Termosifonski isparivac

MAŠINSKI FAKULTET

U BEOGRADU Katedra za procesnu tehniku

Predmet: Toplotni i difuzioni aparati List br. 3

Br. indeksa Ime i prezime Šk. god. Datum Pregledao

SADRŽAJ

• Sadržaj • Tehnički opis termosifonskog isparivača

• Proračun termosifonskog isparivača

1. Tehnološki proračun 1.1. Toplotni bilans ..................................................................................... 1.2. Srednja temperaturska razlika ............................................................ 1.3. Izbor tipa razmenjivača toplote i osnovne geom. karakteristike ......... 1.4. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi ....................... 1.5. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača ................ 1.6. Odeđivanje koeficijenta prolaza toplote .............................................. 1.7. Korekcija koeficijenta prolaza toplote .................................................. 1.8. Popravka dimenzija razmenjivača toplote ...........................................

2. Strujni proračun 2.1. Određivanje prečnika priključka za ulaz suvozasićene pare .............. 2.2. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata i pare ............... 2.3. Određivanje prečnika priključka za ulaz tečnosti ................................ 2.4. Određivanje prečnika priključka za izlaz isparene tečnosti .................

3. Mehanički proračun

3.1 Proračun debljine zida cilindričnog omotača ....................................... 3.2. Proračun debljine zida standardnog danca .........................................

3.3. Proračun vijaka ................................................................................... 3.4. Proračun prirubnica ............................................................................ 3.5. Proračun cevnih ploča ........................................................................

• Literatura

5 5 5 6 7 7 8 8

9 9 9 9

10 14 17 18 21

122/99 Dušan Jovanović 2004/05

MAŠINSKI FAKULTET




TEHNIČKI OPIS TERMOSIFONSKOG ISPARIVAČA Termosifonski isparivač je zamišljen kao vertikalni dobošasti razmenjivač toplote sa nepokretnim cevnim pločama. Omotač aparata je izrađen od debelog čeličnog lima s = 10 mm, sastava čelika Č.0361 (nema hemijskih uticaja suvozasićene pare). Za omotač sa jedne i druge strane su zavarene okrugle čelične cevne ploče sa nadnesenim prirubnicama sa prstenastim upustima, materijala istog kao i omotač, čije dimenzije za spajanje i zaptivanje odgovaraju prirubnicama sa prstenastim ispustom standardnih dimenzija, JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008. Spoj cevi sa cevnim pločama je izveden uvaljivanjem. Cevi razmenjivača su bakarne cevi od elektrolitičkog bakra Cu 99.50, JUS C.D5.501. Danca aparata su dva identična standardna plitka danca, napravljena iscela od čeličnog lima srednje debljine s = 3 mm, sastava austenitnog čelika Č.4571 otpornog na hemijske uticaje materije kakva je etanol. Za danca su privarene prirubnice od čelika istog sastava kao i danca, sa prstenastim ispustom standardih dimenzija, JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008. Vijci su standardni, od materijala 5.8 ( Č.1330 ) i navrtke materijala 5, JUS M.B1.050, u kombinaciji sa elastičnim podloškama od čelika Č.2130, JUS C.B2.110. Priključci su izrađeni od standardnih cevi bez šava sa standardnim prirubnicama sa ispustom, JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008. Za ulaz i izlaz pare su identični (ulaz gore, izlaz dole), od čelika istog kao i omotač. Za ulaz i izlaz etanol-voda su različiti, horizontalno postavljeni na donjem i gornjem komornom delu, od cevi čelika Č.4571, JUS C.B5.122. Svi zaptivači su meki, od teflona PTFE.


MAŠINSKI FAKULTET




PRORAČUN TERMOSIFONSKOG ISPARIVAČA

1. Tehnološki proračun 1.1. Toplotni bilans Toplotna snaga razmenjivača iznosi :

kWWrmQ ,83,434533,434583310223536007000 3

22 ==⋅⋅=⋅=

a maseni protok grejne pare:

hkg

skg

rQm 52,7283023,2

10214833,43458333

11 ==

⋅==

gde je:

kgkJr 22352 = , toplota isparavanja ostatka na p = 1,35 bar,

kgkJr 21481 = , toplota kondenzacije grejne pare na p = 3,5 bar.

1.2. Srednja temperaturska razlika Srednja temperaturska razlika za slučaj kondenzacije suvozasićene pare bez pothlađivanja kondenzata iznosi: Cttt ispkondsr °=−=−=∆ 63,3023,10886,138 gde je:

kondt = 138,86 ºC, temperatura kondenzacije pare na p = 3,5 bar,

ispt = 108,24 ºC , temperatura isparavanja na pritisku od p = 1,35 bar. 1.3. Izbor tipa razmenjivača toplote i usvajanje osnovnih geometrijskih karakteristika Usvojen je vertikalan dobošasti aparat sa nepokretnim cevnim pločama u kome tečnost isparava u cevima aparata sa Nc = 613 u trouglastom rasporedu. Prema T. 5.1. [1] uobičajan opseg koeficijenta prolaza toplote za dobošaste izmenjivače je 1000 – 1500 W/(m2K) . Pretpostavljam orijentacionu vrednost koeficijenta prolaza toplote k = 1050 W/(m2K). Usvajam bakarne cevi Ø30 / 25 mm (T.8.D.7. [5]). Usvajam običan trouglasti raspored cevi sa korakom t = 38 mm (T.6.2. [1]). Usvajam unutrašnji prečnik omotača Du = 1033 mm.


MAŠINSKI FAKULTET




Na osnovu dijagrama na slici 6.7 [1] usvojeno je rastojanje između cevnog snopa i omotača od Lso = 15 mm. Površina za razmenu toplote iznosi:

213,13563,30105033,4345833 m

tkQS

sriz =

⋅=

∆⋅=

Prečnik kružnice koja prolazi kroz ose cevi na obodu snopa: mmdLDD ssoucc 98830151033 =−−=−−= Broj cevi određujem prema metodu 3, str. 142 [1]:

1313382

9882

=⇒=⋅

=⋅

= rcc Nt

Dr

6131691322 =⇒=== cNrs Napomena: Ucrtavajući cevi vidi se da ne može stati više od 595. Dužina cevi razmenjivača toplote je:

mNd

SLcs

iziz 41,2

59503,013,135

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

Usvojeno: Liz = 2,5 m. 1.4. Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi ( ) 7,0102,117,069,0 1048,1104,0 qpppp rrrcu ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α

( ) ( ) ( )( ) 7,01032,1317,0369,0 101,610101,64101,68,115,221104,0 qu ⋅⋅⋅+⋅⋅+⋅⋅⋅⋅= −−−α 7,03,3 qu ⋅=α

barpr3101,6

15,22135,1 −⋅== - redukovani pritisak

barpc 15,221= - kritični pritisak. 1.5. Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača Prema poglavlju 7.3.[3], koeficijent prelaza toplote se izračunava prema izrazu:

( ) 3

13

177,1⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ⋅

⋅−⋅⋅⋅=

vl

gllls

gµ

ρρρλα


MAŠINSKI FAKULTET




( )

KmW

s ⋅=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅

⋅−⋅⋅⋅= − 2

31

3

3

8440036,010203,0

81,9912,109,92709,9276842,0177,1α

gde je:

lρ = 927,09 kg/m3 , gustina kondenzata na p = 1,35 bar,

lµ = 0,203 . 10–3 Pa . s, koeficijent dinamičke viskoznosti kondenzata,

lλ = 0,6842 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote kondenzata,

gρ = 1,912 kg/m3 , gustina pare na p = 3,5 bar. 1.6. Određivanje koeficijenta prolaza toplote Otpori provođenju toplote usled zaprljanja se usvajaju prema T.5.2. [1]:

WKmR ⋅

⋅= −2

31 101,0 sa strane toplijeg fluida,

WKmR ⋅

⋅= −2

32 104,0 sa strane hladnijeg fluida.

Koeficijent prolaza toplote iznosi :

u

s

s

s

uu

s

s dddR

ddR

kln

2111

21 ⋅⋅

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅++=

λαα

025,003,0ln

380203,0104,0

3,31

025,003,0101,0

844011 3

7,03 ⋅

⋅+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⋅⋅+⋅+= −−

qk

qkq

ttkq sr

sr63,301

==∆

⇒∆⋅=

Zamenom u jednačinu sledi vrednost:

232120mWq =

Km

Wqu ⋅=⋅=⋅= 2

7,07,0 56,4712321203,33,3α

Km

Wtqk

sr ⋅==

∆= 21049

63,3032120

gde je:

zλ = 380 W/(mK), koeficijent provođenja toplote bakra.


MAŠINSKI FAKULTET




1.7. Određivanje kritičnog toplotnog fluksa ( ) 9,035,04 11067,3 rrcc pppq −⋅⋅⋅⋅=

( ) ( ) 9,0335,034 101,61101,615,2211067,3 −− ⋅−⋅⋅⋅⋅⋅=cq

261035,1

mWqc ⋅=

1.8. Popravka dimenzija razmenjivača toplote Površina za razmenu toplote iznosi:

225,13563,30104933,4345833 m

tkQS

sriz =

⋅=

∆⋅=

Dužina cevi razmenjivača toplote je:

mNd

SLcs

iziz 41,2

59503,025,135

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

Usvojeno: Liz = 2,5 m. 2. Strujni proračun 2.1. Određivanje prečnika priključka za ulaz suvozasićene pare

mw

mdpg

u 212,030912,1

0232,244

1

11 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

ππρ

Usvaja se: DN200 (φ219,1 / 5,9 mm) 2.2. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata i pare

mw

mdpg

u 056,09,008,927

0232,244

2

12 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

ππρ

Usvaja se: DN65 (φ63,5 / 2,9 mm)


MAŠINSKI FAKULTET




2.3. Određivanje prečnika priključka za ulaz tečnosti

mw

mdpg

u 057,08,029,952

3600700044

3

23 =

⋅⋅

⋅=

⋅⋅⋅

=ππρ

Usvaja se: DN65 (φ63.5 / 2,9 mm) 2.4. Određivanje prečnika priključka za izlaz isparene tečnosti

mw

mdpg

u 356,025781,0

3600700044

4

24 =

⋅⋅

⋅=

⋅⋅⋅

=ππρ

Usvaja se: DN400 (φ406,4 / 8,8 mm) Napomena: Brzine strujanja fluida u svim priključcima su usvojene.

3. Mehanički proračun 3.1. Proračun debljine zida cilindričnog omotača (JUS M.E2.253)

Dužina cilindričnog dela tela aparata je l = 2500 mm. Spoljašnji prečnik cilindričnog dela tela aparata iznosi DS = 1053 mm Koeficijent valjanosti zavarenog spoja je dat i iznosi 0,8. Pritisak na radno opterećenje za plašt iznosi 3,5 bar. Pritisak na ispitne uslove za plašt iznosi 1,3 pr = 4,55 bar. Za ispitne uslove S = 1,1 a za radne uslove uzima se S = 1,5 ako imamo čelik i granicu razvlacenja δ0,2. Ove vrednosti su za naš čelik kovani i valjani (JUS M.E2.250). Za čelicno telo Č.0361 iz tablica uzimamo da je na temperaturi od 20°C proračunska čvrstoca K = 205 N/mm2 a na radnoj temperaturi od t = 140°C sledi da je proračunska čvrstoca na osnovu tabele P3.1 i interpolacije K = 175 N/mm2. 3.1.1. Cilindrični omotač izložen spoljašnjem pritisku (JUS M.E2.254): 3.1.1.1. Proračun na elastično ulubljivanje cilindričnog dela omotača Ovaj proračun se radi samo za delove aparata koji su izloženi spoljašnjem pritisku i za to se u ovom zadatku koriste sledeci podaci: Ds = 1053 mm, s = 10 mm, ls = 2500 mm


MAŠINSKI FAKULTET




Pomoćna vrednost z:

662,02500

10535.05,0 =⋅

⋅=⋅

⋅=ππ

lDz s

Broj talasa ulubljivanja:

( ) ( ) 51,313,0102500

105363,163,1 4

2

3

4

212

3

=−−⋅

⋅=−−⋅

⋅=CCsl

Dne

sr

usvaja se broj talasa ulubljivanja n = 4 Stepen sigurnosti: Stepen sigurnosti pri proračunu na elastično ulubljivanje ne zavisi od vrste materijala. On iznosi Sk=3,0 Poasonov koeficijent: ν = 0,3 Modul elastičnosti za čelik: E = 2,1⋅105 N/mm2

Spoljašnji pritisak:

( )( )

( )( )

bar

DCCs

znnn

DCCs

znn

SEp

s

e

s

e

k

14,5

105313,010

1662,04

3,0142143,0112

801053

13,010

662,04114

200,3101,2

1

12111280

11

20

3

2

22

2222

5

3

212

22

221

222

=

=

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −−⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛

−−⋅+−⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+⋅−

⋅⋅

=

=

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −−⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−⋅+−⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⋅−

⋅=ν

ν

( )( )

( )( )

bar

DCs

znnn

DCCs

znn

SEp

s

e

s

e

k

33,7

105313,010

1662,05

3,0152153,0112

801053

13,010

662,05115

200,3101,2

111)1(21)1(

11280

111)1(

20

3

2

22

2222

5

12

22

221

222

=

=

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −−⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛

