поникаров.pdf

И.И. ПОНИКАРОВ С.И. ПОНИКАРОВ С.В. РАЧКОВСКИЙ

Ра с ч е т ы м а ш и н и АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКИ (прим еры

и за да ч и )

Учебное пособие

РАСЧЕТЫ МАШИН И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКИ

Доктор технических наук, заслуженный деятель науки и техники РФ , профессор кафедры «Машины и аппараты химических производств» Казанского государственного технологического университета

И.И. П о н и к а р о в

Доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Машины и аппараты химических производств» Казанского государственного технологического университета

С.И. П о н и к а р о в

Кандидат технических наук, доцент кафедры «Машины и аппараты химических производств» Казанского государственного технологического университета

С.Б. Р а ч к о в с к и й

альфа** А

И.И. ПОНИКАРОВ • С.И. ПОНИКАРОВ С.В. РАЧКОВСКИЙ

Расчеты м а ш и н иАППАРАТОВ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКИ (примеры и задачи) Допущено Министерством образования и науки Российской Федерации в качестве учебного пособия для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальности «Машины и аппараты химических производств» направления «Энерго- и ресурсосберегающие, процессы в химической технологии, нефтехимии и биотехнологии» и специальности «Оборудование нефтегазопереработки» направления «Оборудование и агрегаты нефтегазового производства»

Москва • Альфа-М • 2008

УДК 66.02(075) ББК 35.11:35.514 П56

Издание учебного пособия осуществлено при финансовой поддержке А.Н. Нестерова, с отличием закончившего КГТУ (КХТИ) в 1986 г., специальность «Машины и аппараты химических производств» Р е ц е н зе н т ы : Д октора технических наук, п роф ессора А. С. Тимонин (Московский государственный университет инженерной экологии), И.Р.Кузеев (Уфимский государственный нефтяной университет)

Поникаров И.И., Поникаров С.И., Рачковский С.В.

П56

Расчеты машин и аппаратов химических производств и нефтегазопереработки (примеры и задачи): Учебное посо­ бие. - М.: Альфа-М, 2008. - 720 с.: ил. ISBN 978-5-98281-132-5 Излагаются основные соотношения для технологических и механи­ ческих расчетов основного химического оборудования (машины для дробления и помола материалов, теплообменные, массообменные, реак­ ционные аппараты, аппараты для разделения неоднородных сред, трубо­ проводы, монтажное оборудование). Приводятся примеры расчетов, за­ дания для самостоятельной работы, а также справочные данные. Для студентов высших и средних учебных заведений, обучающихся по специальностям химико-технологического профиля при выполнении ими индивидуальных заданий, курсовом и дипломном проектировании.

УДК 66.02(075) ББК 35.11:35.514

ISBN 978-5-98281-132-5

© «Альфа-М». Оформление, 2008 © Поникаров И .И ., Поникаров С.И., Рачковский С.В., 2008

РЕДИСЛОВИЕ

Учебные курсы «Машины и аппараты химиче­ ских производств» и «Оборудование нефтегазоперерабтки» явля­ ются профилирующими в учебных планах специальностей «Ма­ шины и аппараты химических производств» и «Оборудование нефтегазопереработки» химико-технологических и нефтяных ву­ зов и факультетов. При этом большая роль отводится изучению методов расчета машин и аппаратов, составляющих основу для проектирования новых и совершенствования действующих тех­ нологических установок химических предприятий. Настоящее учебное пособие включает в себя технологические и механические расчеты основного химического оборудования и предназначено для студентов дневного, вечернего и заочного ви­ дов обучения, обучающихся по названным специальностям, при выполнении самостоятельной работы, курсовом и дипломном проектировании. Оно может быть полезным студентам-технологам химико-технологических специальностей, поскольку со­ держит обширный материал по технологическим расчетам обору­ дования. Кроме того, оно представляет интерес для инженер­ но-технических работников химических заводов и проектных организаций. Учебное пособие написано с учетом многолетнего опыта пре­ подавания в Казанском государственном технологическом уни­ верситете. В книге приводятся основные соотношения для механических расчетов с указанием того, в каких примерах пособия эти соотно­ шения используются, а также для технологических расчетов по каждому типу оборудования. Пособие не содержит подробного описания аппаратов и их ра­ боты. Авторы считают, что студенты ознакомлены с этим при изу­ чении курсов «Процессы и аппараты химической технологии», «Машины и аппараты химических производств» и «Оборудование нефтегазопереработки». Приводятся лишь отельные конструк­ ции аппарата или машины каждого типа.

Для удобства пользования авторы сочли рациональным при­ водить список использованной и рекомендованной литературы в каждой главе, а также (из-за разнообразия оборудования и про­ цессов) постарались унифицировать условные обозначения в рамках отдельной главы. Поскольку в одной книге не представляется возможным да­ вать все необходимые характеристики стандартного оборудова­ ния, физико-химические параметры сырья и другие данные, не­ обходимые для расчетов, авторы делают ссылки на литературу, где можно получить такие сведения. Написание подобных книг с приведением примеров расчета— весьма трудоемкая работа, поэтому нельзя не вспомнить с благо­ дарностью наших ученых, которые не жалели сил и времени для этой важной задачи. Это такие специалисты, как К.Ф. Павлов, П.Г. Романков, И.И. Чернобыльский, В.Н. Соколов, Е.Н. Суда­ ков, Ю .И. Дытнерский, В.М. Ульянов, А.А. Лощинский, А.Р. Толчинский, А.С. Тимохин, А.А. Кузнецов, С.М. Кагерманов, А.Г. Сарданашвили, В.В. Шарихин. Авторы выражают признательность рецензентам учебного по­ собия профессорам А.С. Тимонину и И.Р. Кузееву, советы и рекомендации которых заметно улучшили содержание книги. Все пожелания и замечания по содержанию учебного пособия будут приняты с благодарностью.

ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ МАШИН И АППАРАТОВ

1.1. Расчет толщины корпуса цилиндрических аппаратов В зависимости от толщины стенки корпусов ап­ паратов различают: тонкостенные и толстостенные аппараты. Для каждого из этих аппаратов используются свои формулы рас­ чета. Критерием толстостенности является коэффициент толстостенности р. Для толстостенных аппаратов (3= —- >1,1; для тонЯв костенных р < 1,1, где DH, DB— соответственно наружный и внут­ ренний диаметры аппарата, м.

Толщину тонкостенных цилиндрических обечаек, работающих под внутренним давлением, рассчитывают по формуле

где Р — внутреннее давление, МПа; <р —коэффициент прочности сварного шва; [а] —допускаемое напряжение для материала обе­ чайки, МПа; С —конструктивная прибавка на коррозию, эрозию, учет минусового допуска, м. Толщину стенки труб также рассчитывают по (1.1). Однако ус[о] ловия ее применимости расширяются ^ Ф <25, для бесшовных труб <р = 1. Допускаемое избыточное давление определяется по формуле 2 [р]Ф(5 - С ) L J

DB+ ( S - C ) •

( 1.2)

Если колонный аппарат устанавливается вне помещения и его высота Н> 10 м и Н> l,5Dmin или Н< 10 м, но Н> Dmin (где Z>min — наименьший из наружных диаметров аппарата), то расчетную тол­ щину корпуса аппарата необходимо проверить на прочность и ус­ тойчивость от ветровых нагрузок, а если аппарат устанавливается в районах с возможной сейсмичностью более 7 баллов (по 12-балльной шкале), то и с учетом сейсмических нагрузок. Проверка прочности корпуса аппарата в этом случае проводит­ ся для сечения аппарата вблизи соединения корпуса с опорной обечайкой по формулам: на наветренной стороне Gxl

_ P(DB + s ) 4(S-C)

G tlDb( S - C )

AM nD2B( S - C ) ’

на подветренной стороне g __________ AM

_ P(DB + S)

0x2 4(S-q

nDB( S - C )

nD2 B( S - C ) '

Кольцевые напряжения

P{DB+ S ) 2(5 -С) Эквивалентные напряжения стэ следует рассчитывать: на наветренной стороне а э1 = - J e h - V x i ° , + ° l I

(1-6)

на подветренной стороне

<уэ2=т]°2 х2-<*х2°у + (у1 J

С1-7)

Условие прочности: на наветренной стороне maxK p ° 3 i } ^ [ i (p ; на подветренной стороне

(L8>

тах{сгх2;а э2}<[о]кф , (1.9) где G—вес аппарата в рабочих условиях, МН; М —расчетный изги­ бающий момент от ветровой и сейсмической нагрузок при рабочих

условиях1, МН м; [ст]к — допускаемое напряжение для материала корпуса аппарата при расчетной температуре по ГОСТ 14249—89. Проверку устойчивости корпуса аппарата, нагруженного внут­ ренним давлением или без давления, проводят по формуле

G

М

<1,0,

( 1. 10)

где [G\, [М\ определяют по ГОСТ 14249—89. Если условия прочности или устойчивости не соблюдаются, следует увеличить расчетную толщину корпуса аппарата. Данная методика расчета толщины стенки использована в примерах 3.2, 3.5, 4.1, 5.3.

Расчетная толщина стенки обечаек, нагруженных внешним дав­ лением, исходя из условий устойчивости их в пределах упругости (при запасе на устойчивость пу — 2,6), определяется по формуле 0,4

L lL Е D

( 1. 11)

+ с,

где D —диаметр обечайки, м, для обечаек с базовым внутренним диаметром D = Z)B, с базовым наружным диаметром D = DH; Рн — наружное давление, МПа; Е — модуль упругости материала обе­ чайки при расчетной температуре, МПа (для сталей значения Е приведены в табл. 1.1); / — расчетная длина обечайки, м. Т а б л и ц а 1.1. Значения модуля упругости Е -10 ратуры

Сталь

М П а в зависимости от темпе­

Температура, °С 20

100

200

300

400

Углеродистая

1,99

1,91

1,81

1,71

1,55

Легированная

2,00

2,00

1,97

1,91

1,81

500 -

1,68

600 —

1,61

Формула (1.11) справедлива при соблюдении условий:

\ 2{ s - q <_L < ’ л1

“ Я» ~ p ( S - C ) ’ D

2 (5 -С) А.

, ( 1.12)

1 Расчет изгибающего момента от ветровых и сейсмических нагрузок рассмот­ рен в § 1.7 (Расчет опор).

где стт—предел текучести материала обечайки при расчетной тем­ пературе, МПа. В случае несоблюдения условия (1.12) принятую величину 5 не­ обходимо проверить на допускаемое наружное давление [Р„] по формуле 2К ж ( * - С)

[*.] =

D 1 + 1,02 .

(1.13)

12Р В

(s-cy

где [ст]сж —допускаемое напряжение на сжатие, МПа. Для толстостенных цилиндрических обечаек (р = DM/DB>1,1) при внутреннем давлении толщина стенки для однослойного ци­ линдрического корпуса

S = R exp

-1 +с ,

(1.14)

где R —внутренний радиус аппарата, м. Допускаемое рабочее давление можно рассчитать по формуле [Р] = [ст] InPp,

(1.15)

о (Л+25) где рр = -----^ —расчетный коэффициент толстостенности. „

(■R + C ) В случае расчета многослойного цилиндрического корпуса можно обратиться к литературе [1.6]. Численные расчеты по упомянутым формулам приведены в примерах 4.9, 5.3.

1.2. Расчет толщины крышек и днищ Днища эллиптические отбортованные и полусфери­ ческие отбортованные. Толщина днища, нагруженного внутрен­ ним избыточным давлением, определяется по формуле J » = 2H
<116>

где R = D 2/(4 Яд) - радиус кривизны в вершине днища, м; Яд—вы­ сота днища без отбортовки, м; D —внутреннийдиаметр днища, м. Допускаемое внутреннее избыточное давление рассчитывает­ ся по формуле 2(5д- С ) Ф [а]

(1.17)

R+0,5(Sa - C y

При нагружении этих днищ наружным давлением толщина стенки приближенно определяется по формулам:

PR K 3R 300 Ь о ~ 6Е ’ 2[ст]

S R = шах

(1.18)

S a = S R+C. (1.19) В предварительном расчете коэффициент приведения радиуса кривизны Кз принимается для эллиптического днища равным 0,9, для полусферического 1,0. Точное значение Кэ рассчитывается по формуле 1+ (2,4+ 8х)х 3

( 1-20)

1+(3,0 + 10х) х ’

,п — — где х = 10

2Я ,

D 2Я„

D

Полученное по (1.18) значение должно быть проверено на до­ пускаемое наружное давление по уравнению и .

и. и. i

>р

.

( 1.21)

1+

гдедопускаемое давление [Р\„ рассчитывается из условия прочности =

1

Э Д (■?. - С)

R + 0 $ (S ,-C ) ’

(1.22)

а допускаемое давление [Р\е ~ из условия устойчивости в пределах упругости

26-10 £ [100(5, - С) 1 [-Р] Е -

(1.23)

«V

«у —коэффициент запаса устойчивости, который для рабочих ус­ ловий равен 2,4. Данная методика расчета крышек использована в примерах 3.2, 4.1, 5.3. Конические днища. Расчет толщины стенки гладких конических днищ, нагруженных внутренним давлением, определяется по фор­ муле с

К

1 РР„ +С 2[о]Ф - Р cos а

(1.24)

,

где а —половина угла при вершине конуса; D„ — наружный диа­ метр основания конуса, м. Допускаемое внутреннее избыточное давление определяется как [р] = 2[ст]ф(5х -С)

D^

cos а

(1.25)

+ ( S K- C )

где Z>K—расчетный диаметр, м, принимается по [1.6]. При нагружении конических обечаек наружным давлени­ ем допускаемое наружное давление рассчитывается по форму­ лам: ♦ из условия прочности И = -

2[o](sx-q .

i

cos а

(1.26)

+ (S K- C ) ’

♦ из условия устойчивости в пределах упругости

,

20 8

[*] =

и„

где D e = max

Df 100 (*УК- С)

2

100(5 К- С)

К

(1.27)

D+Da D - 0,31(D + D0) D + Dn tga 2cosa ’ cosa 100(SK- C)

В{ = min Ю-9 4 5 — ____ — ____ lE yl00(SK- С)

;lE = ^ - ^ ; D , D о - c o o t -

2sina

ветственно внутренние диаметры основания и вершины усечен­ ного конуса, м. Приведенные выше формулы расчета конических днищ с уг­ лом a < 70° применимы при соблюдении условия 0001 < S Kcosa < 005 D

(L28)

~

Сферические крышки и днища. Формулы расчета применимы при условиях: ^ ^ < 0 ,1 ; 0,95 D < R < D ,

(1.29) R где R —внутренний радиус сферы, м; D —внутренний диаметр ап­ парата, м. Толщина сферической неотбортованной крышки, приварен­ ной к фланцу, рассчитывается по формуле s =

+с'

(1 30)

[ajq> допускаемое внутреннее избыточное давление определяется как _ 1 ,и ( д - д н г

(131) R Толщина сферического неотбортованного днища, приварен­ ного к цилиндрическому корпусу аппарата, S = ° ’12 P R + с ,

[ст]ф

(1.32)

допускаемое внутреннее избыточное давление определяется как ц » (д - д Н ,

(133) R Плоские круглые днища и крышки используются приварными к корпусу аппарата и соединяются с корпусом аппарата с помощью фланцев. Поскольку в случае фланцевого соединения возникают

изгибающие моменты, то расчет их ведется по другим формулам, чем в случае приварки крышек и днищ. Приведенные ниже формулы (1.34)—(1.39) для расчета плоских

S '- С

круглых днищ и крышек применимы при условии---- < 0,11.

Dr Толщина приварных круглых крышек и днищ (рис. 1.1, а) рас­ считывается по формуле (1.34) где К —коэффициент, учитывающий способ крепления крышки или днища; DR —расчетный диаметр, м. Значения К и DR приводятсявтабл. 14.17 [1.6]. Для случая, показанного на рис. 1.1,а, К= = 0,41.

а

б

Р и с. 1.1. Типы крепления крышки к корпусу аппарата: а —приварная; б —на фланцевом соединении

Коэффициент ослабления днища или крышки отверстиями равен: ♦ при наличии одного отверстия диаметром d, м, (1.35) ♦ при наличии нескольких отверстий

при отсутствии отверстий

= 1.

Толщина плоских крышек при фланцевом их соединении с корпусом аппарата (рис. 1.1, б) рассчитывается на внутреннее из­ быточное давление

S ' = K 0K',D r U ^ + C, vlCTJ *Р

(1.37)

где 1 + Зф Я,

* „ = 0,41

(1.38)

D* D„

Допускаемое давление на плоскую крышку определяется как

S'- с \ 2 [а] Ф.

[*] = \ k k 0d R/

(1-39)

Численные расчеты по приведенным формулам (1.16)—(1.18), (1.22), (1.26) и (1.27) даны в примерах 4.9, 5.3.

1.3. Расчет фланцевых соединений В химической промышленности применяют в ос­ новном следующие типы фланцев для труб, трубной арматуры и аппаратов: стальные плоские приварные к корпусу и стальные приварные встык (рис. 1.2). При конструировании аппарата следует применять стандарт­ ные и нормализованные фланцы. Такие фланцы выпускают от­ дельно для арматуры и трубопроводов на Х>у до 800 мм и для ап­ паратов на Dy от 400 мм и более. Расчет фланцевых соединений проводят в тех случаях, когда не представляется возможным при­ менение нормализованных фланцев ввиду отсутствия фланцев требуемых параметров.

D

Дк

Р и с . 1.2. Типы фланцев:

а - стальной приварной к корпусу; б - привар­ ной встык с плоской поверхностью; в — привар­ ной встык с выступом и впадиной; г - приварной встык с шипом и пазом (1:2,5 —рекомендуемый угол конусности)

Р и с . 1.3. Конструктивные размеры фланца

Расчет фланцевого соединения требует вычисления следующих расчетных величин: ♦ меньшей толщины конической втулки фланца (рис. 1.3)

50 < 1,355, но S0— S< 0,005 м;

(1-40)

♦ отношения большей толщины втулки фланца к меньшей (3= *Si / S 0 для приварных встык фланцев и бортов выбирают по рис. 1.4, для плоских приварных фланцев р = 1; ♦ большей толщины втулки фланца S { = (350, для плоских приварных фланцев принимают *Si = 50;

♦ высоты втулки приварного встык фланца Ав > 3(5, - S q). Ртах = 2 ,5

2.5 2,3

Ртах

2,1

Рп iax

=

2

>

&

,s

Г 2,2

&/ У f

Л *

У

Рта> = 2 ,2

■ г -Х > -С

? / 7 /> " / Л - -------

1,9

/>1

/ц

1.7

и / v /

1.5 20

40

60

80

100 D/S0

Р и с . 1.4. Графики для определения коэффициента р

Кроме того, определяют: ♦ эквивалентную толщину втулки фланца “^эк — So 1 +

Ав + 0 ,2 5 ( p + l) ^

(1.41)

для плоского приварного фланца S3K= 50; ♦ диаметр болтовой окружности 2)б, м: а) для приварных встык фланцев Z>6 > D + 2 ( S l + d6 + 0,006); б) для приварных плоских фланцев

D6 > D + 2 ( 2 S 0+ d 6 +0,006); ♦ наружный диаметр фланца

(1.42) (1.43)

D$ >D6 +a, (1.44) где а —величина, зависящая от типа и размера гайки, м (табл. 1.2); d5—диаметр болта, м; размер принимают кратным 10 или 5 мм; ♦ наружный диаметр прокладки Ат = А) - еь где значение е1 выбирается в зависимости от диаметра болтов и вида прокладки (табл. 1.2); ♦ средний диаметр прокладки

(1.45)

Dcn = Dn - b n, Ьп —ширина прокладки; ♦ эффективную ширину прокладки ЬЕ, м: а) для плоских прокладок: ЬЕ - 0,5Ьп при Ьп < 15 мм, ЬЕ =0,6-^[Ь^ при Ьп >15 мм;

б) для прокладок восьмиугольного и овального сечений: />£ = 0,1256п ; ♦ ориентировочное число болтов (шпилек) Z6= ^ ,

(1.46)

‘б

где %—шаг болтов, м. Окончательное число болтов определяется как ближайшее большее кратное четырем; ♦ ориентировочную толщину фланца (1.47)

И =ХЩ ^, где значение X принимается по рис. 1.5.

Т а б л и ц а 1.2. Значения а и в! в зависимости от типа гайки и диаметра отверстий под болт д, мм

е15мм

d , мм

Шести­ гранная гайка

Шестигранная гайка с уменьшенным разме­ ром «под ключ»

Плоская прокладка

23 25 27 30 33 40 46 52 58 60 66 70

40 42 47 52 58 70 80 92 97 110 115 120

36 40 42 47 52 63 69 80 86

30 32 34 37 41 48 55 61 65

-

-

—

—

-

-

Прокладка овального сечения 53 55 57 60 64 71 78 84 88 195 240 240

X 0,5

0,4

0,3

0,26 0

1

2

3

4

5

6 Л МПа

Р и с . 1.5. График для определения коэффициента X: 1 —для плоских приварных фланцев; 2 —для приварных встык фланцев

Расчет фланцевого соединения, работающего под действием внутреннего давления, проводят следующим образом. Определяют: нагрузку, действующую на фланцевое соединение от внутреннего избыточного давления, <2= 0,785Яс2п Р;

(1.48)

реакцию прокладки в рабочих условиях

Rn =2nDcn bE тР, (1.49) где т — коэффициент, зависящий от конструкции и материала прокладки (табл. 1.3); болтовую нагрузку в условиях монтажа (до подачи внутреннего давления): а) при Р< 0,6 МПа Р61=тах{<х0 + Яп; пDcnbEq\ 0,4[a]g°Z6/ 6 } ,

(1.50)

где а — коэффициент жесткости фланцевого соединения, нахо­ дится по формуле (19.27) из [1.6]; —расчетное значение удельно­ го давления на прокладку (табл. 1.3), МПа; —число болтов;^ — расчетная площадь поперечного сечения болта (шпильки) по внутреннему диаметру резьбы;

б) при Р> 0,6 МПа Р61 — максимальное значение по формуле (1.50) (без учета третьего члена); Т а б л и ц а 1.3. Расчетные параметры прокладок (О С Т 26-373—78) Конструк­ ция про­ кладки Плоская не­ металличе­ ская

Плоская металличе­ ская

Плоская составная

Овального или восьми­ угольного сечения ме­ таллическая

Материал прокладки Резина по ГОСТ 7338—77 с твер­ достью по прибору ТШ Р, МПа: в диапазоне 0,76—1,2 более 1,2 Картон асбестовый по ГОСТ 2850-75 толщиной 3 мм Паронит* по ГОСТ 481—71 толщи­ ной не менее 1 мм Фторопласт-4 по ГОСТ 10007—72 толщиной 1-3 мм

m

q , М Па

М, М Па

0,5 1,0

2,0 4,0

18 20

2,5

20

130

2,5

20

130

2,5 .

10

40

4,0 4,75 5,5

60 90 125

5,5 6,5

125 180

Асбест по ГОСТ 2850-75 Оболочка толщиной 0,2—0,3 мм: алюминиевая медная латунная из стали 05кп из стали 12Х18Н10Т

3,25 3,5 3,5 3,75 3,75

38 46 46 53 63

Сталь 05кп; 08X13 Сталь 08Х18Н10Т

5,5 6,5

125 180

Алюминий АД по ГОСТ 21631—76 Латунь Л63 по ГОСТ 2208-75 Сталь 05кп по ГОСТ 1050-74 Сталь по ГОСТ 5632-72: 08X13 08Х18Н10Т

-

—

* Для сред с высокой проникающей способностью (водород, гелий, легкие нефте­ продукты, сжиженные газы и т.п.).

♦ болтовую нагрузку в рабочих условиях (1-51)

приведенные изгибающие моменты в диаметральном сечении фланца (1.52)

M o l =0,5P6l(D6 - D cn); г i20

М о1 =0,5[P62(Z>6 - D m ) + Q(Dcn - D - S 3K)][- p - .

(1.53)

L°J За расчетное значение М0 принимают большее из значений Мш и М02. условие прочности болтов (1.54) ^б/б ^б /б где [a]g°, [a]g —допускаемые напряжения материала болта соот­ ветственно при 20 °С и рабочей температуре, МПа; условие прочности прокладки (только для неметаллических про­ кладок) - Т Г Г - к ]•

<155)

где [q\ находится по табл. 1.3. В случае неудовлетворения условия (1.55) следует увеличить ширину прокладки.

Расчет на прочность приварных плоских фланцев и приварных встык фланцев проводят следующим образом. Определяют: максимальное напряжение в сечении Sx фланца а, =■

Ш °ю D*(Sl -C )

(1.56)

meB* = DnpiiD>20S;D* = D+SoupuD<20SiH\\i3> 1;/)* = 1)+5'1при D < 205, и v|/3= 1(параметр \ |/3определяется по рис. 1.6 х = i-i

мерные параметры.

A'2(l+8,551gA')-l

— безраз-

h Аь Здесь j = -- ; \ )/1 = \2&\gK\ К = —^~ — для плоских приварных и S 3K

D

приварных встык фланцев (см. рис. 1.2);

Р и с . 1.6. Гра­ фик для опреде­ ления коэффи­ циента \ )/з 1,0

1,2

1,5

2,0

2,5

♦ максимальное напряжение в сечении S0 o0 =V3®i;

(1-57)

♦ окружное напряжение в кольце фланца от действия М0, МПа, A f o [l-(o(l-l-0,9A,)] у 2

(1.58)

Dh2 K+i - безразмерный параметр; К -1 ♦ напряжение во втулке фланца от внутреннего давления: PD тангенциальное ах = 2( S 0 - C ) ’ где v|/2= -

PD

меридиональное а„ =

(1.59)

(1.60)

4 ( J 0- С ) ’

♦ условие прочности фланца: а) в сечении Sx

д/ст^+ ст^+ стjCTK <[а,] ; б) в сечении S0

(1.61)

(1.62) Если не соблюдается любое из условий (1.61) или (1.62), следует увеличить толщину фланца И. В случае необходимости учета темпе­ ратурных деформаций при расчете можно воспользоваться резуль­ татами [1.6]. Численные расчеты фланцевых соединений приведены в при­ мере 3.2.

1.4. Расчет укреплений отверстий Необходимые отверстия для штуцеров и люков в стенках корпуса, крышки, днища сварного аппарата ослабляют стенки, поэтому большинство из них укрепляют. На рис. 1.7 показаны типовые конструкции укреплений отвер­ стий в стенках сварных аппаратов. Наиболее рациональным и по­ этому предпочтительным является укрепление патрубком штуце­ ра (рис. 1.7, типы а и б). Изложенная ниже методика укрепления одиночных отверстий в стенках аппаратов из пластичных материалов, работающих при статических нагрузках, применяется при следующих условиях: для круглых отверстий в стенках цилиндрических обечаек и сфе­ рических и эллиптических днищ — <0,6; — <0,05; Db ~ ” DB - ’ для круглых отверстий в стенках конических обечаек и днищ

где а —половина угла при вершине конуса; остальные параметры на рис. 1.7; для овальных отверстий

где d\, d'2 —длины меньшей и большей осей овального отверстия. При расчете укрепления овальных отверстий используют пара­ метр d —длину большей оси овального отверстия, т.е. d = d'2. Отверстие считается одиночным, если ближайшее к нему от­ верстие не оказывает на него влияние, что возможно, когда рас­ стояние между центральными осями соответствующих штуцеров удовлетворяет условию

Лд > 0 , 7 ( 4 +
ь

г|

щ М

to

■s и

э! ?Х И£27 27272 ^u s m \ <

«5? -

Р и с . 1.7. Расчетные схемы для различных конструкций укрепления отверстий в стенках аппаратов, работающих при статических нагрузках: а — укрепление односторонним штуцером; б — двусторонним штуцером; в — одно­ сторонним штуцером и накладкой; г — двусторонним штуцером и двумя накладка­ ми; д - отбортовкой и штуцером; е — бобышкой

Если расстояние А между двумя смежными отверстиями будет меньше АД, то расчет укреплений можно производить так же, как для одиночного отверстия с условным диаметром

dy =Л+0,5(
(1.64)

Наибольший допустимый диаметр da, м, одиночного отвер­ стия в стенке, не требующего дополнительного укрепления, опре­ деляется по формуле

d*=2I ^ " Н ^ м _с| ’

(1.65)

где S' —номинальная расчетная толщина стенки корпуса аппарата без конструктивной прибавки и при <рш= 1, м; <р —коэффициент прочности сварного шва. Если диаметр отверстия d < da, то укрепления отверстия (и со­ ответственно дальнейшего расчета) не требуется. Если d > da, то необходимо выбрать тип укрепления и для него выполнить изло­ женные ниже условия. В случае приварки штуцера или трубы к стенке аппарата по схемам а и б на рис. 1.7 (наиболее часто встречающийся случай при конструировании) укрепление отверстия этим штуцером яв­ ляется достаточным, если соблюдаются условия: при одностороннем штуцере (схема а)

( d - d a) S ' <2(ll + S - S l- C ! ) ( S ia - 5 'Ш- С );

( 1.66)

при двустороннем штуцере (схема б) (^ - ^ )5 '< 2 (/1+ 5 - 5 /- С )(5 ш - 5 'ш- С) + 2/2(5 ш -2С),(1.67) где — номинальная расчетная толщина стенки штуцера (без прибавок и при ф = 1), м. При несоблюдении условий (1.66), (1.67) в соединение необ­ ходимо вводить дополнительные укрепления в виде местного утолщения стенки штуцера, местного утолщения укрепляемой стенки или накладки. Толщину стенки штуцера, участвующей в укреплении, исходя из рациональной сварки, не рекомендуется увеличивать более чем до 2S. При укреплении отверстия штуцером и накладкой первона­ чальная толщина стенки не увеличивается, а толщину укрепля­ ющей накладки SHпринимают равной толщине стенки S. Укрепление в этом случае обеспечивается при условиях: для схемы в (рис. 1.7)

( d - d M) S ' < 2 ( l l + S - S ' - С) { S m - 5 'Ш-С) + +2(bH+ *5^ —S' ш — C } S H;

( 1.68)

для схемы г (
^оЛ0].

(1.71)

Ширина накладки Ьн (или бобышки) рассчитывается по фор­ муле

bH= p B( S - C ) .

(1.72)

Численныйрасчет укрепления отверстийприведен в примере 4.2.

1.5. Расчет трубных решеток Одним из основных элементов кожухотрубчатых теплообменников и греющих камер выпарных аппаратов являются трубные решетки, в которых закрепляются трубы. Наиболее ра­ ционально по плотности упаковки труб размещение их по верши­ нам равносторонних треугольников. Размещение по вершинам квадратов удобнее при необходимости чистки межгрубного про­ странства. Расчет толщины трубной решетки зависит от ее конструкции и конструктивной схемы аппарата. С точки зрения конструкции труб­ нойрешетки и ее расчета их можно разделить на два типа (рис. 1.8):

трубные решетки, приваренные к корпусу аппарата, используют­ ся в кожухотрубчатых теплообменниках жесткой конструкции с температурным компенсатором или расширителем на кожухе; трубные решетки, закрепленные фланцевым соединением, исполь­ зуются в теплообменниках с плавающей головкой и U-образными трубами.

Р и с . 1.8. Варианты крепления трубной решетки: а - сваркой; б - фланцевым соединением

При расчете трубной решетки применяется упрощенный ме­ тод расчета, а при необходимости —уточненный. Для расчета толщины трубной решетки определяют вспомога­ тельные величины: относительную характеристику беструбного края

т п= а/аи где а —внутренний радиус кожуха, мм; а{ —расстояние от оси ко­ жуха до наиболее удаленной трубы; коэффициенты влияния давления на трубную решетку Лм

.

id : . /Ч2 , Л,

.

i(aT i{dT - 2z Sz T Ty' 2

Ч2 где / — число труб; dr — наружный диаметр трубы; ST — толщина стенки трубы; коэффициент ослабления трубной решетки ФР =1где dg —диаметр отверстия в решетке; tp — шаг расположения от­ верстий в решетке;

♦ коэффициент жесткости перфорированной плиты у 0определяет­ ся по табл. 1.4 в зависимости от г|т; ♦ модуль упругости основания (системы труб) v

__ * Т ( л Т _

Л М)

Ау ------ ----- , где Д. —модуль продольной упругости материала труб, МПа; / — половина длины труб, мм; Т а б л и ц а 1.4. Зависимость коэффициента жесткости перфорированной плиты

ОТЛт Лт

0,45

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

Vo

0,15

0,20

0,25

0,30

0,37

0,44

0,51

0,59

0,68

♦ приведенное отношение жесткости труб к жесткости кожуха:

где Ек — модуль продольной упругости материала кожуха, МПа; SK—толщина стенки кожуха, мм; ♦ коэффициенты жесткости системы трубы—кожух: а) для теплообменников с неподвижными трубными решетка­ ми Ка = 1, Кр = 1; б) для теплообменников с компенсатором на кожухе

g

_^ I

E*SK g 1К*

_ ^ком8к ^ «ком^к

где Кк — коэффициент жесткости компенсатора; Еком — модуль продольной упругости материала компенсатора, МПа; 8К— тол­ щина стенки компенсатора, мм; Ак есть функция от рк = — и на-

D, ходится по табл. 1.5;DK,dK—соответственно наружный и внутрен­ ний диаметры компенсатора, мм; в) для теплообменников с расширителем на кожухе коэффи­ циенты Кд и Ар можно найти в ОСТ 26.1185—81; ♦ приведенные давления

^ 0= К ('к - О - «Т (<г - 10)]Kyl + foT-1+ mcp + mn (mn + 0,5 p ЛГД)]x foM

XPT

^cp

^»3p ^ ”р)3^м >

0,5/(tfT- 5 T) 2 где m cp = --- -— ----—; а к, щ — коэффициенты линеиного рас-

а\ ширения материалов соответственно кожуха и труб, 1/ °С; /к, /0 « 20 °С — соответственно средняя температура стенки кожуха, стенок труб и температура сборки аппарата, °С; Рт\ Рм—расчетные давления соответственно в трубном пространстве и межтрубном, 18 IXVS D МПа; р = ^ — 4—-—-; S„ — толщина трубной решетки, мм; Е„ —

Sp модуль упругости материала трубной решетки, МПа. Т а б л и ц а 1.5. Зависимость Ак от рк Рк

0,51

0,52

0,53

0,54

0,55

0,56

0,57

0,58

А

23,4

26,0

29,0

32,3

65,9

40,1

44,8

50,0

Рк

0,59

0,60

0,61

0,62

0,63

0,64

0,65

0,66

А

56,0

62,7

70,3

78,9

88,8

100

113

128

Рк

0,67

0,68

0,69

0,70

0,71

0,72

0,73

0,74

А

145

164

187

214

245

281

324

375

Рк

0,75

0,76

0,77

0,78

0,79

0,80

0,81

0,82

А

436

509

597

704

834

996

1197

1451

Упрощенный расчет выполняют для аппаратов, предназначен­ ных для работы под давлением до 3,4 МПа и при перепаде темпеа —а,

ратур труб и кожуха не более 40 °С, а также при--- - < 3. Толщина трубной решетки

= (-пЛм)+ с ’

(1'73)

гдеfi =ЛА', В ) —вспомогательная функция (рис. 1.9); С —конст­ руктивная прибавка, мм; А'=

[с]р — допуска[СТ]р<Рр

емое напряжение для материала решетки в условиях малоциклового нагружения, МПа; срр =1- у - — коэффициент ослабления

Л

£ ' = 2000 -

О

0,04

0,06

0,12

0,16

А'

0,2

1750^

0,6

1,0

<^1500 CV1250 \ х 1000 \ Л 750 4 х 500 250 1 1 1,4 1,8 А

б

а Р и с . 1.9. Зависимость/j от А и В'\ а - В' = 50-250; б -В ' = 250-2000

Для аппаратов, у которых трубная решетка закрепляется флан­ цевым соединением (аппараты с U-образными трубами, плаваю­ щей головкой и компенсатором на плавающей головке), расчет толщины трубной решетки, мм, ведется по формуле S

Р

= £sL

4Д Jcp„[a]

•+ с,

(1.74)

где Dcn —среднийдиаметр прокладки, мм; Р= шах {Рм;РТ ,РТ - Р МУ, [а] —допускаемое напряжение для материала решетки, МПа. Расчетная толщина трубной решетки должна обеспечивать воз­ можность крепления труб в решетке и во всех случаях отвечать ус­ ловию >0,52),

Р -Р

■+с,

(1.75)

К где De — максимальный диаметр окружности, вписанный в пло­ щадь решетки, не занятой трубами, мм (рис. 1.10).

Р и с . 1.10. Схема опреде­ ления диаметра окружно­ сти, вписанной в беструбную зону

Толщина решетки, выполненной за одно целое с фланцем, должна быть не менее толщины кольца ответного фланца. Для аппаратов, многоходовых по трубному пространству, тол­ щина трубной решетки в сечении канавки для перегородки в рас­ пределительной камере определяется как (1.76) где tn — шаг расположения отверстий в зоне паза (канавки), мм; Ьп —ширина паза под прокладку, мм. В случае, если конструкция не отвечает требованиям, изложенным в начале упрощенного расчета, проводят уточнен­ ный расчет. Условие прочности крепления трубы в решетке имеет вид (1.77) где (1.78) осевое усилие в трубе, Н ;^ = 0,4 для аппаратов с неподвижными трубными решетками; / —число труб; [TV]^ —допускаемые нагруз­ ки на соединение трубы с решеткой, причем для случая развальцовки

[П р =**'-[«].

(1.79)

/в—глубина развальцовки труб, мм; [q] = 14,7 МПа для гладкозавальцованныхтруб; [q\ = 29,4 МПадля труб, завальцованных в па­ зы; [д] = 39,2 МПа для труб, завальцованных с отбортовкой; ♦ для случая приварки и приварки с подвальцовкой [Л]тр=1«/т5фсПШ|{[о]т;[о]р} , Фс

(1.80)

=m in ^0,5; (0,95-0,2 lgiV)}-; [ст]т ,[о] — допускаемые напряже­

ния для материала соответственно трубы и решетки, МПа; 8 —вы­ сота сварного шва в месте приварки трубы к решетке, мм; ♦ для случая развальцовки с обваркой [ ^ ] 1р := ^ / в Ы + 1,9^т 8 ф с 1Ш п{[а]т ; [ а ] р} .

(1.81)

Численный расчет трубной решетки приведен в примере 3.2.

1.6. Проверка необходимости установки температурных компенсаторов Кроме напряжений, возникающих под действием сил давления и различных внешних нагрузок, в аппаратах, осо­ бенно теплообменниках, могут возникнуть дополнительные, тем­ пературные напряжения, напряжения, обусловленные неоди­ наковыми температурными удлинениями жестко соединенных деталей. Если суммарные напряжения больше допустимых, в ап­ паратах следует установить компенсаторы. Как показала теория и практика, в теплообменных аппаратах жесткой конструкции установка температурных компенсаторов не обязательна, если разность средних температур теплоносите­ лей не превышает 30 °С. В остальных случаях следует проверить необходимость установки компенсаторов. Компенсаторы приваривают к кожуху теплообменного аппа­ рата и трубопроводам с предварительным растяжением или сжа­ тием (в зависимости от условий работы) для увеличения в 2 раза его компенсирующей способности. Большое распространение получили линзовые компенсаторы. Такие компенсаторы, приме­ няемые в теплообменниках типа К и «труба в трубе», стандартизо­ ваны для давления Ру > 2,5 М Па и температуры от —70 до 700 °С.

Для определения необходимости установки компенсаторов используют формулы: для труб ^тп 41

n(dT - S T) S , ■^Нтр»

( 1.82)

где [ст]тр — допускаемое напряжение для материала труб, МПа; значение NT находится по (1.78); для кожуха (1.83)

°к = у 1 <[ст]к ; где

QK = 0,5 а

, Н /м м ;

(1.84)

1+Р^д

Кя = 1 — для аппаратов с неподвижными трубными решетками; [о]к —допускаемое напряжение для материала кожуха, МПа. В случае невыполнения (1.82), (1.83) установка температурно­ го компенсатора обязательна.

1.7. Расчет опор аппаратов Установка аппаратов на фундамент осуществля­ ется преимущественно с помощью опор. Непосредственно на фундаменты устанавливаются лишь аппараты с плоским днищем, предназначенные главным образом для работы под налив. В зависимости от рабочего положения аппарата различают опоры для вертикальных аппаратов и опоры для горизонтальных аппаратов. При установке вертикальных аппаратов на открытой площад­ ке, когда отношение высоты опоры к диаметру аппарата H/D > 5, рекомендуется применять цилиндрические или конические опо­ ры (рис. 1.11 ,а,б) высотой Н' не менее 600 мм. Для аппаратов с эл­ липтическими днищами, устанавливаемых на фундамент внутри помещения, а также при H/D< 5 рекомендуется применять опоры,

изображенные на рис. 1.11, в. При подвеске аппаратов между пере­ крытиями или при установке их на специальные опорные конст­ рукции применяют лапы (рис. 1.11, г). Опоры для горизонтальных цилиндрических аппаратов могут быть съемными (рис. 1.11, д, сле­ ва) или жестко соединенными с аппаратом (рис. 1.11, <3, справа).

б

<У]||ЛУЛ 7

в Р и с . 1.11. Типы опор аппаратов:

а - цилиндрическая опора; б —коническая опора; в —стойки; г - лапы; д —седловая опора

Число седловых опор (рис. 1.11, д) должно быть не менее 2. При этом одна опора должна быть неподвижной, остальные — подвижными. Расстояние между неподвижной опорой и подвиж­ ной выбирается так, чтобы температурные удлинения аппарата между смежными опорами не превышали 35 мм. При расчете лап определяют размеры ребер. Отношение выле­ та ребра к его высоте l/h (рис. 1.11, г) рекомендуется принимать равным 0,5. Толщину ребра определяют по формуле

8=

2,24Gtt

+с,

(1.85)

КпЩ а]

где Gmax— максимальный вес аппарата, МН (обычно бывает при гидроиспытаниях); п — число лап; Z — число ребер в одной лапе (одно или два); I —вылет опоры, м; [с] —допускаемое напряжение на сжатие (можно принимать равным 100 МПа); коэффициент К вначале принимают равным 0,6, а затем уточняют по графику на рис. 1.12.

Толщину опорной части принимают не менее толщины ребра 8. Прочность сварных щвов должно отвечать условию <0,7 Ь шhm [т]

( 1.86)

где Ьш—общая длина сварных швов, м; hm—катет сварного шва, м (обычно Лш= 0,008 м); [т]ш—допускаемое напряжение материала шва на срез, МПа ([т]ш« 80 МПа). Расчет седловых опор (рис. 1.11, Э) сводится в основном к выбо­ ру числа опор и проверке необходимости установки (приварки) накладки к аппарату под опорную поверхность опоры. В химиче­ ской промышленности обычно устанавливают 2—3 опоры. Рас­ смотрим расчет аппаратов с двумя седловыми опорами: реакция опоры для аппарата, установленного на двух опорах, Q = 0,5 G, где G —вес аппарата в рабочем состоянии, МН; изгибающий момент в середине аппарата

M l = Q ( f lL - a ) ; изгибающий момент в сечении под опорой

(1.87)

Ml

/г

1 а Г\ с г D г 1— г + 0>5/2 ---/ 2

L

а

( 1. 88)

гдеf \ J i — коэффициенты, принимаемые по рис. 1.13, 1.14 в зави­ симости от параметров L/D и H JD \ остальные параметры показа­ ны на рис. 1.15;

Р и с . 1.13. График для определения коэффициента

Рис. 1.14. График для определения коэффициента^

♦ изгибающий момент в сечении над приварной седловой опорой в случае ее скольжения по опорной плите

M!l = M 2+0,0SQ(hl + h 2), (1.89) где hu h2 — наибольшая и наименьшая высоты ребер опоры. Прочность стенки аппарата от совместного действия внутренне­ го давления Р и изгиба от реакции опор проверяется вдвух сечениях: посередине пролета

М, PD < ф [<*]; + 1,275 1 4( S - C ) D2( S - C )

ст, =

(1.90)

над опорой сг9 =

PD 4 (S -С)

-1,275

K sD \ S - C )

< ф[о]

(1.91)

где Kf, =Д8) —коэффициент для обечаек, не укрепленных кольцами жесткости в опорном сечении, определяемый по рис. 1.16 в зависи­ мости от угла обхвата аппарата седловой опорой 5; при установке в обечайки колец жесткости в опорном сечении аппарата = 1; S — толщина стенки аппарата, м; С —конструктивная прибавка, м; [а] допускаемое напряжение для материала корпуса аппарата, МПа.

ШУ

Рис. 1.15. Расчетные нагрузки в горизонтальных аппаратах, установленных на двух седловых опорах

В случае невыполнения условия (1.90) или (1.91) необходима соответственно установка трех опор или установка (приварка) на­ кладки к аппарату под опорную поверхность опоры. Толщина на­ кладки обычно принимается равной толщине стенки корпуса ап­ парата. При наличии колец жесткости на корпусе аппарата и чис­ ле опор больше 2 расчет ведется по формулам, приведенным в [1.6].

Р и с . 1.16. График для опреде­ ления коэффициента К5

Расчет цилиндрических и конических опорных обечаек для аппара­ тов, устанавливаемых вне помещения, ведут с учетом совместного действия осевой нагрузки (силы тяжести аппарата, его среды и опирающихся на него внешних устройств —трубопроводов, пло­ щадок, лестниц, изоляции и др.), изгибающих моментов от ветро­ вых и эксцентрических нагрузок, а также с учетом сейсмического воздействия для районов с сейсмичностью более 7 баллов (по 12-балльной шкале). Расчетам на ветровую нагрузку подлежат все колонные аппараты, устанавливаемые на открытой площадке, ес-

ли их высота Н> 10 м и #>l,5Z>min, атакже Н< 10 м, но Н> Dmin, где Z)mjn —наименьший из наружных диаметров аппарата. При расчете изгибающих моментов от ветровых нагрузок ис­ пользуют расчетную схему аппарата в виде консольного упругого защемленного стержня (рис. 1.17). Аппарат по высоте разбивают на 5 участков и во всех случаях высота участка hz < Юм. Вес каж­ дого участка <7, принимают сосредоточенным в середине участка. Ветровую нагрузку заменяют сосредоточенными силами Рь дей­ ствующими в горизонтальном направлении и приложенными в серединах участков. Сейсмические силы прикладываются также горизонтально в серединах участков. Расчет опор выполняют в следующей последовательности. 1. Определение периода собственных колебаний аппарата: период Т, с, основного тона собственных колебаний аппарата по­ стоянного сечения с приблизительно равномерно распределен­ ной по высоте массой без учета особенностей грунта

Г = 1,8#

G Н_ g EJ

(1.92)

где J — момент инерции верхней части основного металлического сечения аппарата относительно центральной оси, м4; Е —модуль продольной упругости материала корпуса аппарата, Н/м2; G— об­ щий вес аппарата, Н; g —ускорение силы тяжести, м/с2; период основного тона собственных колебаний аппарата пере­ менного сечения (по диаметру и толщине стенки корпуса)

Т = 2%Н

g U=l

н 2EJ,

v+

1

CpJ j

(1.93)

где J\ — момент инерции площади поперечного сечения первого (верхнего) участка переменного сечения, м4; д, — относительное перемещение центров тяжести участков, 1/(Н м), равное а

=v

Н Р/ + H C FJ , 2E J 1, р

(1.94)

где р, —коэффициент, определяемый по рис. 1.18; х, —расстояние от поверхности земли до центра тяжести рассматриваемого участ­ ка (см. рис. 1.17); CF - коэффициент неравномерности сжатия

грунта, Н/м3(выбирается по табл. 1.6); JF—минимальный момент инерции площади подошвы фундамента, м4.

, „Р«

му^ U

Р и с . 1.18. График для определения коэффициента пульсации скоростно­ го напора ветра р,-

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0'

Т а б л и ц а 1.6. Коэффициент неравномерности сжатия грунта Грунт

№ п/п

Сл М Н /м 3

1

Слабый (материал и шлам в пластичном состоянии, пылевой песок в состоянии средней плотности)

2

Средней плотности (материал и шлам на границе тече­ ния и песок средней плотности)

60-100

3

Плотный (твердый глинистый шлам, гравий и гравий­ ный песок, плотный лёсс)

100-200

4

Скальный

60

200

Коэффициент v, входящий в (1.93) и (1.94), определяют по следующей формуле:

Н 1 ( А + \ ) + Н 32 ц + 2 - ± - Н хН 2Н 3

(1.95)

Н~ где Нь # 2, #з, /ь —высоты и моменты инерции площади попе­ речного сечения частей аппарата (рис. 1.19, а); А, Я,, ц —коэффи­ циенты, определяемые по рис. 1.19, б—г. Для аппаратов с двумя переменными жесткостями /, и / 2 в формуле (1.95) следует принимать Я 3= 0; то же при определении коэффициентов Д, X, ц по рис. 1.19.

0,2 0,6

б

1,0

1,4 /2//3

г

Р и с . 1.19. Пояснение к (1.95) и графики для определения коэффициентов А, X, ц

2. Определение изгибающего момента от ветровой нагрузки: ♦ изгибающий момент от ветровой нагрузки в расчетном сечении аппарата на высоте х0 от поверхности земли л/в = £ ) Л ( * / - * 0);

а-96)

i=i

♦ общий изгибающий момент от ветровой нагрузки для аппаратов, оборудованных площадками обслуживания, п

т

M B0= Y /Pi (xi - x 0) + ^ 2 M Bn, (1.97) 1=1 1=1 где п —число участков аппарата над расчетным сечением; т —чис­ ло площадок над расчетным сечением; Р, —сила, действующая на /-й участок аппарата от ветрового напора для цилиндрического корпуса, Н, определяется как Р,.=0,6ру9,.Д,Д., (1.98) (для аппаратов коробчатой формы вместо коэффициента 0,6 при­ нимается коэффициент 1,4); Р; = 1 + ttije —коэффициент увеличе­

ния скоростного напора, вызванного динамическим воздействи­ ем на аппарат возможных порывов ветра, колебаний аппарата и явления резонанса; е —коэффициент динамичности, определяе­ мый по графику (рис. 1.20); DHi — наружный диаметр аппарата на /-мучастке с учетом теплоизоляции (при ее наличии), м; /г, —высо­ та i-то участка, м; qt—нормативный скоростной напор ветра, Н/м2; Мвп — изгибающий момент от действия ветрового напора на об­ служивающую площадку, Н м:

м вп =1,4q0Bj(x, - х 0) (1+0,75S,x,mj)^2Fi , (1.99) где q0 — нормативный скоростной напор ветра на высоте 10 м, Н/м2; 0j = (ОДху) 0,32 — коэффициент, учитывающий изменение скоростного напора ветра по высоте аппарата; ntj —коэффициент пульсации, определяемый по графику (рис. 1.21); х, —коэффици­ ент, определяемый по рис. 1.22; HZ’ —сумма площадей проекций профилей /-йплощадки на вертикальную плоскость, м2. Изгибающий момент при отсутствии данных о форме площад­ ки для обслуживания аппарата определяют по формуле

М вп =О,85<7о0у(х; - * 0) ( l + 0 , 7 5 , (М00) где F/ —площадь проекции участка аппарата в месте расположения площадки, включая последнюю, на вертикальную плоскость, м2.

Р и с . 1.20. Зависимость коэффициента динамичности е от Т

Расчету на сейсмические воздействия подлежат все вертикаль­ ные аппараты, устанавливаемые в районах с сейсмичностью не менее 7 баллов (по 12-балльной шкале) независимо от того, где они находятся: в помещении или на открытой площадке. При расчете на сейсмичность аппарат разбивают на zучастков: ♦ расчетную сейсмическую силу в середине /-го участка для первой формы колебаний аппарата определяют по формуле

Qi = K s $ G l a i J 2 Giai J 2 Gia? [i =1 ) l/=l

( 1.101)

где Ks — сейсмический коэффициент, причем = 0,1 при расчет­ ной сейсмичности 7 баллов, Ks = 0,2 при 8 баллах, Ks = 0,4 при 9 баллах; а, —коэффициент, определяемый по формуле (1.94); р — коэффициент динамичности сейсмической нагрузки (рис. 1.23), но во всех случаях р принимают не менее 0,8 и не более 2,5;

Р и с. 1.21. Зависимость коэффициента пульсации скоростного напора ветра т,-от

р и с. 1.22. График для определения коэффициента %, 0,25 М„

Р 3 2

1 0

т, С

0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 Р и с . 1.23. График для определения коэффициента динамичности сейсмической нагрузки р

♦ максимальный изгибающий мо­ мент от сейсмических воздейст­ вий (рис. 1.24) в нижнем сече­ нии аппарата при учете только первой формы колебаний Мс

Z

У Q jX j ;

:1

(1 .1 0 2 )

Р и с. 1.24. Эпюра для определения иптт^лтлтттлг'гчмомента М Д/'? изгибающего

♦ расчетный изгибающий момент от сейсмической нагрузки в том же сечении опоры аппарата с учетом влияния высших форм коле­ баний (при Т> 0,6 с)

M's max = 1>25 M s тах; (1.103) ♦ расчетный изгибающий момент М 'в сечении аппарата на рас­ стоянии Xj от поверхности земли с учетом влияния высших форм колебаний определяется в зависимости от Ms max по эпюре изги­ бающих моментов (см. рис. 1.24); ♦ расчетный изгибающий момент Мр цилиндрических (конических) опор аппаратов с учетом сейсмической нагрузки принимается: для рабочих условий большее из двух значений М р = М GX + М в или М р = M G[ + M s ; (1.104) для условий монтажа, т.е. при минимальном весе аппарата, боль­ шее из двух значений M p = M G3 + M B или M p = M G3 + M s ; (1.105) для условий гидроиспытания аппарата сейсмическая нагрузка не учитывается, так как считается маловероятным проведение гид­ роиспытаний при землетрясении. Здесь MGU M g$ — максимальный изгибающий момент от дей­ ствия эксцентрических весовых нагрузок, в том числе от присое­ диненных трубопроводов, соответственно в рабочих условиях и условиях монтажа, Н м; Мв, М5—изгибающие моменты в рассмат­ риваемом сечении соответственно от ветровой и сейсмической нагрузок, Нм. 3. Расчет цилиндрических и конических опор для колонных ап­ паратов, подверженных ветровой или сейсмической нагрузке, ре­ комендуется производить в следующей последовательности. Сначала из конструктивных соображений выбирается толщи­ на цилиндрической (или конической) стенки опоры, которую ре­ комендуется принимать равной или несколько меньшей толщины стенки корпуса аппарата, но не менее 6—8 мм. Стенку цилиндри­ ческой опоры S' принятой толщины проверяют на прочность и устойчивость. Толщина стенки конической опоры приближенно проверяется для меньшего диаметра конуса по тем же формулам. Проверке подлежат также напряжения в сварном шве, которым крепится опора к корпусу аппарата. Максимальное напряжение в шве от сжатия и изгиба не должно превышать допускаемого. По-

еле определения размеров опоры производится расчет устойчи­ вости аппарата к опрокидыванию с целью выявления необходи­ мости установки фундаментных болтов и их размеров. Итак, задавшись толщиной стенки опорной обечайки S', про­ веряем ее на прочность от напряжений сжатия и изгиба. Напряжение с учетом наличия в стенке отверстия диаметром d

где с с, сти —соответственно напряжение на сжатие и напряжение от изгиба, Н/м2; [а] — допускаемое напряжение для материала опорной обечайки при расчетной температуре по ГОСТ 14249—89, Н/м2; Ск — конструктивная прибавка к толщине с учетом корро­ зии, м. Условие устойчивости цилиндрической опоры проверяем по формуле

где [ст]с, [ст]и —допускаемое напряжение материала стенки опоры соответственно на сжатие и изгиб, Н/м2. Расчет элементов опорного узла, включающего опорные коль­ ца, ребра жесткости, анкерные болты, производится по формулам, вид которых зависит от выбора типа опорного узла. На рис. 1.25 представлены наиболее распространенные типы опорных узлов. Рассчитываются размеры нижнего опорного кольца (в при­ ближении): внутренний диаметр, м,

D2 = D - 0,06; наружный диаметр, м,

(1.108)

Dy = D +2S' + 0,2; диаметр болтовой окружности D6, м,

(1.109)

D6 = D + 2S' + 0,12при d6 < 30 мм;

( 1. 110)

D6 — D + 2S' + 4d6 при db > 30 мм, (1-111) где d6 —диаметр фундаментных болтов; D —внутренний диаметр опорной обечайки, м.

COI

Р и с . 1.25. Конструкции опорных узлов для цилиндрических вертикальных аппаратов

♦ опорная площадь, м2, f = |(D ,2 - D l ) ;

( 1. 112)

♦ момент сопротивления опорной площади кольца, м3,

w=

■ >4

32

г>4

(1.113)

Д

Площадь поверхности нижнего опорного кольца проверяется на условие (У.......

М ипni3Y

где <7тах —максимальный вес аппарата при заполнении его водой (при гидроиспытании), Н; Мво тах —расчетный ветровой момент, соответствующий максимальной силе тяжести, Н м; qa — до­ пускаемые удельные нагрузки на опорной поверхности, Н/м2 (табл. 1.7). Т а б л и ц а 1.7. Рекомендуемые значения допускаемой удельной нагрузки qa на опорной поверхности* Вид опорной поверхности

Деревянный настил

Сосна, ель

Вдоль воло­ кон Поперек во­ локон

Дуб

Береза, бук

Вдоль воло­ кон Поперек во­ локон Вдоль воло­ кон Поперек во­ локон

#д, не более, М Н /м 2

32 4,5

42 5,8

35

Вид опорной поверхности

<7Д, не более, М Н /м 2

Кирпичная кладка: Марка 200 Марка 100

4,4 3,0

Бетон: Марка 300 Марка 200 Марка 100

23 14 8

Сталь, чугун

200

5,0

* При запасах прочности: пв « 4 (для дерева) и пв « 5 (для кирпича и бетона).

Если условие (1.114) не обеспечивается, то внутренний диа­ метр опорного кольца следует уменьшить с целью увеличения F. Расчетная толщина опорного кольца S\ для опорного узла типа а (рис. 1.25) определяется приближенно из условия прочности его на изгиб от реакции опоры по формуле ■S, = 1 , 7 3 / ^ ^ ,

(1.115)

где I — расстояние от выступающей части кольца до внутреннего диаметра цилиндрической (или конической) опоры, м; [ст] —до­ пускаемое напряжение на изгиб для материала кольца, Н/м2. Не­ зависимо от расчета S ' должно быть не менее 12 мм.

Для опорных узлов типа б (рис. 1.25) определяют: ♦ толщину нижнего опорного кольца Si

\т Дк S, >max Xl*2l D6b Ja]

■+ C; 1,5S0

(1.116)

где xi —коэффициент по рис. 1.26; [c]^ —допускаемое напряжение для материала опорного узла при расчетной температуре по ГОСТ 14249—89; S0 —толщина стенки опорной обечайки;

Р и с . 1.26. График для определения коэффи­ циента xi

S2 >max Х2

(1.117)

-+ С; 1,5 S0

К

где %2 —коэффициент по рис. 1.27; Aq — площадь поперечного се­ чения анкерного болта по внутреннему диаметру резьбы; [а]б—до­ пускаемое напряжение для материала анкерных болтов ([с]б = = 140 МПа для ВСтЗ, [ст]б = 170 МПа для 16ГС, 09Г2С, 10Г2С). Прочность сварного шва, соединяющего корпус аппарата с опорной обечайкой, должна отвечать условию

М' Фш/ш

Фш^

Ф ш ^+ ^Х ^- С к )

4М'

+ (1.118)

+■ ^Н е’ Фmn ( D + S ) ( S - C K) где фш—коэффициент сварного шва; [а]с—допускаемое напряже­ ние для материала опорной обечайки при расчетной температу-

ре, Н/м2; М'во тах —ветровой изгибающий момент относительно сварного шва при максимальной силе тяжести аппарата, Н м.

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Р и с . 1.27. График для определения коэффициента %2: —диаметр окружности, вписанной в шестигранник гайки анкерного болта

d

Р и с. 1.28. Графикдля определения коэффициента хб: —осевое сжимающее усилие в условиях монтажа, Н

F3

При расчете на устойчивость аппарата к опрокидыванию ис­ пользуется минимальная сила тяжести аппарата как более небла­ гоприятное условие _

^m in

^ в о min

min = - J ---- (Ь П ?)

п

Если amin < 0, то это указывает на необходимость установки фундаментных болтов. При ст^п > 0 число и диаметр анкерных бол­ тов выбирается конструктивно. При < 0 расчетный внутренний диаметр резьбы анкерных болтов определяется по формуле м 3- 0 , 4 4 0 ^ 0 ' =Хб

(1.120)

где Хб —коэффициент по рис. 1.28; Мг —ветровой изгибающий мо­ мент для условий монтажа; z —число анкерных болтов. Толщину ребра *У4 определяют по формуле

S 4 >шах

( 1. 121)

где ориентировочно = 2,0—для опорного узла типа а (рис. 1.25), Х4 = 1,0 для опорного узла типа б, в, г (рис. 1.25). Численные расчеты опор представлены в примерах 4.1, 4.2.

1.8. Расчет аппаратов с рубашками Рубашка в технологических аппаратах предназна­ чена для наружного нагревания и охлаждения обрабатываемых или хранящихся в аппарате продуктов. По конструкции рубашки быва­ ют неразъемные (приварные к корпусу аппарата), более простые и надежные в работе, отъемные, которые применяются в тех случаях, когда по условиям эксплуатации требуется периодическая чистка корпуса, закрытого рубашкой, с обязательным его вскрытием.

Р и с . 1.29. Конструкции стандартных неразъемных рубашек для вертикальных стальных сварных аппаратов: а - с эллиптическим днищем; б - с коническим днищем; в —из полутруб; г —с вмятинами

На рис. 1.29 приведены конструкции стандартных неразъем­ ных рубашек для вертикальных стальных сварных аппаратов. Ру-

башки применяются: с эллиптическими и коническими днищами при Р< 0,6 МПа и t< 350 °С, при Р< 1,0—1,6 МПа и t< 300 °С; из полутруб при Р< 0,6 МПа и t < 350 °С, при Р< 1,0—6,4 МПа и t< 280 °С; с вмятинами при Р< 2,5—4 МПа и t< 250 °С. При наличии рубашек на корпусе в аппарате помимо напря­ жений от внутреннего давления возникают напряжения изгиба, что приводит к необходимости применения других формул при расчете толщины стенки корпуса аппарата.

Рубашки цилиндрические с эллиптическими и коническими дни­ щами. В этом случае расчет толщины стенок цилиндрических обе­ чаек корпуса аппарата и рубашки ведут по формулам (1.1) или (1.11), а толщины эллиптических и конических днищ — по (1.16), (1.24). Толщину стенки тороконического или конического соедини­ тельного элемента принимают равной толщине стенки обечайки рубашки, а высоту соединительного кольца —конструктивно. Угол конуса рекомендуется принимать а = 30 °С. Рубашки из полутруб требуют расчета: ♦ толщины стенки полутрубы

( 1. 122) где Pr —расчетное давление в рубашке, МПа; i?B—внутренний ра­ диус трубы, м; ф —коэффициент прочности сварного шва; [а] —до­ пускаемое напряжение материала труб, МПа; С — конструктивная прибавка, м; ♦ толщины стенки обечайки аппарата при внутреннем избыточном давлении в аппарате и рубашке с учетом напряжений изгиба (1.123) где Р —расчетное давление в аппарате, МПа; ♦ толщина стенки корпуса аппарата исходя из устойчивости

s

В + ^ В 2 + 4АС’ | с

где Л = ^

[ l+ ^ j (l+5 y j; fi = Рй(1+5у]; C'=0,03PRDu.

(1.124)

Здесь и,. —коэффициент запаса устойчивости к пределу текучести стх, принимается равным 1,6; и = 1,5 — коэффициент, учитываю­ щий некруглость трубы; / — наружный размер поперечного сече­ ния полутрубы в месте присоединения ее к корпусу аппарата, м, причем / = 82,8 мм для полутруб из труб dH— 89 мм; / = 56 мм для полутруб из труб dH— 57 мм. За толщину стенки корпуса аппарата принимается большее значение из определенных по (1.123) и (1.124). Рубашки с вмятинами требуют расчета: ♦ толщины стенки обечайки и днища аппарата 5 = 0,15 _ ^

ФМ

+ / ( 1 5 1 + С,

у5<р[ст]

(1.125)

где t —шаг между вмятинами, м; ♦ толщины стенок обечайки и днища рубашки

S l =0 ,7(S-C ) + Ci , (1.126) где Ci —конструктивная прибавка к толщине стенки рубашки, м. Численные расчеты рубашки приведены в примере 5.3.

1.9. Расчет валов на виброустойчивость и прочность Работа вала при критической угловой скорости вращения недопустима, так как при этом возрастает амплитуда вибрации и в итоге возможно разрушение вала. Вследствие неточ­ ности расчета и изготовления валов опасна также работа вала вблизи расчетной критической скорости. Таким образом, сущест­ вует область опасной работы вала по его вибрации. Рабочая угловая скорость вращения вала, работающего до первой критической скорости (жесткого вала), должна удовлетво­ рять условию сор < 0,7со,ф. В аппаратах с перемешивающими уст­ ройствами: сор < 0,7®^ для сред с цс < 0,3 П ас, рс < 1500 кг/м3;

(1.127)

<й р< 0,6(0^ для сред с цс > 0,3 Па с, рс > 1500 кг/м3.

(1.128)

Для вала с рабочей угловой скоростью вращения больше пер­ вой критической скорости (гибкого вала) условием виброустой­ чивости является 1 >3юкр1 ^

^ °Jo>Kp2 или ^З^крг ^ % £ 0,7(0^ и т.д., где сор — расчетная угловая скорость вращения вала, рад/с; со,ф, сокрI, (0^ 2, ®крз ~ критическая первая, вторая, третья угловые скоро­ сти вращения вала, рад/с; цс —динамическая вязкость перемеши­ ваемой среды; рс —плотность среды. При выполнении этих условий обеспечиваются прочность и жесткость вала. Критическая угловая скорость вращения невесомого вала с одним диском описывается зависимостью (1.129) где т —масса диска, кг; К — коэффициент жесткости вала, т.е. си­ ла, вызывающая единичный прогиб вала; 8 — коэффициент влия­ ния; g — ускорение свободного падения, м/с2; / — прогиб вала от веса диска, м. В (1.129) можно приближенно учесть влияние собственного веса вала, прибавив к массе диска т\ У3массы самого вала т2, т.е. считая, что невесомый вал нагружен массой от = т\ + '/3т2. Критическая угловая скорость вала сокр существенно зависит от характера опор. Различают в основном два вида опор валов: ♦ короткие опоры — опоры, не препятствующие повороту сечения вала при изгибе, — шарикоподшипники, короткие подшипники скольжения, подшипники с шаровой пятой; ♦ длинные опоры —опоры, в которых возникают опорные реакции в виде изгибающих моментов, препятствующих повороту сече­ ния вала, —подшипники скольжения, длина которых превыша­ ет два диаметра вала, игольчатые подшипники, подшипниковые узлы, состоящие из двух шариковых подшипников. Закрепление вала в подшипниках корпуса редуктора считается длинной опо­ рой. Некоторые опоры занимают промежуточное значение, напри­ мер когда один конец вала закреплен в короткой опоре, другой —в длинной.

Ща »

”

гЖг

f1 GlJ ' / a

fl

птЪт

rmъ

I

/

G\\

Р и с . 1.30. К расчету кри­ тической угловой скоро­ сти вращения вала с од­ ним диском

Для вала, закрепленного в коротких опорах (рис. 1.30, а), кри­ тическая угловая скорость вращения определяется как « 4 =■

ЗЕЛ

(1.130)

m ( l - a y2a 2 EJ

I

если a = ~, то ca™ ' 6,93 2 ** ml 3 где E — модуль упругости материала вала, МПа; / —экваториаль­ ный момент инерции сечения вала, м4; m — масса диска, кг. Для вала в длинных опорах (рис. 1.30, б)

ЗЕЛ3 ’ m (I-а) з„з *

(1.131)

I

EJ ml з ' Для вала в комбинированных опорах (рис. 1.30, в)

если а = ~, то сокр

2 сокр

12Е Л 3

(1.132)

та b (31—Ь)

EJ ml 3 Для консольного вала (рис. 1.30, г) 3EJ со.кр (1.133) mla2 При наличии на валу нескольких дисков первая его критиче­ ская угловая скорость вращения может определяться методом на­ ложения (метод Донкерли): если а = ^ , то сокр «10,47

- Г = - 5 - +-5-+""+- Г - ’ ®кр

®кр1

®кр2

®кри

(1Л34)

где (0|ф1 , сокр2, ..., сокр„ —критическая скорость /-го вала с одним дис­ ком при условном отсутствии других дисков. При расчете валов на виброустойчивость сначала рассчитыва­ ют минимальный диаметр вала d, м, исходя из условий прочности вала от момента кручения по формуле

КГ

^ 1 ,7 1 з | - ^ ,

(1.135)

где [т] —допускаемое напряжение на кручение для материала ва­ ла, МПа; М кр —крутящий момент на валу, МН-м. После расчета критической угловой скорости вращения вала при минимальном его диаметре d проверяют виброустойчивость по (1.127) или (1.128). Если условие не выполняется, увеличивают диаметр вала до необходимого для этой цели. Расчет по этой методике рассмотрен в примере 5.3. В некоторых машинах химических производств, например цен­ тробежных сепараторах, используются податливые опоры, кото­ рые требуют особого подхода к расчету виброустойчивости. Здесь такой случай не рассматривается. При наличии заметного эксцентриситета между центрами со­ средоточенных масс и осью вала (недостаточно отбалансирован ротор) при вращении могут возникнуть изгибающие моменты в валу под действием центробежных сил. Поэтому после расчета вала на виброустойчивость следует проверить его на изгиб и жест­ кость. Пример подобного расчета приведен в [1.6].

1.10. Расчет на прочность тихоходных барабанов Аппараты, выполненные в виде вращающихся горизонтальных барабанов, используются в процессах сушки, обжига и кальцинирования материалов, для измельчения сухих продуктов. (Конструкция барабанной сушилки представлена на рис. 4.14.)

При расчете барабана на прочность находят в первом прибли­ жении толщину стенки барабана $ = (0,007 +0,01) Д (1.136) где D —внутренний диаметр барабана, м. Для расчета сил, действующих на барабан, предварительно определяют: ♦ массу обрабатываемого материала, находящегося в аппарате: _РкЛРнЯД2 .

(1.137)

♦ массу футеровки:

/и*

_Рф/фЯ(Дф -Ян)

(1.138)

где рм, рф — плотности соответственно материала и футеров­ ки, кг/м3; /6, /ф—длины соответственно барабана и футеровки, м; ■Оф — наружный диаметр футеровки, м; DH— наружный диаметр стального барабана, м; рн — коэффициент заполнения барабана; ♦ суммарную массу (футеровки, обрабатываемого материала и бара­ бана)

т = тм + тф + тк, (1.139) где тк — масса корпуса барабана, кг. Далее последовательно рассчитываются следующие величины: ♦ поперечная сила, действующая на барабан в месте крепления зуб­ чатой шестерни (рис. 1.31),

/.7V ///}/

« 1QB I I

Re

,

i/ JЛ >// h

I

Р и с . 1.31. Распределение нагрузок на барабан

k

QB= Ош + ™кР) s, где тш—масса зубчатой шестерни, кг; ния зубчатой шестерни, кг;

(1.140) —масса элементов крепле­

♦ линейная нагрузка (1 .1 4 1 ) 'б

♦ реакция опор от действия q и QB

R a =?!*-+Q*!l - r A

2

l2

i)

= Qh_ Б

2

l2

(1<142) v

'

♦ максимальный изгибающий момент, действующий на барабан,

(U43, ♦ момент сопротивления сечения барабана W c = - 6- ЛЗ

р.,

(1 .1 4 4 )

где Dcр —средний диаметр барабана, м. Условие прочности барабана имеет вид М а = ^ Г * -< [4

(1-145)

В случае, если напряжения от крутящего момента Мкр значи­ тельны, как, например, в шаровых мельницах, условие прочности приобретает вид д /-^ max + -^кр г 1 /1 1 as\ c = J --------------------------------------------------------------------------------------------- j p ----------

где ы

М

1000 N ;

и ------------ ;

со

п

147Ч

(1-147)

N —мощность, подаваемая для вращения барабана, кВт; со —угло­ вая скорость вращения барабана, рад/с. При расчете барабана на жесткость находится суммарный мак­ симальный прогиб барабана от действующих нагрузок У max

(0,04<7j +0,002<72) ,

(1 .1 4 8 )

где q\,q2—линейные нагрузки соответственно от массы обрабаты­ ваемого материала и от масс футеровки, насадки и барабана, Н/м; Е — модель упругости материала корпуса барабана при рабочей S3 температуре, МПа; J х = —момент инерции единичного коль­ цевого участка барабана, м3. Условием жесткости барабана является выполнение нера­ венства (1.149)

в= -

Арр,• < и >

где допускаемый относительный прогиб [е] = 1/300 для барабана с футеровкой; [е] = 1/200 —для барабана без футеровки. Далее определяются ширина бандажа b и ширина опорного ролика Ьр: b = 0,59J

Rp Е хЕ г2 (£>нб + dp) _

(1.150)

[oK]2( E l + E 2) D H6dp bp = b + a {Atl2 + up, (1.151) где Eu Ej —модули упругости материала соответственно бандажа и опорного ролика, МПа; [ах] —допускаемое контактное напряже­ ние (табл. 1.8), МПа; 2)нб —наружный диаметр бандажа; dp — диа­ метр опорного ролика (для расчетов можно принять 0,25Z>H6< dp < 0,33D„6, м); Rp

on =m ax (RA, RE ) ~ реакция опоры;у -

половина угла между роликами (рис. 1.32); где а, —коэффициент линейного расширения материала барабана; At —разность темпе­ ратур барабана при монтаже и в рабочем состоянии, °С; /2—рас­ стояние между бандажами (опорами), м; Мр= 0,03—0,04 м —конст­ руктивная прибавка, компенсирующая отклонения, возникаю­ щие при монтаже. Т а б л и ц а 1.8. Допускаемые контактные напряжения Марка стали СтЗ Ст5

[ак], М П а 400 500

Марка стали (чугуна) Стб СЧ18-36

[o j, М Па 600 200

Р и с . 1.32. Схема действия опорных реакций

Проверка прочности бандажа и ролика от контактных напря­ жений производится по формуле стк =0,59

Е хЕ 2 к ( Е 1 + Е 2)

2 (DH6+dp) DH6dp

кЬ

(1.152)

где qK= Rp/b—усилие, приходящееся на единицу длины контакта. Численные расчеты барабана приведены в примерах 2.10, 2.11,4.4.

1.11. Расчет на прочность роторов центрифуг Расчет основных элементов роторов —цилиндри­ ческого и конического элемента заключается в выборе их испол­ нительной толщины и последующем определении напряжений в зонах краевого эффекта, т.е. с учетом взаимного влияния смеж­ ных элементов. В расчетных формулах коэффициент поперечной деформации принят равным 0,3. Цилиндрические элементы роторов центрифуг (рис. 1.33) рас­ считываются на воздействие инерционных нагрузок от собствен­ ных масс и массы центрифугируемого продукта. Расчет проводит­ ся в два этапа: 1) рассчитывается толщина стенки цилиндрическо­ го элемента в зонах, удаленных от узлов сопряжений, т.е. без учета краевых сил и моментов; 2) рассчитывается толщина стенки вбли­ зи сопряжения с другими элементами ротора (борт, днище).

АА 4-

Л,

Р и с . 1.33. Конструк­ тивная схема ротора центрифуги

Итак, на п ервом этапе определяются: ♦ толщина сплошного цилиндрического элемента Su, м, CT0A,\j//?

(1.153)

где ст0 =39,44-10_6« 2рЛ 2

(1.154)

напряжение в цилиндрическом элементе от сил инерции собствен­ ных масс, МПа; п —частота вращения, определяемая на основании исходных данных согласно технологическим требованиям к расчеR 2 —R 2 ту, об/с; коэффициент заполнения ротора ш = ---!-; R — внут-

R ренний радиус цилиндрического элемента, м; Ri — радиус внут­ ренней поверхности центрифугируемого продукта, м; коэффици­ ент А,=— ; рж, р — плотность центрифугируемого продукта и Р

материала ротора соответственно, кг/м3; ф —коэффициент проч­ ности сварного шва; С — конструктивная прибавка, м; ♦ допускаемая частота вращения цилиндрического ротора, об/с, (1.155)

На втором этапе проводится уточненный расчет цилинд­ рических элементов с учетом краевых сил и моментов. Данный расчет распространяется на цилиндрические эле­ менты роторов центрифуг, для которых выполняется условие Н > 2 , 5 где Я — длина цилиндрического элемента рото­ ра, м. Толщина цилиндрического элемента около борта, м,

S'u =0,865 R

ст0уА.г|

(1.156)

И1 где г|= - у - коэффициент, учитывающий поворот сечения борта Л1

RA от единичного момента т|{ =-

R

и от давления центрифуги-

R, R (Я.

; R„ — границы R П=1 П=1 ступеней нагрузки, действующей на борт, м; R x —первая ступень; п R\ "ЬR . /?2 = ——---- вторая ступень; сопровождающие функции \ |/ф„ \уп, £ \\гГф определяются по табл. 1.9 в зависимости от £ = — ; R руемого продукта л,

Н ” =-^-;и“ =1,з^-i,6. и“

(1.157)

Конические сплошные элементы роторов рассчитываются на воз­ действие инерционных нагрузок собственных масс и центрифуги­ руемого продукта. Расчет по приведенной ниже методике справед­ лив для а < 80° и сводится к определению: толщины конического элемента SK, м, - + С; S r =к 2([сг]ф—cj0)cosa

допускаемой частоты вращения, об/с,

(1.158)

159,235 [«]=

фН

(1.159)

R, 2(*УК— С) cos а

+1

R —г к к —коэффициент; а —половина угла раствора коRK нуса; RK— внутренний радиус широкого края конического эле­ мента, м; гк — внутренний радиус узкого края конического эле­ мента, м; <т0 = 39,44-10-6рR^n2 — напряжение в коническом эле­ менте от сил инерции собственных масс, МПа. где у к =

Т а б л и ц а 1.9. Значения функций у в зависимости от %

П ара­ метр ^ 0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 0,95 1,00

Значения сопровождающих функций для расчета кольцевых пластин

Vrr

Vrr

0,5000 0,5012 0,5050 0,5112 0,5200 0,5312 0,5450 0,5612 0,5800 0,6012 0,6250 0,6512 0,6800 0,7112 0,745 0,7812 0,8200 0,8612 0,9050 0,9512 1,0000

0,5000 0,4988 0,4950 0,4888 0,4800 0,4688 0,4550 0,4388 0,4200 0,3988 0,3750 0,3488 0,3200 0,2888 0,2550 0,2188 0,1800 0,1388 0,0950 0,0488 0,0000

V* 0,2063 0,2032 0,1963 0,1868 0,1754 0,1626 0,1489 0,1345 0,1197 0,1049 0,0902 0,0759 0,0622 0,0493 0,0375 0,0269 0,0177 0,0163 0,0047 0,0012 0,0000

УфГ

Уф,

Уф.

0,3847 0,3828 0,3775 0,3685 0,3561 0,3400 0,3204 0,2971 0,2704 0,2400 0,2061 0,1685 0,1275 0,0828 0,0346 -0,0172 -0,0726 -0,1315 -0,1940 -0,2601 -0,3297

0,3847 0,3865 0,3918 0,4008 0,4132 0,4293 0,4489 0,4722 0,4989 9,5293 0,5632 0,6008 0,6418 0,6865 0,7347 0,7865 0,8418 0,9008 0,9633 1,0294 1,0990

0,06250 0,06062 0,05674 0,05180 0,04630 0,04059 0,03491 0,02941 0,02425 0,01951 0,01527 0,01156 0,00842 0,00584 0,00380 0,00227 0,00119 0,00052 0,000158 0,000020 0,0000

Перфорированные цилиндрические и конические элементы рото­ ров центрифуг рассчитываются на прочность как эквивалентные сплошные элементы, имеющие приведенные физические харак­

теристики — плотность, модуль упругости, коэффициент попе­ речной деформации. Методика расчета применима для элементов из пластических материалов, перфорированных отверстиями ма-

d? F RS F где d —диаметр отверстия, м; R — радиус срединной поверхности элемента ротора, м; S —толщина стенки элемента, м; F0—площадь всех отверстий перфорированного элемента, м2; F — площадь по­ верхности сплошного элемента, м2. Перфорация выполняется сверлением.

