoidlooseproducedstressdeformation.Inthisstudytheselectedasvariables(weldingcurrent240280320A,arcvoltage26,30,34V)andweldingspeed(40,50,60cm/minutes),andotherparameters,suchaswirefeedingspeed,arcputoutlength,weldingtorchAnglerespectivelyfor8m/min,2.5mmand15degrees.Theweldingprocess,weldingconditionsindifferentmeasuringweldwidth,andtoevaluatetheweldingparametersontheweldthegeometryoftheinfluence.Atthesametime,accordingtoASTME8M-05standardproductiondiameterof12.5mmandtheeffectivelengthof62.5mmcylindricaltensilesamples.Thetensiletestcanprovide20KNforceDARTECtestenginery,thesamplepreparationinOghabafshanCo.,LTD.Totest,and2009inIran'ssouthuniversityalsostoppedthecorrespondingmechanicaltest.Theresultsanddiscussion:Todifferentarcvoltage,weldingcurrentandweldingspeediscombinationfortest,toobtainthedifferentweldthefusionwidth,tensilestrength,yieldstrength.Thefusionwidthaffectingweldingseamthetechniqueparameters:weldingcurrent,arcvoltageandweldingspeedtotheinfluenceoftheweldwidthasshowninfigure1-3,controlparameterssuchastable1shows.Figure1(a),(b)and(c)cansee,arcvoltageandweldingspeedisfixedfor28VrespectivelyAnd55cm/minchangeweldingcurrentrespectivelyfor240A,280A,320A,astheweldingcurrentisadded,weldwidthfrom15reducedto8mm,thiscontradictionhappenedwithliterature(KannanandMurugan,2006).Infigure2(a),(b),(c),weldingcurrentandweldingspeedisfixedfor300aand55cm/min.Arcvoltagefrom26V-34Vgetmaximumandminimumwidth,respectively,innineand17mm.So,canbeseenclearly,witharcvoltageincrease,weldwidthalsoincreases.Infigure3(a),(b),(c),weldingcurrentandarcvoltagerespectivelyfor300aand28V,weldingspeedis40cm/min,maximumwidthvaluesfor15mm;Andweldingspeedis50cm/min,minimumwidthfor7mm.Theincreaseofweldingspeedtoacertainvalueweldwidthdecreases,andtheconsistentwithliterature(KannanandMurugan,2006),inthisstudyweldingspeedreached50cm/minlaterweldwidthagainbegantorise.Theresultsclearlyshowthatsomeprocessparametershavebeenweldthefusionwidthisnoteligibleforthisrule,asshowninfigure1(c),2(a)and3(b).Intheprocessofweldingparametercombinationconditions,asshowninfigure1(c),2(a)and3(b)cannotobtainthegoodweldingseam.Figure1(b),2(b)and3(c)thefusionwidthisthebestweld,thisgroupofprocessparametercombinationisthebest,thefusionwidthiscomplete,theperformancegood.Weldwideisunnecessarywasteofweldingmaterials,leadingtotheriseinthecostandincreasetheweightworkpiece,therefore,weshouldtrytoavoidandpreventweldcausedthefusionwidthtoowide.Influenceofthetensilepropertiesofweldprocessparametersincluding:impactlimittensilestrengthandweldtheyieldstrengthfactorsareweldingcurrent,arcvoltageandweldingspeedasshowninfigure4and5,clearlyshowstheweldingcurrentwiththe240A-320A,arcvoltagefrom26V-34V,tensilestrengthandweldingyieldstrengthhavesignificantlyreduced.Accordingtothefigure6,showsthatasweldingspeedof40cm/minraisedto60cm/min,weldtensilestrengthandtheyieldstrengthincreases.Accordingtotheanalysisofmetallographicobservationthisthetensilestrengthandtheyieldstrengthincreaseanddecreaseandweldingheataffectedzonemicrostructureonthechangeofthestructureof.Accordingtotheformula1,weldingheatinputwithflux-coredarcweldingtechnologyparameterschanges:Amongthem:H=hotinputs(KJ/mm)E=arcvoltage(V)I=weldingcurrent(A)S=weldingspeed(mm/min)Differentheatinputvariablesintheweldwillusuallyaffectthemechanicalpropertiesandmicrostructuremicro.Theheathasalsoaffectedtheinputoftheweldthecoolingspeed.Formula2givesthetemperature,heatinputvariablesandtherelationshipbetweenthecoolingrate(Funderburk,1999).Thetwovariables(heatinputamount,temperature)interactwitheachother,suchasthethicknessofthematerialto,specificheatlet,densesexandthermalconductivitywereinthecoolingspeedhaveinfluence.Amongthem:R=thecoolingspeed(c/s)prearcing=temperature(℃)H=hotinputs(thousandcoke/mm)Thecoolingspeeddeterminesthefinalmicrostructurestructureandweldmetalmechanicsperformance.Becausenomatterwhethertheheatinputincrease,foragivenweld,thecoolingspeedreducegrainsizeisbulky,martensitevolumefractionisreduced,welddistrictorganizationcoarsening.Theprocessofweldingheatinputvariablesandtherelationshipbetweentensilepropertiescanbeintheliterature(Funderburk,1999)tofind.Inthisstudytheweldingcurrentin240A,arcvoltage28V,weldingspeed55cm/minconditions,theultimatetensilestrengthandweldthehighyieldstrengthwere520.2MPaand357MPa.Conclusion:Byweldingrobotweldinglowcarbonsteelhaveexperimentalconclusion:1:flux-coredwireweldingarc-Garcvoltageandweldingcurrentincreasetensilestrengthandsuccumbintensitydecreases,butweldingspeedandotherparametersoftheinfluenceofthetensilepropertiesthanistheopposite.Whentheweldingspeedincrease,weldstrengthalsowillincrease.2:withtheweldingcurrentincreasedfrom240to320A,weldwidthfrom15downto8mm,:bestweldingcurrentas:280A.3:asweldingvoltagefrom26increasedto34V,weldwidthfromnineincreasedto17mm,thebestofarcvoltageis30V.4:withweldingspeedgraduallyincreaseto50cm/minweldingmoltenpool,thefusionwidthincreaseafteronceagain.40cm/minhavethebiggestweldwidthfor15mm.References:Aloraier.A.R.IbarhinandP.Thomson.2006FCAWprocesstoavoidtheuseofpostweldheattreatmentInt.J.PressVess.Pip.83:394-398.J.AppliedSic.10(8):658-663,2010Balasubramanian,V.andB.Guha,1999.AnalysingtheinfluencesofweldsizeinfatiguelifepredictionofFCAWcruciformjointsbystrainenergyconceptInt.JPress.Vess.Pip,76:759-768.Benyounis,K.Y.,A.G.OlabiandM.S.J.Hashmi,2005a.Effectofweldingparametersonheatinputandweldbeadprofile.J.Mater.Process.Technol.,164-165:978-985.Benyounis,K.Y.,A.G.OlabiandM.S.J.Hashmi,2005b.Optimizingthelaser-weldedbuttjoinsofmediumcarbonsteelusingRSM.J.Mater.Process.Technol.,164-165:986-989.Correia,D.S.,C.V.Goncalves,S.S.Jr.Da-CunhaandV.A.Ferraresi,2005.ComparisonbetweengeneticalgorithmsandRSMinGMAWweldingoptimization.J.Mater.Process.Technol.,160:70-76.Funderburk,S.R.,1999.Keyconceptsinwelding 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