−−⋅+−⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+⋅−

⋅⋅

=

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎢⎣

⎡ −⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

−−+⋅+−+⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

+⋅−+

⋅=ν

νC

3

2 =

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎥⎦

⎤−


MAŠINSKI FAKULTET





( )( )

( )( )

bar

DCCs

znnn

DCCs

znn

SEp

s

e

s

e

k

68,5

105313,010

1662,03

3,0132133,0112

801053

13,010

662,03113

200,3101,2

111)1(21)1(

11280

111)1(

20

3

2

22

2222

5

3

212

22

221

222

=

=

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −−⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛

−−⋅+−⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+⋅−

⋅⋅

=

=

⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −−⋅

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

−−−⋅+−−⋅

−⋅+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

+⋅−−

⋅=ν

ν

pmin = 5,14 bar Na osnovu ovih podataka zaključujemo da je najniži spoljašnji pritisak koji je potreban da bi došlo do elastičnog ulubljivanja p = 5,14 bar. Kako spolja vlada atmosferski pritisak od 1,013 bar, debljina od 10 mm je i više nego dovoljna. 3.1.1.2. Proračun na plastične deformacije omotača Za odnos Ds/l = 1053/2500 = 0,42 < 5, pritisak za plastično ulubljivanje se određuje iz sledećeg obrasca:

( )

bar

CCs

Dl

DuDCCs

SKp

e

sss

e ,

100

2,015,11

120

21

21

−−⋅

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅−⋅⋅

+

⋅−−

⋅⋅=

( )

barp 79,6113,01017520 =⋅−−

⋅⋅=

13,010100

1053250010532,0115,1

1

10536,1

−−⋅

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅−⋅⋅

+

– za radne uslove

( )

barp 57,11

13,010100

1053250010532,0115,1

1

11053

13,0101,1

20520 =

−−⋅

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅−⋅⋅

+

⋅−−

⋅⋅= – za ispitne uslove

u = 1% - odstupanje od kružnog oblika

MAŠINSKI FAKULTET




S = 1,6 – stepen sigurnosti. Tabela P5.5 – vrednosti stepena sigurnosti koje se koriste za proračun cilindričnih omotaca na plastično deformisanje, a stepen sigurnosti pri ispitnom pritisku određen je standardom JUS M.E2.250, što znaci da je za ispitne uslove S=1,1. Proračunska čvrstoća: K = 175 N/mm2 za radne, K = 205 N/mm2 za ispitne uslove. C1 = 0,3 mm, C2 = 1 mm, Pretpostavljena debljina zida plašta se = 10 mm. Na osnovu ovih podataka dobijeno je da je pritisak koji bi izazvao plastične deformacije 6,79 bar što nam je veće od spoljašnjeg pritiska od 1,013 bar. Za ispitne uslove dobija se vrednost pritiska od 11,57 bar.

3.1.2. Određivanje debljina zidova uzimajući u obzir otvore i izreze (JUS M.E2.256):

21

20CC

pvSK

pDs s ++

+⋅⋅

⋅=

gde je: Ds = 1053 mm, spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s =10 mm), p = 3,5 bar, proračunski pritisak.

Na cilindričnom omotaču aparata nalazi se priključak za dovod pare DN200 (φ219,1 / 5,9 mm), kao i priključak za odvod kondenzata DN65 (φ63,5 / 2,9 mm). Koeficijent slabljenja usled postojanja otvora određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8]:

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21A

s2s1s

21A21Au

uA CCs

CCs,

CCsCCsDd

fv

( ) ( )

( ) 58,0529,0;178,213,01013,09,5;

13,01013,01010333,207

1 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

( ) ( )

( ) 78,0184,0;606,013,01013,09.2;

13,01013,01010337,57

2 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

v = min(vv;vA1;vA2) = min (0,8; 0,58; 0,78) = 0,58


MAŠINSKI FAKULTET




mms 02,413,05,358,0

5,117520

5,31053=++

+⋅⋅

⋅=

Odatle se, prema proračunu, dobija vrednost od 4,02 mm za pretpostavljenu debljinu zida omotača aparata od 10 mm. Što se tiče ispitnih uslova, dobija se: va= 0,73

mmCCpv

SK

pDs s 06,313,0

55,473,01,1

20520

55,41053

2021 =++

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

Odatle se, prema proračunu, dobija vrednost od 3,06 mm za pretpostavljenu debljinu zida omotača aparata od 10 mm. Usvaja se najmanja dozvoljena vrednost sa aspekta krutosti konstrukcije, prema preporuci T.6.4.[1], koja je i pretpostavljena u obrascima : s = 10 mm i spoljašnji prečnik prema tome Ds = 1053 mm. 3.2. Proračun debljine zida standardnog danca (JUS M.E2.252) Usvajaju se dva identična plitka torisferična danceta izrađena iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: etanol-voda u donjoj i gornjoj komori ima temperaturu t = 108°C, proračunski pritisak je p = 1,35 bar. 3.2.1. Proračun debljine zida cilindričnog dela danca

mmCCpv

SK

p21,000

35,115,1

50020

35,11039

20

Ds 21

s =+++⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je: Ds = 1039 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 3 mm), p = 1,35 bar, proračunski pritisak K = 500 N/mm2, proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č.4571 S = 1,5, stepen sigurnosti, v = 1, ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu, C1 = 0 mm, dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala, C2 = 0 mm, dodatak na koroziju i habanje.


MAŠINSKI FAKULTET




3.2.2. Proračun debljine zida torusnog dela danca

mmCCv

SKp ,

40

Ds 21s ++

⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je: β, proračunski koeficijent, određuje se sa odgovarajuće slike P.5.2 [6]:

( ) 0,40;0029,01039

0;1039

003;21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= ff

Dd

DCCsf

s

i

s

β

di = 0, unutrašnji prečnik otvora na torusu (nema ga u ovom slučaju),

mm42,0001

5,150040

435,11039s =++⋅⋅

⋅⋅=

3.2.3. Proračun debljine zida sfernog dela danca (kalote)

mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=

Iz geometrije dubokih ispupčenih danaca:

mmDR s 1039== , unutrašnji poluprečnik kalote mmRDu 20781039221 =⋅== , unutrašnji prečnik kalote

sRDs 221 += , spoljašnji prečnik kalote Na kalotama danaca aparata, nalaze se priključci za dovod tečnosti DN65 (φ63.5 / 2,9 mm) i odvod isparene tečnosti DN400 (φ406,4 / 8,8 mm). Koeficijent slabljenja usled postojanja priključaka određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8].

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

;CCsCCs

CCsCCsDdfv

A

sss

AAu

uA

( ) ( )

( ) 39,093,2;92,4003008,8;

00300320788,388

1 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA


MAŠINSKI FAKULTET




( ) ( )

( ) 9,097,0;73,0003009,2;

00300320787,57

2 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

gde je: s = 3 mm , prva pretpostavljena debljina kalote,

mmsRDs 20843220782221 =⋅+⋅=+= C1s = 0 mm, dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala priključka (T.P.4.9. [6]), C2s = 0 mm, dodatak na koroziju i habanje. Dance je izrađeno iscela pa je vv = 1. v = min(vv; vA1; vA2) = min (1; 0,39; 0,9) = 0,39

mm17,00035,139,0

5,150040

35,12084s =+++⋅⋅

⋅=

Na osnovu izračunatih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, usvaja se debljina lima s = 3 mm. 3.2.4. Provera na elastično ulubljivanje danca od unutrašnjeg natpritiska Dance je dovoljno dimenzionisano na elastično ulubljivanje ako je pB > 1,5 p = 2,025 bar, gde je: pB , bar, pritisak ulubljivanja, određuje se sa slike P.5.4. [6]

( ) barf

fED

CCsfps

eB

025,22021020058,0

101021039

00310 55521

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

Do elastičnog ulubljivanja neće doći pod dejstvom unutrašnjeg natpritiska. 3.2.5. Provera debljine danca na ispitne uslove Ispitna temperatura: ti = 20°C Ispitni pritisak: pi = 1,3p Stepen sigurnosti: S = 1,1 Proračunska čvrstoća: K = 500 N/mm2


MAŠINSKI FAKULTET




3.2.5.1. Provera debljine zida cilindričnog dela danca

mmCCpv

SK

p

i

i ,20

Ds 21

s +++⋅⋅

⋅=

mm20,000755,11

1,150020

755,11039s =+++⋅⋅

⋅=

3.2.5.2. Provera debljine zida sfernog dela danca

mmCCpv

SK

p

i

i ,40

Ds 21

s1 +++⋅⋅

⋅=

mm52,000755,139,0

1,150040

755,12084s =+++⋅⋅

⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. 3.2.5.3. Provera debljine zida torusnog dela danca

mmCCv

SKpi ,

40

Ds 21

s ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm40.0001

1.150040

4755.11039s =++⋅⋅

⋅⋅=

mmmmsDh s 20068,1993455,010391935,0455,01935,02 ≈=⋅−⋅=⋅−⋅=⇒=⋅=⋅≥ mmsh 5,1035,35,31 , usvajam mmh 301 =

3.2.6. Uslovi za primenu standarda po kojima je proračun izvršen

2,1006,110331039

1,00029,0001,0

1,01039

003001,0

1,0001,0 21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

u

s

s

DD

DCCs

Svi uslovi su ispunjeni.


MAŠINSKI FAKULTET




3.3. Proračun vijaka (JUS M.E2.257) Usvajaju se kružni vijčani spojevi sa zaptivačima unutar kruga rupa. 3.3.1. Proračun sila u vijcima Najmanja sila u vijku za radno stanje je:

NFFFF DBFBRBSB 1765251871244671113142 =++=++= gde je:

NdpF iRB 113142

40103335.1

40

22

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

di = 1033 mm, unutrašnji prečnik prirubnice,

( ) ( ) NddpF iDFB 44671

401033122035.1

40

2222

=−⋅⋅

=−⋅⋅

=ππ

dD = 1220 mm, srednji prečnik zaptivača,

NKSdpF DDDB 187125,382,19551035,1

10 1 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= ππ

bD = 35 mm, korisna širina zaptivanja, K1, koeficijent zaptivača za stanje pri radu (vrednosti za pare i gasove), T.P.5.6. [6]:

K1 = 1,1 bD = 1,1 . 35 = 38,5 mm,

SD = 1,2 , pomoćna vrednost. Kako je ispitni pritisak pi = 1,3p ,razlike nisu velike pa sledi da ne treba računati FSB za ispitno stanje. Najmanja sila u vijku za ugradno stanje je:

NkKdF DDDV 335365087512200 =⋅⋅=⋅⋅⋅= ππ

gde je: k0 , koeficijent zaptivača za stanje pri ugradnji, KD , otpor promeni oblika materijala zaptivača.

mmNbkK DD 8753525250 =⋅=⋅=⋅


MAŠINSKI FAKULTET




3.3.2. Proračun prečnika vijaka Za radno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm,5CnK

FZd SB

k +⋅

⋅=

Usvajam priključne mere prirubnice (T.P.4.18. [6]), JUS M.B6.011: DN 1100 nazivni prečnik PN 2,5 nazivni pritisak D = 1275 mm spoljašnji prečnik d = 1220 mm podeoni prečnik d1 = 30 mm prečnik rupe M27 navoj vijka n = 28 broj vijaka Za vijke sa punim stablom, proračunskom čvrstoćom određenom prema granici razvlačenja i nalegajućim površinama obrađenim skidanjem strugotine (T.P.4.18,5.8. [6]): Z = 1,51 pomoćna vrednost K = 500 N/mm2 proračunska čvrstoća za materijal zavrtnja 5.8 i navrtke 5 (čelik

Č.1330) C5 konstrukcioni dodatak

mm32036,528500

17652551,1 5 =⇒≤=⋅

⋅=⋅

⋅ CnK

FZ SB

mm36,8336,5 =+=kd Za ugradno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm39,1928530

335365029.120

=⋅

⋅=⋅

⋅=nK

FZd DVk

gde je:

• Z = 1,29, pomoćna vrednost, • K20 = 530 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal čelika Č.1330 na 20ºC.

Usvajamo vijak M27, koji je preporučen standardom JUS M.B6.011. Povratno, dužina vijka i druge dimenzije po standardima redom iz [9] (prilog 3.7).