лого диаметра — <0,08 и при степени перфорации с = — <0,2,

Степень перфорации при расположении отверстий по верши­ нам квадратов и в шахматном порядке: с = 0,785 (d/1 ) 2; по верши­ нам равносторонних треугольников: с =0,907( d / i ) 2. Формулы для расчета: толщины перфорированного цилиндрического элемента S " , м, ад А

-+С; 2(к[а]-а0 п)

(1.160)

допускаемой частоты вращения цилиндрического ротора [я], об/с,

[4

159,235

(1.161)

R Рп

K Rxv - + 1

[2(5Ц П-С)

толщины перфорированного конического элемента (1.162)

-+ С; Sк П =2 ( к [ с ] - а ^ Уcos а

допускаемой частоты вращения конического ротора

[4

159,235

(1.163)

R, Рп

2 (S" - С )cos а

■+ 1

где pn = р (1—с) —приведенная плотность материала элемента ро­ тора, кг/м3; фс = l - d / t — коэффициент ослабления; диаметр от­ верстия d и шаг их расположения t, м, принимаются на основании

исходных данных; коэффициент уменьшения допускаемого на­ пряжения принимается равным: к =фс при срс < ср; к =ф при ф < фс; Ф — коэффициент прочности сварного шва; ад —39,44-10—6я 2РпТ?2—

(1.164)

приведенное напряжение от сил инерции собственных масс в ци­ линдрическом элементе, МПа. Численные расчеты роторов центрифуг приведены в приме­ ре 6.19.

1.12. Расчет на прочность роторов сепараторов Для изготовления роторов сепараторов использу­ ются: высокопрочная аустенитно-мартенситная сталь 07Х16Н6, аустенитно-ферритные стали 04Х25Н5М2, 08Х21Н6М2Т, аустенитные стали 10X17H13M3T, 10Х17Н13М2Т и титановые спла­ вы АТ6 и АТЗ. Стали 04Х25Н5М2, 08Х21Н6М2Т, 10X17H13M3T, 10Х17Н13М2ТЮ, имеющие низкие значения предела текучести, должны пройти термомеханическую обработку, обеспечивающую упрочнение материала до необходимого предела остаточной де­ формации и соответствующего значения напряжения, гаранти­ рующего упругую работу деталей роторов при эксплуатации. Нормативное допускаемое напряжение определяют по формуле: ♦ для общих зон деталей стальных роторов

♦ для зон концентрации напряжений в деталях стальных роторов

♦ для общих зон деталей роторов из титановых сплавов или из уп­ рочненных сталей

♦ для мест концентрации напряжений в деталях роторов из титано­ вых сплавов или из упрочненных сталей

Коэффициенты запаса прочности в зависимости от марки применяемого материала должны приниматься по табл. 1.10. Т а б л и ц а 1.10. Коэффициенты запаса прочности

Сталь 07Х16Н6

Сталь 04Х25Н2М2

Стали 04Х25Н5М2 08Х21Н6М2Т 10X17H13M3T 10Х17Н13М2Т с упрочнением

Общие мембран­ ные

пт= 2,0

пт= 1,8

пв = 2,2

пв = 3,0

Общие мембран­ ные плюс местные (напряжения в зо­ нах концентра­ ции)

< = 1 ,5

< = U

< = 1*

< = 2,2

Категория опреде­ ляемых напряже­ ний

Титановые сплавы А ТЗ и АТб

Выбор метода расчета основания ротора (рис. 1.34) определя­ ется критерием механического подобия

Ne=25,36-103—t i —. рn 2R 2

(1.165)

При Ne > 5 для стали 07X16116, пластичных сталей и сталей АТ6, АТЗ и при Ne > 2,5 для других сталей, а также для сепарируе­ мого продукта с плотностью, близкой рж = 1000 кг/м3, толщина стенки основания ротора определяется по (1.153). При Ne <2,5 для сталей, кроме марок, указанных выше по зна­ чению Ne на графиках (см. рис. 1.35, 1.36), определяется пара­ метр р, по которому находится толщина основания ротора S. Для других случаев расчет толщины стенки основания ротора производится по графикам, приведенным в нормативном доку­ менте [1.8]. Толщина стенки конической крышки ротора определяется по формуле (1.158).

Высота внутреннего резьбового затяжного кольца (см. рис. 1.34) определяется по формуле

2 где Р = 30,96 10_6р ж/12(Лк -2?о) - силадавления сепарируемого 2 продукта на крышку ротора; с = -(J?, - R3) —плечо пары сил, дей­ ствующей на кольцо; а 0 = 39,44 10_6р я 2К1 2. Приближенно допускаемые частоты вращения ротора опреде­ ляются при плотности сепарируемого продукта р ж =1000 кг/м3: [и] = ! ^ р З Г . L J R v NeKpP

(1.167)

Значения NeKpдля сплавов сталей и титана принимаются соот­ ветственно по графикам на рис. 1.35,1.36, для других случаев —по графикам из [1.8]. Напряжения в резьбе затяжного кольца определяются из усло­ вий работы на смятие, срез и изгиб: ♦ напряжение смятия а см =1)274

^ 2 [су];

(1.168)

“н ♦ напряжение среза ♦ напряжение изгиба 0,48(dH- d m ) P ^ } < 4 ° и з = --- ~ГТ 2 --

(1Л70) dBHh zz где dm, dH— внутренний и наружный диаметр резьбы, м; h — шаг резьбы, м; z — число витков резьбы. Расчет наружного затяжного кольца. Конструктивная схема сепаратора с наружным затяжным кольцом показана на рис. 1.37. Наружное затяжное кольцо рассчитывается как короткая цилинд­ рическая оболочка, сопряженная с бортом.

1,3

0,4

0,5

0,6

ркр = 0,175 ркр = 0,2275 Р и с. 1.34. Конструктивная схема ротора сепаратора Р и с . 1.35. Определение толщины стенки непрерывного действия с основания ротора по критерию Ne: внутренним затяжным кольцом: 1 —расчет элемента по допускаемым напряжени­ 1 —основание; 2 - коническая ям; 2 —расчет элемента по допускаемым нагрузкам крышка; 3 - внутреннее резьбовое затяжное кольцо Ne

Р и с . 1.36. Определение толщины стенки основания титанового ротора по критерию Ne при X = 0,222

Р и с. 1.37. Конструктивная схема ротора сепаратора с наружным затяжным кольцом: 1 —основание; 2 —коническая крышка; 3 —наружное резьбовое затяжное кольцо

Р и с . 1.38. К расчету наруж­ ного затяжного кольца: геометрические параметры к (1.171)

Толщина цилиндрического элемента (борта) наружного за­ тяжного кольца определяется по формуле =Щ

U .m >

.

-

2/ n2 _ d2\2 где W = 4,93 10_6 — — — — ; е - эксцентриситет действия

К2 силы W на борт наружного затяжного кольца, м; Лк, Д,, К2 — гео­ метрические параметры (см. рис. 1.37, 1.38). Расчет резьбы выполняется так же, как для внутреннего затяж­ ного кольца по (1.168)—(1.170). Численный расчет сепаратора приведен в примере 6.22. Б И Б Л И О Г Р А Ф И Ч Е С К И Й СП ИС О К

1.1. Вихман Г.J1.уКруглов С.А. Основы конструирования аппаратов и ма­ шин нефтеперерабатывающих заводов. М.: Машиностроение, 1978. 328 с. 1.2. Канторович З.Б. Машины химической промышленности. М.: Ма­ шиностроение, 1965.416 с. 1.3. ЛощинскийА.А., ТолчинскийА.Р. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры: Справочник. Д.: Машиностроение, 1970. 752 с. 1.4. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки. М.: Альфа-М, 2006. 605 с. 1.5. Соколов В.Н. Основы расчета и конструирования машин и аппара­ тов пищевых производств. М.: Колос, 1992. 398 с.

1.6. 1.7. 1.8. 1.9. 1.10.

1.11. 1.12.

Тимонин АС. Основы конструирования и расчета технологического и природоохранного оборудования: Справочник. Калуга, 2001. Т. 1.755 с. ОСТ 26-01-1271—81. Роторы центрифуг. Нормы и методы расчета на прочность. РД РТМ 26-01-100-83. Роторы центробежных сепараторов. Нормы и методы расчета на прочность. ГОСТ Р 51274-99. Сосуды и аппараты. Аппараты колонного типа. Нормы и методы расчета на прочность. ГОСТ Р. 51273—99. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Определение расчетных усилий для аппаратов колонно­ го типа от ветровых нагрузок и сейсмических воздействий. ГОСТ 26202—84. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность обечаек и днищ от воздействия опорных нагрузок. ГОСТ 24755-89. Сосуды и аппараты. Нормы расчета укрепления отверстий.

МАШИНЫ ДЛЯ ДРОБЛЕНИЯ И ПОМОЛА МАТЕРИАЛОВ

2.1. Расчет дробилок ударного действия. Область применения, принцип действия, классификация Дробилки ударного действия используют для из­ мельчения малоабразивных материалов средней прочности и мяг­ ких —известняков, гипса, калийных руд, барита, каменного угля и др. Эти дробилки позволяют получить высокую степень дробле­ ния / = 15—20, а в отдельных случаях до / = 50, в результате чего уменьшается число стадийдробления. Они отличаются простотой конструкции, малой металлоемкостью, удобством обслуживания. Дробление материала происходит под воздействием механи­ ческого удара; при этом кинетическая энергия движущихся тел частично или полностью переходит в энергию деформации разру­ шения. По конструктивному исполнению различают роторные и мо­ лотковые дробилки. Роторные дробилки применяют для дробления известняка, до­ ломита, руд, мрамора и других подобных им материалов с малой абразивностью. Их выпускают двух типов: для крупного дробле­ ния, которые используют на первичной стадии дробления; для среднего и мелкого дробления, используемые на заключительных стадиях дробления. Работа таких дробилок основана на принципе разрушения пород ударными нагрузками. В коробчатом корпусе 3 роторной дробилки размещены вра­ щающийся с большой скоростью ротор 1 с билами 2, жестко за­ крепленными на его внешней поверхности (рис. 2.1). Вращение ротору сообщается от электродвигателя через клиноременную пе­ редачу. Внутри корпуса подвешены отражательные плиты 4 и 7, нижняя часть которых опирается на пружинно-регулировочное

устройство 5 и 6, позволяющее регулировать ширину выходной щели, а также пропускать недробимое тело при его попадании в камеру дробления. Дробление материала осуществляется в ре­ зультате удара по нему бил и удара кусков об отражательные пли­ ты, благодаря чему достигается высокая степень дробления.

Молотковые дробилки применяют для дробления пород сред­ нейпрочности, а также мягких материалов, таких, как шлак, гипс, мел, глины. В сварном корпусе 1 молотковой дробилки (рис. 2.2) установ­ лены ротор 2, отбойная плита 4, поворотная 5и выдвижная колос­ никовая 6 решетки. Ротор состоит из одного или нескольких дис­ ков, закрепленных на общем приводном валу. Дробление мате­ риала осуществляется под действием удара по нему молотков 3 массой 15—20 кг, шарнирно закрепленных к дискам вращающего­ ся ротора, и соударения кусков с плитами и колосниковыми ре­ шетками. Положение колосниковых решеток и отбойной плиты регулируется. При вращении ротора молотки под действием цен­ тробежных сил занимают направление по линии, соединяющей ось вращения ротора с осью вращения молотка. При ударе молот­ ки поворачиваются вокруг своей оси в направлении, противопо­ ложном вращению ротора. Шарнирное крепление молотков у мо­ лотковых дробилок существенно отличает их от роторных с жест­

ко закрепленными билами. Недостатком молотковых дробилок является быстрый износ молотков и колосниковых решеток. Они также не могут быть рекомендованы для измельчения слишком вязких (глинистых) влажных материалов, которые забивают ко­ лосниковую решетку.

6 Р и с . 2.2. Молотковая дробилка

Типоразмеры роторных и молотковых дробилок определяют­ ся диаметром и длиной ротора. Технические характеристики дро­ билок ударного действия представлены в табл. 2.1—2.3. Т а б л и ц а 2.1. Техническая характеристика однороторных молотковых дробилок (ГОСТ 7090-79)

Параметр дробилки Размеры ро­ тора, мм: диаметр длина Размер наи­ большего куска загру­ жаемого ма­ териала, мм

Тип дробилки М 3x2

М 4x3

м

м

6x4

8x6

М 10x8

13x11

м

13x16 20x20

м

300 200

400 300

600 400

800 600

1000 800

1300 1100

1300 1600

2000 2000

2000 3000

75

100

150

250

300

400

400

600

600

м

м 20x30

Окончание табл. 2.1 Тип дробилки

Параметр дробилки

М 3x2

М 4x3

М 6x4

М 8x6

М 10x8

М 13x11

Наиболь­ шая частота вращения, об/мин, для исполне­ ний: Б В Г

2500 3000 4000

1900 2400 3000

1250 1500 2000

1000 1300 1500

750 1000 1200

600 750 1000

600 750 1000

500 600

500 600

Мощность двигателя, кВт, не бо­ лее, для ис­ полнений: Б В Г

7 10 14

14 20 28

20 28 40

55 75 100

100 125 170

130 170 260

210 260 350

630 800

1000 1250

м м 13x16 20x20

м 20x30

Т а б л и ц а 2.2. Техническая характеристика роторных дробилок крупного дроб­ ления (ГОСТ 12375-70)

Параметр дробилки Размеры ротора, мм: диаметр длина Произво­ дитель­ ность, м3/ч М акси­ мальный размер куска за­ гружаемо­ го мате­ риала, мм

Тип дробилки ДРК ДРК ДРК ДРК 12x10 16x12 20x16 10x8 СМД-86 СМД-95 СМД-87

ДРК 5x4

ДРК 6x5

ДРК 8x6 СМД-85

500 400

630 500

800 630

1000 800

1250 1000

1600 1250

2000 1600

2500 2000

13

25

50

70

125

200

370

560

250

300

400

500

600

800

1100

1500

ДРК 25x20

Окончание табл. 2.2 Параметр дробилки

ДРК 5x4

Окружная скорость бил рото­ ра, м/с М ощ ­ ность электро­ двигате­ ля, кВт

ДРК 6x5

ДРК 8x6 СМД-85

Тип дробилки ДРК ДРК ДРК ДРК 16x12 20x16 12x10 10x8 СМД-86 СМД-95 СМД-87

ДРК 25x20

20; 26,5; 35

22

10

40

55

100

160

250

400

Т а б л и ц а 2.3. Техническая характеристика роторных дробилок среднего и мел­ кого дробления (ГОСТ 12376-70)

Параметр дробилки Размеры р о ­ тора, мм: диаметр длина Производи­ тельность, м3/ч Максималь­ ный размер куска загру­ жаемого ма­ териала, мм Окружная скорость бил ротора, м/с Мощность электродви­ гателя, кВт

Тип дробилки Д РС ДРС ДРС 12x12 10x10 8x8 СМД-75 СМД-94

ДРС 5x5

ДРС 6x6

500 500 25

630 630 35

800 800 65

1000 1000 125

150

190

240

300

Д РС 16x16

Д РС 20x20

1250 1250 200

1600 1600 310

2000 2000 500

375

480

600

320

400

20; 24; 28,8; 34,6; 41,5; 50,0 30

40

75

125

200

Основные соотношения для расчета дробилок. Критический размер куска дробимого материала, т.е. такой предельный размер, меньше которого при данных условиях материал не дробится, определяет­ ся по формуле

230-КГ5стр кр

( 2 .1)

где Стр—предел прочности материала при дроблении, Па; р0—объ­ емная насыпная плотность дробимого материала, кг/м3; vp — ско­ рость удара, принимаемая равной окружной скорости ротора, м/с. Скорость удара молотка или била, обеспечивающая получе­ ние куска размером, равным критическому, называется критиче­ ской скоростью vKpи для определенных значений стри р0исходного материала и заданной крупности продукта дробления d из выра­ жения (2.1) будем иметь

(2.2) Уравнения (2.1) и (2.2) можно использовать как для роторных дробилок, так и для молотковых. Определение производительности. В камере дробления над ро­ тором (рис. 2.3) постоянно находится масса дробимого материала, которая под действием гравитационных сил с некоторой скоро­ стью vBопускается на ротор. Подобно фрезе, ротор при каждом проходе била срезает стружку объемом

V = A L ph, где А —горизонтальная проекция дуги (см. рис. 2.3); L p—длина ро­ тора, м; h — толщина стружки по вертикали, определяемая как путь свободно падающих кусков за время поворота ротора от од­ ного била до следующего, м. Производительность Q, м3/с, дробилки, работающей по схе­ ме, показанной на рис. 2.3, определяется формулой

Q = A L phnz, (2.3) где п — частота вращения ротора, об/с; z —число рядов бил. На основе экспериментальных данных получена формула для расчета производительности серийных роторных дробилок

где кр — коэффициент, зависящий от положения отражательной плиты (при работе дробилки с опущенной первой плитой = = 1,3—2; при полностью приподнятой первой плите кр = 4,5—5,2); vp — окружная скорость ротора, м/с, определяется как критиче­ ская скорость по уравнению (2.2) или через частоту вращения и диаметр ротора по соотношению vp = %Dpn.

Р и с. 2.3. Схема для опреде­ ления производительности роторных дробилок

Для ориентировочного определения производительности мо­ лотковых дробилок можно использовать формулы В.П. Барабашкина: ♦ при дроблении известняка

Q = l,66DlLpn при Dp > i p;

(2.5)

Q = 1,66DpL\n при Dp < L p,

(2.6)

где Q, м3/с; ♦ при дроблении угля

Q=

к L pDpn 2

(2.7)

где Q, т/с; к = 0,12—0,22 —коэффициент, зависящий от конструк­ ции дробилки и прочности дробимого материала; i = dHcp / dKcp — степень дробления; d Hcp, dKcp —средние размеры частиц материала соответственно на входе и выходе из дробилки.

Мощность электродвигателя привода дробилки. Учитывая, что роторные и молотковые дробилки позволяют получить большую степень дробления и производят сравнительно мелкий продукт, мощность, потребляемую электродвигателем, можно получить по формуле, разработанной на основе закона поверхностей: N = Ждр6(г-1) A ^ tI hIOOO’

(2.8)

где Wap —энергетический показатель (табл. 2.4), Вт ч/м2; Q —про­ изводительность, м3/ч; Dcв—средневзвешенный размер исходно­ го материала, м; г|др—КПД дробилки, равный 0,75—0,95; г|п—КПД привода; для клиноременной передачи привода дробилки г)п = = 0,92-0,96. Т а б л и ц а 2.4. Энергетический показатель для различных материалов Wap Объемная насып­ ная масса, т/м3

Прочность при растяжении, кН/м2

Энергетический показатель, Вт-ч/м2

Антрацит

0,90

2750

2,53

Кирпич сили­ катный

1,20

1000

4,5

Известняк ме­ сторождения: Шуровского Ковровского Турдейского

1,48 1,52 1,54

1850 7000 12000

8,6 21,0 19,0

Гранит Клесовского месторож­ дения

1,52

12750

15,0

Диорит Клесовского месторож­ дения

1,76

16400

40,0

Материал

Если данных для расчета по (2.8) недостаточно, мощность дви­ гателейдробилок N, кВт, можно определить по формуле В.А. Олевского

N = 9D2 pL pn.

(2.9)

Выбор размера выходной щели. Крупность готового продукта контролируется шириной выходной щели Ь, которая для дроби­ лок среднего и мелкого дробления равна

(2.Ю) где dmax —максимальная крупность готового продукта, м.

Выбор размеров зазоров между колосниками колосниковых ре­ шеток. В дробилках с колосниковыми решетками часть продукта удаляется из камеры дробления через зазоры между колосника­ ми. Крупность этого продукта должна соответствовать крупно­ сти продукта дробления, разгружающегося через выходную щель. Опыты показывают, что размеры кусков, прошедших через колосниковые решетки, достигают 1,5—1,7 размера зазоров между колосниками. При работе дробилки в режиме, обеспечивающем выход продукта крупностью до dmax, размер щелей колосников SK, м, должен удовлетворять условию = dmax /0,5 -1,7). Выбор конструктивных параметров роторной дробилки. Ско­ рость ротора vp выбирается по (2.2) в зависимости от заданной максимальной крупности дробления dmax и характеристики ма­ териала —предела прочности на растяжение стр и объемной мас­ сы р0. Главными конструктивными параметрами роторных дробилок являются диаметр Dp, м, и длина ротора. Диаметр зависит главным образом от крупности исходного материала D и определяется: ♦ для однороторных дробилок крупного дробления Dp = (1,5-3,0) D; ♦ для двухроторных Dp = 1,2D ; ♦ для дробилок среднего дробления Dp = (3-10)D; ♦ для дробилок мелкого дробления Dp >10Z>. Длина ротора зависит от его диаметра L p —(0,5 -1,5) Dp.

Выбор конструктивных параметров молотковой дробилки. Главными конструктивными параметрами являются: ♦ диаметр ротора Dp, мм. Для молотковых дробилок с вертикальной загрузкой

Dp = 3D + 550, (2.11) где D — наибольший размер куска дробимого материала, мм; для дробилок, в которые материал подается сбоку ротора по наклон­ ной плите

Dp = 1,65D + 520.

(2 .12)

В зависимости от требуемой производительности диаметр ро­ тора может быть увеличен; ♦ длина ротора Ьр, м: 1 р =(0,8-1,2) Ар.

(2.13)

Ширина щели между колосниками решетки, измеряемая на внутренней (рабочей) поверхности, должна в 1,5—2 раза превышать требуемый максимальный размер кусков дробленого продукта. Радиальный зазор между молотками и колосником обычно определяется опытным путем. Так, на первом колоснике устанав­ ливают больший зазор, составляющий (2 —4) dmm, на втором (выкатном) колоснике зазор составляет (1,5 — 2) dmax. Основные технико-эксплуатационные параметры молотко­ вой дробилки (производительность, расход мощности, качество дробимого продукта) зависят от конструкции молотка. Длина молотка от оси до конца бойка /м= (0,20—0,25) Dp. Длина бойка при максимальном размере куска загружаемого материала, не превышающего 100 мм, принимается равной 1,4—1,8 размера куска и обычно составляет 0,5 длины молотка. П р и м е р 2.1. Определить критический размер кусков известняка Турдейского месторождения для условий дробления в роторной дро­ билке при окружной скорости ротора 50 м/с. И сх о дны е данные. Предел прочности известняка при растяжении стр = 120-105 Па; объемная плотность известняка р0 = 2690 кг/м3; ско­ рость удара vp = 50 м/с.

Критический размер кусков дробимого материала находится по (2.1)

d.кр

230 1Г5° " = 230 Ю5 П0 Ю> _ p0vj-5 2690-501-5

Пр и ме р 2.2. Подобрать режим работы роторной дробилки ДРС 12х 12 для дробления известняка Турдейского месторождения с целью получения продукта крупностью d = 40 мм. Определить ее производи­ тельность и затрачиваемую мощность. Ис хо ди ыеданные. Прочностные характеристики материала, при­ веденные в примере 2.1.

По формуле (2.2) окружная скорость ротора составит vKp =1,75 10Принимаем фактическую окружную скорость бил ротора 34,6 м/с (см. табл. 2.3). Параметры ротора: Dp = 1250 мм; Lp = = 1250 мм. Число рядов бил примем z — 6. Дробилка работает с опущенной плитой, т.е. к? = 1,3. Тогда, воспользовавшись для расчета производительности формулой (2.4), получим с = 480 ф § 5 Г = 480 ^

5 r ^

W

= 129M 3/ 4 .

Установочная мощность привода дробилки находится по (2.9) при частоте вращения ротора п = vp / (nD p):

N = 9D2pL pn = 9 •1,252•1,25 •8,81 = 154,86кВт. Пример 2.3. Проверить на прочность узел крепления бил молотко­ войдробилки, приняв режим работы из примера 2.2. Исходные данные. В дробилке используются 36 бил П-образной формы с одним отверстием, имеющих следующие конструктивные параметры: длина а = 0,2 м; ширина Ъ= 0,12 м; толщина 5 = 0,07 м; рас­ стояние от конца била до оси его подвеса / = 0,15 м; масса била т = = 9,36 кг. Материал элементов диска ротора и била —сталь Ст 5 ([сти] = = 100 МПа, [стсм] = 65 МПа, [т] = 60 МПа).

На основании исходных данных определяем: ♦ расстояние от центра массы била до оси отверстия , а 2+Ь20,22+0,122 .... I = ----- = -— — ---= 0,045 м; 1 6а 60,2 ♦ угловую скорость вращения ротора 2v 2-34,6 , ю= — = --- —= 55,36 рад/с; Dp 1,25

♦ радиус окружности расположения центров массы била

Rc = R0 + /, = 0,62 +0,045 = 0,665 м, где Rq = 0,62 м - расстояние от оси подвеса била до оси ротора; ♦ центробежную силу инерции била Рн = т со2R c =9,36-55,362 0,665 = 19 076Н. Диаметр оси подвеса била конструктивно принят равным d = = 0,035 м при условии, что диаметр отверстия под ось равен 0,037 м. Тогда изгибающие напряжения в оси составят = 1^

. ,8 = 136» .19076.0,07 = 7

d‘

П

0,035

что соответствует условию прочности сти < [<ти]. При толщине диска 8Д= 0,04 м напряжения смятия в нем бу­ дут равны

Рн = -------19076 сггм =•—— =п/глсл/ггг 13,626МПа, см 5Дd 0,04-0,035 что также удовлетворяет условиям прочности для диска. Минимальный размер перемычки между отверстиями под оси подвеса бил и наружной кромкой била отвечает условию ^ 0,5 Ри _ 0,5-19076 10 -6 0,003974 м. *min min “ 8д[т] 0,04-60 Таким образом, принятое выше значение этого параметра, равное 0,005 м, вполне удовлетворяет условиям прочности. Диаметр вала в опасном сечении у шкива может быть опреде­ лен исходя из принятой мощности двигателя 7V= 154 кВт:

d0 = 0,052 J — = 0,052 = 0,087 м. 0 V со у 55,36 С учетом ослабления вала шпоночным пазом принимаем вал диаметром 0,1 м. Максимальное окружное напряжение в диске на образующей центрального отверстия равно 2 (Dn ) р + 0,175 rl Gl шах = Р ® 0,0825 ^2 (

= 7850-55,362 0,0825

1,25

+ 0,175-0,05 = 0,786 МПа,

где р = 7850 кг/м3—плотность материала диска; г0 = 0,05 м —ради­ ус центрального отверстия диска. Окружное напряжение от сил инерции бил на образующей центрального диска определяется по формуле:

PKR0 z я8дСK - r l )

_

19076-0,62-6 я-0,04[0,62 -0,05 ]

=1,479 МПа,

где z — 6 — число отверстий в диске под оси подвеса (число бил) при условии шестирядного их расположения (см. пример 2.2). Расчетное значение суммарных напряжений на образующей центрального отверстия ст=<т,тах +ст( =0,786+1,479 = 2,265 МПа находится в допустимых пределах с большим запасом.

2.2. Расчет щековых дробилок. Область применения, принцип действия, классификация Промышленные щековые дробилки применяют для крупного и среднего дробления прочных и средней прочности пород на первичной и вторичной стадии дробления. Степень дроб­ ления обычно i = 3—5. По характеру движения подвижной щеки щековые дробилки разделяют на дробилки с простым (ЩЦП) и сложным качанием щеки (TTTJTC.) Дробилка с простым качанием щеки (рис. 2.4) состоит из свар­ ного корпуса 2, в котором в подшипниках установлен эксцентри­ ковыйвал 5 с подвешенным к нему шатуном 6. Нижний конец ша­ туна имеет специальные гнезда, в которых свободно вставлены концы распорных плит 10 и 11. Противоположный конец распор­ ной плиты 11 вставлен в гнездо подвижной щеки 3, подвешенной на оси 4. Конец плиты 10 упирается в клиновой упор регулиро­ вочного устройства 9. Тяга 8 и пружина 7обеспечивают обратное

движение подвижной щеки и удерживают от выпадения распорные плиты. К неподвижной 1 и подвижной щекам крепятся дро­ бящие плиты 12,13 с вертикальным рифлением, являющиеся ос­ новными рабочими органами щековых дробилок. Рабочие поверх­ ности дробящих плит и боковые стенки корпуса дробилки образуют камеру дробления. Дробящие плиты устанавливают так, чтобы выступы одной располагались против впадин другой. При­ вод дробилки состоит из электродвигателя и многорядной клино­ ременной передачи с массивным шкивом 15. На другой конец вала насажен маховик 16. Сцепление шкива с валом обеспечива­ ется фрикционной муфтой 14.

11

10

9

8

7

6

Р и с . 2.5. Щековая дробилка со сложным движением щеки:

1 —передняя стенка; 2 —защитный кожух; 3 —приводной эксцентриковый вал; 4 - задняя балка; 5- сухарь регулировочного устройства; 6 - пружина; 7- тяга; 8 —распорная плита; 9 —подвижная щека; 10 —дробящая плита; 11 —неподвижная плита; 12 —электропривод

Дробилка со сложным качанием щеки (рис. 2.5) по конструк­ ции проще, чем с простым качанием, и имеет меньшую массу. В ней отсутствует шатун, а подвижная щека 9 подвешена не­ посредственно к эксцентриковому валу 3, в результате чего точ­ ки подвижной щеки движутся по эллиптическим траекториям с минимальной разностью осей эллипса вверху и максимальной внизу. Дробление материала происходит в результате раздавливания, раскалывания, излома и истирания материала. Дробилки типа 1ЦДС применяют для среднего и мелкого дробления пород сред­ ней прочности. Типоразмер щековой дробилки определяется шириной В и длиной L загрузочного зева дробилки, причем В характеризует максимальную крупность кусков, загружаемых вдробилку (Z)max— = 0,855), а величина L определяет в основном ее производитель­ ность. Основные параметры и размеры некоторых щековых дро­ билок, выпускаемых отечественными заводами, приведены в табл. 2.5.

Т а б л и ц а 2.5. Основные параметры щековых дробилок

Размеры приемного отверстия B*L , мм ЩЦП 600x900

90x1200

1200x1500

1500x2100

160x250

250x400

250x900

400x900

600x900

ШДС

40 X

Наибольшая крупность ис­ ходного мате­ риала, мм

510

700

1000

1300

140

210

210

340

340

510

Угол захвата, град.

19

20

20

20

15

15

15

17

17

19

Номинальная ширина выход­ ной щели, мм

100

130

150

180

30

40

40

60

60

80

Диапазон изме­ нения ширины выходной щели, %, не ме­ нее

±25

±25

±25

±25

±50

±50

±50

-30 +50

-30 +50

±25

Производитель­ ность при но­ минальной ши­ рине выходной щели, м3/ч

50

160

280

550

2,8

7,0

14

15

25

55

Частота враще­ ния главного вала, об/мин

—

170

150

125

—

275

275

_

290

250

Мощность электродвигате­ ля, кВт

75

100

160

250

10

17

40

30

55

75

3,9 2,5 3,0

5,0 6,0 4,0

6,4 6,8 5,0

7,5 7,0 6,0

1,0 1,0

1,4 1,3 1,5

1,7 1,7 2,3

1,7 1,8 1,6

2,2 2,2 2,6

2,7 2,6 2,5

Параметр

Габаритные размеры, м: длина ширина высота

1,1

о о

о о чЗ-

Основные соотношения для расчета щековых дробилок. Исходны­ ми данными для расчета щековых дробилок являются максималь­ ная крупность кусков в исходном материале Z)max, требуемая мак­ симальная крупность готового продукта dmm, прочность материа­ ла и производительность Q.

Крутость дробимого материала. Максимальную крупность готового продукта рассчитывают по формуле (2.14) где Кр — коэффициент, учитывающий конфигурацию рифлений дробящей плиты (для треугольных рифлений Кр = 0,8; для трапе­ цеидальных Ар = 0,7); КТ— коэффициент, учитывающий вид гор­ ной породы (для высокопрочных материалов типа базальтов и кварцитов КГ= 1,1; для гранитов средней прочности КГ= 1,0; для непрочных известняков КГ= 0,8); / —шаг рифлений, мм (для ори­ ентировочных расчетов t=b)\b —ширина разгрузочной щели, мм; h —высота рифлений, мм (А * t/2 ~ Ь/2). Средневзвешенный размер дробленого продукта dCB, мм: ♦ dCB= 0,65b для дробилок с приемным отверстием шириной 600 мм и менее; ♦ dCB= 0,86 для дробилок с приемным отверстием шириной 900 мм и более. Расчет угла захвата а, т.е. угла между неподвижной и подвиж­ ной щеками (рис. 2.6). Угол захвата должен быть таким, чтобы ма­ териал, находящийся между щеками, при нажатии разрушался, а не выталкивался вверх. На кусок, зажатый между щеками, дей­ R ствуют усилия Р и равнодействующая этих усилий R, причем Р

R = 2Psin—. 2 Кусок материала при сжатии не будет выталкиваться вверх, если вызываемые си­ лами трения удерживающие силы F = /P cos|

'

I больше или равны выталкивающей силе /?, т.е. для нормальной работы дробилки долж­ но СО^']\'Х'У 7 -Ч '■• "

Р и с . 2.6. Расчетная схема щековой дробилки

(2.15)

2 fPcos — > 2P sin—; 2“ 2

/c o s —> sin— или / > tg—, 2 2 2 где / — коэффициент трения. Введя вместо коэффициента трения tg ф (здесь <р — угол тре­ ния), получаем условие нормальной работы: “

-

(2.16) Для стальных плит коэффициент трения с дробимым материа­ лом f — 0,25—0,35, что соответствует углу трения ф = 14—19°. От­ сюда угол захвата может достигать значений а = 28—38°, однако в реальных случаях угол захвата принимают в пределах 17—20° для обеспечения гарантированного захвата и повышения производи­ тельности. Расчет размеров дробильной камеры — ширины загрузочного отверстия В, ширины выходной щели Ь, хода подвижной щеки S. Ширина загрузочного отверстия .Вдолжна обеспечить свобод­ ный прием кусков максимальной крупности. Поэтому должно быть соблюдено условие (2.17) В > Атах / 0,85. Для дробилок, работающих в автоматических линиях без на­ блюдения оператора, ширина загрузочного отверстия и макси­ мальный размер загружаемых кусков материалов должны соот­ ветствовать условию

В >Атах / 0,5.

(2.18)

При использовании стандартных дробящих плит ширина вы­ ходной щели b связана с максимальной крупностью кусков в гото­ вом продукте зависимостью (2.19) 4пм =0,56. При необходимости из (2.19) может быть определена степень измельчения материала

i

Атах / ^тах •

(2 .20)

Ход подвижной щеки S, т.е. ход сжатия материала в камере дробления, — важнейший параметр щековой дробилки, от кото­ рого зависят ее основные технико-эксплуатационные показатели. Для разрушения куска материала при сжатии его между дробя­ щими плитами ход щеки должен быть не меньше необходимого хода сжатия до разрушения

S>eD,

( 2.21)

где е = асж/Е — относительное сжатие дробимого материала; стсж—напряжение сжатия, Па; Е —модуль упругости, Па; D —раз­ мер куска, мм. Однако дробимые куски имеют неопределенную форму и кон­ тактируют с дробящими плитами не плоскостями, а точками, по­ этому практически для их разрушения требуется значительно больший ход щеки. Оптимальные значения ходов сжатия S, мм, для щековых дро­ билок определены экспериментально: ♦ для ЩЦС 5 В =(0,06-0,03)5, £ н = 7 + 0,106; ♦ для ЩДП

(2.22)

S B =(0,01-0,03)5, SH =8 + 0,26b, где 5b, S h —ход сжатия соответственно в верхней и нижней точках камеры дробления, мм. За ход сжатия принимают проекцию тра­ ектории движения данной точки подвижной щеки на перпенди­ куляр к неподвижной щеке. Расчет частоты вращения эксцентрикового вала п, об/с, дроби­ лок ведут по формуле (2.23) В (2.23) не учтены конструктивные особенности машины и не­ которые факторы, сопутствующие процессу дробления, напри­ мер силы трения кусков материала один о другой и дробящие пли­ ты, возникающие при опускании кусков. Поэтому полученное значение частоты вращения вала щековых дробилок со сложным и простым движением подвижной щеки следует скорректировать: ♦ с приемным отверстием шириной 600 мм и менее п = 17Z>— °>3;

с приемным отверстием шириной 900 мм и более п = 136-0’3. Производительность щековых дробилок Q, м3/с, рассчитывают по методике, предполагающей, что разгрузка материала из выход­ ной щели дробилки происходит только при отходе подвижной щеки и при этом за один оборот вала из дробилки выпадает неко­ торый объем материала V, м3, заключенный в призме высотой h (на рис. 2.7 заштрихованный участок). Производительность дробилки

Q

|дп S n L(e+b) 2tga

(2.24)

где ц — коэффициент, учитывающий раз­ рыхление материала в объеме призмы и рав­ ныйпо опытным данным 0,4 —0,75; величи­ на е определяется из соотношения b = е + SH\ L —длина приемного отверстия, м. Подсчитанная по данной формуле про­ изводительность в большинстве случаев значительно отличается от фактической, так как исходные предпосылки недоста­ точно полно отражают характер процесса в камере дробления. Б. В. Клушанцев предложил определять производительность щековых дробилок по формуле, в которой по сравнению с (2.24) дополнительно учитываются некоторые па­ раметры:

Q

с S cpLbn(B + b) 2Z>CBtga

Р и с . 2.7. Схема разгрузки щековой дробилки

(2.25)

где с —коэффициент кинематики (для ТТТДП с = 0,84, для ШДС с = = 1); Scp = 0,5(S H+ S B) —средний (эквивалентный) ход щеки, рав­ ныйполусумме значений ходов сжатия вверху и внизу камеры дроб­ ления, м; DCB—средневзвешенный размер кусков в исходном мате­ риале, м, причем для дробилок с приемным отверстием шириной 600 мм и менее DCBпринимается равным ширине приемного отвер­ стия В, для дробилок с приемным отверстием шириной 900 мм и бо­ лее, работающих на рядовой горной массе, DCB= (0,3 —0,4) В.

Мощность электродвигателя N, кВт, можно рассчитывать по формулам, предложенным В.А. Олевским: ♦ для ЩДГТ N = 700 mLHSrr, ♦ для ЩДС

(2.26)

N = 720 LHnr, (2.27) где т = 0,56—0,60 —конструктивный коэффициент; L —длина ка­ меры дробления, м; Н — высота неподвижной плиты, м; S„ —ход сжатия в нижней зоне, м; г — эксцентриситет вала, м; п —частота вращения вала, об/с. Так как в момент разгона машина преодолевает пиковые на­ грузки, окончательную мощность двигателя выбирают с некото­ рым запасом, в частности рекомендуется полученные по (2.26), (2.27) значения умножать на коэффициент 1,5. Расчет нагрузок в основных элементах. Для вычисления усилий в деталях дробилки необходимо определить равнодействующую сил дробления Р, место ее приложения и далее при помощи графиче­ ского построения найти силы, действующие на основные звенья и детали механизма дробилки. При дроблении имеют место все виды напряжения, но, как показали эксперименты, основным видом яв­ ляется разрушение от возникающих напряжений растяжения. Это объясняется тем, что дробимый кусок зажимается между ребрами рифлений дробящих плит, а при таком характере нагрузки в куске возникают растягивающие напряжения, направленные перпенди­ кулярно силам сжатия и вызывающие его разрушение. Принимая условно, что все дробящее пространство заполнено кусками шарообразной формы, получаем суммарную нагрузку на дробящую плиту Рдроб, Н:

где К —коэффициент, учитывающий разрыхление и одновремен­ ность раздавливания в пределах одного качения щеки; Fapo6 —ак­ тивная площадь дробящей плиты (участвующей в дроблении), м2; стр —растягивающие напряжения в дробимом материале, МПа. Так как в основном дробилки применяют для пород с преде­ лом прочности не выше 300 МПа, то для их расчета максимальную нагрузку принимают равной 2,7 МПа.

Из опыта эксплуатации дробилок установлено, что для пред­ отвращения ложного срабатывания предохранительных уст­ ройств при нормальной работе дробилок достаточно принять ко­ эффициент превышения номинальной нагрузки равным 1,5. По­ этому расчетная нагрузка РраСч» МЫ, должна быть увеличена в 1,5 раза, т.е.

Р расч = 1,5Р др0б — 1>5К — j p -Fдроб « 1,5-2,7 ^

po6.

(2.28)

Эксперименты подтверждаются теоретическими расчетами, из которых следует, что нагрузка на дробящую плиту распределя­ ется равномерно. Поэтому при определении усилий в элементах дробилки можно считать, что равнодействующая нагрузка на дро­ бящую плиту приложена к середине дробящей плиты по высоте. На рис. 2.8 изображена схема для определения действующих усилий на звенья щековой дробилки со сложным движением. С некоторым приближением принимаем, что равнодействующая усилий дробления Р, приложенная к середине дробящей плиты, направлена перпендикулярно биссектрисе угла захвата а. Очевид­ но, сила Рь действующая на переднюю стенку станины, равна Р cos а /2. Продолжая линию действия равнодействующей до точ­ ки пересечения с линией действия распорной плиты и соединив затем эту точку с осью эксцентрикового вала, получаем направле-

ния и значения сил, действующих на основные звенья дробилки: R —усилие, воспринимаемое эксцентриковым валом и подшип­ никами данного узла, Р2 — усилие, воспринимаемое распорной плитой и регулировочным устройством. Э к с ц е н т р и к о в ы й вал щековой дробилки подвергается изгибу и кручению. Можно принять, что нагрузка на вал распреде­ ляется симметрично, следовательно, усилия, действующие на под­ шипники, будут одинаковы и равны R/2. По этим данным можно построить эпюру изгибающих и крутящих моментов, затем опреде­ лить напряжения изгиба в опасных сечениях сттах = - М тг / (ОДd3), а также напряжения кручения т= М кр / (0,2d3), где Мтг —изгибаю­ щий момент; Мкр —крутящий момент; d —диаметр вала в данном сечении. Щ е к у и ш атун рассчитывают, как балки, с одной стороны закрепленные шарнирно (ось подвеса, эксцентриковый вал), а с другой —опирающиеся на распорную плиту. Щека рассчитывает­ ся на изгиб, шатун — на растяжение. Р а с п о р н а я плита щековых дробилок при попадании в дробилку недробимого тела работает в условиях пульсирующего цикла нагружения и мгновенно возрастающих нагрузок. Поэтому распорную плиту необходимо рассчитывать на предельную проч­ ность и выносливость. В общем случае распорная плита испытывает внецентренное сжатие, т.е. ось плиты не совпадает с линией действия нагрузки, что вызвано изменением положе­ ния опорных поверхностей суха­ рей при изменении ширины вы­ ходной щели и износом распор­ ных плит и сухарей. На рис. 2.9, а дана схема дейст­ вия сил в распорной плите, ось ко­ торой нормальна опорным поверх­ ностям. В этом случае плита под­ вергается только напряжениям сжатия. На рис. 2.9, б показана схе­ Р и с . 2.9. Схема действия сил в распорной плите щековой ма действия сил в распорной пли­ дробилки: те, когда линия действия сжимаю­ а —по оси плиты; б —линия действия щей нагрузки и соединяющая точ­ сил не совпадает с осью плиты

ки контакта плиты с сухарями не совпадает с осью плиты, что вызывает изгибающий момент. Напряжение в распорной плите

Р

Ре * = 7 ^ ’ (129) где Р — усилие, сжимающее распорную плиту; F — площадь рас­ четного сечения (сечение А —А) ; е —эксцентриситет в приложении нагрузки; W — момент сопротивления сечения, м3. Распорные плиты изготовляют, как правило, литыми из серо­ го чугуна марок СЧ 18-36 или СЧ 24-44. Предельную прочность рассчитывают по формуле п = а в /а, выносливость по формуле п = ст0/ст (ав — предел прочности материала плиты на изгиб; ст0 — предел выносливости при пульсирующем цикле нагрузки). П р и м е р 2.4. Подобрать марку щековой дробилки, предназна­ ченной для дробления гранита с максимальными размерами кусков Ц11ах= 1250 мм до крупности с1тя:. = 180 мм. И с х о д н ы е данные. Прочностные характеристики обрабатывае­ мого материала р = 2630 кг/м3; <тсж= 140 МПа; Е = 7,5-104М П а;/= 0,25.

Ширина загрузочного отверстия, обеспечивающая свободный прием кусков максимальной крупности, определим по (2.17): D 1250 , . _ Л В = --- = 1470 мм. 0,85 Исходя из этого значения по табл. 2.5 подбираем дробилку с простым движением щеки типа ЩДП 15x21, имеющей следующие технические характеристики: В = 1500 мм; L = 2100 мм; Z)max = = 1300 мм; а = 20°; b — 180 мм; S = 44 мм; п = 125 об/мин; Q = 550 м3/ч; N — 250 кВт. Проверим выполнение двух условий: условия захвата дробимого материала: угол трения материала со­ ставит
вит eDmax =1,867-10_3 -1250 = 2,33 мм, что существенно меньше номинального хода щеки S = 44 мм. Учитывая неоднородность формы и размера кусков дробимого материала, определим опти­ мальные ходы сжатия по соотношениям (2.22): ♦ в верхней точке камеры дробления 5 В = 0,02 В = 0,02 -1500 = 30 мм; ♦ в нижней точке камеры дробления S H = 8 + 0,266 = 8 + 0,26-180 = = 55 мм. И в этом случае условие (2.21) выполняется, следовательно, обеспечивается надежное дробление материала заданной круп­ ности. П р и м е р 2.5. Рассчитать основные кинематические и технологиче­ ские параметры дробилки, выбранной в примере 2.4: частоту враще­ ния приводного эксцентрикового вала, производительность и мощ­ ность привода. Определить средневзвешенные размеры кусков исходного материала, готового продукта и степень дробления.

Оптимальную частоту вращения вала дробилки определим по (2.23): « = 136_0,3 = 13-180-0,3 = 2,74 об/с, что превосходит рабо­ чую частоту вращения вала 2,08 об/с. Это свидетельствует о том, что дробилка будет работать в несколько недогруженном режиме. Средневзвешенный размер кусков исходного материала DCB =0,35В = 0,35-1,5 = 0,525 м, а раздробленного материала dCB = = 0,8 Ъ= 0,8-0,18 = 0,144 м. Степень дробления i = DCB / dCB = 0,525 / 0,144 = 3,65. Производительность по (2.25) равна

Q=

c S cpLbn(B + b) 2DCBtga

0,84-0,04-2,1-0,18 -2,08-(1,5+ 0,18) 2-0,525tg20°

= 0,116 м3/с (417,6 м3/ч) Необходимые при этом затраты энергии, рассчитанные по со­ отношению (2.26), составят

N = 700 mLHSn = 700-0,56-1,2 -0,48-0,055 -2,08 = 25,8 кВт, где SH= 0,055 м —ход сжатия в нижней точке камеры дробления (см. пример 2.4); Н = — ——-— = — —— — = 0,48 м —высота tg(900 —a) tg(90° -20°) неподвижной плиты.

2.3. Расчет конусных дробилок. Область применения, принцип действия, классификация Конусные дробилки по технологическому назна­ чению делят на дробилки крупного дробления (ККД), которые обеспечивают степень дробления i = 5—8; конусные дробилки среднего (КСД) и мелкого (КМД) дробления, обеспечивающие степень дробления /до 20—50 (рис. 2.10). Конусные дробилки при­ меняют для дробления пород прочностью стсждо 300 МПа с высо­ кой степенью абразивности. Эти машины отличаются высокой производительностью. В химической промышленности в основ­ ном используют дробилки КСД и КМД. В таких дробилках материал раздавливается в камере дробления рабочим конусом, совершающим пространственное качание внутри неподвижного конуса. В каждый момент одна из образующих дробя­ щего конуса оказывается наиболее приближенной к внутренней по-

Р и с. 2.10. Конусная дробилка:

а —ККД; б —КСД, КМД; d —размер загружаемого куска материала

верхности неподвижного конуса, а противоположная ей образую­ щая —наиболее удаленной от нее. Таким образом, в любой момент поверхности дробящих конусов, сближаясь, производят дробление материала, а в зоне удаления этих поверхностей ранее раздроблен­ ный материал под действием собственного веса разгружается через кольцеобразную выпускную щель. В конусных дробилках для крупного дробления (рис. 2.10, а) из­ мельчение материала производится в кольцевом рабочем про­ странстве, образованном двумя конусами: неподвижным 2, закре­ пленным в основании дробилки 1, и подвижным (дробящим) 7. Последний плотно насажен на вал 6. Верхний конец вала шарнир­ но с помощью подвесного подшипника Скрепится к траверсе 5, а нижний —свободно входит в стакан-эксцентрик 11, который мо­ жет вращаться в вертикальном подшипнике 12 станины дробил­ ки. Вращение стакану-эксцентрику передается от электродвига­ теля через горизонтальный вал 9 и коническую передачу 10. Дро­ бящий конус бронирован плитами З и 8 и з износостойкой стали. Геометрические оси подвижного и неподвижного конусов обра­ зуют угол до 2—3°. При вращении эксцентрикового стакана гео­ метрическая ось подвижного конуса описывает коническую по­ верхность с вершиной в точке подвеса вала, а сам конус совершает круговые качания внутри неподвижного. Дробление материала происходит в зоне, где поверхности конусов сближаются, а раз­ грузка —там, где эти поверхности расходятся. Конусные дробилки для среднего и мелкого дробления (рис. 2.10, б) значительно отличаются от дробилок для крупного дробления, прежде всего очертанием профиля рабочего пространства. Под­ вижный дробящий конус 7имеетугол при вершине 80—100° («по­ логий конус»), тогда как у дробилок крупного дробления этот угол составляет 20—30° («крутой конус»). Неподвижный дробящий ко­ нус 5также расширяется книзу, образуя с подвижным «параллель­ ную зону», при движении по которой материал подвергается не­ однократному сжатию и дроблению до размера, равного ширине выходной щели. Поэтому крупность продукта дробления опреде­ ляется шириной закрытой разгрузочной щели, а не открытой, как у дробилок крупного дробления. В таких дробилках вал 6, на котором насажен дробящий конус, выполнен консольным, не имеющим верхней опоры. Если у дроби­

лок для крупного дробления дробящий конус шарнирно подвешен к траверсе, то у дробилок для среднего и мелкого дробления опора дробящего конуса расположена в центре его качания и выполнена в виде сферического подпятника 13 большого радиуса, воспринимаю­ щего как массу конуса и вала, так и усилия дробления. Нижний ко­ нец вала вставлен в эксцентриковую втулку 11, которая размещена в стакане, представляющем одно целое со станиной дробилки, и по­ лучает вращение от электродвигателя через горизонтальный вал и коническую передачу. Материал поступает на диск-питатель 14 и равномерно распределяется по всему загрузочному отверстию. Типоразмер дробилок ККД определяется шириной приемно­ го отверстия (от 500 до 1500 мм), дробилок КСД и КМД —диамет­ ром основания подвижного конуса (от 600 до 2200 мм). Основные параметры и размеры некоторых дробилок, выпус­ каемых отечественными предприятиями, приведены в табл. 2.6,2.7. Т а б л и ц а 2.6. Технические характеристики конусных дробилок крупного дроб­ ления ККД и КРД (ГОСТ 6937-69) Параметр

ккд 500/75

к кд 900/140

к кд 1200/150

ккд 1500/180

Ш ирина загрузочного отверстия, мм

500

900

1200

1500

Максимальный размер загружаемого куска, мм

400

750

1000

1200

75

140

150

180

Диапазон регулирования ширины разгрузочной щели, мм

Ширина разгрузочной щели, мм

±11

±20

±22

±27

Производительность, м3/ч

150

428

680

1300

Мощность электродвигателя, кВт

132

250

315

400

Параметр

ккд 1500/300

КРД500/60

КРД700/75

КРД900/100

Ш ирина загрузочного отверстия, мм

1500

500

700

900

Максимальный размер загружаемого куска, мм

1200

400

550

750

Ш ирина разгрузочной щели, мм

300

60

75

100

Диапазон регулирования разгрузоч­ ной щели, мм

±45

±9

±11

±15

Производительность, м3/ч

2600

200

400

680

Мощность электродвигателя, кВт

400

200

250

400

П р и м е ч а н и е . КРД - дробилка конусная редукционного дробления.

Т а б л и ц а 2.7. Технические характеристики конуснда дробилок КСД и КМД ис­ полнения Гр и (Т) (ГОСТ 6937—69) к сд 600

к сд 900

к сд 1200

к сд 1750

к сд 2200

Диаметр основания дробящего конуса, мм

600

900

1200

1750

2200

Ш ирина приемного от­ верстия, мм

75

130

185 (125)

250 (200)

350 (275)

Диапазон регулирова­ ния ширины выходной щели, мм

12-35

15-40

20-25 (10-25)

25-60 (15-30)

30-60 (15-30)

Размер наибольшего куска исходного мате­ риала, мм

60

105

150 (100)

200 (160

300 (250)

Производительность на материале средней прочности, м3/ч

12-40

30-70

77-115 (42-95)

Частота вращения экс­ центрика, с-1

6,1

5,5

4,3

4,3

4,0

Мощность двигателя, кВт

30

55

75

160

250

к сд 3000

кмд1200

кмд1750

кмд2200

км д 3000

Диаметр основания дробящего конуса, мм

3000

1200

1750

2200

3000

Ш ирина приемного от­ верстия, мм

600 (475)

100 (50)

130 (80)

140 (100)

220 (120)

Диапазон регулирова­ ния ширины выходной щели, мм

50-80 (25-50)

5-15 (3-12)

9-20 (5-15)

10-20 (5-15)

15-25 (6-20)

Размер наибольшего куска исходного мате­ риала, мм

500 (380)

80 (40)

100 (70)

100 (85)

180 (ЮО)

Производительность на 700-1100 материале средней (425-850) прочности, м3/ч

45 (27)

95-130 (85-110)

Частота вращения экс­ центрика, с-1

4,0

4,3

4,3

4,0

4,0

Мощность двигателя, кВт

500

75

160

250

500

Параметр

Параметр

170-320 360-610 (100—J90) (180-360)

220-260 360-520 (170-200) (320-440)

Основные соотношения для расчета конусных дробилок. Условия дробления куска материала в конусных дробилках подобны ус­ ловиям дробления в щековых дробилках, и методы расчета тех­

нологических параметров этих машин во многом аналогичны рассмотренным. Расчетная схема конусной дробилки показана на рис. 2.11.

Р и с. 2.11. Расчетная схема конусной дро­ билки ККД

Угол захвата а в конусных дробилках, т.е. угол между дробя­ щими поверхностями подвижного и неподвижного конусов, так же, как и в щековых дробилках, не должен превышать двойного угла трения: а = р + (3, < 2 ф. (2.30) У конусных дробилок крупного дробления угол захвата со­ ставляет 21—23°, у дробилок среднего и мелкого дробления 12—18° в зависимости от вида футеровки. Частоту вращения эксцентриковой втулки п, об/с, для дроби­ лок ККД определяют так же, как и для щековых, т.е. из условия обеспечения пути h свободно падающего куска дробимого мате­ риала за время t, в течение которого эксцентриковая втулка совер­ шает половину оборота:

h = g t 2 / 2; t = JW T g \ t = 1/ ( 2 4 n = ^

^

(2-3i)

Из схемы на рис. 2.11 следует c = Atg(3; d=Atgp,; с + d= S = 2r = h(tg$+ tgp,), где r —эксцентриситет (расстояние от оси дробилки 0 0 до оси ко­ нуса 0 0 ) \

h_

S _ 2г tgp+tgp, tgp+tgp,'

Подстановка этого значения h в (2.31) дает

п -0,25

'g(tgp+ tgp,)

tgp + tgp

(2.32) г г Так как фактически материал тормозится о стенки конусов и скорость его движения уменьшается, рекомендуется частоту вра­ щения, полученную по (2.32), уменьшить примерно на 10%. При­ няв эту поправку, окончательно получим для дробилок ККД час­ тоту вращения эксцентриковой втулки (2.33) Частота вращения эксцентриковой втулки для дробилок КСД рассчитывается по формуле (2.34) где / —коэффициент трения кусков материала о поверхность ко­ нусов (обычно принимается от 0,25 до 0,45); у, D см. на рис. 2.12.

Р и с . 2.12. Расчетная схема конусной дробилки КСД: а —схема действия сил в по­ движном конусе и камере дробления; б —схема движе­ ния куска по наклонной плоскости

а

Частота вращения эксцентриковой втулки для конусных дро­ билок мелкого дробления принимается такой же, что и для дроби­ лок среднего дробления, хотя длина параллельной зоны в дробил­ ках КМД значительно больше, чем в КСД, и кусок материала при продвижении к выходной щели несколько раз сжимается дробя­ щими конусами. Производительность конусных дробилок крупного дробления (рис. 2.11) определяют при условии, что за один оборот вала из дробилки выпадает кольцо материала сечением, F, м2,

где h = 2 г / (tg р + tg р,) - высота кольца, м. На основании этого получена формула производительности конусных дробилок крупного дробления Q, м3/с, _ 2nDHp.nr(b + г) Q = --- —— i tgp+tgp.

,„„--4

(2. 35)

При расчете производительности конусных дробилок средне­ го и мелкого дробления принимают, что за один оборот эксцен­ триковой втулки кусок материала проходит длину параллельной зоны. В этом случае производительность дробилки Q, м3/ч, рас­ считывается по формуле

Q = \m nz lD , (2.36) где ц —коэффициент разрыхления материала (для дробилок КСД и КМД ц = 0,4—0,5, т.е. несколько ниже, чем для ККД); z —шири­ на выходной щели, м; / —длина параллельной зоны, м; D —диа­ метр основания подвижного конуса, м. Мощность двигателя. Требуемую мощность привода N, кВт, дня дробилок ККД можно рассчитать по формуле В.А. Олевского N 0 =60 К D2rn,

(2.37)

где К — коэффициент, учитывающий прочность измельчаемого материала (для прочных пород К= 24); г —эксцентриситет в плос­ кости выходной щели, м. При определении установочной мощности двигателя N№, кВт, следует учитывать пиковые нагрузки и поэтому мощность двига­ теля нужно увеличить на 50%, т.е.

N № = 1,5N 0 =2160 D 2rn.

(2.38)

Для дробилок КСД и КМД

N № =12,6 D 2n.

(2.39)

Равнодействующая усилий дробления. Расчетная схема для оп­ ределения равнодействующей усилия дробления РЛ показана на рис. 2.13. Как и для щековых дробилок, принимают, что равнодейст­ вующая приложена в точке, находящейся на середине зоны дроб­ ления. Согласно условию, верхняя часть дробилки находится в равновесии под действием всех внешних сил.

Р и с. 2.13. Схема для опреде­ ления усилий дробления в ко­ нусной дробилке

Уравнение моментов сил относительно точки А

P ^ + F ^ L p ~(G B + Pnn)R = 0 или P a L , + f P aL p _ (Gb + Pnn)R = ®> откуда находим максимальное значение равнодействующей уси­ лий дробления Рд, Н, (GB + Pnn)R Pr

' Lp+ fL F

(2.40)

где GB — сила тяжести верхней части дробилки, Н; Рп — усилие предварительной затяжки одной пружины, Н; я —число пружин; R —расстояние от оси дробилки до точки А, м; L p h L f —плечи сил относительно точки А, м; / — коэффициент трения подвижного конуса о дробимый материал. Для определения средних усилий дробления в дробилке КСД можно воспользоваться эмпирической формулой В.А. Олевского Р д = 4 6 ir 104,

(2.41)

где F - площадь боковой поверхности дробящего конуса, м2. П р и м е р 2.6. Определить производительность конусной дробилки КСД-1200 при переработке фосфоритов Аксайского месторождения (тип руды - карбонатная известковая). Исходная средневзвешенная

крупность кусков руды 70 мм; крупность кусков сырья на выходе при­ нять равной 5-20 мм. И с х о д н ы е данные. Техническая характеристика дробилки (см. табл. 2.7): диаметр основания дробящего конуса D = 1200 мм; частота вращения эксцентриковой втулки п = 4,3 об/с; ширина разгрузочной щели z = 20-25 мм; производительность 77—115 м3/ч; мощность при­ вода 160 кВт.

Для расчета производительности воспользуемся (2.36): Q = \innzlD = 0,45 •7г•4,3 •0,02 •0,1•1,2 *3600 = 52,522 м3/ч, где ц = 0,45 - коэффициент разрыхления материала; / = D/12 = = 1,2/12 = 0,1 м —длина параллельной зоны.

|

П р и м е р 2.7. Рассчитать необходимую установочную мощность дви­ гателя дробилки для условий примера 2.6.

Расчет мощности проведем по (2.39)

N № = 12,6.02« = 12,6-1,22 -4,3 = 78,019 кВт.

2.4. Расчет валковых дробилок. Область применения, принцип действия, классификация Валковые дробилки применяют для среднего и мелкого дробления материалов высокой и средней прочности, а также для измельчения пластичных и хрупких материалов. Рабочими органами валковой дробилки (рис. 2.14) являются два параллельных цилиндрических валка 2 и 4, вращающиеся встречно. Попадающий в рабочую зону кусок материала увлекает­ ся трением о поверхность валков и затягивается в рабочее про­ странство, где подвергается дроблению в результате раскалыва­ ния, излома и истирания. Поверхности валков бывают гладкие и рифленые. Валки монтируются на станине 1 в подшипниках 3 и 6. Подшипники одного либо двух валков имеют пружинные опоры 5, которые могут перемещаться в направляющих при попадании в дробилку недробимого предмета. Вращение валка сообщается от электродвигателя через клиноременную передачу с частотой 75-190 мин"1.

Р и с . 2.14. Валковая дробилка: а —конструкция; б —схема

Максимальный размер кусков зависит от диаметра валков и размера разгрузочной щели. Так, диаметр гладкого валка должен в 20 раз превосходить размер камня, а при рифленых поверхностях валков —в 12 раз. Поэтому степень дробления составляет 4—12. Типоразмер валковых дробилок определяется диаметром и длиной валков. Технические характеристики некоторых отечест­ венных валковых дробилок приведены в табл. 2.8, 2.9. Таблица

2.8. Техническая характеристика валковых дробилок с гладкими и рифлеными (ГОСТ 18266—72) валками

Параметр

ДГ 400х 250

дг бООх 400

дг 800х 500

ДГ ЮООх 500

дг 1500х 600

ДР 400х 250

ДР 600х 400

Диаметр валка, мм

400

600

800

1000

1500

400

600

Длина валка, мм

250

400

500

550

600

250

400

Максимальный размер исходного куска, мм

20

30

40

50

75

40

60

Окончание табл. 2.8 ДГ 400х 250

ДГ 600х 400

ДГ 800х 500

ДГ ЮООх 500

ДГ 1500х 600

ДР 400х 250

ДР бООх 400

Зазор между валками, мм

2-12

2-14

4-16

4-18

4-20

5-20

10-30

Частота вращения, с-1

2,38 3,33 4,75

2,00 2,50 3,16

1,20 1,66 2,42

0,95 1,50 1,92

0,63 1,00 1,26

2,00 3.00 4.00

1,66 2,16 2,66

Производительность, м 7ч

3-12

4-24

6—35

10-45, 6

15-75

3-12

8-25

Мощность двигателя, кВт

8

22

30

40

55

8

22

Параметр

Т а б л и ц а 2.9. Техническая характеристика валковых дробилок с зубчатыми (ГОСТ 12237-77) валками ДЦЗ-4

ДДЗ-6

ДДЗ-Ю

Диаметр валка, мм

Параметр

400

630

1000

1600

Длина валка, мм

500

800

1250

2000

Максимальный размер исходно­ го куска, мм

100

400

400

1200

15-65

30-80

65-130

130-200

1,06

0,83

0,60

0,50

20-50

60-150

125-525

650-1000

10

20

55

315

Зазор между валками, мм Частота вращения, с-1 Производительность для угля, т/ч Мощность двигателя, кВт

ДДЗ-16

Соотношения для расчета основных параметров валковых дроби­ лок — угла захвата, производительности, частоты вращения вал­ ков, усилий в деталях. Угол захвата в валковых дробилках —это угол р между двумя ка­ сательными к поверхности валков в точках соприкосновения с дробимым материалом (рис. 2.15). Кусок материала будет захва­ тываться, если р < 2ср или а < ф. Так же как у щековых и конусных дробилок, угол захвата у вал­ ковых дробилок для нормального дробления не должен превышать двойного угла трения. При коэффициенте трения для реальных случаев/= 0,30—0,45, угол трения составляет ф = 16°40'—24°20'. На

практике для гладких валков принимают а = 16—24°, чтобы исклю­ чить выдавливание дробимых кусков из рабочей зоны. Зубчатые и рифленые валки обеспечивают лучшие условия захвата, поэтому а =20-30°.

Максимальный размер куска, захватываемого валками, мож­ но определить по формуле

dmax= [ D ( \ - k ) + b\/ k, (2.42) где к — коэффициент захвата (для гладких валков к = 0,954, для рифленых к = 0,92); b — ширина выходной щели, м. Производительность валковых дробилок Q, м3/с, можно вы­ числить, если представить процесс дробления как движение лен­ ты материала. За один оборот валка через щель пройдет объем ленты материала V, м3: V = nDLb, где D —диаметр валка, м; L —длина валка, м. Производительность дробилки при частоте вращения вала п

Q = \25%DLbn\i, (2.43) где 1,25 —коэффициент, учитывающий возможное расхождение валков при работе; ц —коэффициент, учитывающий степень разрыхленности материала (для прочных материалов ц = 0,2—0,3, для влажных ц = 0,4—0,6).

Частота вращения валков п, об/с, валковой дробилки не долж­ на превышать некоторого значения, при котором создаются неус­ тойчивые условия захвата материала и возникают нежелательные колебания нагрузок. Наиболее благоприятный режим работы наступает при окруж­ ной скорости валков wonT = 3—6 м/с. Отсюда находится частота вращения валков /(Щ (2.44) Максимально возможную частоту вращения валков определя­ ют по формуле, предложенной проф. Л.Б. Левенсоном: «опт =^опт

(2-45) где/—коэффициент трения материала о валок (для прочных пород /> 0,3, для глин /< 0,45); d —диаметр куска исходного материала, м; р —плотность измельчаемого материала, кг/м3. Усилия в деталях валковой дробилки определяются нагрузкой, которая создается пружинами предохранительного устройства. Эта нагрузка зависит от многих факторов и может быть вычислена лишь приближенно. Суммарное усилие дробления Р, Н, Р = а сж1/ц,

(2.46)

где стсж —предел прочности материала при сжатии, Па; /= Da/2 — длина дуги на участке измельчения материала, м. Сила нажатия пружин подвижного валка должна обеспечи­ вать суммарные значения Р.

Установочная мощность электродвигателя валковой дробилки, кВт, рассчитывается по формуле л«(стсж L l \ x f D + 2 d ]11 f x G) ^дв =

v

у ппл---------- 4LLLJ., 1000л

( 2 .4 7 )

где dm — диаметр шейки вала под подшипниками валка, м; /, = = 0,001 —0,015 —коэффициент трения качения, приведенный к ва­ лу; G = yJG2 + .РСр —нагрузки на подшипник, Н ; GB— сила тяжести валка, Н; Рср — среднее усилие дробления, Н; rj — КПД привода, принимается в пределах от 0,85 до 0,95;/= 0,30—0,45.

Для расчета мощности валковых дробилок можно рекомендо­ вать также эмпирические формулы. При переработке пород сред­ ней прочности (мергель, известняк, уголь) для расчета N, Вт, ис­ пользуется формула Аргаля

N = 47,6 К Lw , Вт,

(2.48)

где К = 0,6(D/d ) + 0,15 —коэффициент; w = nDn — окружная ско­ рость валков, м/с. П р и м е р 2.8. Выбрать марку валковой дробилки для переработки 24 м3/ч мягкого известняка, имеющего куски средневзвешенным диа­ метром 73 мм. Продукт дробления должен иметь средневзвешенный размер до 15 мм. Определить основные эксплуатационные показате­ ли: частоту вращения валков; усилие, необходимое для дробления ма­ териала; мощность электродвигателя. И с х од ны е данные. По табл. 2.10 принимаем для перерабатывае­ мого материала стсж = 50 МПа.

При выборе типоразмера валковой дробилки учитываем, что размер между валками не может быть меньше среднего размера куска продукта дробления. С учетом заданных параметров по произ­ водительности и размеру куска по табл. 2.8 выбираем дробилку мар­ ки ДГ 1500x600, имеющую следующие технические характеристики: D= 1,5м;Х = 0,6м;<4юх= 0,075щ Ь = 4—20мм; Q= 15—75м3/ч ; N = = 55 кВт. Задавшись значением окружной скорости валка w = 4 м/с, по (2.44) находим оптимальную частоту вращения валков я0пт= = 4/(л>1,5) = 0,849 об/с. Ближайшее рабочее значение частоты вращения валков дробилки принимаем равным п = 1,0 об/с. Тогда фактическая окружная скорость валка составит w = л1,5-1= 4,712 м/с. Необходимое усилие дробления материала при длине дуги на уча­ стке измельчения / =

=^

= 0,209 м, где а = 16° (0,279 рад),

находится по (2.46): Р = стсж£/ц=50-106 -0,6-0,209-0,5 = 3,135-106 Н. Мощность электродвигателя определяется по (2.48):

N = 47,6KLw= 47,6-12,479-0,6-4,712 = 1679 Вт (1,679 кВт), 1,5 где коэффициент К = 0,6 + 0,15 = 12,479. (0,073 Т а блица 2. 10. Механические свойства горных пород Плотность р, кг/м3

Предел прочно­ сти при сжатии а сж, М П а

Модуль упруго­ сти Е Ю-4, М П а

Известняк мягкий

1400

40-60

3,5-5,0

Известняк средней твердости

2630

40-100

3,6

Известняк прочный

2700

100-120

3,5-5,0

Гранит

2630

120-160

5-6

Кварц

2640

80-145

3-4,5

Песчаник

2280

50-100

3,4-5

Диабаз

3080

150-260

6-6,9

Горная порода

2.5. Расчет барабанных шаровых мельниц. Область применения, принцип действия, классификация Барабанные измельчители (мельницы) широко используют для помола различных химических продуктов. Ос­ новной конструктивный элемент мельницы —полый стальной го­ ризонтально расположенный барабан 5 (см. рис. 2.16), закрытый с обоих торцов крышками 3, 7, которые опираются полыми цапфа­ ми на два главных подшипника скольжения 2, 8. Внутренняя по­ верхность барабана и торцевых крышек футерована. Футеровка 6 предохраняет мельницу от износа и снижает шум при ее работе. На корпусе барабана установлен люк 10. На загрузочной крышке 3 установлено устройство 1для ввода в мельницу питания. В качест­ ве такого устройства может служить барабанный или комбиниро­ ванный питатель. Измельченный материал выгружается из бара­ бана через выгрузное устройство 9. Крутящий момент от привода 11 на барабан передается через венцовую шестерню 4, закреплен­ ную на крышке 3. Мельница снабжена системой смазки 12.

Р и с. 2.16. Схема барабанной мельницы

По принципу действия различают: мельницы периодического действия; однокамерные и многокамерные мельницы непрерыв­ ного действия. В мельницах помол материала осуществляется мелющими те­ лами, выполненными в виде литых, кованых или прокатанных стальных шаров диаметром от 30 до 125 мм либо стержнями, за­ грузка которых составляет 35—45% внутреннего объема барабана. При вращении барабана с определенной угловой скоростью ме­ лющие тела двигаются вместе с корпусом барабана, поднимаются на некоторую высоту и затем падают на куски материала (загруз­ ки) , лежащие на футеровке. Происходит так называемый стеснен­ ный удар. Материал измельчается под воздействием удара, а так­ же раздавливанием и истиранием при перекатывании мелющих

тел. Увеличивая время пребывания материала в измельчителе, можно получить высокую степень измельчения, однако при этом резко возрастают энергетические затраты. Барабан приводится во вращение от электропривода через ре­ дуктор. Крутящий момент передается либо непосредственно че­ рез муфту на цапфу барабана, либо через венцовую шестерню, за­ крепленную на барабане вблизи крепления крышки. Типоразмер барабанного измельчителя определяется внутрен­ ним диаметром D барабана (без футеровки) и длиной L его цилинд­ рической части. Технические характеристики некоторых отечест­ венных шаровых измельчителей приведены в табл. 2.11. Т а б л и ц а 2.11.Т ехническая характеристика шаровых измельчителей мокрого помола

Параметр

Размеры барабана, мм: длина ширина Рабочий объем, м3 Частота вращения барабана, об/мин Мощность главного привода, кВт

С центральной сливной разгруз­ С центральной разгрузкой через решетку кой МШЦ- МШЦ- МШР- МШР- МШР- MTIIPМШЦ1500х 2100х 3200х ЗбООх 900х 1500х 2100х 900х 1800 3100 3000 3000 4500 900 1500 4000

мшц-

900 1800

1500 3100

2100 3000

3200 4500

900 900

1500 1500

2100 3000

3600 4000

0,9

4,2

8,5

32,0

0,45

2,2

8,5

36

41

30

24,6

19,72

41

30

24,6

18,1

22

100

200

900

14

55

200

1000

Основные соотношения для расчета параметров барабанных мель­ ниц —угловой скорости вращения барабана, мощности двигателя, производительности, параметров болтов. Угловая скорость вращения барабана определяет характер траек­ тории движения мелющих тел, от которой зависит эффективность помола в мельницах. При небольшой угловой скорости барабана загрузка циркулирует в левом нижнем квадранте, мелющие тела поднимаются, вращаясь вместе с барабаном, на некоторую высо­

ту и затем скатываются по подстилающим слоям, не производя удара. При слишком большой угловой скорости центробежная сила инерции Рп превысит силу тяжести <7и мелющие тела не будут отрываться от стенок даже в самой верхней точке С (рис. 2.17).

Р и с. 2.17. К расчету угловой скоро­ сти вращения барабана мельницы

Оптимальная угловая скорость барабана находится из условия обеспечения максимальной высоты падения шара, которая опре­ деляется координатами точек отрыва шара от стенок (точка А) и точек соприкосновения его с барабаном после падения (точка D). Теоретически найдено, что наивыгоднейший угол отрыва шаров а = 54°40'. Оптимальная угловая скорость барабана соопх, рад/с, при а = = 54°40' равна соопт = A/gcos54°40'/jR = 2,38 / 4 r ,

(2.49)

где R — внутренний радиус мельницы, м. Мощность двигателя шаровых мельниц расходуется на подъем загрузки и сообщение ейкинетической энергии, так как после па­ дения материала окружная скорость частиц равна нулю и их необ­ ходимо вовлекать в движение на каждом цикле циркуляции. Формула для расчета мощности двигателя N, кВт, имеет вид 0,39 mRcog (2.50) N =1000т)

где т) — КПД привода. Масса загрузки равна сумме масс шаров (мелющих тел) тш, т, и материала ти, т,

Обычно масса материала составляет около 14% массы шаров, поэтому

т = 1,14/ггш = 1Д4я/?2Хрц ф,

(2.51)

где L —длина помольной камеры мельницы, м; р —плотность ме­ лющих тел (для стальных шаров р = 7800 кг/м3); ц = 0,57 —коэф- . фициент пустотности загрузки; ф = 0,3 — коэффициент заполне­ ния барабана загрузкой. Производительность шаровых мельниц зависит от свойства ма­ териала, тонкости помола, режима работы и вида помола —сухой или мокрый (при мокром помоле производительность мельниц на 20—25% выше, чем при сухом), равномерности питания и других факторов. Расчет производительности Q, т/ч, шаровых мельниц при су­ хом помоле производят по эмпирической зависимости: (2.52)

<2= 6 , 4 5 У Щ т ш /У)°'&дк , '

где V—рабочий объем мельницы, м3; q —удельная производитель­ ность мельницы, зависящая от материала и способа помола (при сухом помоле клинкера, шлаков q = 0,03—0,04 т/(кВтч); при по­ моле мела и глины q = 0,04—0,06 т/(кВтч); к — коэффициент, за­ висящий от тонкости помола (табл. 2.12). Т а б л и ц а 2.12. Зависимость коэффициента А: от тонкости помола Остаток на сите № 008,%

2

3

4

5

6

7

10

12

15

к

0,6

0,65

0,71

0,77

0,82

0,86

1,0

1,1

1,2

Расчет прочности болтов, крепящих фланцы к корпусу мельни­ цы. Суммарная сила среза болтовых соединений P z = P 0 + Q, (2-53) где Р0= М кр / г6 — окружное усилие, Н; Мкр — крутящий мо­ мент, Н м; /*б—радиус болтовой окружности, м; Q —перерезываю­ щая сила в рассматриваемом сечении, Н. Усилие, растягивающее болты, Sp

>

(2-54>

где ку = 0,2—0,3 —коэффициент, учитывающий упругость болто-

R I

вого соединения; S H = —— —усилие, вызываемое действием рее/ф акции опоры Ль, Н (см. рис. 1.30); £ = 0,8 —коэффициент, учитывающий неравномерность затяжки; гф —радиус фланцев, м. Болты находятся под совместным действием перерезывающих и растягивающих сил, поэтому условие их прочности имеет вид (2.55) где Zo —число болтов; F6- площадь сечения болта, м2; [ст]б- допус­ каемое напряжение материала болта, Па. П р и м е р 2.9. Определить производительность и мощность привода ша­ ровой мельницы МШЦ-900х1800, производящей сухой размол глины. Качество продукта определяется по 10%-ному остатку на сите № 008. Ис х одн ы е данные. Технические характеристики шаровой мель­ ницы с центральной разгрузкой выбираем по табл. 2.11: D = 0,9 м; L = = 1,8 м; V—= 0,9 м3; п = 41 об/мин; N =22 кВт; коэффициент, учиты­ вающий тонкость помола, к = 1,0; удельная производительность мель­ ницы с учетом обрабатываемого материала составит q = 0,05 т/(кВт-ч); коэффициент пустотности загрузки ц = 0,57; коэффициент заполне­ ния барабана <рпринят равным 0,3; плотность материала мелющих тел р = 7800 кг/м3.

Массу загрузки находим по (2.51)

т = 1,14лД2£ рц Ф= 1Д4яО,452-1,8•7800-0,57-0,3 = 1741кг. Требуемая мощность двигателя при этом составит уравнение (2.50) N _ 0 , 3 9 m R a g _ 0 , 39-1741-0,45-4,29-9,81 = 17,2 кВт, 1000-п 1000-0,75 при условии т) = 0,75. Производительность шаровой мельницы находится по (2.52) при условии, что масса мелющих тел тш — 1741 кг:

0 = 6 , 4 5 У Щ т ш /V)°'*qk = fl 7 4 1 Г

= 6,45-0,9• л/0^9 h l z l

-0,05-1,0= 0,467 т/ч.

П р и м е р 2.10. Проверить условие прочности корпуса барабана мельницы МШ Ц 2100x3000. И с х о д н ы е данныё. Технические характеристики и основные конструктивные параметры мельницы приняты по табл. 2.11 и по дан­ ным [2.12]: N= 200 кВт; со = 0,41 рад/с; Ds = 2100 мм; L = 5950 мм; / = =790 мм; /, = 700 мм; /2= 4400 мм; масса шаровой загрузки тш= 16 500 кг; максимальная масса вращающейся части с шаровой загрузкой тк = = 50 400 кг. Материал конструктивных элементов корпуса ВСтЗ; мате­ риал болтов —сталь 35.

Расчетная схема нагрузок для барабана мельницы принята по эквивалентной схеме на рис. 1.31. При этом допускается, что мас­ са вращающихся частей и обрабатываемого материала равномер­ но распределена по всей длине машины L = /б. Толщину стенки барабана в первом приближении определяем по (1.136) 5 б = 0,0085 £>в =0,0085-2,1=0,018м. Наружный диаметр корпусаАн = DB + 2 £ б =2,1+2-0,018 = 2,136 м. Находим конструктивно размеры фланцевого соединения: диаметр болтовой окружности, вычисленный по (1.43) = DB + 2 ^2 iSg +

+ 0,006) =

= 2,1+2 (2 -0,018+0,03 + 0,006) = 2,244 м, принимаем кратным 5 мм, т.е. В5 = 2,245 м; диаметр фланца, вычисленный по (1.44) 1>ф =D 6 +а = 2,245+0,058 = 2,303 м, принимаем кратным 5 мм, т.е. 2)ф = 2,305 м. Используем болты М30, для которых F5 = 5,4-10-4м2; а = 0,058 м; [а]б = 130 МПа; t6 = 4 d6 = 4-0,03 = 0,12 м. Определяем ориентировочно число болтов по (1.46) _ 71Аб _ ri2,245 h ~ 0,12 - 58’774’ и принимаем 60 болтов. Массу обрабатываемого материала полагаем равной 14% мас­ сы шаровой загрузки: т и = 0,14 т ш =0,14-16500 = 2310кг. Суммарная масса вращающихся частей мельницы и обрабаты­ ваемого материала, определенная по (1.139), составит:

т = т к + т м =50400+2310 = 52710 кг. Поперечную силу, действующую на барабан в месте крепле­ ния венцовой шестерни, находим по (1.140) <2в = /я в£ = 8475-9,81 = 83140 Н, где тв = 8475 кг —масса венцовой шестерни с креплением. Линейная нагрузка в соответствии с (1.141) равна

Щ = 52710^81 = 86905 н ^м /б 5,95 Реакцию опор от действия q и QBрассчитываем по (1.142) р , „ , п , , , 8,6905-104 -5,95 ^ + Ra = ^ б / 2 + (2в/, lh= - --- 2---

+ 8,3140-10^ -0,7 = 4,4

о3

R6 = ql6 / 2 + QB(l2 - / ,) / / 2 = 8>6905-Ш4 -5,95

4,4 Далее определяем моменты: ♦ максимальный изгибающий, действующий на барабан, по (1.143)

М тт =9/.(2/2-/1)/8 + G b(/2-/,)/, / / 2 = _8,6905-104 -5,95(2-4,4-5,95) i 8,3140-104(4,4-0,7)0,7 _ 8

+

4А

~~

= 2,331-105 Н-м; ♦ момент сопротивления сечения корпуса барабана по (1.144) .2,118* 4

4

где средний диаметр корпуса Dcp= 0,5 (DB+ DH) = 0,5 (2,1 + 2,136) = = 2,118м; ♦ крутящий момент, равномерно распределенный по длине бараба­ на, по (1.147)

,, 1000 N 1000-200 . № 1 п 5 и М т = ---- = ------ = 4,878-10 Н-м ** со 0,41 ♦ приведенный момент в опасном сечении корпуса барабана ^пр =

= л/2331Т чГ43782'-105 =5,406-105 Н-м.