MAŠINSKI FAKULTET




3.4. Proračun prirubnica (JUS M.E2.258) Usvajamo prirubnicu za privarivanje sa prstenastim ispustom. Potrebna visina oboda prirubnice:

mmb

ZWhF 26,49212

9324368901542,142,1=

−⋅=

−⋅=

gde je: s1 = 3 mm , debljina zida omotača na koji se privaruje prirubnica, du = 1033 mm , unutrašnji prečnik prirubnice, Z , pomoćna vrednost:

( ) ( ) 9324331033 22

11 =⋅+=⋅+= ssdZ u dL = d1 = 30 mm , prečnik rupe za vijke, ds = 1275 mm , spoljašnji prečnik prirubnice, V = f(du) = f(1033) = 0,5 , pomoćna vrednost,

Ld ′ , redukovani prečnik rupe za vijke:

mm15305,0 =⋅=′Ld b , mm , proračunska dvostruka širina prirubnice:

mmdddb Lus 212152103312752 =⋅−−=′⋅−−=

a , mm , krak delovanja sile u vijku za radno stanje:

mm922

3103312202

1 =−−

=−−

=sdda ut

aD , mm, krak delovanja sile u vijku za ugradno stanje stanje:

mm502

112012202

=−

=−

= DtD

dda

S = 1,5, stepen sigurnosti (JUS M.E2.250), K = 500 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č.4571, W , mm3 , otporni moment prirubnice za radno stanje:

3mm48720992500

5,1176525=⋅

⋅=⋅

⋅= a

KSFW SB

S = 1,1, stepen sigurnosti pri ispitnim (ugradnim) (JUS M.E2.250), K = 500 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č.4571, W , mm3, otporni moment prirubnice za ugradno stanje:


MAŠINSKI FAKULTET




3

20

mm368901550500

1,13353650=⋅

⋅=⋅

⋅= D

DV aK

SFW ,

Kao merodavan, uzima se veći otporni moment W = 3689015 mm3. Usvaja se visina oboda prirubnice hF = 50 mm. 3.5. Proračun cevnih ploča (JUS M.E2.259) Usvajam okruglu ravnu cevnu ploču sa nadnesenim ivicama prirubnice. Potrebna debljina ploče iznosi:

mmKSpdnDCs iu 91,12

500105,135,1

342,0255951033

45.010

22221 =

⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅⋅−

⋅=ν

gde je: D1 = 1033 mm , unutrašnji prečnik aparata, n = 595 , broj cevi u kondenzatoru, du = 25 mm, untrašnji prečnik cevi, pi = 1,35 bar , proračunski pritisak u cevi, K = 500 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č.4571, S = 1,5, stepen sigurnosti , v, koeficijent slabljenja ploče usled otvora za cevi:

38 25 0,34238

ut dt

ν− −

= = =

t = 38 mm, razmak između cevi. Prema preporukama, debljina cevne ploče treba da bude s = 20 mm. 3.5.1. Provera čvrstoće omotača usled dilatacija cevi cevnog snopa Napon koji se stvara u cevi pri radnim uslovima:

( ) ( ) 255

max, 77,19315108107,1102,15,2435,130

4 mmNttE

spd

ugzs =−⋅⋅⋅⋅+

⋅⋅

=−⋅⋅+⋅⋅

= −ασ

gde je:

ds = 30 mm, spoljašnji prečnik cevi,

p = 1,35 bar , radni pritisak sa strane cevi,

s = 2,5 mm, debljina zida cevi,

E = 1,25 105 N/mm2, modul elastičnosti za bakar [5],


MAŠINSKI FAKULTET




α = 1,76 10-5 K-1 , koeficijent termičkog širenja bakra [5],

tz,max= 108°C , maksimalna temperatura zida cevi tokom rada,

tug = 15°C, temperatura pri izradi razmenjivača.

Sila koja se sa svih cevi prenosi na omotač je:

( ) ( )MNddnN us 9,24

42530

77,1935954

2222

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=

ππσ

A napon koji se javlja u omotaču:

( ) ( ) 222

6

22 76010331053

109,2444mm

NDDN

us

=⋅−

⋅⋅=

⋅−⋅

=ππ

σ

3.5.2. Provera cevi cevnog snopa na izvijanje (JUS M.E2.259) Kritična sila izvijanja za jednu bakarnu cev je:

Nl

JEFk

k 669712503

26507102,13 2

52

2

2

=⋅

⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅

=ππ

gde je: E = 1,2 . 105 N/mm2 , modul elastičnosti za bakar, J , mm4 , moment inercije poprečnog prstenastog preseka cevi,

433

265078

5,2308

mmdJ s =⋅⋅

=⋅⋅

=πδπ

lk , kritična dužina cevi za dati slučaj,

mmllk 125025005,05,0 =⋅=⋅= Sila opterećenja cevi je:

NnNNFR 41849

595109,24 6

1 =⋅

===

Treba postaviti kompenzator. Usvajam jednozidni talasasti kompenzator sa preklopnim spojem, jednostrano zavarenim ispod priključaka za dovod pare. Proračun dimenzija kompenzatora je izostavljen, ali su iz uslova kompenzatora izvedene osnovne dimenzije (r = 5 mm; h = 20 mm; s = 4 mm; l = 20 mm).Zbog ovih pretpostavki moramo ponoviti proračun okruglih ravnih ploča, sada sa dilatacionim elementom u omotaču:


MAŠINSKI FAKULTET




barD

lDppp ui 56,51033

20411335,335,14

2

22

21

223 =

⋅−⋅+=

⋅−⋅+=

mmKSpDs 5,38

500105,156,5

3,0110335,0

1015,0 1 =

⋅⋅

⋅⋅⋅=⋅⋅

⋅⋅⋅=ν

Debljina cevne ploče: s = 40 mm. 3.5.3. Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče (JUS M.E2.259) Za uvaljani spoj sa žljebovima i ravan otvor dozvoljeni površinski pritisak pmax = 300 N/mm2 prema standardu za proračun cevnih ploča

( ) ( ) max2max 81,209253040

41962 pmm

Nddl

Fpusw

R ≤=−⋅

=−⋅

=

gde je: lw = s = 40 mm, dužina uvaljivanja jednaka debljini cevne ploče.


1.TEHNOLOSKI PRORACUN

1.1.Materijalni bilans - radna materija: rastvor NaOH - pоcetna koncentracija: xp = 0.25 kgA/kgB - krajnja koncentracija: xk = 0.5 kgA/kgB - potrosnja sirovine : Fp = 4 t/h - temperatura sirovine: t = 60oC (pretpostavljeno) - pritisak primarne pare: pD = 2.5 bar - pritisak u separacionom delu: pw = 0,2 bar

-Protok finalnog proizvoda na osnovu materijalnog bilansa za rastvorak: kkpp xFxF ~~ ⋅=⋅

hkg

xxF

Fk

ppk 2000

5,025.04000

~~

=⋅

=⋅

=

-Protok sekundarne pare iznosi:

hkgFFW kp 200020004000 =−=−=

1.2.Temperatura kljucanja rastvora 21 ∆∆ ++= wr tt gde su: ∆1(°C)- termodinamicka temperaturska depresija ∆2(°C)- hidrostaticka temperaturska depresija

2

1 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅⋅=

N

W

W

NN T

Trr

∆∆ )()(2 WrWr ptpt −⋅=∆

gde su: tW = 60.1 oC - temperatura kljucanja rastvora na pW pN = 101.3 kPa - atmosferski pritisak tN = 100oC - temperatura kljucanja na pN

1

(T 15.4 knjiga) za ( ) CBAkg

kgAx oNA 2.425.0~ =∆⇒

+=

za p = 1.013 bar rN = 2264 kJ/kg za p = 0.2 bar rW = 2371 kJ/kg

Co14.32100273

1.60273237122642.42

2

1 =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

++

⋅⋅=∆

Ctpt oWWr 24,9214.321.60)( 1 =+=∆+=

psr = pW + 0.5 g Hr ρr (Pa) gde su: ( )[ ]Brcr HH ρρ −⋅+⋅= 0014.026.0 Hc = 6 m - duzina cevi ρr = 1475 kg/m3 - gustina rastvora na tr(psr) prema T.9.13, str.407 ρB = 970 kg/m3 - gustina rastvora prema T.1.1, str. 145, praktikum ( )[ ] mHr 05.597013860014.026.06 =−+⋅= psr = 0.2 105 + 0.5 9.81 5.05 1386 = 54.33 103 = 54.33 kPa tr(psr) = tB(psr) + ∆1(psr)

tB(psr) = 83.19oC , 25373

19.832734.2311

2264282

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

⋅=rt

tr(psr) = 83.19 + 25 = 108.19oC 1.3.Toplotna snaga uparivaca i porosnja grejne pare -Toplotna snaga uparivaca:

Q = FK cK tr - FP cP tp + W hsr

" + QDH + Qg (W) gde su: cK = 3482 J/(kgK) -spec. maseni toplotni kapacitet proizvoda na tr cP = 3634 J/(kgK) -spec. maseni toplotni kapacitet sirovine na 60oC hW

" = 2609 kJ/kg -entalpija sekundarne pare na 0.2 bar Qg = 0.05 Q - gubitci toplote u okolinu

2

kWQ

qxFqxFQ

DH

rkkkrpPPDH

83.20108004.0360075010105005.0

36006000

~~

33 =⋅⋅⋅−⋅⋅⋅=

⋅⋅+⋅⋅=

MWQ

Q

QQ

14.1310139.13

10796.13)05.1(

05.01083.20260952506036343600600019.1083482

3600750

6

6

3

=⋅=

⋅=⋅

⋅+⋅+⋅+⋅⋅−⋅⋅=

hkg

skg

rQDD

2139494.51022111014.13

3

6

==⋅⋅

==

gde je: rD = 2211 103 J/kg - toplota kondenzacije primarne pare na 2.5 bar 1.4.Odredjivanje srednje temperaturske razlike i usvajanje osnovnih

geometrijskih karakteristika aparata ∆tsr = tkond - tr (oC) gde su: tkond = 127.4 oC -temperatura kondenzacije primarne pare ∆tsr = 127.4 - 108.19 = 19.21 oC

- Povrsina za razmenu toplote iznosi:

26

91221.19750

1014.13 mtk

QSsr

iz =⋅⋅

=⋅

=∆

- Potreban broj cevi:

24.12736038.0

912=

⋅⋅=

⋅⋅=

ππ cs

izc Hd

SN

iz T.6.6 ⇒ Nc = 1309 za trougaoni raspored

3

1.5.Odredjivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane primarne pare Koeficijent prelaza toplote sa strane pare koja se kondenzuje duz vertikalne povrsine iznosi:

( )3

1177.1qH

C

c

s

⋅⋅=α

gde je: C -koeficijent koji zavisi od temperature kondenzacije C = 134 103 + 2060 tkond - 5.8 t2 kond C = 134 103 + 2060 127.4 - 5.8 (127.4)2 = 302 103

1.6.Odredjivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane rastvora

6.03.03.066.0

0,6.05.0

06.05.03.1

780 qcr llg

gllu ⋅

⋅⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=

µρσ

ρρλα

gde je: λl = 0.564 W/(mK) -koef. provodjenja toplote za rastvor na t = 108.19oC ρl = 1369 kg/m3 -gustina rastvora na t = 108.19oC ρg,0 = 0.5902 kg/m3 -gustina pare cistog rastvaraca na p=1bar ρg = 0.1300 kg/m3 - gustina pare cistog rastvaraca na p=0.2bar σ = 0.106 J/m2 -povrsinski pritisak u sustemu rastvor-para r = 2358 kJ/kg -toplota isparavanja rastvaraca cl = 3482 J/(kgK) -specificni maseni toplotni kapacitet µl = 2.57 10-3 Pa -koef. dinamicke viskoznosti rastvora

( )

6.03.03.066.06.05.0

06.05.03.1

1057.234825902.02358106.0

13.01369564.0780 qu ⋅⋅⋅⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=α

αu = 4.1 q0.6

4

1.7.Odredjivanje koeficijenta prelaza toplote

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++⋅

⋅++= u

uu

s

u

s

z

ss

sR

dd

ddd

Rk αλα

1ln2

11

gde je: Rs = 0.2 10-3 m2K/W -otpori prolazu toplote sa strane primarne pare Ru = 0.3 10-3 m2K/W - otpori prolazu toplote sa strane kljucalog rastvora

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⋅+⋅

⋅+⋅+⋅

⋅= −− 3

6.033/1

3 103.01.4

1034.0038.0

034.0038.0ln

452038.0102.0

1019611

qq

k

53300112

101966.016/14

6.03

+⋅+⋅⋅

=qq

qk

-Specificno toplotno opterecenje:

21.1953300112

101966.016/14

6.03

⋅+⋅+

⋅⋅=⋅=

qqqtkq sr∆

cije je resenje: q = 11380 W/m2

αs = 196 103 q-1/3 = 196 103 (11380)-1/3= 8714 W/m2K αu = 4.1 q0.6 = 4.1 (11380)0.6 = 1113 W/m2K -Koeficijent prelaza toplote:

)(

59221.19

113802Km

Wtqk

sr

==∆

=

1.8. Odredjivanje osnovnih dimenzija aparata

[ ]mmtdtt

DD sos

ccu ++⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

gde je:

38=

tDcc

; Lso = 20 mm ; t = 40 mm

Du = 38 40 + 38 + 20 =1578 mm Du = 1580 mm -Precnik cirkulacione cevi:

5

( )[ ] ( )[ ] 5.025.02 034.013096.03.06.03.0 ⋅⋅÷=⋅⋅÷= ucc dND Dc = (0.67-0.95) m Usvaja se : Dc = 0.762 m -Brzina pare svedena na puni p.p. separacionog prostora:

smWW

g

ggg 52.813.2

13.05902.0)41(

5.05.01

1 ÷=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

ρρ

gde je: ρg1 = 0.5902 kg/m3 -gustina pare cistog rastvaraca na p = 1bar ρg = 0.130 kg/m3 - gustina pare cistog rastvaraca na p = 0.2bar Wg1 = 1-4 m/s -brzina pare svedena na p=1bar -Povrsina poprecnog preseka separacione kolone :

( )231.126.5

13.052.813.236005250

mW

WAgg

s ÷=⋅÷

=⋅

=ρ

-Precnik separacione kolone:

( ) mAD ss 67.159.231.126.544 5.05.0

÷⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ÷⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅=

ππ

Za usvojen precnik separacione kolone Ds = 2.5 m povrsina poprecnog preseka je A = 4.91 m2, a Wg = 2.28 m/s. Ovoj brzini pare pri radnim uslovima aparata odgovara brzina pare Wg1 = 1.07 m/s na pritisku od 1bar. -Zapremina separacionog prostora:

3'

1

74.633.871913.0

5250 mfW

WVpg

s =⋅⋅

=⋅⋅

=ρ

gde je: W1' (m3W)/(m3h) -specificno opterecenja parnog doma na pritisku p=1bar

hmWmW

W

HHHW

vww

3

3'

1

2/342/3'

1

2/342/3'

1

719

201.0404000

)11.11(1

201.040500

01.0404000

)1.11(1

01.040500

=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

+−⋅

⋅++

⋅+=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

−⋅⋅+

+⋅

+=

6

Hw = 1m -visina sloja tecnosti iznad cevne ploce (dubina potapanja cevnog

snopa) Hv = 2m -usvojena visina separacionog prostora (rastojanje izmedju

povrsine tecnog ogledala i eliminatora kapi)

33.822.02.022.1

2.022.022.1

=−⋅

=−⋅

=ppf p

p -pritisak sekundarne pare -Visina separacionog prostora iznosi:

mHm

DVH v

s

sv 5.137.1

5.274.644

22 =⇒=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ

-Dimenzionisanje prikljucaka na aparatu:• otvor za odvod gotovog proizvoda:

s

kghkgm 208.07502 == ;

smmV

3

2

22 00021.0

970208.0

===ρ

mmmd 17017.01

00021.042 ==

⋅⋅

=π

, usvaja se DN20 (φ25x2)

• otvor za dovod primarne pare i odvod kondenzata:

1o s

kgW 3985.1;2250 12max11 =≤⋅ ρρ DN100 (φ108x3.6 mm)

2o s

kgW 4.958;750 22max22 =≤⋅ ρρ DN20 (φ25x2mm)

• otvor za dovod radne materije:

s

kghkgm 67.160002 == DN 50 (φ57x2.9mm)

7

2.MEHANICKI PRORACUN 2.1.Proracun separacione kolone 2.1.1.Proracun debljine zida cilindricnog dela omotaca (poz. 4) U separacionom delu vlada vakuum od 0.2 bar, i tada se uzima kao da na posudu deluje spoljasnji pritisak od 1bar (JUS M.E2.250). Zakljucujem da je nepovoljnije dejstvo delovanje spoljasnjeg natpritiska za koji proveravam debljinu zida omotaca. 2.1.1.1.Obzirom na spoljasnji pritisak (JUS M.E2.254/1991.)

p = 1bar -proracunski ν = 0.3 -Poasonov koeficijent

-Proracun na elasticno ulubljivanje: Pritisak koji bi doveo do elasticnog ulubljenja:

( ) ( )⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −−

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−−+−

−+

−−⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+−

=3

212

22

221

22 1

12111280

11

20

s

e

s

e

k DCCs

zn

nnD

CCs

znn

SEp ν

ν

gde je: Sk = 3 E = 2.1 103 N/mm2

Broj talasa ulubljivanja:

( ) ( ) 46.93.15.32500

250063.163.1 4

2

3

4

212

3

=−

⋅=−−

⋅=CCsl

Dn

e

s

57.12500

25005.05.0 =⋅

⋅=⋅

⋅=ππ

lD

z s

Usvaja se: n = 10, s = 3.5mm

[ ] ( ) barp 57.12500

3.15.3116.8

1.1989981.0112

802500

3.15.316.8199

203101.2 35

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

−+

−+

−⋅

+⋅

=

p<ppror -doci ce do elasticnog ulubljivanja pa uvodim sledecu pretpostavku: 8

s = 8mm, n = 8, z = 1.57 p = 5.43bar p>ppror -sada je uslov zadovoljen i nece doci do elasticnog ulubljivanja

n p 6 8.84 7 7.34 8 5.43 9 5.4 10 5.83

Usvaja se z=1.57 i debljina zida s = 8mm i zakljucujem da za tu debljinu nece doci do elasticnog ulubljivanja -Proracun na plasticne deformacije:

5125002500

<==l

Ds ispunjen je uslov za primenu proracuna

Pritisak plasticnog ulubljivanja:

[ ]bar

CCs

Dl

DuD

CCsSKp

e

sss

e

)(100

)2.01(5.11

120

21

21

−−

⋅−+

−−⋅⋅=

gde je: Kt = 251.7 N/mm2 -proracunska cvrstoca Ki = 315 N/mm2 - cvrstoca pri ispitnim uslovima S = 1.6 -stepen sigurnosti s = 8mm C1+C2 = 1.5mm l = 2500mm u = 1% -dodatak za odstupanje od kruznosti barp 54.1

)5.18(1002500)12.01(15.11

12500

5.186.1

7.25120 =

−⋅−⋅

+

−⋅⋅=

Pritisak je nizi od proracunskog pa ce doci do ulubljivanja. Pretpostavljam novu debljinu lima s = 12mm p = 3.42bar, pritisak je visi od radnog pa nece doci do ulubljivanja 9

Usvaja se: s = 12mm, Ds = 2500mm 2.1.2. Proracun debljine zida torisfericnog danca usled dejstva

spoljasnjeg nadpritiska- JUS M.E2.252.1991.(poz. 3) Usvaja se plitko dance sa sledecim karakteristikama: R = 2500mm r = 0.1 2500 = 250mm h2 = 0.1935Ds - 0.455se = 0.1935 2500 - 0.455 3.5 = 482.16mm Uz uslov:

h1 > 3.5s 1.0001.0 21 <−−

<sD

CCs

Dsk = Du + 2s = 2500 + 2 3.5 = 2507mm

[ ]barR

CCsSEP

k

22166.3 ⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −−≤

gde je: E = 2.1 105 N/mm2

s = 4mm C1+C2 = 1.3mm Sk = 5.0 p < 0.179bar doci ce do ulubljivanja Uvodimo novu pretpostavku: s = 12mm p < 2.86mm Usvaja se: s = 12mm 2.1.3.Proracun debljine konusnog omotaca JUS M.E2.251/1991.

(poz. 6) Osnovni uslov za primenu proracuna:

a) ψ < 30o b) obostrano zavaren sav c) duzina oba dela koja se zavaruju min 2

-Proracun prema naprezanjima u cirkularnom pravcu:

10

[ ]mmCCpv

SK

pDs k

211cos

1

20++⋅

−⋅⋅

⋅=

ϕ

gde je: ψ = ψ1 = 27.37o

Dk = 2500 -12*2 = 2476mm C1+C2 = 1.5mm Kr = 246.33 N/mm2

Ki = 315 N/mm2

p = 2.5bar pi = 1.3p + ph = 3.64bar; ph = 9.81*1000*4 = 0.39bar

mms 4.33.137.27cos

1

5.29.05.133.24620

5.22476=+⋅

−⋅⋅

⋅=

mms 05.33.137.27cos

1

64.39.01.1

34520

64.32476

1

=++−⋅⋅

⋅=

Usvaja se : s = 3.5mm -Proracun prema naprezanjima u pravcu izvodnice omotaca:

[ ]mmCCCCv

SKpD

s k4321

40++++

⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je: Ds = 2500mm C1+C2 = 1.3mm C3 = 0 v = 0.9

7.237.27;01.0 =⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=== o

sDrf ϕβ

mms 15.43.19.0

5.133.24640

7.25.22500=+

⋅⋅

⋅⋅=

v Usvaja se: s = 5mm -Oslabljenje konusnog dela usled postojanja izreza:

11

8.13.153.18

21

21 =−−

=−−−−

CCsCCs

a

a

( )( ) ( )( )

13.83.153.1513.2270

746

2121

=−−+

=−−−−− CCsCCsD

d

aau

u

vA = 0.575 U obzir sam uzeo samo veci prikljucak zato sto vise utice na debljinu zida, a uzajamni uticaj izreza je zanemariv. mms 27.53.1

575.05.133.24640

7.25.215.2270=+

⋅⋅

⋅⋅=

mmsi 68.43.1575.0

1.131540

7.264.32270=+

⋅⋅

⋅⋅=

Usvaja se: s = 12mm 2.2. Proracun debljine cevnih ploca JUS M.E2.259/1991. (poz.24) Nepovoljnije je opterecena donja cevna ploca ciji ce proracun da bude prikazan, dok ce dimenzije gornje da budu identicne donjoj. Pritisak sa strane grejne pare je p = 2.5bar.

mmKSp

vdnD

Cs iu 8.4733.246105.15.2

36.01613091580

5.010

22221 =

⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅⋅−

⋅=

Usvaja se debljina ccevne resetke: s = 50mm gde je: p = 2.5bar S = 1.5

K = 246.33 N/mm2

n = 1309 C = 0.5 du = 1580mm

36.026

2.12026

2.1 =−

=−

=t

dt

vs

; t - d1 < 6mm ⇒ t > 26mm

12

2.3. Proracun debljine cevi JUS M.E2.260/1991. (poz. 23) Uslov za primenu standarda: DS < 200mm

7.1<u

s

DD

Pretpostavljam da su cevi izradjene od C.1214 i dimenzija DN20 (φ20x2mm)

mmCCpv

SK

pDs k 32.13.1

5.29.05.1

6.21320

5.220

2021 =+

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je: Ds = 20mm

p =2.5bar K = 213.6 N/mm2

S = 1.5 C1+C2 = 1.3mm

Usvaja se cev istih dimenzija kao i pretpostavljena: DN20 (φ20x2mm) 2.4. Proracun cilindricnog dela obzirom na unutrasnji pritisak

JUS M.E2.253/1991. (poz. 12)

mmCCpv

SK

pDs k 63.23.15.29.0

5.133.24620

5.21580

2021 =+

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

mmCCpv

SK

pDs k 59.23.15.29.0

5.133.24620

5.21580

2021 =+

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je: Ds = 1580mm p = 2.5bar

pi = 4.24bar Usvaja se debljina zida cilindricnog dela: s = 3mm -Oslabljenje usled postojanja prikljucaka:

8.13.153.18

21

21 =−−

=−−−−

CCsCCs

a

a

( )( ) ( )( )

13.83.153.1513.2270

746

2121

=−−+

=−−−−− CCsCCsD

d

aau

u

v2 = 0.65

13

mmCCpv

SK

pDs k 53.33.15.2065

5.133.24620

5.21580

2021 =+

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

Usvaja se uzimajuci u obzir konstruktivne karakteristike uparivaca: s= 12mm 2.4. Proracun debljine zida konusnog dela JUS M.E2.251/1991

(poz. 16) Proracun se izvodi za konusni omotac sa prevojem i racunam samo

debljinu omotaca u pravcu izvodnice:

mmCCCCv

SKpD

s k 8.33.21

5.133.24640

5.25.21580

404321 =+

⋅⋅

⋅⋅=++++

⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je: p = 2.5bar

Ds = 2500mm v = 1 S = 1.5 C1+C2 = 1.3mm C3 = 0

C4 = 1mm 005.00038.01580

3.11021 <=−

=−−

s

a

DCCs

( ) 5.212.0;6.491580200;6.49; ==⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ff

Drf

s

ψβ

mmCCsDx es 118)3.110(1580)( 21 =−⋅=−−⋅= Zbog kontruktivnih karakteristika usvaja se: s = 12mm

14

MAŠINSKI FAKULTET U BEOGRADU Procesna tehnika

Predmet: Toplotni i difuzioni aparati

List br. 2


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

SADRŽAJ

• Sadržaj 2 • Tehnički opis termosifonskog isparivača 3 • Proračun termosifonskog isparivača 4

1.Tehnološki proračun 4 1.1.Toplotni bilans 4 1.2.Srednja temperaturska razlika 4 1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i osnovne geom. karakteristike 5 1.4.Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi 6 1.5. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača 6 1.6. Odeđivanje koeficijenta prolaza toplote 7 1.7.Određivanje kritičnog toplotnog fluksa 7 1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote 8

2.Proračun priključaka 9 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz etanola i vode 9 2.2.Određivanje prečnika priključka za izlaz pare 9 2.3. Određivanje prečnika priključka za ulaz pare 10 2.4. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata 10

3.Mehanički proračun 11

3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata 11 3.2.1.Proračun standardnog danaca na ulazu u isparivač 12 3.2.2.Proračun standardnog danaca na ulazu u isparivač 16 3.3.Proračun vijaka 20 3.3.1.Proračun sila u vijcima 20 3.3.2.Proračun prečnika vijaka 21 3.4.Proračun prirubnica 22 3.5.Proračun cevnih ploča 24 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacije cevi cevnog snopa 25 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje 25 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče 26

• Literatura 27



List br. 3


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

TEHNIČKI OPIS TERMOSIFONSKOG ISPARIVAČA

Termosifonski isparivač konstruisan je tako da može izvršiti isparavanje 3,5 t/h ostatka iz

procesa destilacije mešavine etanol-voda na pritisku od 1,3 bar,pomoću suvozasićene vodene pare na pritisku od 3 bar.Zbog agresivnosti mešavine koriste se legirani čelici sa povišenom otpornošću prema koroziji i od tog materijala su izrađeni svi delovi koji sa mešavinom dolaze u kontakt.Aparat se postavlja u vertikalan položaj , neposredno uz destilacionu kolonu .Cevni snop je nemenljiv, smešten između nepokretnih cevnih ploča zavarenih za omotač.Isparivač je smešten u zatvorenom objektu , tako da je dovoljan premaz osnovnom bojom.

Rad isparivača omogućen je kontinualnim dovođenjem date količine mešavine etanol-voda u cevni prostor i suvozasićene vodene pare u međucevni prostor . Suvozasićena para dovedena pod pritiskom predaje toplotu mešavini koja počinje da isparava.Pojavom mehurova , tj. stvaranjem dvofazne mešavine menja se njena gustina i kretanje se ostvaruje prirodnim putem. Pri puštanju u rad prvo se pušta suvozasićena vodena para a potom lagano se uvodi mešavina sa dna destilacione kolone.Pri isključenju redosled je obrnut. Pri radu izmenjivača neophodno je pridržavati se sledećeg:

1. pre puštanja u rad provveriti zaptivenost svih spojeva 2. zabranjuje se bilo kakva popravka u toku rada isparivača



List br. 4


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.


1.Tehnološki proračun 1.1.Toplotni bilans Toplotna snaga razmenjivača iznosi :

kW2176223836003500

rmQ 22 =⋅=⋅=

a potrošnja grejne pare je:

skg005,1

21642176

rQm1

1 ===

gde je:

• m2= 3500 kg/h , maseni protok mešavine vode i etanola , • r1 =2164 kJ/kg , toplota isparavanja ostatka na pritisku od 1,3 bar ,T.4.2.4.[4], • r2 =2238 kJ/kg , toplota kondenzacije grejne pare na pritisku od 3 bar ,T.4.2.4.[4].

1.2.Srednja temperaturska razlika Srednja temperaturska razlika iznosi: C4,2614,10754,133ttt ispkondsr °=−=−=∆ gde je:

• tkond = 133.54ºC , temperatura kondenzacije pare na pritisku od 3 bar , T.4.1.4.[4], • tisp =107.14ºC , temperatura isparavanja ostatka na pritisku od 1,3 bar, T.4.1.4.[4],



List br. 5


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i usvajanje osnovnih geometrijskih karakteristika

Usvojen je vertikalan dobošasti aparat sa nepokretnim cevnim pločama u kome se kondenzacija pare odvija sa strane međucevnog prostora, a mešavina vode i etanola protiče kroz cevi aparata u jednom prolazu ( Npr =1 ). Prema T. 5.1. [1] za isparivače i sistem etanol – voda uobičajan opseg koeficijenta prolaza toplote za dobošaste izmenjivače je 1000 – 1500 W/(m2 K) . Pretpostavljam orjentacionu vrednost koeficijenta prolaza toplote k = 1020 W/(m2 K). Usvajam bakarne cevi Ø30 / 25 mm. (T...... [5]) Usvajam običan trouglasti raspored cevi sa korakom t = 38 mm ( T.6.2. [1] ). Usvajam unutrašnji prečnik omotača Du = 900 mm. Na osnovu dijagrama na SL.6.7 [1] usvojeno je rastojanje između cevnog snopa i omotača od Lso = 34 mm. Površina za razmenu toplote iznosi:

23

sriz m802,80

4,261020102176

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=

Prečnik kružnice koja prolazi kroz ose cevi na obodu snopa:

m86634900LDD soucc =−=−= Broj cevi određujem prema metodu 3 , str142, [1]:

211,11382

34)30900(t2

L)dD(r sosu =

⋅−−

=⋅−−

=

451N124N75,125211,11rs cs22 =⇒=⇒=== ( T.6.7. [1] )


m902,145103,0

802,80Nd

SLcs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=



List br. 6


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

1.4.Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi (vode)

( ) 7,010r

2,1r

17,0r

69,0cu qp10p4p8,1p104,0 ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α

( ) 7,0102,117,069,0

u q005878,010005878,04005878,08,115,221104,0 ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α 7,0

u q279,3 ⋅=α gde je:

• pc =221,15 bar , kritični pritisak vode. ( T.4.2.4. [4] ) • p2 =1,3 bar , pritisak zasićenja ostatka na radnoj temperaturi ( T.4.2.4. [4] )

• 005878,015,221

3,1pp

pc

2r === , redukovani pritisak

1.5.Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača (pare) Prema poglavlju 7.3. [3], koeficijent prelaza toplote se izračunava prema izrazu:

( ) 3

1

l

gll3l

sg

177,1⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ⋅µ

⋅ρ−ρ⋅ρ⋅λ⋅=α

ν

( )

KmW9669

024,010207,081,9651,15,9315,9316836,0177,1 2

31

3

3

s⋅

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅−⋅⋅

⋅=α−

gde je:

• ρl = 931.5 kg/m3 , gustina kondenzata, • µl = 0.207 10 –3 Pa s, koeficijent dinamičke viskoznosti kondenzata, • λl = 0,6836 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote kondenzata, • ρg = 1.651 kg/m3 , gustina pare.

• sm

kg024,03,0451

005,1dN

m

sc

1

⋅=

⋅π⋅=

⋅π⋅=Γν , gustina slivanja kondenzata svedena na

spoljašnju površinu cevi Sva termofizička svojstva pare i kondenzata su uzeta za pritisak kondenzacije 3 bar. ( T.4.2.8. [4] )



List br. 7


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

1.6.Određivanje koeficijenta prolaza toplote Otpori provođenju toplote usled zaprljanja se usvajaju prema T.5.2. [1]:

WKm101,0R

23

1⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane toplijeg fluida

WKm104,0R

23

2⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane hladnijeg fluida


u

s

s

s2

uu

s1

s dd

ln2

dR1

dd

R1k1

⋅λ⋅

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

α⋅++

α=

025.003.0ln

389203.0104.0

q279,31

025.003.0101.0

96691

k1 3

7,03 ⋅

⋅+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⋅⋅+⋅+= −−

KmW1020k 2 ⋅

=

pri čemu se iterativnim postupkom dobija: q=2,693 104 W/m2 , specifično toplotno opterećenje gde je:

• λz = 389 W/mK , koeficijent provođenja toplote bakra na tkond = 91,9ºC , T.6.2. [4]. 1.7.Određivanje kritičnig toplotnog fluksa ( )r

35,0rc

4c p1pp1067,3q −⋅⋅⋅⋅=

( )005878,01005878,01015,2211067,3q 35,054

c −⋅⋅⋅⋅⋅=

26

c mW10337,1q ⋅=

Vrednost kritičnog toplotnog fluksa je veća od stvarnog toplotnog fluksa što znači da je u pitanju mehurasto ključanje u cevima



List br. 8


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote Površina za razmenu toplote iznosi:

23

sriz m8,80

4,26102010176,2

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=


m901,145103,0

8,80Nd

SL

cs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=

Usvajam cevi dužine 2 m.



List br. 9


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

2.Proračun priključaka 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz mešavine etanola i vode Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m038,0d

12,953972,0164,0m164,0d

smkg750

dm4

smkg750w

2p

25.05.025.02

5.022p

2

2

22p2

22

22

2p2

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø44,5 / 39,3 mm , DN 40, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja mešavine u priključku iznosi:

sm841,0

0393,012,953972,04

dm4

w 222p2

22p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=

2.2.Određivanje prečnika priključka za izlaz pare Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m173,0d

756,0972,0164,0m164,0d

smkg2250

dm4

smkg2250w

2p

25.05.025.02

5.022p

2

2

22p2

22

22

2p2

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø193,7/ 182,9 mm , DN 175, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja mešavine u priključku iznosi:

sm935,48

1829,0756,0972,04

dm4

w 222p2

22p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=

2.3.Određivanje prečnika priključka za ulaz suvozasićene pare



List br. 10


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m145,0d

651,1005,1164,0m164,0d

smkg2250

dm4

smkg2250w

1p

25.05.025.01

5.011p

2

2

21p1

11

22

1p1

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø159 /150mm , DN 150, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm447,34

15,0651,1005,14

dm4

w 221p1

11p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=

2.4.Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m039,0d

5,931005,1164,0m164,0d

smkg750

dm4

smkg750w

k1p

25.05.025.0k1

5.01k1p

2

2

2k1pk1

1k1

22

k1pk1

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø44,5/ 39,3 mm , DN 40, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm889,0

0393,05,931005,14

dm4

w22

k1pk1

1k1p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=



List br. 11


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

3.Mehanički proračun 3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata (JUS M.E2.253), [8]

21

20CC

pvSK

pDs s ++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 907 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 3,5 mm), • p = 3 bar , proračunski pritisak , • K = 178,28 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 i temperaturu

t = 133,54°C , T.8. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • vv = 0,8 , koeficijent slabljenja usled postojanja zavarenih spojeva , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala, • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Na cilindričnom omotaču aparata, nalazi se priključak za dovod i odvod pare DN 150 (∅159×4,5), kao i priključak za odvod kondenzata DN 40 (∅44,5×2,6). Koeficijent slabljenja usled postojanja otvora određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8]:

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

2121

,CCsCCs

CCsCCsDd

fvA

sss

AAu

uA

( ) ( )

( ) 54,0335,1,79,2f13,05,3

1563,05,4,13,05,313,05,3900

150fv 1A ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

( ) ( )( ) 178,2,73,1f

13,05,31405,06,2,

13,05,313,05,39003,39fv 2A ==⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

v = min(vv;vA1;vA2) = min (0,8;0,54;1) = 0,54



List br. 12


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

mm415,313,0354,0

5.128,17820

3907s =+++⋅⋅

⋅=

Usvaja se debljina cilindričnog omotača od 3,5 mm. 3.2.1. Proračun debljine zida standardnog danca na ulazu mešavine u isparivač (JUS M.E2.252), [8] Usvaja se duboko torisferično dance izrađeno iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: maksimalna temperatura u aparatu t = 133,54°C, proračunski pritisak je p = 1,3 bar.

Proračun debljine zida cilindričnog dela danca

mm895,113,03,11

5.1144,18520

3,1904CCpv

SK20

pDs 21

s =+++⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 904 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,3 bar , proračunski pritisak , • K = 185,144 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 na proračunskoj temperaturi t = 133,54°C , T.P.3.1. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Proračun debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:

• β , proračunski koeficijent , određuje se sa odgovarajuće slike P.5.3 [6]:



List br. 13


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

( ) 5,30,001327.0f905

0,905

13.05,2fDd

,D

CCsf

s

i

s

21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−=β

• di = 0 , unutrašnji prečnik otvora na torusu (nema ga u ovom slučaju), • Ds = 905 mm , spoljašnji prečnik (pretpostavljena debljina s = 2,5 mm),

mm133,213,03,1

3,1144,18540

5,33,1905s =++⋅⋅

⋅⋅=

Proračun debljine zida sfernog dela danca (kalote)

mm,CCpv

SK40

pDs 21

1s +++⋅⋅

⋅=


mm2,723D8,0R s =⋅= , unutrašnji poluprečnik kalote mm4,14462,7232R2D 1u =⋅=⋅= , unutrašnji prečnik kalote

s2R2D 1s ⋅+⋅= , spoljašnji prečnik kalote Koeficijent slabljenja usled postojanja priključaka određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8].

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:

• s = 2 mm , prva pretpostavljena debljina kalote,

• mm14505.227102s2R2D 1s =⋅+⋅=⋅+⋅=

• mm0,266,2%10s%10C ss1 =⋅=⋅= , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala priključka (T. P.4.9. [6]),

• C2s = 1 , dodatak na koroziju i habanje.



List br. 14


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

( ) ( )

( ) 1914,1,235,1f13,02

126,06,2,13,0213,024,1446

3,39fvA ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

Dance je izrađeno iscela pa je vv = 1. v = min(vv;vA) = min (1;1) = 1

mm777,113.03,11

3.1144,18540

3,11446s =+++⋅⋅

⋅=

Na osnovu izračunatih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, usvaja se prva veća stndardna vrednost od najveće izračunate debljine lima s = 2,5 mm.

Provera na elastično ulubljivanje danca od unutrašnjeg natpritiska Dance je dovoljno dimenzionisano na elastično ulubljivanje ako je pB > 1,5 p = 1,95 bar gde je:

• pB , bar , pritisak ulubljivanja, određuje se sa Slike P.5.4. [6]

( ) bar95,12,4252,12001326,0f

10102905

13,05,2f10ED

CCsfp 555

s

21B

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

• 25

mmN102E ⋅= ,modul elastičnosti za čelik Č 0361

Do elastičnog ulubljivanja neće doći pod dejstvom unutrašnjeg natpritiska grafika.

Provera debljine danca na ispitne uslove Ispitna temperatura: ti = 20°C Ispitni pritisak: pi = 1,3p Stepen sigurnosti: S = 1,1 Proračunska čvrstoća: K = 205 N/mm2

• Provera debljine zida cilindričnog dela danca



List br. 15


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm71,113.069,11

1.120520

69,1905s =+++⋅⋅

⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove.

• Provera debljine zida sfernog dela danca

mm,40

s 21 CCpv

SK

pD

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm63,113.069,11

1.120540

69,11446s =+++⋅⋅

⋅=


• Provera debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm02,213,01

1,120540

5,369,1059s =++⋅⋅

⋅⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje debljina lima s = 2,5 mm.

• Geometrijske karakteristike plitkog danca

mm724D8,0R s =⋅= mm5,909051,0D1,0r s =⋅=⋅=

mm1745,2455,09051935,0s455,0D1935,0h s2 =⋅−⋅=⋅−⋅= sh ⋅≥ 5,31 , biće usvojeno prema potrebi visine prirubnice.