Условие прочности проверяется по (1.145); ■^пр 5,406-105 о МПа Л/ГТТ <У[а] Г 1= 20 'in МПа. Л/fTT ст= -=— -- --- = 8,58 W 0,063 Tаким образом, условие прочности для аппарата выполняется.

I

П р и м е р 2.11. Для условий примера 2.10 проверить барабан на жест­ кость.

Определим максимальный прогиб от действующих нагрузок по (1.148)

D3

Утах = 8 £ т 7 ^ 04?1+0,002?2^= 9 1 1 оЗ

= ---- -------8-2,1-10 -4,86-10 где

qx — /б

(0,04-0,3807+0,002-8,307)104 =3,705-10-3 м,

}

= 2310^81 _ 3 809.Ю3 Н / м 5,95

линейная нагрузка от массы обрабатываемого материала;

q _ 41

h

50400^81 _ g 31 IQ4 н / 5,95 '

линейная нагрузка от вращающейся массы; Е= 2,1-105М П а—модуль упругости материала корпуса при ра0 о 183 бочей температуре; I x = s \ /12 = ^- ^— = 4,86-10"7, м3 — момент инерции кольцевого участка барабана. Проверим выполнение условия жесткости в соответствии с (1.149)

Следовательно, условие жесткости корпуса выполняется. По­ этому в качестве исполнительной толщины стенки принимается толщина 0,018 м.

|

П р и м е р 2.12. Проверить прочность болтов крепления крышек ба­ рабана к корпусу мельницы, рассмотренной в примере 2.10.

Находим нагрузки, действующие на болты: ♦ окружное усилие 0 0,5D6

= 4^87840^ = 4346 Ю5н; 0,5-2,245

♦ суммарную срезающую силу по (2.53) при Q = QB

PX= P 0+ Q = 4,346-105+0,8314-105 = 5Д77-105Н; ♦ растягивающее усилие по (2.54) S„ = * , - М - = 0,25 Ш™^=бг32Л<>' Н ’ ’ О^вДф 0,5.0,8.2,305 Условие прочности болтов имеет вид (2.55) °пр = — ^ r J s l + 3P i = --- --- ГЛ/0,62322+3-5Д772Ю5 = пр z 6 F ^ р 60-5,4-10 = 27,741 МПа < [а] б =130МПа. Прочность болтов обеспечивается.

2.6. Задачи для самостоятельной работы Задачи 2.1—2.12. Определить требуемую ширину приемного отверстия щековой дробилки. Выбрать марку дробил­ ки и рассчитать ее основные кинематические и технологические параметры: частоту вращения приводного эксцентрикового вала, угол захвата, ход щеки, производительность и мощность привода. Исходные данные приведены в табл. 2.13.

Т а б л и ц а 2.13. Исходные данные к задачам 2.1—2.12 N° задачи

-Дпах» М

^max’ М

/

^св

Вид дробления

Материал

2.1

1,25

0,18

0,25

0,025

Предварительное

Гранит

2.2

1,00

0,15

0,27

0,030

2.3

0,75

0,13

0,29

0,035

и

Диабаз

2.4

0,50

0,10

0,30

0,030

Окончательное

Гранит

2.5

0,45

0,09

0,32

0,025

2.6

0,40

0,08

0,34

0,035

2.7

0,35

0,05

0,30

0,030

2.8

0,25

0,04

0,32

0,025

2.9

0,20

0,035

0,32

0,030

2.10

0,15

0,03

0,34

0,035

2.11

0,20

0,04

0,35

0,025

2.12

0,25

0,05

0,35

0,030

Кварц

Кварц «

Диабаз Гранит Кварц

и

Диабаз Гранит

Предварительное и

Кварц Диабаз

П р и м е ч а н и е . Z>max, dmax—максимальная крупность материала до и после дробле­ ния соответственно; / — коэффициент трения; dCb — средневзвешенный размер продукта.

Задачи 2.13-2.24. Для валковой дробилки с гладкими валками при заданных параметрах измельчаемого материала определить диаметр, длину и частоту вращения валка, угол захвата, усилие дробления и мощность привода. Исходные данные приведены в табл. 2.14. Задача 2.25. Для условий задачи 2.15 подобрать ближайшую по типоразмеру марку валковой дробилки. Сравнить расчетные па­ раметры с их номинальными значениями, соответствующими технической характеристике дробилки;, объяснить причину рас­ хождения расчетных и паспортных характеристик. Т а б л и ц а 2.14. Исходные данные к задачам 2.13—2.24 № задачи

4», мм

dcn, мм

Q, м3/ч

м/с

мм

2.13

75

18

5

3,0

120

Материал — известняк

М , кг

/

350

0,30

Мягкий

2.14

70

17

7

3,2

115

320

0,32

Средней плот­ ности

2.15

65

16

9

3,4

110

300

0,34

Прочный

Окончание табл. 2.14 № задачи

А..

^св» ММ

& м3/ч

м/с

мм

2.16

60

15

10

3,6

105

мм

w,

'

Материал — известняк

М, кг

/

280

0,30

Мягкий

250

0,32

Средней плот­ ности Прочный

2.17

55

14

12

3,8

100

2.18

50

12

15

4,0

95

240

0,34

15

4,2

90

220

0,30

Мягкий

2.19

45

11

2.20

40

10

3

4,4

85

200

0,32

Средней плот­ ности

2.21

35

9

4

4,6

80

180

0,34

Прочный

2.22

30

8

8

4,8

75

175

0,30

Мягкий

2.23

25

7

12

5,0

70

160

0,32

Средней плот­ ности

2.24

20

5

10

5,2

65

145

0,34

Прочный

П р и м е ч а н и е . DCB, dCB— средневзвешенный размер кусков соответственно исходного материала и продукта; Q — производительность; w — окружная ско­ рость валков; dul —диаметр шейки вала; М —масса валка;/— коэффициент трения материала о валок.

Задачи 2.26-2.37. Определить окружную скорость бил, частоту вращения ротора, производительность и мощность привода ротор­ нойдробилки для условий, приведенных втабл. 2.15. По результатам расчета подобрать ближайшую по параметрам модель дробилки. Т а б л и ц а 2.15. Исходные данные к задачам 2.26—2.37

а

d , мм

/

Z

25

10

15

5

12

15

4

16

15

3

18

16

6

№ задачи

/)р, мм

2.26

500

2.27

630

35

2.28

800

65

2.29

1000

125

М3/ ч

2.30

1250

200

20

18

4

2.31

1600

310

25

18

3

2.32

2000

500

25

20

3

2.33

1600

360

50

20

3

Материал

Антрацит Кирпич сили­ катный

Положение от­ ражательной плиты Опущена

Приподнята

Известняк Шуровский Антрацит

Опущена

Окончание табл. 2.15 Положение от­ ражательной плиты

ft

d , мм

/

Z

Материал

1250

200

40

18

4

1000

120

35

16

4

Кирпич сили­ катный

№ задачи

Dp, мм

2.34 2.35

м3/ч

2.36

800

65

30

16

6

2.37

630

50

25

16

6

Приподнята

Известняк Шуровский

П р и м е ч а н и е . Dp — диаметр ротора; Q — производительность; d — крупность продукта дробления; / - степень дробления; z —число рядов бил.

Задачи 2.38-2.49. Определить диаметр и длину ротора молот­ ковой дробилки, производительность и мощность привода по данным табл. 2.16. Рассчитать ширину щели между колосниками. По данным расчета подобрать ближайшую по параметрам марку стандартной дробил™. Т а б л и ц а 2.16. Исходные данные к задачам 2.38—2.49 № задачи

А*ах, т

Л, С' 1

/

2.38

70

50

15

2.39

90

40

16

2.40

125

25

15

2.41

225

22

14

2.42

275

17

15

2.43

350

12,5

18

2.44

550

8,3

16

2.45

575

10

15

2.46

375

17,5

15

2.47

285

20

16

2.48

235

25

18

2.49

100

50

16

Материал известняк Шуровский

Способ загрузки

Вертикальная сверху

Ковровский

Турдейский

Шуровский

Боковая по на­ клонной плите

Вертикальная сверху

Ковровский

Турдейский

Боковая по на­ клонной плите

П р и м е ч а н и е . Dmax —крупность исходного материала; п —частота вращения р о ­ тора; / - степень дробления.

Задачи 2.50-2.61. Для конусной дробилки мелкого дробления (табл. 2.17) определить угол захвата, частоту вращения эксцентри-

ковой втулки, максимальные размеры кусков исходного материа­ ла. Рассчитать производительность и мощность привода. По ре­ зультатам расчета подобрать типоразмер дробилки. Т аб л и ца 2.17. Исходные данные к задачам 2.50-2.61 № зада­ чи

D, м

2.50

1,2

2.51

Дробимый материал

/, м

Y, град.

/

0,10 0,005

0,12

41

0,40

0,50

Гранит

1,75

0,13 0,009

0,18

40

0,39

0,48

Известняк средней плотности

2.52

2,2

0,14 0,010

0,22

39

0,38

0,46

Известняк прочный

2.53

3,0

0,22 0,015

0,30

38

0,37

0,44

Гранит

2.54

1,2

0,05 0,004

0,12

38

0,36

0,42

Известняк средней плотности

2.55

1,75

0,08 0,005

0,18

39

0,35

0,40

Известняк прочный

2.56

2,2

0,10 0,006

0,22

40

0,35

0,40

Гранит

2.57

3,0

0,12 0,008

0,30

41

0,36

0,42

Известняк средней плотности

2.58

1,2

0,08 0,008

0,12

41

0,37

0,44

Известняк прочный

2.59

1,75

0,10 0,010

0,18

40

0,38

0,46

Гранит

2.60

2,2

0,12 0,015

0,22

39

0,39

0,48

Известняк средней плотности

2.61

3,0

0,16

0,30

38

0,40

0,50

Известняк прочный

В, м

Z, М

0,20

П р и м е ч а н и е . В —ширина приемного отверстия; D —диаметр подвижного кону­ са; z —ширина выходной щели; I—длина параллельной зоны; у—угол между обра­ зующей дробящего конуса и его основанием ;/—коэффициент трения кусков ма­ териала о поверхность конуса; ц — коэффициент разрыхления материала.

Задачи 2.62-2.66. Проверить условие прочности корпуса бара­ бана мельницы по исходным данным табл. 2.18. Задача 2.67-2.70. Рассчитать толщину стенки корпуса барабан­ ной мельницы, исходя из условия его жесткости. Исходные дан­ ные приведены в табл. 2.18. Задача 2.71—2.72. Проверить прочность болтов для крепления крышек к корпусу мельницы. Исходные данные приведены в табл. 2.18.

№ задачи

2.62

2.63

2.64

2.65

2.66

2.67

2.68

2.69

2.70

2.71

2.72

Параметр -

МШР 2100х 1500

МШР 2100х 2200

МШР 2100х 3000

МШР 2700х 2100

МШР 2700х 3600

МШР 3200х 3100

мшц 2100х 2200

МШЦ 2100х 3000

МШЦ 2700х 3700Н

МШЦ 2700х 3600

МШЦ 3200х 3100

2100 1500

2100 2250

2100 3000

2700 2100

2700 3600

3200 3100

2100 2250

2100 3000

2700 3600

2700 3600

3200 3100

4,3

6

8,5

10

17,5

22

6,3

8,5

17,5

17,5

22,4

0,40

0,41

0,41

0,35

0,35

0,33

0,40

0,41

0,35

0,35

0,33

10

8

12

15

35

45

11

20

30

28

35

132

200

200

400

400

630

200

200

400

400

630

10

15

20

21

36

45,5

15

16,5

34

25

47

36,5

46,6

56,5

78

110

141

43,6

50,4

97

76

125

4655 745 950 3150

5412 752 950 3900

6162 752 950 4650

6495 1015 980 3930

7995 1015 980 5430

8007 1020 1240 5300

5200 790 700 3650

5950 790 700 4400

9010 1012 980 5430

9225 1012 925 5300

8830 1000 970 5030

Барабан, мм диаметр длина Рабочий объем номи­ нальный, м3 Частота вращения ба­ рабана, с-1 Производительность, т/ч Мощность главного привода, кВт М асса, т шаровой загрузки максимальная вращающейся части с шаровой загрузкой Конструктивные пара­ метры, мм

k 1 h h

2.6. Задачи для самостоятельной работы

Т аб л и ц а 2.18. Технические характеристики мельниц (исходные данные к задачам 2.62—2.72)

БИБ Л И ОГ РА ФИ ЧЕ СК ИЙ СПИСОК

2.1. Андреев С.Е., Петров В.А., Зверевич В.В. Дробление, измельчение и грохочение полезных ископаемых. М.: Недра, 1980. 415 с. 2.2. Барабашкин В.П. Молотковые и роторные дробилки. М.: Недра, 1973.114 с. 2.3. Бауман В.А. Роторные дробилки. М.: Машиностроение, 1973. 271 с. 2.4. Бауман ВА., Клушанцев Б. В., Мартынов В.Д. Механическое обору­ дование предприятий строительных материалов, изделий и конст­ рукций: Учебник. М.: Машиностроение, 1981. 324 с. 2.5. Клушанцев Б.В., Косарев А.И., Муйземнек Ю.А. Дробилки. Конструк­ ции, расчет, особенности эксплуатации. М.: Машиностроение, 1990. 320 с. 2.6. Конструирование и расчет машин химических производств: Учеб­ ник / Ю.И. Гусев, И.Н. Карасев, Э.Э. Кольман-Иванов и др. М.: Машиностроение, 1985. 408 с. 2.7. Конусные дробилки / Ю.А. Муйземнек, Г.А. Колюнов, Е.В. Коче­ тов и др. М.: Машиностроение, 1990. 319 с. 2.8. Машины химических производств: Атлас конструкций: Учеб. посо­ бие/Э.Э. Кольман-Иванов, Ю.И. Гусев, И.Н. Карасев и др. М.: Ма­ шиностроение, 1981. 118 с. 2.9. Осокин В.П. Молотковые мельницы. М.: Энергия, 1980. 176 с. 2.10. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки: Учебник. М.: Альфа-М, 2006. 605 с. 2.11. Сиденко П.В. Измельчение в химической промышленности. М.: Хи­ мия, 1977. 368 с. 2.12. Тимонин А. С. Основы конструирования и расчета химико-техноло­ гического и природоохранного оборудования: Справочник. Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 2002. Т. 2. 1028 с.

| Э

Е=3 ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ

3.1. Рекомендации по выбору теплообменников Широкая номенклатура теплообменников по ти­ пам, размерам, параметрам и материалам позволяет выбрать ап­ парат оптимальный по основным показателям для конкретных условий теплообмена. Выбор конструкции аппарата для конкретных условий тепло­ обменного процесса в основном зависит от эрудиции и интуиции конструктора, но существуют рекомендации общего характера, которыми можно руководствоваться при выборе теплообменного аппарата и схемы движения в нем теплоносителей: при высоком давлении теплоносителей более предпочтительны трубчатые теплообменники. В этом случае в трубное пространство желательно направить теплоноситель с более высоким давлением, поскольку из-за малого диаметра трубы могут выдерживать боль­ шее давление, чем корпус, при одинаковой толщине стенок; коррозионный теплоноситель в трубчатых теплообменниках це­ лесообразно направлять по трубам, так как в этом случае при кор­ розионном изнашивании не требуется замена более дорогосто­ ящего корпуса теплообменника; при использобании коррозионных теплоносителей более пред­ почтительны теплообменные аппараты из полимерных материа­ лов, например из фторпласта и его сополимеров, из графита; если один из теплоносителей загрязнен или дает отложения, то целесообразно направлять его с тойстороны теплообменника, ко­ торая более доступна для очистки (в змеевиковых теплообменни­ ках —это наружная поверхность труб, в кожухотрубчатых —внут­ ренняя); для улучшения теплообмена не всегда требуется увеличение ско­ рости теплоносителя, например при конденсации паров для улуч­

шения теплообмена необходимо обеспечить хороший отвод кон­ денсата с теплообменной поверхности, для чего следует подобрать аппарат соответствующей конструкции. Различают проектный и поверочный расчеты теплообменного аппарата. Проектный расчет выполняют при разработке нового теплообменного аппарата, и его целью является определение пло­ щади поверхности теплообмена и конструкционных размеров ап­ парата, обеспечивающих проведение технологического процесса и надежность конструкции при его эксплуатации. С помощью поверочного расчета выбирается стандартный те­ плообменник, удовлетворяющий основным заданным условиям теплообмена, а при большой тепловой нагрузке выявляется число параллельно работающих теплообменников.

3.2. Основные расчетные соотношения для теплового расчета аппаратов Расчет теплообменного аппарата для поверочно­ го и для проектного расчета сводится к определению площади по­ верхности теплообмена, обеспечивающей заданные условия теп­ лового процесса. Как правило, расчет состоит из следующих стадий. Определение тепловой нагрузки Q, Вт. Если теплообмен идет без изменения агрегатного состояния теплоносителей, то

Q = Gc(tH- t K) w M Q = G(i1- i 2), (3.1) где G —массовый расход теплоносителя, кг/с; с —удельная тепло­ емкость теплоносителя при средней его температуре, Дж/(кг-К); /н, /к—температура теплоносителя соответственно на входе в аппа­ рат и выходе из него, °С; /ь /2—энтальпия теплоносителя соответ­ ственно на входе в аппарат и выходе из него, Дж/кг. Если процесс теплообмена происходит с конденсацией насы­ щенных паров без охлаждения конденсата и при кипении, то Q = Gr, (3.2) где г —удельная теплота конденсации (парообразования), Дж/кг. Если при конденсации перегретых паров имеет место и охлаж­ дение конденсата, то

Q = G(ix - ct K), (3.3) где /[ —энтальпия перегретого пара, Дж/кг. Один из технологических параметров, не указанных в исход­ ном зацании (расход одного из теплоносителей или одна из темпе­ ратур), определяют по уравнению теплового баланса где Q, — количество теплоты, отдаваемое горячим теплоносите­ лем; Q2—количество теплоты, воспринимаемое холодным тепло­ носителем. В теплообменниках всегда имеют место потери теплоты в ок­ ружающую среду, но при наличии теплоизоляции они незначи­ тельны и ими можно пренебречь. Определение средней разности температур Д/Срв случаях проти­ вотока и прямотока производят по формулам: (3.4) Шб > 2, при -2А

(3.5)

где Д/б, Д/м—наибольшая и наименьшая разность температур теп­ лоносителей у концов теплообменного аппарата, °С. В многоходовых теплообменниках имеет место смешанный и перекрестный ток теплоносителя. Средняя разность температур в этом случае равна (3.6) А7 ср еА^ср , где е — поправочный коэффициент, значение которого можно найти по графикам на рис. 3.1; A/“cp—средняя разность температур, вычисленная для противотока. Средняя температура теплоносителя, по которой определяются его теплофизические свойства, находится следующим образом. Для теплоносителей, температура которых изменяется от начальной txдо конечной t2и t5/tM< 2, принимают tcp= (tH+tK)/2. Для теплоносителя, у которого t5/tM> 2, среднюю температуру рассчитывают по формуле

где t'cp — средняя арифметическая температура теплоносителя с меньшим перепадом температуры вдоль поверхности теплообмена.

*2н

) 12к

*2н|

Ч

) Т^2к

^

p—L

*2н~*\н

р __ ^2н *2к *1к“ *1н

Р и с. 3.1. Поправочные коэффициенты е к расчету А/ср для теплообменников: а —с перекрестно-смешанным током теплоносителей; б —со смешанным током теплоносителей

Расчет коэффициента теплопередачи через стенку К, Вт/(м2-К) производят по формуле К-

1 1 а, Ч

1 ’

(3.8)

32'

'Чт

а 2

где а ь а 2—коэффициенты теплоотдачи от охлаждаемого теплоноси­ теля к стенке и от стенки к нагреваемому теплоносителю, Вт/(м2К); гзь /*32 —термическое сопротивление загрязнений соответственно с внутренней и внешней сторон стенки, м2К/Вт; 5 —толщина стенки трубы, м; А,ст—теплопроводность материала трубы, ВтДм-К). Данные по термическим сопротивлениям загрязнений приве­ дены в табл. 3.1.

Т а б л и ц а 3.1. Термические сопротивления загрязнений на поверхности тепло­ обменных аппаратов промышленного назначения Теплоноситель Вода: дистиллированная оборотная очищенная оборотная неочищенная речная

/уЮ 5, м2 К/Вт

29 58-120 170-290 120-230

Воздух, азот и т.д.

86'

Чистый водяной пар

8,6

Водяной пар, содержащий масла

17

Пары органических жидкостей

9,1

Органические жидкости, рассолы

17

Нефтепродукты светлые

81

Нефть, мазут

175 2330

Гудрон, крекинг-остаток

Данные по теплопроводности основных материалов, исполь­ зуемых в теплообменниках, приведены в табл. 3.2. Т а б л и ц а 3.2. Коэффициент теплопроводности некоторых материалов Материал

А.ст, Вт/(м К) 46,52

Углеродистая сталь Нержавеющая сталь

17,45

Чугун

69,78

Алюминий

203,53

Латунь

’

93,04

Расчет коэффициентов теплоотдачи [3.8] ведется по форму­ лам, приведенным в табл. 3.3 для основных типов теплообменни­ ков и для различных видов теплообмена, где с —коэффициент те­ плоемкости, Дж/(кг-К); D — диаметр кожуха, м; d — внутренний диаметр теплообменных труб, м; F —площадь поверхности тепло­ передачи, м2; G—массовый расход теплоносителя, кг/с; g —ускоре­ ние свободного падения, м/с2; L —длина теплообменных труб, м;

/—определяющий размер в критериях подобия, м; п —число труб; q —удельная тепловая нагрузка, Вт/м2; г —удельная массовая теп­ лота парообразования, Дж/кг; t —температура, °С; со — скорость движения теплоносителя, м/с; р —коэффициент объемного рас­ ширения; 8СТ— толщина стенки теплопередающей поверхности, м; X —коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К); ц —коэффици­ ент динамической вязкости, Па с; р — плотность, кг/м3; а — по­ верхностное натяжение, Н/м или кг/с2; R e = N u = — ; Pr = Gr = ^ в 1 р д л ц X X ц2 Т а б л и ц а 3.3. Коэффициенты теплоотдачи для различных способов теплооб­ мена Условия примени­ мости

Формула

Теплоотдача, не сопровождающаяся изменением агрегатного состояния а = N u—

(3.9)

Для прямых труб круглого сечения и каналов некруглого сечения Развитый турбу­ лентный режим (Re> 104) Рг = 0,6-100

N u = 0,023Re°,8Pr0,4

Переходный ре­ жим движения (2300 < Re < 104)

N u = 0,008Re 0,9 Pr0,43

Ламинарный ре­ жим движения (Re <2300) .

Nu = l,61

G rP r< 5 1 0 5 Re Pr (d/L) > 12

где цст- д инамичес]сая В51зкость теплоносителя при температуре с;тенки

To же при RePr-(
N u = 3,66

Ламинарный ре­ жим движения (Re <2300) G rP r> 5 1 0 5

N u — 0Д5 (Re- Pr)0,33(G r • Pr)0,11 Pr ) (Ргст

0,25

Рг

(3.10)

1Ргст

(3.11) 0,14

ГИ ^ст

,

(3.12)

чО.М

Ц

(3.13)

(3.14)

Продолжение табл. 3.3 Условия примени­ мости

Формула

Для изогнутых труб (змеевиков) Развитый турбу­ лентный режим движения (Re > 104)

(3.15)

а 3= а 1+ 3,54^

где а - коэффици [ент теплоотдачи для прямой трубы; d —внутренний д]«аметр трубы змеевика; D —диаметр витка змеевика

Для межтрубного пространства теплообменника «труба в трубе» Развитый турбу­ лентный режим движения (Re > 104)

чС1,45

/

(3.16)

N u =0,023Re0-8Рг°'4рг-

k J

где DB—внутренний диам етр наружной трубы; dH— наружный диаметр внутреш*ейтрубы

Переходный ре­ жим движения (2300 < Re < 104)

Формула (3.11), где эквивалентный диаметр в Re d3 = Z)B— dH

Ламинарный ре­ жим движения (Re < 2300)

Формула (3.14), где эквивалентный диаметр в Re d3 = Z)B—

Для межтрубного пространства в кожухотрубчатых теплообменниках с сег­ ментными перегородками

Re >1000

Рг

N u=0,24Re°'6Pr°'36

\0,25

(3.17)

|Ргст

где эквивалентный лдаме тр — наружный диаметр труб

Re

<

1000

Рг

0,25

(3.18) , где эквивалентный д[иаме тр - наружный диаметр труб N u = 034Re°'5Pr°'36

РГст

При обтекании пучка оребренных труб (и Г N u = 0Д8 p i -

3000 < Re < 25000 d j t = 3-4,8

0,54

-0,14

\Н -

J J

Re0,65 Рг0,4,

(3.19)

где dH- наружны[йдиаметр несущей трубы; t - шаг между ребрами; h = 0, 5 ( D - d H) - высота ребра; D - диаметр ребра. Определяющий гео\1етрический размер —шаг между ребрами t. Полученный из ( 3.1!)) коэффициент теплоотдачи <Хр подставляют в форм^т для расчета коэффициента теплопередачи, отнесенн[ОГС) к полной наружной поверхности:

Продолжение табл. 3.3 Условия примени­ мости

Формула

I = _ L +J_Zh_+ ^ 5 К

ап

а

/1

(3.20)

А,’

где сцр - коэффициент теплоотдачи для теплоносителя внутренней трубы; FH—полная наружная поверхность оребренной трубы, включая поверхность ребер; FBвнутренняя поверхность несущей трубы;

- сумма

X

термических сопротивлений стенки трубы и слоев за­ грязнений Для стандартных алюминиевых труб с накатанными ребрами при коэф­ фициентах оребрения 9; 14,6 в преде­ лах 20 < а 2<100

юрв

0,65

Рг°’35,

(3.21)

, - C j а 2, где а 2 - коэффициент теплоотдачи от трубы к воздуху, Вт/(м2 К); Хъ, рв, |!в - теплопроводность, плотность, ди­ намическая вязкость воздуха. При коэффициенте оребрения = 9 Сх = 0,83, С2 = 0,5; при КеР = 14,6 Q = 0,65, С2 = 0,48. Общий коэффициент теплопередачи, отнесенный к гладкой трубе:

к = - ------ 1---- :--- ,

г+

1

(3.22)

-

где сц — коэффициент теплоотдачи для теплоносителя внутренней трубы, Вт/(м2-К); Zr — сумма термических сопротивлений стенок труб и загрязнений, м2-К/Вт

При движении теплоносителя в пластинчатых теплообменниках Турбулентный ре­ жим движения Re = 100-30000, Рг = 0,7-20 Re = 100-30000, Рг = 0,7-50 Re = 500-30000, Рг = 0,7-80 Re = 200-50000, Рг = 0,7-50

.0,43 Nu = tfRe^Pr1

Рг

0,25

Рг.

(3.23)

Для пластин площадью 0,2 м2

а = 0,086; 6 = 0,73. Для пластин площадью 0,3 м2

а = 0,1; 6 = 0,73. Для пластин площадью 0,5 м2 с гофрами «в елочку»

а = 0,135; b = 0,73. Для пластин площадью 0,5 м2 с горизонтальными гоф­ рами

а = 0,165; Ъ= 0,65

Продолжение табл. 3.3 Условия примени­ мости Ламинарный ре­ жим движения Re <100, Рг > 50 Re <50, Рг> 80 Re <200, Рг > 50

Формула ч°, 25

Nu —я Re0,33Рг0,33

Рг

(3.24)

Для пластин площадью 0,2 м2 а = 0,5. Для пластин площадью 0,3 м2 а = 0,6. Для пластин площадью 0,5 м2 с гофрами «в елочку» а = 0,63. Для пластин площадью 0,5 м2 с горизонтальными гофрами а = 0,46

Теплоотдача при ковденсации паров При пленочной конденсации насыщенного пара по вертикальной поверхности и одиночной горизонтальной трубе (3'25) Ламинарное отека­ ние пленки Для гофрирован­ ных пластин &ОНД — ^ст1) < 10

где для вертикальной плоскости а = 1,15, / = Н ( Н —вы­ сота поверхности, м); для трубы а = 0,72; / = dH( dH- на­ ружный диаметр трубы, м); At = Гконд - /ст1; г —удельная теплота конденсации, которую определяют при Гконд. Физические характеристики конденсата рассчитывают при средней температуре пленки конденсата *ПЛ 0,5 (/‘конд + ^cT.l)

При конденсации naiра на наружной поверхности пучка из п вертикальных труб а-3,78Хз p2d»n ; V

(3.26)

для п горизонтальных труб длиной L, м, (Асонд _ *CTl) - 1®

а - 2 ,0 2 е Х з р21л,

(3.27)

где е = 0,7 при п < 100; е = 0,6 при п > 100; G\ — расход пара, кг/с

При конденсации пара на гофрированной поверхности пластин N u = aRe°'7Pr0'4,

-

где Re = ^

\iF

(3.28)

; Nu = — ;

X

F —полная поверхность теплообмена, м2; G\ —расход пара, кг/с

Окончание табл. 3.3 Условия примени­ мости

-

Формула При At < 30-40 °С физические свойства конденсата мож­ но определять при температуре конденсации. К оэффи­ циент а зависит от типа пластин: а - 338 для пластины площадью 0,2 м2, а = 322 для 0,3 м2, а = 240 для 0,5 м2 гофрированной в «елочку», а = 316 для 0,5 м2 с горизон­ тальными гофрами. В последнем случае Re0’6. Справедлива формула (3.25), куда в качестве высоты по­ верхности подставляют приведенную длину канала L ; L = 0,45 для пластины площадью 0,2 м2, L = 1,12 для пластины 0,3 м2, L = 1,15 для пластины 0,5 м2

Кипение (испарение) жидкостей При кипении на поверхностях, погруженных в большой объем жидкости Пузырьковый ре­ жим

_2 1 хЪ 13 ^ а = 0,075 l + lo(-P--l) 3 J3 <73 Ip п J ,Ист7ит J

(3.29)

При кипении в трубах У1 ,3^0 ,5 .0,06 а -780

р Рп a 0’5r 0>6p°n:6 o6c0V

Q

,

(3.30)

’3

где рп, рпо — плотность пара при рабочем и атмосферном давлении, кг/м3. ,

То же

При кипении в большом объеме критическая удельная тепловая нагрузка, при которой пузырьковое кипение переходит в пленочное, а коэффициент теплоотдачи принимает максимальное значение: 9кр = 0 Д 4 г ^ &

(3.31)

В (3.29)—(3.31) все физические характеристики жидко­ сти, а также плотность пара следует определять при тем­ пературе кипения, соответствующей рабочему давлению ^КИП> К

Расчет необходимой поверхности теплообмена выполняют по основному уравнению теплопередачи

3. 3. О с н о в н ы е с о о т н о ш е н и я для определения гидравлического сопротивления аппарата Расчет гидравлического сопротивления аппара­ та, т.е. потерь давления теплоносителя при прохождении его через теплообменник, проводится для кожухотрубчатого теплообмен­ ника по следующим формулам [3.9]: ♦ потери давления при движении теплоносителя в трубном про­ странстве ЛРТ= Л-Р|-\-ZТр (^АР2 +A/^jp +ДР3 ) Л/^ , (3.33) где Z Tр — число ходов в теплообменнике; потери давления, Па: АР{ —при выходе потока из штуцера в распределительную камеру; АР2 —на входе потока из распределительной камеры в трубы теп­ лообменника; ДР-гр — на трение среды в трубах; ДР3— при выходе потока из труб; ДР4—при входе потока в штуцер теплообменника: ♦ потери давления в местных сопротивлениях Д Р ,.= ^ .р ^ ,

(3 .3 4 )

где со, — скорость жидкости (газа) в узком сечении рассматрива­ емого участка, м/с; ^ — коэффициент местного сопротивления, который зависит от вида сопротивления (табл. 3.4); Т а б л и ц а 3.4. Зависимость коэффициента местного сопротивления от вида с о ­ противления Вид местного сопротивления

5

Вход в распределительную камеру

1,0

Поворот потока.и вход в трубы

1,0

Выход из труб и поворот потока

1,5

Выход из распределительной камеры

0,5

Поворот в трубах

0,5

Вход в межтрубное пространство

1,5

Огибание перегородки в межгрубном пространстве

1,5

Выход из межтрубного пространства

1,5

♦ потери давления на трение в трубах теплообменника (3.35) где р — плотность потока, кг/м3; со^, — скорость потока в тру­ бах, м/с; Ц, —коэффициент трения, определяемый в зависимости от критерия Рейнольдса для трубы и ее шероховатости. При лами­ нарном режиме для гладких и шероховатых труб (3.36) при режиме в пределах 10/е < Re < 560/е (область смешанного тре­ ния) 1

= -21g 0,27е+ — Re

,

(3.37)

а в автомодельной области (Re > 560/е) =

= -21g (0,27е),

где е = АД4 —относительная шероховатость; А —средняя высота вы­ ступов или глубина впадин, т.е. абсолютная величина шероховато­ сти, причем для стальных новых труб А = 0,1 мм, для труб при незна­ чительной коррозии и небольших загрязнениях А = 0,2—0,3 мм, для загрязненных и корродированных труб А = 0,5—0,8 мм. Общее сопротивление межтрубного пространства кожухо­ трубчатых теплообменников с поперечными перегородками оп­ ределяют по уравнению АРм—А/*5+— Ai>MT+ — 1 АР6+АР 7,

(3.38)

где потери давления, Па: АРт — на поддержание скоростного на­ пора среды и ее трение в одном ходе межтрубного пространства, ограниченного стенками кожуха и соседними перегородками; АР5 —при входе в межтрубное пространство; АР6 — при огибании потоком перегородки; АР7 — при выходе потока из межтрубного пространства; /п—расстояние между перегородками, м.

Потери давления на трение в межтрубном пространстве теп­ лообменника рассчитывают по формуле 2 АРШ= К РР ^ Т , (3.39)

2

где юмт—скорость потока в межтрубном пространстве, м/с;

—

коэффициент трения в межтрубном пространстве, зависящий от размещения труб в теплообменнике и числа рядов труб т, через которые проходит поток теплоносителя: ♦ при размещении труб по вершинам равносторонних треугольников ..

4+6,6т Х ч>= - £ ± Г > т = °’35- Г ’ мт

Н

m r D ,т <3-40>

♦ при размещении труб по вершинам квадратов 5,4+3,4/я R po.28 ; К-емт

“н

n Dлл\ (3‘41)

В (3.40), (3.41) критерий ReMTрассчитывают через скорость шмт и наружный диаметр труб dH.

3.4. Образцы конструкций и параметры нормализованных кожухотрубчатых теплообменников Кожухотрубчатые теплообменники используют­ ся в качестве нагревателей, холодильников, конденсаторов и ис­ парителей. Стальные кожухотрубчатые теплообменные аппараты изго­ товляют следующих типов: Н — с неподвижными трубными ре­ шетками; К - с температурным компенсатором на кожухе; П —с плавающей головкой; У - с U-образными трубами; ПК — с пла­ вающей головкой и компенсатором на ней. Кожухотрубчатые теплообменники (нагреватели) и холодиль­ ники предназначены для теплообмена между теплоносителями без изменения их агрегатного состояния. Такие теплообменные аппа­ раты выполняются различных типов: жесткой конструкции, т.е. с неподвижными трубными решетками, с температурными ком-

пенсаторами, с расширителем на кожухе, с плавающей головкой, с U -образными трубами.

Р и с . 3.2. Горизонтальный теплообменник и холодильник с неподвижными трубными решетками и температурным компенсатором на кожухе, двухходовой по трубам: 1 —распределительная камера; 2 —кожух; 3 —трубный пучок; 4 —опора; 5 —труб­ ная решетка

На рис. 3.2 представлена одна из конструкций таких теплооб­ менников. Более подробно описание конструкций и принципа работы теплообменников дано в [3.10].

Р и с . 3.3. Горизонтальный конденсатор с неподвижными трубными решетками и температурным компенсатором на кожухе, двухходовой по трубам: 1 —крышка; 2 —распределительная камера; 3 - кожух; 4 - трубный пучок; 5 - опора;, б —трубная решетка; 7 —крышка

Кожухотрубчатые конденсаторы предназначены для конден­ сации паров веществ в межтрубном пространстве, а также для по­ догрева жидкостей и газов за счет теплоты конденсации паров. От теплообменников (нагревателей) они отличаются большим диа­ метром штуцера для подвода пара в межтрубное пространство. На рис. 3.3 приведена одна из конструкций конденсаторов. Кожухотрубчатые конденсаторы, также как и холодильники, могут быть одно-, двух-, четырех- и шестиходовые по трубному пространству, жесткой конструкции и с температурным компен­ сатором на кожухе, могут устанавливаться горизонтально или вертикально.

Р и с . 3.4. Испаритель с U -образными трубами:

1 —кожух; 2 —теплообменная труба; 3 —стяжка; 4 —трубная решетка; 5 —распреде­ лительная камера; 6 —опора

В кожухотрубчатых испарителях в трубном пространстве ки­ пит жидкость, а в межтрубном пространстве может быть жидкий, газообразный, парогазовый или парожидкостный теплоноси­ тель. Кожухотрубчатые испарители с трубными пучками из U -образных труб или плавающей головкой (рис. 3.4) имеют па­ ровое пространство над кипящей в кожухе жидкостью. В этих аппаратах, расположенных всегда горизонтально, горячий теп­ лоноситель (газы, жидкости или пар) движется по трубам. Испа­ рители с паровым пространством изготовляют только двухходо­ выми. В промышленности используются нормализованные термо­ сифонные испарители. Такой испаритель показан на рис. 3.5.

Р и с. 3.5. Термосифонный испаритель

Параметры (поверхность теплообмена, материал конструк­ ции и др.) перечисленных теплообменников приведены в табл. 3.5-3.31. Т а бл и ц а 3.5. Основные параметры теплообменных аппаратов с кожухом диа­ метром 159, 273, 325,426 мм

Параметр

Тип аппарата ТН

Наружный диаметр кожуха DH, мм Площадь поверхности теплообмена, м2

ТК

ХК

159; 273; 325;426 От 1 до 68

От 1,5 до 47

Температура теплообменивающихся сред, °С: в кожухе

От —70 до 350

От -20 до 300

в трубах

От -20 до 60

Условное давление, М Па, не более: в кожухе

1,6; 2,5; 4

1,6

в трубах Сортамент теплообменных труб, мм Длина теплообменных труб, мм DHi мм: 159;273

1,6 0,6

20x2; 20x1,8; 25x2; 25x1,8 1000; 1500; 2000; 3000

25x2

1500; 2000; 3000

325

1500; 2000; 3000;4000

426

2000; 3000; 4000; 6000

Число ходов по трубам аппарата DH, мм: 159;273 325;426

1 1; 2

2

Окончание табл. 3.5 Тип аппарата

Параметр

ТК

ТН

Схема расположения теплообменных труб в трубных решетках Шаг расположения теплообменных труб, мм

ХК

П о вершинам равносторонних тре­ угольников 32

26; 32

П р и м е ч а н и е . ТН — теплообменник (нагреватель) с неподвижными трубными решетками; Т К —теплообменник (нагреватель) с компенсатором на кожухе; ХК — холодильник с компенсатором на кожухе.

Т а б л и ц а 3.6. Основные параметры теплообменных аппаратов с кожухом диа­ метром 400,600, 800 мм

Параметр Внутренний диа­ метр кожуха •^вн> ММ

Тип аппарата ТН

400;600;800

Площадь по­ верхности тепло­ обмена, м2 Температура теплообменивающихся сред, °С в кожухе

ТК

ХН

ХК

600; 800

400; 600; 800

От 16 до 279

КН

кк

в трубах

ИК

600;800

От 46 до 213

От -20 до 300

От —70 до 350

ИН

От 40 до 149

От —70 до 350

От -20 до 60

Условное давле­ ние в кожухе, М П а (не более), аппарата D B„, мм: 400

1,6; 2,5; 4

1,6

1; 1,6; 2,5; 4

1; 1,6

1,6

600 800 Условное давле­ ние в трубах, М П а (не более), аппарата

1; 1,6; 2,5; 4

1; 1,6

1; 1,6; 2,5

1; 1,6

1; 1,6; 2,54

1; 1,6

Окончание табл. 3.6 Параметр

Тип аппарата ТН

ТК

1,6; 2,5; 4

1,6

1; 1,6; 2,5; 4

1; 1,6

ХН

КН

ХК

КК

ИН

ИК

А ш> мм400 600 800 Сортамент теп­ лообменных труб, мм Длина теплооб­ менных труб /, мм

0,6 0,6

20x2; 25x2

0,6; 1

25x2

3000;4000; 6000

2000; 3000; 4000;6000

Число ходов по трубам аппарата

-

-^вн> ММ.

400 600;800

2

1; 2 2; 4

1; 2; 4

Схема располо­ жения теплооб­ менных труб в трубных решет­ ках Ш аг расположе­ ния теплообмен­ ных труб, мм

2000;3000; 4000

2; 4; 6

1

П о вершинам равносторонних треугольников

26; 32

32

П р и м е ч а н и е . Х Н — холодильник с неподвижными трубными решетками; КН — конденсатор с неподвижными трубными решетками; КК — конденсатор с компенсатором на кожухе; И Н — испаритель с неподвижными трубными решет­ ками; И К — испаритель с компенсатором на кожухе; ТН , ТК, ХК - см. табл. 3.5.

Т а б л и ц а 3.7. Основные параметры теплообменных аппаратов с расширителем на кожухе

Параметр Внутренний диа­ метр кожуха i ) BH,M M

Тип аппарата ТН

ТК

ХН

ХК

КН

1 0 0 0 ;1 2 0 0

КК

ИН

ИК

Окончание табл. 3 .7 Параметр Площадь п о­ верхности тепло­ обмена, м2

Тип аппарата ТН

ТК

ХН

ХК

КН

КК

ИК

190-367

190-552

190-674

ИН

Температура теплообменивающихся сред, °С в кожухе в трубах

От -20 до 60

От -70 до 350

О т —70 до 350

От -20 до 300

Условное давле­ ние, М П а, не бо­ лее:

в кожухе

в трубах Сортамент теп­ лообменных труб, мм

0,6; 1; 1,6; 2,5; 4*

0,6; 1; 1,6

0,6; 1; 0,6; 1; 0,6; 1; 0,6; 1; 0,6; 1; 0,6; 1; 1,6; 1,6; 1,6; 1,6 2,5; 1,6 2,5; 1,6 2,5 4* 4» 0,6

0,6

0,6

0,6

0,6; 1

0,6; 1

25x2

20x2;25x2

Длина теплооб­ менных труб /, мм, аппарата D B„, мм: 1000

3000;4000; 6000

1200

4000;6000

Число ходов по трубам

1; 2; 4; 6

Схема располо­ жения теплооб­ менных труб в трубных решет­ ках Шаг расположе­ ния теплообмен­ ных труб, мм

3000;4000

2; 4; 6

1

П о вершинам равносторонних треугольников

26; 32

32

* Для аппарата Z>DH= 1000 мм П р и м е ч а н и е . Обозначения ТН, ТК, Х Н , ХК, КН, КК, И Н , И К - см. табл. 3.6.

Т а б л и ц а 3.8. Основные параметры теплообменных аппаратов с кожухом диа­ метром 1000, 1200, 1400 мм

Параметр

Тип аппарата ТН

Внутренний диа­ метр кожуха Аш> ММ

ХН

КН

ХК

1000;1200

Площадь поверх­ ности теплообме­ на, м2 Температура теплообменивающихся сред, °С:

ТК

КК

ИН

ИК

800;1000; 1200; 1400

78-671

118-924

78-502

От -30 до 350

От -30 до 350

в кожухе

От —20 до 300

в трубах

От —20 до 60

Условное давле­ ние, МПа: в кожухе в трубах

0,6; 1; 1,6; 2,5; 4

0,6; 1; 1,6

Сортамент тепло­ обменных труб, мм

0,6; 1;1,6; 2,5; 4

0,6; 1; 1,6

0,6; 1; 0,6; 1; 1,6; 1,6 2,5; 4

0,6

0,6

0,6; 1

20x2;25x2

25x2

Длина теплооб­ менных труб /, мм Аш>мм: 800

3000; 4000; 6000

2000;3000;4000; 6000

2000;3000; 4000

1000

3000; 4000; 6000

2000;3000; 4000

1200

4000;6000

3000; 4000

1400 Число ходов по трубам Схема расположе­ ния теплообмен­ ных труб в труб­ ных решетках

6000

-

1; 2; 4; 6

2; 4; 6

3000; 4000 1

По вершинам равносторонних треугольников

Окончание табл. 3.8 Параметр Шаг расположе­ ния теплообмен­ ных труб, мм

Тип аппарата ТН

ТК

ХН

ХК

26; 32

КН

КК

ИН

ИК

32

П р и м е ч а н и е . Обозначения ТН, ТК, Х Н , ХК, КН, КК, И Н , ИК - см. табл. 3.6. Т а б л и ц а 3.9. Основные параметры теплообменных аппаратов из титана Параметр Внутренний диаметр кожуха DBH, мм Площадь поверхности теплообмена, м2 Температура теплообменивающихся сред, °С Условное давление, МПа: в трубах и кожухе аппарата типа ТН: DBHдо 1000 мм DBHдо 1200 и 1400 мм аппарата типа ТК: в кожухе в трубах

Значение 600,800,1000, 1200, 1400 От 41 до 630 От -40 до 300

0,6; 1; 1,6; 2,5 0,6; 1; 1,6 0,6; 1 От вакуума до 1

Сортамент теплообменных труб, мм, аппарата

мм: 600 800,1000,1200,1400

25x2 25x2;38x2

Длина теплообменных труб /, мм, аппарата

мм: 600,800 1000 1200 1400

2000;2500; 3000;4000; 5000 2500;3000;4000;5000 3000;4000;5000 4000;5000

.Число ходов по трубам аппарата ММ. 600 800, 1000, 1200, 1400 Схема расположения теплообменных труб в трубных решетках Шаг расположения теплообменных труб диамет­ ром, мм: 25 38

1; 2; 4 1; 2; 4;6 П о вершинам равносто­ ронних треугольников

32 48

оо

Тип аппарата Параметр

ТП

ХП

КП

ТУ

ТП

ХП

ТУ

ТУ 26.02.1062-88

ТУ 26.02.1061-88

ХП

ТП

ТУ

ТУ 26.02.1069-88

Диаметр кожуха, мм: наружный DH внутренний DBH Площадь поверхности теплообмена, м2

325; 426; 530;630

620

325; 426; 530; 630

_

_

—

400;500;600

600

400;500; 600

800;1000

1200

1200; 1400

От 406 до 799

От 664 до 1400

От 10 до От 10 до От 84 до От 15 до 144 117 96 105

От 164 до 522

От 274 до 672

О т -30 до 450

От -30 до 450

От -30 до 450 О т -20 до 60

От —20 до 60

в трубах

О т -20 до 400

О т -20 до 400

От -20 до 300

в кожухе

О т -20 до 60

О т -30 до 450

Условное давление, М Па, не более в кожухе в трубах

1,6; 2,5; 4; 6,3; 8

2,5; 4; 6,3

1;1,6;2,5

1

1

1,6; 2,5; 4; 6,3

1; 1,6; 2,5; 4; 6,3; 8

1,6; 2,5; 4; 6,3 1

1,6; 2,5; 4; 6,3

1,6; 2,5; 4; 6,3 1

1,6; 2,5

Глава 3. Теплообменные аппараты

Температура теплообменивающихся сред, °С:

Параметр

ТП

КП

ХП

ТУ

20x1,8; 20x2; 25x1,8; 25x2

25x1,8; 25x2

20x1,8; 20x2

Длина теплообменных труб /, мм

3000; 6000

6000

3000; 6000

Число ходов по трубам

2; 4

2; 4; 6

2

Схема расположения теп­ лообменных труб в труб­ ных решетках

Шаг расположения теп­ лообменных труб, мм

П о вершинам квадратов

26; 32

П о вершинам равносторонних треугольников

32

ТУ

ТП

ТУ 26.02.1062-88

ТУ 26.02.1061-88

Сортамент теплообмен­ ных труб, мм

ХП

ТП

26

20x2; 25x2; 25x2,5

25x2; 25x2,5

ХП

ТУ

ТУ 26.02.1069-88

20x2

20x2; 25x2; 25x2,5

20x2

6000;9000 2; 4

2

П о вер­ шинам равно­ сторон­ них тре­ уголь­ ников

П о вершинам квадратов

П о вер­ шинам равно­ сторон­ них тре­ уголь­ ников

26

26; 32

26

2; 4

2

П о вершинам квадратов

26; 32

32

П р и м е ч а н и е : ТП — теплообменник (нагреватель) с плавающей головкой; Х П — холодильник с плавающей головкой; КП — конденсатор с плавающей головкой; ТУ —теплообменник (нагреватель) с U -образными трубами.

3.4. Образцы конструкций и параметры теплообменников

Тип аппарата

Т а б л и ц а 3.11. Основные параметры испарителей с паровым пространством

Параметр Внутренний диаметр кожуха DBH, мм Площадь поверхности теплообмена, м2 Температура теплообменивающихся сред, °С

Тип испарителя П

У

800;1000;1200; 1600;1800; 2000 38-353

80-584

От —30 до 450

Условное давление, М Па, не более: в кожухе

1; 1,6; 2,5

в трубах

1,6; 2,5; 4

Сортамент теплообменных труб, мм

25x2; 25x2,5

20x2

6000

Длина теплообменных труб /, мм Число ходов по трубам аппарата

Аш,мм: 2

800;1000; 1200; 1600 2; 4

1800; 2000 Схема расположения теплообменных труб в трубных решетках Шаг расположения теплообменных труб, мм

2

П о вершинам квадратов 32

26

Т а б л и ц а 3.12. Основные параметры термосифонных испарителей Параметр Внутренний диаметр кожуха /)вн, мм

Значение 600;800;1000;1200; 1400; 1600;1800;2000; 2200

Площадь поверхности теплообмена, м2

От 42 до 1268

Температура теплообменивающихся сред, °С

О т —30 до 350

Условное давление в трубах и кожухе, МПа: испарителя исполнения I типа И Н Т ■^вн> ММ. 600-2000 2200

1; 1,6; 2,5 1; 1,6

испарителя исполнения II типа И Н Т -Ан» ММ. 600-1000 1200-2000 2200

1; 1,6; 2,5; 4 1; 1,6; 2,5 1; 1,6

Окончание табл. 3.12 Параметр

Значение

испарителя типа ИКТ А»н> мм: 600-1400

1; 1,6

Сортамент теплообменных труб /, мм

25x2

Длина теплообменных труб /, мм, испарителя /)вн, мм: 600-1000

2000; 3000; 4000

1200-2200

3000;4000

Число ходов по трубам

1

Схема расположения теплообменных труб в трубных решетках

П о вершинам равносторон­ них треугольников

Шаг расположения теплообменных труб, мм

32

Т а б л и ц а 3.13. Основные параметры вакуумных конденсаторов Параметр Внутренний диаметр кожуха /)вн, мм Площадь поверхности теплообмена, м2

Тип конденсатора КВН, КВК

КВВН, КВВК

600; 800; 1000; 1200; 1400; 1600; 1800; 2000 От 43 до 1251

От 46 до 1563

Температура теплообменивающихся сред, °С в кожухе в трубах

От 0 до 200

ОтОдо 120

От -2(3 до 60

Условное давление, М П а, не более: в кожухе

Вакуум

в трубах

0,6

Сортамент теплообменных труб, мм Длинна теплообменных труб /, мм Число ходов по трубам Схема расположения теплообменных труб Шаг расположения теплообменных труб, мм

25x2 3000; 4000; 6000 4; 6

2; 4; 6

П о вершинам равносторонних треугольников 32

П р и м е ч а н и е . К ВН — конденсатор вакуумный с неподвижными трубными ре­ шетками; КВК - конденсатор вакуумный с компенсатором на кожухе; КВВН — конденсатор вакуумный вертикальный с неподвижными трубными решетками; КВВК - конденсатор вакуумный вертикальный с компенсатором на кожухе.

1

2

3

4

т н ,т к 159

1,6; 2,5; 4

ХК

325

0,004

0,002

0,005

3

0,005

0,003

0,003

0,014

0,006

0,015

0,009

6000

6

7

8

9

10

11

2,5

3,5 -

1,5

25

-

20

4

-

6

8,5

12,5

5

6,5

10

20

9,5

12,5

19

25

0,021

0,011

0,02

25

7,5

10

14,5

19,5

0,022

0,013

0,029

8,5

11

17

22,5

0,009

0,011

0,016

6,5

9

13

17,5

0,01

0,013

0,015

1 25

•

-

3

0,008

-

25

1,6; 2,5; 4

1,6

14

4000

25

20 2

ХК

13

3000

1

1,6

т н ,т к

12

2000

-

-

25 25

Глава 3. Теплообменные аппараты

т н ,т к

между пере­ город­ ками

1500

■ 2 1,6

Площадь про­ ходного сече­ ния по межтрубному про­ странству, м2 в выре­ зе пе­ рего­ родки

1000

20

1,6; 2,5; 4

ХК

273

5

Площадь проходного сечения одного хода по трубам, м2, не менее

Число ходов по трубам

Наружный диаметр труб, мм

Диа­ метр кожу­ ха DK, мм

Условное давление в кожухе, М Па, не более

Тип аппа­ рата

Площадь поверхности теплообмена, м2, при длине труб /, мм

-

1,6; 2,5; 4

(N

(N 25

20 25

25

20

25

20

25

0,048

0,091 0,037 0,041

124 146

0,016 0,018 0,041 0,018

132 101 116 101

77

г - оо Г- 40

СП Г-'

58 66 51 58 51

44 34 ОО TJСП СП

38

97 48

82

оо оо ОО 40

62

77

0,017

0,038

0,082 154 102

0,025

0,02 0,018

47

24

(N 40

т н ,т к

' 25

1

1,6

0,03

0,017 0,017 63

42

0,031 0,02 0,039

52

35

26

0,025 0,017 0,038

68

46

34

23

Г"40

20

25

20

25

0,019

0,017

47

31,5

23,5

0,016

0,016

62,5

42

31,5

Г-'

0,045

0,045

0,045

0,042

0,025

0,03

0,031

ОО (N

ХК

426

1,6; 2,5; 4

(N

т н ,т к

(N

1,6

25

20

0,019

35

СП

26

0,007

52,5

СП

17,5

0,025

0,016

0,006

40

1

009

25

40

ХК

CN

400

СП

1,6; 2,5; 4

68

ON

45,5

-

34

(N

23

О

т н ,т к

m

20

Продолжение табл. 3.14 СП

1 1 1

1 1 1

(N TJ-

40

ДГсч

а X Е X

Продолжение табл. 3.14 1

2

11

12

2 4 6

56 49 46

74 65 62

111 97 93

0,038 0,015 0,009

2 4 6

58 51 48

77 68 64

116 101 97

0,041 0,018 0,011

41

62

82

40

60

80

41

62

82

20

93

140

25

74

20

1

1,6; 2,5 600

5

1

7

8

25

1; 1,6; 2,5; 4

ИН-2, ИК-2

6

0,038

186

279

0,152

0,064

112

149

224

0,171

0,062

90

135

179

272

0,071

0,064

25

71

106

142

213

0,077

0,062

20

83

125

169

249

0,031

0,064

25

64

97

129

193

0,033

25

71 64

106 97

142 129

213 193'

0,077 0,033

2 1; 1,6; 2,5; 4

0,037 0,091

1

800

14

-

1

1,6; 2,5; 4

ТН,ТК

13

4

х н ,х к

2 4

0,062

0,07

Глава 3. Теплообменные аппараты

10

4

КН, КК

ИН-1, ИК-1

9

3

<£

2

9

10

11

12

2 4 6

104 94 91

138 125 121

208 188 182

0,072 0,033 0,019

2 4 6

106 97 94

142 129 123

213 193 188

0,077 0,033 0,022

74

112

149

73

109

146

74

112

149

3

4

1

1,6; 2,5

КН, КК 800 ИН-1, ИК-1

1; 1,6; 2,5; 4

ИН-2, ИК-2

1; 1,6; 2,5; 4

1

5

6

7

8

25

П р и м е ч а н и е . Обозначение типов аппарата см. в табл. 3.6, 3.7.

0,165 —

0,161 0,165

13

14

0,062

0,059

3.4. Образцы конструкций и параметры теплообменников

1

Т а б л и ц а 3.15. Площадь поверхности теплообмена теплообменных аппаратов типов ТН, ТК, Х Н , ХК, КН, KK, И Н и ИК Диаметр кожуха Аш. мм

Наружный диа­ метр труб, мм

1ппп 1U UU

20 25

1200 1400

Площадь поверхности теплообме­ на, м2, при длине труб /, мм 2000

3000

4000

6000

148 121

229 186

307 249

462 376

20 25

333 267

445 361

671 544

20 25

457 375

612 502

924 758

Т а б л и ц а 3.16. Площадь проходных сечений теплообменных аппаратов типов ТН, ТК, Х Н , ХК, КН, КК, И Н и ИК Площадь проходного сечения, м2 Диаметр кожуха ММ

Наружный Число ходов диаметр по трубам труб, мм

одного хода по трубам

по межтрубному пространству в вырезе пе­ регородки

между пере­ городками

20

1 2 4 6

0,248 0,124 0,062 0,061

0,1074

0,135

25

1 2 4 6

0,278 0,138 0,068 0,046

0,1114

0,143

20

1 2 4 6

0,362 0,18 0,09 0,06

0,1625

0,165

25

1 2 4 6

0,403 0,201 0,1 0,066

0,1624

0,151

20

1 2 4 6

0,498 0,249 0,121 0,083

0,129

0,204

25

1 2 4 6

0,563 0,281 0,14 0,093

0,2016

0,195

1000

1200

1400

Т а б л и ц а 3.17. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходного сече­ ния по межтрубному пространству теплообменных аппаратов с рас­ ширителем на кожухе

Диаметр кожуха Ан> мм

Наружный диаметр труб, мм

20 1000 25 20 1200

25

Длина труб /, мм

Площадь поверхно­ сти тепло­ обмена, м2

3000 4000 6000 3000 4000 6000 3000 4000 6000 3000 4000 6000

230 308 463 190 254 382 335 448 674 274 367 552

Площадь проходного се­ чения по межтрубному пространству*, м2 в вырезе между пе­ перегород­ регородка­ ки ми 0,128 0,093 0,12 0,114 0,136 0,128 0,091 0,122 0,168 0,132 0,161 0,198 0,154 0,125 , 0,181 0,181

* Для теплообменников, холодильников и испарителей исполнения I. Т а б л и ц а 3.18. Площадь проходного сечения по трубному пространству тепло­ обменных аппаратов с расширителями на кожухе Диаметр кожуха Dm, мм

Наружный диаметр труб, мм

Толщина стенки труб, мм

Число хо­ дов по тру­ бам

Площадь проходного сече­ ния одного хода по трубам, м2

20

2

1 2 4 6

0,249 0,121 0,057 0,036

2

1 2 4 6

0,282 0,137 0,064 0,04

оZ

1 2 4 6

0,362 0,177 0,085 0,054

2

1 2 4 6

0,409 0,199 0,093 0,06

1000 25

zU 1200 25

Т а б л и ц а 3.19. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сечений теплообменных аппаратов типов ТН и ТК из титана Диаметр Наружный Число хо­ кожуха диаметр дов по тру­ Аж, мм труб, мм бам

600

25

1 2 4

25

1 2 4 6

38

1 2 4 6

25

1 2 4 6

38

1 2 4 6

Площадь поверхности теплообмена, м2, при длине труб Z, мм

Площадь проходного сечения одного хода по трубам, м2

2000

2500

3000

4000

5000

41

51

62

83

104

0,0932 0,0466 0,0233

198

0,177 0,0885 0,0443 0,0295

124

0,1916 0,0958 0,0479 0,0319

78

98

118

158

800

-

61

154

74

186

99

249

312

0,2788 0,1394 0,0697 0,0465

1000 -

101

122

164

205

0,3169 0,1585 0,0792 0,0528

Глава 3. Теплообменные аппараты

49

25

1 2 4 6

38

1 2 4 6

Площадь поверхности теплообмена, м2, при длине труб L, мм 2000

2500

3000

268

4000

360

5000

Площадь проходного сечения одного хода по трубам, м2

451

0,4028 0,2014 0,1007 0,0671

301

0,464 0,232 0,116 0,0773

630

0,5628 0,2814 0,1407 0,0938

413

0,6383 0,3191 0,1596 0,1064

1200

25

179

1 2

240

502

4 6 —

1400 38

1 2 4 6

329

3.4. Образцы конструкций и параметры теплообменников

Диаметр Наружный Число хо­ кожуха диаметр дов по тру­ Аж, мм труб, мм бам

1

2

3

ТП

2

2

4

6

2

4

2

4

6

2

4

6

2

4

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

13

26,5

Площадь поверхности теплообме­ на, м2, при длине труб L, мм

3000

Площадь проходного сечения одного хода по тру­ бам, м2 (не менее), при толщине стенки труб, мм

2

1,8

9000

6000

2,5

При числе ходов по трубам

Площадь проходного сечения по межтрубному пространству в вырезе перего­ родок между перегород­ ками

4.

Наружный диаметр труб, мм

Тип ап­ па­ рата

Диаметр кожу­ ха, мм

Условное давление в кожухе, МПа

Т а б л и ц а 3.20. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сечений теплообменных аппаратов с плава­ ющей головкой и U -образными трубами

20

21

0,007

0,007

0,014

0,02

0,008

0,008

0,015

0,022

0,015

0,022

2,5; 4 25

10

20,5

4; 6,3

25

10

20,5

ТУ

2,5; 4

20

15

29,5

0,008

0,008

0,012

0,015

тп

2,5; 4; 6,3

20

23

46,5

0,013

0,012

0,026

0,033

0,014

0,014

0,026

0,033

0,026

0,033

0,016

0,019

0,024

325 ХП

426

400

ТУ

хп ТУ

500

-

-

-

0,008

-

-

0,007

-

-

-

-

25

19

38

4; 6,3

25

19

38

2,5; 4; 6,3

20

31

61,5

20

39

78,5

0,022

0,02

0,031

0,054

62

0,024

0,023

0,031

0,05

0,031

0,05

0,029

0,035

тп 530

-

2,5; 4; 6,3; 8

25

31

-

31

62

20

49,5

195

-

-

0,014

-

-

0,017

25

-

-

-

-

0,024 0,026

-

0,014

-

0,023 0,025

-

-

-

-

-

-

Глава 3. Теплообменные аппараты

хп

-

vo . rs

1

V ГO -

1 Tt 1

1

1

о o o

о

1

400

1 427

1

1 1

0,041

0,093 0,044

0,07

0,065 0,028

0,073

0,068 0,119

0,073

0,04

0,059 0,025

0,096 0,045

1

267

1

0,065 0,028

1

1

оTtоСП 285

1

0,039

1

оrs

25

1 330

1

i

1,6; 2,5; 4; 6,3

0,039

1

0,057 0,026

0,038 0,016

0,01

1

0,039 0,016

0,042

0,042

0,046

1

ТП

Os

274

1

20

1

1,6; 2,5; 4; 6,3

1

ТУ

1 247

О 1

264

1

164

1

0,073

г0,059 0,025

1

176

247

1

25

1

264

1

1,6; 2,5; 4; 6,3

1

1 164

1

ХП

1

ON O O 200

оо

25

1

1

213

1

1

20

1

0,009

1

0,035 0,013

1

1

1; 1,6; 2,5; 4; 6,3; 8

1 144

-

T oot o oo o

93

0,034 0,015

0,034 0,015

0,013

0,03

а\

о o'

тп

105

103

о

0,037 0,014

0,035 0,015

0,035 0,015

O ОN

20

25

87

87

1

1,6; 2,5

25

1

1

ТУ

6,3

2,5; 4

6,3; 8

25

1

КП

fN

630

m

ХП

•" ^ rs

1,6; 2,5; 4

VO

009

r96

vo

6,3; 8

г»

ТП

fN 0,032 0,014

УП

0,074

0,074

0,074

0,074

0,082

0,082

0,08

0,12

0,121

0,057

0,057

1

£01‘0

оо 107

40

96

in

20

20

Продолжение табл. 3.20

(N оо ON

о" o'

in

о"

1

1

1

о о о

1

Окончание табл. 3.20 1

2

3

4

ХП

1,6; 2,5; 4; 6,3 1000

ТУ

1,6; 2,5; 4

ТП, ХП

1,6; 2,5; 4; 6,3 1200

ТУ ТУ

-

1400

14

10

И

267

427

400

447

-

672

-

20

519

499

779

749

0,136 0,064 0,156 0,073

7

8

25

285

20

5

6

9

25

425

406

638

609

1,6; 2,5

20

664

-

977

-

1,6; 2,5

20

955

-

1400

-

-

-

12

13

15

16

17

0,103 0,041

0,114

-

-

-

-

0,236

-

19

0,096 0,045

-

0,166

18

21

0,115

0,19

-

-

0,103

0,12

-

-

0,164

0,284

0,161

0,28

0,142 0,068

-

20

-

-

0,146

0,197

-

-

0,195

0,241

р\

П р и м е ч а н и е . ТП - теплообменник (нагреватель) с плавающей головкой; Х П - холодильник с плавающей головкой; КП — конденсатор с плавающей головкой; ТУ —теплообменник (нагреватель) с U -образными трубками. Глава 3. Теплообменные аппараты

Т а б л и ц а 3.21. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходного сече­ ния испарителей с плавающей головкой и U-образными трубами

Диаметр ко­ жуха Z)BH, мм

800 1000 1200 1600

1800

2000

Наружный диаметр труб, мм 20 25 20 25 20 25 20 25 20 25 20 25 20 25 20 25

Площадь прохс)ДНОГО Площадь по­ сечения одного хода по верхности теп­ Число хо­ трубам, м2, npiКТОЛлообмена, м2 дов по щине стенки тр>^бы, мм трубам 2 2 I 2,5 ИП ИУ ИП ИУ 80 0,021 2 0.014 0,013 38 120 0,031 2 62 0,023 0,02 176 0,045 2 0,036 0,033 98 304 0,077 2 0,063 0,058 175 477 0,12 2 0,102 0.106 295 — — 4 0,067 0,061 278 584 0,146 2 0,12 353 0,129 — — 4 0,056 0,05 335

П р и м е ч а н и е . Площадь поверхности теплообмена приведена без учета трубных решеток. Т а б л и ц а 3.22. Площадь поверхности теплообмена между трубными решетками по наружному диаметру труб термосифонных испарителей и вакуум­ ных конденсаторов типов Н и К Площадь поверхности теплообмена, м2, при длине Диаметр ко­ Наружный труб L, мм жуха диаметр 2000 13000 14000 3000 14000 16000 3000 14000 16000 труб, мм Аш> м м И И , ИК КВИ, КВК К ВВИ, КВВК — — 57 46 61 42, 63 84 43 600 83 111 168 89 119 178 800 78 118 158 151 200 302 1000 123 186 249 149 200 301 — 1200 269 360 224 300 453 232 311 464 — — 530 503 758 1400 25 376 504 262 351 — — 654 986 490 656 365 490 740 1600 — — — 630 814 487 654 987 1266 1800 — — — 1563 2000 779 1043 617 829 1254 — 917 1268 2200

Т а б л и ц а 3.23. Площадь проходных сечений термосифонных испарителей и вакуумных конденсаторов типов Н и К Площадь проходного сечения, м2 по межтрубному пространству

одного хода по трубам Диаметр ко­ жуха Z>BH, мм

Наружный диаметр труб, мм

Число ходов по трубам

И Н, ИК

КВН, КВК

КВВН, КВВК

в вырезе перего­ родки

между перегородками при дли­ не труб L , мм 2000

3000

4000

И Н , И К (исполнение I) 1

600

1000

1200

25

25

25

25

3

4

5

6

7

8

9

10

1

0,093

-

-

0,0426

0,056

0,0647

0,07

2 4 6

—

0,042 0,023 0,015

0,017 0,011

—

—

—

—

1

0,176

-

-

0,0657

0,1237

0,1215

0,1192

2 4 6

-

0,083 0,044 0,029

0,033 0,022

-

-

-

-

1

0,277

-

-

0,1059

0,1347

0,1347

0,132

2 4 6

-

0,151 0,07 0,053

0,055 0,037

-

-

-

-

1

0,4

-

-

0,1584

-

0,2475

0,1925

—

Глава 3. Теплообменные аппараты

800

2

8

9

10

0,087 0,058

-

-

-

-

-

—

0,1984

-

0,2925

0,2275

0,27 0,139 0,093

0,141 0,094

-

-

-

0,2683

-

0,3

0,2325

2

3

4

5

6

1200

25

2 4 6

—

0,23 0,12 0,089

1

0,558

1400

1600

1800

2000

2200

25

25

25

25

25

2 4 6

-

_

—

■

1

0,725

-

-

2 4 6

-

0,38 0,195 0,13

0,183 0,122

-

-

-

-

1

0,93

-

-

0,2284

-

0,34

0,2677

2 4 6

-

0,51 0,26 0,174

0,236 0,157

-

-

-

-

1

1,149

-

-

0,4051

-

0,2945

0,266

2 4 6

-

0,71 0,33 0,22

0,291 0,194

-

-

-

-

1

1,4

-

-

0,493

-

0,3307

0,294

—

—

-

3.4. Образцы конструкций и параметры теплообменников

7

1

Т а б л и ц а 3.24. Материал основных узлов теплообменных аппаратов с кожухом диаметром 159, 273, 325,426 мм Тип аппа­ рата т н ,т к

ХК

Исполнение аппарата по материалу

Кожух

Ml

М3

М8

Сталь 10 или 20

М10

МИ М12

Сталь 10, 20 или СтЗсп

Сталь 20 или 16ГС

Латунь ЛАМш 77-2-0,05

Сталь 16ГС с наплавкой латунью Л062-1 или Л63

Сталь 10Х17Н13М2Т Сталь 12Х18Н10Т

Сталь Сталь 10, 20 08Х18Н10Т или СтЗсп или 12Х18Н10Т

Сталь Сталь 10, 20 10Х17Н13М2Т или СтЗсп Сталь 10 или 20

Сталь 10, 20 или СтЗсп

М17

Сталь 10Г2 или 09Г2С

М23

Сталь 10 или 20

М24

Сталь 10 или 20

Сталь Сталь 08Х18Н10Т 12Х18Н1Т

Сталь 12Х18Н10Т

М9

т н ,т к

Распредели­ Теплооб­ Трубная ре­ тельная ка­ менная тру­ шетка мера ба

Сталь 12Х18Н10Т

Сталь 10Х17Н13М2Т Сталь 08Х22Н6Т

Сталь 10Г2

Сталь 09Г2С, 10Г2С1 или 10Г2

Сталь 08Х22Н6Т Сталь 08Х21Н6М2Т

Т а б л и ц а 3.25. Материал основных узлов теплообменных аппаратов с кожухом диаметром 400, 600, 800 мм

Тип ап­ парата

Исполне­ ние аппа­ рата по ма­ териалу

Кожух

Распредели­ тельная ка­ мера

Теплооб­ менная тру­ ба

Трубная ре­ шетка

ТН, ТК х н ,х к КН, КК и н ,и к

Ml

СтЗсп или сталь 16ГС

СтЗсп или сталь 16ГС*

Сталь 10 или 20

Сталь 16ГС

Продолжение табл. 3.25 Тип ап­ парата

ХК КК

ТН, ТК И Н , ИК ТН,ТК ИН, ИК

ТН, ТК Х Н , ХК

Исполне­ ние аппа­ рата по ма­ териалу

М3

М8

Кожух

СтЗсп или сталь 16ГС

ХН , ХК КН, КК ТН, ТК И Н , ИК Т Н , ТК ХН , х к КН, КК

МИ

СтЗсп или сталь 16ГС*

Сталь 12Х18Н10Т

Сталь 16ГС с наплавкой латунью марки Л 062-1 или Л63

Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т

• Сталь 12Х18Н10Т

Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т

Сталь 10Х17Н13М2Т

М17

Сталь 09Г2С

Сталь 08Х22Н6Т

08Х21Н6М2Т

Сталь 12Х18Н10Т

Сталь 10Х17Н13М2Т

СтЗсп или сталь 16ГС

М20

77-2-0,05

СтЗсп или сталь 16ГС*

М12

М19

Латунь ЛАМш

Трубная ре­ шетка

Сталь 10Х17Н13М2Т

КН, КК И Н , ИК

Теплооб­ менная тру­ ба

Сталь 12Х18Н10Т

М9

мю

Распредели­ тельная ка­ мера

Сталь 08Х22Н6Т

Сталь 10Г2

Сталь 09Г2С и 10Г2С1 кате­ гории 8 или 09Г2С и 10Г2

Сталь 08Х22Н6Т СтЗсп или сталь 16ГС** Сталь 08X21Н6М2Т

М21

Сталь 08Х22Н6Т

М22

Сталь 08Х21Н6М2Т

ТН, т к

т н ,т к

М23

И Н , ИК

М24

СтЗсп или сталь 16ГС

Сталь 08Х22Н6Т Сталь 08Х21Н6М2Т

Окончание табл. 3.25 Тип ап­ парата

Исполне­ ние аппа­ рата по ма­ териалу

Кожух

Двухслой­ ная сталь СтЗсп + 12Х18Н10Т;

Б6

тн,тк

Распредели­ тельная ка­ мера

16ГС+ 12Х8Н10Т или 12Х18Н10Т

СтЗсп или сталь 16ГС

И Н , ИК

Сталь 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т

Трубная ре­ шетка

Сталь 12Х18Н10Т

Двухслой­ ная сталь СтЗсп + 10Х17Н13М2Т;

Б8

Теплооб­ менная тру­ ба

Сталь 10Х17Н13М2Т

16ГС+ 10Х17Н13М2Т или 10Х17Н13М2Т

* Применять для теплообменников и испарителей. ** Применять для теплообменников.

Т а бл и ц а 3.26. Материал основных узлов теплообменных аппаратов с кожухом диаметром 1000,1200,1400 мм

Исполнение по материалу Ml

Кожух

Распределитель­ ная камера и крышка

СтЗсп или сталь 16ГС

М8

Сталь 12Х18Н10Т

М9

Сталь 10Х17Н13М2Т

мю M il

Сталь 12Х18Н10Т

Теплообменная труба Сталь 10 или 20

Сталь 12Х18Н10Т СтЗсп или сталь 16ГС

10Х17ШЗМ2Т

10Х17НВМ2Т

Т а б л и ц а 3.27. Материал основных узлов теплообменных аппаратов с расшири­ телем на кожухе Тип аппарата Исполнение аппарата по материалу

ТН, ТК

ИН, ИК

ХН ,

Кожух

Распреде­ лительная камера и крышка

Теплооб­ менная тру­ ба

СтЗсп Сталь 09Г2С-12 или сталь 16ГС

СтЗсп

Сталь 10

КН,

хк

кк

Исполнение по темпера­ турному пределу

Н; О; С; В; В1

О; С; В

Н;Н1;Н2; НЗ; О; С; В; В1

-

Ml

М8 М9

Сталь 12Х18Н10Т Сталь 10Х17Н13М2Т Сталь 12Х18Н10Т

М10 Н; О; С

Сталь 09Г2С-12 СтЗпс, 10Х17Н13М2Т СтЗсп или сталь 16ГС

О; С

Сталь 12Х18Н10Т

Сталь

M il

М12

-

О; С; В

-

М25 Н; О; С

-

М26

Сталь 09Г2С-12 Сталь 16ГС СтЗсп или СтЗпс

Сталь 10Х17Н13М2Т

Сталь 08Х22Н6Т*

Сталь 12Х18Н10Т Сталь 10Х17Н13М2Т

* Допускается замена на сталь 12Х18Н10Т.

Т а б л и ц а 3.28. Материал основных узлов теплообменных аппаратов из титана Исполнение аппарата по материалу

Кожухи теплообменная труба

МТ10

Распределительная ка­ мера и крышка СтЗсп

Титан ВТ1-0 МТ20

Титан ВТ 1-0

Т а б л и ц а 3.29. Материал основных узлов теплообменных аппаратов с плава­ ющей головкой и U -образными трубами

Исполне­ Тип ап­ ние аппара­ парата та по мате­ риалу

ТП ТУ Ml хп кп

хп КП тп

М3

Кожух

СтЗсп или сталь 16ГС (листовая) Сталь 20 или СтЗсп (тру­ ба)

Распредели­ Теплообмен­ Трубная ре­ тельная камера ная труба шетка СтЗп или сталь 16ГС (листо­ вая) Сталь 20 или СтЗсп (труба)

Сталь 10 или 20

Сталь 16ГС

Латунь ЛАМ ш 77-2-0,05

Сталь 16ГС с наплавкой латунью Л062-1 или Л63

Сталь 15Х5М или 12X8

Сталь 15Х5М

СтЗпс (листо­ вая) Сталь 20 или СтЗсп (труба)

См. исполнение M l

Двухслойная сталь 16ГС+08Х13 или Ст3сп+08Х13

тп ТУ

М4

тп хп кп ТУ

М12

См. исполнение M l

Сталь 08Х22Н6Т или 12Х18Н10Т

Сталь 08Х22Н6Т

тп

Б1

Двухслойная сталь 16ГС+ 08X13 или СтЗсп+ 08X13

Сталь 08X13

Сталь 12X13 или 20X13

тп ТУ Б2

хп

См. испол­ нение M l

Сталь Двухслойная сталь 16ГС+ 08Х18Н10Т или Двухслойная 12Х18Н10Т или 12Х18Н10Т сталь 16ГС+ СтЗсп+ 12Х18Н10Т 12Х18Н10Т или электроили СтЗсп+ сварные тру­ бы (по техни­ 12Х18Н10Т СтЗпс ческой доку­ ментации)

Сталь 12Х18Н10Т

Окончание табл. 3.29 Исполне­ Тип ап­ ние аппара­ парата та по мате­ риалу

ТП ТУ

БЗ

Кожух

Распредели­ Теплообмен­ Трубная ре­ тельная камера ная труба шетка

Двухслойная сталь 16ГС+ 10Х17Н13М2Т или СтЗсп+ 10Х1713М2Т

Двухслойная сталь 16ГС+ 10Х17Н13М2Т или СтЗсп+ 10Х1713М2Т

Сталь 10Х1713М2Т

СтЗпс

ХП

ТУ

Б7

Двухслойная сталь 16ГС+08Х13 или СтЗсп+ 08X13

Сталь 12X8 или 15Х5М

Сталь 15Х5М

Т а б л и ц а 3.30. Материал основных узлов испарителей с плавающей головкой и U -образными трубами Исполнение аппарата по ма­ териалу

Распределительная камера и кожух

Ml М4

СтЗсп или сталь 16ГС

Теплообменная труба

Трубная решетка

Сталь 10 или 20

Сталь 16ГС

Сталь 15Х5М или 12X8

Сталь 15Х5М

Б1

Двухслойная сталь 16ГС+08Х13 или Ст3сп+08Х13

Сталь 08X13

Сталь 20X13

Б2

Двухслойная сталь 16ГС+12Х18Н10Т или СтЗсп+12Х18Н10Т

Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т, 10Х18Н10Т

Сталь 12Х18Н10Т

БЗ

Двухслойная сталь 16ГС+ 10Х17Н13М2Т или СтЗсп+ 10Х17Н13М2Т

Сталь 10Х17Н13М2Т

Т а б л и ц а 3.31. Материал основных узлов термосифонных испарителей и ваку­ умных конденсаторов

Тип аппарата

Исполнение аппарата по материалу

И Н , ИК, КВН, КВК, КВВН, КВВК

Ml

КВК, КВВК

М3

Распредели­ Теплообменная тельная каме­ труба ра

Кожух

Сталь 10 или 20 СтЗсп или сталь 16ГС

СтЗсп или сталь 16ГС* Латунь ЛАМш 77-2-0,05

М8

Сталь 12Х18М10Т

М9

Сталь 10Х17Н13М2Т

И Н , ИК

И Н , ИК, КВН, КВК, КВВН, КВВК

мю

M il

Сталь 12Х18Н10Т

10Х17Н13М2Т

СтЗсп или сталь 16ГС*

Сталь 12Х18Н10Т

10Х17ШЗМ2Т

* Только для аппаратов типов И Н и ИК.

3.5. Примеры расчета кожухотрубчатых теплообменников и холодильников Пример 3.1. Рассчитать и подобрать нормализованный кожу­ хотрубчатый теплообменник для установки осушки воздуха. Гидравлическое сопротивление теплообменника по воздуху не должно превышать 5000 Па. И сх о д н ы е данные. Горячий теплоноситель — воздух; хо­ лодный теплоноситель — вода технологическая; температура воздуха на входе Г1н= 60 °С; температура воздуха на выходе tlK= = 20 °С; температура воды начальная tlH = 15 °С; давление воз­ духа на входе 0,8 МПа; давление воды на входе 0,4 МПа; объем­ ныйрасход воздуха 30 м3/мин (при/=20°Си/> = 0,1 МПа) объ­ емный расход воды 0,075 м3/мин. Основные теплофизические свойства теплоносителей, необходимые при расчете, приведе­ ны в табл. 3.32—3.34.

Т а б л и ц а 3.32. Теплофизические свойства воды на линии насыщения /, ° с

Р, М П а

р, кг/м3

ср} кДж/(кг-К)

АЛО2, Вт/(м-К)

v-106, м2/с

Рг

0

0,1013

999,9

4,212

55,1

1,789

13,67

20

0,1013

998,2

4,183

60,0

1,006

7,02

40

0,1013

992,2

4,174

63,5

0,659

4,31

60

0,1013

983,2

4,178

66,0

0,478

2,98

80

0,1013

971,8

4,195

67,6

0,366

2,21

100

0,1013

968,4

4,220

68,3

0,291

1,75

120

0,1985

943,1

4,250

68,7

0,252

1,47

140

0,3614

926,1

4,287

68,6

0,216

1,25

160

0,618

907,4

4,346

68,4

0,191

1,11

180

1,003

886,9

4,417

67,6

0,173

1,00

220

2,320

840,3

4,614

64,6

0,148

0,89

260

4,694

784,0

4,949

60,6

0,135

0,87

300

8,592

712,5

5,736

54,1

0,128

0,97

340

14,608

610,1

8,164

45,8

0,127

1,38

П р и м е ч а н и е . Теплофизические свойства воды на линии насыщения могут быть аппроксимированы в диапазоне температур 10—100 °С следующими уравне­ ниями: плотностьр = ------ ;теплоемкость сп = 4,20511 - 0,136578/ + 0^9534+ 0,466-10 / + 0,152341 •10~4/2; теплопроводность А.= 0,551444 + 0,2588 •10~2t - ОД278 •10~4/ 2; ки­ нематическая вязкость v = { ехр( ехр [33,22999 - 5£304 In (/ + 273 )]) - 037j-10-6.

Т а б л и ц а 3.33. Теплофизические свойства сухого воздуха при атмосферном дав­ лении /,° С

р, кг/м3

ср, кДж/(кг-К)

АЛО2, Вт/(м-К)

v-Ю6, м2/с

Рг

-50

1,584

1,013

2,06

9,23

0,728

-20

1,395

1,009

2,28

12,79

0,716

0

1,293

1,005

2,44

13,28

0,707 0,703

20

1,205

1,005

2,59

15,06

40

1,128

1,005

2,76

16,96

0,699

60

1,060

1,005

2,90

18,97

0,696

80

1,000

1,009

3,05

21,09

0,692

100

0,946

1,009

3,021

23,13

0,688

Окончание табл. 3.33 /, ° с

р, кг/м3

ср, кДж/(кг-К)

М О 2, Вт/(м-К)

v-106, м2/с

Рг

120

0,898

1,009

3,34

25,45

0,686

140

0,854

0,013

3,48

27,80

0,684

160

0,815

1,017

3,64

30,09

0,682 0,681

180

0,779

1,022

3,77

32,49

200

0,746

1,026

3,87

34,85

0,680

250

0,674

1,038

4,27

40,61

0,677

1,047

4,61

48,33

0,674 0,676

300

0,615

350

0,566

1,059

4,91

55,46

400

0,524

1,068

5,21

63,09

0,678

500

0,456

1,093

5,75

79,38

0,687

600

0,404

1,114

6,22

96,89

0,699

700

0,362

1,134

6,71

115,4

0,706

800

0,329

1,156

7,18

134,8

0,713

900

0,301

1,172

7,63

155,1

0,717

1000

0,277

1,185

8,07

177,1

0,719

П р и м е ч а н и е . Теплофизические свойства воздуха (сухого) могут быть аппрок­ симированы в диапазоне температур 10—150 °С при давлении 98—980 кПа: плот­ ность р = ^>4839 р / + 273

тепл0емк0сть ссп = 1,0005 + 1Д904 •10-4/; р

теплопроводность

037-10“3(/ + 273 )0,748; динамическая вязкость ц = 0,544• 10-6 (/ + 273)0,62;кине10"6(13,7+ ОД01/> 0 матическая вязкость v = --- ----------— при / = 0-140 °С;

Р 10-6 (6,7 + ОД455/) р0 v = --- ----- 1--- i l l при / = 140-400 °С, гдеp Q= 98,07 кПа.

Р

Т а б л и ц а 3.34. Теплофизические свойства водяного пара на линии насыщения /, °С

Р, М Па

р, кг/м3

ср, кДжДкг-К)

АЛО2, Вт/(м-К)

v-106, м2/с

Рг

100

0,101

120

0,198

0,598

2,135

2,35

20,02

1,08

1,121

2,206

2,60

11,46

140

1,09

0,361

1,966

2,315

2,79

6,89

1,12

160

0,618

3,258

2,479

3,01

4,49

1,18

180

1,003

5,157

2,709

3,27

2,93

1,25

200

1,555

7,862

3,023

3,85

2,03

1,36

220

2,320

11,62

3,408

3,90

1,45

1,47

.

Окончание табл. 3.34 /, ° с

Р, М П а

р, кг/м3

ср, кДж/(кг-К)

АЛО2, Вт/(м-К)

v-Ю6, м2/с

Рг

240

3,348

16,76

3,881

4,29

1,06

1,61

260

4,694

23,72

4,468

4,80

0,794

1,76

280

6,419

33,19

5,233

4,49

0,600

1,88

300

8,592

46,21

6,28

6,27

0,461

2,13

320

11,290

64,72

8,21

7,51

0,353

2,50

340

14,608

92,76

12,35

9,30

0,272

3,35

360

18,614

144,0

23,03

12,79

0,202

5,23

П р и м е ч а н и е . Теплофизические свойства водяного пара на линии насыщения могут быть аппроксимированы следующими выражениями:

_ 1лЗ

при / = 100-300 °С: плотность р =

Ps 432 + 0,4881 - 0,282 -IQ-2'21(/ + 273) ’

теплоемкость lj62 + 0,77 -10-3(/ + 273)+ 4032 Сср

t + 273 + 0Д076 •10-3/?5

647

t + 273

3,5

+ 0,495- Ю"1’2/?3

647 /Ч- 273

при t = 10—360 °С: теплопроводность Х= 3,7-10 6 ( /4- 273) ’ +137 -10 4р ц25; дина_ 2,235-10-6(/н- 273)1’5 мическая вязкость ц = / + 1234

Ps —давление насыщения при температуре /, кПа.

Так как теплообменник предназначен для охлаждения возду­ ха, будем рассматривать его как холодильник. Массовые расходы теплоносителей G, кг/с, находим по формуле

G=Vp, где V— объемный расход теплоносителя, м3/с; р —плотность теп­ лоносителя, кг/м3. Соответственно: массовый расход воздуха (г, = ^1,293 «0,6465 кг/с; массовый расход воды „ 75 10-3 -1000 Сг, = ---- ----- « 1Д5 кг/с. 2 60

Поскольку агрегатное состояние теплоносителей не меняется, тепловая нагрузка определяется по (3.1):

Q = G\C\(tlH - t lK^ = 0,6465• 1,005• 103(60-20) = 25,99• 103Вт, где сх—удельная теплоемкость воздуха при средней температуре. Конечную температуру холодного теплоносителя — воды оп­ ределим из уравнения теплового баланса Q _ 15[ 25,99-103 'гк = ^2 н + -Пр. Ог .- = 15+ 1 1 5 Л 1 0 1 1 Л З, и 20 «С, ZK М G2c2 1,25-4,183 103 где t2н —начальная температура воды. Среднелогарифмическая разность температур вычисляется по (3.5): 2,08 1п 60-20 [20-15J Примем ориентировочное значение коэффициента теплопе­ редачи АоР= 60 Вт/(м2-К) (табл.3.35), считая, что режим движения сред вынужденный. Тогда ориентировочное значение поверхно­ сти теплообмена ср

1п(дгб /д /м)

Fop = — —— = ^ " - lO 3 _25 76 м2. ор * орДГср 6016,8 Как следует из табл. 3.14, холодильники с близкой площадью поверхности теплообмена имеют кожух диаметром 400—600 мм и являются многоходовыми. Однако в многоходовых теплообменниках средняя движущая сила несколько меньше, чем в одноходовых, из-за того, что возни­ кает смешанное взаимное направление движения теплоносите­ лей. Для уточнения Atcpвоспользуемся уравнением (3.6): Значение поправочного коэффициента е определим из графи­ ка на рис. 3.1, для чего найдем параметры для случая а: p = ,j f ~ ' u = 20 - 60 = 089 Д '2 , - ', .

15-60

>2. - у _ 15-20 = 0125. 20 - 60

Так как значения е для нашего случая не входят в область зна­ чений, представленных на графике, воспользуемся аналитиче­ скими расчетами:

Д S_________

6= — In

[2-Р(1+Л-л)]’ [2-Р(1+Л+п)]

где т]= л/Л2+1 = л/0Д252+1 = 1,008; 5=

Л_1

( 1 -Р ) ;

In-

(1-RP)

0,125-1

= 0,418;

in- ' - W 1-0,125-0,89 1,008 6 = — ----- ---------- = о,825. [2 - 0,89 (1+ОД25—1,008)1 1п^-- --------------\ [2-0,89(1+0,125+1,008)] Т а б л и ц а 3.35. Ориентировочные значения коэффициентов теплопередачи в различной среде

Вид теплообмена и среда

К , Вт/(м2 К); при движении среды вынужденном

свободном

12-35

3,5-12

От газа к жидкости

12-60

6-17

От конденсирующегося пара к газу

12-120

6-12

От газа к газу при обычных давлениях

От жидкости к жидкости (вода)

200-400

100-300

От жидкости к жидкости (органиче­ ской)

120-300

30-60

От конденсирующегося пара к воде

500-1000

300-800

От конденсирующегося пара к органи­ ческим жидкостям

100-350

60-180

От конденсирующегося пара органиче­ ских веществ к воде

350-800

230-450

-

300-500

От конденсирующегося пара к вязкой жидкости

Таким образом, уточненная среднелогарифмическая разность температур А/'р = еД/срлог =0,825-16,8 и 13,9 °С. С учетом этой поправки находим ориентировочную поверх­ ность теплообмена

Fop =

25,99-103 -31,1 м2. 60-13,9

Проведем уточненный расчет для следующих вариантов теп­ лообменников: 1) D = 400 мм; = 25x2 мм; z = 2; 2) D = 600 мм; dH= 25x2 мм. Вариант 1. Определим для межтрубного пространства (табл. 3.14): ♦ площадь сечения между перегородками S,^, = 0,025 м2; ♦ критерий Рейнольдса R

О А —= _ m 6 s m 5 0,025 0,019 10-3

♦ критерий Прандтля для воздуха при температуре 40 °С (табл. 3.33): Рг = 0,699; ♦ критерий Нуссельта для межтрубного пространства при Re > 10000:

( D ''°>25 Nu = 0,24Re0,6Рг 0,36 — РгАст А ♦ коэффициент теплоотдачи а = № * , 0,24 34Q260,6 -0,6990,36 1-0,0276 = rf„ 0,025 Рг ^°’25 ' 1. Рг 1jct ; Определим для трубного пространства ♦ критерий Рейнольдса: отношение

Re2 = JbfL £^2

= — 1Д5-0,021

= 14g3

0,017-1,042-10

где Syp = 0,017 м2 - площадь проходного сечения одного хода по трубам (табл. 3.14);

♦ критерий Прандтля Рг = 7,5 (табл. 3.32) при 17,5 °С, ц2 = 1,042х х10_3 Па с. Найдем температурный напор в трубах, для чего последова­ тельно рассчитаем: ♦ температуру стенки со стороны холодного теплоносителя

t1СТ 2 = t12 -l-Jt—= *tСТ 1 а2 '

У^ст 5 А,ст

л

где q = K(tx - t 2) — удельный тепловой поток, Вт/м2; tx и t2 — сред­ ние арифметические значения начальной и конечной температу­ ры соответственно воздуха и воды, °С; 8СТ—толщина стенки тру­ бы, м; А.ст —теплопроводность материала стенки, Вт/(м-К); ♦ удельный тепловой поток <7= 60

60+20 2

15+201 = 60(40-17,5) ю 1350 Вт/м2; 2

♦ температуру стенки со стороны воздуха ст1

=Л — ^- = 40— ^ - = 28,9°С; 1 \ 122,36

♦ температуру стенки со стороны воды ^т2=28,9—1350^02^28,84. 4о,Ь Тогда температурный напор равен Д?2 =28,84-17,5 = 11,34. Режим движения воды в трубах ламинарный. Для выбора фор­ мулы расчета коэффициента теплоотдачи а 2найдем значения не­ обходимых критериев: ♦ критерий Прандтля Рг = 7,5 для трубного пространства при темпе­ ратуре воды 17,5 °С; ♦ критерий Грасгофа Gr _ g/3p2pA<2 _ 9,81 0,0213-998,42 -0,1695-Ю-3 11,34 2

^2

(1,083-10"3) 2

где р = 0,1695-10'3при t2cp = 17,5 °С;

Gr2 • Рг2= 148404 • 7,5 = 1113030; ♦ для Re < 2300 и Gr-Pr > 5-105из (3.14) р

'i°>25

Nu = 0,15 (Re-Рг) 0,33(Gr-Pr)0,1 — CT , 0,25

= 0,15 (l 1122,5) 0,33(l 113030)0,1 ^

= 14,2;

♦ коэффициент теплоотдачи NuA. 14,2-0,574 a 2 = —— = aB

1001D ,, , „ ч

(J,(J21

’=

388,1 Вт/(м2-К).

Для нахождения коэффициента теплопередачи найдем терми­ ческое сопротивление стенки: £

b Л,

, +Т2-+ /'з25 А-ст

гдегз1 = 0,00086 м2-К/Вт—термическое сопротивление загрязнен­ ной стенки со стороны воздуха (табл. 3.1); гз1 = 0,00058 м2-К/Вт — термическое сопротивление загрязненной стенки со стороны воды; X = 46,52 Вт/(м-К) —теплопроводность стенки из углероди­ стой стали (табл. 3.2); 5СТ—толщина стенки теплопередающей по­ верхности. Соответственно

У - = 0 , 0 0 0 8 6 + + 0,00058 »1,483 -Ю-3. ^ X 46,5 Коэффициент теплопередачи рассчитываем по формуле

К=

----Ц --

=

--------------------------- 1-— = 81,

-- --------^ + 1,483-10 3+ЧооТ aj X a 2 122 388,1 Поскольку расчетный коэффициент теплопередачи значи­ тельно отличается от ориентировочно выбранного, проверим достоверность полученного результата расчета, для чего найдем температурный напор с учетом полученного значения К = = 81,8 Вт/(м2-К):

q = 81,8 (40 - 17,5) = 1840 Вт/м2;

t

ст1

= 40— ^ - = 25°С; /ст2 = 25 - 18 4 0 '0,002 =24,92 °С; 122,36 ст2 46,5

At2 = 24,92 - 17,52 = 7,4 “Cl Итак, принятое вначале значение температурного напора 11,34 °С значительно больше полученного 7,4 °С. Произведем пересчет, принимая коэффициент теплопередачи равным К = = 81,8 Вт/(м2-К) и определив поправочный коэффициент 11,34/7,4= 1,53: Gr^ = 2

1,53

1,53

= 96996;

Gr2 ' -Рг2 = 96996-7,5 = 727470; Nu = 0,15 (Re-Рг) 0,33 (G г2 -Рг2)°Д

Рг,

0,25

РГСТУ

W ,/ W jl, A4o,if7^ W5 = 0,15(11122,5) °’33(727470) = 13,84; 15 J 13,84-0,574 о Tj и 2 1/~\ а , = — -- — = 378 Вт/(м2-К).

2

0,021

'

Тогда окончательно получим

К = ------- ------- » 81,1 Вт/(м2-К). ^ —hl,483 10- 3 ч--— 122 378 С учетом этого требуемая площадь поверхности теплопередачи Р _ 25,99 -103 ^ 23 м2 81,1-13,9 Согласно табл. 3.14, из выбранного ряда подходит теплооб­ менник с трубами длиной 2 м и номинальной поверхностью теп­ лообмена F\ = 23,5 м2. При этом запас поверхности теплообмена составит д = (23,5-23}100 23

Аналогичные расчеты в а р и а н т а 2 даны в табл. 3.36. Т абл и ц а 3.36. Результаты уточненного расчета теплообменника а 2,

« 1. Вт

№ вари­ анта

Re,

.1

34026

122

1483

2

19012

86,17

1401

Вт

Re2

м2 К

F * НОМ 5

К

F; м2

/, м

378

81,1

23

2

23,5

2,2

369

63,37

29,5

2

34

15,2

М2

м2 К

А, %

Для варианта 2 К= 63,37 Вт/(м2-К), что близко к полученному в варианте 1 расчета, можно считать, что и во втором случае фор­ мула для расчета а 2 принята правильная.

Расчет гидравлического сопротивления В ариант 1. Для расчета гидравлического сопротивления в трубах предварительно найдем некоторые параметры: ♦ скорость движения жидкости в трубах юто =

^ — = 0,0735 м/с, 0 ,0 1 7 1 0 0 0

тр

где = 0,017 м2 — площадь сечения одного хода по трубам (табл. 3.14); ♦ коэффициент трения Ц, при ламинарном режиме течения жид­ кости в трубах А ^4 Хт = — = — — = 0,0431,

w Re 1483 гдеА —коэффициент, зависящий от формы сечения труб; для труб круглого сечения А = 64; ♦ диаметр штуцеров в распределительной камере dm = 0,15 м; ♦ скорость воды в штуцерах 4G

4-1,25

ЛЛ1Л7

,

сош = — ;— = ------Ц--- = 0,0707 м/с. * 4

р

3,14-0,15 -1000

Гидравлическое сопротивление в трубном пространстве рас­ считываем по (3.33): АР7= АР j +Z(aP2+APtp+АРз)+ АР^ . В нашем случае используем (3.34):

АР, = ^ ,р ^ - = 1-1000 ° ’072° 72 = 2,5 Па, где ^ i = l для входа в распределительную камеру (табл. 3.4); AP2= S 2 p ^ = 1.1000Q>Q72352 =2,7 Па, где

= 1 Для входа в трубы; 2

ДР3 = ^ р

2

= 1,5-10000,0735 = 4,05 Па,

где 2,3 = 1,5 для выхода из труб;

АР4 = где

р^

= 0,5-10000,0707 2 = 1,25 Па,

= 0,5 для выхода из распределительной камеры. По уравнению (3.35) находим АРт = 1 115

/ С О 2

0

— р - ^ = 0,0431^— 1000’ — dB 2 0,021 2

= 150,85 Па;

АРт =2,5+2 (2,7+150,85+ 4,05)+1,25 = 318,9 Па. Для расчета гидравлического сопротивления межтрубного пространства предварительно найдем следующие параметры: скорость движения воздуха на входе и выходе из кожуха теплооб­ менника для штуцеров диаметром dWT = 0,15 м 4FJ =<

4-0,5

,

= з д Т а д ? =28’57м/с’

где V\ = 0,5 м3/с —объемный расход воздуха; скорость движения воздуха в межтрубном пространстве

п м/с, / ©и-m= —^1— = — -— = от 22,7 Mip

S MTp

0,022

где £ М1р =д/*Упрод ^попер = л/0,019-0,025 =0,022; 5прод = 0,019 м2 площадь свободного сечения для прохода воздуха в вырезе перего­ родки (табл. 3.14); Snonep = 0,025 м2 —площадь свободного сечения для прохода воздуха при поперечном обтекании пучка труб у края перегородки;

♦ коэффициент трения для размещения труб по вершинам равно­ сторонних шестиугольников (шахматный пучок): т, _ 4+6,6/и _ 4+6,6-5,6 _ Кемт8 _

0Q

17,9

’ * 0,28

“мттЛ

где т = 0,35^ = 0 , 3 5 ^ = 5,6; Re°M T28 = ,

и

,

0,28

'22,7-0,025] 0,019-10_3>

= 17,9; D —диаметр кожуха теплообменника, м; ♦ расстояние между перегородками /п / 2 -= 0,28 м, L п и+ 1 6 + 1 где п — число перегородок (табл. 3.37); / —длина трубы, м. Гидравлическое сопротивление межтрубного пространства рассчитываем по (3.38): —АР 5 + — АР мт+ 1 -1 АР^+АР 7 .

L

В нашем случае Д Р 5=

где

$5р ^ ^ = 1,5- Ц 2 8 ^ | ^ =690,5 Па,

= 1,5 для входа в межтрубное пространство;

АР,МТ

СО

99 7 2

Ктр рГ - ^2г - = 2,29-1,128^- = 665,5 Па; а?"

99 7^

АР6= $6 р - ^ - = 1,5-1,128—^— = 436 Па, где ве;

= 1,5 —для огибания перегородки в межтрубном пространст­ (D2

ОЯ S 7 2

АР?= ^ р^ р _ = 1,5.1,128—у — = 690,5 Па, где

= 1,5 для выхода из межтрубного пространства;

АРМ= 690,5+^665,5+

0,28

-1 436+690,5 = 8812 Па.

Т абл и ц а 3.37. Число сегментных перегородок в нормализованных кожухотруб­ чатых теплообменниках Число сегментных перегородок при длине труб, м

Диаметр кожу­ ха, мм

3,0

10

14

8 6

12 8

26 18 14(16)

—

6

10

18 14

4 4 —

8 6

10 8

(36; 38) 22(24; 26) 18(16) 14(12)

4 —

6

10

6

8

1,5

6

1000

4 -

1200

—

159 273 325 400 600 800

4,0

9,0

2,0

1,0

—

6,0 —

—

(24) 2 2 ( 20 ) 16(18) 14(12)

и 1400 П ри м е ч ан и е . Числа в скобках относятся к теплообменникам с плавающей го­ ловкой и с U -образными трубами.

Аналогичный расчет варианта 2 дан в табл. 3.38. Т абл и ц а 3.38. Результаты уточненного расчета гидравлического сопротивления S p.

^трш,

©ш,

М

м /с

п ^мтш> ®МТШ5 ^мтр» м2 Юмтр* М м /с м /с

№

Z

1

2

2

4 0,018 0,0694 0,15 0,0707 4

м2

°У м /с

0,017 0,0735 0,15 0,0707 6 0,15 0,2

д/>т, Па

Па

28,57

0,022

22,7

318,9

8812

15,9

0,028

17,86

93

4888

Таким образом, анализ двух конкурентоспособных вариантов дает следующие результаты: теплообменник с кожухом диамет­ ром 400 мм имеет значительно меньшее гидравлическое сопро­ тивление трубного пространства, но при этом сопротивление межтрубного пространства почти в 2 раза выше, чем у теплооб­ менника с кожухом диаметром 600 мм. Поскольку в задании оговорено, что потеря напора воздуха не должна превышать 5000 Па, то более предпочтителен вариант 2 с меньшим гидравлическим сопротивлением потоку в межтрубном пространстве. В дальнейшем будем рассматривать теплообмен­ ник варианта 2 со следующими параметрами: DB = 600 мм, d„ = = 25x2 мм, Z = 4, / = 2 м, F = 34 м2. Так как используемые среды (вода, воздух) неагрессивны, вы­ бираем теплообменный аппарат (табл. 3.25), выполненный по ма­ териалу M l, т.е. из углеродистых сталей.

В нашем случае давление в межтрубном пространстве 0,8 МПа, выбранный нами аппарат (табл. 3.14) имеет условное давление в межтрубном пространстве 1,0 МПа и более, а в трубном простран­ стве (табл. 3.6) 0,6 МПа и удовлетворяет требованию прочности. Средняя разность температур теплоносителей составляет 40 — —5 = 35 °С, поэтому с точки зрения температурных деформаций целесообразно произвести расчет на возможность использования холодильника с неподвижными трубными решетками. Конструктивные размеры выбранного аппарата: Д, = 600 мм, dH= 25 мм, 5Х= 2 мм, iSn, = 0,018 м2, число труб

£ т = n (d H—5Т)5тя = 7г(0,025—0,002)0,002 -52 =0,0075 м2;

S K = п (Z>B+ 8К) 8К= п (0,6+0,005) 0,005 = 0,0095 м2. Толщину стенки корпуса принимаем 8К= 5 мм. Определим следующие усилия: ♦ усилия, обусловленные температурными деформациями в теплооб­ меннике, одинаковые для труб и кожуха из одинакового материала: ( t K- t T)E 11,9-Юг- 6(40—18)19,9 -Ю10 +/>' т = - Р±' к 1

1

0,0095 + 0,0075 5210-104 = 21,8-104 =2,18-105 Н, 105^6+133,3 где а —коэффициент линейного расширения материала, 1/К (для углеродистой стали а = 11,9-10_6); Е — модуль упругости материа­ ла, Н/м 2 (для углеродистой стали Е = 19,9-10~10 при 20 °С); ♦ общие усилия от давлений в аппарате, растягивающие трубки и кожух:

= 0,785 (0,62-52-0,0252)8-105+0,785-52-0,0212-4-105 = = 2,257-105+ 0,072-105 = 2Д29-105Н, где рк, рт—давление соответственно в корпусе и трубах, Па;

усилие от давления в аппарате, воспринимаемое трубами:

Р' = — ^ — = --- 2’129 ' 1Q5---- = 0,94 105 Н; I I S kE k t | 0,0095 19,9 10 0,0075 19,9-Ю10 усилие, воспринимаемое кожухом:

Р'к = Р "-Р "= 2,129 •105 - 0,94 105 = 1,189105 Н. Определим напряжения, возникающие в трубах и кожухе хо­ лодильника: _ Р /т+Р/'т_ _ 2Д8 105 + 0,94 105 _ 4 1 б -10 5 Па = 41,6 МПа; ST 0,0075 - Р'к+ Р " + 1Д89-105 -2Д8105 1 ЛИ. 1 Л5тт ,п „ и п стк = — --- - = — -------- ----- = -104,3 10эПа = -10,4 МПа. 0,0095 Принимая для стали допускаемое напряжение [а] = 130 МПа, убеждаемся, что действительные напряжения в трубах и кожухе значительно меньше. Итак, выбираем кожухотрубчатый холодильник с неподвиж­ ными трубными решетками. П р и м е р 3.2. Выполнить проектный расчет кожухотрубчатого холо­ дильника для охлаждения раствора натриевой щелочи. И с х о д н ы е данные. Водный раствор щелочи NaOH 10 % подается в трубное пространство. Объемный расход раствора щелочи Vx = = 20 м3/ч; начальная температура раствора щелочи /1н= 40 °С; конеч­ ная температура раствора щелочи /1к = 25. °С; начальная температура воды t2n = 20 °С; конечная температура воды t2K= 35 °С; давление в межтрубном пространстве 0,6 МПа; давление в трубном пространстве 0,6 МПа.

Определим: среднюю разность температур при противоточном движении А/б = 15 °С; AtM= 15 °С. Так как — - < 2, то А/ср = — -+А*м■ = 1^+15 = 15 °С;

А с р среднюю температуру воды

2

д = А?2к + а/ 2н = 35+20 = 27 0С. ^2ср

2

♦ среднюю температуру щелочи At

= А?1к + А?1н _ 40+25 _

\ ср

2

3 2

5 оС

2

Теплофизические свойства раствора щелочи при средней тем­ пературе: плотность р! = 1103 кг/м3; динамическая вязкость Ц[ = = 1,39-10'3 Па с; коэффициент теплопроводности = 0,63 Вт/(м-К); коэффициент теплоемкости q = 3,3 кДж/(кг-К). Теплофизические свойства воды приведены в табл. 3.32. Далее определим: ♦ количество передаваемой теплоты

Q = Glcx(tlH - flK), где G\ = Fipi —массовый расход щелочи;

G. = ^ - \ 103 = 6,13 кг/с; 1 3600 0 = 6,13 •3,3•103(40 - 25) = 303,43 кВт; ♦ массовый расход воды

Q —_____ Q_____ 2 cp2{t2K- t 2K)

303,43 = 4 §4 кг/с 4,18(35-20) ’7 ’

♦ объемный расход воды

V2 = — = = 0,0048 м3/с. 2 р 2 995,9 Для нахождения предварительного значения площади тепло­ обмена примем ориентировочное значение коэффициента тепло­ передачи Кор = 300 ВтДм-К). Тогда

Q 303,43 *103 ■=67,4 м2. ^ срА^ср 300-15 Проектируем кожухотрубный холодильник двухходовой, с ориентировочной площадью поверхности теплообмена F= 70 м2 и параметрами: диаметр кожуха 600 мм, трубы 25x2 мм, число труб одного хода 84, проходное сечение труб 51т= = 2,9-10 -2 м2, проход­ ное сечение межтрубного пространства S 2„ = = 2,5-10-2 м2.

Так как среда в трубах коррозионно-активная, в качестве ма­ териала труб, трубной решетки, распределительных камер выби­ раем нержавеющую сталь, а для корпуса — углеродистую сталь. Проверим, разместится ли взятое число труб 84 в аппарате диа­ метром 600 мм. Примем как наиболее рациональное размещение труб в труб­ ной решетке по сторонам и вершинам правильного шестиуголь­ ника. На наружной грани шестиугольника при аппарате диамет­ ром 600 мм и расстоянии между отверстиями t= 1,3dH= 1,3 • 0,025 = = 0,0325 м можно разместить число отверстий а = 8. Тогда число труб

п = За(й—1) + 1 = 3-8(8 - 1 ) + 1 = 169. В нашем случае для двухходового теплообменника примем 84-2 = 168 труб. Проверим достоверность принятого числа труб по другой формуле, для чего определим необходимый минимальный диаметр аппарата при выбранном числе труб: D = t(b -l)+ 4 d H= 0,0325 (15 -1) + 4 -0,025 = 0,555 м, где й= 2д —1 = 2-8 — 1 = 15. Таким образом, выбранный диаметр кожуха теплообменника 600 мм вполне удовлетворяет возможности размещения 168 труб. Произведем уточненный расчет следующих величин: ♦ скорости движения раствора щелочи У\ 0,0056 , со, = --- — = — -- = 0,19 м/с; 1 360051т 2 ,9-10 ♦ скорости движения воды в межтрубном пространстве

V2 0,0048 niQ , со, = — — = — ---- = 0,19 м/с; 2 S* 2,5-10 ♦ критерия Рейнольдса в трубном пространстве r

V lP , = 0.19-0,021 1103,6 = 3 и,

1,392-Ю-3

♦ критерия Рейнольдса в межтрубном пространстве Re, = Ю2^2р2 = 0;1-9 0 ’025. 996 = 4750; И2 0,996-Ю"3

♦ коэффициента теплоотдачи для щелочи 2300 < Re! < 104 по (3.11): Nu, =0,008Re®’9Рг®’43 = 0,008-3163'^ -7,3°’43 =26,6; <х2 = Nu, Ь- = 2 6 ,6 - ^ = 796 Вт/(м2-К), 0,021

р c^j 3,3-103 -1,392-10-3 где Рг, = -5—!-= —----------- = 7,3 1 X, 0,63 ♦ коэффициента теплоотдачи для воды при Re2 > 1000 по (3.17) для межтрубного пространства N u 2 = 0,24Re°'6 Рг20-36

Рг2 '° ’25 Рг„

где Рг2 = 6,2 (табл. 3.35). Для нахождения Рг2ст определим температуру стенки труб со стороны воды: / . = / . - - ? - = 32,5_1650 = 313 оС ст1 |ср а, 1404

tCT2 = fCTl -

qdст _ 313 1650 0,002 = 31,3 „ ’ = 31,11 °с, Хст “ ’ 17,45

где q = K ( tlcp - /2ср) = 300 (32,5-27) = 1650 Вт/м2 — удельный теп­ ловой поток; 8СТ— толщина стенки трубы, м; Хст — теплопровод­ ность нержавеющей стали, Вт/(м -К) (табл. 3.2). При tcт2 = 31,11 °С значения Ргст2 = 5,5 (табл. 3.35). Тогда 1^ 9'10,25 N u 2 = 0,24-4750°-6 -6,20,36 ^ = 76,6; а 2 = N u 2 h . = 76,6-М^ = 1869 Вт/(м2-К). ан 0,025 Далее определяем: ♦ термическое сопротивление стенки труб £ - = г31 + ^ + / * 32 = 0,00017+ ^®+ 0,0012 = 0,00149 м2-К/Вт, А, А/ст 17,45

где гзь г32 — термическое сопротивление загрязнений стенки со стороны соответственно раствора щелочи (примем, как для рассо­ ла, по табл. 3.1) и воды, принимая ее оборотной очищенной; ♦ коэффициент теплопередачи

К = -- ----Ц -- = ------ \----- - = 304,8 Вт/(м2-К). - +У -+ — + 0,001494— cij X а 2 796 1869 Полученное значение коэффициента теплопередачи незначи­ тельно отличается от ориентировочно взятого 300 Вт/(м2-К), по­ этому пересчета не требуется. Теперь можно провести уточненный расчет площади теплооб­ мена F=—

KAtcp

= 303,43' 103 =64,6 «65 м2. 31315

Окончательно проектируем двухходовой кожухотрубчатый те­ плообменник с условной поверхностью теплообмена 65 м2, кожух диаметром 600 мм, числом труб 85, трубы 25x2 мм. Найдем необходимую длину труб , F 65 1Л_ / = ---- = --------- = 10,7 м, ndcpn 3,14-0,023-85 где dcр —диаметр срединной поверхности трубы, м. Примем длину труб одного хода равной 6 м и определим запас площади поверхности теплообмена при F = ndcpl = 3,14-0,023 -12х х 85 = 73,6 м2; д=

73,6-65,0100 = В 2 % 65,0

что вполне удовлетворительно. Окончательно примем длину труб одного хода 6 м. Рассчитаем площадь свободного сечения межтрубного про­ странства, считая, что площадь выреза перегородки £апсоставляет 20 % площади поперечного сечения корпуса аппарата, как обычно принимают в нормализованных теплообменниках: li/I лй 2 0,2tlDi22 _ m 0,2-3,14-0,62 „

Если расстояние между сегментными перегородками /п= 2 м, то: ♦ площадь свободного сечения для прохода воды при поперечном обтекании труб [3.9] с

^п оп е р

—I1пD

= 0,2 0,6 1 -

0,025 = 0,0276 и 2-, 0,0325J

♦ площадь свободного сечения в вырезе перегородки 1-

= 0,056 1 - 0,952

К’Т

0,0251 = 0,026 м2; 0,032

♦ расчетная площадь сечения для прохода воды в межтрубном про­ странстве

s Mr = J s

прод

попер

= л/0,026-0,0276 =0,0266 м2.

Принятое при расчете Su = 0,025 м2 несущественно отличает­ ся от действительного значения, поэтому пересчет нецелесооб­ разен. Так как средняя разность температур теплоносителей состав­ ляет 32,5—27,5 = 5 °С, т.е. незначительна, то проектируемый аппа­ рат не должен иметь температурного компенсатора. Расчет гидравлического сопротивления в трубах требует предва­ рительного определения некоторых параметров: ♦ относительной шероховатости

е = — = — = 0,004347, dB 23 где А —абсолютная шероховатость, для новых труб А = 0,1 мм; ♦ коэффициента трения. Так, для переходного режима — < Re <

е

е

что соответствует нашему случаю, используем уравнение (3.37): 1

■ = —21 g 0,27е+

тр

[6,81] Re

откуда получаем А™ —

1

4,58

= 0,218;

0,9

= —21 g 0,27-0,004347+

[6,81] 3163]

0,9

=4,58,

скорость раствора щелочи в штуцерах при dm = 0,15 м, как в нор­ мализованных теплообменниках:

4V 4-20 п„ , ;----= ------ 5-----=0,31м/с; jcrf£3600 3,14 0,152-3600 скорость течения раствора щелочи в трубах ©[ = 0,19 м/с. Гидравлическое сопротивление в трубном пространстве рас­ считываем по (3.33): АРт= АР, +Z(AP2+APTp+АР3)+ АР4. В нашем случае АР, = ^ , ^

= 11103,6 = 53 Па,

где Ъ,\ = 1для входа в распределительную камеру (табл. 3.4); CD2

АР2= £2р ,^ - = 1-1103,6

ft1 Q 2

= 19,9 Па,

где ^2 = 1 Для входа в трубы; (О2 П10 ^ АР3 = ^Зр , - j- = 1,5 1103,6 2 ^ - = 29,85 Па, где £,з = 1,5 для выхода из труб; АР 4 = £4р, где

= 0,5 1103,6 -у— = 26,5 Па,

= 0,5 для выхода из распределительной камеры; АРто= Х_ — р .

wd /12

= 0,218 -^-1103,6 9 ^ - = 1239 Па; 0,021

2

АРТ= 53+2(19,9+1239+29,85)+26,5 = 2657 Па. Для расчета гидравлического сопротивления в межтрубном пространстве найдем: скорость движения воды в штуцере для диаметра штуцера dm = = 0,15 м ®мтрш

4F2 ,2

4 0,0048 . Л1 2 3,14-0,15

п--л , . 0,274м/с,

♦ скорость движения воды в межтрубном пространстве V2 0,0048 П1_ , сомто = —— = — ’--- т = 0,18 м/с; М,Р 5 МТ 2 ,66-10 ♦ коэффициент трения при размещении труб по сторонам и верши­ нам правильного шестиугольника, рассчитывается по (3.40) ,/ 4+6,6/и 4+6,6 -8,4 - к 47500,28

’ ’

где т = 0,35— = 0,35-^- = 8,4. ’ dM 0,025 Гидравлическое сопротивление межтрубного пространства определяем по (3.38): / / ) АР ы= АР5+ — Д * "Р„ + — - 1'Д Р 6+ДР7. п

В нашем случае 2

дР 5= is5p 2 (^ L где

2

= 1,5-1000 9 * y L = 56*3 Па,

= 1,5 для входа в межтрубное пространство; А^мт =

ш2

01 Я2 _______ 0,18

2 ~ Y ~ = 5,55-1000

= 90 Па;

______ . 0Д82 АР6= ^бР2- ^ = 1,5-1000 = 24,3 Па; АРп= АР5=56,3 Па; ДРМ= 56,3 + ^9 0 + [ А _ ! 24,3+56,3 = 3517 Па.

0,2

.

Механический расчет теплообменника с кожухом из углеродистой стали СтЗсп и параметрами: давление в межтрубном пространстве Р = 0,6 МПа; Д, = 600 мм; [а] = 160 МПа; ф = 0,9; Ск = 1 мм. Толщину стенки кожуха рассчитаем по ( 1 . 1 ) для тонкостенных сосудов: D .P

Для нашего случая

S = -- — 4. о 001 = 0,0023 м. Принимаем S = 4 мм. 2 1600,9-0,6 v Проверим на допускаемое внутреннее давление по (1.2): 2Ф(5 - С К)М 1

J

2 0.9(0.004-0,001)160

Da + ( S - C K)

0,6+0,003

Таким образом, рабочее давление меньше допускаемого. Проверим прочность выбранных труб теплообменника со стенкой толщиной 8СТ= 2 мм. Допускаемое давление в трубах

1

1

< /,+ («„- С .)

0,0 2 1 +0,001

что значительно больше рабочего давления в трубах, равного 0,6 МПа. Так как проектируемый аппарат будет подведомствен Госгор­ технадзору, необходимо использовать выпуклые крышки. Выбираем эллиптические крышки как наиболее распростра­ ненные. Материал крышки — сталь 35Х. Толщину стенки крышки 5, рассчитываем по (1.16):

S, = ---+ С„ = °;6 0,6 + 0,001 и 0,0021 м, 1 2[ст]<р—0,5Р к 2-160-1-0,3 где R =

4ЯД

4-0,15

= 0,6 м.

Проверим на допускаемое внутреннее давление по (1.17):

т К, }

2(5, -Ск)ср[ст1 2(0,004-0,001)1-140 [Р] = V 1 , \ = --- Г = 1,4 МПа, L J R + 0,5(5, - С к) 0,6+0,5(0,004-0,001) где [ст] = 140 МПа для стали 35Х (табл. 19.22 из [3.6]). Рабочее дав­ ление меньше допускаемого. Выбираем: тип прокладки — паронит, материал фланца — сталь 12X18H10T, материал болтов —сталь 35Х, тип уплотнитель­ ной поверхности выступ—впадина. Определим расчетные температуры:

♦ фланца /ф = 0,961, болтов /6 = 0,95/, где t — расчетная температура обечайки, °С. В нашем случае = 0,96-27 = 26 °С; t6 = 0,95-27 = 25,6 °С. Выбранная конструкция фланца и уплотнительная поверх­ ность представлены на рис. 1.3. Примем толщину втулки S0 = = 0,005 м, что удовлетворяет условию (1.40)

S< S0 < 1,355, в нашем случае 0,004 < 0,005 < 0,0052 м; 50 — S< 0,005, в нашем случае 0,005 —0,004 = 0,001 < 0,005 м. Определяем далее: ♦ толщину втулки Si 51 = Р А = 2,2 • 0,005 = 0,011 м, где = 2,2 [3.6]; ♦ высоту втулки к > j (S, - S 0) = y ^ (0,011-0,005) = 0,018м, где /= */з (см. рис. 1.3). Поскольку трубная решетка приваривается к фланцу, примем йв = 0,03 м; тогда сварной шов не будет совпа­ дать со сварным швом фланец —корпус; ♦ диаметр болтовой окружности по (1.42)

D6 = D + 2 (S { + d5 + 0,006) = 0,6+2(0,011+0,02 +0,006) = 0,674 м, где d5 = 0,02 м —принятый диаметр болта. Примем D6 = 0,68 м; ♦ наружный диаметр фланца по (1.44)

DH> D6 + а = 0,68 + 0,04 = 0,72 м, где а = 0,04 м для болтов М20 (табл. 1.2); ♦ наружный диаметр прокладки Аш = А — I = 0,68 — 0,03 = 0,65 м, где / = 0,03 м для плоских прокладок и для болтов М20 (табл. 1.2); ♦ средний диаметр прокладки по (1.45) Ап = Ап

= 0,65 —0,012 = 0,638 м,

где Ьп — 0,0 12 м — ширина плоской неметаллической прокладки для D = 0,6 м (табл. 19.25 из [3.6]); ♦ число болтов по (1.46)

лДб- = 3 Д4 -°,68 =2бб9 *ш 4-0,02 где /ш= 4^б (табл. 19.29 из [3.6]). Принимаем z = 28, кратное че­ тырем; толщину фланца по (1.47) Лф > Я,фV-О^эк = 0,27^0,6-0,009 =0,0198 м, где >.ф = 0,27 для Р = 0,6 МПа (график на рис. 1.5); 1+

0Д5(р, +1yjDS]

=0,005 1+

0,03(2Д-1) 0,25(2,2 + 1)^0,6-0,005

=0,009м. Принимаем Аф = 0,02 м. Проверим условия прочности болтов: болтовая нагрузка Pfi = max

PnD l а 4 %DcnbEq

0,6-3,14-0,6382 =шах

п

,

_

+ 3,14-0,638-0,006-2,5-0,6 = 0^09MH

3,14-0,638-0,006-20 = 0Д4МН где ЬЕ =0,56п =0,5-0,012=0,006 м — эффективная ширина про­ кладки; ли= 2,5 —для паронита; q = 20 М Па —удельное давление паронитовой прокладки (табл. 1.3); а — коэффициент жесткости фланца, принимаем а = 1 . Учитывая, что температура фланца незначительно отличается от 20 °С, пренебрегаем температурными деформациями и опреде­ ляем условие прочности болтов по (1.54): * б max

zf6

<[а]

0,24 = 36,5 МПа <230 МПа, 28-0,000235

где^ = 2,35-10-4 (табл. 19.27 из [3.6]); [ст] = 230 МПа - допускаемое напряжение для болтов Ст.35Х. Таким образом, условие прочно­ сти болтов выполняется.

Далее определяем: ♦ изгибающий момент, действующий в сечении фланца, ограни­ ченного размером Sp 0,5(Х>6 —А:п)^бтах

М а =шах

0,5[(D6 - D cn)P6m3X +(Dcn -Z )- 5 3K)Q]!a]2°

>] 0,5(0,68 -0,638)0,24 = 0,00504МН •м = тах 0,5[(0,68-0,638)0,24+ (0,638-0,6-0,009)0,19]1=0,0078МНм где Q = p ^ L = 0 6 ЗД4 0,6382 = Q19 м н 4 4 ♦ максимальное напряжение в сечении фланца, ограниченного раз­ мером Si, по (1.56):

Т * М ° а , = ^-0,0078-0,73 = 173,6МПа, D * (S X-С к) 0,6 (0,011-0,001)

a i =■

где В* = D = 0,6 м при D > 205] = 20 0,011 = 0,22 м. Здесь безразмерные параметры

Dl l+8,551g|^ - D 2 Тф = (l,05Z»2+ l,945i)H 2) [ ^ - l 0,72: l+8,551g

0,72

0,6

- 0,62

(l,05-0,62+1,945-0,722) [ ^ - 1

со=-

0,5093

=1,83;

0,2772

1

1 + 0^Хф ,

-т=0,73,

hl °эк

1+0,9-0,27 1 + 0,1

0,02 " 0,009

♦ окружные напряжения в кольце фланца по (1.58) M 0 [l-co(l+0,9*4)]vi/2

СТк

0,0074 [l - 0,73(l+0,9 •0,27)]11

~

0,6 0,022

= 31,4 «31 МПа, где ч/ 9 2

Ри+ Щ (DH-D )

0,720+0,600 0,720-0,600

,,

-f = —-- — = 1 1 .

Условие прочности для сечения фланца, ограниченного раз­ мером Si = 0 ,0 11 м, по (1.61):

-J a f+ o l + o ^ <[ст] . В нашем случае ^173,62+ 312+ 173,6-31 = 191 МПа <[ст], где [а] = = стх = 236 МПа для стали 12X18H10T. Следовательно, условие прочности выполняется. Далее определяем: ♦ максимальное напряжение в сечении фланца, ограниченного раз­ мером 5о, по (1.57) <т0 =4/3°i = 1,328•173,6 = 230,6 МПа, где <|<з= 1 328 при

= 2 2и х =

= 0,03 - =0,548 (рис. 1.6); 4Щ л/0,6-0,005 ♦ напряжения во втулке от внутреннего давления: тангенциальное по (1.59)

PD 0,6 0,6 .сллтт ст, = —-----г = — — -— --- = 45 МПа; 2(5 0 -С к) 2(0,005-0,001) меридиональное по (1.60)

PD ОТСЛДТТ. стш= —т----= — т—0,6 = —0,6 --- = 22,5 МПа; 4 ( S 0 - C K) 4(0,005-0,001) ♦ условие прочности для сечения, ограниченного размером 5о = = 0,005 м, по (1.62) д/(ст0 + стт ) 2 + ст2 -(ст0 + СТМ)СТ, <[о]ф =

=

230,6+22,5)2 + 452 - (230,6+22,5)45 = 230 М Па < 400 МПа,

где [ст]ф = 0,002£’ = 0,002-2-105 = 400 МПа для фланца из стали 12Х18Н10Т в сечении 50 при Р< 4 МПа. Таким образом, условие прочности выполняется. Расчет трубной решетки. Примем толщину трубной решетки Sp = 28 мм и проверим ее на возможность фрезеровки паза для пе­ регородки и на прочность крепления труб в решетке. Так как проектируемый теплообменник двухходовой, необхо­ димо проверить выбранную толщину трубной решетки в сечении канавки для перегородки в распределительной камере. Примем: d0= 26 мм, tn = 36 мм, Ьп = 6 мм, глубина паза 5 мм. Толщина трубной решетки по (1.76):

f3 6 _ 1 ; д а 32

+

О

*3 -о

^

1

5 П > {S p -С)шах

/ \ к _1 ; I'p J

+С =

С

= (28-2) шах

2=

—26max(0r27; 0,47) + 2 = 143 мм. Так как Sn = 28 —5 = 23 мм, условие допустимости выбранного значения Sn = 23 мм выполняется. Условием прочности крепления труб в решетке является (1.77):

К < [ЛГТ]. Значение NTопределяется по (1.78):

паа 2 N T =-:Ц]-[(лМ^м-'Пт^т) + / 2 ^о] = i ЗД4-2802 [(0,665 •0,6- 0,76 •0,6)+0,4 (3,49)] = 1962Н, 168 где/2 = 0,4 для теплообменников с неподвижными трубными ре­ шетками. Если соединение труб с решеткой — развальцовка, то можно использовать (1.79):

[NT\ = я d,l0[q] = 3,14 • 25 • 24 • 14,7 = 27695 Н,

где /0 —глубина развальцовки трубы, для 5Р= 28 мм рекомендует­ ся /в = 24 мм; [q] - удельная нагрузка на единицу площади соеди­ нения, для гладкозавальцованных труб [q\ = 14,7 МПа. Таким образом, 1962 Н < 27695 Н и условие прочности соеди­ нения обеспечено.

3.6. Расчет конденсаторов Конденсаторы широко применяются в нефтега­ зоперерабатывающей промышленности, особенно в ректифика­ ционных установках, где их часто называют дефлегматорами. Как указывалось выше, по конструкции они отличаются от теплооб­ менников (нагревателей) и холодильников лишь увеличенным диаметром штуцеров на входе в теплообменник паровой фазы, но технологические расчеты заметно различаются. П р и м е р 3.3. Рассчитать и подобрать нормализованный кожухотруб­ чатый конденсатор для охлаждения углеводородов этиленового ряда. Исходные данные. Расход углеводородов G, = 3000 кг/ч, темпера­ тура углеводородов на входе в конденсатор tlH= —22 °С, на выходе Г1к= = -28 °С. Давление углеводородов 2,5 МПа. Охлаждающая среда — этан. Температура этана на входе в конденсатор кн~ -43 °С, на выходе *2к= —30 °С. Давление этана 1,8 МПа. Углеводороды подаются в межтрубное пространство, этан —в трубное.

Примем, что движение углеводородов в межтрубном про­ странстве близко к идеальному вытеснению. Тогда можно разбить, межтрубное пространство на две зоны —конденсации и охлажде­ ния (рис. 3.6). По всей длине зоны конденсации температура по­ стоянна и равна температуре углеводородов на входе в аппарат, поскольку она близка к температуре конденсации при давлении 2,5 МПа. Тогда тепловая нагрузка конденсатора

Q = Q\ +Q i = rGx +<7,(Я1к - # 2к), где Qi — теплота, выделяемая при конденсации, Вт; Q2 — тепло­ та, выделяемая при охлаждении жидкого конденсата, Вт; г = = 301,46 кДж/кг —теплота конденсации; Gx—массовый расход уг­

леводородов, кг/с; Я )к= 333,99 кДж/кг —энтальпия жидкого кон­ денсата в начале зоны II; Н2к = 292,3 кДж/кг —энтальпия конден­ сата на выходе из аппарата.

п

__ /= —22 °С

,ш=т22°9

/1к= -28°С ------------------------( = _ з о °С Р и с -3.6. Схема распределе2к ния температур по длине кон­ денсатора: I —зона конденсации; I I —зона охлаждения

■ ‘2 „ = ^ с ~

— —'

Q= 301,46 •0,833 + 0,833(333,99 - 292,3) = 285,83 кВт = 285830 Вг, где 0! = 251,11 кВт = 251110 Вт; Q2 = 34,73 кВт = 34730 Вт. Необходимый массовый расход этана Q 285,83 = 6,66 кг/с, G2 = с э(*2к ~*2н) 3,3(-30+ 43) где сэ = 3,3 кДж/(кг К) [7] —теплоемкость этана при средней тем­ пературе. Тепловой баланс зоны I Q\ = C 3G2{t2K -*).

Отсюда х = /2к —- О - = -30- 2 51’И -1()3 = - 4 1 5 °С. G2c3 6,66-3,3 10 Среднелогарифмический температурный напор: ♦ в зоне I аппарата

Atmin =-22-(-30) = 8 °С; Д/тах =-22-(-41,5) = 19,5 “С; 19,5-8 a _ А^тах A /mjn =12,9 °С; ‘Р1 “ At 19,5 In­ in t

8

♦ в зоне II A^in =-43—(-28) = 15 °С; Д/тах =-22-(-41,5) = 19,5 °С; А^ср2

19,5-15 ■ = 17,3 °С. 19,5 In 15

Принимаем ориентировочно коэффициент теплопередачи для обеих зон равным 100 Вт/(м2-К) (табл. 3.35.) и определяем ори­ ентировочную поверхность теплообмена: ♦ для зоны I _ °р|

О, _ 251,11.10* _ АЛ(ср| 100 12,9

2.

♦ для зоны II р

_ е ^ = здтзло 1 КЛ1С11-, 10017,3

♦ общую

F= -^>pi + ^ор2 = 195 + 20 = 215 м2. По полученному ориентировочному значению F= 215 м2 вы­ бираем вертикальный конденсатор (для уменьшения гидравличе­ ского сопротивления в трубах) со следующими техническими ха­ рактеристиками (табл. 3.15): диаметр кожуха 1000 мм, площадь поверхности теплообмена 249 м2, длина труб 4 м, одноходовой, диа­ метр труб 25 мм, площадь проходного сечения: по трубам 0,278 м2, по межтрубному пространству 0,143 м2. Проведем уточненные расчеты. Последовательно определим: ♦ коэффициент теплоотдачи со стороны углеводородов для зоны I по (3.26), если теплофизические свойства конденсата при /= —22 °С и Р = 2,5 МПа: р = 418 кг/м3; А. = 0,112 Вт/(м К); ц = 68-10- 6 Пас:

где число труб в конденсаторе ^тр

0,278

от

п = — ь- = --- --- - = 803 шт. nd2B 3,14 0,0212 Тогда 1-7В т 10 , 418 -0,025-803 а. =3,78-0,112з---------- =1675 Вт/(м2-К); 1 Ц 68 -КГ6 -0,833

♦ коэффициент теплоотдачи со стороны этана для зоны I, если теп­ лофизические свойства этана при tov = (—41,5 — 30)/2 = —35,75 °С, Р = 1,8 МПа: р = 580 кг/м3 (найдено путем экстраполяции); ср = 3,26 кДж/(кг-К); X = 0,133 Вт/(м-К), ц = 48,14-Ю-6 Пас, для чего рассчитаем: ♦ критерий Прандтля р срЦ _ ЗД6 103-48,14 10- 6 X ОДЗЗ ’ ’ ♦ объемный расход этана

V2 = ~ = Ц = 0 ,0 1 1 5 м 3/с; р jo U ♦ скорость движения этана в трубах

V2 0,0115 , " г = ^ = а д тГ=0,0413м/с; ♦ критерий Рейнольдса Р е _ ^ в Р = 0,0413-0,021-580 = {Ш 9 ц 48,14-Ю-6 т.е. Re > 104, следовательно, режим движения развитый турбу­ лентный, что позволяет использовать уравнение (3.10) для расчета числа Нуссельта Nu = 0,023Re0,8Рг0,4 = 0,023-Ю4490’8 1,18°-43 =0,023-1641,6х х 1,073 = 40,39. Тогда Nu-X 40,39-0,133 а г = ^ Г = - о д а 1—

.. 2 255Вт/(м к>;

♦ коэффициент теплопередачи в зоне I 1

- U ^ +r3+-L а, Хс а2 где 5СТ= 0,002 м —толщина стенки трубы; г3= 2-0,000091 м2 -К/Вт термическое сопротивление слоев загрязнений с обеих сторон

стенки для паров органических жидкостей (табл. 3.1); Хс = = 46,52 Вт/(м-К) (табл. 3.2) —теплопроводность стали. Тогда * i = —;--- — ------------ — = 210,6 Вт/(м2-К). 1 1 0 002 1 1 .+ - + 2 0,000091+; 1675 46,52 255 Найдем коэффициент теплопередачи для зоны II, если для сред­ ней температуры —25 °С и при Р = 2,5 МПа для конденсата р = = 435 кг/м3; Ср= 3,3 кДж/(кг-К); X = 0,113 Вт/(м-К), ц = 75-10~6 Пас, для чего рассчитаем: скорость конденсата в межтрубном пространстве

Gx 0,833 лги л / со=— -— = — -----= 0,0134 м/с; Р-^мтр

435.0,143

критерий Рейнольдса Р е_ Д^нР _ 0,0134-0,025-435 ц 75-10" 6

^

т.е. Re > 1000, и можно воспользоваться уравнением (3.17) для расчета Нуссельта /

Nu=0^4Re°’6 Pr°’36 если принять

1

„

Рг

\0,25

РГсту

Рг = 1 , поскольку температуры стенки и конден­ Рг* х т

сата близки,то

Nu = 0,24-19420,6 -2Д90’36 =17,8; при Рг =

срц

X

3,3-103 -75-10-6 _ 1Q ---------- = 2,19. 0,113

Тогда ,= 1

dH

= 17 ’8'0’13 3 = 94,7 Вт/(м2-К);

0,025

/v

коэффициент теплоотдачи для зоны II, если теплофизические свойства при г'ср = (-43 —41,5)/2= -42,25 °СиприР = 1,8 МПа: р =

= 630 кг/м3 (найдено путем экстраполяции); ср = 3,24 кДж/(кг-К); X = 0,138 ВтДм-К); v = 0,090 10- 6 м2/с; ц = 56,7-10"6Пас; со^= со2 = = 0,0413 м/с. Тогда Re= a' ld,> = 0,0413 0,021 =9635; v 0,090 10 так как 2300 < Re < 104, то режим движения переходной и Nu = 0,008-Re0’9Рг0-43, п Ср-ц 3,24-Ю3 -56,7-10_6 . . . Рг = —— = —------ ---- = 1,33. Тогда X 0,138 Nu = 0,008-96350,9 -1,330,43 =34,8, следовательно, а'2 =

= 34)8-0,138 _ 228,7 Вт/(м2-К); dB 0,021 ♦ коэффициент теплопередачи зоны II

К 2 = —-- — —--- -------- — = 68 Вт/(м2-К). 1 0 002 1 -+ ^ ^ + 2-0,000091+; 94,7 46,52 228,7 Найдем необходимую площадь теплообмена: ♦ зоны I 1

_ O !_ = J5 1 U 0 = Д( „ г * , 12,9-210,6

♦ зоны II

Р2= — ^ — = 34730 = 29,5 м2; 2 М ср2К 2 17,3-68 ♦ общую

F= F{ + F2 = 92,4 + 29,5 = 121,9 м2. Ориентировочно выбранный конденсатор оказался с несколько завышенной площадью теплообмена F= 249 м2. Примем конден­ сатор такойже конструкции, но с длиной труб 2000 мм (табл. 3.15). В этом случае площадь поверхности теплообмена составит 121 м2. Расчетная площадь поверхности теплообмена практически сов­ падает с реальной.

Поскольку геометрические размеры окончательно выбранно­ го конденсатора, входящие в расчетные формулы, те же, что у ра­ нее выбранного конденсатора, не требуется производить допол­ нительных уточненных расчетов. Таким образом, выбранный кожухотрубчатый конденсатор по поверхности теплообмена удовлетворяет условиям работы. П о­ скольку разность средних температур незначительна Д ' = 'ср2-'ср1 = —36,5—(—25) = —11,5 °С,

то выбираем конденсатор с неподвижными трубными решетками (типа КН) и не производим расчета температурных деформаций. Давление в межтрубном пространстве 2,5 МПа, что позволяет выбрать КН с условным давлением в кожухе 2,5 МПа. Так как сре­ ды не агрессивны, принимаем исполнение аппарата по материалу M l. Поскольку в таблице нет данных по условному давлению в трубах, рассчитаем допускаемое давление в трубах при выбранных геометрических размерах и материале:

2 , (Л - С .) M J - ljjg g Г^ ) Ш > 1 J


0,021+0,001

что значительно больше рабочего давления.

3.7. Расчет кожухотрубчатых испарителей Испарители часто используются в установках ректификации для создания паровой смеси продуктов, подава­ емых в ректификационную колонну. На производстве их обычно называют кипятильниками. Отличие расчета этих аппаратов от расчета теплообменников (нагревателей) и холодильников связа­ но в основном с изменением расчета коэффициентов теплоотда­ чи, поскольку теплообмен сопровождается изменением агрегат­ ного состояния теплоносителей. П р и м е р 3.4. Рассчитать и подобрать нормализованный кожухотруб­ чатый испаритель для нагрева смеси углеводородов керосином газо­ фракционирующей установки. И с х о д н ы е д а н н ые . Расход смеси углеводородов 80305 кг/ч; на­ чальная температура углеводородов 98 °С, конечная (температура кипе­

ния) 104,43 °С; начальная температура керосина 275 °С, конечная 150 °С. Углеводородная смесь подается в межтрубное пространство с давлением 2,5 МПа. Керосин подается в трубное пространство с дав­ лением 2,8 МПа.

Определим среднюю движущую силу и средние температуры теплоносителей: AtQ= 275 - 104,43 = 170,57 °С; AtM = 150 - 98 = 52 °С;

At, _ СР"

_ 170,57 52 ^2981 о£. In ^ L Дtu

"

Ы Ш • 52

- = 275+150 = 2 12 5 oq = 104,43+98 = ш 2 15 оС 1 2 ’ 2 2 Принимаем в первом приближении температуру стенки трубы со стороны углеводородов 'ст! =*1 - ^

= 2 1 2 , 5 - ^ = 162,6 °С;

Определим: ♦ тепловую нагрузку с учетом потери теплоты 5%

Q —1>05 [
80305 80305 78,71-10 + 14,149 10 -6,4 =3964562 Вт, 3600 3600

где г2 = 78,71-103 Дж/кг — теплота парообразования углеводоро­ дов; ср = 14,149-Ю3Дж/(кг-К) - теплоемкость углеводородов при температуре ?2; ♦ расход греющего теплоносителя (керосина)

Gx = — - 0 - -- -= --- 3964562-ci (^ih -^ ik) 2863,91(275-150)

1107кг/с

где С]= 2863,91 Дж/(кг-К)—теплоемкость керосина при ?1 = 212,5°С. Ориентировочно определяем максимальную площадь поверх­ ности теплообмена, для чего зададимся ориентировочным значе­ нием коэффициента теплопередачи КоР= 400 Вт/(м2-К) (табл. 3.35):

/ ^

= — 8 — = 3964562 = 99^ К„&1и, 400 99,81

г

По табл. 3.21 выбираем испаритель с U-образными трубами (тип ИУ) со следующими параметрами: диаметр кожуха 1000 мм, диаметр трубок 20 мм, толщина стенки трубы 2 мм, площадь про­ ходного сечения одного хода по трубам 0,031 м2, площадь поверх­ ности теплообмена 120 м2. Для уточнения расчета определим режим движения жидкости в трубах, для чего найдем скорость керосина в трубах и критерий Рейнольдса: П7

1^

Л«1 с.

/

1= 7 ^ = одо где Vx = — = = 0,016 м3/с —объемный расход керосина; р, = р, 690 = 675 кг/м3 — плотность керосина [3.7]; = _ЮЛ _Р 1 = 0,516 0,016 675 _ 2148Q 1 ц, 0,260-10 где ц! = 0,260-10-3Па с - динамическая вязкость керосина при tx. Так как Re! > 104, режим движения турбулентный. П ервое приближение. ♦ Расчет коэффициента теплоотдачи для трубного пространства. Коэффициент теплоотдачи при движении жидкости в трубах для турбулентного режима движения найдем из уравнения (3.10) a, = N u X/dB, ^

где Nu = 0,023Re°’8Pr0,4

Рг

\0,25

УРг 1 Аст

СЦ, 2863-0,260-10"3 в 2679-0,338-10"3 „ .п Рг = — 1 - = ---- --------------------------- = 8,3; Ргст = -- -X 0,0893 ст 0,0954 теплоемкость керосина, Дж/(кг-К); X - теплопроводность кероси­ на, Вт/(м-К) (численные значения ц,, с, X приняты при средней температуре керосина и температуре внутренней стенки трубы со­ ответственно). При этих значениях

N

u

= 0,023-21480°,8(8,3)

0,4

8,31 9,49,

0,25

= 151,4;

151,4 0,0893 = 845 Вт/(м2-К). тогда а, — 1 0,016 ♦ Расчет коэффициента теплоотдачи для межтрубного пространства. Для коэффициента теплоотдачи при пузырьковом кипении в трубном пространстве используем уравнение (3.29) а.

=0,075 1+10

—1 1 Рп

Х\р

Q ср

которое при подстановке численных значений дает а 2 =0,075 1+10

3964562 99,3

407,71 -1 74,5

0,0749452 -407,71 0,057-10-3-l,51-10-3-377,43j

= 16947В т /(м 2 -К),

где Х2 = 0,074945 Вт/(м-К) —теплопроводность углеводородов; р = = 407,71 кг/м3 —плотность углеводородов; рп= 74,5 кг/м3 —плот­ ность пара; ст2 = 1,51 •10_3 Н/м —поверхностное натяжение углево­ дородов; Тшп = 377,43 К - температура кипения углеводородов; |i2 = 0,057-10-3 Па с - динамическая вязкость углеводородов; Q/Fop = д. (Все теплофизические характеристики углеводородов определены при = t2 = 104,43 °С.) Найдем коэффициент теплопередачи:

К '= -

1

аl• + ^E ''+ а-2 где сумма термических сопротивлений стенки и загрязнений Е

0,002

Г = Гст + ''3a r p l+ ''3 a r p 2 = 46j5

= 9,44-10-4 м 2 -К/Вт;

+0,00081+0,000091 =

/*ст = §ст / ^ст;SCT—толщина стенки трубы, м; Хст= 46,5 Вт/(м2-К) — теплопроводность углеродистой ; стали (табл. 3.2); /*загр1 = = 0,00081 м2-К/Вт; гззтр2 = 0,000091 м2-К/Вт (табл. 3.1); 1

К'

=457 Вт/(м2-К).

— + 9,4410-4+— !— 845 16947 Уточним ранее принятые ориентировочные значения удель­ ного потока и температуры стенки трубы:

qf= K 'A tCD= 457 -99,81 = 45613 Вт/м2, было принято q = - ^ — = •ор

= 39925 Вт/м2; ^- = 2125 z i z ,j

t> = Мt ст 1

„

45613 =158,5°С, было принято /сх1 — 845

= 162,6 °С. Расхождения q и /ст, значительные, следовательно, нужно про­ должить уточнение. В т орое приближение. Пересчитаем коэффициент тепло­ передачи при новых значениях удельного теплового потока и тем­ пературы стенки трубы: уточненный коэффициент теплоотдачи для углеводородов 2

2

'456131 3 =18496 Вт/(м2-К); 3 =16947 а2= а 2 39925 Я. уточненный коэффициент теплоотдачи для керосина а ' = а хА = 0,99-845 = 837 Вт/(м2-К), гдеРг' =

^

0,25

= 26 ^

' Рг |

[8,3]

№

Ы

1 1 0 ~3 =8,9;

0,093

0,25

=0,98; А -

коэффициент теплопередачи

Рг Рг' _

Рг Рг,

0,25

> ___=099\0,25 ’ ’

К " = -------- --------- = 456 Вт/(м2-К). 1 . Л 1Л-4 ■ + 9,4410 +- 1 837 18496 Уточним значения удельного теплового потока и температуры стенвм трубы и сравним с предыдущими значениями: А А

q" = K"Atcp = 456• 99,81 = 45513 Вт/м2, было ранее q ’ = 45613 Вт/м2; С = 2 1 2 ,5 - ^ ^ = 158,1 °С, было ранее/'т =158,5 °С. 837 Получили достаточно близкие значения q и /ст, что позволяет окончательно принять значение коэффициента теплоотдачи К = = 456 Вт/(м2 К) и определить расчетную площадь поверхности те­ плообмена F = - 0 — = 3964562 = 87,1м2. KAtcp 456 99,81 По табл. 3.28 выбираем испаритель с U -образными трубами (тип ИУ) с кожухом диаметром 1000 мм с ближайшей к расчетной площадью поверхности 120 м2. Запас площади поверхности теп­ лообмена

F-R^ Fp

ю о

=

87Д100 = 87,1

1 2 0 —

3 ? ?

%

Исполнение аппарата по материалу M l (табл. 3.30) сусловным давлением в кожухе 2,5 МПа, в трубах —4 М Па (табл. 3.18).

3.8. Расчет теплообменников «труба в трубе» Отечественная промышленность выпускает нор­ мализованные теплообменники «труба в трубе» четырех типов: ♦ неразборные однопоточные аппараты, которые применяют глав­ ным образом в лабораторных и пилотных установках; ♦ разборные малогабаритные теплообменники, которые применя­ ют в лабораторных и пилотных установках, а также в качестве по­ догревателей мазута и маслоохладителей в различных отраслях промышленности;

разборные однопоточные (рис. 3.7), которые применяют в очист­ ных установках, в том числе на установках сжигания нефтешлама, на установках обработки осадков сточных вод, а также в качестве подогревателя загрязненного продукта;

Р и с. 3.7. Разборный однопоточный теплообменный аппарат:

1 —теплообменная труба; 2 - кожуховая труба; 3 - опора; 4 - решетка кожуховых труб; 5 —камера; 6 —решетка теплообменных труб

разборные многопоточные аппараты, предназначенные для обра­ ботки большого количества рабочих жидких сред (до 200 т/ч в трубном и до 300 т/ч в межтрубном пространстве). В табл. 3.39—3.47 представлены основные параметры норма­ лизованных теплообменников «труба в трубе», которые использу­ ются в различных отраслях химической промышленности. Т абл и ц а 3.39. Площадь поверхности теплообмена и плошадь проходных сече­ ний внутри и снаружи теплообменных труб элементов неразборных однопоточных аппаратов

Группа элементов

ТТн25/57-6,3/4* ТТн25/57-16/4 ТТн25/57-16/10 ТТн38/57-6,3/4 ТТн38/57-16/4 ТТн38/57-16/10 ТТн38/76-6,3/4 ТТн38/89-6,3/4

Площадь поверхности теплооб­ Площадь проходных се­ мена, м2, при длине теплообмен­ чений, см 2 ных труб /, мм внутри теп­ снаружи те­ лообмен­ плообмен­ ных труб ных труб 2,83 2,25 7,05

13,9

1500

0,11

0,228

12,4

4500

6000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

7,5 0,167

6,12 6

7,05

3000

24,9 37,5

-

0,346

0,525

-

Окончание табл. 3.39

Группа элементов

Площадь поверхности теплооб­ Площадь проходных се­ мена, м2, при длине теплообмен­ чений, см 2 ных труб /, мм внутри теп­ снаружи те­ лообмен­ плообмен­ ных труб ных труб

1500

18,2

-

ТТн48/7б-10/6,3

16,2

-

ТТн48/76-16/10**

14,2

-

ТТн48/76-6,3/4

ТТн48/89-10/6,3***

12,55

11,33

31

ТТн48/89-16/6,3**

3000

4500

6000

0,437

0,664

0,89

0,787

1,055

-

ТТн48/108-6,3/4

12,55

ТТн48/108-10/6,3

11,33

54

-

ТТн57/89-10/6,3

17,34

23,5

-

-

ТТн57/89-16/10*

15,9

19,3

-

-

50

-

-

46,6

-

-

40,7

-

-

ТТн57/108-6,3/4 ТТн57/108-10/6,3 ТТн57/108-16/10

17,34 15,9

57,4

* ТТн25/57-6,3/4 —теплообменник неразборный с внутренней трубой 25 мм диа­ метром, кожуховой —57 мм, условным давлением во внутренней трубе 6,3 МПа, в кожухе 4 МПа. ** Только для исполнения I. *** Только для исполнения II.

Т аб л и ц а 3.40. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сече­ ний внутри и снаружи теплообменных труб элементов неразборных однопоточных аппаратов

Группа элементов

Площадь проходных сече­ ний, см 2

Площадь поверхности теплооб­ мена, м2, при длине теплооб­ менных труб /, мм

внутри теп­ снаружи те­ лообменных плообмен­ ных труб труб

6000 '

ТТн89/133-1,6/1,6* ТТн89/133-4/1,6 ТТн89/133-6,3/4

49

53

9000

-

-

-

-

1,65

2,49

12000

6000 9000

-

-

1,65

2,49

Окончание табл. ЗАО Площадь проходных сече­ ний, см 2 Группа элементов

внутри теп­ снаружи те­ лообменных плообмен­ труб ных труб

ТТн89/133-10/6,3

46,5

ТТн89/133-1,6/10

42

45,5

ТТн89/159-1,6/1,6 ТТн89/159-4/1,6

49

108

Площадь поверхности теплооб­ мена, м2, при длине теплооб­ менных труб /, мм 6000

9000

1,65

2,49

—

—

—

—

—

—

ТТн89/159-6,3/4

12000

6000 9000

-

—

—

-

-

-

1,65

2,49

-

ТТн89/159-10/6,3

46,5

98,5

ТТн89/159-16/10

42

81

1,65

2,49

-

-

—

-

-

-

—

-

—

78

—

—

-

2

3,02

66,5

69

2

3,02

4,05

—

—

ТТн108/159-16/10

61

51,5

-

—

ТТн133/219-4/1,6

115

75,5

ТТн108/159-1,6/1,6 ТТн108/159-4/1,6

72

ТТн108/159-6,3/4 ТТн108/159-10/6,3

197

ТТн133/219-10/1,6 ТТн 133/219-10/4

•

107,5

ТТн 133/219-10/6,3 ТТн133/219-16/10 ТТн 159/219-1,6/1,6

93,5

184,5 159,5

-

-

-

-

—

—

-

-

—

—

—

-

—

-

2,94

4,45

-

-

3,72

-

— 170

137

ТТ н 159/219-6,3/4

161

125

—

ТТн 159/219-10/6,3

143

100

-

ТТн159/219-4/1,6

4,95

—

—

4,45

5,95

-

Т аб л и ц а 3.41. Материал основных узлов элементов неразборных однопоточных теплообменных аппаратов Исполнение эле­ мента по материа­ лу

Теплообменные и кожуховые трубы

Ml М3

Специальные тройники

Ниппельные и фланцевые соеди­ нения

Сталь 20 Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т

Сталь 12Х18Н10Т

Т аб л и ц а 3.42. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сече­ ний теплообменных труб разборных малогабаритных аппаратов Площадь проходных сечений, см 2

Группа аппаратов

внутри теплооб­ менных труб однопо­ точных

ТТ25/57-10/1,6 ТТ25/57-10/4 ТТ25/57-10/6,3 ТТ38/57-10/1,6 ТТ38/57-10/4 ТТ57/108-10/1,6 ТТ57/108-10/4 ТТ57/108-10/6,3

снаружи теплооб­ менных труб

двухпо­ точных

однопо­ точных

двухпо­ точных

5,6

13,9

27,8

4,5

12,4

24,8

14

7,5

15

2,25

Площадь поверх­ ности теплообме­ на, м2, при длине теплообменных труб /, мм 3000

6000 —

1,02

— _ _

7

34,6

17,3

1,58

—

_

49,5

99

46,5

93

_

4,6

—

Т абл и ц а 3.43. Материал основных узлов разборных малогабаритных теплооб­ менных аппаратов Исполнение аппарата по материалу Ml М2

Трубы теплообменные Сталь 20

М3

08X18Н ШТили 12Х18Н10Т

М4

Сталь 15Х5М

кожуховые Сталь 20 Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т Сталь 20

Решетки

Камеры

Сталь 16ГС

Сталь 20

Сталь 12Х18Н10Т Сталь 16ГС

Сталь 08Х18Н10Т или 12Х18Н10Т Сталь 20

Т аб л и ц а 3.44. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сече­ ний теплообменных труб разборных однопоточных аппаратов

Группа аппаратов

ТТ89/133-1,6/1,6 ТТ89/133-4/4 ТТ108/159-1,6/1,6 ТТ108/159-4/4 ТТ159/219-1,6/1,6 Т Т 159/219-4/4

Площадь проходных сечений, см 2 внутри тепло­ снаружи тепло­ обменных труб обменных труб 56 49 53 75 83 72 78 174 131 170

Площадь поверхности теп­ лообмена, м2, при длине теплообменных труб /, мм 6000

9000

6,7

10

8,2

12,2

12

18

Т абл и ц а 3.45. Материал основных узлов разборных однопоточных теплообмен­ ных аппаратов Исполнение аппа­ рата по материалу

Трубы Камера теплообменные

кожуховые

Ml

Сталь 20

М2

Сталь 12Х18Н10Т или 08Х18Н10Т

М4

Сталь 15Х5М

Сталь 20

Т абл и ц а 3.46. Площадь поверхности теплообмена и площадь проходных сече­ ний теплообменных труб многопоточных аппаратов Площадь проходных сече­ ний, см2

Площадь поверхности теп­ лообмена, м2, при длине те­ плообменных труб /, мм

Группа аппаратов внутри теп­ лообменных труб

снаружи теп­ лообменных труб

6000

9000

87,9

216,3

14

21

131,9

349,2

16,5

25

150,7

370,8

24

36

226,2

598,6

28,5

42,5

276,3

679,8

44

66

414,6

1097,5

. 52

389,4

958

ТТ7-48/89-1,6/1,6 ТТ7-48/89-4/4 ТТ7-57/108-1,6/1,6 ТТ7-57/108-4/4 ТТ12-48/89-1,6/1,6 ТТ12-48/89-4/4 ТТ12-57/108-1,6/1,6 ТТ12-57/108-4/4 ТТ22-48/89-1,6/1,6 ТТ22-48/89-4/4 ТТ22-57/108-1,6/1,6 78,5

ТТ22-57/108-4/4 ТТЗ1-48/89-1,6/1,6 Т ТЗ1-48/89-4/4

62

93

Испол­ нение аппара­ та по мате­ риалу

Ml

М2

Трубное пространство теплообмен­ ные трубы Сталь

20

Кольцевое пространство

Первая распре­ трубная дели­ решетка тельная камера Сталь 16ГС

н

н О

Д2 2 Д Х2 оо п о X лЯ § s

д оо > < CN

Кожуховые трубы

Вторая распре­ Трубная дели­ решетка тельная камера

Пово­ ротная камера

Сталь 20 или 16ГС + 5 ° am

gS з« Sol н|ё

и

U0h 4 U

(—I 4 0

Hi °о - ^ *О 2 ^1—ц2 О од л оо

д

т оо

0

CN л

н U

1

§ (N ><4 U0C >N <

Л М4

Сталь 15Х5М

s ix *т—■(!О§

§

и §2 Пр и м е р 3.5. Произвести проектный расчет теплообменника «труба в трубе» ддя охлаждения аммиака. В качестве хладоагента используются оборотная вода и охлажденный водяной конденсат. И с х о д н ы е данные. Количество аммиака на входе в аппарат Gx= = 21600 кг/ч = 6 кг/с. Начальная температура аммиака на входе t\ = = 117 °С; на выходе t\= 35 °С. Давление аммиака, поступающего в ап­ парат, Р = 20 МПа.

Так как давление аммиака высокое, целесообразно пропус­ кать его по внутренним трубам. Размеры труб выбираем с учетом практических рекомендаций: внутреннюю трубу диаметром 83x13 мм, наружную — 127x4 мм.

При температуре стенки выше 55 °С возможно выпадение со­ лей жесткости из охлаждающей воды на поверхность теплообме­ на. Поэтому теплообменник разбиваем на две зоны I и II, при­ нимая, что в зону I поступает аммиак с высокой температурой и охлаждается конденсатом, а зона II охлаждается обычной техни­ ческой оборотной водой. Примем начальную температуру оборотной воды t'2 — 20 °С, начальную температуру конденсата из условий производства 0'2 = = 40 °С, конечную 0"2 = 90 °С. Так как теплообменник приняли со­ стоящим из двух зон по охлаждающей среде, то для удобства рас­ чета температурный перепад охлаждающего аммиака (t[ - t" ) сле­ дует также разбить на две части - 0 ,)и ( 0 , - /,") и определить площадь поверхности теплообмена для каждой зоны отдельно. Промежуточную температуру охлаждающего газа 0 [выбирают по практическим данным или определяют методом последователь­ ных приближений. Примем 9j = 85 °С. Расчет зоны1. Согласно принятой схеме расчета, в зоне I ам­ миак, проходя по внутренним трубам (d, = 57 мм, d2 = 83 мм), ох­ лаждается от температуры t \ = 117 °С до 0 ! = 85 °С, нагревая при этом от /'КОНд= 40 °С до t"KOm= 80 ° С конденсат, который движется по кольцевому каналу между внутренней и наружной трубами (Д = 119 мм, D2 = 127 мм). Тепловую нагрузку зоны I Q\ вычисляем по уравнению

Qj = (?,с, (t( - 0 ,) = 6-5411 (117-85) = 1038912 Вт, с,' + с" 5819,9+5003,4 , „ где с, = 1 --- —= 5411 Дж/(кг-К); с'ь с'\ — тепло­ емкость аммиака при температурах t \ и 0 t соответственно. Количество конденсата, необходимого для охлаждения аммиака: „ (2i 1038912 . Gv = 1 . = ------- --- = 6,22 кг/с, к i'{ -i'2 335378-168317 где Г2 = 168317 Дж/кг — энтальпия конденсата при температуре /'конд= 40 °С; /"2 = 335378 Дж/кг —энтальпия конденсата при тем­ пературе Г конд= 80 °С. При противоточном движении теплоносителей Мы= 117 —80 = — 37° С, Д/g = 85 —40 = 45 °С и среднелогарифмическая разность температур

дtm ср =

At.M = 45 = 40,9 °С At6 45 In In Д/м 37

Среднюю температуру рабочих сред зоны I принимаем равной среднелогарифмической, так как для обоих теплоносителей /„ачАкон ^ 2. Тогда средние температуры: ♦ конденсата 80+40 ‘ конд.ср

= 60 °С;

♦ аммиака 1ср

117+85

= 101 °С.