• Uslovi za primenu standarda po kojima je proračun izvršen



List br. 16


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

2,1005.1900905

DD

1,00013,0001,0

1,0905

13,05,2001,0

1,0D

CCs001,0

u

s

s

21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

Svi uslovi su ispunjeni. 3.2.2. Proračun debljine zida standardnog danca na izlazu mešavine (JUS M.E2.252), [8] I ovde se usvajaja duboko torisferično dance izrađen iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: maksimalna temperatura u aparatu t = 133,54°C, proračunski pritisak je p = 1,3 bar.


mm895,113,03,11

5.1144,18520

3,1904CCpv

SK20

pDs 21

s =+++⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 904 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,3 bar , proračunski pritisak , • K = 185,144 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 na proračunskoj temperaturi t = 133,54°C , T.P.3.1. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.




List br. 17


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:


( ) 5,30,001327.0f905

0,905

13.05,2fDd

,D

CCsf

s

i

s

21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−=β

• di = 0 , unutrašnji prečnik otvora na torusu (nema ga u ovom slučaju), • Ds = 905 mm , spoljašnji prečnik (pretpostavljena debljina s = 2,5 mm),

mm133,213,03,1

3,1144,18540

5,33,1905s =++⋅⋅

⋅⋅=


mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=




( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:



List br. 18


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.


• mm14505.227102s2R2D 1s =⋅+⋅=⋅+⋅=



( ) ( )

( ) 177,1,747,5f13,02

126,06,2,13,0213,021446

9,182fvA ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=


mm777,113.03,11

3.1144,18540

3,11446s =+++⋅⋅

⋅=

Na osnovu izračunatih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, usvaja se prva veća stndardna vrednost od najveće izračunate debljine lima s = 2,5 mm.



( ) bar95,12,4252,12001326,0f

10102905

13,05,2f10ED

CCsfp 555

s

21B

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

• 25



Provera debljine danca na ispitne uslove Ispitna temperatura: ti = 20°C



List br. 19


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

Ispitni pritisak: pi = 1,3p Stepen sigurnosti: S = 1,1 Proračunska čvrstoća: K = 205 N/mm2


mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm71,113.069,11

1.120520

69,1905s =+++⋅⋅

⋅=



mm,40

s 21 CCpv

SK

pD

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm63,113.069,11

1.120540

69,11446s =+++⋅⋅

⋅=



mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm02,213,01

1,120540

5,369,1059s =++⋅⋅

⋅⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje debljina lima s = 2,5 mm.

• Geometrijske karakteristike plitkog danca



List br. 20


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

mm724D8,0R s =⋅= mm5,909051,0D1,0r s =⋅=⋅=



2,1005.1900905

DD

1,00013,0001,0

1,0905

13,05,2001,0

1,0D

CCs001,0

u

s

s

21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

Svi uslovi su ispunjeni. 3.3.Proračun vijaka (JUS M.E2.257), [8] Usvajaju se kružni vijčani spojevi sa zaptivačima unutar kruga rupa. 3.3.1.Proračun sila u vijcima Najmanja sila u vijku za radno stanje je:

N228500191907700201600FFFF DBFBRBSB =++=++= gde je:

N20160040

925340

dpF22

iRB =

⋅π⋅=

⋅π⋅=

• di = 925 mm , unutrašnji prečnik prirubnice,

( ) ( ) N7700

409259503

40ddp

F222

i2D

FB =−⋅π⋅

=−⋅π⋅

=

• dD = 950 mm , srednji prečnik zaptivača,

N19190182,1950103KSd

10pF 1DDDB =⋅⋅⋅π⋅=⋅⋅⋅π⋅=



List br. 21


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

• bD = 22,5 mm , korisna širina zaptivanja, • K1, koeficijent zaptivača za stanje pri radu (vrednosti za tečnost), T.P.5.6. [6]:

K1 = 0,8 bD = 0,8 22,5 = 18 mm , • SD = 1,2 , pomoćna vrednost.

Kako je ispitni pritisak pi = 1,3p ,razlike nisu velike pa sledi da ne treba računati FSB za ispitno stanje. Najmanja sila u vijku za ugradno stanje je:

N799500120950kKdF 0DDDV =⋅⋅π=⋅⋅⋅π=

gde je:

• k0 , koeficijent zaptivača za stanje pri ugradnji, • KD , otpor promeni oblika materijala zaptivača.

1201012kK 0D =⋅=⋅ (T.P.5.6. [6]).

3.3.2.Proračun prečnika vijaka Za radno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm,5CnK

FZd SB

k +⋅

⋅=

Usvajam priključne mere prirubnice (T.P.4.18. [6]), JUS M.B6.011: DN 900 nazivni prečnik PN 3 nazivni pritisak D = 1075 mm spoljašnji prečnik d = 1020 mm podeoni prečnik d1 = 30 mm prečnik rupe M27 navoj vijka n = 24 broj vijaka Za vijke sa punim stablom, proračunskom čvrstoćom određenom prema granici razvlačenja i nalegajućim povrvršinama obrađenim skidanjem strugotine (T.P.4.18 [6]):



List br. 22


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

Z = 1,51 pomoćna vrednost K = 148 N/mm2 proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 4580 na radnoj

temperaturi C5 konstrukcioni dodatak

mm3C2011,1224148

22850051,1nK

FZ 5

SB =⇒≤=⋅

⋅=⋅

⋅

mm11,51311,12dk =+= Za ugradno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm61,6124201

79950029,1nK

FZd

20

DVk =

⋅⋅=

⋅⋅=

gde je:

• Z = 1,29 , pomoćna vrednost, • K20 = 201 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 4580 na 20ºC.

Usvajamo vijak , koji je preporučen standardom JUS M.B6.011. 3.4.Proračun prirubnica (JUS M.E2.258), [8] Usvajamo prirubnicu za privarivanje sa prstenastim ispustom. Potrebna visina oboda prirubnice:

mm26,44140

564116950042,1b

ZW42,1h F =−⋅

=−⋅

=

gde je:

• s1 = 2,5 mm , debljina zida omotača na koji se privaruje prirubnica, • du = 905 mm , unutrašnji prečnik prirubnice (spoljašnji prečnik aparata), • Z , pomoćna vrednost:

( ) ( ) 56415,25,2905ssdZ 2211u =⋅+=⋅+=

• dL = d1 = 30 mm , prečnik rupe za vijke, • ds = 1075 mm , spoljašnji prečnik prirubnice, • V = f(du) = f(905) = 0,5 , pomoćna vrednost, • Ld ′ , redukovani prečnik rupe za vijke:

mm15305,0dVd LL =⋅=⋅=′

• b , mm , proračunska dvostruka širina prirubnice:



List br. 23


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

mm1401529051075d2ddb Lus =⋅−−=′⋅−−=

• a , mm , krak delovanja sile u vijku za radno stanje:

mm75,582

5,290510202

sdda 1ut =

−−=

−−=

• aD , mm , krak delovanja sile u vijku za ugradno stanje stanje:

mm352

95010202

dda Dt

D =−

=−

=

• S = 1,5 , stepen sigurnosti pri prorač. (radnoj) temperaturi (JUS M.E2.250), • K = 148 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 4580, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za radno stanje:

3SB mm13610048197

5,1228500aK

SFW =⋅

⋅=⋅

⋅=

• S = 1,1 , stepen sigurnosti pri ispitnim (ugradnim ) (JUS M.E2.250), • K = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 4580, na t = 20ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za ugradno stanje:

3D

20

DV mm16950035201

1,1799500aK

SFW =⋅

⋅=⋅

⋅= ,

Kao merodavan, uzima se veći otporni moment W = 165900 mm3. Usvaja se visina oboda prirubnice hF = 50 mm. 3.5.Proračun cevnih ploča (JUS M.E2.259), [8] Usvajam okruglu ravnu cevnu ploču sa nadnesenim ivicama prirubnice. Potrebna debljina ploče iznosi:

mm8,02178,2810

1,530,410,40K10Spd0,40s 2 =

⋅⋅

⋅⋅=⋅⋅

⋅⋅=

• pi = 3 bar , proračunski pritisak u cevi, • K = 178,28 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 T.8. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti ,



List br. 24


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

• d2=0,41 m ,prečnik najvećeg kruga upisanog u deo sa cevima Potrebna debljina ploče s obzirom na izvijanje:

mm7,828,17810

5,13342,0

2545190045,0K10SpdnD

Cs22

i2u

21 =

⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅ν⋅−

⋅=

gde je:

• D1 = 900 mm , unutrašnji prečnik aparata, • n = 451 , broj cevi u kondenzatoru, • du = 25 mm, untrašnji prečnik cevi, • v , koeficijent slabljenja ploče usled otvora za cevi:

342,038

2538tdt u =

−=

−=ν

• t = 38 mm , razmak između cevi.

Prema preporukama iskusnijih, debljina cevne ploče treba da bude s = 30 mm. 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacija cevi cevnog snopa Napon koji se stvara u cevi pri radnim uslovima:

( ) ( ) 255

ugmax,zs

mmN178,2611554,1331076,11025,1

5,243,030ttE

s4pd

=−⋅⋅⋅⋅+⋅⋅

=−⋅α⋅+⋅⋅

=σ −

gde je:

• ds = 30 mm, spoljašnji prečnik cevi, • p = 3 bar , radni pritisak sa strane cevi, • s = 2.5 mm , debljina zida cevi, • E = 1,25 105 N/mm2 , modul elastičnosti za bakar [6], • α = 1,76 10-5 K-1 , koeficijent termičkog širenja bakra [6], • tz,max= 133.54°C , maksimalna temperatura zida cevi tokom rada, • tug = 15°C, temperatura pri izradi razmenjivača.



List br. 25


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.


MN44,254

)2530(178,2614514

)dd(nN

222u

2s =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ π⋅−⋅⋅=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ π⋅−⋅σ⋅=

Napon koji se javlja u omotaču:

( ) ( ) 222

6

2u

2s mm

N2561900905

1044,254DDN4

=π⋅−

⋅⋅=

π⋅−⋅

=σ

Iako ovo nije uporedni napon, i nije merodavan za upoređivanje sa zateznom čvrstoćom, ipak i omotač ima svoje dilatacije usled povećanja temperature (rađen je najgori slučaj kao da omotač ima temperaturu 20°C), konstatujem da ne treba postavljati kompenzator. 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje (JUS M.E2.259), [8] Kritična sila izvijanja za jednu bakarnu cev je:

N1090010003

265101025,1l3

JEF 2

52

2k

2

k =⋅

⋅⋅⋅π=

⋅⋅⋅π

=

gde je:

• E = 1,25 105 N/mm2 , modul elastičnosti za bakar, • J , mm4 , moment inercije poprečnog prstenastog preseka cevi,

4

33

mm34,41978

1228

=⋅⋅

=⋅⋅

=πδπsd

J

• lk , kritična dužina cevi za dati slučaj,

mm100020005,0l5,0lk =⋅=⋅= Sila opterećenja cevi je:

N56410451

25440000nNNF 1R ====



List br. 26


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

Ova sila u stvarnosti nije toliko veća od kritične sile izvijanja, ali nam sigurno zbog ovoga treba kompenzator. Usvajam kompenzacionu liru. 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče (JUS M.E2.259), [8] Za uvaljani spoj sa rubom i ravan otvor dozvoljeni površinski pritisak pmax = 400 N/mm2 prema standardu za proračun cevnih ploča

( ) ( ) max2usw

Rmax p

mmN377

25303056410

ddlFp ≤=

−⋅=

−⋅=

gde je:

• lw = s =30 mm, dužina uvaljivanja jednaka debljini cevne ploče. Pošto su cevna ploča i prirubnica na telu aparata izrađeni iscela usvajam veću debljinu 50 mm.



List br. 27


109/97 Mirko Marković 2002/03 25.12.2001.

LITERATURA [1] Jaćimović B., Genić S.: "oplotneoperacije i aparati",Mašinski fakultet, Beograd,

1992. [2] Jaćimović B., Genić S., Nađ M., Laza J.: " Problemi iz toplotnih operacija i

aparata", SMEITS i Mašinski fakultet, Beograd, 1996. [3] Jaćimović B., Bogner M.: " Praktikum iz osnova tehnoloških procesa i aparata",

Mašinski fakultet, Beograd, 1993. [4] Kozić Đ.,Vasiljević B.,Bekavac V.: " Priručnik za termodinamiku u jedinicama SI" , Mašinski fakultet , Beograd , 1999. [5] Markoski M.: " Cevni vodovi", Mašinski fakultet, Beograd, 2000. [6] Bogner M.,Petrović A.: " Konstrukcije i proračuni procesnih aparata",

Mašinski fakultet, Beograd, 1991. [7] Sedmak S., Nikolić M., Vojnović V.: " Priručnik za konstruisanje procesne opreme",

Tehnološko-Metaluški fakultet, Beograd, 1994 [8] Bogner M.,Vojnović V.,Ivanović N.: " Propisi i standardi za stabilne i pokretne

posude pod pritiskom " , Mašinski fakultet, Beograd,1993.