Скорость движения аммиака в трубе 6,0-4 '1 = 1,54 м/с, со, = к£ 508-3,14-0,0572-3 р- ± т где т = 3 —число секций, которое выбрано с учетом расхода и ре­ комендуемых скоростей движения среды. Значения плотности аммиака р и других параметров газовой смеси и конденсата приведены в табл. 3.48. Табл ица 3.48. Значения параметров аммиака и конденсата Значение параметра

Параметр

для аммиака

для конденсата

Температура, °С

101

60

р, кг/м3

508

990

с, кДж/(кг-К)

5,32

4,183

ц-108, Па-с

8090

46980

v-10 8, м2/с

15,92

47,4

Ы О 2, Вт/(м-К)

35,1

65,6

Рг

1,226

2,99

Режим движения характеризуется числом Рейнольдса Re 1/

0 ,4 _ 1,54-0,057 15,92-10-

=551382.

Так как Re,/> 104, то режим движения рабочей среды развитый турбулентный. Для этого режима при движении аммиака в трубах применимо критериальное уравнение (2 . 10 ): pr

Nu,, =0,023-Re°v8-Pr,°;4

ГГ1/ Ргi C хT

А0.25

Найдемзначения Ргстдлятемпературы внутреннейстенки трубы. В первом приближении принимаем температуру стенки трубы со стороны аммиака А/.. 421 ^Ti='icp- “ 1 0 1 - ^ 8 0 «С Для этой температуры Рг _ Ф _ 4,898-103 -9,76-10~5 ст X 0,393 ’ ’ где с = 4,898 кДж/(кг-К); ц = 9,76-10-5 Па с; X = 0,393 Вт/(м-К). Поскольку отношение P iy /Ргст незначительно отличается от единицы, примем без заметной погрешности

р г ^0,25 ГГ1/

Рг 1 1 СТ

=1. Тогда

N uy= 0,023 • 55 13820-8 • 1,2260-4 = 998. Коэффициент теплоотдачи от аммиака к стенкам трубок вы­ числяем по соотношению 1 4S1.10-2 а, = Nu. , - = 998 =6145 Вт/(м2-К). 1 lf d 0,057 7' Скорость движения конденсата в кольцевом сечении между внутренними и наружными трубами со2 = -----^ ----- = ------ 4-6,22----- — = 0,367 м/с. рк^ ( А 2 _2^экв__0,367-0,036_27873 2/ “ v2 “ 47,4-10- 8 ~~ где d3Ka D\ dj' При Re > 104 применимо расчетное критериальное уравнение (3.16) из табл. 3.3длятеплоотдачи при развитом турбулентном режиме

0,45

N u2/ =0,023 Re®/ •Рг®/

= 0,023 -27873®*8-2,99',0.4

0,119 0,083

0,45

= 151.

Коэффициент теплоотдачи от стенки к конденсату определя­ ем из соотношения a 2 = N u 2, - = 15165,61(? 2 =2751 Вт/(м2-К). 2 2/ d 0,036 Для рассматриваемого случая имеем: толщина стенки 5СТ=13 мм, коэффициент теплопроводности стали А.ст= 45,6 Вт/(м-К), 5 ^ = ООП = 0 000285 М2.к/Вт. Гз1 = о,00029 м2-К/Вт - термическое А-ст 45,6 сопротивление загрязнений стенки от дистиллированной воды (конденсата); гЪ1= 0,00086 м2 К/Вт —термическое сопротивление загрязнений стенки от аммиака. Коэффициент теплопередачи для зоны I

К х = — ------------ ------------- — = 497 Вт/(м2-К). ; +0,00029+0,000285+0,00086+: 6145 2751 Площадь поверхности теплообмена зоны I холодильни­ ка—конденсатора находим по формуле „ F.

1

Qx 1038912 „ . 2 -- '— = ----- = 49,6 м «50 м2. K ,A tcр 497-42,1

2

Общая длина тепловой трубы секции зоны I равна

1Х= — ^ — = ---—-- = 75,8 м, 1 к dcpm 3,14-0,07-3 где dcp —диаметр серединной поверхности внутренней трубы, м. Принимаем длину трубы звена / = 6 м. Тогда число звеньев в каждой секции зоны I

Z —— — —126 1_/ _ 6 ’ Принимаем Zj = 13. Расчет зоны II. Аммиак после зоны I поступает в зону И, где происходит дальнейшее охлаждение. Согласно предыдущему, на­

чальная температура аммиака 0 , = 85 °С, конечная f \ = 35 °С. За начальную температуру технической воды принимаем среднюю летнюю температуру t'2= 20 °С. Конечная температура воды долж­ на быть выбрана с таким расчетом, чтобы не было накипи на стен­ ках труб, т.е. не более 50 °С. Принимаем t"2 — 40 °С. Для определения расхода воды составим тепловой баланс зоны И. Количество теплоты, удаляемое из аммиака:

Q w = g \ cp\{®\ - ^ /) = 6 -4’794-1° 3(85- 35) =1426200Вт’ гдеср1 = 0,5 (с р,„ + ср01) = 0,5 (4,563+5,024) = 4,794кДж/(кгК); ср,„ = = 4,563 кДж/(кг-К) —теплоемкость аммиака при t = 35 °С; cp9i = = 5,024 кДж/(кг-К) —теплоемкость аммиака при 0 j = 85 °С. Примем, как и для зоны I, что движение теплоносителей противоточное. Тогда Д/б = 85 — 40 = 45 °С, Д/м= 35 — 20 = 15 °С, At

= А?6 ~ А ‘ Ы =

Р

=

1п ^>

Д/„

27,3 °С.

15

_ 40 » Так как для воды -f = — <2, примем, что температура воды t'2 20 _ равна средней арифметической t2cv —— -— = 30 °С. Для аммиака 'кон

=— >2 и 35

4р + А'сР =30+27,3 = 57,3 «С. Рассчитаем необходимое количество воды

в -

Q"

-

1426200

4Д7810! (40- 20)

-17 д /с

'

Найдем коэффициент теплоотдачи от аммиака к стенке трубы. Так как Re' =

f

v{

= Л 54'0’057 = 432840 > 104, 20,28-10

то режим развитый турбулентный. Для этого случая применимо уравнение (3.10):

№ [ f = 0,023-ReJ?-PrJ4

Pr,1/ Prr

При температуре стенки трубы со стороны аммиака

At

Сст1, = ^2ср '- ^

1 1 'Х

= 57,3 - ^

= 44 °С

имеем сц _ 4,6-103 13800 10Pr = -*- = = 1,365, ст X 46,5-10“2 где с — 4,6 кДж/(кг-К) при /ст1; ц = 13800-10'8 Па с; X = 46,5 х хЮ- 2 Вт/(м-К). 0,25

В нашем случае (* ./] Р г ст

1,226] 1,365

0,25

= 0,98.

Для расчета Nu будем считать это отношение равным единице, поскольку внесенная погрешность несущественно повлияет на коэффициент теплопередачи: Nuy. =0,023 • 4328400’8 • 1,2260-4 = 805,8. т4 / хт / X ОЛСО44,2-10 Тогда а; = Nu , — = 805,8— ----1 V d, 0,057

=6248 Вт/(м2-К).

Найдем коэффициент теплоотдачи от воды к стенке труб. Поскольку Re^2/

в*2^экв

1-0,036

v2

82,0-10-8

= 43902 >10\ 17

где со'2= р в| ( D 2 - d 2 ) т 4 Ч

1

! 1 м/с,

3-996^(0,1192 -0,0832) 4

то режим развитый турбулентный1 и ипр: применимо уравнение (3.16): <,0,45

0,1191 N u y =0,023-43902°’8 -5,870’4 [0,083

= 284.

Коэффициент теплоотдачи от стенки к воде а ' = N u ^ - = 28458,1'10. 2 = 4583 Вт/(м2-К). 2 2/ d 0,036 Тогда коэффициент теплопередачи для зоны II

К 2 = -------------- --------------- = 310 Вт/(м2-К), —— +0,0017+0,000285+0,00086 + — 6248 4583 где 0,0017 м2 К/Вт — термическое сопротивление загрязнений от оборотной воды (табл. 3.1). Найдем площадь поверхности теплообмена зоны II

f

_ 0 п _ = 1426200 ЛГ2д<ср 310 27,3

и общую длину трубы секции зоны II F2 _ 168,5 /2 = —И — = . , . . =255 м. ndcpm 3,14-0,07-3 При длине трубы звена / = 6 м число звеньев в каждой секции

Z —^2 —

2"7" 6 —42’5

Принимаем Z2 = 43 звена. Таким образом, для заданных условий задачи предлагается три параллельно установленные секции с числом звеньев в каждой сек­ ции 56. В каждой секции в зоне I, состоящей из 13 звеньев, подается противотоком водный конденсат, в остальные звенья подается тех­ ническая вода. Схематично одна секция показана на рис. 3.8. Произведем проверку прочности наружной и внутренней труб. Для наружной трубы

= jjzllZ < 1,2, поэтому применима фор­

мула (1.2) для тонкостенных оболочек. Допускаемое давление в межтрубном пространстве

2 ^ - С ) Н = 2-.(0.004-0,001)160 L J

Dl + ( S - C )

0,119+0,004-0,001

где S —толщина стенки, м; С —конструктивная прибавка, м; [ст] — допускаемое напряжение, МПа; (р—коэффициент сварного шва.

Конденсат Аммиак- j— -L-L-------------

f ? Конденсат f Вода тт ^онднд!

)I

— —Н Ц ^ ---- ~ ~ --------- .[ ^Аммиак

Р и с 3 g Схематичное изображение проектируемого аппарата «труба в трубе»

Вода1^ Рабочее давление в межтрубном пространстве 0,6 МПа < [Р]. Прочность внешней трубы обеспечена. Для внутренней трубы -j- =

= 1,45 > 1,2, применима фор­

мула (1.15) для толстостенных сосудов. Допускаемое давление во внутренней трубе [Р] = [ст] 1прр, где Рр - расчетный коэффициент толстостенности, равный в на(0,0285+2-0,013) шем случае р. = ^---------- = 1,787. Тогда [Р] = 160 In 1,787 = р (0,0285+2-0,001) = 92,8 МПа. В нашем случае Рраб = 20 МПа < [Р]. Условие прочно­ сти обеспечивается.

3.9. Расчет аппаратов воздушного охлаждения Применение аппаратов воздушного охлаждения в виде конденсаторов или холодильников имеет ряд преимуществ: ис­ ключаются затраты на подготовку и перекачку воды, снижаются трудоемкость и стоимость ремонтных работ, не требуется специаль­ ной очистки наружной обтекаемой воздушным потоком поверхно­ сти труб, облегчается регулирование процесса охлаждения и др. Аппараты воздушного охлаждения (АВО) в зависимости от компоновки поверхности теплообмена делятся на горизонталь­

ные —АВГ (рис. 3.9), зигзагообразные —АВЗ. Выпускаются также малопоточные АВО и АВО для высоковязких сред.

Р ис. 3.9. Горизонтальный аппарат воздушного охлаждения:

1 - сварная рама; 2 - теплообменная секция; 3 —диффузор; 4 - водяная форсунка; 5- вентилятор; 6 - коллектор; 7- электродвигатель; 8 - рама; 9 - угловой редуктор

Технические характеристики нормализованных АВО приведенывтабл. 3.49—3.53. В этих аппаратах хладагентом служит атмо­ сферный воздух, подаваемый осевым вентилятором поперек пуч­ ка оребренных снаружи труб. Каждый пучок труб скомпонован в отдельную секцию 1 (рис. 3.10, а), располагаемую над вен­ тилятором 2 горизонтально или наклонно (при зигзагообразном расположении секций). Трубы имеют наружное оребрение различных исполнений: ♦ монометаллические (алюминиевые) с накатанным винтовым реб­ ром (см. верхнюю часть рис. 3.11); ♦ биметаллические, состоящие из внутренней гладкой (стальной или латунной) и наружной (алюминиевой) с накатанным винто­ вым ребром (см. нижнюю часть рис. 3.11);

♦ стальные с приваренным ленточным ребром. 4м

^2

Ф © (!) ©

Рис. 3.10. Компоновка секций в АВГ:

а —одинарный трехсекционный аппарат; б —сдвоенный секционный аппарат; в —сдвоенный шестисекционный аппарат

Основной характеристикой трубы является коэффициент оребрения = F0/FH—отношение площадей наружных поверх­ ностей оребренной и неоребренной труб. Наибольшее распро­ странение получили трубы с коэффициентами оребрения 9 и 14,6. Их исполнение показано на рис. 3.11, а основные параметры труб —в табл. 3.53. Трубы с коэффициентами оребрения 20 и 22 из­ готовляются по особому заказу. Аппараты типа АВГ компонуются из отдельных секций по схемам, показанным на рис. 3.10. Выбор варианта компоновки секций определяется необходимой пло-

Рис. 3.11. Вид оребрения труб: 1 —монометаллических; 2 —биметаллических

щадью поверхности теплообмена и допускаемым сопротивлени­ ем трубного пространства.

/Г

4000 мм

8000 мм

по оребренпо оребренпо гладкой по гладкой ной поверх­ ной поверх­ поверхности поверхности ности ности

в аппарате

А

4

Поверхность теплообмена, м2, при длине труб

Общее чис­ ло труб

в секции

Число рядов труб

Коэффициент оребрения труб

Т абл иц а 3.49. Характеристика аппаратов воздушного охлаждения горизонталь­ ного типа (по ОСТ 26-02-1528—77)

9

94

282

32

97

290

875

66

197

590

1770

14,6

82

246

28

85

415

1250

57

170

830

2500

9

141

423

49

147

440

1320

98

285

880

2640

14,6

123

369

43

129

620

1870

85

255

1260

3800

сек­ аппа­ ции рата

сек­ ции

аппа­ рата

сек­ аппа­ ции рата

6

о О

сек­ ции

аппа­ рата

9

188

564

65

194

580

1740

130

390

1165

3500

14,6

164

492

57

170

830

2500

114

342

1700

5100

П р и м е ч а н и я . 1. Аппараты могут быть использованы при температуре среды от -40 до 300 °С и давлении до 64 кгс/см2; они изготовляются на условное давление 6 , 16, 25, 40, 64 кгс/см2. 2. Мощность электродвигателя привода 22, 30, 40 кВт (при исполнении В1); 22, 30, 37 кВт (при исполнении В2Т); 10, 18, 32 кВт (при исполнении Н).

Та бли ца 3.50. Технические характеристики секций аппаратов типа АВГ Коэф­ фициент оребрения К ор

9

Число рядов труб в секции

Число ХОДОВ по трубам zx

"с

4

1 2

4 1

9

6

2

3 6

Число труб в одном ходе пх 94 27 24; 23 141 71 ;70 47 24; 23

Наружная площадь поверхности тепло­ обмена FH, м2 неоребренной трубы длиной, м 4 8

оребренной трубы длиной, м 4 8

33

66

295

590

49

98

440

880

Окончание табл. 3.50 К оэф ­ фициент оребре­ ния Кор

Число рядов труб в секции «с

9

Число ходов по трубам zx 1 2

8

4 8 1 2

4

4

14,6

1 2

6

3 6 1 2

8

4 8

Число труб в одном ходе пх 188 94 47 24; 23 82 41 2 1 ; 20 123 61; 62 41 2 1 ; 20 123 61; 62 41 2 1 ; 20

Наружная площадь поверхности тепло­ обмена FH, м2 неоребренной трубы длиной, м 4 8

оребренной трубы длиной, м 4 8

65

130

582

1165

28

57

415

830

42

85

632

1265

57

114

850

1700

Т а б л и ц а 3.51. Характеристика аппарата воздушного охлаждения зигзагообраз­ ного типа (по ОСТ 26-02-1521-77) Число ря­ дов труб

4

6

8

Число труб

Поверхность теплообмена, м2

Коэффициент оребрения

секции

аппарата

секции

аппарата

9

94

564

440

2650

14,6

82

492

620

3750

22

82

492

820

4900

9

141

846

665

4000

14,6

123

738

940

5650

22

123

738

1225

7350

9

188

1128

885

5300

14,6

164

984

1250

7500

22

164

984

1640

9800

П р и м е ч а н и я . 1. Аппараты могут быть использованы при температуре среды от -40 до 300 °С и давлении до 64 кгс/см2, в том числе под вакуумом до 5 мм рт. ст; они изготовляются на условное давление 6,16, 25, 40, 64 кгс/см2. 2. Длина труб 6000 мм. 3. Мощность электродвигателя привода 37,75, 90 кВт.

Табл и ца 3.52. Характеристика аппарата воздушного охлаждения малопоточного типа (по О С Т 26-02-2018-77) Поверхность теплообмена, м2, труб Число К оэффи­ Число р я ­ циент труб аппа­ дов труб оребрения рата

4

6

8

биметаллических

монометаллических

при длине труб, мм 1500

3000

1500

3000

9

94

105

220

105

220

14,6

82

150

310

150

310

22

82

210

420

9

141

160

325

160

325

14,6

123

225

465

225

465

22

123

315

630

9

188

210

440

210

440

14,6

164

300

600

300

600

840

-

-

164

22

420

—

—

—

—

П р и м е ч а н и я . 1. Аппараты могут использоваться при температуре среды от -40 до 300 °С и давлении до 64 кгс/см2, в том числе под вакуумом до 5 мм рт. ст; они из­ готовляются на условное давление 6,16, 25, 40,64 кгс/см2. 2. Мощность привода 3 кВт. 3. Аппараты изготовляются в двух исполнениях: Г - горизонтальные, В — верти­ кальные. Т а б л и ц а 3.53. Основные параметры оребренныхтруб (см. рис. 3.11) Коэффици­ ент оребре­ ния *>Р

Наружный диаметр ребра dv

Количество Наружная площадь по­ ребер на 1 м верхности 1 м трубы, м2 Высота реб­ длины тру­ без учета ре­ с учетом ре­ ра Я, мм бы бер FnM бер iVo

9,0

49

286 ±5

14,6

56

333 ± 5

•

0,088

0,792

6

0,088

1,284

10

Пр и м е р 3.6. Рассчитать и подобрать нормализованный аппарат воз­ душного охлаждения для охлаждения легких углеводородов установки предварительной эвапорации легких углеводородов из нефти. И с х о д н ы е д а н н ы е . Количество охлаждаемой углеводородной фракции G{ = 90 т/ч = 25 кг/с; начальная температура углеводородов t\= 158 °С, конечная - 1"{= 120 ° С; начальная температура воздуха t'2= = 24 °С; конечная — t"2= 50 °С; давление в трубном пространстве Р = = 0,45 МПа.

Теплофизические свойства углеводородной фракции при средней температуре

ft _|_ {п

158 +120

■■= ------ = 139 °С (в нашем случае t[ /t"< 2 и flcp

равно среднеарифметическому) следующие: плотность жидких угле­ водородов р = 700 кг/м3; коэффициент теплопроводности углеводоро­ дов X = 0,133 Вт/(м-К); кинематическая вязкость углеводородов v = = 0,9-10_6 м2/с; теплоемкость с = 2,45-103Дж/(кг -К). Энтальпия углеводородной фракции hx= 370 кДж/кг = 370-103Дж/кг при t\= 158 °С, h2= 220 кДж/кг = 220-103Дж/кг при f\ = 120 °С. Теплофизические свойства воздуха примем по табл. 3.33.

Проектируем аппарат воздушного охлаждения с горизонталь­ ным расположением труб. Для такого аппарата подходит перекре­ стно смешанный ток теплоносителей (см. рис. 3.1, а). Для этого типа тока теплоносителей найдем температурный напор Д/ср Д/ср = еД/'р, где Д/'р = М(5 ~ f M• In 6 А/м Определив 158-24

t[ - t'2

t'{-t'2

50-24

по рис. 3.1 находим е = 1. Тогда Д /ср

=

6

м =

Ь Д^ AtM

^ 7^

ь 108 96

=

Ю1,9 °С.

„ „ т 50 . Найдем среднюю температуру воздуха. Так как — = — и 2, t2 24

t ‘2 + 4 50+24 , _ or, примем t2cp = -2— 1. = — -— —37 °С. Далее вычисляем: ♦ тепловой поток

Q = GX(hx - h 2) = 25 (370-103 -220-103) = 3750000 Вт;

♦ расход воздуха С?2 =

— г = ---------------- 3750000----- = 143,5 кг/с, св(*Г-*г) Ф05-103(50-24)

где св = 1,005-103Дж/(кг-К) - теплоемкость воздуха при средней температуре (табл. 3.33). Принимаем для теплообменника оребренные монометалли­ ческие трубы длиной 8 м из алюминиевого сплава АД 1М с коэф­ фициентом оребрения Кор = 9. Параметры трубы даны в табл. 3.53 и на рис. 3.11. Принимаем внутренний диаметр трубы dB= 22 мм, наружный dH= 28 мм. Найдем коэффициент теплоотдачи от углеводородов к стенке трубы а,. Принимаем для углеводородов режим движения турбулент­ ный при Re > 104. В этом случае скорость углеводорода в трубах должна быть . Rev 104 -0,9-10_б . со> --- = ---- ----- = 0,41 м/с. “ dB 0,022 Принимаем со = 0,9 м/с. Турбулентный режим течения углеводородов обеспечивает чис­ ло труб в одном ходе

v

о ,о з б

0,785
где V —— — р

700

=105>

0 ,7 8 5 -0 ,0 2 2 2 -0,9

—0,036 м3/с.

Определим скорость углеводородов в аппарате (табл. 3 .4 9 ) с коэффициентом оребрения 9, числом рядов труб 4 , с числом труб в секции 9 4 (одноходовой): 0,036

1П

.

со= ---- --- --- = 1,0 м/с. 0 ,7 8 5 -0 ,0 2 2 2 -94

Тогда

рг

сц сур_ 2,45103-0^-10~б-700_ 116 г _ Я. ~~ Я. 0,133 ~~ ’ ‘

Для Re > 104 и Рг = 0,6—100 можно использовать (3.10) N u =0,023 •Re0,8•Рг 0,4

Рг Рг,СТ

При температуре стенки трубы t„ = 128 °С углеводороды име­ ют следующие значения теплофизических параметров: X = = 0,129 Вт/(м-К); с = 2,44-103Дж/(кг-К); v = 0,96-10“6м2/с. Тогда Рг

_ 0,96-10-б -2,44-103 700_ 127. 0,129

Nu = 0,023 •244440,8 •11,60,4

11,6 12,7

0,25

= 194,3;

Nu-A, 194,3-0,133 11 на с. d и i v \ “ ■= т = - т — = 1 1 7 4 -6 Вт/<м к>Определим коэффициент теплоотдачи со стороны воздуха, для чего найдем скорость воздуха сов в сжатом сечении

V

G

f 1ST

f мтРв

сов -—— = — -—, где / мт - z cb(^L-28p ) / с — наименьшая площадь сечения межтрубного пространства; Zc —число секций в ап­ парате; в —рабочая ширина просвета в секции (в = 1,26 м для числа секций 3 и ширины теплообменника 4 м); L —длина труб в секции, м; 8Р —толщина трубной решетки, м (выбирается по табл. 3.54); Ус —относительное свободное сечение секции (f. = 0,34 при КоР- 9 и f . = 0,38 при КоР= 14,6); VB—расход воздуха, м3/с; р„ —плотность воздуха. В нашем случае /мт= 3-1,26(8 - 2-0,02)0,34 = 10,2 м2. Тогда Юр

143,5 =12,4 м/с. 10 Д-ЦЗ

Та б л и ц а 3.54. Зависимость толщины трубной решетки 5р от давления в трубном пространстве Р и числа рядов пс труб в секции 6 0, мм, при Р, М П а

«с

0,6

1,0

1,6

2,5

4,0

6,4

4

20

6

25 30

25 32 39

32 39 50

39 50 60

50 62 76

62 78 96

8

Воспользуемся уравнением (3.21): 0,65 \

0,65 ю вРв

а 2 =0,5 А,

Рг0,35 =

Рг0'35 =0,51в Vb

= 0,5-2,7-10

0,65

12,4

-2

,

0,7

Ц6,6 10 -6,

=78,3 Вт/(м2-К).

Выбор уравнения (3.21) правильный, так как удовлетворяется условие 20 < а2 < 100. Тогда а пр = С, а2: а пр = 0,83а2= 0,83 • 78,3 = 65 Вт/(м2-К). Коэффициент теплопередачи, отнесенный к гладкой трубе, определяется по (3.22):

К =-

1 1

а

+ 2>+

1 1

1

1174,6

+0,001685+

1

■ = 235,6 Вт/(м2-К),

9-65

где И г—гзу + гзв + Гм', г3у= 0,00081 м2 К/Вт—термическое сопротив­ ление загрязнений со стороны углеводородов (табл. 3.1); гзв = = 0,00086 м2 К/Вт — термическое сопротивление загрязнений со стороны воздуха;

-■

203,53

—0,000015 м2-К/Вт —термиче-

ское сопротивление стенки алюминиевой трубы; 8 — толщина стенки трубы, м; — коэффициент теплопроводности алюми­ ния, Вт/(м-К) (табл. 3.2). При расчете мы задались температурой внутренней стенки трубы /ст =120 °С. Проверим достоверность принятой темпе­ ратуры внутренней стенки трубы при полученных значениях

Ки

235,6 -ttср — Л/ср=139101,9 = 118,5 °С. а.и 1174,6 Как видим, полученное значение t„ незначительно отличается от принятого, поэтому можно считать расчет коэффициента массопередачи завершенным. Необходимая площадь поверхности теплообмена

Q F =KAtcр

3750000 = 156,4 м2. 235,6 101,9

^ — ^ 100= 197-156)4 100 = 26%. 156,4

_______________________________________ о__

Окончательно выбираем теплообменник типа АВГ с пло­ щадью поверхности теплообмена 197 м2 (табл. 3.49) одноходовой в секции, трехсекционный, длиной 8 м, с коэффициентом оребре­ ния 9, числом рядов труб 4. Запас поверхности теплообмена

Для выбора вентилятора при условии, что их два, воспользу­ емся рис. 3.12. На кривой 3 при расходе воздуха одного вентилято­ ра 127/2 = 63,5 м3/с находим точку, вблизи которой проходят ха­ рактеристики вентилятора с углом установки лопастей 20°. При этих данных мощность привода вентилятора с частотой вращения 7,5 об/с должна быть 30 кВт. В соответствии с рекомендациями табл. 3.55 принимаем мощность привода вентилятора 30 кВт во взрывозащищенном исполнении. Р, Па 600 г

.

400

200

1

i

100 VB) м3/с

25

50

б

75

2

3

° 20° 22\ 1

100 VB, м3/с

Рис. 3.12. Аэродинамические характеристики АВГ и вентилятора при частоте вращения 7,5 об/с: а - потребляемая мощность; б - сопротивление АВГ при числе рядов труб: 1 - 8 ;

2 - 6 ’3 -Л

Площадь Число поверхности секций в теплообмена аппарате ^ м 3

АВМ

Число ря­ дов труб в секции пс

Коэффици­ Мощность привода вен­ Длина ент оребре­ Диаметр тилятора, кВт Число вен­ труб вентилято­ ния тиляторов ра, м L, м *ор ВЗ НВЗ 1,5-3

1

105-840 АВГ

9; 14; 6 ; 20;

0,8

22

4; 6 ; 8

22;

3 АВТ-В

840-3590

АВГ-ВВ

630-1270

8

7060-26870

12

1;2

4; 8 7; 8 ; 5; 15

АВГ-Г

АВЗ

4

8

265-9800

5,0

6

1

9; 14; 6 ; 20;

4; 6 ; 8

3540-13100

10 ; 18; 25

5

22

6

АВЗ-Д

2,8

30; 37; 40

8

37; 40; 75; 90 22;

2,8

2

30; 37; 40

40

Ю; 18; 25

П р и м е ч а н и е . Дополнительные буквенные обозначения: М — малогабаритный; Г — горизонтальный; В —для вязких жидкостей; ВВ —для высоковязких жидкостей; Т —трехконтурный (секции располагаются в три этажа); 3 —зигзагообраз­ ное расположение секций; Д —с двумя вентиляторами; ВЗ —взрывозащищенный двигатель; Н В З —невзрывозащищенный двигатель.

3.9. Расчет аппаратов воздушного охлаждения

Тип ап­ парата

3.10. Расчет пластинчатых теплообменников Поверхность теплообмена пластинчатых аппара­ тов представляет собой набор тонких штампованных теплопере­ дающих гофрированных пластин. Поток рабочей среды в каналах, образованных пластинами, подвергается искусственной турбулизации при сравнительно малых затратах энергии, что позволяет интенсифицировать процесс теплопередачи в 2—3 раза по сравне­ нию с теплопередачей в трубчатых теплообменниках. В зависимости от конструкции пластинчатые теплообменни­ ки разделяют на три типа: ♦ разборные теплообменники, которые могут работать при давле­ нии 0,002—1 МПа и температуре рабочих сред от —20 до 180 °С, площадь поверхности теплообмена 1-800 м2; они не предназначе­ ны для работы со взрывоопасными средами группы 1 ; ♦ полуразборные (разборные со сдвоенными пластинами), которые могут работать при давлении 0,002—1,6 МПа по сварной полости, по разборной полости 0,002—1МПа и температуре рабочих сред от —20 до 200 °С, площадь поверхности теплообмена 12,5—320 м2; Ф неразборные (сварные), которые могут работать при давлении 0,0002—4 МПа и температуре рабочих сред от —70 до 300 °С, пло­ щадь поверхности теплообмена 12,5—320 м2; такие теплообменни­ ки служат для работы с рабочими средами, которые не образуют на теплопередающих поверхностях труднорастворимых загрязнений и поддаются химической промывке. Пластинчатые теплообменники имеют различную степень доступа к поверхности теплообмена для механической очистки и осмотра: у разборных теплообменников пластины отделены одна от другой прокладками и доступ возможен; у полуразборных теп­ лообменников пластины попарно сварены, и доступ к поверхно­ сти теплообмена возможен только со стороны хода одной из рабо­ чих сред; у неразборных теплообменников пластины сварные, по­ этому отсутствует доступ к каналам для механической очистки; очистка таких аппаратов производится промывкой химическими растворителями. Эти теплообменники можно применять для рекуперации теп­ лоты между потоками рабочих сред для нагрева, охлаждения, кон­

денсации и испарения жидкостей, паров и их смесей, для тепло­ вой обработки различных растворов кинематической вязкостью от 2 -10-6 до 60-10-3м2/с. Теплообменники могут быть двухпоточными и многопоточ­ ными, т.е. могут применяться для теплообмена между двумя рабо­ чими средами (двухпоточные), а также для теплообмена между тремя и большим числом сред в одном аппарате. Результаты проведенных экспериментов показали, что при формах и размерах гофр, принятых для промышленных пластин­ чатых теплообменников, уже при Re > 50—200 стабилизация пото­ ка нарушается и он становится турбулентным. Разборные теплообменники устанавливают на консольной раме (исполнение 1 ), на двухопорной раме (исполнение 2 ), на трехопорной раме (исполнение 3). Неразборные теплообменники (сварной конструкции) устанавливают на специальные опоры. Пластины теплообменников изготовляются из коррозионностойких сталей 12Х18НЮТ, 10Х17Н13М2Т, сплава 06ХМ28МДТ, а также из титанового сплава ВТ1-0, ВТ1-00. Пример конструктивного исполнения разборного пластинча­ того теплообменника показан на рис. 3.13.

1

? 3

Рис. 3.13. Пластинчатый теплообменник:

1, 2, 11, 12 - штуцера; 3 - передняя стойка; 4 - верхнее угловое отверстие; 5 - кольцевая резиновая прокладка; 6 - граничная пластина; 7- штанга; 8 —на­ жимная плита; 9 —задняя стойка; 10—винт; 13 —большая резиновая прокладка; 14 —нижнее угловое отверстие; 1 5 - теплообменная пластина

Технические характеристики и конструктивное исполнение нормализованных теплообменников, широко используемых в хи­ мической промышленности, показаны в табл. 3.56—3.59. Т а б ли ц а 3.56. Технические характеристики и основные параметры пластинча­ тых теплообменных разборных аппаратов Типы пластин - разборные, м2 Показатель

Расход рабочей среды, не более: жидкости (вода), м3/ч пара-газа, нм3/ч

0,2

0,3р

0 ,6 р

50 3000

50 900

3500

Размер пластины (длина х х ширина), мм

960x460

Площадь поверхности те­ плообмена пластины, м2

0,2

Размерный ряд площадей поверхности теплообмена аппаратов (номиналь­ ный), м2

200

0 ,6 р (ти­

тан)

300 ,3000

1370x300 1375x600 1375x600 0,3

0,6

0,6

1,3р

500 5000 1915x930 1,3

10; 16; 25; 10; 16;25; 31,5; 40; 31,5; 40; 1; 2;5; 6,3; 10; 3; 5; 8 ; 10; 50; 63; 80; 50;63; 80; 200; 300; 100 ; 100 ; 400; 500; 12,5; 16; 12,5; 16; 140; 160; 140*; 160*; 600; 800 25; 31,5; 20; 25 200; 2 0 0 *; 40 250;300 250*; 300*

Расчетное давление в ап­ парате (максимальное), М П а (кгс/см2)

1 ( 10 )

1 ( 10 )

1 ( 10 )

0,6 (6 )

1 ( 10 )

Допустимая температура в аппарате (максималь­ ная, К (°С)

423(150)

423(150)

453(180)

373 (100)

373(100)

Приведенный коэффици­ ент теплопередачи, Вт/(м2-К)**

1415

1981

2271

1350

1657

Наибольший диаметр ус­ ловного прохода присое­ диняемого штуцера, мм

150/80

65

200/250

150/200

300/350

* Аппарат данного типоразмера поставляется по дополнительному согласованию с заводом-изготовителем. ** При работе на эталонной среде (вода и ее свойства при 50 °С и энергозатратах на преодоление гидравлических сопротивлений 7V= 1 Вт/(м2-К).

Т абл иц а 3.57. Технические характеристики и основные параметры пластинча­ тых теплообменных неразборных (сварных) аппаратов Показатель

Типы пластин — разборные, м2 1,4

1,0

0,75

0,48

0,32

600 10000

300 7000

6000

4000

2000

1960x960

964x964

0 970

0 770

0 626

Площадь поверхности те­ плообмена пластины, м2

1,4

1,0

0,75

0,48

0,32

Размерный ряд площадей поверхности теплообме­ на аппаратов (номиналь­ ный), м2

100 ; 120 ; 140; 160; 180; 2 0 0 ; 240; 280; 320; 360; 400

400

243;272

160;243; 280

125

4(40)

1 ( 10 )

1( 10 )

КЮ)

Расход рабочей среды, не более: жидкости (вода), м3/ч пара—газа, нм3/ч Размер пластины (длинахширина или диа­ метр), мм

Расчетное давление в ап­ парате между полостями для рабочих сред (макси­ мальное), М П а (кгс/см2)

2 (2 0 );

4(40)

Приведенный коэффи­ циент теплопередачи, Вт/(м2-К)*

1610

1482

1324

1322

1322

Наибольший диаметр ус­ ловного прохода присое­ диняемого штуцера, мм

300

350

1200 **

1000 **

800**

-

* При работе на эталонной среде (вода и ее свойства при 50 °С и энергозатратах на преодоление гидравлических сопротивлений N = 1 Вт/(м2*К). ** Указан диаметр колонны, в которую встраивают аппарат. Таблица 3.58. Технические характеристики и основные параметры пластинчатых те­ плообменных аппаратов со сдвоенными пластинами (полуразборных)

Показатель Расход рабочей среды, не более: жидкости (вода), м3/ч пара-газа, нм3/ч Размер пластины (длинах х ширина), мм

0,53рс

Панели (ПН), м2 0,75(1,5)П

200

200

-

3000

3000

—

1440x620

1454x500

Типы пластин — сдвоенные, м2 0,3рс

0,5р

50 900 1390x380

1380x650

Окончание табл. 3.58

0,3рс

0,5р

0,53рс

Панели (П Н ), м2 0,75(1,5)П

0,3

0,5

0,53

0,75

Типы пластин - сдвоенные, м2

Показатель Площадь поверхности те­ плообмена пластины, м2 Размерный ряд площадей поверхности теплообме­ на аппаратов (номиналь­ ный), м2 . Расчетное давление в ап­ парате (максимальное), М Па (кгс/см2) Допустимая температура в аппарате (максималь­ ная, К (°С) Приведенный коэффи­ циент теплопередачи, Вт/(м2 Ю * Наибольший диаметр ус­ ловного прохода присое­ диняемого штуцера, мм

12,5; 25; 33,5

40; 50; 63; 31,5; 50; 63; 80; 100; 125; 60; 120;180; 80; 100; 140; 140;160; 240;300; 160; 2 2 0 ; 200;250; 360; 420; 480 280; 300; 320 280;320

1 (Ю); 1,6 (16)

1 ( 10 ); 1,6(16)

1 ( 10 ); 1,6

423(150)

473(200)

473 (200); 423 (150) для титана

423 (150)

-

2065

-

1276

80

200/250

200/250

100

0,6 (6 )

(16)

* При работе на эталонной среде (вода и ее свойства при 50 °С и энергозатратах на преодоление гидравлических сопротивлений N = 1 Вт/(м2*К).

Т абл и ц а 3.59. Конструктивное исполнение пластинчатых теплообменных аппа­ ратов Тип аппарата Конст­ руктив­ ное ис­ полне­ ние Испол­ нение 1 Испол­ нение 2 Испол­ нение 3 Цельно­ сварная конст­ рукция

1

Разборный (Р) | Неразборный (H) Тип пластины и ее площадь поверхности теплообмена, м2 0 , 6 р (ти­ 0 ,6 р 1,3р 1,4 0,3р 0,2 1,0 тан) Номинальная площадь поверхности теплообмена аппарата, м2 От 1 до От 3 до От 10 до От 10 до 25 25 6,3 10 От 200 От 100 От 10 до От 12,5 От 31,5 От 31,5 до 400 до 400 до 160* до 25 до 160 12,5 От 500 От 200 От 200* От 16 до до 800 до 300* до 300 40 -

-

-

-

-

-

400

Окончание табл. 3.59 Конст­ руктив­ ное ис­ полне­ ние

Тип аппарата Разборный сдвоенный (PC) Панели Неразборный для колонн (полуразборный) (ПН) синтеза Тип пластины и ее площадь поверхности теплообмена, м2 I 0,3рс | 0,5р | 0,53рс 1 0,75П 0,75 | 0,48 | 0,32

Испол­ нение! Испол­ нение 2 Испол­ нение 3 Цельно­ сварная конструкция

От 12,5 до 33,5 От 31,5 до 140 От 160 до 320 243; 272

От 160 до 280

От 40 до 160 От 200 до 320 От 60 до 480

125

* Аппараты с пластинами из титана номинальной площадью поверхности тепло­ обмена 140; 160; 200; 250 и 300 м2 поставляются по дополнительному согласова­ нию с заводом-изготовителем.

П р и м е р 3.7. Рассчитать и подобрать нормализованный пластинча­ тыйтеплообменник для нагрева жирных кислот водяным паром. Оп­ ределить гидравлическое сопротивление аппарата. И с х о д н ы е д а н н ы е . Теплота парообразования гх= 2095 кДж/кг; температура пара tx= 158 °С; плотность воды на линии насыщения Р! = 908 кг/м3; динамическая вязкость воды на линии насыщения щ = = 0,000177 Па-с; теплопроводность воды на линии насыщения = = 0,683 Вт/(м-К); давление пара Р = 0,6 МПа; расход жирных кислот G2= 20,0 т/сут = 0,23 кг/с; плотность кислот р2= 920 кг/м3; динамиче­ ская вязкость кислот |i2 = 0,00025095 Па-с; теплоемкость кислот С2 = 2304,5 ДжДкг-К); теплопроводность ^ = 0,15 Вт/(м-К); начальная тем­ пература кислот /2н~30 °С; конечная —t2K= 120 °С; t2 = *2н-^

= 75 °С.

Определим последовательно: тепловую нагрузку аппарата Q = G2c2(t2K - /2н) =0,2314-2304,5(120-30) = 47993,5 Вт;

расход пара

а = ^=

47993,5 = 0,0229 кг/с; 2095000

среднюю разность температур ( ?1 —?2 н ) ~ ( Л ~ ' 2 к ) _ 128 —38

д/ер= V1

;;

У '

h

*2к

In

=

In-38

= 74Д°с

Примем ориентировочное значение коэффициента теплопе­ редачи (табл. 2.45) Кор = 120 Вт/(м2К) и вычислим ориентировоч­ ную требуемую площадь поверхности Рор= ^ 2 _ = 479?М ор К орAtср 120-74Д Так как теплообменники с пластинами, имеющими поверх­ ность теплообмена 0,2 м2, более металлоемкие, выбираем тепло­ обменник с пластинами площадью поверхности/ = 0,3 м2. Как следует из табл. 3.56, теплообменники с близкой поверх­ ностью при/ = 0,3 м2имеют число пластин 12—20. Целесообразно провести уточненный расчет следующих вариантов: вариант 1: F= 5 м2; 7V= 2 0 ;/= 0,3 м2; вариант 2: F= 3 м2; N = 12;/= 0,3 м2, где F —площадь теплообменника;/—площадь пластины; N —чис­ ло пластин. Конструктивные характеристики разборных пластинчатых те­ плообменников: габаритные размеры пластины: длина 1370 мм; ширина 300 мм; толщина 1 мм; эквивалентный диаметр канала d3 = 80 мм; поперечное сечение канала S = 0,0011 м2; приведенная длина канала L = 1,12м; диаметр условного прохода штуцеров Dy= = 65 мм. Проведем расчет варианта 1: скорость жирных кислот по каналам <о2 = 2

\

N„ Р2 У 5

— = 0,02286 м/с; 920 10 0,0011 '

число Рейнольдса Ке = 2

ю2^эР2

(12

= 0,02286-0,00^920 = 670 45 >100; 0,00025095

следовательно, режим турбулентный. Для этого случая по (3.23) находим: Nu = aRe*Pr0,43

0,25

Рг

; а 2 = К гД .

а*

Тогда а 2 = ^-0,lRe°’73Pr°>33

Рг Рг х АСТ

0,25 )

где а = 0,1, b = 0,73 для турбулентного режима; п с2ц2 2304,5 0,00025095 -о с . „ Рг2 = -£-±- = --- — ------ = 3,854 - число Прандтля; ^2 0,15 принимая Рг = Ргст, получаем: “ 2= ^

0Д(670’45) 0,73(3’854) 0’43 = 387,4 ВтД м^.К).

Для определения коэффициента теплоотдачи от пара примем, что At= (tKOm— tCT) > 10 °С, тогда в каналах приведенной длиной L = 1,12 м получим: М

r

'

= 0.0229 1.12 0,000177 5

Коэффициент теплоотдачи определяем по (3.28): a, = — aRe°’7Pr0,4,

L

где а =322 зависит от площади пластины; Рг = 1,11 —число Прандтля. Следовательно, 0 ,6 8 3

па\

0,7 л

1 1 \ 0 >*

а 1=- 1,12 -322(28,98)0,7(1,11) ’ =2161 Вт/(м2-К). Термическим сопротивлением загрязнений со стороны пара можно пренебречь. При толщине пластин из нержавеющей стали 1 мм, Хсх=17,5 Вт/(м-К) определим сумму термических сопротив­ лений стенки пластин и загрязнений со стороны жирных кислот

у 5 = H 0_i 17,5

_ J _ = о 000229 М2.к/Вт 5800 '

и коэффициент теплопередачи:

-1

к= а1

1 +—L .+ 0,0002295 [2161 387,4

а2

= 305,5Вт/(м2 К). Проверим правильностьдопущения, принятого относительно At: дt =

= 305>5'74’1= 1Q47 ° с > 10 °С. 2161

а,

Условие выполняется. Требуемая площадь поверхности теплопередачи

F =- 0 - = K -Atcp

47"

3 ’5

305,5-74,1

=2,12 м2.

Таким образом, теплообменник номинальной поверхностью Fln = 5 м2подходит с запасом 5-2,12100%= 36%

2,12 Проведем расчет варианта 2: ♦ скорость жирных кислот по каналам

G2T— = ---0,2314 АЛЭ01 / со, = -- f ------ = 0,0381м/с: 2 N„ 920-6-0,0011 1 Р9 О 22

♦ число Рейнольдса Re

=

2

Ю 2^зр2 = 0.0381-0,008-920 = {j 1? 692 1Q0 ц2

0,00025095

следовательно, режим турбулентный. Для этого случая можно ис­ пользовать (3.23): Pr а 2 = — aRe^Pr,0,43 Pr, 2 d9 22

\0,25

где a = 0,1; b = 0,73 для турбулентного режима; тогда

ал

0,15 0,1(1117,69)0,73(3,854)0,43 = 1,875-167,986-1,786 = 0,008

= 562,5 В т /(м 2-К).

Определяя коэффициент теплоотдачи по пару, примем, что

At > 10 °С, тогда для каналов с приведенной длиной L = 1,12 м по­ лучим: 1

M .f

0,000178-3

Подставляя в (3.28) = — aRe0,7Pr0,4,

L

где а = 322 для пластины 0,3 м2, находим коэффициент теплоот­ дачи а , =М ^322(48,3)0,7(1,11)0,4 = 3090 Вт/(м2-К)

,

1 11

и коэффициент теплопередачи с учетом загрязнений -1

1

К = - + - L + 0,000229 «1 а 2

[3090

562,5

= 429В т/(м 2 К). Проверим правильность принятого допущения относительно At:

KAtcn 429.741 At = -- = ю,03°C > 10 °C, т.е. a,

3090

условие выполняемо. Требуемая площадь поверхности теплопередачи

F = - 0 — = 47993’5 = 1,509 м2. KAtcp 429-74,1 Выбранный теплообменник номинальной поверхностью F2n = 3 м2подходит с запасом: А= — --’^ 9100 % = 99 %. 1,509 Учитывая, что нормализованный пластинчатый теплообменник с пластиной 0,3 м2имеет минимальную площадь поверхности тепло­ обмена 3 м2, окончательно выбираем теплообменник варианта 2.

Расчет гидравлического сопротивления варианта 2 теплообмен­ ника выполним, учитывая, что гидравлическое сопротивление в штуцерах намного меньше сопротивления в каналах пластин, т.е. расчет сводится в основном к определению гидравлического со­ противления в каналах пластин. Гидравлическое сопротивление теплоносителей в каналах пластин рассчитывают по формуле из [3.9]:

др = д А £ ^ , иэ 2

где X —число последовательно работающих пакетов, для нашего случая X — 1; Е=

—для турбулентного течения; а2 —коэффиRe ’ циент, зависящий от площади пластины, а2 = 19,3 для пластины 0,3 м2. Рассчитаем гидравлическое сопротивление для пара, прини­ мая, что он полностью заполняет пространство между пластина­ ми. Для этого определим: ♦ скорость пара С2 Рп

(N ]s 2

_

0,0229 _ 1>06м/с> 3,258-6-0,0011

где рп—плотность пара, кг/м3; ♦ критерий Рейнольдса Re = <°1^эРг = ДО>-0,008-3,458 = 2Q()8 1 цп 0,0000146 где цп —динамическая вязкость пара, П ас; тогда е, = - f^ = = - l^ L = 2,88 1 4/2008 и АР, = 1-2,88 1,12 3,258-1,Об2 = 738 Па. 1 0,008 2

Рассчитаем гидравлическое сопротивление для жирных ки­ слот: е2 = - ^ = =

19,3 =3,79 t/670,45

aD 1,12 920 0,03812 , „ отт и АЛ = 1-3,79—------ -----= 353,9 Па. 2 0,008 2 Пример 3.8. Произвести механический расчет выбранного в примере 3.7 пластинчатого теплообменника. И сх о дн ые данные. /^ = 0,6 М Па - давление со стороны пара; Р2= = 0,2 МПа - давление со стороны жирных кислот; материал пластин: сталь 10Х17Н13М2Т; марка пластины ПР-0,3; температура в аппарате /=120 °С.

Определение болтовой нагрузки и расчет стяжных болтов. Осе­ вое усилие болтов Ры, необходимое для обеспечения герметично­ сти уплотнения, рассчитывается по формуле -^61 где q —ЪМПа —удельная нагрузка на прокладку; b0 = b = 0,014 м ширина прокладки; пДс в = Ln — средняя длина уплотнения, рав­ ная

Ln = 2(L-b) + 2(B -b). Здесь L = 1370 мм—длина пластины; 5 = 300 мм —ширина пласти­ ны. Тогда

L n = 2(1370—14)+2(300—14) = 3284 мм = 3,284 м; Рб1 = 3,284-0,014-3 = 0,1379 МН. Проверка прочности болтов выполняется по условию Л з р 61 «/б

^ [ ст]б>

где п = 8 - число болтов;^ = (0,95й?6)2-я:/4 —площадь поперечного сечения болта по внутреннему диаметру резьбы; d6 = 0,022 м — принятый диаметр болта; [а]б = 139,8 М Па —допускаемое напря­ жение для материала болта при температуре 120 °С.

Следовательно, /

=^4(0,95-0,022)2 = 0,00034 м2; 4 13-0,1379 ^ 01V/rrT ст= -— ---- = 65,9 МПа. 8-0,00034 Так как ст < [ст]б, то прочность болта обеспечена. Расчет толщины пластины. Вы­ делим элемент пластины, ограни­ ченный гофрами. Ширина этого элемента равна шагу между гофра­ ми Ъ =18 мм. Длина элемента рас­ считывается как гипотенуза прямо­ угольного треугольника (рис. 3.14) /=

135 cos 30°

135 = 157 мм. 0,86

Для прямоугольной плоской стенки, жестко закрепленной по периметру, толщина пластины находится по формуле из [3.6]

где Р —0,6 МПа —внутреннее давление в аппарате; С —конструк­ тивная прибавка на коррозию, эрозию, принимаем С = 0,3 мм; (157 = /(8,72) — коэффициент. Из графика на K=f =/ 18 рис. 15.22 из [3.6] К = 0,5. Тогда И =п-

224 4 = 1±£Z»Z = 149,6 = 150 МПа, 1,5

где стт* = 224,4 МПа —нормативное допускаемое напряжение для материала пластины. Следовательно, толщина пластины

S = 0,5-0,018^Щ +0,0003 = 0,00086 м = 0,86 мм. Принятая толщина пластины 1 мм обеспечивает прочность при давлении 0,6 МПа.

3.11. Расчет спиральных теплообменников Спиральные теплообменники предназначены для работы как под вакуумом, так и при давлении рабочей среды до 1МПа и температуре рабочих сред от —20 до +200 °С. В этих ап­ паратах может осуществляться теплообмен между рабочими сре­ дами жидкость—жидкость, газ—газ и газ—жидкость, конденсиро­ ваться пары и парогазовые смеси. В зависимости от технологического назначения изготовляют­ ся три типа спиральных теплообменников. Т и п 1предназначен для теплообмена междужидкостями и газа­ ми (исполнение 1) и для конденсации паров (исполнения 2,3). Кон­ струкция аппарата имеет односторонние тупиковые каналы, откры­ тые стороны которьк закрываются плоскими крышками (рис. 3.15). А-А

Р и с. 3.15. Общий вид спирального теплообменника

Тип 2 предназначен для подогрева и охлаждения высоковяз­ ких жидкостей (исполнение 1), для охлаждения нитрозной серной кислоты и других рабочих сред при необходимости механической чистки каналов по стороне воды (исполнение 2), для подогрева сточных вод и других загрязненных сред (исполнение 3). Тип 3 предназначен для охлаждения нитрозной серной ки­ слоты. Конструкция аппарата без крышек имеет глухие по торцам спиральные каналы. Изготовляются в одном исполнении. Условное обозначение аппарата, например Т.С. 1.50.6.8.3, рас­ шифровывается следующим образом: теплообменник спиральный типа 1 с площадью поверхности теплообмена 50 м2 на давление 0,6 МПа с шириной канала 8 мм, изготовлен из стали марки Ст 3. Основные размеры и характеристики спиральных теплооб­ менников представлены в табл. 3.60—3.66.

Поверхность теплообмена, м2

Ширина канала, мм

Ду, мм

Площадь попе­ Пропускная способ­ Ширина Длина ка­ ность при скорости речного сече­ ленты, нала, м 1 м/с, М3/ ч ния канала, м2 мм

М ас­ са, кг

Материал лен­ ты (по ГОСТ 5832-72)

Из коррозионно-стойкой стали 10

400

12,5

65

16

500

20

400

25

12

100

31,5

500

12,5 15,6 16 25 31,5

40

20

50

25

100

150

80

1250

100

31,5 40

17,28

0,006

21,6

1500

0,0048

17,28

1800

0,006

21,5

1300

2300 2600

Сталь 12Х18Н10Т 10Х17Н13М2Т Сталь 12Х18Н10Т Сталь 10Х17Н13М2Т

2800 0,012

43,2

0,015

54

3500 4300 5500

Сталь 12Х18Н10Т

6000

Из углеродистой стали 20

14,3

1650

25

17,9

2000

100

31,5 40 50 63 80 100

700

12 1100

150

1000

1250

22,5

0,0084

30,24

2600

28,6

3200

22,7

4000

28,6 40

0,0138

49,68

0,012

43,2

5500

0,015

54

6000

4800

ВСт.Зсп.4

ВСт.Зсп.5

Глава 3. Теплообменные аппараты

63

1200

0,0048

•°У .,

мм

^у2’

ММ

Яу, мм

Ш ирина ленты, мм

Длина канала, м

Для Для1 II рабо­ рабочей чей сре­ среды ды

Пропускная способность М ас­ при скорости са, кг 1 м/с, м3/ч

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Из коррозионно-стойкой стали 1'2,5

700

10

12,5

200

65

0,0048

50

1300 0,158

16

500

20

400

16

25

950 250

12

17,28

15,6

760

25

1200

0,123

400

100

65

0,006

21,6

1500

Сталь 10Х17Н13М2Т

0,0048

17,28

1800

Сталь 12Х18Н10Т

0,006

21,6

0,264 2300

500

31,5

1060

31,5

0,337

2600

40

830

20

0,208

2800

50

950

25

0,264

63

1060 300

150

31,5

0,337

40

0,432

4300 5500

1280 100

43,2

80

80 1250

Сталь 10Х17Н13М2Т

3500 0,012

1000

Сталь 12Х18Н10Т

0,015

54

6000

Сталь 12Х18Н10Т

3.11. Расчет спиральных теплообменников

Поверх­ Ш ири­ ность теп­ на кана­ D, мм лообмена, ла, мм м2

Площадь попе­ речного сечения канала, м2

Поверх­ Ш ири­ ность теп­ на кана­ Д мм лообмена, ла, мм м2

Лу.,

мм

Dyi’ мм

Дуз,

мм

Ширина ленты, мм

Длина канала, м

Площадь попе­ речного сечения канала, м2 Для Для I II рабо­ рабочей чей сре­ среды ды

Пропускная способность М ас­ при скорости са, кг 1 м/с, м3/ч

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Из углеродистой стали 0,123

17,9

0,18

900

22,5

0,236

2600

1100

28,6

0,34

3200

.22,7

0,275

700

25

780 250

31,5 40

1650

14,3

20

100

65

700

2000

0,0084

12

980

63

28,6

1050 300

80 1280 100

150

4000 0,0138

1100

4800

0,336

ВСт.Зсп.5

80 1000

31,5

1250

40

49,68

0,012

43,2

5500

0,015

54

6000

0,43

Глава 3. Теплообменные аппараты

50

ВСт.Зсп.4

30,24

А мм

Яу1> мм

мм

мм

Ширина ленты, мм

Длина

канала, м

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Из коррозионно-стойкой стали 12,5

460

10

.0,043

12,5

200

65

1300 0,0622

500

16

16

400

20

25

550 250

12

100

65

Сталь 10Х1М2Т

0,0048

17,28

1800

Сталь 12Х18Н10Т

0,006

21,6

2600 2800

600

40

510

20

0,0622

50

550

25

0,0835

600

31.5

0,107

40

0,116

43,2 4300

80 5500

80 660 100

1250

Сталь 10Х1М2Т

3500 0,012

1000

150

1500

0,107

31,5

300

21,6

2300 500

Сталь 12Х180Т

0,006

0,0835

31,5

63

17,28

15,6

50

490

25

1200

0,0048

400

0,015

54

6000

Сталь 12Х180Т

3.11. Расчет спиральных теплообменников

Поверх­ Ширина ность теп­ канала, лообмена, мм м2

Площадь попереч­ ного сечения кана­ Пропускная ла, м2 способность М ас­ при ск оро­ Для са, кг Для I ра­ сти 1 м/с, II рабо­ бочей м3/ч чей сре­ среды ды

Поверх­ Ш ирина ность теп­ канала, лообмена, мм

м2

А мм

ЯУ1> мм

^у 2’ мм

А'З* мм

Ш ирина ленты, мм

Площадь попереч­ ного сечения кана­ Пропускная ла, м2 способность Длина М ас­ при скоро­ канала, Для са, кг Для I ра­ сти 1 м/с, м II рабо­ бочей М 3/ ч чей сре­ среды ды

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Из углеродистой стали 20

470

25

490 250

31,5 40

100

65

14,3

0,043

17,9

0,0622

1650 2000

0,0084

700

30,24

ВСт.Зсп.4

22,5

0,079

2600

600

28,6

0,107

3200

22,7

0,081

12

50

570

63

28,6

600 300

80

150

49,68

0,107

4800 ВСт.Зсп.5

80 1000

40

660 100

4000 0,0138

1100

1250

0,012

43,2

5500

0,015

54

6000

0,116

Глава 3. Теплообменные аппараты

530

Поверхность тепло­ обмена, м2

20

Ширина ка­ нала, мм

ш иро­ узкого кого

25

12

Масса, кг

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

0,004

500 20 0,0125 0,006 14,4 1200

широ­ широ­ узко­ узкого кого кого го

45

21,6

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Масса, кг

0,16

Пропускная спо­ собность, м3/ч, при скорости 1 м/с

спираль­ ного

2400

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Пропускная способ­ ность, М3/ ч , при ск оро­ сти 1 м/с

сквоз­ ного

Масса, кг

Площадь по­ перечного сечения ка­ нала, м2

Длина канала, м

20

Площадь попереч­ ного сечения кана­ ла, м2

Пропускная способ­ ность, м3/ч при ск оро­ сти 1 м/с,

Длина кана­ ла, м

Ширина ленты, мм

500

Площадь по­ перечного сечения ка­ нала, м2

Ширина ленты, мм

Ширина канала, мм

8

Длина канала, м

Ширина ка­ нала, мм

. Поверхность тепло­ обмена, м2

20

Ширина ленты, мм

Поверхность теплообме­ на, м2

Т абл и ц а 3.63. Характеристика спирального теплообменника типа 2 (исполне­ ние 1)

10Х17Н13М2Т

Т абл и ц а 3.64. Характеристика спирального теплообменника типа 2 (исполне­ ние 2 )

50 16 1100

22,7 0,0168 60,48 4400 ВСт.Зсп.5

Т аб л и ц а 3.65. Характеристика спирального теплообменника типа 2 (исполне­ ние 3)

10Х17Н13М2Т

Поверхность тепло­ обмена, м2

Ширина канала, мм

Ширина ленты, мм

Длина канала, м

Площадь попереч­ ного сечения кана­ ла, м2

Пропускная спо­ собность, м3/ч, при скорости 1 м/с

Масса, кг

Материал ленты (по ГОСТ 5832-72)

Т аб л и ц а 3.66. Характеристика спирального теплообменника типа 3

50

16

1100

22,7

0,0168

60,48

2850

ВСт.Зсп.5

Расчет аппарата следует начинать с выбора площади попереч­ ного сечения канала спирального теплообменника, необходимой для заданного расхода рабочих сред. Площадь поперечного сече­ ния каналов/ приведена в табл. 3.60—3.66. При недостаточной площади поперечного сечения канала либо предусматривают подачу рабочей среды (например, пара, газа) одновременно в несколько каналов поперек спиралей (тип 1, исполнения 2, 3 и тип 2, исполнение 1), либо устанавливают па­ раллельно несколько аппаратов. При выборе рациональной скорости движения каждой рабо­ чей среды в теплообменнике можно ориентироваться на следу­ ющие значения: Рабочая среда

Скорость, м/с

Газообразная.................................................................................................. 15-30 П а р о о б р а з н а я ............................................................................................... 30—70 Жидкость (при вязкости, близкой к вязкости воды).........................................1—3 Жидкость повышенной вязкости (например, серная кислота).................... До1 Высоковязкая жидкость (более 10 Па-с).......................................... 0,01 и менее

Скорость рабочей среды в канале теплообменника определя­ ется из уравнения: ю = о с //> где ос —расход рабочей среды через канал, м3/с ;/- площадь сече­ ния канала, м2. П р и м е р 3.9. Рассчитать и подобрать нормализованный спиральный теплообменник. Произвести гидравлический расчет. Исходные данные. Расход охлаждаемой среды 15000 кг/ч; среда 25%-ный раствор хлористого кальция; начальная температура раство­ ра 100 °С, конечная 30 °С.

Свойства

раствора

при

его

средней

температуре

/ = -— - = — —— = 58 °С следующие: плотность рр = 1240 кг/м3, вяз-

\nh, 'i кость |!р = 0,0059 Па с; удельная теплоемкость ср = 3060 Дж/(кг-К); те­ плопроводность Хр =0,6 ВтДм-К); критерий Прандтля для раствора Рг = 30600,0059/0,6 = 30. В качестве охлаждающего агента принимаем воду с начальной темпе­ ратурой = 20 °С; конечной - 02 = 40 °С. При средней температуре воды 0В= (40 +20)/2 = 30 ° С ее свойства: плотность рв= 1000 кг/м3; вяз­ кость jig = 0,0008 Пас; коэффициент теплоемкости св = 4180 Дж/(кг-К); теплопроводность А,в = 0,62 Вт/(м-К). Критерий Прандтля для воды Ргв= 4180-0,0008/0,62 = 5,4. Давление воды 0,15 МПа.

Предварительный тепловой расчет включает определение: ♦ объемного расхода раствора

тг 15000 Vn = ——^— = —----- =0,00336 м3/с; р 3600рр 3600-1240 ♦ теплового потока в аппарате

Q = GpCp(t 2 - t x) = ^ 3 0 6 0 (100 - 30) = 892500 Вт; ♦ расхода воды, необходимого для охлаждения раствора:

G —

®

—

св(02- 0 ,)

892500 —735кг/с~ 4190(49-20) ’ 7 ’

♦ объемного расхода воды К» = — 7 ^ =0’00735m3/cрв = 1 1000 Примем следующую схему распределения температур в тепло­ обменнике:

tx = ю о ° с 02 =40 °С Atx = 60 °С

Раствор ► t 2 = 30°С вода

0, =20°С Д/2=10°С

Тогда среднелогарифмическая разность температур теплоно­ сителей А/ _ 60 —10 .-)<}0/~, ср~~Гб(Г с In — ю Принимаем предварительно по табл. 3.35 значение коэффи­ циента теплопередачи = 300 Вт/(м2-К) и находим ориентиро­ вочную площадь поверхности теплообмена „ Q 892500 ,'2 Fn„ = — -- = ------= 106,2 м2. ор K opAtcp 300-28 По данным табл. 3.60 предварительно выбираем теплообмен­ ник со следующими параметрами: поверхность теплообмена F= = 100 м2; ширина канала 6= 12 мм; ширина ленты /л= 1250 мм. Проведем уточненный тепловой расчет. Определим сначала следующие величины: ♦ скорость раствора в канале теплообменника

Vp _ 0,00336 = 0,224 м/с; Ь-1Я 0,012-1,25

(ор = -г ^~ =

♦ скорость воды в канале теплообменника

VB 0,00735 ... , со„ = —5- = —------ = 0,49 м/с. в Ь-1Л 0,012-1,25 ♦ значения критериев Re для раствора и воды соответственно: Rg _ у р

зРр _ 0^24-0,024-1240 цр

0,0059

где d3 — 2Ь = 0,024 —эквивалентный диаметр канала; Re _ Д>б^ эР б _ 0.49 0,024 1000 _ 1/|?00 цв 0,0008 Поскольку для воды Re > 104, 0,6 < Рг < 100, для нахождения критерия Nu используем формулу (3.10): Nu = 0,023Re0,8Рг 0,4

Рг I 0’25 РГст

Температура воды изменяется, незначительно, поэтому при( т. 'I0'25 мем Р г 1 = 1. Рг

ст

Тогда

N uB = 0,023-147000,8 -5,40’4 =97,4

И значение коэффициента теплоотдачи для воды _ N uBA,B = 97,4 0,62 =2516 Втд м2.К) d3 0,024 Для выбора формулы для расчета критерия Nu для раствора найдем значение критерия Сг Сг =

g/3pp ОА, 9,81 -0,0243 -12402 1^317-10“4 -28 = 22090, -рД^ср = 0,00592

где коэффициент объемного расширения раствора [3.12]

Р?-Р\ _ 12402 -12332 _ 131?10-4 2(t2 - t {)р,р2 2(58-15)1240-1233 ’ Здесь р|, р2—значения плотности раствора при температурах со­ ответственно tx = 15 °С и t2 =58 °С, кг/м3, тогда Сг-Рг = 22090-30 = 662700. Таким образом, для раствора Re < 2300, Сг-Рг > 5-105. В этом случае для расчета Nu приемлема формула (3.14): Nu = 0,15 (Re-Pr)0,33(Сг-Рг)

Рг Рг„.

0,25

= 0,15 (1130-30)0,33(662700)\ 0,и'‘' i1= 17,9. Приняв

Рг

\0,25

РГст

: 1,получаем

= N up*.p = 17,9-0,6 = 447 Втд м2.К)> р d3 0,024 7

Определив коэффициент теплопередачи

К = ------------- ------------- = 313 Вт/(м2-К), 1 0002 1 — + 0,000 2 3 + + 0 ,0 0 0 2 0 + — 447 16 2516 найдем необходимую расчетную площадь поверхности теплооб­ мена: ^

^ — = 892500 = Ю2 м2. KAtcp 313-28

В соответствии с данными табл. 3.60 окончательно выбираем спиральный теплообменник типа 1 (исполнение 1) с площадью поверхности теплообмена 100 м2, шириной канала 12 мм, шири­ нойленты 1250 мм, выполненный из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т. Гидравлический расчет теплообменника проводится с целью проверки достаточности указанных в исходных данных задачи на­ пора, создаваемого насосом для подачи раствора, и давления в во­ допроводной сети. Для расчета сопротивления теплообменника по потоку рас­ твора найдем его скорость в штуцерах: 0,00336 л1rv / <вш = --- ?—г = — ----- - = 0,19 м/с, 0,7854 0,785-0,152 где dm—диаметр штуцера, примем dm= 0,15 м. Тогда при коэффи­ циентах местных сопротивлений = 1,5 и = 1,5 (табл. 3.4) по (3.34) определяем сумму потерь давлений при входе и выходе рас­ твора из теплообменника: / ,. . Ар j + Д/>2 —(!>-*Н"

1240 *0,192 --- 2---- Па.

Согласно (3.36), коэффициент трения в прямолинейном кана­ ле при Rep =1130 составит 64 ^тр=тг^ = 0,057. 1130 Определим для этого случая коэффициент трения в спираль­ ном канале ^

= 1,15^ =1,15 0,057 = 0,065.

При длине спирального канала L = 40 м потеря давления рас­ твора на гидравлическое трение составит АЛр = Ч тр

«

трхп 2Ъ

= 0.065 40

2 -0 , 0 1 2

2

1240-0,2242 =

Па

2

а общее сопротивление теплообменника по потоку раствора Ai>p= 67+3370 = 3437 Па. Это сопротивление значительно меньше давления

AP=ppgH = 1240-9,8-13 = 157976 Па, создаваемого насосом. Для расчета сопротивления теплообменника по потоку воды вычислим скорость воды в штуцерах: 0,00735

VB 0,785й?щ

0,785-0,15'

=0,42 м/с.

Величину Ятрнайдем при dB= 2b = 24 мм и абсолютной шерохо­ ватости А = 0,25 мм. Тогда при е = A/dB= 0,25/24 = 0,0104 получим по (3.37): 1

= -21g 0Д7е+

тр

откуда Хтр =

[6,81] Re

0,9'

0,9

= —21g 0Д7-0,0104+

6,81 | (l4700j

= 4,84,

= 0,043.

(4,84J

Тогда Атр.сп = 1,15 • 0,043 = 0,05. Скорость воды в канале теплообменника <вв= 0,49 м. При этих данных получим потери давления при течении воды в теплооб­ меннике: L рсов APB= ( ^ 2)H ^L + V c n 2Ь 2 1000-0,422 +005 40 1000-0,492 =10269 Па, = (1,5+1,5)

2

2 0,012 -

2

что значительно меньше давления воды в сети. Таким образом, выбранный спиральный теплообменник удовлетворяет условиям работы с точки зрения гидравлического сопротивления.

3.12. Расчет трубчатых печей Трубчатые печи широко используются в нефтепе­ рерабатывающей и нефтехимической отраслях промышленности для огневого нагрева, испарения и перегрева жидких и газообраз­ ных сред, а также для проведения высокотемпературных термо­ технологических и химических процессов. Большая группа печей применяется в качестве нагревателей сырья, и они характеризуются высокой производительностью и умеренными температурами нагрева (300—500 °С) углеводород­ ных сред (установки АТ, АВТ, при вторичной перегонке бензина, ГФУ). Большинство применяемых печей радиантно-конвекционные. Они состоят из радиационной камеры, где сжигается топли­ во и теплота к трубчатым сырьевым змеевикам передается в ос­ новном излучением от пламени и раскаленных поверхностей ог­ неупорной футеровки, и конвекционной камеры, куда поступают продукты сгорания топлива из камеры радиации. В камере кон­ векции теплота к сырью передается преимущественно конвекци­ ейи частично излучением трехатомных компонентов дымовых га­ зов. Схема типовой конструкции двухкамерной печи представле­ на на рис. 3.16.

Основные соотношения для технологического расчета трубчатых пе­ чей[3.14]. Использованная ниже методика расчета, предложенная

Н.И. Белоконем, основана на совместном решении уравнений те­ плового баланса и теплопереноса в топке печи. Тепловой баланс топки в соответствии с законом сохранения энергии может быть определен следующим уравнением: (3.42) С?полн ~ Qp + где <2полн — теплота, внесенная в топку при сжигании топлива, кДж/ч; Qp —теплота, переданная радиантным трубам излучением и свободной конвекцией, кДж/ч; QK—теплота, уносимая продук­ тами горения в камеру конвекции, кДж/ч. Таким образом: -Ябр'Пт —Qp +BG n,cCP j(T п —Т 0),

(3.43)

где В — расход сжигаемого топлива, кг/ч; Q* — низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг; г|т— КПД топки, рекомендуется при­ нимать равным 0,95—0,98; (7Пс —количество продуктов сгорания, образующихся при сжигании 1кг топлива, кг/кг; Срт—средняя те­ плоемкость продуктов сгорания в пределах температур Т„, Та, кДж/(кг-К); Тп — температура продуктов сгорания (дымовых газов) на выходе из топки, К; Т0 — приведенная температура ис­ ходной системы, может быть принята равной температуре окру­ жающего воздуха, К; под приведенной температурой системы подразумевается температура, которую имела бы смесь топлива, воздуха, водяного пара (в случае использования жидкого топ­ лива), газов рециркуляции после смешения этих потоков в топке печи до выделения теплоты сгорания топлива. В начале расчета температура Тп принимается в зависимости от назначения печи, а последующим расчетом камеры радиации проверяется правиль­ ность принятой величины. Рекомендуются следующие значения Тп, °С: Для нагрева нефти, мазута.......................................................................... 700—850 Для нагрева нефти печей каталитического и термического к рекинга.......................................................................... 800—900 Для печей отгона растворителя................................................................. 700—800 Для печей пиролиза.....................................................................................До 1000

Теплопередача в топке должна учитывать теплоотдачу экрану (радиантным трубам) излучением и конвекцией:

QP ~ Qpn + Орк-

(3.44)

Передача теплоты излучением Qm определяется уравнением Стефана—Больцмана, для решения которого необходимо знать температуры излучающих и поглощающих источников. В связи со сложностью определения средней эффективной температуры продуктов горения Белоконь ввел понятие эквивалентной абсо­ лютно черной поверхности Hs, излучение которой при температу­ ре газов на выходе из топки Тправно всему прямому и отраженно­ му излучению, или общее количество теплоты, передаваемой эк­ вивалентной абсолютно черной поверхности при Тп, равно теплоте, которую поглощает действительная поверхность экрана при фактических условиях в топке: £?рЛ - C , H s

ст

100

100

(3.45)

где С. = 5,67 Вт/(м2К4) —постоянная излучения абсолютно черно­ го тела; Гст — средняя температура наружной поверхности радиантных труб, К; Hs — эквивалентная абсолютно черная поверх­ ность, м2, определяемая по уравнению Hs

=6полн_=^0р_т1т) Яs

(346)

4s

где qs — теплонапряженность эквивалентной абсолютно черной поверхности, кДж/(м2-ч), зависящая от принятой температуры продуктов сгорания на выходе из топки Т„, максимальной расчет­ ной температуры горения Ттах и температуры наружной поверх­ ности радиантных труб Гст. Конвективная составляющая QpKопределяется по уравнению

QpK= a KHp(Tn - T J ,

(3.47)

где а к, Вт/(м2 К),—коэффициент теплоотдачи свободной конвек­ цией от продуктов сгорания (дымовых газов) к радиантным тру­ бам, равный а к =2,1^/7’п - Т „ ;

(3.48)

Яр —поверхность нагрева радиантных труб, м2. Таким образом, методика Белоконя предполагает решение уравнения

В<2*Цт=С 5 Н 5

U00J

100

+ а кЯ р(Г п -7’ст) +

(3.49)

+BGn c CpT(T„ - Т 0). Расчет процесса горения. В трубчатых печах используется как жидкое топливо, так и газообразное, что определяет некоторые различия в расчете процесса горения. Ж идкое топливо. В этом случае должны быть заданы плот­ ность топлива и его элементарный состав. Содержание водорода Н, % масс., в топливе рассчитывается по эмпирической формуле H=26-0,015p'j, гдер|з =р4° +5|3

(3.50) (3.51)

— относительная плотность топлива при 15 °С; р 4° —относительная плотность топлива при температуре 20 °С; р — средняя температурная поправка плотности на 1 °С. Содержание углерода в топливе определяется следующим об­ разом: С = 100-(H + S + 0), (3.52) где Н, S, О — содержание в топливе водорода, серы и кислоро­ да, % масс. Низшую теплоту сгорания Q " , кДж/кг, жидкого топлива опре­ деляют по эмпирической формуле

Qp =51916-0,879-10~3(р|5 5) 2 -211,2 Н.

(3.53)

Если топливо является сложной смесью различных веществ, для которой известен только элементарный состав, теплота сгора­ ния рассчитывается по формуле:

Qp = 339С+1030Н+109 (S -О ) -25Ж,

(3.54)

где W —содержание влаги в топливе, % масс. Теоретическое количество воздуха Х0, кг/кг, необходимое для сжигания 1 кг топлива:

L 0 = 0Д15С + 0,345Н + 0,043(S - О), (3.55) и теоретически необходимый объем воздуха V0, м3/кг, при нор­ мальных условиях (О °С и 760 мм рт. ст.): V0 = 0.089С + 0,267Н + 0,033(S - О) (3.56) отличаются от тех значений, которые необходимы для обеспече­ ния полноты сгорания топлива. На практике в топку подается не­ который избыток воздуха. Соответствующий коэффициент для жидкого топлива принимается равным а = 1,2—1,4. Тогда дейст­ вительный расход воздуха: L = a L0,

(3.57)

V = a V 0. Xi (3.58) Количество продуктов сгорания (дымовых газов), образующих­ ся при сжигании 1 кг жидкого топлива, определяется по формуле: (7п.с = 1 + аХ0+Жф, (3.59) где Жф = 0,3 —0,6 кг/кг —расход форсуночного пара, подаваемого на распыливание топлива. Состав продуктов сгорания в расчете на 1 кг топлива (при из­ вестном элементарном составе) при прлном его сгорании т, кг/кг, определяется по уравнениям:

тСОг = 0,03667С;

;

(3.60)

m Hfi = 0,09Н+0,01Ж+Жф;

'

(3.61)

/иn 2 = L 0 сх0,768+0,01N 2;

(3.62)

то 2 = £ 0(<*-1)0,232;

(3.63)

w so2 =0,02S. , Общая масса продуктов сгорания:

(3.64)

+ m H fi+

т$о2

wCo2 m v 2 + mo 2+ • (3-65) Если расчет сделан правильно, то значения Gn c, найденные по формулам (3.59) и (3.65), совпадают. Покомпонентные объемы продуктов сгорания V, м3/кг топли­ ва, при нормальных условиях: /яс о „ -22,4 кс о , = ^ — (3.66) С п х. =

м,СО 9

(3.67)

(3.68)

(3.69)

(3.70) где M C0 2 ,M H^),M SQ2 ,M 0 2 ,M bl2 — мольные массы соответству­ ющих компонентов. Суммарный объем продуктов сгорания:

Vn.c = VC0 2 + VHfi + vS 02+ Vo2 + fN2. (3.71) Плотность продуктов сгорания при нормальных условиях оп­ ределяется как (3.72) PO Gn c / J^n.C и для продуктов сгорания жидкого топлива ориентировочно нахо­ дится в пределах 1,29—1,31 кг/м3. Г а зооб р азн ое топливо. Теплота сгорания газообразного топлива Q, кДж/м3, рассчитывается по правилу аддитивности:

n

(3.73)

где Qр —теплота сгорания /-го компонента топлива, кДж/м3; yt — мольная доля i-то компонента топлива. Значения теплоты сгорания наиболее распространенных ком­ понентов топлива приведены в табл. 3.67. Элементарный состав газообразного топлива, % масс., может быть вычислен из следующих уравнений: «с,Л

12,01

S = 32J 2

«s,У1 _ 32

М,

(3.74)

E « s ,Уп

0 = 1 6 ^ ^ Г = Ж ‘ Е "°-,' ' ; ■ VT 14 V— л ^ М,где пс . , п н . , ns , п0 . , пп . — соответственно число атомов углеро­ да, водорода, серы, кислорода и азота в молекулах отдельных ком­ понентов, входящих в состав газообразного топлива; y t ,yt — со­ держание соответствующих компонентов газообразного топлива (% масс, и % об. или % мол.); Mt —молекулярная масса компонен­ тов топлива; Мт— средняя молекулярная масса топливного газа, определяемая как (3.75)

M T = j 2 M iy i. Та б л ица 3.67. Низшая теплота сгорания компонентов топлива Компонент

Срн. МДж/кг

н2 H,S

оW'pн,

СрМДж/м 3

Компонент

120,10

10,80

с 3н 6

45,84

86,06

16,59

25,14

С 3Н 8

46,42

91,32 113,50

МДж/кг

С?р> М Дж/м 3

со,

10,12

12,65

с4нй

45,38

сн4 С2Н2 С2Н6

50,08

35,84

л-С4Н 1П

45,79

118,73

48,30

56,10

/-С4Н 10

45,96

109,30

47,55

63,80

45,42

146,10

С 2Н 4

47,23

59,10

45,06

141,00

'- с 5н ,2

Теоретическое количество воздуха, необходимое для сжига­ ния 1 кг топлива:

L0= 0,115С + 0,345Н + 0,043(S-0), кг/кг. Действительный расход воздуха:

(3.76)

L = aL0, кг/кг. (3.77) Тот же расход воздуха (м3) при нормальных физических усло­ виях: L V - — , м3/кг, (3.78) Ро

где ро = 1,293 кг/м3—плотность воздуха при нормальных физиче­ ских условиях. Масса дымовых газов, образующихся при сжигании 1 кг топ­ лива (кг/кг): /иС02 =0,03667С;

(3.79)

т щ о =0,09Н+0,01Ж;

(3.80)

m SOl =0,02S;

(3.81)

/nN2 =0,768L0a+0,01N2=0,768i+0,01N2;

(3.82)

m02 =0,0232i0( a —l), (3.83) где С, H, N, О, S и W —содержание соответствующих элементов и влаги в топливе, % масс. Общая масса продуктов сгорания Gn с, кг/кг, определяется как сумма (3.79)—(3.83):

Ga, = m c 0 2 + m H2o + m n 2 + m 0 2 + m s02,

(3.84)

О

о ю

3 я:

II

(3.86)

tN

О

Рсо2

_ mCOi -22,4 1

"со2

ю

1 2 о

или Guc = 1 + a L0. (3.85) Объемный состав продуктов сгорания на 1кг топлива при нор­ мальных условиях:

_ т н2о -22,4 =

(3.87)

Рн2 о Рн 20

m2 _ m m so

SOn

Pso2

_ m 0l

_

т ™2

Pn ,

M So 2

(3.88)

’

m 0 2 -22,4

_

Ро2 N2

m so 2 -22.4 ‘22,4

’

M Ql _

m Nl -22,4

(3.90)

2

Общий объем продуктов сгорания Vn с, м3/кг, вычисляется как сумма (3.86)—(3.90):

(3.91) Объем дымовых газов при любой температуре и давлении, от­ личном от нормального: (3.92) где Р0 и Т0 — нормальные физические условия (PQ= 1 атм; Т0 = = 273 К); Р, атм, и Т, К, —рабочие условия. Плотность дымовых газов при нормальных физических усло­ виях: (3.93) Расчет радиантной камеры. В общем случае теплота, выделя­ ющаяся в печи при сгорании топлива, тратится на нагрев сырья, частичное или полное его испарение и компенсацию эндотерми­ ческого эффекта реакции, если в трубах печи происходит химиче­ ское превращение сырья. Если в камере конвекции с целью утилизации теплоты дымо­ вых газов устанавливается пароперегреватель, то в полезную теп­ ловую нагрузку печи включается теплота, идущая на нагрев и пе­ регрев водяного пара Q„ep,B,n. Следовательно, для полезной тепло­ вой мощности печи справедлива формула P = Gn . c / K . c -

<2пол=Онагр+<2„сп

С?П ер.в.п-

+ <2реакд + (3-94) Для печи, в которой осуществляются нагрев и частичное испа­ рение сырья, полезная тепловая нагрузка, или, как ее чаще назы­ вают, полезная тепловая мощность печи, Qn0Jl, кДж/ч, рассчиты­ вается по формуле (3.95) где Gc —производительность печи по сырью, кг/ч; е —доля отгона сырья на выходе из печи; /,п , /,ж , /,ж —соответственно энтальвых вых вх пия пара и жидкости на выходе из печи и энтальпия жидкости (сырья) на входе в печь, кДж/кг (табл. 3.68, 3.69). Энтальпия нефтяных жидкостей, кДж/кг. Энтальпию продук­ тов сгорания можно определить на основе правила аддитивности: I , — 'L m jC p fi,

или

(3.96)

I t — ( т с о 2С Р с о 2

+т

н 2о С Р н 2о

+ wzn 2<-^n 2 + т о 2С Р о 2 + (397 )

+ m s0 l CpS0 2 )t, где Срсо 2,Срн р ,Q?n 2,Ср0 2,Q>S02 - значения средней удельной теплоемкости при постоянном давлении соответствующих газов в пределах температур от О °С до t, кДж/(кг-К).

О

400 800 1200 1600 2000 Температура, °С

На рис. 3.17 приведены данные по теплоемкости отдельных компонентов продуктов сгорания топлива. Т аб л и ц а 3.68. Энтальпия нефтяной жидкости, кДж/кг, в зависимости от темпе­ ратуры и относительной плотности

г, к

Относительная плотность при 288 К 0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

0,00

0,00

0,00

0,00

0,00

0,00

0,00

0,00

283

21,14

20,39

19,68

19,05

18,51

17,96

17,50

17,04

293

42,66

41,16

39,77

38,48

37,35

36,40

35,30

34,42

273

303

64,67

62,34

60,21

58,28

56,56

54,93

53,51

52,15

313

87,09

83,90

81,06

78,50

76,16

74,02

72,01

70,20

323

109,90

105,93

102,33

99,06

96,09

93,41

90,81

88,61

333

133,14

128,28

123,97

119,99

116,44

113,17

110,11

107,34

343

156,80

151,10

145,99

141,35

137,12

133,27

129,67

126,42

353

180,91

174,30

168,52

163,12

158,18

153,78

149,68

145,84

363

205,36

197,95

191,21

185,14

179,57

174,59

169,94

165,59

Продолжение табл. 3.68 Г, К

Относительная плотность при 288 К 0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

373

230,32

221,94

214,41

207,58

201,43

195,69

190,50

185,69

383

255,66

246,35

237,98

230,48

233,53

217,25

211,43

206,95

393

281,40

271,18

261,97

253,64

246,06

239,15

232,74

226,89

403

307,60

296,43

286,38

277,29

269,00

261,42

254,43

248,01

413

334,23

322,05

311,12

301,24

292,28

284,03

276,45

269,44

423

358,81

348,09

336,28

325,61

315,89

307,02

298,81

291,25

433

388,70

374,55

361,87

350,35

339,88

330,34

321,50

313,35

443

416,59

401,43

387,82

375,51

364,29

353,99

344,57

335,84

453

444,85

428,69

414,12

401,01

389,00

378,03

367,98

358,65

463

473,57

456,36

440,87

426,89

414,16

402,44

391,72

381,80

473

502,71

484,41

467,96

453,14

439,61

427,26

415,79

405,28

483

523,27

512,84

495,44

479,70

465,38

452,32

440,18

429,05

493

562,25

541,73

523,32

506,70

491,59

477,77

464,96

453,21

503

592,85

571,00

551,70

534,19

518,24

503,67

490,19

477,78

513

623,25

600,76

580,37

561,95

545,21

529,80

515,65

502,62

523

654,82

630,83

609,43

589,92

572,50

556,55

541,52

527,80 553,32

533

638,95

618,64

600,18

583,35

567,69

543

668,80

647,57

628,23

610,60

594,65

579,18

553

699,03

676,84

656,66

638,19

621,11

605,38

563

729,68

706,52

785,46

666,20

648,33

631,91

573

760,74

736,58

714,60

693,67

675,92

658,79

583

792,14

766,98

744,12

723,23

703,80

686,01

593

824,00

797,84

774,06

752,33

732,15

713,61

603

856,20

828,99

804,24

781,63

760,70

741,50

613

888,86

860,51

834,85

810,15

789,71

769,74

623

921,93

892,50

865,87

841,46

818,98

798,27

633

955,01

924,82

897,23

872,03

848,66

827,18

643

988,92

957,52

928,97

902,88

878,64

856,43

653

1023,25

990,64

961,08

934,08

909,00

886,02

663

1058,00 1024,05

993,53

965,64

939,73

915,95

673

1092,76 1057,92

1026,39

997,55

970,79

946,22

Окончание табл. 3.68 Относительная плотность при 288 К 0,65

0,70

0,75

о оо o'

Г, К

0,85

0,90

0,95

1,00

683

1127,92 1093,55 1059,51

1029,66 1002,19

976,83

693

1161,64 1127,25 1093,01

1063,07 1033,55

1007,76

703

1199,77 1162,26 1126,96 1096,10 1065,62 1034,04

713

1236,28 1197,63

723

1273,21

1233,39 1195,92 1163,18

1130,86

1102,64

733

1310,51

1269,52 1210,96 1197,26 1163,97

1134,92

743

1348,19 1306,07 1266,34 1231,67 1199,94 1167,57

1161,25

1129,43 1098,07

1070,65

753

1386,25 1342,96 1302,14 1266,47 1231,30 1198,30

763

1424,77 1380,22 1338,27 1301,63 1265,46 1233,89

773

1463,62 1417,86 1374,78 1337,14 1300,00 1267,55

783

1502,89 1455,92 1411,66 1372,98 1334,84 1301,55

793

1542,54 1494,31

803

1582,57 1533,08 1494,02 1445,79 1405,63 1370,55

1448,88 1409,19 1370,09 1335,88

Т абл и ц а 3.69. Энтальпия нефтяных паров, кДж/кг, в зависимости от температу­ ры и относительной плотности Г, К

Относительная плотность при 288 К 0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

323

476,00

464,23

452,47

440,70

428,85

417,26

405,49

393,77

333

493,33

481,36

469,34

457,32

445,22

433,33

421,32

409,34

343

511,13

498,86

486,59

474,28

461,80

449,66

437,52

424,96

353

529,34

516,78

504,22

491,66

478,97

466,41

453,85

441,71

363

547,89

535,07

522,26

509,49

496,56

483,99

471,02

458,04

373

566,85

553,79

540,64

527,54

514,14

501,16

488,18

475,20

383

586,24

572,84

559,44

546,00

532,56

519,16

505,77

492,37

393

606,00

592,35

578,57

564,88

550,98

537,59

523,77

510,79

403

626,14

612,15

598,13

584,14

570,03

556,01

542,19

527,96

413

646,65

632,37

618,06

603,74

589,33

575,27

560,61

546,38

423

667,59

653,02

638,36

623,75

609,01

594,53

579,87

565,22

433

688,90

674,03

659,04

644,10

629,07

614,20

599,13

584,48

443

710,58

695,43

680,10

664,86

649,50

634,30

618,81

603,74

453

732,73

717,20

701,54

685,92

670,27

654,81

639,32

623,42

463

755,75

739,35

723,35

707,44

691,41

675,62

659,84

643,93

Окончание табл. 3.69 Т,

к

Относительная плотность при 288 К 0,65

0,70

0,75

0,80

0,85

0,90

0,95

1,00

729,30

712,93

696,81

680,35

664,45 684,96

473

778,12

761,91

745,58

483

801,40

784,86

768,15

751,53

734,83

718,41

701,71

493

825,09

808,18

791,14

774,18

757,10

740,35

723,06

706,73

503

849,17

831,88

814,46

797,13

779,62

762,50

744,83

726,83

513

873,62

855,95

838,20

820,53

802,69

785,15

767,44

749,86

523

898,44

880,44

862,31

844,27

826,06

808,14

790,05

772,05

533

923,69

905,31

886,81

868,34

850,21

831,50

813,08

794,66

543

949,36

930,52

911,63

892,84

873,91

855,20

836,10

817,68

553

975,36

956,22

936,88

917,70

896,44

879,27

860,01

840,71 864,57

563

1001,76

982,22

962,50

942,95

923,19

903,72

884,04

573

1028,61

1008,64

988,50

968,53

948,39

928,51

908,45

888,44

583

1055,78 1035,44 1014,88

994,53

973,97

953,67

933,20

912,72 938,26

1063,24 1041,68 1021,49 1000,52

979,80

958,06

1005,12

983,77

962,54

1074,71

1052,90 1031,08

1009,61

987,67

1124,24 1102,22

1079,94 1057,96

1035,81

1014,88

593

1084,05

603

1111,39 1092,29 1068,81

1047,62 1026,39

613

1139,77

623

1168,54 1146,51

633

1197,72 1175,24 1152,50 1130,06 1107,37

1118,17

1096,31

1084,97

1062,36 1039,83

1135,17 1112,31

1089,24 1066,29

1233,85 1210,24 1186,87 1163,30 1140,02

1116,49 1093,09

643

1227,28 1204,38

653

1257,21

1181,18 1158,28

663

1287,57 1263,74 1239,67 1215,89 1191,86

1168,08

673

1318,30 1294,01

1269,48 1245,24 1220,75

1196,50

1172,97 1147,77

683

1349,41

1324,70 1299,67 1274,96 1250,01

1225,31

1200,40 1175,61

693

1381,77 1356,56 1331,03 1305,36 1280,37

1255,20 1229,79 1204,54

703

1412,84 1387,17 1361,17 1335,55 1309,63

1283,97 1258,13 1232,35

713

1445,16 1418,99 1392,49 1366,36 1339,98

1313,86 1287,53 1261,27

723

1477,86 1451,19 1424,22 1397,60 1370,72

1344,05

1317,29 1290,54

733

1510,93

1483,80 1456,30 1429,20 1401,82 1372,89

1345,60 1318,51

743

1544,39 1516,79 1488,74 1461,19 1433,31

753

1578,26 1550,10 1521,61

1493,51

1405,68

1144,13 1120,22

1377,37 1350,12

1465,13 1436,99 1408,69 1380,43

1554,85 1526,26 1496,91

763

1612,55

1583,91

773

1647,21

1618,03 1588,47 1559,37 1529,94 1500,76

783

1682,26 1652,57 1622,43 1592,83

793

1717,68 1687,45 1656,80 1626,66 1595,71

1565,95

1535,55 1505,00

803

1753,52 1722,78 1691,55 1660,90 1629,88 1599,11

1568,12 1537,27

813

1782,11

823

1826,37 1794,50 1765,22 1730,44 1698,33

1567,45

1468,69 1439,84 1411,12 1471,41

1442,14

1533,16 1503,27 1473,50

1753,85 1722,49 1695,49 1663,92 1632,60 1592,74 1569,71 1666,47 1637,79 1602,46

КПД печи определяется по формуле Лп 1 9пот Яух> (3.98) где qn0T—потери теплоты в окружающую среду, обычно составля­ ют (0,05—0,07) Qpiqyx — потери теплоты с уходящими из печи ды­ мовыми газами, температура которых принимается на 100— 150 °С выше температуры сырья на входе в печь, причем _ ("'со 2СРсо 2 +"'н 2o Q ; h ,0 +mS0 lCp^0 2 +otn 2Q?n , +Шо2Ср0 2 Уух
в=

0

™л__

(3 100)

брЛп Алгоритм расчета радиантной камеры. 1. Принять температуру дымовых газов, /п, °С, покидающих топку, в соответствии с назначением печи: Тп = tn + 273 К. (3.101) 2. Определить максимальную расчетную температуру горе­ ния Гтах, К, QqT\t Т тз* = Т 0 + - Р ^ - , (3.102) ^п.с^Рт где Срт—средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг топлива при tn, кДжДкг-К); <Jln .cQ ,m= m C02C P c02 + fflH 2o Q ?H 20 + m S02^ P s 0 2 +

(3 j q 3 )

+ « n 2 Q » n 2 + m o 2C p o 2 -

3. Вычислить количество теплоты Qp, кДж/ч, воспринима­ емое сырьем в радиантных трубах:

< 2 р = в ( р * г ]т-

1

1п),

(3.104)

где I, —энтальпия продуктов сгорания при температуре дымовых газов, покидающих топку, кДж/кг. 4. Подсчитать количество теплоты QK, кДж/ч, передаваемое сырью в камере конвекции:

ас=<2пол-2р-

(3.105)

5.

Определить площадь H s, м2, эквивалентной абсолютно чер­ ной поверхности по формуле __

Q____ ПОЛИ

Д О рУ

ЯS

Яs

Для нахождения теплонапряженности абсолютно черной по­ верхности qs необходимо располагать температурами Тп, Ттах и ТСТ и воспользоваться зависимостями, представленными на рис. 3.18.

40f c

10-104

20-104

30 ю4

a

ления параметра q5: а - Тст= 200 °С; б —400 °С; в -600 °С

700 60020-103

10 104

20104

ЗОЮ4

6. Определить температуру стенки экрана Гст, используя урав­ нение (3.106) где /* — энтальпия сырья, покидающего трубы камеры конвек­ ции, кДж/кг.

По найденному значению энтальпии сырья /* определяют температуру сырья Тк (табл. 3.68). 7. Рассчитать температуру наружной поверхности труб Гст, К, по уравнению

Т К Т+-Т * вых

+ д>

(3.107)

где Твъа —температура сырья на выходе из печи, К; Д = 20—120 — повышение температуры труб за счет загрязнений. 8 Задать степень экранирования кладки <р. Для современных печей ф = 0,3—0,5. 9. Определить эквивалентную лучевоспринимающую по­ верхность Нл, м2, используя графики на рис. 3.19:

.

Яс

(3.108)

El HJHn 1,00 0,95 0,90 0,85 0,80 0,75 0,70 0,65 0,60 0,55 0,50 0,45 0,40 0,35 ° ,3 °0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Рис-ЗЛ9* Графики для определе_ V ния Н5 /Н л Ф Hn+F

В связи с тем что трубы по периметру неравномерно обогрева­ ются дымовыми газами и не полностью воспринимают теплоту в топке, в расчете вводится понятие эквивалентной лучевоспринимающей поверхности Нл, под которой понимают поверхность, воспринимающую столько же теплоты, сколько и фактическая поверхность экрана. 10 Определить площадь экранированной плоской поверхности, заменяющей трубы, используя график Хотгеля (рис. 3.20):

.

(3.109) К где К — фактор формы, показывающий, какая доля теплоты по­ глощается фактическими трубами от того количества теплоты, которое в тех же условиях поглощала бы полностью экранирован­ ная поверхность. Я = -Я д

1

2

3

4

5

6

Отношение расстояния между осями труб к диаметру трубы

Рис. 3.20. График Хоттеля для определения фактора формы К: 1 —общее количество теплоты, передаваемое двум рядам труб. Су­ ществуют два ряда труб; 2 —общее количество теплоты, передаваемое первому ряду труб. Существует только один ряд труб; 3 —общее количество теплоты, прямое и от­ раженное, передаваемое первому ряду; 4 —общее количество тепло­ ты, прямое и отраженное, переда­ ваемое второму ряду труб; 5 - пря­ мая радиация первому ряду труб; 6 —прямая радиация второму ряду труб

Как следует из рис. 3.20, фактор формы зависит от расстояния между осями труб, их диаметра и числа рядов. 11. Определить ширину экрана h, м, принимая длину трубы и вычисляя ту ее часть /пол, которая непосредственно омы­ вается дымовыми газами: ^пол

^тр

0,5 М,

(3.110)

(3.111) 12. Принять конструкцию печи и рассчитать число труб в радиантной камере: (3.112) где d — наружный диаметр трубы, м; t = (1,5-2)^ — расстояние между осями труб (шаг). 13. Вычислить площадь поверхности радиантных труб:

Н р 7Гй?/полйр. (3.113) 14. Определить общую площадь поверхности кладки с учетом фактических размеров радиантной камеры: 1F = F„ + F0, (3.114) где F„ - площадь всех стен, м2; F0 — площадь пола и свода, м2. 15. Определить действительную площадь экранированной кладки Н (после расчета числа труб и размещения их в ка­ мере радиации). 16. Подсчитать уточненную эквивалентную лучевоспринимающую поверхность: Нл = кн. 17. Вычислить степень экранирования кладки:

(3.115)

(3.116) Если расчетная величина (р не соответствует принятой ранее, то расчет повторяют, задавшись новым значением <р. 18. Вычислить коэффициент теплоотдачи свободной конвек­ цией от продуктов сгорания к радиантным трубам а к по формуле (3.48) или по графику на рис. 3.21. 19. Определить температурную поправку теплопередачи в топке:

^ T _ a KH p( T max- T cr) - C s H s T?TlO-* В@п.сСРт + ак# р

(3.117)

характеризующую превышение предельной теплопередачи кон­ векцией над обратным излучением экрана (Д7’> 0) или наоборот

(ДТ< 0); Тст—средняя температура экрана, К; Q —постоянная из­ лучения абсолютно черного тела.

20. Вычислить аргумент излучения х по формуле [Т’шах-АЛ 10H SCS BGncCpT+ a KH p

1000 J

21. Найти характеристику излучения ря пользуясь графиком на рис. 3.22, по значению аргумента излучения. 22. Определить температуру продуктов сгорания на выходе из топки по уравнению T’n ^ P /T ’max-AD.

(3.119)

Если полученная по (3.119) температура дымовых газов, поки­ дающих топку, значительно отличается от принятой ранее, следу­ ет произвести перерасчет. 23. Определить коэффициент прямой отдачи ц — отношение количества теплоты, воспринимаемого радиантными тру­ бами, к количеству теплоты, выделенному при сжигании топлива:

Р ис. 3.22. Зависимость характеристики излучения р5 от аргумента излучения х

24. Уточнить количество теплоты, кДж/ч, полученное радиантными трубами:

Qp =liBQ* пт.

(3.121)

25. Рассчитать тепловую напряженность радиантных труб, кДж/(м2-ч):

Qp я„

(3.122)

Расчет камеры конвекции. Передача теплоты в камере конвек­ ции осуществляется в основном конвекцией и незначительно ра­ диацией от раскаленных дымовых газов. Целью расчета конвекционной печи является определение площади поверхности нагрева труб Я к, м2, которая рассчитывает­ ся из основного уравнения теплопередачи: я.

Gk KAt,ср

(3.123)

где QK—количество теплоты, передаваемое сырью в конвекцион­ ных трубах, кДж/ч; К —коэффициент теплопередачи, кДж/(чм2К); Л*ср —средний температурный напор.

При проектировании выбор размеров и конструкции камеры конвекции должен обеспечить передачу заданного количества те­ плоты при минимальной площади поверхности нагрева. Теплоотдача в камере конвекции зависит от скорости движе­ ния теплообменивающихся сред, их температуры, а также от ком­ поновки пучка труб. Например, при расположении труб в шах­ матном порядке теплоотдача выше, чем при коридорном, так как при этом возрастает скорость движения дымовых газов. Коэффи­ циент, теплопередачи конвекцией возрастает при уменьшении шага между трубами и обратно пропорционален диаметру труб, поэтому в камере конвекции целесообразно устанавливать трубы меньшего диаметра, чем в камере радиации. Более эффективным в камере конвекции является поперечное обтекание труб дымо­ выми газами. Площадь поверхности труб в камере конвекции зависит от принятого значения температуры отходящих дымовых газов. Так, с понижением температуры дымовых газов снижается средняя разность температур и возрастает площадь поверхности нагрева. Однако повышение температуры отходящих дымовых газов при­ водит к снижению КПД печи. Оптимальной считается температу­ ра дымовых газов на 150—200 °С выше температуры поступающего сырья.

Алгоритм расчета камеры конвекции. 1. Определить тепловую нагрузку камеры конвекции QK по формуле (3.105). 2. Рассчитать температуру сырья на выходе из труб конвекции по формуле (3.106). 3. Определить средний температурный напор Д?ср, °С, с уче­ том того, что в камере конвекции сырье в трубах и дымовые газы движутся противотоком (индекс противоточности ра­ вен единице): t

Дымовые газы w

*

. д/

1п ------------------- ►

ух?

,

j

^

Сырье

, кj.

—

+ __ + П

*К5

__ j.

j.

где tn и tyx — температуры дымовых газов, соответственно поки­ дающих топку и на выходе из печи, °С; tBX—температура сырья на входе в печь, °С. 4. Принять температуру наружной поверхности трубы на А = = 20—100 °С больше средней температуры сырья, т.е (3.125) 5. Определить коэффициент теплопередачи:

К = 1,1(ак + ал), (3.126) где 1,1 —коэффициент, учитывающий передачу теплоты радиаци­ ейот кладки; аки ал—коэффициенты теплоотдачи соответствен­ но конвекцией (вынужденной) и излучением от дымовых газов к конвекционным трубам, Вт/(м2 К). 6. Вычислить коэффициент теплоотдачи излучением по ф ор­ муле Нельсона: ал= 0,025б?ср - 2,33, где ?ср — средняя температура дымовых газов, °С, равная

(3.127)

(3.128)

t,ср

7. Подсчитать массовую скорость движения дымовых газов V, кг/(м2-с): (3.129) / ’ где G'„ c —секундный расход дымовых газов, кг/с; / —живое сече­ ние камеры конвекции, м2. Для определения живого сечения ка­ меры конвекции задаются расстоянием между осями труб Su м, по горизонтали и числом труб в одном горизонтальном ряду

f где

(^к

М н) 4io;p

ак —(щ — 1) Si + 0,05 + dn — ширина камеры конвекции; ^ = (1,7 — 2,0) dH] dH—наружный диаметр трубы, м.

(3.130) (3.131)

.

8 Определить коэффициент теплоотдачи конвекцией от га­ зов к трубам, расположенным в шахматном порядке: U 0'6

а к =0,35 Е - /0,4

(3.132)

’

где Е — коэффициент, зависящий от средней температуры дымо­ вых газов и определяемый по графику на рис. 3.23.

0

200

400 600

800 1000

Рис. 3.23. График для опре­ деления коэффициента Е при шахматном расположе­ нии труб

/ср* °с ^

9. Вычислить необходимую площадь поверхности нагрева конвекционных труб: Н

к= к

Qk

К At,ср

(3.133)

10. Рассчитать число труб в камере конвекции по формуле

пк = - H v ndl„

(3.134)

.

11 Определить теплонапряженность конвекционных труб: Qк

(3.135)

Значение дк должно находиться в допустимых пределах, опре­ деляемых температурным режимом технологической печи. Расчет трубчатой двухкамерной печи для нагрева сырья рас­ смотрим на примере 3.10. Пр и м е р 3.10. Рассчитать печь для нагрева мазута. Исходные данные. Производительность печи по мазуту Gc = = 50000 кг/ч, температура сырья на входе tbX= 280 °С, на выходе из

печи /вых= 450 °С . Давление на выходе из печи Рвых = 0,015 МПа. Топ­ ливо - мазут. В печи предусмотрен пароперегреватель, давление пара Рпар= 0,6 МПа, твх= 158,8 °С , твых= 500 °С . Количество перегреваемо­ го пара Z = 2000 кг/ч.

Расчет процессов горения. Принимаем в качестве топлива и сы­ рья малосернистый мазут следующего элементного состава: С = 84,6; Н = 11,7; О = N = 0,3; S = 0,3; А = 0,1; W= 3,0, где W — содержание влаги в топливе. Расчетную низшую теплоту сгорания топлива определяем по (3.54): 0р н =339C+1030H+109(S-0)-25^ = = 339 •84,6+1030 •11,7+109 (0,3 -0,3) - 25 •3,0 = 40655,4 кДж/кг. Теоретическое количество воздуха, необходимое для сжига­ ния 1 кг топлива, рассчитываем по (3.55):

L 0 = 0Д15С + 0,345Н + 0,043(S - О) = = 0,115-84,6 + 0,345 11,7 + 0,043(0,3 - 0,3) = 13,7655 кг/кг. Теоретически необходимый объем воздуха при нормальных условиях (0 °С и 760 мм рт. ст.) дает формула (3.56):

V0 = 0,089С + 0,267Н + 0,033(S - О) = 0,089-84,6 + + 0,267-11,7 + 0,033(0,3-0,3) = 10,6533 м3/кг. Для обеспечения полноты сгорания топлива в топку подается избыток воздуха. Коэффициент избытка воздуха для жидкого топ­ лива выбирается в диапазоне а = 1,2—1,4. Принимаем а = 1,25 и вычисляем действительный расход воздуха по формулам (3.57), (3.58):

L = а10= 1,25-13,7655 = 17,2069 кг/кг; V= aV0= 1,25-10,6533 = 13,3166 м3/кг. Количество продуктов сгорания, образующихся при сгорании 1 кг жидкого топлива, найдем по (3.59): Gnc = 1 + аХ0 + Жф = 1 + 17,2069 + 0,5 = 18,7069 кг/кг = = 18,71 кг/кг,

где И'ф = 0,3—0,6 кг/кг —расход форсуночного пара, подаваемого на распыление топлива, кг/кг; принимаем Н/ф= 0,5 кг/кг. Состав продуктов сгорания в расчете на 1 кг топлива (при из­ вестном элементарном составе) при полном его сгорании по (3.60)—(3.64):

тсо 2 =0,03667С=0,03667-84,6 = 9,1029 кг/кг; = 0,09Н+0,01Ж+Жф =0,09-11,7+0,01-3 + 0,5 = 1,583 кг/кг; /я N2 = Z 0а0,768+0,0 IN = 17,2069 •0,768+0,01 -0,3= 13,2179 кг/кг;

m 0 i = L 0 (а -1) 0,232 = 13,7655 (1,25 -1) 0,232 = 0,7984 кг/кг; т so 2 = 0,02S = 0,02 •0,3 = 0,006 кг/кг. Общее количество продуктов сгорания определим по (3.65): ^п.с = тсо 2 "*"/ин2о + т о 2 + m so 2 = 3,1023+1,583+ + 13,2179 + 0,7984 + 0,006 = 18,7076 = 18,71 кг/кг. Результаты расчета по (3.59) и (3.65) совпадают: 18,71 = = 18,71 кг/кг. Поэлементные объемы продуктов сгорания (м3/кг топлива) при нормальных условиях вычисляем по (3.66)—(3.70): 1

_m c o2 -22,4 _ 3,1023-22,4 , тсо 3/ vco 2 = — гг----------------------- = = 1,5790м3/кг; 44,011 (N

О

1зО

_ m Hfi '22,'4

^H-f)

1,583-22,4 18,014

_ w So2 -22,4 _ 0,006-22,4 _ гг------= ,>7А77^ = ° ,0° 2 1 м3/кг; 64,066 M so2

so 2 =

m0i -22,4 M 02 m N;

0,7984-22,4 31,997

-22,4

13,2179-22,4 _ 28,013

Суммарный объем продуктов сгорания Vu.c = V c o 2 + V H20

+ ^ n 2 + *o2 +^so2 =

= 1,5790 + 1,9684 + 0,0021 + 0,5589 + 10,5694 = 14,6768 м3/кг.

Плотность продуктов сгорания при нормальных условиях
- / ,: ] + г ( с - с )

где Gc —производительность печи по сырью, кг/ч; в —доля отгона сырья на выходе из печи;7 /,п , /,ж , i f —энтальпии соответственг *вых 7 *вых 7 *вх но пара и жидкости на выходе из печи и энтальпия жидкости (сырья) на входе в печь, кДж/кг; /™| х — энтальпия соответст­ венно перегретого пара на выходе и входе в печь, кДж/кг. Для определения необходимо знать значения относи­ тельных плотностей жидкой и газовой фракций. Относительная плотность мазута (или любой другой прямо­ гонной нефтяной фракции) зависит от состава нефти и при от­ сутствии точных данных может быть подсчитана лишь прибли­ женно по температуре кипения или молекулярной массе фрак­ ции. Молекулярная масса мазута лежит в пределах 250—420 кг/кмоль. Принимаем М = 380 кг/кмоль и определяем относительную плот­ ность мазута ^ 2о _ 0,590^-6,479 _ 0,590-380-6,479 _ 081 н 0,693Л/+ 7,581 0,693-380+7,581 ’ Энтальпия нефтяных жидкостей (табл. 3.68) при d 20 =0,81 /,* = 672,804 кДж/кг при Тт = 280 + 273 = 553 К; /*ых = 1225,896 кДж/кг при Гвых = 450 + 273 = 723 К. Энтальпию насыщенного и перегретого пара определяем по таблицам насыщенного и перегретого пара при Р = 6 кгс/см2 (0,6 МПа): = 3483 кДж/кг, /»" = 1757 кДж/кг, /"

= 1392,22 кДж/кг.

Тогда полезная тепловая нагрузка печи 0ПОЛ= 50000 [0,35-1392,22 + (1 - 0,35) 1225,896 - 672,804]+ + 2000[3483 - 1757] = 34017270 кДж/ч. Энтальпию продуктов сгорания найдем по (3.97): 1, = { тс о 2с Р со2 + тн 2с>СРн 2о + ты

2 + mo 2Cp0 l + m S0 l CpS0^ y =

= (3,1023-1,0003 + 1,583-1,9628 + 13,2449-1,0614 + + 0,7984-0,9722 + 0,006-0,716)430 = 9051,06 кДж/кг сырья, где О>“о4230°с = 1,0003 кДж/(кг-К); Q > ^ 30°c = 1,9628 кДж/(кг-К); Q ,n"430 C= 1>0614 ’2

кДж/(кг-К);

С /^ 430°с = 0,9722 и2

кДж/(кг-К);

Ср $оТ С= °>716 кДж/(кг-К); С= 'сырья + 150 °С = 280 + 150 = 430 °С ( ^ = /в, оырья + 100-150 °С). Потери теплоты с уходящими из печи дымовыми газами вы­ числим по (3.99): **

I, 9051,06 п ^ = —!— = — —?— = 0,223. Q ” 40655,4

Принимаем qnar = 0,08. Тогда по (3.98) КПД печи ЛР = 1 —0,223 - 0,08 = 0,717. Часовой расход топлива рассчитываем по (3.100): л = _0поп_ = —34017270— = 11б6,98кг/ч. 0 » Лр 40655,4-0,717 Принимаем температуру дымовых газов, покидающих топку, в соответствии с назначением печи tn = 800 °С = 1073 К. Определим среднюю теплоемкость продуктов сгорания при этой температуре по формуле (3.103):

_ mC02CPc0 2+mH-£>CPH-p+rnS02CPs0 2 +ffIN2Q,N2 + ГП02^Ро2 _ '-'Рт — -р, — ^п.с _ 3,1023 1,0852 +1,523- 2,0754+13,2449-1,0974+ 0,7984-1,0157+ 0,066- 0,712 _ 18,71

= 1,175 кДж/(кг-К), где теплоемкости компонентов взяты из графика на рис. 3.17.

Далее определяем: ♦ максимальную расчетную температуру горения по (3.102)

Т тах = Т 0 + ®рЦт = (273+20) + 40655,4 0,95 = 2049,0 К; max ° Gn_cCpm К > 1,175-18,71 ♦ количество теплоты, воспринятое мазутом в радиантных трубах, по (3.104) eP= ( G X - 4 ) = = 1098,36 (40655,4-0,95 - 17606,2) = 23083606,0 кДж/ч, где 1т = CpTGnctn = 1,175- 18,71-800 = 17606,2 кДж/кг; г|Т— КПД топки tix= 0,95; ♦ количество теплоты, передаваемое мазуту в камере конвекции:

QK= Q c - Q P = 30565270- 23083608 = 7481664кД?к/ч, гдеQc = С с [ < ы х +(1-«>»ь,х - с ] = 30565270кДж/ч; ♦ энтальпию продукта (мазута), покидающего камеру конвекции:

inс = гшх + — = 672,804+ ^481664 = 822,44 кДж/кг, «с ** g c 50000 которой соответствует температура продукта (мазута), покида­ ющего камеру конвекции, /к = 603 К = 330 °С; ♦ температуру наружной поверхности труб

Т +Т Т Ст=

2

ВШ + ^

где Твых —температура сырья на выходе из печи; Д = 20—120 °С — превышение температуры труб за счет загрязнения; принимаем А = 30 К, тогда Гст

Т ст _ 603 + 723 + 30 = 663 + jo = 693 к = 42() оС Определяем теплонапряженность абсолютно черной поверх­ ности^ по графику на рис. 3.18, располагая значениями Тп, Tmaxvi Т ст (Anax> Ai> ^ст)-

♦ qs = 148,0-103Вт/м2для Гтах = 2049 К, tmax =1776 °С; t„ = 800 °С и 4г = 400 °С;

♦ qs = 91,0-Ю3Вт/м2для /тах = 1778 °С; t„ =800 °С и tcl = 600 °С. Методом интерполяции найдем, что qs = 142,3-103 Вт/м2 = = 142,3 103Дж/(с-м2) = 142,3 кДжДс м2) = 512280 кДж/(м2-ч) при t„ = 420 °С. Площадь эквивалентной абсолютно черной поверхности на­ ходится по (3.46): н _Q»o« _ ДС?р"Лт _ П66,98-40655,4 0,95_ 88Qm2 4 Qs 9, 512280 Зададим степень экранирования кладки ср, которая для совре­ менных печей находится в пределах 0,3—0,8, а чаще в пределах 0,35—0,5. Принимаем <р = 0,45. Эффективная лучевоспринимающая поверхность Нл, м2, оп­ ределяется по (3.108):

Я

- Н° Н ’

нл где отношение Hs/H„ находят в зависимости от ф по графику на рис. 3.19: для ф = 0,45, а = 1,25 имеема = 1,25 H„/Hs« 0 , 75. Тогда

Н

л

= 8М = П 7 м2, 0,75

Определяем размер заэкранированной плоской поверхности, заменяющей трубы, по (3.109): Я = ^ - = — = 134 м2, К 0,87 где фактор формы К= 0,87 находится по графику на рис. 3.20 при однорядном экране и расстоянии между трубами 2 d. Задаемся длиной радиантных труб 1^ = 9 м. Полезная длина труб /110Л, которая непосредственно омывается дымовыми газами, рассчитывается по (3.110):

/пол=/тр- 0,5 м =9 - 0,5 =8,5 м. Ширина экрана вычисляется по (3.111):

и н и Н h = -- и п = I 21 *пол ^*пол соответственно для однокамерной и двухкамерной печи.

Принимаем трубчатую печь двухкамерной схемы, тогда 134 й= — = 7,88 м. 2-8,5 Задаем диаметр труб радиантной секции dHS = 152x8 мм. Для печи с двумя радиантными камерами общее число труб

h ^нар | 7,88—0,152 < ,-п с \ п = ---- - +1 = —--- -— = 25 шт./камера (50 труб для печи). 2^нар

2-0,152

Полная поверхность радиантных труб Я р = ndmpln0„n = 3,14-0,152-8,5-50 = 202,84 м2. Проектируем радиантную камеру печи, на поде каждой каме­ ры располагается 11 труб, на своде — 14. Тогда ширина пода /п > 11-2dmp = 11-2-0,152 = 3,344 м = 3344 мм. Принимаем /„ = = 3700 мм. Принимаем высоту радиантной камеры равной ftp = 4500 мм. Длина свода /св > 14-2^нар = 4256 мм, принимаем /св = 4500 мм. Далее определяем: общую площадь поверхности кладки без учета камеры конвекции по (3.114) (см. рис. 3.16): E f= F„ + F0 = 2 (2-8,5+3,3-8,5+3,7-8,5+4,5-8,5+3,7-3,1-2) + + 1,3-8,5 = 286 м2; площадь плоской поверхности, эквивалентной площади труб, ис­ ходя из фактических размеров печи:

н = (/„ + U U -2 = (3,344 + 4,256)8,5-2 = 129,2 м2; площадь эффективной лучепринимающей поверхности с учетом коэффициента формы Ял= Н К = 129,2-0,87 = 112,4 м2; степень экранирования кладки Я л 112,4 Л/1 Ф= — - = — — = 0,4. т ZF 2086 Полученное значение ф достаточно близко к принятому ранее 0,45, и разница не вносит погрешности в расчете, поэтому пере­ счета не требуется.

Далее рассчитываем: ♦ коэффициент теплоотдачи свободной конвекцией от дымовых га­ зов по (3.48) а к = 2,1% - t CT =2,1^/800-420=9,27 Вт/(м2-К); ♦ температурную поправку теплопередачи в топке по (3.117) АТ -

а к# р(Г тах- Г ст) - С ,Я ,О 0 - 8

Ж*пс Срт+сскНр

9,27-202,84 (2048 -693) -5,67-82,81-6934 -10"8

= 162,4 К,

1166,981873.1175+9д7.202,84 3,6 где Cs = 5,67 Вт/(м2-К4) —постоянная излучения абсолютно чер­ ного тела; ♦ аргумент излучения по (3.118) J -" AА iП ' 3 10 H scs f^max 5 G bcQ>T+ a Ktfp 1000 J

10-88-5,67

(2049-162,4)3 = 4,02.

!! 66,981g711,175+9Д7 202,84

1000

3,6

По графику на рис. 3.22 при х = 4,02 находим характеристику излучения р5* 0,57 и по (3.119) уточненную температуру дымовых газов, покидающих топку:

Т„ = P/T’max- А7) = 0,57(2049 - 162,4) = 1075,3 К и tn = 802 °С, что близко к принятому в расчете значению tn = 800 °С, поэтому перерасчет не проводится. Коэффициент прямой отдачи рассчитывается по (3.120): _^шах —Тп _ 2049-1075 ^ ,055 Т тах- Т 0 2049-293 ~ ’ Уточняем количество теплоты, воспринятое радиантными трубами, по (3.121):

Qp = B Q l tiTц = 1166,98 •40655,4-0,95 -0,55 = 24789510 кДж/ч

и теплонапряженность радиантных труб по (3.122):

дв = = 24789510 _ 122212 кДжДч-м2) = 33,9 кВт/м2. Чр Я р 202,84 /v ' ' Полученное значение qv близко рекомендуемым для нагрева нефти до 425 °С, следовательно, результаты расчета приемлемы. Расчет камеры конвекции проводится по тепловой нагрузке ка­ меры конвекции, принятой по результатам расчета радиантной камеры, QK= 7481664 кДж/ч; температуре сырья на выходе из труб конвекции /к = 330 °С. Найдем температуру дымовых газов после пароперегревателя с учетом тепловых потерь, для чего вычислим энтальпию дымовых газов после пароперегревателя / дг = / дп —п '/„П

' ш,

^пп

В

У пот

’

гдедпот =0р5пот;8"от —тепловые потери в пароперегревателе, ко­ торые обычно находятся в интервале 2—3 % qnm. Принимаем 5 ^ = = 2,5 %, тогда

qnm = 40655,4 0,025 = 1016,385 кДж/кг. В итоге = 17606,2 -1016,385 - 1452000 = 15345,6 кДж/кг, 1166,98 ' где Qnn = z(i™ ^ - i™ ) = 2000(3483-2757) = 1452000 кДж/ч. По найденному значению энтальпии определяем температуру

t

дг _

*ПП

=

с

Gn.cCp™

_

15345,6 _ 69?оС 1,175-18,73

В первом приближении примем Ср™ = Ср*. Так как теплоемкость зависит от температуры, уточним значе­ ние теплоемкости. Имеем Ср™ Gn c = т , Ср™, где Ср^

2

=1,0018 кДжДкг- К); Ср™^ = 2,0389 кДжДкг-K);

ОД" = 1,0860 кДж/(кг-К); Ср^

2

= 1,0039 кДжДкг- К);

Cpso2 =0,752 кДжДкг-К), откуда

С р Т Gnc = 3,1023•1,0018+1,583 •2,0389+13,2449 1,0860+

+0,7984-1,0039+0,006 0,752 =21,7116 кДж/(кг-К). Уточненное значение температуры дымовых газов после паро­ перегревателя с _ 15345,6 _ ?06 8 оС пп 21,7116 Принимаем вариант движения в камере конвекции — проти­ воток, строим диаграмму изменения температур и определяем средний температурный напор по (3.124): Л'б = С

=703-330 = 373°С;

А^м = (ух -^сырья = 430-280 = 150 °С; A^cp=A^6 ~ f M ~ 245 °С. 1 п ^_ А^м Примем, что трубы камеры конвекции d = 102x6 мм; число труб в горизонтальном ряду « = 5; шаг между осями труб S = 1,7dH= = 1,7* 102 = 173,4 мм, окончательно S = 174 мм. Определим параметры камеры конвекции: ♦ ширину по (3.131) о* = S(n - 1) + dH+ 0,05 = 0,174(5 - 1) + 0,102 + 0,05 = 0,848 м; ♦ живое сечение по (3.130) / = ( я к - М „ ) / пол = (0,848 - 5-0,102)8,5 = 2,873 м2. Рассчитаем параметры дымовых газов: ♦ секундный расход

Q, c = g ^ , 18,73.1166^8 = 3600 3600 ♦ массовую скорость движения по (3.129) ^

X

=^

=2JlKr/<M2c);

♦ среднюю температуру дымовых газов по (3.128) _ *п ср

*ух _ 703-430 t„ , 703

2>318С

0{-, ’

ta« o

Для окончательных расчетов нужно знать: ♦ коэффициент теплоотдачи конвекцией от дымовых газов к трубам (для шахматного расположения труб) по (3.132) 7т0,6 Л 11°>6 а к = % Ъ 5 Е ^ - = 0,35-22,2 z , l i n/l =30,3Вт/(м2-К),

0,102 °-4

где Е « 22,2 для tcp = 555,4 °С (см. график на рис. 3.23); ♦ коэффициент теплоотдачи излучением по (3.127) ал= 0,0256/ср - 2,33 = 0,0256-555,4 - 2,33 = 11,9 Вт/(м2-К); ♦ коэффициент теплопередачи

К = 1,1(ак + ал) = 1,1(30,3 + 11,9) = 46,5 Вт/(м2-К); ♦ необходимую площадь поверхности нагрева конвекционных труб по (3.133) Нк = - ^ = 7481664 =182,4 м2. к KAtcp 46,5-245-3,6 Теперь можно определить число труб в камере конвекции по (3.134): лк = - ^ _ = -- 1 ^ 4-- = 67. к ndlno„ 3,14-0,102-8,5 Принимаем п = 70 труб. Теплонапряженность конвекционных труб рассчитываем по (3.135):

qK = О*- = 7481664 = 4Ю18 кДж/(м2-ч) = 11,4 кВт/м2 к Нк 182,4 и убеждаемся, что полученное значение дкблизко рекомендуемому. Расчет пароперегревателя. Температура дымовых газов на вхо­ де в пароперегреватель 800 °С, на выходе из пароперегревателя 703 °С.

Принимаем вариант движения в пароперегревателе — проти­ воток. Тогда АГ6 = 703 - 159 = 544 °С; А/м= 800 - 500 = 300 °С; д ,П П

=

А /б - А ? м

AtM

=

5 4 4 -

3 0 0

и

4 1 0 0С

300

Для расчета пароперегревателя необходимо вычислить или за­ дать коэффициент теплоотдачи в пароперегревателе. Обычно ко­ эффициент теплоотдачи в пароперегревателе составляет 15— 20 Вт/(м2-К). Принимаем Кпп = 16 Вт/(м2-К) и определяем пло­ щадь поверхности пароперегревателя

= —О ™— - -1452000 =61,5 м2. А Ппп^^ср ПД/"П 16-3,6-410 ■ “Г ■ 5 Принимаем, что в пароперегревателе используются трубы 76x5 мм, тогда число труб F

„

_ -^пп ____ 61,5____ 30 2 пп " ^пп/пол “ ЗД4-0,076-8,5" ’ ■

Принимаем ипп = 32 трубы.

3.13. Задачи для самостоятельной работы Задача 3.1. Рассчитать и подобрать нормализо­ ванный кожухотрубчатый испаритель для нагрева водяным паром кубовой жидкости ректификационной колонны для выделения пропиленовой фракции. Исходные данные. Давление в трубном пространстве (ку­ бовой смеси) 1,3 МПа, в межтрубном (пара) —0,5 МПа. Расход кубовой жидкости 36 т/ч, начальная температура кубо­ войжидкости 60 °С, конечная 120 °С. Начальная температура пара 130 °С. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ кубовая жидкость: коэффициент теплоемкости 1923 Дж/(кг-К), температура кипения 120 °С, теплота парообразования 137,652х

хЮ3Дж/кг, энтальпия 558,9 103Дж/кг, коэффициент динамиче­ ской вязкости 9,710~3Па с, плотность 986 кг/м3, коэффициент те­ плопроводности 0,123 Вт/(м-К); ♦ пар: энтальпия греющего пара 2730-103Дж/кг, остальные парамет­ ры пара взять из табл. 3.34. Задача 3.2. Произвести проектный расчет кожухотрубчатого холодильника для охлаждения коррозионно-активного кубового остатка ректификационной колонны. Исходные данные. Охлаждение осуществляется водой с начальной температурой 20 °С и конечной 40 °С. Расход кубового остатка 6 кг/с с начальной температурой 102,5 °С и конечной 30 °С. Кубовый остаток как коррозионно-активный направляется в трубное пространство, вода —в межтрубное. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ кубовый остаток: плотность 986 кг/м3, коэффициент теплопро­ водности 0,622 ВтДм-К), коэффициент динамической вязкости 0,00054 Па с, коэффициент теплоемкости 4190 Дж/(кг К), Р) = = 0,00048 К-1; ♦ вода: коэффициент теплоемкости 4180 Дж/(кг-К), плотность 996 кг/м3, коэффициент теплопроводности 0,618 Вт/(м-К), коэф­ фициент динамической вязкости 0,000804 Па с. Задача 3.3. Произвести проектный расчет конденсатора для конденсации паров диэтиленгликоля (ДЭГ). Исходные данные. Расход паров ДЭГ на входе в конденса­ тор 1273 кг/ч. Охлаждение осуществляется технической водой, которая подается в трубное пространство. Начальная температура воды 20 °С, конечная 35 °С. Начальная температура ДЭГ 137 °С. Давление в трубном пространстве 0,4 МПа, в межтрубном 1,5 МПа. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ диэтиленгликоль: удельная теплота конденсации 754,2 кДж/кг, коэффициент динамической вязкости 0,45-10~3 Па с, плотность 986 кг/м3, коэффициент теплопроводности 0,163 Вт/(м-К); ♦ вода: коэффициент теплоемкости 4,19 кДж/(кг-К), плотность 996 кг/м3, коэффициент динамической вязкости 0,8* 10—3Па с, ко­ эффициент теплопроводности 0,604 Вт/(м К).

Задача 3.4. Рассчитать и подобрать нормализованный кожу­ хотрубчатый конденсатор для конденсации паров ацетона в уста­ новке получения ацетона. В качестве охлаждающей жидкости принять воду. Исходные данные. Температура паров ацетона 56,2 °С, рас­ ход ацетона 3,08 кг/с. Начальная температура воды 20 °С, конечная 35 °С. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ ацетон: удельная теплота конденсации паров 522,8-103Дж/кг, тем­ пература конденсации паров 56,2 °С, коэффициент теплопровод­ ности пленки 1,05 ВтДм-К), плотность конденсата 750 кг/м3, ко­ эффициент динамической вязкости 0,236-10‘3Па с, коэффициент теплопроводности 1,163 Вт/(м-К); ♦ вода: коэффициент динамической вязкости 0,845-10_3 Па с, плот­ ность 993 кг/м3, коэффициент теплоемкости 4,18 кДж/(кг-К). Задача 3.5. Рассчитать и подобрать кожухотрубчатый конден­ сатор для конденсации паров этилового спирта. Охлаждающая жидкость вода. Исходные данные. Расход этилового спирта 0,6 м3/ч. Tei\iпература спирта на входе 90 °С, на выходе 35 °С. Начальная темпе­ ратура воды 20 °С. Давление в межтрубном пространстве 0,07 МПа, в трубном 0,2 МПа. Вода поступает в трубное пространство, этиловый спирт в межтрубное. Физико-химические характеристики теплоносителей при сред­ ней рабочей температуре: ♦ этиловый спирт: плотность 785 кг/м3, коэффициент теплоем­ кости 3226,3 ДжДкг-К), коэффициент динамической вязкости 0,008 Па с, коэффициент теплопроводности 0,25 ВтДм-К); ♦ вода: плотность 1000 кг/м3, коэффициент динамической вязкости 0,8-10— 3 Па с, коэффициент теплопроводности 0,58 Вт/(м-К). Задача 3.6. Рассчитать и подобрать нормализованный кожу­ хотрубчатый теплообменник (нагреватель) для нагрева насыщен­ ного раствора моноэтаноламина (МЭА) обедненным раствором МЭА в производстве диоксида углерода. Исходные данные. Начальная температура насыщенного МЭА 40 °С, конечная 70 °С. Начальная температура обедненного

раствора МЭА 75 °С, конечная 56 °С. Расход насыщенного раство­ ра МЭА 45 м3/ч. Давление в трубном и межтрубном пространствах 0,3 МПа. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ насыщенный раствор МЭА: коэффициент теплоемкости 3695 Дж/(кг-К), коэффициент теплопроводности 0,548 Вт/(м- К), коэффициент динамической вязкости 0,657-10_3 Па-с, плотность 980 кг/м3; ♦ обедненный раствор МЭА: коэффициент теплоемкости 3700 Дж/(кг-К), коэффициент теплопроводности 0,574 Вт/(м- К), коэффициент динамической вязкости 0,396-10_3 Па-с, плотность 956 кг/м3; ♦ коэффициент теплопроводности стали 17,5 Вт/(м-К). Задача 3.7. Произвести проектный расчет кожухотрубчатого холодильника для охлаждения азотной кислоты водой. И сходны е данные. Расход азотной кислоты 0,8 кг/с, на­ чальная температура кислоты 119 °С, конечная 40 °С. Начальная температура воды 20 °С, конечная 30 °С. Кислота поступает в трубное пространство с давлением 0,1 МПа, вода —в межтрубное с давлением 0,4 МПа. Физико-химические характеристики теплоносителей при средней рабочей температуре: ♦ азотная кислота: плотность 1391 кг/м3, коэффициент теплопро­ водности 0,267 Вт/(м-К), коэффициент динамической вязкости 0,52-10_3 Па-с, коэффициент теплоемкости 3565,7 Дж/(кг-К), Pi = = 0,0027 К-1; ♦ вода: коэффициент теплоемкости 4190 Дж/(кг-К), плотность 997 кг/м3, коэффициент теплопроводности 0,6085 Вт/(м-К), ко­ эффициент динамической вязкости 0,902-10_3 Па-с. Задача 3.8. Рассчитать и подобрать нормализованный тепло­ обменник «труба в трубе» для нагрева раствора триацетата целлю­ лозы водой. Исходны е данные. Температура раствора на входе 28 °С, на выходе 40 °С; температура воды на входе 65 °С, на выходе 45 °С; объемный расход раствора 0,7 м3/ч.

Теплофизические характеристики при средней рабочей тем­ пературе: ♦ раствор: коэффициент динамической вязкости 50 Па- с, коэффи­ циент динамической вязкости при средней температуре стенки 18 Па с, коэффициент теплопроводности X = 0,23 Вт/(м-К), коэф­ фициент теплоемкости с = 2,1-Ю3 Дж/(кг-К); ♦ параметры воды взять из табл. 3.32. Задача 3.9. Выполнить проектный расчет теплообменника «труба в трубе» для охлаждения воздуха рассолом NaCl с содержа­ нием соли 14,9 % (масс.). И сходны е данные. Температура воздуха на входе 40 °С, на выходе 10 °С; температура рассола на входе —5 °С, на выходе 4 °С; расход воздуха 1080 м3/ч. Воздух подается в межтрубное простран­ ство с давлением 6,4 МПа. Теплофизические характеристики при средней рабочей тем­ пературе: ♦ рассол NaCl: коэффициент теплоемкости 3,553 кДж/(кг-К), плот­ ность 1060 кг/м3, коэффициент динамической вязкости 22 ,34 х хЮ-4 Па с; коэффициент динамической вязкости при температу­ ре стенки 4,5°С 21,93-Ю-4 Па с; ♦ параметры воздуха взять из табл. 3.33. Задача 3.10. Рассчитать и подобрать нормализованный тепло­ обменник «труба в трубе» для охлаждения жидкого аммиака во­ дой. И сходны е данные. Температура аммиака на входе в тепло­ обменник 35,6 °С; на выходе 27 °С; температура воды на входе 25 °С; на выходе 29 °С; расход аммиака 0,152 кг/с. Теплофизические характеристики при средней рабочей тем­ пературе: ♦ аммиак: коэффициент теплоемкости 4,81 кДж/(кг-К), плотность 594 кг/м3, коэффициент кинематической вязкости 0,221-10_6 м2/с, коэффициент теплопроводности 0,47 Вт/(м-К), Рга = 1,335. ♦ параметры воды взять из табл. 3.32. Задача 3.11. Рассчитать и подобрать нормализованный тепло­ обменник «труба в трубе» для нагрева трансформаторного масла водой.

И сходны е данные. Начальная температура масла 20 °С, ко­ нечная 60 °С. Начальная температура воды 80 °С, конечная 40 °С. Расход масла 0,4 кг/с. Давление масла 0,8 МПа. Теплофизические характеристики при средней рабочей тем­ пературе: ♦ трансформаторное масло: плотность 868 кг/м3, коэффициент теп­ лоемкости 1,788 кДж/(кг-К), коэффициент теплопроводности 10,9-10-2 Вт/(м-К), коэффициент динамической вязкости 89,36х х10-4 П ас; ♦ параметры воды взять из табл. 3.32. Задача 3.12. Подобрать нормализованный аппарат воздушного охлаждения для охлаждения парогазовой смеси, отходящей с вер­ ха атмосферной колонны разделения нефти. И сходны е данные. Расход парогазовой смеси (ПГС) 21012 кг/ч. Начальная температура ПГС 142,2 °С; конечная 45 °С. Начальная температура воздуха 25 °С, конечная 35 °С. Физико-химические характеристики теплоносителей: ♦ парогазовая смесь: плотность на входе 3,0 кг/м3, энтальпия на вхо­ де в аппарат 722,6 кДж/кг; ♦ параметры ПГС на выходе из аппарата представлены в табл. 3.70. Т аб л и ц а 3.70. Параметры к задаче 3.12 Плотность, кг/м3

Энтальпия, кДж/кг

20286

698,8

120,2

670

998,8

181,3

60,4

2,15

489,9

Температура, °С

Расход, кг/ч

Бензин

45

Вода

45

Водород

45

Компонент фракции

♦ теплофизические свойства ПГС при средней рабочей температу­ ре: коэффициент теплопроводности 0,146 Вт/(м-К), коэффициент теплоемкости 720 Дж/(кг-К), коэффициент кинематической вяз­ кости 8 ,6 -10-5 Па с, Рг = 2,64; ♦ воздух: коэффициент теплоемкости 1,0054 кДж/(кг-К) при 25 °С, 1,007 кДж/(кг-К) при 35 °С.

Исходны е данные. Расход охлаждаемого керосина 25000 кг/ч; начальная температура керосина 104 °С; конечная 42 °С. Начальная температура воздуха (сухого) 26 °С, конечная 60 °С. Физико-химические параметры теплоносителей: ♦ керосин: относительная плотностьр 277 =0,800, энтальпия 216 кДж/кг при 104 °С, 82,5 кДж/кг при 42 °С, коэффициент теплопроводно­ сти при средней температуре 0,14 Вт/(м К), коэффициент тепло­ емкости при средней температуре 2,18 кДж/(кг-К), относительная т плотность Р 277= 0,760, коэффициент кинематической вязкости при средней температуре 0,9-10-6 и 1/с, число Рг для керосина при средней температуре 10,73; 11,24; ♦ параметры воздуха приведены в табл. 3.33. Задача 3.14. Рассчитать и подобрать нормализованный ап­ парат воздушного охлаждения для конденсации и последующего охлаждения 15000 кг/ч углеводорода при избыточном давлении 0,06 МПа. Аппарат устанавливается в средней полосе России. И сходны е данные. Конечная температура жидкого углево­ дорода 48 °С. Температура конденсации углеводородов постоян­ ная и при абсолютном давлении Р = 0,1 + 0,06 = 0,16 МПа равна 110 °С. Теплофизические свойства конденсата: ♦ при температуре 110 °С: плотность 760 кг/м3, коэффициент ди­ намической вязкости 310-4 Па с; коэффициент теплоемкости 2450 Дж/(кг-К), коэффициент теплопроводности 0,13 Вт/(м-К), удельная теплота конденсации 3,19-10— 4Дж/кг; 110-45 в зоне охлаждения при средней температуре /ср = — = 72,7 °С: 110 1п45 плотность 780 кг/м3, коэффициент динамической вязкости 7,3-10-4 Па с, коэффициент теплоемкости 2150 ДжДкг-К), коэф­ фициент теплопроводности 0,14 Вт/(м-К); ♦ теплофизические свойства воздуха приведены в табл. 3.33. Задача 3.15. Рассчитать и подобрать нормализованный пластин­ чатый теплообменник для охлаждения этилового спирта водой. Исходны е данные. Объемный расход этилового спирта 2 м3/ч; температура паров спирта на входе в теплообменник 90 °С;

температура спирта на выходе 25 °С. Температура воды на входе в теплообменник 20 °С, на выходе 45 °С. Давление паров этилового спирта 0,07 МПа. Давление воды на входе 0,2 МПа. Теплофизические свойства при средней рабочей температуре: ♦ этиловый спирт: коэффициент теплоемкости 3226,3 Дж/(кг-К), коэффициент динамической вязкости 0,008 Па с, коэффициент теплопроводности 0,25 Вт/(м-К); ♦ вода: приведены в табл. 3.32. Задача 3.16. Рассчитать и подобрать нормализованный пла­ стинчатый теплообменник для нагрева нефти товарной нефтью. И сходны е данные. Количество нагреваемой нефти 50000 кг/ч; температура нагреваемой нефти на входе в аппарат 10 °С; количество товарной нефти 40000 кг/ч, температура товар­ нойнефти на входе в аппарат 100 °С, на выходе из аппарата 40 °С. Теплофизические параметры теплоносителей: ♦ нагреваемая нефть: плотность 930 кг/м3, коэффициент динами­ ческой вязкости 0,0012 Па с, коэффициент теплопроводности 0,61 Вт/(м-К), коэффициент теплоемкости 3550 Дж/(кг-К); ♦ товарная нефть: плотность 820 кг/м3, коэффициент динами­ ческой вязкости 0,0018 Па с, коэффициент теплопроводности 0,6 Вт/(м-К), коэффициент теплоемкости 3190 Дж/(кг К). Задача 3.17. Рассчитать и подобрать нормализованный пла­ стинчатый теплообменник для охлаждения обессоленной (мяг­ кой) воды захоложенной водой. И сходны е данные. Расход обессоленной воды 12,5 кг/с; температура обессоленной воды на входе в аппарат 80 °С; на выхо­ де из аппарата 30 °С. Температура захоложенной воды на входе в аппарат 5 °С, на выходе из аппарата 10 °С. Теплофизические свойства воды приведены в табл. 3.32. Задача 3.18. Рассчитать и подобрать нормализованный пла­ стинчатый теплообменник для нагревания насыщенного кислы­ ми компонентами водного раствора моноэтаноламина (МЭА) ре­ генерированным раствором МЭА. И сходны е данные. Количество нагреваемого теплоносите­ ля (насыщенный раствор МЭА) 110000 кг/ч; начальная темпера­ тура насыщенного раствора 52 °С; конечная 90 °С. Начальная тем­ пература горячего теплоносителя 121 °С, конечная 82 °С.

Теплофизические свойства теплоносителей: ♦ жидкий горячийтеплоноситель: энтальпия 513 кДж/кг при t= 121 °С, 338 кДж/кг при t = 82 °С; ♦ нагреваемый теплоноситель (насыщенный раствор): энтальпия 372 кДж/кг при t = 90 °С, 208 кДж/кг при t = 52 °С. Остальные теплофизические свойства теплоносителей при средней рабочей температуре приведены в табл. 3.71. Т абл и ц а 3.71. Теплофизические параметры раствора М Э А

Теплоноси­ тель Регенериро­ ванный рас­ твор Насыщенный раствор

Средняя Плот­ темпера­ ность, тура, °С кг/м3

Коэффициент Коэффициент Коэффициент теплопровод­ кинематиче­ теплоемкости, ности, ской вязко­ кДж/(кг-К) сти, м2/с ВтЛмК)

102

960

0,59

4,18

0,34-10-6

71

980

0,56

4,04

0,55-10_6

Задача 3.19. Рассчитать и выбрать нормализованный спиральный теплообменник для охлаждения воды другой технической водой. Исходны е данные. Расход охлаждаемой воды 63000 кг/ч; температура охлаждаемой воды на входе в аппарат 70 °С, на выхо­ де из аппарата 40 °С. Температура воды-охладителя на входе в ап­ парат 25 °С, на выходе из аппарата 45 °С. Рабочее давление в аппа­ рате 0,6 МПа. Допускаемое гидравлическое сопротивление по стороне охлаждаемой воды 0,1 МПа, по стороне воды охладителя 0,25 МПа. Теплофизические свойства теплоносителей приведены в табл. 3.32. Задача 3.20. Рассчитать и подобрать спиральный теплообмен­ ник для конденсации насыщенного пара водой. Исходны е данные. Расход пара 17250 кг/ч. Температура на­ сыщенного пара 179 °С. Температура конденсата 179 °С. Темпера­ тура воды на входе в аппарат 25 °С, на выходе из аппарата 95 °С. Теплофизические свойства теплоносителей: удельная теплота фазового превращения пара 2015,2 кДж/кг; остальные свойства приведены в табл. 3.32 и 3.34. Рабочее давление в аппарате 1 МПа; допускаемое гидравлическое сопротивление в аппарате по сто­ роне пара 0,05 МПа, по стороне воды 0,15 МПа.

Задача 3.21. Рассчитать и подобрать нормализованный спи­ ральный теплообменник для охлаждения 20%-ного раствора NaOH водой. И сходны е данные. Количество раствора 20000 кг/ч; на­ чальная температура раствора 80 °С, конечная 40 °С; температура охлаждающей воды на входе 20 °С, на выходе 40 °С. Движение теп­ лоносителей противоточное. Теплофизические свойства теплоносителей при средней тем­ пературе потоков: ♦ раствор: коэффициент теплопроводности 0,536 Вт/(м-К), плот­ ность 1196 кг/м3, коэффициент кинематической вязкости 1,563-10—6 м2/с, коэффициент теплоемкости 3,963 кДж/(кг-К); критерий Прандтля по раствору 10,7; ♦ вода: см. табл 3.32. Задачи 3.22-3.27. Рассчитать печь с пароперегревателем для нагрева мазута. Топливо —малосернистый мазут. И сходны е данные. Состав мазута: С = 84,6 %, Н = 11,7 %, 0 = N = 0,3 %; S = 0,3 %; А=0,1 %; W= 3,0% (W —содержание вла­ ги втопливе). Остальные исходные данные приведены втабл. 3.72. Т аб л и ц а 3.72. Исходные данные к задачам 3.22-3.27 ^вых> °с

рх вых» МПа

рх пар» М Па

'вх, °с

f1вых» °с

Z, кг/ч

310

420

300

410

0,0145

0,03

133

450

2000

0,015

0,06

135

450

320

1500

430

0,015

0,06

132

440

55000

1700

300

420

0,014

0,03

133

440

3.26

1500

60000

310

420

0,015

0,06

135

450

2000

3.27

75000

320

420

0,015

0,06

133

450

2500

№ задачи

Gc, кг/ч

3.22

78500

3.23

50000

3.24

75000

3.25

^вх> °с

П р и м е ч а н и е . Gc —производительность печи по мазуту; /вх— температура сырья на входе; /вых—температура сырья на выходе; Рвых—давление сырья на выходе; Рпардавление пара; f m—начальная температура пара; f am—температура пара на выхо­ де; Z —расход перегреваемого пара.

Задачи 3.28-3.33. Рассчитать печь без пароперегревателя для нагрева мазута. Топливо газообразное. Исходны е данные. Состав топлива: Н 2 = 2,8%; СН 4 = 33,2%; С 2Н 6 = 47,6 %; С 3Н 8 = 7,3 %; С 4Н 10 = 8 %; N 2 = 1 , 1 % (% об.). О с­ тальные исходные данные приведены в табл. 3.73.

Т абл и ц а 3.73. Исходные данные к задачам 3.28—3.33

*р вых» МПа

Сс, кг/ч

°С

^ВЫХ’ °С

3.28

50000

350

450

0,02

3.29

60000

310

410

0,015

3.30

65000

320

425

0,0145

3.31

7000

310

420

0,015

40000

330

440

0,02

75000

310

420

0,0145

№ задачи

3.32 3.33

'

П р и м е ч ан и е . Обозначения см.- в табл. 3.72.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

3.1. Бажан П.И., Каневец Г.Е., Селиверстов В.М. Справочник по тепло­ обменным аппаратам. М.: Машиностроение, 1989. 366 с. 3.2. Барановский Н.В., Коваленко Л.М., Ястребенский А.Р. Пластинчатые и спиральные теплообменники. М.: Машиностроение, 1973. 285 с. 3.3. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Физматлит, 1963. 708 с. 3.4. Справочник по теплопроводности жидкостей и газов / Н.Б. Варгаф­ тик, П.П. Филиппов, А.А. Тарзиманов, Е.Е. Тоцкий. М.: Энергоатомиздат, 1990. 352 с. 3.5. Кожухотрубчатые теплообменные аппараты общего и специально­ го назначения: Каталог. М.: ЦИНТИХимнефтемаш, 1991. 106 с. 3.6. ЛащинскийАЛ, ТолнинскийЛ.Р. Основы конструирования и расчета хи­ мической аппаратуры: Справочник. Д.: Машиностроение, 1970.752 с. 3.7. Машины и аппараты химических производств: Примеры и задачи / Под общ. ред. В.Н. Соколова. Д.: Машиностроение, 1982. 383 с. 3.8. Основные процессы и аппараты химической технологии / Под ред. Ю.И. Дытнерского. М.: Химия, 1983. 272 с. 3.9. Примеры и задачи по курсу МАХП / Под ред. В.М. Ульянова. Н. Новгород: НГТУ, 2003. 356 с. 3.10. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки. М.: Аньфа-М, 2006. 605 с. 3.11. Романков П.Г., Фролов В.Ф., Флисюк О.М., Курочкина М. И. Методы расчета процессов и аппаратов химической технологии (примеры и задачи). СПб.: Химия, 1993. 495 с. 3.12. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Спра­ вочник / Под ред. Е.Н. Судакова. М.: Химия, 1979. 566 с. 3.13. Тимонин А. С. Основы конструирования и расчета технологического и природоохранного оборудования: Справочник. Т. 1. Калуга: Изд-во Бочкаревой, 2001. 755 с. 3.14. Шарихин В.В., Коновалов А.А., Скороход А.А. Трубчатые печи. Сама­ ра: Офорт, 2005.442 с.

МАССООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ

4.1. О бщ и е с о о т н о ш е н и я для технологических расчетов колонных массообменных аппаратов Массообменные аппараты широко применяются во многих отраслях промышленности —химической, нефтехими­ ческой, нефтегазоперерабатывающей и др. Конструкции массо­ обменных аппаратов и их работы и применение достаточно под­ робно рассмотрены в [4.5]. В этих аппаратах, как правило, проводятся процессы абсорб­ ции, ректификации, экстракции, адсорбции, сушки. Поскольку эти процессы обладают своей спецификой, то невозможно реко­ мендовать общие формулы технологического расчета всех аппа­ ратов, поэтому приходится рассматривать их в отдельности. Од­ нако некоторые зависимости применимы для многих массооб­ менных аппаратов. Общая высота колонны определяется как сумма высот рабо­ чейчасти колонны Яраб, м, сепарационной части колонны Ясеп, м, кубовой (нижней) части колонны Я куб, м:

Н Нраб ^сеп ^куГг Для тарельчатых массообменных аппаратов

(4.1)

ми, м. Рекомендуемые значения Ятдля некоторых видов тарелок приведены в табл. 4.1—4.3. Для насадочных колонн Яраб —высота насадки, а если насадка устанавливается с перераспределительными устройствами жид­ кости, то Я раб — сумма высоты насадки и межнасадочного про­ странства, м.

Значения Нсеп, для нормализованных колонн различных диаметров D даны в табл. 4.4. Технические характеристики массообменных тарелок пред­ ставлены в табл. 4.1—4.3.

1000 1200

0,64 0,93

1400 1600 1800

1,12

2,38 2,99 3,54 4,13 4,74 5,52 6,26 6,92 7,20

0,090 0,129 0,162 0,219 0,272 0,385 0,471 0,557 0,638 0,769 0,849 1,180 1,320 1,370

0,064 0,099 0,198 0,259 0,334 0,380 0,412 0,505 0,674

2,637 3,390 3,707 4,486 7,122 7,120

0,398 0,518 0,584 0,717 0,975 1,318

0,464 0,458 0,696 0,674 1,372 1,582

2000 2200

2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 2200

ТСК-РБ

2400 2600 2800 3200 3600

1,47 1,86

0,012 0,021

0,050

0,686

0,778 0,880 1,128 1,441

0,665 0,818 1,09 1,238 1,42 1,455 1,606 1,775 2,032 2,096 2,25 2,39 2,62 2,88

2,77 2,824 3,368 3,412 4,446 4,896

60 60 80 80 80

0,22

1

0,3 0,37 0,52 0,595

13 13 24 37

0,722 0,856 0,933 0,976 1,096 1,342 1,462 1,582 1,704 1,805 1,980

39 43 49

100

66

100

86

100 100

114 141 168 202

300 4ПП чии 500

80

100 100 100 100

0,681 124 0,801 156 0,801 176 0,921 - 220 0,896 136 184 1,170

100

2,250 2,400

200

100

238 272 168 173 194

2,112

Расстояние между тарелками # т, мм

0,302 0,400 0,480 0,570 0,800

Диаметр колпачка /)к, мм

Периметр слива, Я, м

0,008 0,015 0,027 0,049 0,073

0,005 0,007

1000

0,090 0,146 0,215 0,395 0,573

Число колпачков на тарелке т

Площадь слива FCJJ, м2

400 500 600 800

Длина пути жид­ кости, /ж, м

Площадь прохода паров FOJ м2

ТСК-Р

Рабочая площадь тарелки Fp, м2

ТСК-1

Диаметр колонны D, мм

Тип тарелки

Т а б л и ц а 4.1.Т ехнические характеристики колпачковых тарелок

100

150 150 150

300 400 600 800 1000

100 100 100

150 150

П р и м е ч а н и е . Характеристики двухпоточных тарелок ТСК-РБ даны только для диаметров D > 2200 мм.

ТС-РБ

0,051

0,004

0,302

0,28

500

0,089

0,010

0,400

0,30

600

0,140

0,012

0,480

0,37

800

0,410

0,020

0,570

0,52

1000

0,713

0,036

0,800

0,59

1200

1,010

0,060

0,722

0,86

1400

1,368

0,087

0,860

0,93

1600

1,834

0,088

0,795

0,97

1800

2,294

0,123

1,050

1,09

200 0

2,822

0,159

1,190

1,34

2200

3,478

0,161

1,240

1,46

2400

3,900

0,217

1,570

1,60

2600

4,780

0,258

1,540

1,70

2800

5,640

0,260

1,570

1,83

3000

6,430

0,315

1,710

1,98

300 400 600 800

3200

7,270

0,385

1,860

2,11

1000

3400

8,310

0,376

1,900

2,26

3600

9,000

0,580

2,240

2,40 1,68

5 Л 9 а о

2600

4,03

0,696

0,800

2800

4,86

0,674

0,900

1,70

3200

5,60

1,372

0,896

2,22

3600

7,32

1,582

1,170

2,45

Расстояние между тарелками, Я т, мм

400

CTJ П S

Шаг размещения отверстий U мм

Длина пути жидко­ сти /ж, м

Диаметр отверстий, d0, мм

Периметр слива Я , м

ТС-Р

Рабочая площадь тарелки Fp, м2

ТС

ЁПг

Диаметр колонны Д мм

Тип тарелки

Т а б л и ц а 4.2. Технические характеристики ситчатых тарелок

200

300 400 500

-3.и. г

3, 4, 5

7-12; 8-15; 10-18

П р и м е ч а н и я . 1. Площадь прохода паров F0 = 0,906 Fp 2. Шаг расположения отверстий принимается в указанных пределах через 1 мм. 3. Характеристики двухпоточных тарелок (ТС-РБ) даны только для диаметров D >2600 мм.

Т а б л и ц а 4 . 3 . Технические характеристики клапанных тарелок

л X X 5

Диаметр кс D, мм

Тип тарелки

о

П S е

8 К

л

& (D S

ч

о

§ § ^ и

3

£ щ

3 о

100

сs

С 2

0,50 0,79

0,84 0,97

0,14 0,17

1,10

1,12

0,22

1,26 1,43 1,74 1,92 2,05 2,23 2,4 2,54 2,72 2,85 3,03 3,2

0,27 0,30 0,45 0,52

2400 2600 2800 3000 3200 3400 3600 3800 4000

1,47 1,83 2,24 2,76 3,21 3,84 4,41 5,01 5,76 6,44 7,39 8,08 8,96

5,12 6,63 7,79 8,25 8,46 9,36 9,44 9,55 9,98

5,57 5,84 6,36 6,90 7,03 7,13 7,20

0,74 0,87 1,03 1,14 1,32 1,40 1,61 1,82

7,69 10,44 11,42 13,23 13,23 13,65 14,26 14,55 14,91 15,25 14,87 15,32 15,38 15,87 15,8 15,83

9,84 10,45 10,67

3000 3200 3400 3600 3800 4000

4,74 5,59 6,23 7,11 7,68 8,75

4,08 4,22 4,52 4,76 5,14 5,28

1,03

11,68

8,03

6,11

1,12

12,35 12,3 12,75

8,66

6,27 6,24 6,67 6,46 6,82

2 000 2 200

1,6

S

0,66

1,32 1,43 1,69 1,79

&S g S Sfcsf
75

1400 1600 1800

ткп

св

50

1000

двухпоточная

3 Г*

Относительное свобод­ ное сечение тарелки (%) при шаге расположения клапанов /, мм

O k

1200

ТКП однопоточная

ч

12,8

13,4

10,12

9,95 10,51 10,22

8,61 8,30 8,65 8,79

—

7,71 7,75 7,28 7,70 7,62 7,83 8,66

300 350 400 450 500 600 700 oUU

8,08

П р и м е ч а н и е . Характеристики двухпоточных тарелок даны только для диамет­ ров D > 3000 мм. Т а бл и ц а 4.4. Высота сепарационной и кубовой частей колонн в зависимости от их диаметра Z>, мм

# сеп, мм

^icv6>MM

1000-1800 2000-2600 2800-4000

800

2000

1000

2500 3000

1200

Число тарелок в колонне щ = яст/т), где яст — число ступеней изменения концентраций; г| —эффективность (КПД) тарелки. Диаметр колонны. Минимальный диаметр колонны находят из уравнения расхода (4.3) где и —объемный расход пара (газа), м3/с; со —скорость пара (газа), отнесенная к сечению колонны, м/с. Скорость пара (газа) со принимается в диапазоне 70—80 % пре­ дельно допустимой скорости пара (газа), т.е. скорости захлебыва­ ния колонны. Для колонн, работающих под вакуумом с целью снижения потерь давления, рекомендуется принимать рабочие скорости 50—70 % предельной скорости. Окончательно диаметр колонны выбирается больше минимального в соответствии со стандартным рядом диаметров колонных аппаратов. В некоторых случаях целесообразно рассчитывать отдельно диаметры верхней и нижней частей колонны. Поскольку нет общей формулы для расчета предельно допус­ тимых скоростей для различных массообменных колонн, прихо­ дится для каждого типа аппарата рассчитывать ее самостоятельно или принимать рабочую скорость со, руководствуясь рекоменда­ циями, разработанными на основе опыта эксплуатации данного типа колонн. Расчет гидравлического сопротивления тарелок бывает необ­ ходим для вакуумных ректификационных колонн, для колонн с большим числом тарелок (и,. = 80—100), работающих под атмо­ сферным давлением, а также для абсорбционных колонн, когда их сопротивление определяет выбор напора газодувки. Общее сопротивление тарелки с переливным устройством принято рассчитывать как сумму

АР - АРсух + ДРЖ+ АРа сопротивления сухой тарелки

(4.4)

(4.5)

м/с; \ —коэффициент сопротивления сухой тарелки, равный для колпачковой тарелки с колпачком диаметром DK, м, £ = 1,73D“0’25, для тарелки из S-образных элементов Ъ,= 4, для клапанной тарел­ ки £ = 3,6, для ситчатой и других дырчатых тарелок %= 1,7, для ре­ шетчатой тарелки £, = 1,4; ♦ сопротивления слоя жидкости на тарелке (4.6) где hrjt, — высота паро- или газожидкостного слоя на тарелке, м; Рг* —плотность паро- или газожидкостного слоя на тарелке, кг/м3; g —ускорение свободного падения, м/с2; ♦ сопротивления, обусловленного силами поверхностного натяжения: ^гжРгжS >

АР

4ст

(4.7)

где а — поверхностное натяжение жидкости, Н/м; d3KB — эквива­ лентный диаметр отверстия для прохода пара или газа, м. Гидравлическое сопротивление движению газа через насадку зависит от ее формы, свойств газа, интенсивности орошения. При его расчете предварительно определяют сопротивление сухой на­ садки: (4.8) где Я раб — высота насадки, м; а — удельная поверхность насадки, м2/м3; «в —скорость газа, м/с; е —свободный объем насадки, м3/м3; рг—плотность газовой фазы, кг/м3; \ —коэффициент сопротивле­ ния сухой насадки, зависящий от ее формы: ♦ для регулярных насадок (4.9) где = 0,053 —коэффициент сопротивления трения; / —высота слоя насадки, м; d3KB — эквивалентный диаметр насадки, м; — коэффициент местного сопротивления, равный (4.10) где А, В — коэффициенты, зависящие от типа насадки.

Тип насадки

А

Т р у б к и , б л о ч н а я н а с а д к а Х о р д о в а я н а с а д к а

4 ,2 0 ,5 2

В 3 ,9 - 0 ,6 7

♦ для нерегулярных насадок, седлообразных и шаровых: $=i^-+ 2,34; кег

(4.11)

♦ для кольцевых при Re < 40;

Rer

(4.12)

$ = - ^ 2 ПРИ Re >40.