List br. 2


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

SADRŽAJ

• Sadržaj 2 • Tehnički opis termosifonskog isparivača 3 • Proračun termosifonskog isparivača 4

1.Tehnološki proračun 4 1.1.Toplotni bilans 4 1.2.Srednja temperaturska razlika 4 1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i osnovne geom. karakteristike 5 1.4.Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi 6 1.5. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača 6 1.6. Odeđivanje koeficijenta prolaza toplote 7 1.7.Određivanje kritičnog toplotnog fluksa 7 1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote 8

2.Proračun priključaka 9 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz etanola i vode 9 2.2.Određivanje prečnika priključka za izlaz pare 9 2.3. Određivanje prečnika priključka za ulaz pare 10 2.4. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata 10

3.Mehanički proračun 11

3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata 11 3.2.1.Proračun standardnog danaca na ulazu u isparivač 12 3.2.2.Proračun standardnog danaca na ulazu u isparivač 16 3.3.Proračun vijaka 20 3.3.1.Proračun sila u vijcima 20 3.3.2.Proračun prečnika vijaka 21 3.4.Proračun prirubnica 22 3.5.Proračun cevnih ploča 24 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacije cevi cevnog snopa 24 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje 25 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče 26

• Literatura 27



List br. 3


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

TEHNIČKI OPIS TERMOSIFONSKOG ISPARIVAČA

Termosifonski isparivač konstruisan je tako da može izvršiti isparavanje 5 t/h ostatka iz procesa destilacije mešavine benzol-toluol na temperaturi od 115oC,pomoću suvozasićene vodene pare na temperaturi 150oC.Zbog izrazite agresivnosti mešavine koriste se legirani čelici sa povišenom otpornošću prema koroziji i od tog materijala su izrađeni svi delovi koji sa mešavinom dolaze u kontakt.Aparat se postavlja u vertikalan položaj , neposredno uz destilacionu kolonu .Cevni snop je nemenljiv, smešten između nepokretnih cevnih ploča zavarenih za omotač.Isparivač je smešten u zatvorenom objektu , tako da je dovoljan premaz osnovnom bojom. Rad isparivača omogućen je kontinualnim dovođenjem date količine mešavine benzola- toluola u cevni prostor i suvozasićene vodene pare u međucevni prostor . Suvozasićena para dovedena pod pritiskom predaje toplotu mešavini koja počinje da isparava.Pojavom mehurova , tj. stvaranjem dvofazne mešavine menja se njena gustina i kretanje se ostvaruje prirodnim putem. Pri puštanju u rad prvo se pušta suvozasićena vodena para a potom lagano se uvodi mešavina sa dna destilacione kolone.Pri isključenju redosled je obrnut. Pri radu izmenjivača neophodno je pridržavati se sledećeg:

1. pre puštanja u rad proveriti zaptivenost svih spojeva 2. zabranjuje se bilo kakva popravka u toku rada isparivača



List br. 4


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.


1.Tehnološki proračun 1.1.Toplotni bilans Toplotna snaga razmenjivača iznosi :

kW49335536005000rmQ 22 =⋅=⋅=

a potrosnja grejne pare je:

skg233,0

2114493

rQm1

1 ===

gde je:

• m2= 5000 kg/h , maseni protok mešavine benzola i toluola , • r2 =355 kJ/kg , toplota isparavanja ostatka na pritisku od 1,16 bar i t=115ºC,T.4.2.4.[4], • r1 =2114 kJ/kg , toplota kondenzacije grejne pare na temperaturi t=150ºC,T.4.2.4.[4].

1.2.Srednja temperaturska razlika Srednja temperaturska razlika iznosi: C35115150ttt ispkondsr °=−=−=∆ gde je:

• tkond = 150ºC , temperatura kondenzacije pare na pritisku od 4.76 bar , T.4.1.4.[4], • tisp =115ºC , temperatura isparavanja ostatka na pritisku od 1,16 bar, T.4.1.4.[4],



List br. 5


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i usvajanje osnovnih geometrijskih karakteristika

Usvojen je vertikalan dobošasti aparat sa nepokretnim cevnim pločama u kome se kondenzacija pare odvija sa strane međucevnog prostora, a mesavina vode i etanola protiče kroz cevi aparata u jednom prolazu ( Npr =1 ). Prema T. 5.1. [1] za isparivace i sistem etanol – voda uobičajan opseg koeficijenta prolaza toplote za dobošaste izmenjivače je 600 – 1200 W/(m2 K) . Pretpostavljam orjentacionu vrednost koeficijenta prolaza toplote k = 644 W/(m2 K). Usvajam bakarne cevi Ø25 / 2 mm. (T...... [5]) Usvajam običan trouglasti raspored cevi sa korakom t = 32 mm ( T.6.2. [1] ). Usvajam unutrašnji prečnik omotača Du = 600 mm. Na osnovu dijagrama na SL.6.7 [1] usvojeno je rastojanje između cevnog snopa i omotača od Lso = 42 mm. Površina za razmenu toplote iznosi:

23

sriz m875,21

3564010493

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=

Prečnik kružnice koja prolazi kroz ose cevi na obodu snopa:

mm55842600LDD soucc =−=−= Broj cevi određujem prema metodu 3 , str142, [1]:

734,8322

42)25600(t2

L)dD(r sosu =

⋅−−

=⋅−−

=

283N76N289,76734,8rs cs22 =⇒=⇒=== ( T.6.7. [1] )


m985,0283025,0

875,21Nd

SLcs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=



List br. 6


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

1.4.Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane vode (cevi)

( ) 7,010r

2,1r

17,0r

69,0cu qp10p4p8,1p104,0 ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α

( ) 7,0102,117,069,0

u q029,010029,04029,08,15,40104,0 ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α 7,0

u q391,1 ⋅=α gde je:

• pc =40.5 bar , kritični pritisak toluola. ( T.4.2.4. [4] ) • p2 =1,16 bar , pritisak zasićenja ostatka na radnoj temperaturi ( T.4.2.4. [4] )

• 029,05,40

16,1pp

pc

2r === , redukovani pritisak

1.5.Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane (pare) omotača

( ) 3

1

l

gll3l

sg

177,1⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ⋅µ

⋅ρ−ρ⋅ρ⋅λ⋅=α

ν

( )

KmW12990

01,010186,081,9547,293,91693,916684,0177,1 2

31

3

3

s⋅

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅−⋅⋅

⋅=α−

gde je:

• ρl = 916,93 kg/m3 , gustina kondenzata, • µl = 0,186 10 –3 Pa s, koeficijent dinamičke viskoznosti kondenzata, • λl = 0,684 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote kondenzata, • ρg = 2,547 kg/m3 , gustina pare.

• sm

kg01,0025,0283

233,0dN

m

sc

1

⋅=

⋅π⋅=

⋅π⋅=Γν , gustina slivanja kondenzata svedena na

spoljašnju površinu cevi Sva termofizička svojstva pare i kondenzata su uzeta za temperaturu kondenzacije tkond = 150ºC . ( T.4.2.8. [4] )



List br. 7


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

1.6.Određivanje koeficijenta prolaza toplote Otpori provođenju toplote usled zaprljanja se usvajaju prema T.5.2. [1]:

WKm101,0R

23

1⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane toplijeg fluida

WKm104,0R

23

2⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane hladnijeg fluida


u

s

s

s2

uu

s1

s dd

ln2

dR1

dd

R1k1

⋅λ⋅

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

α⋅++

α=

021.0025.0ln

585,162025.0104.0

q391,11

021.0025.0101.0

129901

k1 3

7,03 ⋅

⋅+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⋅⋅+⋅+= −−

KmW108,644k 2 ⋅

=

pri čemu se iterativnim postupkom dobija: q=2,254 104 W/m2 , specifično toplotno opterećenje gde je:

• λz = 16.585 W/mK , koeficijent provođenja toplote za Č 4572 na tsr = 132,5ºC , T.6.2. [4]. 1.7.Određivanje kritičnig toplotnog fluksa ( )r

35,0rc

4c p1pp1067,3q −⋅⋅⋅⋅=

( )029,01029,0105,401067,3q 35,054

c −⋅⋅⋅⋅⋅=

25

c mW10176,4q ⋅=

Vrednost kritičnog toplotnog fluksa je veća od stvarnog toplotnog fluksa što znači da je u pitanju mehurasto ključanje u cevima



List br. 8


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote Površina za razmenu toplote iznosi:

23

sriz m871,21

35108,64410493

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=


m984,0283025,0

871,21Nd

SL

cs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=

Usvajam cevi dužine 1 m.



List br. 9


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

2.Proračun priključaka 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz mešavine benzola i toluola Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m048,0d

317,773389,1216,0m216,0d

smkg750

dm4

smkg750w

2p

25.05.025.02

5.022p

2

2

22p2

22

22

2p2

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø57/ 51,2 mm , DN 50, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja mešavine u priključku iznosi:

sm872,0

0512,0317,773389,14

dm4w 22

2p2

22p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=

2.2.Određivanje prečnika priključka za izlaz pare Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m143,0d

303,3389,1164,0m164,0d

smkg2250

dm4

smkg2250w

2p

25.05.025.02

5.022p

2

2

22p2

22

22

2p2

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø159/ 150 mm , DN 150, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja mešavine u priključku iznosi:

sm797,23

15,0303,3389,14

dm4w 22

2p2

22p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=



List br. 10


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

2.3.Određivanje prečnika priključka za ulaz suvozasićene pare Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m063,0d

547,2233,0164,0m164,0d

smkg2250

dm4

smkg2250w

1p

25.05.025.01

5.011p

2

2

21p1

11

22

1p1

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø76,1 /70,3mm , DN 65, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm568,23

0703,0547,2233,04

dm4w 22

1p1

11p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=

2.4.Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m0189,0d

93,916233,0164,0m164,0d

smkg750

dm4

smkg750w

k1p

25.05.025.0k1

5.01k1p

2

2

2k1pk1

1k1

22

k1pk1

≥

⋅⋅≥ρ⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅π⋅ρ

⋅⋅ρ

⋅≤⋅ρ

−−

Usvajam standardnu cev prečnika Ø25/ 21 mm , DN 20, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm734,0

021,093,916233,04

dm4w 22

k1pk1

1k1p =

⋅π⋅⋅

=⋅π⋅ρ

⋅=



List br. 11


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

3.Mehanički proračun 3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata (JUS M.E2.253), [7]

21

20CC

pvSK

pDs s ++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 607 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 3,5 mm), • p = 4,76 bar , proračunski pritisak , • K = 174 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 i temperaturu

t = 150°C , T.8. [7], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • vv = 0,8 , koeficijent slabljenja usled postojanja zavarenih spojeva , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala (legirani čelik), • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Na cilindričnom omotaču aparata, nalazi se priključak za dovod i odvod pare DN 150 (∅159×4,5), kao i priključak za odvod kondenzata DN 40 (∅44,5×2,6). Koeficijent slabljenja usled postojanja otvora određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [7]:

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

2121

,CCsCCs

CCsCCsDd

fvA

sss

AAu

uA

( ) ( )

( ) 61,073,10,27,2f13,05,3129,09,2,

13,05,313,05,36003,70fv 1A ==⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

( ) ( )( ) 178,2,73,1f

13,05,3121,02,

13,05,313,05,390021fv 2A ==⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

v = min(vv;vA1;vA2) = min (0,8;0,61;1) = 0,61



List br. 12


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

mm335,313,076,461,0

5.117420

76,4607s =+++⋅⋅

⋅=

Usvaja se debljina cilindričnog omotača od 3,5 mm. 3.2.1. Proračun debljine zida standardnog danca na ulazu mešavine u isparivač (JUS M.E2.252), [7] Usvaja se duboko torisferično dance izrađeno iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: maksimalna temperatura u aparatu t = 150°C, proračunski pritisak je p = 1,3 bar.


mm678,113,016,11

5.116720

16,1604CCpv

SK20

pDs 21

s =+++⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 604 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,16 bar , proračunski pritisak , • K = 167 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4572 na proračunskoj

temperaturi t = 150°C , T.3.46 [3], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.


mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:




List br. 13


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

( ) 2,30,001159.0f604

0,604

13.02fDd

,D

CCsf

s

i

s

21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−=β

• di = 0 , unutrašnji prečnik otvora na torusu (nema ga u ovom slučaju), • Ds = 904 mm , spoljašnji prečnik (pretpostavljena debljina s = 2mm),

mm784,113,01

5,116440

2,316,1604s =++⋅⋅

⋅⋅=


mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=




( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:


• mm4,970222,4832s2R2D 1s =⋅+⋅=⋅+⋅=





List br. 14


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

( ) ( )

( ) 1914,1,968,1f13,02

126,06,2,13,0213,024,966

2,51fvA ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=


mm604,113.016,11

5.116740

16,14,966s =+++⋅⋅

⋅=

Na osnovu izračunatih debljina delova danca, zbog unifikacije, usvaja se vrednost debljine lima ista kao i debljina cilindričnog omotača s = 3,5mm.



( ) bar74,14,422,22001159,0f

10102607

13,05,3f10ED

CCsfp 555

s

21B

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

• 25


Do elastičnog ulubljivanja neće doći pod dejstvom unutrašnjeg natpritiska .

Provera debljine danca na ispitne uslove Ispitna temperatura: ti = 20°C Ispitni pritisak: pi = 1,3p Stepen sigurnosti: S = 1,1 Proračunska čvrstoća: K = 205 N/mm2



List br. 15


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.


mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm544,113.0508,11

1.120520

508,1607s =+++⋅⋅

⋅=



mm,CCpv

SK40

pDs 21

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm496,113.0508,11

1.120540

508,14,970s =+++⋅⋅

⋅=



mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm691,113,01

1,120540

2,3508,1607s =++⋅⋅

⋅⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje usvojena debljina lima s = 2mm.