(4.13)

Rer’

Гидравлическое сопротивление орошаемой насадки

ЛРор = АРсухЛ0>*>, (4.14) где b — коэффициент, зависящий от типа насадки (табл. 4.5); и = — ——- —плотность орошения насадки, м3/(м 2 с); Ьа —объем0,785.D ный расход жидкости, м3/с; D —диаметр колонны, м. Т а б л и ц а

4 .5 . З н а ч е н и я к о э ф ф и ц и е н т а

bв

з а в и с и м о с т и о т т и п а и р а з м е р а н а с а д к и

Ъ

Н а с а д к а

Р а з м е р э л е м е н т а , м м

К о л ь ц а Р а ш и г а в у к л а д к у

5 0

2 5

Т о ж е в н а в а л

1 5

5 3

— « —

2 5

5 1

5 0

3 5

К о л ь ц а П а л л я

5 0

3 5

С е д л а « И н т а л л о к с »

2 5

3 3

— -«—

5 0

2 8

С е д л а Б е р л я

2 5

3 5

4.2. Расчет абсорбционных колонн

поненты, при очистке газов от вредных примесеи, для улавливания ценных компонентов из газовых выбросов. С точки зрения методики расчета абсорбционные колонны ус­ ловно можно разделить на две группы —с непрерывным контак­ том фаз (распылительные, насадочные колонны) и ступенчатым контактом фаз (тарельчатые колонны). В зависимости от вида контакта фаз используются различные уравне­ ния рабочих линий, скоростей газово­ го потока в колонне, расчеты высоты колонны. Для иллюстрации на рис. 4.1 пред­ ставлена насадочная абсорбционная колонна. Основные расчетные соотношения

Материальный баланс непрерывного процесса абсорбции можно предста­ вить следующей зависимостью:

Р и с . 4 .1 . Н а с а д о ч н а я а б с о р б ц и о н н а я к о л о н н а : 1- к р ы ш к а ; 2 —л ю к ; 3 —к о р ­ п у с ; 4— с л о й н а с а д к и ; 5 — р а с ­ п р е д е л и т е л ь ж и д к о с т и ; 6— о п о р н а я р е ш е т к а ; 7 — п е р е р а с п р е д е л и т е л ь ж и д к о с т и ; 8о п о р а а п п а р а т а ; А —в х о д о ч и ­ щ а е м о г о г а з а ; Б —в ы х о д г а з а ; В, Г—в х о д и в ы х о д ж и д к о с т и

м =
(4.16) материальный баланс колонны можно представить уравнением

GHH(YH- Y K) = LUH(XK- X H) = M,

(4.17)

где

GH _

GK (4.18)

l+ X H

l+ X K

расходы газа-носителя (инерта) и жидкого поглотителя (инерта), кмоль/с или кг/с. Под инертом понимается вещество без наличия распределяемого компонента. Конечная концентрация распреде­ ляемого компонента в газе Гкможет быть рассчитана по заданно­ му значению извлечения (4.19) Тогда расход компонента, переходящего из газа в жидкость, находится как (4.20) Уравнения рабочих линий для процесса абсорбции в противоточных аппаратах с непрерывным контактом (рис. 4.2, а) могут быть представлены в следующем виде: (4.21) (4.22) где G, L — расходы газа и жидкости внутри аппарата, кг/с или кмоль/с. При выражении состава фаз в относительных концентрациях в (4.22) уравнения рабочих линий линейные. Для противоточных аппаратов со ступенчатым контактом фаз (рис 4.2, б) уравнения рабочих линий записывают так:

У п = ^ г - х п+х+ < ^ - У н - ^ х к’ y n = h r Lxn+l + ^ y K- ^ x H\ (4.23) G„ + G„ G„ G„ G„ G„ v

— ^ИН Y

1n~~C

^ин

I v W + 1

^ин Y

"

Г

• V к ’

^ин

— ^ИН Y

Л

_

Г

Цин

i V _ ^ин w + 1

K

^

'Лш

у л

н -

(4.24)

Эти уравнения справедливы при отсутствии обратного пере­ мешивания между ступенями.

(<У*(Ук) (*,ЖА.) ____XN + \ ТAv+ 1 TV G n-1 JV, JV- 1 X N-\ \ ^ N - 1

Gn\yn Gn_{

ЦЛ ^я

*з[ Li

Gi\yi

-I

Р и с . 4 .2 . С х е м ы п р о т и в о т о ч н ы х а п п а р а т о в :

"|

а —с

Уi

t Уо \

« ? „ ) 1 (у н)

1

ф а з ;

(x J (L K)

н е п р е р ы в н ы м к о н т а к т о м б—с о с т у п е н ч а т ы м к о н ­ т а к т о м ф а з

б Расчет теоретического числа ступеней для изотермических процессов абсорбции связан с использованием графического или аналитического метода. Графический метод заключается в по­ строении равновесной линии распределения компонента и рабо­ чейлинии по одному из уравнений (4.21)—(4.24). Построение сту­ пенчатых линий, как показано в примере 4.1, дает минимальное теоретическое число ступеней контакта фаз. В тех случаях, когда рабочая и равновесная линии прямые и, следовательно, соотношение расходов фаз не меняется, теорети­ ческое число ступеней щ можно рассчитать аналитически. Так,

для абсорбции, если функция равновесного распределения опи­ сывается зависимостью у = тх: lg

У н -т Х к

¥к -т Х и lg

, если

mG„

-1 ;

(4.25)

mG,ИН

YH~ Y K YK-m X „

если

mG„

= 1,

где т —константа равновесия. Аналитический расчет для случаев, когда линии равновесия или рабочая не прямые или температура меняется в процессе массообмена, рассмотрен в [4.4]. Расчет расхода абсорбента (поглотителя). Рабочий расход по­ глотителя принимают на 20-50 % больше минимального, кото­ рый рассчитывают при допущении, что концентрация компонен­ та в жидкости на выходе из аппарата является равновесной с кон­ центрацией компонента в газе:

М Х * -Х и

(4.26)

Рж

1

Ьэ

II

Ьь

где X* —мольная или массовая относительная концентрации ком­ понента в жидкости на выходе из аппарата, равновесная с концен­ трацией компонента в газе. Расчет рабочей скорости газа в колонне необходим для опреде­ ления диаметра насадочной колонны по (4.3). Рабочая скорость газа со принимается меньше скорости захлебывания колонны, так как работа колонны в режиме захлебывания неустойчива, сопро­ вождается уносом жидкости из аппарата с газовой фазой, наруше­ нием нормального орошения насадки. Скорость газа, при которой наступает захлебывание насадочных аппаратов, рассчитывают по уравнению (при рж >рг): ' г '1 0,25{( \^0,125 СОпр^Рг 0,16 Lm Рг (4.27) lg М'ж

\ Gm т

,Р ж ,

верхность насадки, м2/м3; ц* —коэффициент динамической вязко­ сти жидкости, мПа-с; А, В — коэффициенты (табл. 4.6); Lm, Gm — массовые расходы соответственно жидкой и газовой фаз, юг/с. Т а б л и ц а 4.6. Коэффициенты А и В в (4.27) Насадка

В

Регулярная Кольцо в навал Седло

0,176-h/0,05

0,022 0,26

1,55 1.75 1.75

П р и м е ч а н и е . Л - высота пакета насадки, м.

Рабочую скорость газа принимают на 10—30 % меньше пре­ дельной: со = (0,7-0,9)сопр. (4.28) Для колонн, работающих под вакуумом, с целью снижения потерь давления по высоте колонны рекомендуется принимать более низкие значения рабочей скорости: ш = (0,5 - 0,7) сопр. (4.29) Скорость газа в тарельчатых абсорбционных колоннах может быть рассчитана, как и для ректификационных колонн, по урав­ нению со= м/С |Н*_ 1 ,

(4.30)

V Рг

где \(I —фактор вспениваемости жидкости (табл. 4.7); С —коэффици­ ент, зависящий от рабочих режимов и расстояния между тарелками, определяется по графикам (рис. 4.3, где вместо рпподставляется рг).

G* / М °'5 Gn \Рж/ Рис. 4.3. Значение коэффициента С в (4.30) при расстоянии между тарелками, м: 1 _ о,7 ; 2-0,6; 3 - 0,5; 4 - 0,4; 5 - 0,3

Малая (ректификация нефтяных фракций, уг­ леводородных газов, кроме легких типа метана и этана, фтористых систем — фреонов)

1—0,9

0,250

0,65

Средняя (атмосферная перегонка нефти, аб­ сорбция и десорбция углеводородов, регенерация аминов и гликолей)__________________

0 ,9-0,7

0,225

0,80

Большая (вакуумная перегонка нефти, аб­ сорбция аминами и гликолями, растворами глицерина, метилэтилкетонами)

0 ,7-0 ,6

0,118

1,30

Как видим, скорость газового потока в значительной степени определяется соотношением размеров внутренних устройств ко­ лонны. Например, скорость газа в насадочных аппаратах зависит от размера насадки, в тарельчатых —от расстояния между тарелка­ ми. Таким образом, результат расчета не является однозначным. Окончательно следует выбрать такую скорость газового потока, при которой достигается минимальная стоимость аппарата, на­ садка не забивается твердыми частицами, а расстояние между та­ релками позволяет производить их монтаж, осмотр и ремонт. Расчет рабочей высоты колонны. Для расчета высоты слоя на­ садки, обеспечивающей заданную эффективность процесса массообмена в абсорбционном аппарате, используют различные ме­ тоды расчета кинетических характеристик процесса. В инженер­ ной практике наиболее часто применяют метод расчета числа единиц переноса (ЧЕП) N0Tи высоты насадки эквивалентной еди­ ницы переноса (ВЭП). ЧЕП представляет собой отношение изменения концентра­ ции распределяемого компонента, которая может быть выражена как по газовой, так и по жидкой фазе, к средней движущей силе:

N OT = У" Ук или М о„ж АУср

(4.31) Ахср

Единицу переноса можно рассматривать как элемент абсорбе­ ра, в котором изменение концентрации в одной из фаз равно сред­ ней движущей силе в пределах данного элемента. В простейшем случае движущую силу процесса определяют как среднюю лога­ рифмическую величину

ЛУср

(Ун

(4.32) 1 пУн

-У'я

Ук

где ун, у н, j>k>У к рабочие и равновесные концентрации компо­ нента в газе на входе в аппарат и на выходе из аппарата, кмоль/кмоль смеси. Если линия равновесия прямая, то ЧЕП находят по (4.31). Определение ЧЕП может быть осуществлено графическим методом Бейкера. Для этого на диаграмме у—х строят рабочую АВ и равновесную ОС линии (рис. 4.4). Затем проводят среднюю ли­ нию MN, делящую пополам отрезки ор­ лГ динат между АВ и ОС. Из точки В , соот­ ветствующей конечному состоянию газа, проводят горизонтальный отрезок BE, равный удвоенному отрезку BD (точ­ ка D лежит на линии MN), из точки Е проводят вертикаль ЕЕ до пересечения с рабочей линией. Из построения вид­ но, что EF= 2KD = KL, но отрезок KL равен средней движущей силе на участ­ ке BF. Рис. 4.4. Определение N0T графическим методом Таким образом, отрезок ^ о т о б р а ­ Бейкера: жает изменение концентрации газа, со­ АВ —рабочая линия; О С —ли­ ответствующее одной единице перено­ ния равновесия са. Продолжая построение ступеней до точки А (начальное состояние газа), находят ЧЕП. Метод приме­ ним, если на участке, соответствующем одной ступени, линия равновесия незначительно отличается от прямой. В противном случае отрезок KL не будет соответствовать средней движущей силе на рассматриваемом участке. Высота единицы переноса hr по газовой фазе: ♦ для насыпных насадок Аг =0,615^э Re?'345 (Ргг'

0,667

(4.33)

е Rer —в^эРг _ число Рейнольдса по газу; Рг'= — — число егц, Рг^г Прандтля диффузионное; d3 эквивалентный диаметр насадки, м;

DT — коэффициент диффузии поглощаемого компонента в га­ зе, м2/с; ♦ для регулярных насадок ч0,47

К = 1,5^э Re®’26(Рг' г) 0,66 . , аэ ) где / — высота слоя насадки, м. Высота единицы переноса кж по жидкой фазе Лж = 1195пр Re^25(Pr3Jc)°’5,

(4-34)

(4.35)

где Re* = ^(°жРж —число Рейнольдса для пленки жидкости; юж— скорость жидкости, отнесенная к сечению колонны, м/с; а —удель-

Г ^-- приведенная тол-

ная поверхность насадки, м2/м3; 8пр = з

V Ржё

щина пленки жидкости на поверхности насадки; Ргж = —^ --Рж-^ж

число Прандтля диффузионное; £>ж— коэффициент диффузии поглощаемого компонента в жидкости, м2/с. Общая высота единиц переноса Лог=Лг+ ^Лх .

(4.36)

Высота насадки Я раб = Nhon (4.37) где N — число единиц переноса. Общая высота колонны рассчитывается по (4.1). Рабочая высота тарельчатых а б с о р б ц и о н н ы х колонн вычисляется по (4.2), для решения которого требуется знать число действительных тарелок пл в колонне. Выбор метода его расчета зависит от способа оценки эффективности ступени. Если извест­ ны, например из экспериментальных данных, КПД (по Мерфри) выбранной тарелки, тогда

где щ — теоретическое число тарелок (ступеней контакта); г| — КПД (по Мерфри), равный

Увых, JW —концентрация распределяемого компонента в газе соот­ ветственно на выходе и входе тарелки, мольные доли или массо­ вые доли; у* — концентрация компонента в газе, равновесная с концентрацией компонента в жидкости, мольные или массовые доли. Для оценки интенсивности массоотдачи на тарелках сущест­ вует ряд зависимостей, учитывающих тип тарелки, гидродинами­ ческие режимы, особенности разделяемых смесей (физико-хими­ ческие свойства, вспениваемость), условия проведения процесса. Например, зная коэффициенты массоотдачи по обеим фазам или ЧЕП, можно рассчитать необходимое число реальных тарелок. Предложены обобщенные уравнения для определения коэф­ фициента массоотдачи для тарелок различных конструкций (про­ вальных, ситчатых, клапанных и др.): 0,5

(4.40) 0,5

(4.41) где ргу , р ^ — коэффициенты массоотдачи соответственно для газовой и жидкой фаз, отнесенные к единице рабочей площади f T тарелки, м/с; е - газосодержание барботажного слоя, м 3/м 3; /св — относительная доля живого сечения тарелки; h„ —высота статиче­ ского слоя (невспененной жидкости), м; и —плотность орошения, отнесенная к рабочей площади тарелки: о=- ^ , Рж J т

(4.42)

Зная коэффициенты ргу и , можно найти число единиц переноса пг и пж, приходящихся на тарелку: лг = р г/т/
(4.43)

«ж = Р Я/Т/ 1 (4-44) Общая высота единиц переноса Лог находится по (4.36), а дей­ ствительное число тарелок па ия = и т /лог, (4.45) где щ. —теоретическое число единиц переноса всей колонны (на­ ходится графически по рис. 4.4); пог — общее число единиц пере­ носа тарелки. Высота рабочей части колонны рассчитывается по (4.2), а вся высота колонны —по (4.1). Пример 4.1. Рассчитать противоточный абсорбер насадочного типа для поглощения водой диоксида углерода из смеси его с водородом и азотом. И с х о д и ы е данные. Состав поступающей смеси: Н 2= 62 %; С 0 2= 18%; N2= 20%. Расход газа на входе в абсорбер 1000 кмоль/ч. Давле­ ние процесса 2,0 МПа. На орошение подается вода с температурой 20 °С. Требуемая степень извлечения диоксида углерода 90 %.

Технологический расчет абсорбционной колонны. Составим ма­ териальный баланс и определим расход воды (рис. 4.5). Мольная доля диоксида углерода в поступающем газе ун = 0,18, а его расход: G'iJ'h = 10000,18 = 180 кмоль/ч, где G\ —количество поступающей смеси, кмоль/ч. Определим последовательно: ♦ количество поглощенного диоксида углерода по (4.20)

М = Gxyay\ = 1800,9 = 162 кмоль/ч, где г) = 0,9 —степень извлечения С 0 2; ♦ количество уходящего газа

G2 = Gx — М — 1000 — 162 = 838 кмоль/ч; ♦ содержание диоксида углерода в уходящем газе GxyH— М = 180 — 162 = 18 кмоль/ч;

Рис. 4.5. Схема к материальному балансу

♦ мольную долю диоксида углерода в уходящем газе

У

' к

Giy « G2

838

= 002 L

Минимальный расход воды при противотоке находим по (4.26), полагая, что концентрация диоксида углерода в воде на вы­ ходе достигает равновесной:

М L \т т = —

=

162 0,0027

= 6 0 0 0 0 К М О Л Ь/Ч ,

где х* —равновесная концентрация С 0 2 в воде, для заданных ус­ ловий процесса х*н = 0,0027, хн = 0. Увеличиваем расход воды на 30 %

Lp = 1,3 - 1,3-60000 = 78000 кмоль/ч и с учетом растворившегося диоксида углерода находим: L { = Zp + М = 78000 + 102 = 78102 кмоль/ч. Для перехода из кмоль/ч в м3/ч: Z, = I , М. - = 78162 18 — = 1404 м3/ч, 1 1 *р 1000 ' где L x — объемный расход воды, м3/ч; Мх — молярная масса во­ ды, кг/кмоль (МН2о = 18 кг/кмоль); р Н20 = 1000 кг/м3 —плотность воды. Содержание диоксида углерода в уходящей воде:

М 162 х к = — = ----- = 0,002 . к X, 78000 Определим число единиц переноса. Константу фазового равновесия при растворении диоксида углерода в воде под давлением определяем по эмпирическому уравнению 124,5

тр-х= —а -оЬр

Парциальное давление диоксида углерода в смеси газов: Рн = РУн ~ 2,0-0,18 = 0,36 МПа, где Р —давление в аппарате, МПа. Для давления Р = 2,0 МПа и температуры t = 20 °С:

124,5 = 132 МПа. тр- х =0,972-0,087-0,36 Найдем равновесную концентрацию диоксида углерода в жидкости, соответствующую условиям газа в аппарате: . _

0,36 _ = 0,0027 132

рн т р-х

и равновесные концентрации в газовой фазе на входе в аппарат и выходе из него: / „ = ^ ^ 1 3 2 - 0 ,0 0 2 = 0 ,1 3 2 ; Р 2,0 Ук =

тр-хХн Р

132 0 = 0. 2,0

Вычислим число единиц переноса по (4.32) и (4.31): (у « -Уи )~ { У к - У к )

АУср In

(0Д8-0,132)-(0,021-0) ^ 0,18-0,132

Ун -Ун

0,021-0

Ук -У к дг

. Ун

ог

-У х _ 0 Д 8 -0,021

Ад'ср

=0,0327;

0,0327

а ос.

’ •

Определим диаметр абсорбера. Предварительно оценим скорость захлебывания аппарата по (4.27): 0,25 / « \0,125 ’ m 2 пс\ „ Li пр Р г 0,16 Рг = А В lg з И-ж G Рж , & Рж

число колец 6400 1 /м3, где d3 — эквивалентный диаметр; р — на­ сыпная плотность. В нашем случае рг—плотность газовой смеси, состояние кото­ рой отлично от стандартных, поэтому вычисляем ее по формуле Рг

Рем

Т0 Р _ * rpn ^ тро и

,Т 0 Р _ тро

РI ) ,

Т Р

= ( * н 2Рн 2 + * с о 2Рсо 2 +xn2Pn2) ~Yp~~

О

= (0,62.0,0899+0,18-1,98+0,2 -1,25)

= 12)3 кг/м3>

где х, —мольная доля /-го компонента смеси; р, —плотность /-ком­ понента смеси, кг/м3; Т, Р, Т0, Р0 — температура и давление для процесса и нормальных условий соответственно; плотности газов Рн2>Рсо2>Pn2взяты для нормальных условий; рж = 1000 кг/м3 — плотность воды при 20 °С; цж=1 мПа-с —вязкость воды при 20 °С; А = 0,022; 5 = 1,75 для колец Палля в навал; L ,G —массовые рас­ ходы соответственно жидкости и смеси газов, кг/ч; принимаем а = 108 м2/м3, е = 0,9 м3/м3. Для перехода из мольного расхода в массовый умножаем его на молярную массу соответственно воды M Hj0 =18 кг/кмоль и смеси газов ^см

=УМ,У1 = У н 2 ^ Н 2 + ^С02^ С 0 2 + .Ум2 ^ N 2 =

=0,62 -2+0,18 •44+0,2 -28 = 14,76 кг/кмоль, где Mt —молярная масса /-го компонента смеси; yt —мольная доля /-го компонента смеси, и получаем массовые расходы жидкости и газа

I = Ц М що = 78162-18 = 1404000 кг/ч; G = Gj М см =1000-14,76 = 14760 кг/ч. Составив равенство lg

108 <

12,3 ^о,16

= 0,022-1,75

[1404000' 14760 J

0,25

[12 ,3] [ю о о у

0,125

Рабочую скорость газа принимаем на 20 % меньше со - 0,8оэпр = 0,8 0,063 = 0,05 м/с и находим объемный расход газа на входе в аппарат при рабочих условиях: (7-22,4 Р0Т г

3600 Р Т 0

1000-22,4 0,1(273 + 20) 3600

2,0-273

’

' '

Диаметр абсорбера определяем по (4.3):

Ж min

V ясо

[ ц з м

v 3,14-0,05’

Принимаем диаметр аппарата D ■= 3,0 м. Проверим, обеспечивается ли нормальное орошение насадки при выбранном диаметре аппарата. Для этого рассчитаем плот­ ность орошения в аппарате

_ 4 Ь рМ Нр _ 4(78000/3600)18 РжлБ

1000-3,14-3

= 0,0552 м3/(м 2-с)

и сравним ее значение с минимальнои плотностью орошения для абсорберов с нерегулярной насадкой u m in

аЯ эф -

Здесь дэф — эффективная линейная плотность орошения, для ко­ лец Палля <7Эф = 0,022-10-3 м2/с. Тогда umin = 108 • 0,022-10- 3 = 0,0024 м3/(м 2-с). Так как о > omin, то насадка орошается нормально. Определим высоту единицы переноса для газовой фазы, для чего используем (4.33):

hT = 0,615d3Re®’345(Рг7г)0,667, где

_ _ 4WT G 4G 4-14760 лсо ,, 2 ч Rer = — L; К = -ГГ= —Z 2 = „ пл 2 = 0’5 8 кг/(м -с); цг = ЯЦг S nD 3,14-3600-32 = цсм —вязкость газовой смеси;

Мш _ " yjMi _ Уи2М Н2 +Усо2Мсо2 +Ущ М ъ ^см

Ы\ »1

М'H2

Исо2

И-N2

Мш = 14,76 кг/кмоль —молярная масса смеси; ц, —вязкость /-го компонента смеси, Па с. При подстановке численных значений 14,76

0,62-2

Нем

0,0032-10 3

| 0,18-44

|

0,2-28

0,015-10~3 0,018-Ю"3

откуда йсм= 45,210‘6 Па-с и Rer =

4-0,58 108-45,2-10"6

= 1413.

Далее определим число Прандтля Рг' = ^ P rV где рг= 12,3 кг/м3 —плотность газовой смеси; DT— коэффициент диффузии, м2/с, равный р

( т

Д =^о— —

Р

)3/2,

где D0 = 13,8-10"6м2/с —коэффициент диффузии диоксида углеро­ да в воздухе при нормальных условиях; Р, Р0—давление в аппарате и при нормальных условиях, МПа; Т, Т0 —температура рабочая и при нормальных условиях, К. Подстановка численных значений дает _б ОД(273+2013/2 = 0,77-10_6 м2/с DT =13,8-10 2,0 273 И

Ргг'

4,52 1Q-S 12,3-0,77-10_6

= 4,7.

Таким образом, высота единицы переноса газовой фазы: hT =0,615-0,033(1413)0,345(4,7) 0,667 =0,339 м. Определим высоту единицы переноса для жидкой фазы по (4.34): Аж =1195прКе£25(Рг'ж) 0'5. Здесь

,

1/3

8 ПР =

0 0012

1/3

= 4,67 10“ м;

10002 -9,8)

Ржё 4L

4-1404000

4-552 Rew 4с°ж,• ж = --’ , =2045; a\i * 108-1-10 Рг; _ ж

_ Рж^ж

ы о3

= 560,

ЮОО-1,8-10"9

где .£>ж—коэффициент диффузии газа в воде (для диоксида углерода 2)ж = 1 ,8-10 -9 м2/с). Аж = 119•4,67 •10-5 (2045)0,25(560)0,5 =0,884м. Далее определим: ♦ общую высоту единицы переноса по (4.36) ^ОГ =

mmG ^

т

>

где

m ух

m

р*

-130=65-

2,0

константа фазового равновесия, в которой состав равновесной фазы выражен в мольных долях; тогда Аог = 0 ,3 3 9 + ^ ^ 0 ,8 8 4 = 1,08 м; ♦ высоту насадки по (4.37)

К А т = 4,86 • 1,08 = 5,24 м. При коэффициенте запаса, равном 1,4, получаем Драб =

Я ра6 = 1,4 • 5,24 = 7,3 м. Проверим, нужно ли устанавливать перераспределительные устройства для уменьшения пристенного эффекта. Максималь­

ная высота пакета насадки, не требующая перераспределительной тарелки: Дпах = (4 — 5) 3 = 12 — 15 м. В нашем случае Яраб < Нтах, следовательно, установка перерас­ пределительных устройств не требуется; ♦ общую высоту колонны по (4.1) Д с = Яраб +

Нсеп +

= 7,3 + 1 + 1,7 = 10 м;

принимаем # сеп = 1м; = 1,7 м. Определим гидравлическое сопротивление: ♦ слоя сухой насадки по (4.8)

Н ^ав> 2 О 3 КГ’ О •6

ШсСуУхХ S ^

где по (4.13) ^ = - ^ = - 1 ^ = 3,75, тогда

ДРсух= 3,75 7,3' 10 8' ° ’052 12,3 = 15,5 Па; ^ 80,93 ♦ орошаемой насадки по (4.14) АРОр = 1АЛР Ш 1 Сух 10*° LKJ > для колец Палля b = 35 (табл. 4.5)

АР0р = 15,5 10350'0552 = 1328 Па. Механический расчет абсорбционной колонны. Толщину цилин­ дрической обечайки, работающей под внутренним давлением, рассчитываем по ( 1 . 1 ): с-

D Р ' 30-20 в -+ С = ---------- +0,001 = 0,027 м. 2[о]<р-Р 2-148-0,8-2,0

Учитывая минусовой допуск, равный 0,9 мм для сталиХ18Н9Т толщиной 5 = 28 мм, получаем

S = 0,027 + 0,001 = 0,028 м. Окончательно S = 28 мм. Выбираем эллиптическое отбортованное днище; его толщина определяется по (1.17):

PR д гд&R--

2[сг]<р-0,5Р

+ С,

D2

= 3 м; Яд= 0,75 м - высота днища без отборАН л 4-0,75 товки. Тогда 2,0-3 - + 0,001 = 0,0264 мм. д 2-148,0-0,8-0,5-2,0 Округляя, примем толщину днища равной толщине обечай­ ки, т.е. Sa = 28 мм. Расчет опоры аппарата. Абсорбер расположен внутри поме­ щения, так как абсорбция идет с водой, следовательно, темпера­ тура должна быть положительной.

10000 Рис. 4.6. К расчету максимального веса абсорбера (аппарат условно показан горизонтально)

Прежде чем начать расчет опоры, найдем максимальный вес ап­ парата, соответствующий условиям его гидроиспытания (рис. 4.6): С шах “ .бобеч + С д + С нас + ^ Н 20 >

где (гобеч = Keeper# —вес обечайки, МН; Fo6e4 = %DH^t4S - объем листа обечайки; рст= 7900 кг/м3—плотность стали —листа обечай­ ки; # обеч - высота обечайки. Итак: (70беч = = 3,14-3-8,4-0,028-7900-9,8 = 171580 Н = = 0,1715 МН. Далее определяем: ♦вес днища = 2-2356-9,8 = 46180 Н = 0,046 МН;

♦ вес насадки ^нас

^нас Р нас S '

3,14-3

%D

■^рабРнасS '

7,3 •520 -9,8 = 262823 Н=0,262 МН,

где f^ac —объем насадки, м3; рнас —плотность насадки, кг/м3. Рассчитаем вес воды при гидроиспытании ^н 2о = ^н 2оРн 2о£> где р н р —плотность воды, кг/м3; ^н2о —объем воды, м3, опреде­ ляемый как сумма трех составляющих:

Гн2о = Г н 2о + Г н 2о + Г н 2о; _ ( Я обеч - Я нас)яЯ 2 _(8,4—7,3)3,14*32 У u п — --------------------------------------— ---------------------------------— / , / М — н2и 4 4 ’ объем воды в свободной от насадки части обечайки; ттЛ 2 114-12 " нас^ ‘ ’ 7,3-0,78 = 40,2 м3 - объем Ун2о = К ^ 4 воды в свободном объеме насадки, где Кнас - объем насадки, м3; е —свободный объем насадки, м3/м3; Vh £> = 2-3,89 = 7,78 м3 —объем воды в днищах. Следовательно, = (7,7+ 40,2 + 7,78)1000-9,8 = 545664 Н = 0,54 М Н Итак:

g h 2o

б,™ = 0,17 + 0,046 + 0,262 + 0,54 = 1,01 МН. Выбираем аппарат, установ­ ленный на лапы и подвешенный б между перекрытиями. Выберем опорную лапу, показанную на рис. 4.7, с допускаемой нагрузкой на опору 25-10-2 МН. Определим число опор:

п>

Gm,x

1,01 2510-

= 4,04. Рис. 4.7. Опорная лапа

Примем л = 4. Так как аппарат устанавливается в помещении, будем считать, что нагрузка на лапы распределяется равномерно. Тогда требуемую толщину ребра определим по (1.85), задавшись К = 0,6 (рис. 1.12): s_

2,24G с = 2,24-1,02----+ 0,001 = 0,011м. KnZl[o\ 0,6-4-2-0,48-100

Так как отношение ^ = ^ ^ = 0,037 м > 5 =0,011 м, уменьшим значение А'до 0,275 и получим 2,24-1,02 +0,001 = 0,023 м. 0,275-4-2-0,48-100 Поскольку —— = = 0,022 м < 5=0,023 м, примем толщину 21,5 21,5 ребра 8 = 23 мм. Принимаем отношение вылета лапы / к высоте ребра Аравным //А = 0,5. Тогда А = 0,48/0,5 = 0,96 м. Проверим прочность сварных швов, используя (1.86):

G / и <0,7ХШАШ[т]ш, где Аш= 0,008 м; [т]ш= 80 МПа; Ьщ = 4 (А +8)= 4 (0,96 + 0,023) = 3,9 м;

^ =L0! = 0,25MH. п

4

Второй член в уравнении (1.86) 0,7-3,9-0,008-80 = 1,74 МН. Так как 1,74 МН > 0,25 М Н, прочность сварных швов обеспе­ чена. Принимая ширину опорной плиты лапы b = 0,4 м, длину /, = = 0,43 м, проверим прочность фундамента из бетона марки 200 — — [о]ф = 14 МПа. Условие прочности

Г, > = — =0,0182 м2. _ 4[°]ф 4-14 Площадь поверхности нашей опоры /■, = 1ф = 0,43-0,4 = 0,172 м2;

Fx = 0,172 м2 >0,0182 м2.

4.3. Расчет ректификационных колонн Основными типами аппаратов для проведения процесса ректификации выступают тарельчатые и насадочные колонны, которые по устройству принципиально аналогичны та­ рельчатым и насадочным абсорберам, рассмотренным в § 4.2. Кроме того, в ряде случаев используют пленочные колонны, в ос­ новном для ректификации под вакуумом. В отличие от абсорберов все эти аппараты для снижения потерь теплоты покрывают тепло­ вой изоляцией. Главной особенностью рек­ тификационных колонн является то, что для проведения ректификации они должны быть снабжены соответствующей теплообменной аппаратурой —кипятильником, подогревате­ лем, конденсатором-дефлегматором, холо­ дильниками дистиллята и кубового остатка. Для иллюстрации на рис. 4.8 представле­ на конструкция тарельчатой ректификаци­ онной колонны. Основные расчетные соотношения

Материальный баланс ректификационной колонны на общую массу и низкокипящий компонент имеет вид (рис. 4.9): Gf = Gd + Gfy,

Рис. 4.8. Тарельчатая ректификационная колонна: 1 —тарелка; 2 —корпус; 3 —люк; 4 —опора; 5 — переливное устройство; А - исходная смесь (пи­ тание); 2>—дистиллят; В —флегма; Г —пар из кипятильника; Д —ку­ бовый остаток

(4.46)

GjPCp— GjrpcD+ GffjCfy, (4.47) где Gp — количество поступающей в колонну исходной смеси, кмоль/с; GD — количество получаемого дистиллята, кмоль/с; Gw — ко­ личество кубового остатка, кмоль/с; xF, xD, x w — концентрации низкокипящего компо­ нента соответственно в питании, дистилляте, кубовом остатке, кмоль/кмоль. Расход пара в колонне G ~G r +Gd ,

(4.48)

Рис. 4.9. Схема к расчету материального баланса ректификационной ко­ лонны

Расход жидкости L, кмоль/с; в частях колонны: в верхней (укрепляющей)

L — Gr = RGd; в нижней (исчерпывающей)

(4.49)

L = Gr + Gf = Gd (R + F), (4.50) где Gr — количество флегмы, кмоль/с; R — флегмовое число. Уравнения рабочей линии частей колонны: укрепляющей (верхней) R У= R+ Г ' R + 1’

(4.51)

исчерпывающей (нижней)

R+F F -1 у =- ^ —х Д+ 1 Л+ 1

(4.52)

X D ~ XW —относительный мольныйрасход питания. х р - хW Расчет флегмового числа R — отношения расходов флегмы и дистиллята по эмпирическому соотношению

где F =

где — минимальное флегмовое число, определяемое соотно­ шением концентраций: *min =

4

^

,

(4 .5 4 )

УF ~ XF

гдед^ —молярная доля легколетучего компонента в паре, равно­ весном с жидкостью питания.

Расчет рабочей скорости пара в тарельчатой колонне. Макси­ мально допустимая скорость пара в колонне вычисляется по (4.30). Рабочая скорость пара в рабочем сечении колонны прини­ мается на 10—30 % ниже максимально допустимой, а для колонн, работающих под вакуумом, - на 30-50 % ниже предельной. На ос­ нове полученных рабочих скоростей пара в колонне по (4.3) рас­ считывается диаметр колонны. В случаях, когда расходы потоков в верхней части колонны и нижней значительно различаются, диаметры укрепляющей и ис­ черпывающей частей колонны определяют отдельно. Расчет теоретического числа ступеней контакта (тарелок). Теоретическое число тарелок находят аналитически или графи­ чески. Графический метод как наиболее простой весьма широко распространен. Для случая ректификации строят равновесную кривую в координатах х —у, решая совместно уравнения рабочих линий (4.51) и (4.52), находят точку пересечения рабочих линий и соединяют ее с точками на диагонали диаграммы с координатами x wи xD. Эти прямые и есть рабочие линии. Определяют теоретиче­ ское число ступеней (тарелок), проводя ступенчатую линию меж­ ду линией равновесия и рабочими линиями. Каждая ступень соот­ ветствует одной теоретической тарелке. Использование графиче­ ского метода показано ниже в примере 4.2. При необходимости использования аналитического метода оп­ ределения теоретического числа ступенейможно обратиться к [4.3]. Расчет рабочей высоты колонны. Рабочую высоту тарельчатых ректификационных колонн рассчитывают по (4.2), для чего необ­ ходимо знать действительное число тарелок в колонне. В прибли­ женных расчетах применяют более простой метод — с помощью так называемого среднего КПД тарелок по (4.38). Средний КПД тарелок ц зависит от многих факторов —конст­ рукции и размеров тарелок, гидродинамических факторов, физи-

ко-химических свойств пара и жидкости и определяется по опытным данным, большей частью они находятся в пределах 0,3—0,8.

Рис. 4.10. Корреляционная зависимость среднего КПД тарелок от произведения относительной летучести компонентов а и вязкости жидкости питания ц, мПа-с

На рис. 4.10 приведена зависимость среднего КПД тарелок, полученная по опытным данным для промышленных ректифика­ ционных колонн сравнительно небольшого диаметра. На этом рисунке относительная летучесть разделяемых компонентов а и динамическая вязкость жидкости питания принимаются при средней температуре в колонне. Значение а рассчитывается по формуле а =РА/Р В, (4.55) где РА и Рв —давления насыщенного пара более летучего (низкокипящего) компонента и менее летучего (высококипящего) ком­ понента при той же температуре. При определении среднего КПД тарелок в колоннах большего диамет­ ра (с длиной пути жидкости на тарел­ ке / > 0,9 м) к значениям, найденным по рис. 4.10, рекомендуют давать по­ правку Д: Т11=л(1+А)(4-56) Значение поправки Д для смесей с ац = 0,1-10 приведены на рис. 4.11. С достаточной точностью можно о j 2 з 4 5 1>М найти действительное число тарелок „Рис. 4.11. . „ Зависимость при ректификации бинарных систем,’ r v г поправки дВ (4.56) ОТ длины воспользовавшись расчетом коэфпути жидкости на тарелке фициентов массоотдачи в паровой и

жидкой фазах по (4.43) и (4.44), подставив вместо параметров газа параметры пара, а действительное число тарелок рассчитать по уравнению (4.45). Зная его, находят высоту рабочей части колонны, а по (4.1) —полную высоту колонны без опорной обе­ чайки. Для насадочных ректификационных колонн высота колонны рассчитывается аналогично, но учитывается, что высота рабочей части колонны есть высота насадки и межнасадочного простран­ ства, если предусмотрены перераспределительные устройства жидкости.

Расчет переливного устройства в тарельчатых ректификаци­ онных колоннах. Для тарелок с переливными устройствами необ­ ходимо проверить выполнение условия отсутствия захлебывания переливного устройства - ^ — < К ХН 1 \ Р ж " пер

(4.57)

где Lm—массовый расход жидкости, кг/с; Fntp —площадь перелива выбранной тарелки, м2; # мт—расстояние между тарелками, м; Кх, К2 — коэффициенты, зависящие от условий процесса (табл. 4.7). Для нормальной работы переливного устройства должно так­ же выполняться условие — - f —т< 0,45,

(4.58)

Р ж^пер ®

где /пер—периметр слива, м; 0 —зазор между основанием тарелки и нижней кромкой сливного стакана (для ситчатых тарелок 0 = 0,06 м, для клапанных — 0,09 м, колпачковых —0,035 м). Если одно из условий (4.57), (4.58) не соблюдается, следует увеличить расстояние между тарелками или выбрать двухпоточ­ ные тарелки. Пример 4.2. Выполнить проектный расчет ректификационной ко­ лонны непрерывного действия с клапанными тарелками для получе­ ния 100000 т этилена в год. И с х о д и ыеданные. Колонна работает при давлении 1,2 МПа. Тре­ буемое содержание этилена в дистилляте 98 % (масс.), содержание этилена в кубовом остатке 4 % (масс.). Состав исходной смеси: 57 % этилена и 43 % этана (масс.). Исходная смесь поступает в колонну при температуре кипения.

Технологический расчет. Обозначив массовый расход дистил­ лята через Gd, кг/ч, кубового остатка Gw, кг/ч, питания GF, кг/ч, согласно (4.46), (4.47), запишем GD+ Gfy= Gp, Gdx d +О цгХцг =G f x f , где Gd = 100000 т/год =

= 12500кг/ч (8000ч —время ра­

боты аппарата за год). Тогда 12500 + G W= Gp, 125000,98 + Gw0,04 = GF0,57. Решая совместно эти уравнения, найдем

GF= 22170 кг/ч; Gw = 9670 кг/ч. Для дальнейших расчетов выразим концентрации питания, дистиллята и кубового остатка в мольных долях: питание у F

*f 57 _____ ^ЭТИЛ .____ _ ____ 28____ _А СП. Хр 100-х, 57 100-57 ’ ’ М ЭТИЛ+ М этан 28 30

ДИСТИЛЛЯТ

Хр х D

______^этил____ x D 100-3co М этил+ М этан

98 ____ 28_____ _ г\по. 98 100-98 ’ ’ 28 30

кубовый остаток xw

v

w

_____ ^этил_____

xw м

ЮО-Хцг

^ + М этан

4

28 = о 04 4 [ 100-4 28

“ зо“

где МЭТИЛ, Мэпн — молярные массы соответственно этилена и эта­ на, кг/кмоль. Относительный мольный расход питания:

Р _ x d ~ x w _ 0,98—0,04_ ^ у x p - x w 0,59-0,04

Определим минимальное число флегмы по (4.54): Р

_

min

- JV _ 0,98-0,7 _ 0 « П ’ ’ y F -* F 0,7-0,59 x d

*

где y*F = 0,7, и рабочее число флегмы по (4.53):

R = 1 , 3 + 0,3 - 1,3-2,55 + 0,3 = 3,615. Составим уравнения рабочих линий: ♦ верхней (укрепляющей) части по (4.51)

у=— х R+1

+ = о,783х+0,212; Л+1

♦ нижней (исчерпывающей) части по (4.52)

R-\- F F -1 у = ——- х — -— x w = 1,15х - 0,006. R+1 Л+1 Найдем массовый расход жидкости в колонне: ♦ в верхней части по (4.49)

L'm =RGmD =3,615-12500 = 45187 кг/ч; ♦ в нижней части по (4.50)

К =GmD(R+ F) = 12500 (3,615+1,7) = 66437,5 кг/ч. Средние концентрации жидкости в колонне: ♦ в верхней части

, = x F + x D = 0,59+0,98 = 0 7 8 5 Ср

2

2

♦ в нижней части

= x p + x w = 0,59+0,04 ср

2

2

Средние концентрации пара находим по уравнениям рабочих линий: ♦ в верхней части колонны

у'ср =0,783х'р +0,212 =0,783-0,785+0Д12 =0,826; ♦ в нижней части колонны

у " = 1Д5х" -0,006 = 1,15 0,315-0,006 = 0,356. Средние температуры пара этилена определяем по диаграмме: ♦'/'р = -43°С при у'ср =0,826; ♦

= -34 °С при у "р =0,356.

Средние плотности пара в колонне рср: ♦ в верхней части колонны Р ср

= M 'QpT 0 = — 28,4-273 = ОО AT' р 22,4(273-43) ОО ’ 22,4Г'С

7 з

'

♦ в нижнеи части колонны г// . ®

22,4т-"

22,4-239

Средняя плотность пара в колонне находится как среднее арифметическое р 'р и р' р: р п = Р .?

+ 2k

. = i ’5 + М 9 4 = 1 ,4 9 7 к г / м 3.

Плотность жидких этана и этилена примерно равны и при t = —35 °С Рж 456 К Г / м 3. Средние мольные массы пара в колонне Мср: ♦ в верхней части Рэтан — Рэтил

А/'ср= МжиУ'ц + M ^ j x - у'р)= 0,826•28 +(1-0,826)30= 28,35 кг/кмоль; ♦ в нижней части К

= М™лУч + ^этан(1- Уср)=0,356•28 + (1-0,356)30= 29,29 кг/кмоль.

Мольная масса дистиллята:

MD=

+ (1 - xD) Мзтан = 0,98-28 + (1 — 0,98) 30 = 28,04 кг/кмоль.

Массовый расход пара в колонне: ♦ в верхней части

♦ в нижней части

°т = ^ ( 1 + Л)М " = ^ 0 +

3>615) •29,29 = 60258,9 кг/ч.

Полагая, что диаметр колонны более 2 м, выбираем по табл. 4.3 межтарельчатое расстояние равным 700 мм. Скорость пара в колонне определим по (4.30): Юдоп = у С j p * ^ = 0,9-0,ll

=1,73 м/с,

где значение у принято по табл. 4.7, значение С — по рис. 4.3. Примем рабочую скорость пара меньше допустимой на 20 %: сораб= 1,73-0,8* 1,4 м/с. Объемный расход пара в колонне: ♦ в верхней части

V ' = ^ f - = 58325,3 = 10,8 м3/с; р 'р 1,5-3600 ♦ в нижней части

V" — ^ т — 60258,9 1 1 0 з/ К “ 1 4 9 4 3 6 0 0 1,2 М/С' Диаметр колонны рассчитываем по (4.3): ♦ в верхней части д /=

3,13м;

Vлсораб

i 3,14-1,4

♦ в нижней части D „ =

l/n сораб

44V i 3,14-1,4

Поскольку диаметры укрепляющей части колонны и исчер­ пывающей близки, принимаем колонну одного стандартного раз­ мера D = 3,2 м. Определим диаметры штуцеров, которые потребуются при расчете укрепления отверстий:

d= 1 G

I про

где d —внутренний диаметр штуцера, м; G—расход вещества, кг/с; р - плотность вещества, кг/м3; «в — скорость вещества в штуце­ ре, м/с. Так как плотности жидкостей разделения практически равны, то для всех штуцеров рж= 456 кг/м3. При этом штуцерами, прово­ дящими жидкость, будем считать: штуцер питания, штуцер отвода жидкости из куба в испаритель, штуцер вывода кубового остатка, штуцер ввода флегмы. Скорость жидкости со принимаем равной 1 м/с и определяем диаметры: ♦ штуцеров питания и отвода жидкости из куба в испаритель. Они рав­ ны, так как через них проходит одинаковое количество жидкости I тгрж(о

22170 v 3600-3,14-456-1

ЛЛ, 0,07 м;

♦ штуцера вывода кубового остатка 14,6

w = I -------- ----------------= 0 ,0 4 3 м. Принимаем 0 ,0 5 м; Ч л р ж со V 3600-3,14-456-1

♦ штуцера ввода флегмы ^фл

Gr \G dR 12500-3,615 ппал „ я - 1 v - 1 ’ —0,094 м. Принимац лр жсо ]j к р жсо v3600-3,14-456-1

ем 0,1 м. Плотность паров по высоте колонны практически одинакова и составляет рп= 1,497 кг/м3. Штуцерами, проводящими пар, бу­ дем считать штуцер выхода дистиллята, штуцер ввода паров из ис­ парителя, так как вводится большой объем паров, число этих шту­ церов примем равным 2 . Скорость паров примем равной со2 = Ю м/ с и определим диа­ метры: ♦ штуцера вывода дистиллята "

= Г Ъ ~ p600*p„mn

Принимаем 0,280 м;

Г П

т

V3600 3,14 1,497 10

=0,272 м.

♦ ввода паров из испарителя

d

= I___ ^ ____ исп 1|36007фпюп

22170 - 0,36 м. 3600-ЗД4 1,497 10

Определим число тарелок в аппарате. Теоретическое число тарелок-ступеней изменения концентра­ ции найдем графическим построением на у —х диаграмме (рис. 4.12). На основе графического построения определено, что теоретиче­ ское число тарелок равно 32. Из них 17 находятся в верхней (ук­ репляющей) части колонны, а 15 — в нижней (исчерпывающей) части. У, У*

Рис. 4.12. Определе­ ние числа ступеней изменения концен­ трации: 1 —равновесная ли­ ния; 2 —рабочая ли­ ния; 3 —диагональ

Для нахождения действительного числа тарелок используем (4.38):

п = пт/л,

По (4.55) находим

Рв

Рэт ан этан

8,7

Динамическую вязкость этилена при средней температуре в ко­ лонне 38 °С принимаем \ьтт = 0,12 мПа-с, дляэтана =0,088 мПа-с. Средняя арифметическая вязкость 0,12 + 0,088

"=

~

= 0,104 мПа-с.

---------

Тогда ац = 1,84 • 0,104 = 0,192 мПа-с, и график на рис. 4.10 дает Л = 0,7.

Диаметр колонны равен 3,2 м, значит, при установке двухпо­ точной тарелки длина пути жидкости на тарелке 1,6 м. Для данно­ го значения /поправка А по рис. 4.11 равна 0,18. Окончательно по­ лучаем ть = л (1 + А) = 0 ,7 (1 + 0 ,1 8 ) * 0 ,8 .

Учитывая КПД тарелок, находим действительное число тарелок: в верхней части колонны йверх - — = 21,25. Принимаем 22; 0,8

в нижней части «нижн = ^ 1 = 1 8 ,7 5 . Принимаем 19.

U,о

где # сеп —высота сепарационной части колонны, примем равной 1,2 м (табл. 4.4); — высота кубовой части колонны, примем равной 3. Следовательно,

Определим гидравлическое сопротивление рабочей части ко­ лонны, для чего предварительно рассчитаем: ♦ гидравлическое сопротивление тарелки по (4.4)

АРТ = АРсух + АРЖ+ ДРа ; ♦ гидравлическое сопротивление сухой тарелки по (4.5) Д Рсух =

^РП^— = 3,6=13,6 ,4 1,497 9 7 ^ = 368 Па, 2

2

где со0 = сораб / / св = 1,4/0,12 = 11,7 м/с при^в=0,12 —относитель­ ной доле живого сечения тарелки (табл. 4.3); ♦ гидравлическое сопротивление слоя жидкости на тарелке по (4.6) ДРЖ= р = 456- 0,04-9,8 = 179 Па; ♦ гидравлическое сопротивление, обусловленное силами поверхно­ стного натяжения, по (4.7) 4<т 4-510-3 Л и п АD Р= — = ------ = 0,4 Па ° d3 0,048 (в нашем случае стэтил= 510-5 Н/м; d3 = 0,048 м). Тогда

АРТ= 368 + 179 + 0,4 = 547,4 Па и гидравлическое сопротивление рабочей части колонны АР= пАРт= 41 • 547,4 = 22443,4 Па. Механический расчет. Расчет толщины стенки цилиндрическо­ го аппарата производят по ( 1 . 1 ):

S=

° вР

2[о]ф-Р

+С.

Материал обечайки — сталь Х18Н9Т при t = —39 °С, [а] = = 145 МПа, ф = 0,8 —сварка выполняется автоматически под сло­ ем флюса с односторонним проваром. Конструктивную прибавку на коррозию рассчитываем по формуле

Тогда С — 0,1*10 = 1 мм - 0,001 м.

S=

3,2-1,2 + 0,001 = 0,018м. 2-145-0,8—1,2

Примем толщину цилиндрической обечайки S = 20 мм. Расчет толщины эллиптического днища. Толщину стенки эл­ липтического отбортованного днища определяем по (1.16): д

=

PR .^ 1,2-3,0 +С = :+0,001=0,017 м, 2[ст]ф—0,5Р 2-145-0,8-0,6

D2 4ЯД

зХ х = 3,0м; Яд= 0,85 м для D — 3,2 м [4.2].

4-0,85

Примем толщину стенки днища 5Д= 20 мм. Расчет укреплений отверстий. Наибольший допустимый диа­ метр, не требующий дополнительного укрепления, определяется по (1.65):

da = 2

{S -C -

0,8 p

B( S - C ) - C

Номинальная расчетная толщина стенки корпуса аппарата без конструктивной прибавки и при <рш= 1 равна ^

DP _ 3,2-1,2 = 0,014 м. 2-145 2W

Тогда

d„Д = 2

Г20—1

14

-

0,8 ^3400(20-1)-1 = 282 мм.

Условием укрепления отверстия является d0TB > da. Такое от­ верстие в нашей колонне dncn = 360 мм. Номинальная расчетная толщина стенки этого штуцера:

S'm = ^ = 0>36'1^ =0,0015 м. ш 2[а] 2-145 Примем с учетом коррозии S'm = 0,005 м. Длина части штуцера, участвующей в укреплении отверстия:

Примем = 0,04 м. По (1.66) проверим, достаточно ли данного штуцера для укреп­ ления отверстия: (
b'H = JD B( S - C ) = ^ 3,2 (0,02 -0,001) =0,246 м примем равной Ь'н = 0,260 м. Укрепление в этом случае будет обеспечено при условии (1.68):

(dm - d ^ )S '< 2 ( li + S - S '- C ) ( S a - S 'm —С)+ +2(рн + «Уц, —S ' ш—C)S„. Левая часть этого неравенства вычислена выше, найдем пра­ вую часть: 1-йчлен ее известен 0,225- 10_3 м2; 2-йчлен 2(bH + S m - S ' m - C ) S H =2(0,26 + 0,05 —0,0015 — - 0,001)0,02 = 0,0105 м2. Сумма обоих членов 0,225-10_3 + 0,0105 = 0,0107 м2. Условие 1,1-10- 3 < 10,7-10—3, т.е. укрепление обеспечено. Расчет опоры аппарата будем производить для наиболее не­ благоприятных условий его эксплуатации, т.е. максимально возможного ветрового напора там, где будет установлен ап­ парат.

Для расчета изгибающих ветровых моментов найдем силу тя­ жести аппарата при его максимальном весе и минимальном, для чего разобьем аппарат на четыре участка, нумеруя участки сверху вниз (рис. 4.13).

Рис. 4.13. Схема ветровых нагру­ зок на аппарат

Принимая, что гидроиспытания аппарата проводятся без та­ релок, найдем максимальный вес участков: 1 -го участка


... .">2 %D

' H обеч.1 Рн,о g,

где = 2212 кг — масса днища, крышки ([4.2]); # обечл — высота обечайки, приходящаяся на 1 -йучасток, м; робеч —плотность ме­ талла обечайки (для стали Х18Н9Т робеч= 7900 кг/м3); Ул = 5,8 м3 — объем днища [4.2]; D — внутренний диаметр аппарата, м; Д р — диаметр срединной поверхности аппарата, м (Dcp = D + S). При этих данных

G\ = 2212 + 3,14-3,22 •7,15-0,02 •7900+ 5,8+ :754474 Н = 0,755 МН;

314-32 г

7Д5 1000 9,81 =

♦ 2 -го и 3-го участков (V б )//= 2-3 = С'обеч./ + ^ Н р / + “ Т

Й/Ит

tlD 2 ^ с р ^обеч

обеч "1"

-®обечРн20 +

g=

314-322

41-505

3,14-3,22 10-0,02 7900+ ’

-^ - 10-1000+ 4

2

х9,81 = 1046840 Н = 1,047 МН, где и —число тарелок в колонне; 1Щ—масса одной тарелки, кг. Для клапанной тарелки D = 3,2 м; щ = 505 кг [4.2]; ♦ 4-го участка G\

( G , + ^обеч + ^оп.обеч "t" ^Н20 ) д

“ЬТС-^ср ^обеч ^ Робеч

F„+ —

^^ср ^обсч *^Р обеч

Н 'обеч Рн20 g=

= [2212 + 3,14•3,22 •5•0,02 •7900+3,14 •3,22 •5•0,02 •7900+ 314-322 1 + 5,8+ ’* V 5 1000 9,81 = 629596 Н = 0,630 МН, 4 где Л', Н" — высота соответственно обечайки корпуса аппарата 4-го участка и опорной обечайки, м. Толщину стенки опорной обечайки S ' примем равной S. Определим вес аппарата: ♦ максимальный 4

Стах = E G' =0,755+2-1,047+0,630 = 3,479 МН; /= 1 ♦ минимальный 2

^min = ^тах —^Н20

OV

I Гс-Р

п “г

и

* ** обеч р и2° ^ б 4

9,81 =3,479- 2 -5,8+ 3’14’3— -32,15 1000 ^ = 3,479-2,649 = 0,83МН. 4 10 6

Произведем расчет изгибающего момента от ветровой на­ грузки, приняв, что площадки обслуживания отсутствуют. Пред­ варительно вычислим момент инерции поперечного сечения корпуса: / =

Зср(5 - С) = ^ 3 ,2 2 3(0,02 - 0,001) = 0Д49 м4. О

о

Определим период собственных колебаний аппарата по (1.92): для максимального веса аппарата Г = 1,8# Г тахН =1,8-38 -- 3,479-38-- =1,12 с; V EJg V2-Ю5-0,249-9,81 для минимального веса аппарата

Т = 1,8# р ™ "я =1,8-38 I Ш ' 38 — =0,55 с. V EJg "V2-10 -0,249-9,81 Для VII географического района СНГ нормативное значение ветрового напора q0 = 0,085-10-2 МН/м2. Коэффициент, учитывающий изменение скоростного напора ветра по высоте аппарата 0, = (0 , 1 х,-)0>32, для нашего случая будет иметь значения: 1-йучасток

(х, = 34 м)

0] = 1,48;

2-йучасток

(х2 = 25 м)

02 = 1,34;

3-йучасток

(х3 = 15 м)

03 = 1,14;

4-йучасток

(х4 = 5 м)

04 = 1.

Скоростной напор ветра на разных участках qt = 0,^о = 0^о = 1,48-0,О85-1О“2= 0,1258-Ю-2 МН/м2;

q2 = 02?о = 1,34 0,085-Ю-2= 0,1139-Ю-2 МН/м2; 4з = 9зqo = 1,14-0,085-10-2 = 0,0969-10-2 МН/м2; ?4 = Яо = 0,085-10-2 М Н/м2.

Коэффициент пульсации ветрового напора в зависимости от высоты середины участка находим по графику на рис. 1 .2 1 ;

По формуле р, = 1 + гть где (см. рис. 1.20) е = 1,75 при Т= 1 ,1 2 с; е = 1,5 при Т= 0,55 с, находим коэффициент увеличения скоро­ стного напора: ♦ для максимального веса аппарата Pi = 1 + 1,75-0,32 = 1,56; р2 = 1 + 1,75-0,335 = 1,59; р3 = р4 = 1 + + 1,75-0,35 = 1,61; ♦ для минимального веса р! = 1 + 1,5-0,32 = 1,48; р2 = 1 + 1,5-0,335 = 1,5; р3 = р4 = 1 + 1,5-0,35 = 1,53. Сила ветровой нагрузки, действующей на каждый участок ап­ парата, определяется по (1.98): Л =о,бр,4;АА> где £)„ = 3,54 м —диаметр аппарата с учетом теплоизоляции: ♦ при максимальном весе аппарата Pj = 0,6-1,56-0,1258-10-2-3,54-8 = 3,33-Ю" 2 МН;

Р2 = 0,6-1,59-0,1139-10-2-3,54-10 = 3,85-10~2 МН; Ръ = 0,6-1,61-0,0969-10-2-3,54-10 = 3,31 10- 2 МН; Р4 = 0,6-1,61-0,085 10-2-3,54-10 = 2,90-10-2МН; ♦ при минимальном весе аппарата Л = 0,6-1,48-0,1258-10-2-3,54-8 = ЗДб-Ю" 2 МН;

Р2 = 0,6-1,50-0,1139-10-2-3,54-10 = 3,63 10- 2 МН; Ръ = 0,6-1,53-0,0969-10~2-3,54-10 = 3,15-Ю-2 МН; Рл = 0,6-1,53-0,085-10-2-3,54-10 = 2,76 10- 2 МН. Изгибающий момент от ветровой нагрузки относительно ос­ нования аппарата определяем по (1.96): П Мв = (х, - х 0) (для рассматриваемого случая Xq = 0): / =i ♦ при максимальном весе аппарата Мв1 = 3,33-10-2-34 = 1,132 МН-м;

Мв2 = 3,85-10-2-25 = 0,963 МН-м; МвЪ= 3,31-10-2 15 = 0,496 МН-м;

Мв4 = 2,90-10-2-5 = 0,145 МН-м, а также суммарный ветровой момент М. max = 1,132 + 0 ,9 6 3 + 0 ,4 9 6 + 0 ,1 4 5 = 2 ,7 3 6 МН-м; при минимальном весе аппарата М в1 = 3,16-10-2-34 = 1,074 МН-м; М в2 = 3,63-10-2-25 = 0,907 МН-м; М в3 = 3,15-10-2-15 = 0,473 МН-м; М в4 = 2,76-10-2-5 = 0,138 МН-м, а также суммарный ветровой момент

Мв mjn = 1,074 + 0,907 + 0,473 + 0,138 = 2,592 МН-м. Найдем ветровой момент при максимальном весе аппарата отно­ сительно сварного шва, соединяющего корпус аппарата с опорной П обечайкой, воспользовавшись формулой М ъо тах = (х,- - х 0), <= i где для рассматриваемого случая Хо = 5 м: Л/', = 3,33-10~2(34-5) = 0,966 МН-м;

М'в2 =3,85-10~2(25-5) =0,77 МН-м; М'вj = 3,31-10~2(15-5) = 0,331 МН-м, а также суммарный ветровой момент

Мты =0,966+0,77+0,331 = 2,067 МН-м. Зная изгибающие моменты от ветровой нагрузки и приняв толщину стенки опорной обечайки равной толщине стенки кор­ пуса аппарата (S ' = S = 20 мм), проверим ее на прочность от на­ пряжений сжатия и изгиба по (1.106): ‘

G 4М - [. (В + * ) - ! ( S - C K) \ (D+ s f l s - c .) - ф101-

ст= ____________ ЗД79____________ СТ [3,14 (3,2 + 0,02) - 0,5] (0,02 - 0,001)

____________________ 4-2,736__= З Д 4 ( 3 ,2 + 0,02 )2(0,02 - 0,001) ~

= 36,74 < ф [ст]= 0,7-140 = 98 МПа, где d — диаметр отверстия под лаз; принимаем d = 0,5 м.

Принимаем толщину стенки опорной обечайки 20 мм как удовлетворяющую условиям прочности. Проверим устойчивость формы цилиндрической опоры аппа­ рата по (1.107): стс + °и ^

19,05 | 17,69 ^

К М." 140 170

Устойчивость обеспечена. Проверим прочность сварного шва, соединяющего опорную обечайку с корпусом аппарата, по (1.118): _

________ finax__________ | _________ 4.Д/тах_______ < г

1

т“ фm* ( D + S ) ( S - C K) + vmK(D + s ) \ s - c K) - [ Jc' 3,479 + 0,7-3,14(3,2 +0,02) (0,02-0,001) +-------- ------------- = 44,96 МПа <[ol =140 МПа. 0,7 -3,14(3,2 + 0,02) 2(0,02 —0,001) Прочность сварного шва обеспечена. Выберем размеры нижнего опорного кольца: ♦ внутренний диаметр по (1.108)

D2 = D - 0,06 = 3,2 - 0,06 = 3,14 м; ♦ наружный диаметр по (1.109) D{ = D +2S + 0,2 = 3,2 + 2-0,02 + 0,2 = 3,44 м. Диаметр болтовой окружности £)6 рассчитаем по (1.111), так как *4 > 30 мм: D6 = D + 2S' + 4d6 = 3,2 + 2-0,02 + 4-0,036 = 3,38 м, где d6 = 36 мм взято из следующего ниже расчета. Опорную площадь кольца рассчитаем по ( 1 . 1 1 2 ): 3,14--- F = - (Я 2 -1>22) = ^ (3,442 -3,142) = 1,55 ] 4V 1 z/ 4 момент сопротивления опорной площади кольца - по (1.113)

Проверим прочность фундамента под опорным кольцом по (1.114):

М„

-+■


, ^ А/ГГ1 ^

,,,,п

где д0 = 14 МПа для бетона марки 200 (табл. 1.8). С целью расчета диаметра фундаментных болтов проверим ус­ тойчивость аппарата от опрокидывания, для чего найдем мини­ мальное напряжение под опорным кольцом по (1.119): *min

F

М ъmin _0,83 2,592 W “ 155 ' 1,34

-1,39 МПа.

Так как amin< 0, установка фундаментных болтов обязательна. Расчетный внутренний диаметр резьбы фундаментных болтов определяем по ( 1 . 120 ): ■Хб

М,в min -0,44GminJ)6 = 2 7 12,592-0,44-0,8Т зЖ _ 0023 м 32-170-3,38

где z —число болтов; принимаем кратное четырем — 32 болта. Согласно рекомендациям [4.2], для аппаратов с D > 2,2 м должно выполняться условие d6 > 36 мм; принимаем фундамент­ ные болты М36х4. Проектируем опорный узел типа «б» (рис. 1.25) и толщину нижнего опорного кольца рассчитываем по (1.116): 4м , г

■S', > max х А

-+ С; 1,550

где для нашего случая _ Dx -{D + 2 S ) _ 3,44-(3,2+ 2 -0,02 ) _ рд ^

Xi = 0,95 (рис. 1.26) при принятом числе болтов 32. Тогда ' 4 '2 ,736_-1-3)479 5. =0,95-0,11— ------- + 0,002=0,03 м. 1 ’ || 3,38-0,15-140 Другое значение Si = 1,5£ 0 = 1,5-0,02 = 0,03 м. Принимаем 5, — —0,03 м. Толщину верхнего опорного кольца S2 вычисляем по (1.117):

S 2 >шах

XJ ^ +C;W

где для нашего случая при Ь5= 0,22 м, d= 0,05 м%2= 1,Ы (рис. 1.27), Аъ = 7,45-Ю-4 м2, следовательно, с . . . 0,000745-170 , п п м £•, = 1,14, —-------- ь0,002 = 0,036 м. 2 V 140 Другое значение S2 = 1 ,5£0 = 1,5-0,2 = 0,03 м. Принимаем S2 = — 0,036 м. Толщину ребра S4 определяем по (1.121):

Ч

ж

+С;0'4*'

♦ первое значение с 0,000745-170 , „ Лт _ Л1 S4 = —-------- h0,001 = 0,01 м; 4 1-0,1-140 ♦ второе значение

S4 = 0,4-0,03 = 0,012 м. Принимаем толщину ребра S4 = 0,012 м = 12 мм.

4.4. Расчет сушильных аппаратов Сушка —процесс удаления влаги из твердого ма­ териала путем ее испарения и отвода образовавшихся паров. По способу подвода теплоты к высушиваемому материалу различают следующие виды сушки: ♦ конвективную —с передачей теплоты материалу за счет его непо­ средственного контакта с сушильным агентом (нагретым возду­ хом, топочными и другими газами); ♦ контактную (кондуктивную) —с передачей теплоты материалу че­ рез разделяющую их стенку; ♦ радиационную — с передачей теплоты материалу инфракрасным излучением; ♦ диэлектрическую, заключающуюся в обработке материала токами высокой частоты; ♦ сублимационную, при которой высушивание материала осущест­ вляется в замороженном состоянии при глубоком вакууме. В химической промышленности наиболее часто применяют конвективную и кондуктивную сушки. Выбор типа сушилки существенно зависит от характеристики высушиваемого материала. С этой точки зрения рекомендуется ориентировочно выбирать тип сушилки по данным, приведен­ ным в табл. 4.8. Основные расчетные соотношения

Расчет сушильных аппаратов выполняют в следующей после­ довательности: ♦ составляют материальный баланс по требуемой производитель­ ности и определяют количество испаряемой влаги; ♦ составляют тепловой баланс и находят требуемое количество теп­ лоты, расход топлива, пара, сушильного агента и т.д.; ♦ определяют необходимую площадь поверхности тепло- и массообмена, обеспечивающую заданную производительность су­ шилки; ♦ по площади поверхности тепло- и массообмена находят габариты сушильной камеры и определяют необходимое число сушильных аппаратов.

Т а б л и ц а 4.8. Классификация применения сушильных аппаратов в зависимости от основных свойств высушиваемых материалов

0

0

5

5

5

5

0

Полочный ва­ куумный

5

0

0

5

5

5

5

3

Распылитель­ ный с центро­ бежным рас­ пылом

5

5

5

0

0

0

3

5

5

3

0

0

0

5

3

0

0

0

3

5

5

3

5

То же с фор­ суночным распылом Вальцовый

Барабанный: вращающийся 0 с грану­ лированием 0

Ц

« &S- 3 « Б 3 cd Я о,

Более 60 мин

5

cd С

!

2 & C Q 9о °ю U гг

1

3

0

0

0

0

0

0

0

3

5

5

5

5

5

5

5

5

0

0

0

3

5

5

5

5

5

5

5

3

3

5

5

0

0

0

0

3

5

5

5

5

5

3

3

5

5

0

0

0

0

5

3

3

5

5

0

0

0

0

0

5

3

0

0

0

5

5

3

5

3

3

3 , 3

0

0

0

0

0

3

5

5

0

3

5

3

3

5

3

0

0

0

0

0

0

0

3

5

0

Менее 100

Полочный

cd

9

s 5

с

1

5 и

3

5

5

5

5

5

5

5

5

0

3

5

3

0

0

и

ё о

« С

X

X X о

5 и

3

5

5

3

3

5

5

5

3

5

5

5

5

3

3

3

0

5

0

3

5

1

« 2X

X 5Е о0 V 1 О

о0 8

(4 С

«

X S Z сч ш1 о"

Менее 50

I

г § к

1

§ 5о <и

вакуумный

5

5

0

3

5

3

0

0

5

5

5

0

5

0

3

5

5

5

5

0

0

0

3

5

0

Роторный: барабанный вакуумный

5 5

5 5

0 0

0 0

5 5

5 5

3 5

0 3

0 5

3 5

5 5

0 3

5 5

0 5

5 5

5 5

5 5

5 5

5 5

0 0

0 0

3 0

5 3

5 5

0 5

Глава 4. Массообменные аппараты

!

|

1

К

S

X

§С *)

S S

2-20 мин

Допустимая температура нагрева, °С

Я X Я О.

Менее 0,5 мм

Сыпучий 0,5-5 мм

8

Менее 0,75 мм

Сушильный аппарат

§

Требуемое время сушки

Технологическая характеристика материалов

3-30 с

0О)

Агрегатное состояние ма­ териала

0,3-3 с

Производство

g

5

5

3

5

5

5

0

0

3

5

5

3

5

5

5

0

5

5

5

0

0

3

5

3

0

0

0

0

5

5

5

3

3

5

5

3

5

3

5

3

3

5

3

0

0

0

3

5

0

5

3

5

5

0

3

0

5

5

5

3

5

5

3

3

0

0

3

0

0

0

3

5

0

Вальцелен­ точный

5

5

3

0

0

0

5

0

0

5

5

5

5

5

5

3

0

0

3

0

0

0

3

5

0

Вибрацион­ ный

5

5

0

0

5

5

0

0

3

5

5

5

5

3

3

5

5

0

0

0

0

5

5

5

0

Псевдоожиженногослоя

5

5

5

3

5

3

3

0

3

5

5

0

5

0

3

3

3

5

3

0

0

3

5

5

0

Тоже с инертным но­ сителем

5

3

0

0

0

0

5

5

3

5

5

3

5

0

5

5

5

5

3

5

5

0

0

0

Фонтаниру­ ющего слоя

5

5

0

0

5

5

5

5

3

5

5

0

5

0

3

5

5

5

3

0

0

3

5

5

0

Вихревого слоя

5

5

0

0

5

5

3

0

3

5

5

0

5

0

0

5

5

5

5

3

3

5

0

0

0

Трубный пневматиче­ ский

0

5 •

5

0

5

5

3

0

3

5

5

5

0

5

5

3

5

5

5

3

5

0

0

0

0

То же с из­ мельчением

5

5

5

5

0

0

0

0

3

5

5

0

5

5

3

5

5

5

3

5

3

0

0

0

0

Циклонный комбиниро­ ванный

5

5

0

0

5

5

3

0

3

5

5

0

5

3

3

5

5

5

5

3

5

0

0

0

0

Спиральный

5

5

0

0

5

5

3

0

3

5

5

0

5

0

3

5

5

5

5

5

5

0

0

0

0

Струйный

0

5

5

0

3

5

5

0

3

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

0

0

0

0

Со встречными закрученными потоками

5

5

5

0

0

5

3

0

3

5

5

0

5

0

5

5

5

3

3

5

3

0

0

0

0

3

П р и м е ч а н и я . 1. О б о з н а ч е н и я : б а л л « О » — с у ш и л к а н е п р и м е н я е т с я ; б а л л « 3 » — п р и м е н е н и е с у ш и л к и д о п у с т и м о с д о п о л ­ н и т е л ь н о й п о д г о т о в к о й м а т е р и а л а и л и п р и и з м е н е н и и е е к о н с т р у к ц и и ; « 5 » — с у ш и л к а р е к о м е н д у е т с я к п р и м е н е н и ю . 2 . В ы б о р т и п а а п п а р а т а о п р е д е л я е т с я м а к с и м а л ь н о й с у м м о й б а л л о в « 3 + 5 » в с т р о к е .

а п п а р а т о в

5 5

су ш и л ь н ы х

Шнековый Ленточный

4 .4 . Р а с ч е т

Роторный ка­ мерный

Материальный баланс. К о л и ч ес тв о удаляемой в л аги W, к г /ч , определяю т из ур ав нени я м атериального баланса

(w, - w 2) W=G. V ----- --

(4.59)

( l - » 2) и л и W = G-^iw^ — w2),

(4 .6 0 )

где Gb G2—производительность с у ш и л к и по и схо д н о м у в лаж ном у и п о вы суш енном у пр о д укту, к г /ч ; w b w 2 — начальная и к о н е ч н а я в л аж н о сти м атериала, масс. доля. П роизводительность по и схо д н о м у в л аж н о м у м атериалу

Gi = G2+W.

(4 .6 1 ) Е сли н е т п отери массы абсолю тно сухого м атериала Gc п р и с у ш к е , то (?c = G 1( 1 - w 1) = G 2 ( 1 - w 2), откуд а

с >

(4 .6 2 )

<4'63>

Тепловойбаланс. Е сл и н а о с н о в а н и и о пы тны х д анны х известен р е ж и м процесса с у ш к и , то из тепл ов ого баланса м о ж н о опреде­ л и ть расход теплоты н а с у ш к у и соответственно расход топлива, эл е ктр о э н ер ги и , пара, газа. Д л я непреры в но д ейств ую щ их с у ш и ­ л о к рассчиты ваю т часовой расход теплоты , для с у ш и л о к п ер и о д и ­ ч е с ко го действия — расход теплоты н а о д и н ц и к л с у ш к и . С ум м ар ны й расход теплоты в с у ш и л ке <2сум = <2исп + Qu + Q„ + Qn + Qt (4 .64 ) О пределим последовательно слагаемы е (4 .6 4 ): ♦ расход теплоты , к Д ж /ч , на и сп а р е н и е ж и д к о с т и (в л аги ) и нагрева­ н и е материала Q „ c n = ^ (4 - 4 )-

(4.65)

В случае воды (Зисп = 4,19 (595 + 0,49 t2- QJ, (4 .66 ) где / п — энтал ь пи я перегретого пара ж и д к о с т и п р и тем пературе о т­ х о д я щ и х газов; / ж — энтал ь пи я ж и д к о с т и п р и начальной тем пера-

туре материала; t2— тем пература о тхо д я щ и х газов, К ; 0 ] — начал ь ­ ная тем пература м атериала, К ; ♦ расход теплоты н а нагревание в ы суш енно го материала

<2м= с 2с м (е 2- е.),

(4 .6 7 )

где 02— тем п ература материала, уход ящ его из с уш и л ь н о й кам ер ы , К ; см — теп л о ем ко сть вы суш енного м атериала, к Д ж / ( к г - К ) ; ♦ потери теплоты с уш и л к о й в о кр у ж а ю щ у ю среду (4 .6 8 ) Qn = KFnc(tcp - о , где К - ко э ф ф и ц и е н т теплопередачи через с те н к у с у ш и л к и , В т /(м 2 К ) ; Fnc—н а р у ж н а я поверхность с у ш и л ки ; tcp— средняя те м ­ пература в с уш и л ке, К ; t0 — тем пература о кр у ж а ю щ е й среды, К . Теплоизоляцию с уш и л ки подбираю т та к, чтобы температура н а ­ р уж н о й с те н ки не превышала 4 0 —50 °С (313—323 К ) . Д о определения максим альной поверхности с уш и л ки м о ж н о пр и б л и ж енно при ня ть удельные потери теплоты в окруж аю щ ую среду дп= 125—420 к Д ж на 1 к г испарени й влаги в зависимости о т влаж ности м атериала (м ень­ ш ее значение п р и н и м а ю т для вы соковлажны х материалов); ♦ расход теплоты н а д егид ратац и ю , р азр уш ение э н е р ги и связи с м а ­ териалом и д руги е энд о тер м и чески е процессы (4 .6 9 ) £?Д где qa - средняя удельная теплота д еги д р атац и и , о тн ес е н н ая к 1 к г готового (с ух о го ) продукта; ♦ расход теплоты QTн а нагревани е дополни тел ь но вводимы х сред (пара, с ж а то го воздуха) и устройств определяю т с учетом к о н к р е т ­ ны х сред и к о н с тр у кти в н ы х особенностей с у ш и л ки . Н а п р и м е р , для л ен то ч н ы х с у ш и л о к непреры вного действия QT= 0. Количество теплоносителей. П р и к о н в е к ти в н о й с у ш ке расход газоо бразного теп л оно си тел я определяю т из теплового баланса с у ш и л ки . Расход суш и л ь н о го агента (сухого газа) L, к г /ч ,

где / | , /2— энтальпия газа соответственно н а входе и выходе аппарата,

где хъ х2 — влагосодерж ания газа соответственно н а входе в суш и л ь н у ю кам еру и н а выходе из нее в расчете на 1 к г абсолю тно су­ х и х газов, к г. И н о гд а в расчетах процесса с у ш к и и спользую т п о н я ти е удель­ н о го расхода абсолю тно сухого газа /уд ■(в ки л о гр а м м а х абсолю тно сухого газа н а 1 к г и спар я ем о й влаги)

=w W = 'T~L (.х 2 - х -,\ )-

<4 7 2 )

О тсю да наход им влагосодерж ание воздуха после с у ш и л к и

(4.73)

x 2 = x x+ W / L .

С р е д н и й объемны й расход воздуха в с уш и л ке (в м 3/ч )

и=

III - х) V_ \

(4.74)

Р

где х, р — соответственно влагосодерж ание и плотность газа при средней тем пературе t = (t]+t2)/2 . Е сл и для н агревани я воздуха использую т паров ой калориф ер, то расход пара D„, к г /ч , в н ем составит

D. = ^ - ! ---- (4.75) “

к л ,-/.)]

где /„ , / к — энтальпия соответственно пара и конденсата; г| — ко эф ­ ф и ц и е н т п ол езн ого использования теплоты в калориф ере. П р и к о н т а к тн о м подводе теплоты к вы суш иваем ом у м атери а­ лу, н ап р и м ер через тепловую р у б а ш ку аппар ата от пара, расход его определяется из следую щ его с о о тн о ш е н и я

Оп = ,

,,

(4.76)

[л р (Л -Л )]' где rip — ко э ф ф и ц и ен т и спользования теплоты в р у б аш ке суш и ль ­ н о го аппарата.

Поверхность тепло- и массообмена и габаритные размеры су­ шильной камеры. П л о щ ад ь п ов ерхн ости м атериала обусловлена его ф орм ой, методом с у ш к и и тр ан с п о р ти р о в ан и я пр о д укта через с у ш и л к у , способом подвода теплоты и т.д. Н а п р и м е р , п р и к о н -

д у кти в н о й с у ш к е она равна рабочей поверхности обогреваем ого вальца, п р и с у ш к е и нф р акр асны м и л учам и - пов ерхн ости облу­ че н и я м атериала, п р и ко н в е к ти в н о й с у ш ке — п ов ерхн ости м а те ­ риала, ом ы ваем ой суш ильны м агентом . Габаритны е размеры с у ш и л ки определяю т исходя из п л о щ ад и поверхн ости м атериала, через кото рую пр о и схо д и т перенос т е п ­ лоты и и сп а р е н и я влаги, или соответственно длительность с у ш к и материала. Д л я л ю б о й с у ш и л ки справедливо с о о тн о ш е н и е т = — » ------- ^ -------- , Fr 0,5 (Gj + G 2)

(4 .7 7 )

где т — среднее интегральное время пребы вания м атериала в зоне с уш ки , ч; F — площ адь поверхности материала, находящ егося в зоне с у ш к и , через ко то р ую прои схо д ит те п л о - и м ассообм ен, м 2; Fr — поверхность м атериала, проходящ его через зо н у с у ш к и в е д и н и ц у врем ени, м 2/ч ; Gu — масса м атериала, однов рем енно н а хо д я щ его ­ ся в зоне с у ш к и (за п о л н е н и е с у ш и л к и ), к г . Если и звестен ко эф ф и ц и ен т теплоотдачи о т горя ч его с уш и л ь ­ н о го а ген та к части ц ам материала, то время с у ш к и м о ж н о опреде­ лить и з ур ав н е н и я Х = ~a FГrAtcp ^ ’

<4 J 8 >

где Q —теп л ов ой п о т о к , передаваемы й суш и ль ны м а ге н то м м ате­ риалу, Вт; а — к о э ф ф и ц и е н т теплоотдачи от го р я ч его те п л о н о с и ­ теля к ч а с т и ц а м м атериала, В т /( м 2 К ) ; Л/ср — средняя разно сть те м ­ ператур м е ж д у м атериалом и суш ильны м а ген то м , р а ссч и тан н ая п о (3 .4 ) и л и (3 .5 ). В бо л ь ш и нств е случаев длительность с у ш к и и з -з а с л о ж н о с ти то ч н о го м а те м а ти ч е с ко го о п и с а н и я рассчиты ваю т п о п р и б л и ­ ж е н н ы м кр и те р и ал ь н ы м у р а в н е н и я м , п о л у ч е н н ы м п о результа­ та м и с п ы та н и й н а п р о м ы ш л ен н ы х и л и модельны х у стан о в ка х . П р о д о л ж и те л ь н о с ть с у ш к и зав и си т от усл ов и й подвода теплоты и м и гр а ц и и в л аги и теплоты в н утр и тела. В о д н о м случае д о м и н и ­ р у ю щ и м ф а кто р о м является в н е ш н и е т е п л о - и м а с со о б м е н , в д ругом все за в и с и т о т и н те н с и в н о с ти п р о т е к а н и я п р о ц е с с а п е р е ­ н о с а тепл оты и массы в н утр и тела, ко гд а зн ач и тел ь н ы град и енты

тем пературы и в л аж ности в нутри м атериала. Д л я э ти х двух случа­ ев р еком енд ую тся различны е методы и н ж е н е р н ы х расчетов су­ ш и л ь н о го аппарата. Р ассм отрим случаи, когд а д о м и н и р у ю щ и м ф а кто р о м является в н е ш н и й те п л о - и м ассообм ен. Расчет барабанных сушилок Барабанны е с у ш и л ки о тн о ся тся к классу к о н в е к ­ ти в н ы х и находят ш и р о к о е п р и м е н е н и е во м н о ги х отраслях п р о ­ м ы ш л ен н о сти . О н и использую тся, к а к прав ило , в к р у п н о т о н н а ж ­ н ы х производствах и отличаю тся эко н о м и ч н о с ть ю и вы сокой н а ­ д еж ность ю в э кс п л уа та ц и и . Барабанны е с у ш и л к и м о гут иметь д иам етр до 3 м и д л и ну до 40 м. Т и п и ч н а я к о н с т р у к ц и я барабан­ н о й с у ш и л к и приведена н а рис. 4.14.