• Geometrijske karakteristike dubokog danca

mm6,485D8,0R s =⋅= mm7,606071,0D1,0r s =⋅=⋅=

mm1165,3455,06071935,0s455,0D1935,0h s2 =⋅−⋅=⋅−⋅=



List br. 16


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

sh ⋅≥ 5,31 , biće usvojeno prema potrebi visine prirubnice.


2,1012.1600607

DD

1,000362,0001,0

1,0607

13,05,3001,0

1,0D

CCs001,0

u

s

s

21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

Svi uslovi su ispunjeni. 3.2.2. Proračun debljine zida standardnog danca na izlazu mešavine (JUS M.E2.252), [7] Usvaja se duboko torisferično dance izrađeno iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: maksimalna temperatura u aparatu t = 150°C, proračunski pritisak je p = 1,3 bar.


mm678,113,016,11

5.116720

16,1604CCpv

SK20

pDs 21

s =+++⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 604 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,16 bar , proračunski pritisak , • K = 167 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4572 na proračunskoj

temperaturi t = 150°C , T.3.46 [3], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.




List br. 17


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:


( ) 2,30,001159.0f604

0,604

13.02fDd

,D

CCsf

s

i

s

21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−=β

• di = 0 , unutrašnji prečnik otvora na torusu (nema ga u ovom slučaju), • Ds = 904 mm , spoljašnji prečnik (pretpostavljena debljina s = 2mm),

mm784,113,01

5,116440

2,316,1604s =++⋅⋅

⋅⋅=


mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=




( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:



List br. 18


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.


• mm4,970222,4832s2R2D 1s =⋅+⋅=⋅+⋅=

• mm0,565,4%5,12s%5,12C ss1 =⋅=⋅= , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija

materijala priključka (T. P.4.9. [6]), • C2s = 1 , dodatak na koroziju i habanje.

( ) ( )

( ) 119,4,76,5f13,02

156,05,4,13,0213,024,966

150fvA ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=


mm604,113.016,11

5.116740

16,14,966s =+++⋅⋅

⋅=

Na osnovu izračunatih debljina delova danca, zbog unifikacije, usvaja se vrednost debljine lima ista kao i debljina cilindričnog omotača s = 3,5mm.



( ) bar74,14,422,22001159,0f

10102607

13,05,3f10ED

CCsfp 555

s

21B

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

• 25



Provera debljine danca na ispitne uslove



List br. 19


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

Ispitna temperatura: ti = 20°C Ispitni pritisak: pi = 1,3p Stepen sigurnosti: S = 1,1 Proračunska čvrstoća: K = 205 N/mm2


mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm544,113.0508,11

1.120520

508,1607s =+++⋅⋅

⋅=



mm,CCpv

SK40

pDs 21

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm496,113.0508,11

1.120540

508,14,970s =+++⋅⋅

⋅=



mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm691,113,01

1,120540

2,3508,1607s =++⋅⋅

⋅⋅=




List br. 20


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje usvojena debljina lima s = 2mm.

• Geometrijske karakteristike dubokog danca

mm6,485D8,0R s =⋅= mm7,606071,0D1,0r s =⋅=⋅=



2,1012.1600607

DD

1,000362,0001,0

1,0607

13,05,3001,0

1,0D

CCs001,0

u

s

s

21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

Svi uslovi su ispunjeni. 3.3.Proračun vijaka (JUS M.E2.257), [7] Usvajaju se kružni vijčani spojevi sa zaptivačima unutar kruga rupa. 3.3.1.Proračun sila u vijcima Najmanja sila u vijku za radno stanje je:

N165500158909995139600FFFF DBFBRBSB =++=++= gde je:

N13960040

61176,440

dpF22

iRB =

⋅π⋅=

⋅π⋅=

• di = 611 mm , unutrašnji prečnik prirubnice,

( ) ( ) N9995

406115,63276,4

40ddpF

222i

2D

FB =−⋅π⋅

=−⋅π⋅

=



List br. 21


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

• dD = 632,5 mm , srednji prečnik zaptivača,

N15890142,15,6321076,4KSd

10pF 1DDDB =⋅⋅⋅π⋅=⋅⋅⋅π⋅=

• bD = 17,5 mm , korisna širina zaptivanja, • K1, koeficijent zaptivača za stanje pri radu (vrednosti za tečnost), T.P.5.6. [6]:

K1 = 0,8 bD = 0,8 17,5 = 14 mm , • SD = 1,2 , pomoćna vrednost.

Kako je ispitni pritisak pi = 1,3p ,razlike nisu velike pa sledi da ne treba računati FSB za ispitno stanje. Najmanja sila u vijku za ugradno stanje je:

N4173002105,632kKdF 0DDDV =⋅⋅π=⋅⋅⋅π=

gde je:

• k0 , koeficijent zaptivača za stanje pri ugradnji, • KD , otpor promeni oblika materijala zaptivača.

2105,1712kK 0D =⋅=⋅ (T.P.5.6. [6]).

3.3.2.Proračun prečnika vijaka Za radno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm,5CnK

FZd SB

k +⋅

⋅=

Usvajam priključne mere prirubnice (T.P.4.18. [6]), JUS M.B6.011: DN 600 nazivni prečnik PN 4,76 nazivni pritisak D = 755 mm spoljašnji prečnik dt= 705 mm podeoni prečnik d1 = 26 mm prečnik rupe M24 navoj vijka n = 20 broj vijaka



List br. 22


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

Za vijke sa punim stablom, proračunskom čvrstoćom određenom prema granici razvlačenja i nalegajućim povrvršinama obrađenim skidanjem strugotine (T.P.4.18 [6]): Z = 1,51 pomoćna vrednost K = 142 N/mm2 proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 4580 na radnoj

temperaturi C5 konstrukcioni dodatak

mm3C20525,1120142

16550051,1nK

FZ 5

SB =⇒≤=⋅

⋅=⋅

⋅

mm525,143525,11dk =+= Za ugradno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm,1433120201

41730029,1nK

FZd

20

DVk =

⋅⋅=

⋅⋅=

gde je:

• Z = 1,29 , pomoćna vrednost, • K20 = 201 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 4580 na 20ºC.

Usvajamo vijak , koji je preporučen standardom JUS M.B6.011. 3.4.Proračun prirubnica (JUS M.E2.258), [7] Usvajamo prirubnicu za privarivanje sa prstenastim ispustom. Potrebna visina oboda prirubnice:

mm554,30118

73938870042,1b

ZW42,1h F =−⋅

=−⋅

=

gde je:

• s1 = 3,5 mm , debljina zida omotača na koji se privaruje prirubnica, • du = 607 mm , unutrašnji prečnik prirubnice (spoljašnji prečnik aparata), • Z , pomoćna vrednost:

( ) ( ) 73935,35,3607ssdZ 2211u =⋅+=⋅+=

• dL = d1 = 26 mm , prečnik rupe za vijke, • ds = 755 mm , spoljašnji prečnik prirubnice, • V = f(du) = f(607) = 0,5 , pomoćna vrednost, • Ld ′ , redukovani prečnik rupe za vijke:



List br. 23


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

mm13265,0dVd LL =⋅=⋅=′

• b , mm , proračunska dvostruka širina prirubnice:

mm118132607755d2ddb Lus =⋅−−=′⋅−−=

• a , mm , krak delovanja sile u vijku za radno stanje:

mm75,502

5,36047052

sdda 1ut =

−−=

−−=

• aD , mm , krak delovanja sile u vijku za ugradno stanje stanje:

mm2,362

5,6327052

dda Dt

D =−

=−

=

• S = 1,5 , stepen sigurnosti pri prorač. (radnoj) temperaturi (JUS M.E2.250), • K = 167 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 4572, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za radno stanje:

3SB mm8870075,50167

5,1165500aK

SFW =⋅

⋅=⋅

⋅=

• S = 1,1 , stepen sigurnosti pri ispitnim (ugradnim ) (JUS M.E2.250), • K = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 4572, na t = 20ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za ugradno stanje:

3D

20

DV mm827802,36205

1,1417300aK

SFW =⋅

⋅=⋅

⋅= ,

Kao merodavan, uzima se veći otporni moment W = 88700 mm3. Usvaja se visina oboda prirubnice hF = 35 mm.



List br. 24


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

3.5.Proračun cevnih ploča (JUS M.E2.259), [7] Usvajam okruglu ravnu cevnu ploču sa nadnesenim ivicama prirubnice. Potrebna debljina ploče iznosi:

mm39,4167101,516,10,410,40

K10Spd0,40s 2 =

⋅⋅

⋅⋅=⋅⋅

⋅⋅=

• pi = 1.16 bar , proračunski pritisak u cevi, • K = 167 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4572 T.8. [3], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • d2=0,41 m ,prečnik najvećeg kruga upisanog u deo sa cevima

Potrebna debljina ploče s obzirom na izvijanje:

mm3,916710

5,116,1344,0

2128360045,0K10SpdnD

Cs22

i2u

21 =

⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅ν⋅−

⋅=

gde je:

• D1 = 600 mm , unutrašnji prečnik aparata, • n = 283 , broj cevi u kondenzatoru, • du = 21 mm, untrašnji prečnik cevi, • v , koeficijent slabljenja ploče usled otvora za cevi:

344,032

2132tdt u =

−=

−=ν

• t = 32 mm , razmak između cevi.

Prema preporukama iskusnijih, debljina cevne ploče treba da bude s = 20 mm. 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacija cevi cevnog snopa Napon koji se stvara u cevi pri radnim uslovima:

( ) ( ) 255

ugmax,zs

mmN3,346151501025,11005,2

2416,125ttE

s4pd

=−⋅⋅⋅⋅+⋅⋅

=−⋅α⋅+⋅⋅

=σ −

gde je:



List br. 25


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

• ds =25 mm, spoljašnji prečnik cevi, • p = 1.16 bar , radni pritisak sa strane cevi, • s = 2 mm , debljina zida cevi, • E = 2.05 105 N/mm2 , modul elastičnosti za Č 4572 [6], • α = 1,25 10-5 K-1 , koeficijent termičkog širenja Č 4572 [6], • tz,max= 150°C , maksimalna temperatura zida cevi tokom rada, • tug = 15°C, temperatura pri izradi razmenjivača.


MN16,144

)2125(3,3462834

)dd(nN

222u

2s =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ π⋅−⋅⋅=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ π⋅−⋅σ⋅=

A napon koji se javlja u omotaču:

( ) ( ) 222

6

2u

2s mm

N2134600607

1016,144DDN4

=π⋅−

⋅⋅=

π⋅−⋅

=σ

Iako ovo nije uporedni napon, i nije merodavan za upoređivanje sa zateznom čvrstoćom, ipak i omotač ima svoje dilatacije usled povećanja temperature (rađen je najgori slučaj kao da omotač ima temperaturu 20°C), konstatujem da ne treba postavljati kompenzator. 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje (JUS M.E2.259), [7] Kritična sila izvijanja za jednu bakarnu cev je:

N331105003

122701005,2l3

JEF 2

52

2k

2

k =⋅

⋅⋅⋅π=

⋅⋅⋅π

=

gde je:

• E = 2.05 105 N/mm2 , modul elastičnosti za Č 4572, • J , mm4 , moment inercije poprečnog prstenastog preseka cevi,

4

33s mm12270

8225

8d

J =⋅π⋅

=δ⋅π⋅

=



List br. 26


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

• lk , kritična dužina cevi za dati slučaj,

mm50010005,0l5,0lk =⋅=⋅= Sila opterećenja cevi je:

N50040283

14160000nNNF 1R ====

Ova sila u stvarnosti nije toliko veća od kritične sile izvijanja, ali nam sigurno zbog ovoga treba kompenzator. Usvajam kompenzacionu liru. 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče (JUS M.E2.259), [7] Za uvaljani spoj sa rubom i ravan otvor dozvoljeni površinski pritisak pmax = 400 N/mm2 prema standardu za proračun cevnih ploča

( ) ( ) max2usw

Rmax p

mmN313

21254050040

ddlF

p ≤=−⋅

=−⋅

=

gde je:

• lw = s =40 mm, dužina uvaljivanja jednaka debljini cevne ploče. Pošto su cevna ploča i prirubnica na telu aparata izrađeni iscela usvajam veću debljinu 50 mm.



List br. 27


274/97 Mjiatović Boško 2002/03 12.2001.

LITERATURA [1] Jaćimović B., Genić S.: " Toplotne operacije i aparati", Mašinski fakultet, Beograd,

1992. [2] Jaćimović B., Genić S., Nađ M., Laza J.: " Problemi iz toplotnih operacija i

aparata", SMEITS i Mašinski fakultet, Beograd, 1996. [3] Sedmak S., Nikolić M., Vojnović V.: " Priručnik za konstruisanje procesne opreme",

Tehnološko-Metaluški fakultet, Beograd, 1994. [4] Kozić Đ.,Vasiljević B.,Bekavac V.: " Priručnik za termodinamiku u jedinicama SI" , Mašinski fakultet , Beograd , 1999. [5] Bogner M., Jaćimović B.: " Problemi iz difuzionih operacija",

Naučna knjiga, Beograd, 1989.

[6] Bogner M.,Petrović A.: " Konstrukcije i proračuni procesnih aparata", Mašinski fakultet, Beograd, 1991.

[7] Bogner M.,Vojnović V.,Ivanović N.: " Propisi i standardi za stabilne i pokretne

posude pod pritiskom " , Mašinski fakultet, Beograd,1993.

Documents

Termosifonski isparivac