Рис. 4.14. Барабанная сушилка:

1—наклонный лоток; 2 —загрузочная камера; 3 —о п ор н ая рама; 4—мотор-редук­ тор; 5—опорно-упорная станция; 6 —разгрузочная камера; 7 — кольцевая наклад­ ка; <5*—барабан;

9 —зубчатый венец; 10—бандаж; 11 —приемно-винтовая насадка; 7 2 - лопастная насадка; 13—секторная насадка

В н у тр и ко р п у с а закреплены различны е н а с а д ки , п р е д н а зн а ­ ченны е для п е р е м еш и в ан и я вы суш иваем ого м атериала. Ф о р м а н асад ки д о л ж н а соответствовать свойствам в ы суш иваем ого м а те ­ риала. Е сл и свойства материала и зм ен я ю тся в п роцессе с у ш к и , то ф орму н а са д ки п р и н и м а ю т р а зн о й по дл и не барабана. Н а и б о л е е распространен ны е к о н с т р у к ц и и насад о к барабанов п о ка за н ы на рис. 4.15.

Р и с. 4.15. Схемы насадок барабанных сушилок:

а —приемно-распределительная винтовая; б, в, г, ж - подъемно1лопастные; д , з, и —секторные; е —с прямыми самоочищающимися лопастями

Т е х н и ч е с к и е х а р а кте р и с ти ки суш ильны х барабанны х а п п а р а ­ тов, вы пускаем ы х п ром ы ш л енно стью , представлены в табл. 4 .9 . Т а б л и ц а 4.9. Технические характеристики сушильных барабанных аппаратов Условное обозначение сушилки БН 0,5-2,5 НУ-01 БН 1-4 НУ-01 БН 1-6 НУ-02 БН 1,2-6 НУ-01

Наружный диаметр и длина барабана, мм А,

/о

500

2500

Частота вра­ щения бара­ бана, мин-1

Мощность электродвига­ теля, кВт

4,62

0,75

4000 3,8/4,8/6

1000

6000 1200

6000

4,08/5,1/8,1 4,8/5,7/7,5

Продолжение табл. 4.9 Условное обозначение сушилки

Наружный диаметр и длина барабана, мм

4.

БН 1,2-8 НУ-02 БН 1,2-10 НУ-ОЗ

1600

8000

3,18/4,32/6,42

2000

12000

БН 2,2-10 НУ-ОЗ

10000 12000

16000 2500

14000 24/37,5/55/75 14000

2800

16000 1,98/3/4,02/6

БН 2,8-20 НУ-ОЗ

БН 3,0-20 НУ-ОЗ

24/26/31,5

14000

БН 2,8-14 НУ-ОЗ

БН 3,0-18 НУ-ОЗ

3,18/4,32/6,42

2 200

БН 2,2-16 НУ-ОЗ

БН 2,8-16 НУ-ОЗ

17,9/19,9/25

10000

БН 2,0-12 НУ-ОЗ

БН 2,5-14 НУ-ОЗ

13,2/16,4/18,4

10000

БН 2,0-8 НУ-ОЗ

БН 2,2-14 НУ-ОЗ

4,8/5,7/7,5

8000

12000

БН 2,2-12 НУ-ОЗ

4,08/5,1/8,1 10000

БН 1,6-12 НУ-ОЗ

БН 2,0-10 НУ-ОЗ

Мощность электродвига­ теля, кВт

8000 1200

БН 1,6-8 НУ-01 БН 1,6-10 НУ-02

/0

Частота вра­ щения бара­ бана, мин-1

32/50/72/100

20000

18000 3000

40/62,5/90/125 20000

Окончание табл. 4.9 Условное обозначение сушилки БН 3,2-18 НУ-ОЗ БН 3,2-22 НУ-ОЗ

Наружный диаметр и длина барабана, мм

4.

Мощность электродвига­ теля, кВт

18000 3200

50/75/100/150 22000

БН 3,5-18 НУ-ОЗ БН 3,5-22 НУ-ОЗ

/0

Частота вра­ щения бара­ бана, мин-1

1,98/3/4,02/6

18000 3500

БН 3,5-27 НУ-01

60/90/120/200

22000

27000

Р ассчитать барабанную с у ш и л ку через ко эф ф и ц и ен ты те п л о и м ассопередачи очень слож но. Д о с та то ч н о достоверны е резуль­ таты дает и спользование в расчетах п оказател я и н те н с и в н о с ти процесса с у ш к и , назы ваем ого н а п р я ж е н и е м рабочего объема п о и сп аряем ой влаге Ау, к г /м 3ч, ко то р ы й показы вает массу влаги, и сп а р я ю щ ей с я и з ед ини ц ы объема с у ш и л к и в е д и н и ц у врем ени и з вы суш иваем ого м атериала п р и определенны х тем пературны х у с ­ ловиях. З н ая Av, м о ж н о н а й ти р а б о ч и й объем барабана

V6 = W /A V. (4 .7 9 ) З н ач ен и я Avдля более о бщ его случая м о ж н о н а й т и в табл. 4.10. Т а б л и ц а 4.10. Зависимость Д,, кг/(м3 ч), от влажности материала Температура сушильного агента на входе в барабан Г0 , °С 80-1.50

Влажность материала

w 0,

%

Менее 10

10-40

Более 40

1-8

6-15

10-20

30-50

15-40

15-30

25-60

50-75

400-650

20-40

30-90

80-120

650-1000

30-60

50-100

оо о 1

;-

10-20

150-400

оо О

150-250

Более то чн ы е зн ач ен и я Av для не ко то р ы х ко н к р е тн ы х м ате­ риалов приведены в табл. 4.11.

О

О

Глина: простая огнеупорная Известняк

Размер час­ тиц, мм

сон, %

сок, %

22

600-700 800-1000

t2, °С

AVJ кг/(м3-ч)

Тип (параметры) внутрен­ них распределительных систем барабана

Подъемно-лопастная

800

120

50-60 60 45-65 30-40

15

550

120

50-60

Распределительная

4,3-3,7

0,05

840

100

80-88

Распределительная и пере­ валочная

6,0

0,5

730

15,0

2,0

120

60

12

10-12

1-3

270-350

95-100

20-30

Подъемно-лопастная сек­ торная ( * /= 1,6 м, / = 14м)

0-40

38

12

500-600

100

45-60

Подъемно-лопастная

9,0 30

0,6

0-10

10-15

800-1000 430

60 150-200

32-40 40-65

Подъемно-лопастная —«—

-

50

20

450

100

75

—«—

0-15

10-15

0-20

8-10

Инфузорная земля

-

40

Песок

-

Руда: железная (магнито­ горская) марганцевая

0-50 2,5

Железной колчедан

-

Сланцы Уголь: каменный бурый

0

65

Подъемно-лопастная Распределительная

Глава 4. Массообменные аппараты

1000

80-100 70-80 80

5 0,7 1,5 0,5

Торф фрезерный

ио

Материал

А, кг/(м3-ч)

Тип (параметры) внутрен­ них распределительных систем барабана

600

100

45-60

Подъемно-лопастная

1

220

105

0,5-4,0

Подъемно-лопастная сек­ торная

8-12

1,5

350

110

13-20

То же

1-4

3-4

1

200

90

8-10

—«—

1-4

14-18

2,5-3,0

550-600

120

60-80

Преципитат

-

55-57

-

500-700

120-130

28-33

Подъемно-лопастная сек­ торная (d= 3,2 м, /= 2 2 м)

Сульфат аммония

-

3,5

0,4

82

-

4-5

Подъемно-лопастная

Хлорид бария

-

5,6

1,2

109

-

1,0 - 2,0

—«—

Фторид алюминия

-

48-50

3-5,5

750

220-250

18

Соль поваренная

-

4-6

0,2

100-200

-

7,2

Подъемно-лопастная

Пшеница

-

20

14

150-200

50-80

20-30

Распределительная

Жом свекловичный

-

84

12

750

100-125

185

сон, %

сок, %

Фосфориты

-

6,0

0,5

Нитрофоска

0,5-4,0

-

Аммофос

1-4

Диаммофос Суперфосфат гра­ нулированный

С

Подъемно-лопастная секторная ( d = 2,8 м, /= 14 м)

Подъемно-лопастная и секторная (п = 3 об/мин)

4.4. Расчет сушильных аппаратов

/2,° С

Размер час­ тиц, мм

Материал

Е сли и зв естна д опустим ая скорость газа н а выходе и з барабан­ н о й с у ш и л к и , то требуемы й в н у тр е н н и й д и ам етр барабана, м , рас­ считы вается п о ф ормуле

D=

4о.

(4 .8 0 )

я(1- Рм)(0 Г

где ок — объ ем ны й расход суш и л ь ного агента в условиях выхода, м 3/с ; рм = 0 ,1 5 —0 ,3 5 - ко эф ф и ц и ен т зап о л н ен и я барабана материалом; сог — д опустим ая скорость газа н а выходе и з барабана (табл. 4 .1 2 ). Т а б л и ц а 4.12. Зависимость максимально допустимой скорости газов от разме­ ров и плотности частиц Плотность час­ тиц материа­ ла, кг/м3

Максимально допустимая скорость газов, м/с, при сред_________________ нем размере частиц, мм_________________ Менее 0,3

0 ,3-2 ,0

600

0,5

0 ,5-1 ,0

1,0-3,0

1500

2,0-5,0

5,0-8,0

2000

2,0 3,0

3,0-7,5

8,0

2500

4,0

4,0-10

10

Более 2500

5,0

5,0-12

13

Более 2,0

П о объему барабана и его д и ам етру нахо дят расчетную дл и ну барабана /« = -

4^б kD 2

(4 .8 1 )

Н а р у ж н ы й д иам етр барабана

D„ = D+ 28ст, где 8СТ — т о л щ и н а стальной с т е н к и о б е ч а й ки барабана, к а к п рав и ­ ло, зави сящ ая от габаритов с у ш и л к и , м; п р и необход им ости на с тен ке закрепл яется ф утеровка т о л щ и н о й , зав и ся щ ей от тем пера­ туры с уш и л ь н о го агента и п р и н и м а ем ая в интервале 0 , 1—0,2 м. П о л уч ен н ы е зн ач ен и я /б и DHо кр у гл я ю т до б л и ж а й ш и х разм е­ ров ти п о в о й с у ш и л к и по д анны м табл. 4.9. О т н о ш е н и е длины ба­ рабана к д и ам етру обы чно л е ж и т в пределах l6/D = 3,5 — 7. П о сл е вы бора ти п о в о й с у ш и л к и рассчиты ваю т уто ч ненн о е зн ач ен и е д ействительной ско р о с ти п о т о ка воздуха в сечении б а -

рабана и о ц ен и в аю т ее допустим ость в соответствии с д а н н ы м и табл. 4.12. Врем я пребы вания м атериала в барабане, соответствую щ ее требуем ом у врем ени с уш ки : т= ^ Ц

(4 .82 )

«м

• где рм = 0,15 — 0 ,35 — ко эф ф и ц и ен т зап о л н ен и я барабана м атериа­ лом ; и м — объемны й расход материала через с у ш и л к у , м 3/с . Д л я расчета частоты в р ащ ени я барабана барабанны х с у ш и л о к с п од ъ ем н о -л о п астн о й и с екто р н о й насад кам и и спо л ьзую т э м п и ­ ри че с кую ф ормулу

n = Jx D 7 HTtg^a ’

(4 ‘83)

где т , К—ко эф ф и ц и ен ты , зависящ ие о т т и п а н а са д ки и направле­ н и я д в и ж е н и я газа; т — время пребы вания м атериала в барабане, м и н ; a — угол н а кл о н а барабана. П р и насадке ти п о в б, в, г, ж (см . рис. 4 .1 5 ) т = 0,6; К> 2 для п р я м о то ч н о го д в и ж е н и я газа и м атериала, К = 0,5 для проти вото­ ка; п р и насад ке т и п а д,з,и —т = 0 ,7 58 — 1,0; К> 0 ,7 для п р я м о то ка , К< 2 для проти в о то ка. У го л н а к л о н а барабана м о ж е т быть р а ссч и тан по формуле

a =

30/к -------- -- 1 Г80

DHnx

+ 0,007со

(4 84)

где со — скорость газов в с уш и л ке, м /с . Е сл и п о л учен н о е значени е а о ка ж е тс я м ен ь ш е 0,5° и ли больш е 6°, то частоту в р а щ е н и я бара­ бана соответственно у м ен ь ш аю т и ли увеличиваю т и расчет повто­ ряю т. М о щ н о с т ь , к В т , затрачиваем ую н а в р а щ е н и е барабана, о р и ен ­ ти р о в о ч н о определяю т по ф ормуле

N = 0,0013 D ^ l6p Ha*n,

(4 .85 )

где ст* — ко э ф ф и ц и е н т, зав и ся щ и й от т и п а н а с а д ки и ко эф ф и ц и ­ ента зап о л н ен и я рм: для п о д ъ ем н о -л о п астн о й на са д ки ст* = 0,038 п р и рм = 0,1 и ст* = 0,071 п р и рм = 0 ,2 5; для с е к т о р н о й н а са д ки ст* = = 0 ,0 13 п р и рм = 0,1 и ст* = 0 ,0 4 4 п р и рм = 0 ,2 5; п —частота вращ е­

н и я барабана, м и н -1 ; рн — н асы п ная плотность вы суш иваем ого м атериала, к г /м 3. Пример 4.3. Подобрать типовую барабанную сушилку. И с х о д н ы е данные. Производительность по готовому продукту С2= 2000 кг/ч. Начальное влагосодержание материала w, = 0,1 кг/кг, конечное — w2 = 0,01 кг/кг, критическое 0,05 кг/кг. Насыпная плот­ ность материала рн = 1500 кг/м3. Коэффициент теплоемкости сухого материала см= 1000 Дж/(кг К). Температура материала на входе в су­ шилку 9( = 15 °С. Температура воздуха на входе в сушилку = 130 °С, на выходе из сушилки 12= 60 °С. Средний размер частиц материала d4 = 2мм. Барометрическое давление П = 105 Па. Принимаем температу­ ру окружающего воздуха t0= 15 °С с относительной влажностью 75 %.

К о л и ч ес тв о удаляемой влаги рассчиты ваю т по (4 .60 ):

W = G2 (w, - w2) = 2000 (0,1 - 0 ,0 1 ) = 180 к г /ч , производительность по и сходном у м атериалу — п о (4 .61 ):
W =

2000 + 180 = 2180 к г /ч .

Д л я опред ел ени я необходим ого расхода воздуха м о ж н о вос­ пользоваться ( к а к о д и н из вариантов р е ш е н и я ) ур ав нени ем удель­ н о го расхода сухого газа, к г /к г ,

l'ya= L /G T, где L — расход абсолю тно сухого газа, к г /ч ; GT— расход абсолю тно сухого м атериала, к г /ч . З н а ч е н и я / ' д вы числяю т п о ф ормуле

1 У А 1f

(-^пк +

#м

+ # с

г }

+ 9 тр

+ 9 ПОТ

0 2 - 9 д о п ) А ^

= - --------------------- -------- : ----- ------------------- -------- >

(4-86)

где / пк — удельная энталь пи я пара п р и к о н е ч н о й тем пературе п а ­ рогазовой см еси, к Д ж /к г ; с г, с ж — ко эф ф и ц и ен ты тепл оем кости соответственно сухого газа и ж и д к о й влаги, к Д ж Д к г - К ) . В л агосод ерж ани е воздуха н а входе в с у ш и л ку x t , к г п а р а /к г су­ хого газа, рассчиты ваю т по ф ормуле _ М п

^ 1

Ф ^нас

м т Я - ф Р нас-

П о с к о л ь к у в л аго сод ерж ани е воздуха п р и п р о х о ж д е н и и через кал ори ф ер не м е н я е тс я, то в п о сл ед ню ю ф орм улу подставляем

п арам етры , соотв етств ую щ и е воздуху, п о с ту п а ю щ е м у в кал о р и фер. Здесь Мп, Мг— молярны е массы пара и газа (для в од яного пара в воздухе, и л и , что п р а кти ч е с ки то ж е , в то п о ч н ы х газах

Мг

^ = — = 0,622); П —общ ее давление п а р о в о зд уш н о й см е29

М вх

си , к г с /с м 2 (для н а ш е го случая П = 1 к г с /с м 2); ср — относи тел ь ная в л аж ность газа на входе в калориф ер в долях; Р нас — давление н а ­ с ы щ е н н о го водяного пара для температуры воздуха (табл. 4 .1 3 ). Т а б л и ц а 4.13. Давление насыщенного водяного пара при температуре от -20 до 100 °С

t,° с -20

19 18 17 16 15 14 13 12 11 10

9 8

7 6

5 4 3 2 -1 0

+1 2

3 4

рл нас» мм рт. ст. 0,772 0,850 0,935 1,027 1,128 1,238 1,357 1,486 1,627 1,780 1,946 2,125 2,321 2,532 2,761 3,008 3,276 3,566 3,879 4,216 4,579 4,93 5,29 5,69 6,10

t,° С 5 6

7 8

9 10 11 12

13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

23 24 25 26 27 28 29

рх нас» мм рт. СТ. 6,54 7,01 7,51 8,05 8,61 9,21 9,84 10,52 11,23 11,99 12,79 13,63 14,53 15,48 16,48 17,54 18,65 19,83 21,07 22,38 23,76 25,21 26,74 28,35 30,04

30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54

П р и м е ч а н и е . 1 ммрт. ст. = 133,3 Па.

рл насJ мм рт. ст. 31,82 33,70 35,66 37,73 39,90 42,18 44,56 47,07 49,65 52,44 55,32 58,34 61,50 64,80 68,26 71,88 75,65 79,60 83,71 88,02

92,51 97,20 102,1

107,2 112,5

Г, °С 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66

67 68

69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79

рл нас’

ММ рт. ст. 118,0 123,8 129,8 136,1 142,6 149,4 156,4 163,8 171,4 179,3 187,5 196,1 205,0 214,2 229,7 233,7 243,9 254,6 265,7 277,2 289,1 301,4 314,1 327,3 341,0

/, °С 80 81 82 83 84 85 86

87 88

89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100

р1 нас? мм рт. ст. 355,1 369,7 384,9 400,6 416,8 433,5 450,9 468,7 487,1 506,1 525,8 546,1 567,0 588,5 610,9 633,9 657,6 682,1 707,3 733,2 760,0

Д л я н а ш е го случая tB0 = 15 °С , Р нас = = 0,0 16 7 к г с /с м 2. Т о гд а Xj = 0 ,6 2 2

12,79 м м рт. ст. =

= 0 ,0 0 7 9 к г / к г сухого воздуха.

Н а ч ал ь н ую энталь пи ю в л аж н о го воздуха (газа) рассчитаем для условий н а ш е го прим ера: г0 = 2493 к Д ж / к г удельная теп л ота и сп ар ен и я влаги п р и 0 °С , к Д ж /к г ; сп = 1,972 к Д ж / ( к г - К ) — ко э ф ф и ц и е н т теп л о е м ко с ти п ар а п р и ty = 130 °С , к Д ж / ( к г - К ) ; сг = 1,015 к Д ж / ( к г - К ) , т.е.

10 = 1,015-130 + (2493 + 1,972-130) 0 ,0 07 9 = 153,67 1Д ж / к г . У дел ьная эн тал ь пи я пара, содер ж ащ егося в воздухе, в к о н ц е процесса / пк = г 0 + c„t2 = 2493 + 1,972 -60 = 2611,3 к Д ж /к г . Удельны е затраты теплоты н а нагрев м атериала

Qm=(См + CXW2)09Aw ‘,

—0 i

где 02 — тем п ература м атериала н а выходе (обы чно п р и н и м а ю т н а 5—20 % м ен ь ш е тем пературы суш и л ь н о го а ген та н а выходе и з су­ ш и л к и ); w 2 — к о н е ч н о е влагосодерж ание м атериала, к г в л а ги /к г сухого вещ ества; Aw — и зм е н е н и е в л агосодерж ания м атери а­ ла, к г /к г . Д л я н а ш е го прим ера: 02 = 0 ,9 ^ = 0 ,9 - 6 0 = 5 4 °С;

дт = (1 ,0 + 4 , 1 9 - 0 , 0 1 ) ^ ^ = 451,5 к Д ж /к г . Уд ел ьная теп л ота св я зан н о й влаги

где w ^ — к р и ти ч е с ко е влагосодерж ание м атериала, ко то р о е м о ж ­ н о п р и н я ть р авны м м акси м ал ь но м у ги гр о с к о п и ч е с к о м у п р и те м ­ пературе 02; п о условию пр и м е р а wKp = 0,05 к г /к г . Т о гд а

к Д ж //к г . ч с = 2Ю00’05 0 0 90)01 = 933,3 ^ П р и н и м а я удельные по тер и теплоты qn0T= 200 к Д ж / к г , найд ем удельны й расход воздуха н а с у ш ку , учиты вая, что в н а ш е м случае Я ПОП

0. ./

"I” *7тр "I" ^п от

{ j ПК.

? д о п )^ ^

г1 о ьг,2 •|пкЛ

уд =

Т -с t -Т 1

(2 6 1 1 ,3 + 4 5 1 ,5 + 9 3 3 ,3 + 200 - 4,19 15) 0,09 5,16 ю г /к г .

1 53,67-1,015 6 0 -2 6 1 1 ,3 0,0079

П роизвод ител ьность с у ш и л к и п о абсолю тно сухом у п р о д у кту опред ел им п о (4.62):
L = /; д
V6 = — = — = 16,36 м 3 = 16,4 м 3. Л П П р и м е м и з табл. 4.12 допусти м ую скорость газа н а выходе из барабана сог = 3 м /с и определим по (4 .80 ):

D= I

4v\ = I 4-2,2 = 1,08 м , тг(1—р м )сог ^ 3 ,1 4 (1 -0 ,2 )3

m L где п р и н и м а е м Рм = 0 , 2; о к = _ = =

10216,8

ш

ш

то

з/

= 2,2 м 3/с .

С ч и та я то л щ и н у с те н к и о б е ч ай ки рав н о й 8 = 0 ,0 2 м , найдем н а р у ж н ы й диам етр барабана

В н = D + 28 = 1,08 + 0 ,0 4 = 1,12 м. П р и н и м а е м DK= 1,2. Р асч етн ую д л и н у барабана определим п о (4 .8 1 ):

4У,«

4-16,4

С у ш й л к и с н ар уж ны м д и ам етром 1,2 м и д л и н о й 17,9 м в ка та ­ логе нет. П о э т о м у п р и н и м а ем DH= 1 ,6 м , считая, что ско р о сть газа будет м ень ш е. Д л я этого случая /б = i ^ =

4 :1 6 ’ 4

kD

= 8 ,6 м .

3,14-1,56

П о ка та л о гу п р и н и м а е м /б = 10 м и окончател ь но вы бираем ба­ р а б а н н у ю с у ш и л к у ти п а Б Н 1 ,6 -1 0 Н У -0 2 . Время пребы вания материала в барабане рассчитываем п о (4.82): , _ К б|Зм _ 19,1-0,2 им

=10324 с = 172 м и н ,

0,00037

а частоту в р а щ е н и я барабана по (4 .83 ):

тК1б 0,6-0,8-10 4,8 ,, п = --------- — = — — --------- = — = 0,5 о б /м и н . tD htg a 1 72 -l,6 tg 2 ° 9,6 Вы бираем п о д ъ ем но-л опастную насад ку с п р я м о то ч н ы м дви­ ж е н и е м п о т о к о в , для которы х т = 0 ,6 , К = 0 ,8 . У го л н а к л о н а бара­ бана п р и н и м а е м равны м 2° (tg 2° = 0 ,0 3 4 9 ). Б л и ж а й ш а я для вы бранной ти п о в о й с у ш и л к и частота в ращ е­ н и я барабана п = 3,18 о б /м и н (табл. 4 .9 ). П р и это м требуем ы й угол н а к л о н а барабана п о (4 .84 ): a=

30/ б_ + 0,007соа

DHn т

180 71

30 10

[1,6-3,18-172

+ 0 ,0 0 7 -1 ,4 4

М = ЗД° 3,14

где и к

2 ,2

[5(1-рм)]

15Ц1-0Д)

1,44 м /с — действительная с к о -

рость газа в с у ш и л ке ; S —площ адь сечени я барабана, м 2. М о щ н о с т ь , затрачиваем ую на в ращ ени е барабана, определим п о (4 .85 ):

N = 0,0013Х»3 / б р н ст* п = 0,0013-1,63 10-1500-0,07-3,18 = 17,8 кВ т , что м еньш е м о щ н о с ти привода вы бранной с у ш и л ки , равной 18,4 кВ т. Пример 4.4. Проверить на прочность элементы сушильного барабана с технологическими и геометрическими параметрами, найденными в примере 4.3.

Исхо дные данные (дополнительные). Барабан не футерован, ^ = = 10,0 м (см. рис. 4.16); /2= 5,9 м, 1Х= 0,9 м. Нагрузка от зубчатой шестерни QB= 8500 Н. Материал барабана—сталь ВСтЗ. Модуль упругости материа­ ла 1,87-105 МПа= 1,87-Ю11Па. Наружный диаметр бандажа Dh6 = 1,9 м. \ Ra

Qs

q

z /n/ /l/ / /

1 h/

У//

I

h

Р и с. 4.16. Распределение нагрузок на барабан

k

О пределяем последовательно: м ассу обрабаты ваемого материала по (1 .1 3 7 ) 1500-10 0.2 3.14-1.5Р2 __5 S ? 9 l j ; р н/ бр н 7ID* _ 1500-10-0^2-3,14-1,58 4 4

т

сум м арн ую массу по (1 .1 3 9 )

т = т м+ /Яф + т к= 5879 + 0 + 4 100 = 9979 к г (т к н а й д е н а с учетом массы в н утр е н н и х н а са д о к); л и н е й н у ю н а гр у зку по (1 .1 4 1 ) д = п jg =

9979 9,81= gyggн/м;

/б

10

р е а к ц и ю опор п о (1 .1 4 2 )

ql6 , Q J X_ 9789-10 , 8500-0,9 5,9

/,

R

=50241Н;

_ q ls { (2в ( / 2 - / б ) _ 9789-10 | 8500 ( 5 ,9 - 0 ,9 ) _ 5 б и з н . 5,9

I

м аксим ал ь н ы й и зги б а ю щ и й м о м ен т, д е й ств ую щ и й н а барабан, по (1 .1 4 3 )

тах

gkp-h-k) 8

_ 9 7 8 9 .1 0 ( 2 .5 ..- 1 0 ) 8

0 .fe -Л )Л

/2 8 5 0 0 (5 ,9 - 0.9) 55

♦ м о м ен т с оп ротив л ени я сечения барабана по (1 .1 4 4 )

0

= 0,01.3,14.159* = 4

4

,

♦ н а п р я ж е н и е в барабане по (1 .1 4 5 ) =

Wc

= 28508 = 1439798 П а = ^44 М П а 0,0198

Усло ви е п р о ч н о с ти вы полняется, т а к к а к а = 1,44 М П а < м = = 140 М П а . Расчет барабана на ж е с тко с ть производим в следую щ ей после­ довательности: ♦ рассчиты ваем л и н е й н у ю н а гр у зку от массы обрабаты ваемого м а ­ териала

q = Ш Ь. = 9’81-5879 = 5767 Н /м ;

/б

10

'

♦ л и н е й н у ю н а гр у зку от массы барабана

q2 = к

l = 9,81-4100 = 4022 Н /м ; ю

♦ м о м ен т и н е р ц и и е д и н и ч н о го кольца барабана

J x = j ^ i = 1 0’Ql3 = 8,3-10 ~8 м 3; *

12

12

♦ сум м арны й п р о ги б от д ейств ую щ их н а гр у зо к п о (1 .1 4 8 ) i )3

Ушах = -----— Утт

1 «О 3

(0,04 <7, + 0,002 # , ) = ------------2 ^ ----------------- X

8E JX ^

41

Ч 2)

8.1 ,8 7- ю 11 -8,310-8

х (0 ,0 4 -5 7 6 1 + 0 ,0 0 2 -4 0 2 2 ) = 7 7 2 ,6 -1 0 -5 м = 0 ,7 7 2 -1 0 -2 м ; ♦ относи тел ь ны й п р о ги б п о (1 .14 9 ) e = ZmgL = ° ’ 772 ' l ° 2 = 0 ,0 0 4 8 5 = 1 Dcp 1,59 206 У сл о ви е ж е с тк о с ти вы полнено, т а к к а к е < [е];

f

i

l

l

206 < 200

Ш и р и н у бандаж а определяем п о (1 .1 5 0 ):

RvE xE 2-2(DHb+dp) Ь = 0,59 — 4 ------------------------- ^ ----------- *-+-. [aK]\Ex+ E 2 )D H,d v В н а ш е м прим ере

R d = - * § _ = 56148 = 29 к Н = 0,029 М Н . р 2 cos j 2co sl5° Д л я материала бандаж а и о п о р н о го р о л и ка — стали В С т5 и м е ­ ем Ei = Ег = 2-10 5 М П а ; [стк] = 500 М П а (табл. 1.9); ^ = 0,25Z>„6 = = 0 ,2 5 -1 ,9 = 0,4 75 м , п р и н и м а е м dp = 0 ,5 м. Т о гд а . 29-10-3 -2 -1 0 5 -2 -1 0 5 -2 (1 ,9 + 0 ,5 )

Ъ= 0,59 -------------------------------------------т---------- е --------- = 0,02 м. 5 00 2(2 -1 0 5 + 2 - 1 0 5) 1,9-0,5 Ч то б ы ум еньш и ть ко н та к тн ы е н а п р я ж е н и я , п р и м е м b = = 0 ,0 3 м. Ш и р и н а оп о р н о го р о л и ка рассчиты вается по (1 .15 1 ):

Ьр = Ь + ос.|А//2 + ир = 0,03 + 1 1 ,9 -10_ 6-75°-5,9 + 0,035 = 0,07 м. П р о в е р и м прочность бандаж а и р о л и к а н а к о н т а к т н о е н а п р я ­ ж е н и е по (1 .15 2 ):

Е хЕ 2 <тк = 0 ,5 9

qK(E l+ E 2)

2(DH6+dp) DH6dp

, 2 -1 0 5 -2 -1 0 5 2 (1 ,9 + 0 ,5 ) ■ ■ 1U z ш ■ = 412М П а, =0,59 0,967 ■ ( 2 -1 0 5 + 2 - 1 0 5) 1,9 0,5 i

Я Р 0,029 па, п где qv = — = —— = 0,967. Чк b 0,03 П о л уч ен н ы е зн ач ен и я стк = 4 12 М П а < [стк] = 500 М П а . Расчет сушилок с псевдоожиженным слоем П о к о н с тр у к ти в н о м у п р и з н а к у с у ш и л к и с псев­ д о о ж и ж е н н ы м слоем делятся н а две больш ие гр у п п ы — о д н о ка ­ м ерны е и м н о го кам ер н ы е. Д л я р а с ш и р е н и я в о зм о ж н о стей и п о ­

в ы ш ен и я эф ф екти в ности с у ш и л о к д а н н о го т и п а в н у тр и кам ер м о ж н о разм естить и нер тны е тела, н еп о д в и ж н у ю н а са д ку для осу­ щ еств л ен ия о р га н и зо в а н н о го п сев д о о ж и ж е н н о го слоя, гр е ю щ и е элем енты , п е р ем еш и в аю щ и е устройства. О д н о кам ерны е с у ш и л ки — наиболее р а сп р о с тр а н ен н ы й т и п пром ы ш л енн ы х с у ш и л о к. О н и просты ко н с тр у к ти в н о и в э к с ­ п л у атац и и , обладаю т в ы со ки м и э к о н о м и ч е с к и м и п о ка за те л я м и , л е гк о поддаю тся ав том ати зац и и. Н ед о с та тко м э ти х к о н с т р у к ц и й является н еравно м ерная обработка материала и з-з а н е о д и н а к о в о ­ го врем ени пребы вания отдельны х части ц в зоне с у ш к и . М н о го ка м е р н ы е с у ш и л ки м о гут быть од н о - и м ногоярусны е. В одноярусны х осущ ествляю тся последовательное д в и ж е н и е м ате­ риала и подача суш и ль ного агента с оптим альной тем пературой в каж д ую кам еру или зону, что очень в аж но в случае об р аб отки тер­ мочувствительны х материалов. В м ногоярусны х с уш и л ка х реали­ зуется ступ ен чато-против оточно е дв иж ение материала и газа, что позволяет снизить расход газа и эф ф ективно использовать теплоту. Основные расчетные соотношения. П р и расчете с у ш и л о к с псев д о о ж и ж е н н ы м слоем целесообразно пользоваться ср ед н и м объ­ ем ны м расходом воздуха, кото ры й рассчиты вается п о ф ормуле

»=—

+ *ср—

Р СВ

,

(4.87)

Р ВП

где рсв — пл отность сухого воздуха, к г /м 3; рвп — средняя плотность водяны х паров, к г / м 3; хХ'ср ср ‘— среднее влагосодерж ание воздуха в су­ ш и л ке . С ко р о сть начала п с ев д о о ж и ж е н и я описы вается у р ав н ен и ем Ren

ЮПС

Ср ~т 5

(4.88)

Р СВ^Э

где R e = ----------- — — = 1 4 0 0 + 5 ,2 2 л/Аг

(4 .8 9 )

к р и те р и й Рейнольдса; А г = ^эРсвЯРч Иср

_

(4 90 )

к р и те р и й А рхим еда; цср — к о э ф ф и ц и е н т д и н а м и ч е с к о й в я зко с ти воздуха п р и средней тем пературе, П а с; рч — плотность ч а с ти ц м а ­ териала, к г /м 3; d3— экв и валентны й д и ам етр части ц , M ; g — у с ко р е ­ н и е свободного п адения тела, м /с 2. Д л я выбора д опусти м ой ско р о с ти воздуха в п с ев д о о ж и ж е н н о м слое необходим о знать скорость в и та н и я м е л ки х ч а с ти ц , чтобы вы полнить условие и с кл ю ч ен и я и х уноса. Э та скорость рассчиты ­ вается п о урав нен и ю Аг

И- с р

® св = -

dp с

1 8 + 0 ,5 7 5 л/Аг

(4 :9 1 )

где d — н а и м е н ь ш и й диам етр ч а с ти ц , м. Р абочую скорость со с уш и л ь н о го а ген та вы бираю т т а к , чтобы вы полнялось условие

юпс < со < сосв.

(4 .9 2 )

Длясосв /с о пс = 4 0-5 0р еко м ен д у е гся с о = ( 3 —7)сопс,дляоосв /с о пс — = 20 — 3 вы бираю т со = (1 ,5 — 3) сопс. Вы сота п сев д о о ж и ж е н н о го слоя А, м , м о ж е т быть рассчитана п о ур ав н ен и ю

= exp

,6(1-г) (4 .9 3 )

где tu — средняя тем пература м атериала, °С ; а — ко эф ф и ц и ен т т е п ­ л оотд ачи, В т /(м 2-К ); с — к о э ф ф и ц и е н т те п л о е м ко с ти воздуха п р и с ред ней тем пературе, Д ж / ( к г - К ) ; е — п о ро зность п с е в д о о ж и ж е н ­ н о го слоя, м 3/ м 3, кото рая п р и и зв естном зн а ч е н и и рабочей с ко р о ­ с ти со вы числяется п о ф ормуле 0,21

(l8 R e + 0 ,3 6 R e 2) £=

Аг

(4 .9 4 )

где R e = W ?PcB Кср

К о э ф ф и ц и е н т теплоотдачи а определяю т н а о с н о в ан и и о пы т­ н ы х д анны х и л и по урав нени ям :

N u = l,6-10 -2

Re

1,3

P r 0>33 для R e < 200;

(4 .9 5 )

6

N u = 0,4 где N u =

fR e

cxgL

X

0,67

P r °>33 для R e > 200,

(4 .9 6 )

— к р и те р и й Нуссельта; P r = — — к р и т е р и й П р а н д т X

ля; X — ко э ф ф и ц и е н т теплопр ово дности воздуха п р и сред н ей те м ­ пературе, В т Д м -К ). Рабочую высоту п сев д о о ж и ж е н н о го слоя Н в ы бираю т н е ­ ско л ь ко больш ей, чем расчетная, что обеспечи т более устойчи в ы й ги д р о д и н а м и ч е с ки й р е ж и м работы и предотвратит ка н ал о о б р а зо вание в слое. В первом периоде с у ш к и , ко гд а удаляется п о в е р хн о стн ая вла­ га, ги д р о д и н ам и че ска я высота обы чно знач ител ь но превы ш ает рассч и танн ую п о к и н е т и ч е с к о й зако н о м е р н о с ти (4 .9 3 ). Н а о с н о ­ в ан и и опы та экс п л у а та ц и и аппаратов с п с ев д о о ж и ж е н н ы м слоем

h « m 0, (4 .9 7 ) где do — диаметр отверстия распределительной р е ш етки , м. Г О С Т о м установлен ряд норм альны х диаметров: 2,0; 2,2; 2 ,5 ; 2 ,8 ; 3,2; 3,6; 4 ,0 ; 4 ,5 ; 5; 5,6 м м . Вы сота с уш и л ь н о й кам еры вклю чает и высоту с е п а р а ц и о н н о й зоны /гсеп = ( 1 - 4 ) А .

(4 .9 8 )

Ч и с л о отверсти й п в распределительной р е ш е т ке определяю т п о ур ав нен и ю л = 4

( 4 99)

nd2 0

d2 0 ’

где S —сечение распределительной р е ш е т к и , равное сеч ен и ю су­ ш и л к и , м 2; (рс — доля ж и в о го с ечения р е ш е т к и , п р и н и м а е м а я в и н ­ тервале от 0,02 до 0 , 1. Гид равл ическое сопротивление с у ш и л о к с п с ев д о о ж и ж е н н ы м слоем рассчиты вается по формуле А Р = А Р пс + АРреш, где

(4 .10 0 )

(4 .1 0 1 ) гидравлическое сопротивление п с е в д о о ж и ж е н н о го слоя, П а ;

ЛЛ|с = Р ч (1 -в )« Й

(4 .1 0 2 ) гидравлическое сопротивление р е ш е т к и , П а ; £ — ко э ф ф и ц и е н т соп ротив л ени я р е ш е тки , п р и н и м а ется ^ = 1,75; рч — плотность вы ­ с у ш е н н о го прод укта, к г /м 3. Д л я удовлетворительного распределения газового п о т о к а н е ­ обходим о, чтобы Д Р реш > APpmin. ЗдеСЬ Д Р псАГ2 ( е - е 0)

АРр min =

(4 .1 0 3 )

где е0— порозность н е п о д в и ж н о го слоя (для ш арообразны х ча с ти ц б0 = 0 ,4 ); Кр = со/сопс — рабочее число п сев д о о ж и ж е н и я . Е сл и АРреш < АРрmin, необходим о выбрать другую долю ж и в о го сечен и я распределительной р е ш е т ки (рс. З ная сум м арное гидравлическое сопротив л ени е с у ш и л к и и га ­ зо о чи стн о й аппаратуры (ц и к л о н ы , скрубберы м о кр о й о ч и с тк и , фильтры и т.д .) и производительность по суш и л ь но м у аген ту, п о д ­ б и раю т соответствую щ ее в ен ти л я ц и о н н о е оборудование. Д л я п ри м ера рассм отрим расчет о д н о ка м е р н о й с у ш и л к и . Рас­ чет двухкам ерны х и м н о го кам ер н ы х с у ш и л о к с п с е в д о о ж и ж е н ­ н ы м слоем производится отдельно для к а ж д о й кам еры п о и зл о ­ ж е н н о й выше м етодике. П р и ме р 4.5. Рассчитать однокамерную сушилку с кипящим слоем. И с х о д н ы е данные. Производительность по высушенному мате­ риалу G2 = 350 кг/ч. Начальное влагосодержание материала и>, = = 0,58 кг/кг, конечное влагосодержание продукта w2 = 0,031 кг/кг. Плотность высушенного продукта рч= 3000 кг/м3, коэффициент теп­ лоемкости продукта см= 1,4кДж/(кг-К). Начальная температура мате­ риала 0, = 18 °С, конечная температура продукта 02=60 °С. Атмосфер­ ное давление Р = 100 кПа. Начальная температура воздуха перед калорифером 18 °С, после калорифера 130 °С, влажность воздуха 75 %. Средний диаметр частиц 1,5 мм.

Д л я и л л ю страци и н а рис. 4 .17 п о к а за н а схема о д н о ка м е р н о й с у ш и л ки .

Р и с. 4.17. Схема однокамерной сушильной установки: 7, 5—вентиляторы; 2 —калорифер; 3 —сушильная камера; 4 —секторный пи­ татель; 6 —циклон; 7- выгрузное устройство; 8 —конвейер

Н а х о д и м расход влаги, удаляемой и з вы суш иваем ого м атери а­ ла, п о (4 .60 ):

W = G2 (w , - w2) = 350 (0 ,5 8 - 0 ,0 3 1 ) = 192 к г / ч

'

и производительность с у ш и л к и по и сход ном у м атериалу по (4 .61 ):
А = сж е 1 +#доп —(<7т + 9 м + # п )>

(4.104)

где А — разность м еж д у удельны м п ри ход ом и расходом теплоты непосред ств енно в суш и л ь н о й кам ере, к Д ж / к г влаги; сж — ко э ф ­ ф и ц и е н т те п л о е м ко с ти влаги во в л аж ном м атериале, к Д ж / ( к г - К ) ;

(7доп — удельный д ополнительны й подвод теплоты в суш и л ь ную кам еру, к Д ж / к г влаги; qT—удельны й подвод теплоты в с у ш и л ку с

тт

/

^ 2с м ( 0 2 — Q i )

тр ан с п о р тн ы м и средствами, к Д ж / к г влаги; qM= --------- -------------- - W

удельны й подвод теплоты в суш и л ь ную ка м ер у с вы суш иваемы м м атериалом , к Д ж / к г влаги; см — ко э ф ф и ц и е н т теп л о ем ко сти вы­ с уш е н н о го м атериала, к Д ж Д к г - К ) ; qn — удельные по тер и теплоты в о кр у ж а ю щ у ю среду, пр и м ем q„ = = 15 к Д ж / к г влаги.

В н а ш ем п р и м ер е qaon = 0 , qT= 0. Т о гд а 3 5 0 -1 ,4 (6 0 -1 8 ) Д = 4 Д 9-1 8 ------------- ^ ---------- - 1 5 = -4 6 ,8 к Д ж / к г влаги. Д л я н а хо ж д е н и я парам етров о траб отанного воздуха постр о и м н а диаграм м е I —х р а б о ч у ю л и н и ю с у ш к и , задав произвольное зн а ­ чен и е в л агосод ерж ания воздуха х = 0 ,0 4 , а соответствую щ ее ему значение эн тал ь п и и найд ем по ур ав нени ю / = / , + Д (х -х ,), которое дает

(4 .10 5 )

/ = 158 — 4 6,8 (0 ,0 4 — 0 ,0 1 ) = 156,6 к Д ж / к г сухого воздуха. Н а д иаграм м е 1—х проводим л и н и ю с у ш к и через две то ч ки : с коо р д и натам и хх= 0,01 к г / к г , / j = 158 к Д ж / к г сухого воздуха и х = = 0,04 к г /к г , / = 156,6 к Д ж / к г сухого воздуха до пересечени я с за­ данны м п арам етром отр аб о тан н о го воздуха t2= 70 °С . Т о ч к а пере­ сечения л и н и и с и зо тер м о й 70 °С (см . р ис. 4 .1 8 ) дает ко н е ч н о е вла­ госодерж ание воздуха н а выходе из с у ш и л к и х2 = 0 ,0 4 3 к г /к г . З ная х, и х2, н айдем расход воздуха по (4 .71 ): £=

W

192 • = 7— — ---------г-= 5818 к г /ч . ( х 2 —X j) (0 ,0 4 3 -0 ,0 1 )

С р ед н и й объ ем ны й расход воздуха определяется п о (4 .8 7 )

L

L

и — ----- Ь * с р ---- )

Р св

Р вп

г д е р св =

= 0,947 к г /м 3; /«р = ^ и 0 -Го + ^ср 22>4 2 7 3 + 1 0 0 2 1 3 0 + 7 0 1ПЛоГ, = — - — = 100 °С — средняя тем пература воздуха в с уш и л ке;

=

= f f o + *2 = 0 ,0 1 + 0 ,0 4 3 = 0 0265

ср

2

2

Рвп = — — — — — = — ------- — - 0,588 к г /м 3; и 0= 22,4 м 3/км о л ь — Ивп и 0 T0+ tcp 22,4 273 + 100 ' ’ 0 7 мольны й объем; Мсв, Мш — м олекулярны е веса соответственно су­ хого воздуха и водяны х паров; Т0 = 273 К .

То гд а 5818 0,0265-5818 , Апс о = ---------- h —----------------- = 6406 м 3/ч . 0,947 0,588 Используя урав нени я (4 .8 9 ), (4 .9 0 ): Rc

192392 1 4 0 0 + 5 ,2 2 V192392

v _ 0 ,00153 -0,947-9,8-3000 _ т з 9 2 ^ ( 2 Д 1 -1 0 - 5 ) 2

а т а к ж е (4 .8 8 ), рассчитаем скорость начала п с ев д о о ж и ж ен и я 52,1-2,21-10 ■* 011сс ш -5 A d / сопс = — 5— ---------------= 81155-10 = 0 , 8 1 м /с . пс 0,947-0,0015 С корость свободного в и тан и я м е л ки х ч а сти ц вы числяем п о (4.91): (

dpc

Аг 1 8 + 0 ,5 7 5 л/Аг

где кр и те р и й А рхим еда определяется для ча с ти ц д иам етром 1 м м к а к наим ен ьш ее зн ач ени е в н а ш е м прим ере: kз

f lO - 3) 0,947-9,8-3000 Аг = ^ -------------------------- = 57005. (2 ,2 1 -Ю -5) Т о гд а 2 ,2 1 -lQ- 5

57005

10 -3 -0,947 1 8 + 0 ,5 7 5 л/57005

= 8,36 м /с .

Рабочую скорость со с уш и л ь н о го а ген та вы бираю т в пределах от сопс до сосв п о (4 .9 2 ). В н а ш ем случае -^ 5 - = = 10,6. П р и н и м а е м сопс 0,81 со = 2 сопс = 2-0,81 = 1,62 » 1,6 м /с . Далее определяем: диам етр с уш и л ки

6406

D--

I а)0,785. V 3600 1,6-0,785

1,19 м и 1,2 м ;

♦ вы соту п с е в д о о ж и ж е н н о го слоя п о (4 .9 3 ) а

h~ t м = ехр

6 ( 1 — е)

С0Срс

♦ порозность п с е в д о о ж и ж е н н о го слоя е п о (4 .9 4 ) 0,21

( l8 R e + 0 ,3 6 R e 2 ) Аг ♦ к р и те р и й Рейнольдса д е - ГС^эРсв _ 1,6 - 1,5-10 •° ^ 4 7 _ 10 2 gйср 2 Д 1- 10-5 ♦ к р и те р и й А г = 192392; 0,21

(1 8 -1 0 2 ,8 + 0 ,3 6 -1 0 2 ,8 2) 192392

0,48 м 3/ м 3.

Т а к к а к R e = 102,8 < 2 00, то п о (4 .9 5 ) [R ej

’ Р г 0,33 = 1 ,6 1 0 -2 ^ 9'10 2 1,5 10 -3 d3 , 6 ,

1,6 -10-2 —

[5 2 )

(о,48 J

1,3

0 ,7 0 10'33 =

= 133,5 В т / м 2 -К , D сц 1 01 2 -2 ,2 1 -Ю -5 где Р г = — = ------------- — -— = 0,701. X. 3,19 10-2 П р и н и м а я модель п о л н о го п ер ем еш и в ан и я м атериала в псев д о о ж и ж е н н о м слое, тем пературу материала tMм о ж н о п р и н я ть рав­ ной тем пературе м о кр о го терм ом етра. П о сл ед ню ю нахо дим по параметрам суш и л ь н о го агента с п о м о щ ь ю Y—x диаграм м ы ; п р и ­ мем tM= 38 °С. Н а й д е м вы соту п с ев д о о ж и ж е н н о го слоя А, необходим ую для испарени я пов ер хн о стно й влаги м атериала, используя (4 .93 ):

7 0 -3 8 1 3 0 -3 8

133,5

= ехр

6 ( 1 - 0 ,4 8 )

1,6 1012 0,947 1,5-10 -3

h = 0,0 05 8 м = 5 ,8 1 0 - 3 м. Вы берем д иам етр отверстий распределительной р е ш е тк и d0 = = 2,5 м м и вы числим реальную вы соту п с ев д о о ж и ж е н н о го слоя по (4 .97 ):

h = 8 0-2 ,5 -10_3 = 0 ,2 м , высоту с еп а р а ц и о н н о й зоны п о (4 .9 8 ): Лсеп = 4 -0,2 = 0,8 м; тогда общ ая рабочая высота с у ш и л к и составит

Н — hctn + h = 0,8 + 0 ,2 = 1,0 м . П р и н я в долю ж и в о го сечени я <рс = 0 ,0 6 , найд ем число отвер­ сти й в р е ш етке п о (4 .99 ):

п= -

Ц 2 -0,06

= 13824.

(2 ,5 1 0 -3) Н а й д е м гидравлическое сопротив л ени е с у ш и л к и . П р ед в а р и ­ тельно определим: ♦ сопротивление п с е в д о о ж и ж е н н о го слоя по (4 .1 0 1 ) Д Р пс= р ч ( l —e)g/t = 3000 ( 1 -0 ,4 8 ) 9,81-0,2 = 3 0 6 0 П а ; ♦ сопротивление р е ш е т к и п о (4 .1 0 2 ) АРреш = ^

со

>2

^

2

= 1,75

1,6 ' 2 0,947 =589,2 П а , 1о ,о б ; 2

где £ = 1,75 - к о э ф ф и ц и е н т со п р о ти в л ен и я р е ш е т ки ; ♦ минимально допустимое гидравлическое сопротивление по (4.103): _ А Р псЛ : 2( е - е 0 ) _ 3 0 6 0 -2 2( 0 ,4 8 - 0 ,4 ) _ 979,2 _ , = 544П а . \ К1- 1) ( 1 - е 0 ) ( 2 2 - 1 ) ( 1 - 0 ,4 ) 1,8

А ^тш = -

Т а к к а к Д Р реш > ДРщт (5 8 9 ,2 > 5 4 4 ), то общ ее гидравлическое сопротивление определяется п о (4 .10 0 ): А Р = 3060 + 589 = 3649 П а .

Расчет пневматических трубных сушильных аппаратов П н е в м а ти ч е с ки е трубны е с у ш и л к и р е ко м е н д у ­ ю тся для с у ш к и кр у п н о д и сп ер с н ы х и тр уд н о с о х н у щ и х м атери а­ лов. В последнем случае в од ноступенчато м в арианте п р и м е н я ю т те х н о л о ги ч е с ки й п р и е м с р е Воздух ц и р ку л я ц и е й п р о д у кта (ретур). П р и этом целесообразно п о ­ давать н а ретур кр у п н ы е ф р а к­ ц и и пр о д укта, предварительно отсепарировав и х и см еш ав с исходны м м атериалом . У п р о ­ щ е н н а я схема п н е в м а ти ч е ско й тр уб н о й с уш и л ь н о й у стан о в ки п о ка за н а на рис. 4.19. В л аж н ы й м атериал п и та те ­ лем 1 подается в трубу 2. Воздух через калориф ер 6 (и л и т о п о ч ­ ны е газы ) н агнетается в енти л я­ то ром 5 в н и ж н ю ю часть трубы и со скоростью , пр ев ы ш аю щ ей скорость в и тан и я кр у п н ы х ч а с ­ т и ц , подхваты вает м атериал и Рис. 4.19. Схема пневмотранспортной тр анспо р ти р ует его. В процессе сушильной установки тр ан сп о р ти р о в ан и я п р о и с хо ­ д и т и н те н с и в н а я с у ш к а м атериала. Далее газы и вы суш енны й м а ­ териал п оступ аю т в ц и к л о н пылеуловитель 3, где п р о д укт улавли­ вается, а о ч и щ ен н ы е в р у кав н о м фильтре 4 газы выбрасываются в атмосф еру. Д и а м е тр трубы с у ш и л к и н е превы ш ает 2 м , д л и н а — 30 м , а м аксим ал ь н ая скорость газа в трубе не более 40 м /с . Основные расчетные соотношения. Размеры п н е в м а ти ч е ски х труб с у ш и л о к определяю тся по врем ени с у ш к и и ско р о сти газа в с уш и л ке. Врем я с у ш к и м о ж н о н а й т и из урав н ени я

Q

т= а Fc Д /Ср

(4 .1 0 6 )

где Q — тепловой п о т о к , передаваемы й суш ильны м а ген то м м ате­ риалу, Вт; а — к о э ф ф и ц и е н т теплоотдачи о т горячего газа к ч а с ти ­

цам м атериала, В т /(м 2 К ) ; Fc — площ адь пов ерхн ости с у ш к и (н а ­ р у ж н о й п о в ерхн ости м атериала, нахо дящ его ся в тр уб е), м 2/с ; Atcp - средняя разность тем ператур м еж д у м атериалом и суш и ль ­ ны м а ген то м , рассчиты ваемая по (3 .4 ) и ли (3 .5 ). Т еп л ов ой п о т о к определяется к а к сум м а

Q = Q i + Q 2+Q3,

(4.Ю7)

Q\= (G2см + WcJ (tM- 0Н) -

(4 .1 0 8 )

где

тепловой п о т о к для н агр ев ан и я в л аж н о го материала;

02= Wr■ -

(4 .1 0 9 )

тепловой п о т о к для и сп а р е н и я влаги;

Q ,= G2cM ( 6к - /м) -

(4 .1 1 0 )

тепловой п о т о к для нагр ев ан и я в ы суш енно го материала. В (4 .1 0 8 )—(4 .1 1 0 ) G2—производительность с у ш и л к и п о сухом у материалу, к г /с ; см, cw— ко эф ф и ц и ен ты теп л о е м ко с ти соответст­ венно м атериала и в л аги , Д ж / ( к г - К ) ; /М, 0 Н, 0 К— температуры со о т­ ветственно м о кр о го терм ом етра и м атериала н а входе в с уш и л ку и выходе из н е е, °С; W —масса и сп ар я ем о й влаги, к г /с ; г„ — теплота парообразования п р и тем пературе tu, Д ж / к г . П л о щ ад ь п ов ерхн ости с у ш к и рассчиты вается по формуле

Г'-Р-,

(4.111)

^эРм

где d3 — экв и вал ентны й разм ер ч а с ти ц м атериала, м; рм — п л о т­ ность м атериала, к г /м 3. К о э ф ф и ц и е н т теплоотд ачи а нахо дят и з кр и те р и я N u . Д л я рассматриваем ого случая N u = 2 + 0,51 R e 0-52 Рг0-33.

(4 .1 1 2 )

К р и т е р и и с д о стато ч н о й для п р а к т и к и то чность ю м о ж н о о п ­ ределять п р и усредненны х раб о ч и х парам етрах газа, в то м числе п р и среднем экв и в ал ен тн о м (объ ем но пов ерхн остном ) диам етре части ц материала. П р и д в и ж е н и и м атериала в тр убе различаю т р азго н н ы й ее у ч а ­ с то к и с тац и о н ар н ы й и о б щ у ю вы соту трубы определяю т к а к и х сум му

/ = /р + / с т,

(4 .1 1 3 )

где ^СТ (®Г ^отн ) ^ст (4 .1 1 4 ) д л и н а с та ц и о н а р н о го уча стка трубы , м; юг — скорость газа в су­ ш и л ке , м /с ; coOTH — относительная скорость ча с ти ц к с ко р о с ти воз­ духа, м /с ; тст — время д в и ж е н и я ч а с ти ц н а участке стаб и л изи ро­ в ан н о го д в и ж е н и я , с. С ко р о с ть в и тан и я ч а с ти ц м атериала в трубе м о ж н о рассчитать по зав и си м о сти, п р е д л о ж е н н о й В .М . Ульяновы м : сов =

^

,

(4 .1 1 5 )

Re* = 1--------------* ------- ; 0,588 АГф

(4 .1 1 6 )

А г* = gd" Р м Р ;

(4 .1 1 7 )

С?эР где

Ц

Кф = 11 — 10\|/; у — ко э ф ф и ц и е н т сф ер ичности (табл. 4 .1 4 ); du — м аксим ал ьны й д и ам етр ч а с ти ц , м. Т а б л и ц а 4.14. Коэффициент сферичности для частиц наиболее распространен­ ных форм Форма частиц

V

Округлые без резких выступов

0 ,8 - 0 ,9

Округлые с резкими выступами

0,65-0,8

Угловатые, шероховатые, продолговатые

0,4-0,65

Пластинчатые, хлопьевидные ‘ Волокнистые

0 ,2 - 0 ,4 0,2

С ко р о сть газового п о т о к а в трубе п р и н и м а ю т равной <ог = ( 1 , 5 - 2 ) < о в.

(4 .1 1 8 )

Д л и н а р а зго н н о го у ч а с тка трубы находится по ф ормуле Б .И . Броуны ггейна

1

в\)ТН

—

Р

( Ч +ю отн) 1пЮчк ^

Юотн - К

-соотн)х

2g

(4.119)

®чк ®г + ®о x ln

С0ЧН - Юг + С0П

где сочн —начальная скорость ч а с ти ц (обы чно сочн = 0); <очк — к о н е ч ­ ная скорость ч а с ти ц (обы чно <очк = юг — соотн = 0 ,9 5 (<ог — соотн ). О бъемны й расход газа, м 3/ с , рассчиты вается п о усредненны м парам етрам процесса Цг =

Ь ( 1+х) J,

(4 .1 2 0 )

Р

где х ,р — усредненны е з н а ч е н и я влагосодерж ания и п л о тн о сти воздуха. Гидравлическое сопротив л ени е п н е в м а ти ч е ско й тр уб н о й су­ ш и л к и вы числяется по ф ормуле

АР = Д.Р, + Д Р2+ АР3 + Д Д + АР5,

(4 .1 2 1 )

Рассм отрим слагаемы е (4 .12 1 ): ♦ п отери н ап ора н а под д ерж ани е с ко р о с тн о го н а п о р а , тр ен и я га зо ­ вого п о то ка о с те н к и трубы и местны е сопротив лени я, П а :

<4122> где

— сум ма ко эф ф и ц и ен то в м естны х с опротив л ени й; р„

соп — плотность и скорость газа в м е с тн о м со против л ени и; Ц , — к о ­ эф ф и ц и ен т тр ен и я , рассчиты ваем ы й п о (3 .3 7 ); ♦ потери нап ора, обусловленны е подъ емом м атериала в трубе, П а ;

G el АР 2= _ Э *

(4 .1 2 3 )

®г^тр

где Gcp =

G. + G-y '■■

— ср ед н и й расход вы суш иваем ого м атери а­

ла, к г /с ; FT р — площ адь п о п е р е ч н о го сечения трубы , м 2; ♦ потери давления, обусловленны е р а зго н о м ч а с ти ц , П а ; бсо^ч к- Ю ч н )

потери давления н а преодоление стати ческо го напора столба н е ­ сущ его газа, рассчиты ваемы е с учетом разно сти д авлений, обу­ словленны х различием пл о тн о стей газа в трубе и о к р у ж а ю щ е го воздуха, П а : ДР4 = (р + Др)£/,

(4.125)

где Ар = р — р0|ф — разность пл о тн о стей воздуха в тр у б е -с у ш и л ке и о к р у ж а ю щ е й ее среде, к г /м 3; потери давления н а под д ерж ани е материала во в зв еш енном с о ­ сто я н и и (с та ти ч е с ки й н а п о р столба взвеш енны х ч а с ти ц ), П а : А Р 5 = Р м ^Х ,

(4 -1 2 6 )

И* М i Р ^ср где %= ----; |i м = — - — расходная массовая ко н ц е н тр а ц и я ; GT=

GT

Рм

= L (1 + х) — массовы й расход газа; х —среднее влагосодерж ание газа; / = сог / соч — ко эф ф и ц и е н т скол ьж ения . Пример 4.6. Рассчитать диаметр и высоту пневматической трубной сушилки. И сх о д н ы е данные. Производительность по исходному влажному материалу 700 кг/ч (0,19 кг/с); влагосодержание исходного материала начальное = 0,1 кг/кг; конечное w2 = 0,01 кг/кг. Температура возду­ ха на входе tx= 300 °С, на выходе t2= 100 °С; температура материала на входе в сушилку 0! = 15 °С. Плотность материала 1940 кг/м3. Эквива­ лентный размер частиц d3= 0,9 мм, максимальный размер частиц du = = 1,2 мм; фактор формы частиц материала у = 0,7. Коэффициент теп­ лоемкости материала см= 1200 Дж/(кг-К).

П о (4 .5 9 ) находим расход влаги, удаляемой из вы суш иваем ого материала:

W = GX 1

1

l- w 2

= 700 0,1 0,01 = 63,6 к г /ч . 1 ЛЛ1 ’ ' 1 - 0,01

Тогд а производительность с у ш и л ки по вы суш енном у прод укту

$2 =

С\- W = 700 - 6 3,6 = 6 3 6 ,4 к г /ч .

Д л я воздуха влаж ностью 75 % п р и тем пературе 18 °С п о д и а ­ грам м е I-х находим Ло = 0,01 к г в л а ги /к г сухого воздуха, / = = 45 к Д ж / к г сухого воздуха. Д л я н агр ето го до тем пературы 300 °С воздуха энтальпия возду­ ха 1\= 350 к Д ж / к г сухого воздуха (р и с. 4 .2 0 ).

О \П 025 0,050 0,075 0,100 0,125 0,150 0,175 0,200 0,225 0,250 0,275 \

Влагосодержание х, кг/кг сухого воздуха

Р ис. 4.20. Диаграмма состояния влажного воздуха I- х при высоких температурах и влагосодержаниях

П о с ко л ь ку воздух в калориф ере находится в за м кн у то м п р о ­ странстве, то вл агосодерж ания его н а входе в с у ш и л к у и на входе в калориф ер одинаковы , т.е. хх= Xq = 0 , 01. О пределим тепловы е п о то ки : ♦ для нагревани я вл аж ного м атериала по (4 .1 0 8 )

Q\= (^м +

(/м- е н )=

636,4 1 2 0 0 + - ^ - 4190 ( 5 0 - 1 5 ) = 10010 Вт;

3600

3600

♦ для и сп а р е н и я влаги по (4 .1 0 9 )

Q =W rn 1 "

3600

2 ,3 8 -106 = 4 2047 В т,

где гп = 2 ,3 8 -106 Д ж / к г п р и tu = 50 °С; ♦ н а нагрев в ы суш енного м атериала по (4 .1 1 0 ) £ =
1200 ( 8 0 - 5 0 ) = 6 3 6 6 В т,

где температура материала н а выходе 02п ри нята н а 20 % м еньш е, чем выходящего суш ильного агента (п р и реком ендации 10—30 % ); ♦ сум м арны й п о (4.107):

Q = 01 + 02 + Оз =10010 + 42047 + 6366 = 58423 Вт. П л о щ ад ь п оверхности с у ш к и вы числим по (4 .11 1 ):

6G2 6 -63 6,4 л<с„ 2/ F. = — — = — ---------------------------- --------------= 0,60 м 2/с . с d3pu 3600-0,0009-1940 И спол ь зуя ур ав нени я (4 .1 1 6 ), (4 .1 1 7 ) . j 3 6 7 + ^ A r * -л /3 6 7 V 3 6 7 + 4 -3 6 4 8 6 -л /3 6 7 ... ке — — — 1j 4 . 0,588 Кф 0,588-4 где Кф = 11 - 10\|/ = 11 - 10-0,7 = 4;

Р

= 3 6486,

-

. gd3о Р 9,81 ( 1 ^ -1 0 - 3 ) 31940 0,75 Л г = 8 ° мР м Р = -------------------------V------------- ) ( 2 6 - К Г 6)

а т а к ж е (4 .1 1 5 ), найдем скорость в и тан и я части ц Ы е*ц 1 5 4 -2 6 -К Г 6 _0 ._ 1Л_3 . о . = ------- - = ------------т--------- = 5947-10 = 5 ,9 м /с . daр 0,9-10" -0,75 С ко рость воздуха п р и м е м р ав ной сог = 1,7юв = 1,7-5,9 = 10,0 м /с . Д л я н ахо ж д ен и я в л агосодерж ания х2 рассм отрим сначала в н утр е н н и й тепловой баланс с у ш и л к и по (4 .104): А = с ж 0 ! +даоп ~(дт +дм +дп). Д л я н а ш е го случая длоп = 0; 9т = 0 ; дп= 0 (п о те р я м и в о к р у ж а ю щ у ю среду пренебрегаем ).

Т о гд а А = 4 ,5 15— 780,4 = —713 к Д ж / к г в л аги , ^2См(02 ~ e i )

где <7

636,4-1,2 ( 8 0 - 1 5 )

780,4 к Д ж / к г влаги. 63,6 Ч то б ы н а й ти парам етры отраб отанного воздуха, п о с тр о и м н а д иаграм м е I—х рабочую л и н и ю с у ш к и . Задав произвольно зн а ч е ­ н и е влагосодерж ания воздуха х = 0 ,0 75 , найд ем соответствую щ ее ем у знач ен и е эн тал ь п и и п о ур ав н ен и ю (4 .10 5 ):

W

1= 1Х+ А (х - X j) = 350 - 713 (0 ,0 7 5 - 0 ,0 1 ) = 303,7 к Д ж / к г . Н а диаграм м е I—х (см . ри с. 4 .2 0 ) п роводим л и н и ю с у ш к и через две то ч ки : с ко о р д и н а та м и x t = 0,01 к г /к г , 1Х = 350 к Д ж / к г и х = 0 ,0 75 к г /к г , / = 304 к Д ж / к г до пересечения с п арам етром о тр а ­ б о тан н о го воздуха t2= 100 °С. Т о ч к а пересечени я л и н и и с и зо тер ­ м о й 100 °С дает ко н е ч н о е влагосодерж ание воздуха н а выходе и з с у ш и л к и х 2 = 0,08. О пределив расход воздуха н а с у ш к у м атериала п о (4 .71 ):

W

63,6

(X2 - X j )

(0 ,0 8 -0 ,0 1 )

L=-

= 908,6 к г /ч = 0 ,2 5 к г /с ,

н ахо д им объемны й расход воздуха н а выходе и з с у ш и л к и

L (1 + х )

0,25 (1 + 0 ,0 3 3 ) 0,779

_ х 2-х, 0 ,0 8 -0 ,0 1 где х = ( \ [0,08] х2 In In I 0,0 l j

•= 0 ,3 3 1 м 3/с , /к - 3QQ 100 [300] > н ' In In

0,033; t = *H

Ulj

Л.

[looj

р = 0 ,7 7 9 к г /м 3 п о справочны м д анны м . Т о гд а диам етр трубы 1 >=

4 и г _ /4-0,331 ясог

3,14-10

=0,2 м-

П р и н я в D = 0 , 2 м , на хо д и м действительную скорость воздуха в трубе 4ог

4-0,331

Д л я расчета длины р а зго н н о го участка найдем необходим ы е параметры . С корость ч а с ти ц м атериала относи тель но воздуха рассчитаем , используя о б о б щ е н н у ю ф ормулу В .М . Ульянова: Г

«о„Л р

ч/367+Л-фАгв^-л/367

М

0,588 *■„

где для н а ш е го случая А г = 15400, Кф = 4 п р и d3 = 0 ,9 м м ; ог _ 0,331 ~ i_ о г + и т 0,331+0,0001 относительная порозность п о то ка; _

7 0 0 к г /ч 1940 к г / м

т

= о 36 м ^ /ч = 1,0 •10~4м 3 /с —

'

объем твердой фазы (м атери ал а). Т о гд а

шн

—

26-10-6

л/367 + 4-15400-14,75 -л /3 6 7

0,75 0,0009

0,588-4

, = 3,7 м /с .

С ко р о сть части ц ю ч = <юг — cdoxh = 10,5 — 3,7 = 6 , 8 м /с . Д л я уча стка р азго н а п р и н и м а е м начальную скорость ч а с ти ц юнч = 0, ко н е ч н у ю ючк = 0 ,9 5 юч = 0,95-6,8 = 6,5 м /с . Вы соту участка н е с та ц и о н а р н о го д в и ж е н и я ч а с ти ц найдем по (4.119): I‘ р

2g

К

+ соот„ ) 1гЛ «

; ; 1п С°ч к ~ С>г + <°OTH со,»,* чн — СОт. г “Ь СО™,, отн

^

- К - ю отн) :

3,7 (1 0 ,5 + 3 ,7 ) in 6,5 10,5 3,7 ' 0 -1 0 ,5 -3 ,7 2-9,81 v

- (10,5 - 3,7) In 6’5 ~ 10,5 + 3,7 = 2,35 м. v > 0 - 1 0 ,5 + 3 ,7 О пределив средню ю скорость ча с ти ц относительно газа н а участке разго н а ®ОТН.р

_ юг "^^отн _ 1 0 ,5 + 3 ,7 _ -, ^

—

~

/

— ' Д М /С ,

средню ю скорость ч а с ти ц н а участке разго на сочр = Ю, - «отн.р = 10>5 - 7,1 = 3,4 м /с , наход им время р азго на части ц _ / Р _ 2,35 Тр

ючр

3,4

- = 0,69с.

П о с ко л ь ку гв д р о д и н а м и ч е с ки й р е ж и м н а участке р а зго н а тр у ­ бы и н а с та б и л и за ц и о н н о м участке разл ичен, найдем ко э ф ф и ц и ­ енты теплоотдачи к ча с ти ц ам для ка ж д о го участка: ♦ для участка р азго н а (4 .1 1 2 ) N u nX. 8 9 -3 78-1 0 -2 . = 373,8 В т /(м 2- К ), а „ = ------5 - = ’ 0,0009 0,52

где N u p = 2 + 0,5 lR e 0,52 Р г 0,33 = 2 + 0,51

= 2 + 0,51

[7,1-0,0009-0,75] 2 6 -1 0 -6

®отн.р^эР

,

0,33

V

И 0,33

0,52

1060-26-10-6

,

=8,9;

3 ,7 8 -Ю "2 ,

♦ для с таци он арн ого уча стка = N u ^ = 6,93-3,78-10 2 = 3402 В т /(М 2.К ) р

Л

0,0009 (

где N u CT = 2 + 0,5 lR e 0'52 Р г 0’33 = 2 + 0,51

\

0,52

0,33 Ф

ю отн .ст ^эР

Л ,

=2 + 0,51

[3,7-0,0009-0,75] 2 6 -10_6

0,52

0,33

1060-26-10-6

,

=6,93.

3 ,7 8-Ю -2

П р и м е м , что д л и н а с та ц и о н а р н о го у ч а с тка трубы в 10 раз боль­ ш е длины р а зго н н о го у ча стка, т.е. и = 10, и определим среднее знач ени е а: _ а р + 10а ст а:

1

373,8 + 10-291

+10

=298,5 В т /( м 2-К ).

11

Д л я расчета врем ени с у ш к и используем среднее знач ени е а

Q

_

67779

Рассчитав время н а хо ж д е н и я м атериала н а у ч астке ста б и л и зи ­ ров анн ого д в и ж ен и я тст = т — тр = 3,8 — 0 ,6 9 = 3,11 с, н ахо д им д л и н у с та ц и о н а р н о го у ч а стка п о (4.114): / ст = (с о г -с о отн) т ст = ( 1 0 ,5 - 3 ,7 ) 3,11 = 21 м и о б щ ую высоту трубы + / ст = 2 ,3 8 + 2 1 = 23,38 м . П р и м е м / = 24 м. Пример 4.7. Определить гидравлическое сопротивление трубы-сушилки. И с х о д н ы е данные. Гидродинамические и конструктивные пара­ метры сушилки из примера 4.6. Коэффициент местного сопротивле­ ния на входе воздуха в трубную сушилку и на выходе из нее £ = 0,2. Абсолютную шероховатость стенки трубы Д = 0,2 мм.

Предварительно рассчиты ваем относительную ш ероховатость с те н ки трубы

и кр и те р и й Рейнольдса Re =

cor Z>p _ 10,5-0,2-0,75 ц

= 60614.

26-10

Т а к к а к — < Re < е

е

(область с м е ш а н н о го т р е н и я ), для расче-

та Ятр используем ф орм улу (3 .3 7 ): 6’ 81 777777

(60614

г и) А.

Вы числим слагаемые (4.121) соответственно по (4 .1 2 2 )—(4.126): aPi = Ч> ^

^

^

= °’0235 ^ 0,75210,52 +

+ 2-0,2-0,75-10,52 = 1 з з Па;

700+630

Q Q1

A P = ^ ^ L = . 2,-3600— ;---------= 1 38П а; 2 оdTF^ 10,5-0,03 = M

^

FTр

3

>

) , as7 0 0 + 6 30 (6 2 -3 6 0 0 '

0 ) _ J _ = 40 П а; J 0,03

Д Д = (р + Др) gl = (0 ,7 5 - 0 ,4 6 ) 9 ,81-24 = 6 8,2 П а , где Др — 0,75 - 1,21 = —0,46;

АР5 = р ugl% = 1940-9,81-24-7,6 -1 0 -4 = 347 П а , где %=

ц м/р Рм

1,001-1,974-0,75 1Л_4 = _?-------» = 7 ,6 -1 0 4 . 1940

С ум м ар ное гид равлическое сопротивление тр у б н о й с у ш и л к и А Р = А Л + А Р2+ А Р 3 + А Р 4 + А Р5= 133 + 138 + 40 + 6 8,2 -Ь 347 = = 726 П а . Расчет распылительной сушилки Распы лительны е с у ш и л ки пред назначены для с у ш к и растворов и сус п е н зи й с пол учени ем готового пр о д у кта в виде п о р о ш ко в и л и гранул. А п параты обеспечиваю т и н те н с и в н о е удаление влаги из м атериала п р и кр а тко в р е м е н н о м проц ессе, п о ­ это м у и х п р и м е н я ю т для с у ш к и терм очувствительны х прод укто в би о л о ги ч еско го и о р га н и ч е с ко го синтеза с больш ой началь ной влаж ностью . В эти х аппаратах осущ ествляется то н ко е распы ление м а те р и а ­ ла, благодаря чем у д остигается значительная площ адь п о в е р хн о ­ сти и сп ар ени я , проц есс в ы суш ивания заверш ается чрезвы чайно быстро. Вследствие это го даж е п р и вы сокой тем пературе суш и л ь ­ н о го агента тем пература поверхности м атериала сравнительно н е ­

вы сока. И з -з а кр а тко в р е м е н н о с ти процесса и м я гк и х условий с у ш к и свойства м атериала не и зм еняю тся. Т и п и ч н а я к о н с тр у к ц и я с уш и л ь ­ н о й б а ш н и представлена н а рис. 4 .2 1. К о р п у с б а ш н и 1 собирается и з н е ­ с ко л ь ки х разъемных ц ар г с ф л анц а­ м и . В н и ж н е й ц и л и н д р и ч ес ко й части б а ш н и м о нти рую тся два к о н у с а — н а ­ р уж н ы й 3 и в н утр е н н и й 2, через к о ­ торые вы гружается готовы й п р о ­ д у кт — п о р о ш о к. В н а р у ж н о м ко н у с е б а ш н и находится разгр узитель -охладитель 4, в кото ры й по касател ь ной к его поверхности подается холодны й воздух, охл аж д аю щ и й п о р о ш о к п е ­ ред вы грузкой его из б а ш н и . О х л а ж ­ д енны й п о р о ш о к вы гружается из б а ш н и через н и ж н и й п а тр у б о к, а н а ­ греты й воздух, подни м аясь вверх, см еш ивается с то п о ч н ы м и га зам и , подаваемы ми через ко л л екто р газа 9, образуя газовоздуш ную смесь, к о т о ­ рая вы ступает суш ильны м а ген то м . Н а ко н у с н о й кр ы ш к е 14 установле­ ны восемь л ю ков с о тки д н ы м и с м о т­ Холодный воздух ровы ми о кн а м и 13 для наб л ю д ени я за процессом и восемь с и м м е тр и ч н о Выход | продукта расп ол ож енны х п о о кр у ж н о с т и ф ор­ с у н о к 12 для расп ы ления к о м п о з и ­ Рис. 4.21. Сушильная башня: ц и и . О тработанны е газы , прой д я су­ 7 - корпус; 2 - внутренний конус; 3 - наружный конус; 4 —разгру­ ш и л ьн ую б а ш н ю с н и зу вверх, о тса­ зитель-охладитель; 5 —рукав; 6 —переходник; 7—вибратор; сываются через вер хни й п а тр у б о к. 8 —опорное кольцо; 9 —коллек­ тор газов; 1 0 - коллектор; 1 1 - подводящая трубка; 12 - форсунка; 13 - смотровое окно; 14 -крышка; 7 5 - купол; 1 6 - взрывной клапан; 7 7 - пло­

Пример 4.8. Рассчитать диаметр и высоту рабочей зоны распылительной сушилки для сушки синтетического моющего средства (СМС). щадка обслуживания И сх о дн ы е данные. Производи­ тельность по исходному влажному продукту Gx= 12000 кг/ч. Началь

ная влажность порошка wx= 40 %, конечная —w2= 5 %. Температура газов на входе в сушильную башню tx= 350 °С, на выходе — t2= 90 °С. Температура поступающей композиции = 70 °С. Коэффициент теп­ лоемкости порошка см= 2,22 кДж/(кг*К); плотность частиц высушен­ ного продукта рм= 1200 кг/м3. Движение газов и высушиваемой ком­ позиции противоточное. В качестве топлива используется природный газ следующего состава (% масс, на сухой газ): С 0 2 = 0,5; С Н 4 = 88; С 2Н 2 = 2,11; С3Н 8= 1,8; С4Н 10= 1,35; С5Н 12= 0,84; N 2= 5,4.

Кол и ч еств о влаги W, и спаряем ой в суш и л ь н о й б а ш н е , опреде­ ляем по (4 .5 9 ):

W = G, f J --------Ц = 12000

4 0 -5

( 1 0 0 - м>2)

Ю О -5

= 4421 к г /ч .

Т о гд а производительность с у ш и л к и по сухому п р о д у кту (4 .6 1 ): <72 = G, - W = 12000 - 4421 = 7579 к г /ч . Ч тобы н а й ти расход сухого воздуха L', используем ого для ох­ л аж д ен и я п о р о ш к а в ко н у с н о й части с у ш и л к и , т, _

Q

(4 .1 2 7 )

№ -'0' где Q —расход теплоты на охлаж дение п о р о ш к а воздухом , В т /ч ; t'2 = 65 °С - к о н е ч н а я тем пература воздуха; t[ = 15 °С — началь ная тем пература воздуха; е„ = 1,005 к Д ж Д к г - К ) — ко э ф ф и ц и е н т те п л о ­ е м ко с ти воздуха, определим расход теплоты

Q = G'2 cm( 0 { - 0 £ ) = 7541-2,22 (100 - 7 0) = 502230 В т,

(4 .1 2 8 )

-

G2 7579 , где Gk = — — = = 7541 к г /ч — количество п о р о ш к а , п о с ту 2 1,005 1,005 ' п а ю щ е го в ко н у с с уш и л ь н о й б а ш н и , за вы четом пы левидны х

ф р а кц и й , ун осим ы х с газам и (0 ,5 % G^); 0{ = 100 ° С — начальная тем пература п о р о ш к а , п о ступ аю щ его в ко н у с с у ш и л к и , %2 = = 70 °С — к о н е ч н а я тем пература п о р о ш к а . Т о гд а

т. 502230 . L '= ----------- ----------- = 9994 к г /ч . ( 6 5 - 1 5 ) 1,005

Проведем расчет тем пературы газов озд уш но й см еси в начале с у ш к и в результате с м е ш е н и я то п о ч н о го газа с воздухом с те м п е ­ ратурой 65 °С , для чего сначала найдем парам етры га зов озд уш но й смеси н а входе в суш и л ь ную баш ню : ♦ энтальпию смеси

/сы = ^ ~

Т ' П = 92,1t 4? f ' 4,5 = 380

1+и

1+ 4,5

(4.129)

где 1\= 106 к к а л /к г = 443 ,8 к Д ж / к г — энтал ь пи я то п о чн ы х газов п р и t\= 350 °С и в л аго сод ерж ани и х, — 25,3 г /к г ; /2 = 22 к к а л /к г = = 92,1 к Д ж / к г - энтальпия воздуха п р и t2= 65 ° С и влагосодерж а­ н и и х2= 7,56 г /к г ; п —масса газов, к г , с /, = 350 °С , при ход я щ и хся н а 1 к г воздуха с t2 = 65 °С; п р и м е м п = 4 ,5 , а в д ал ьнейш ем уточ­ ним; ♦ влагосодерж ание см еси = х г+х,п = Т Я + Ы У

“

1+п

1+4,5

♦ тем пературу смеси /см = 310 °С нахо дим п о 1—х диаграм м е (ри с. 4.20) по парам етрам / см, х см. Д л я определения расхода газов озд уш но й см еси н а с у ш к у п р о ­ д у кта найдем: ♦ удельны й расход теплоты н а подогрев п о р о ш к а

Ян = § : с п (02 - 0 , ) = ^ 2 , 2 2 (100 - 70) = 114 ! Д ж / к г ; ♦ суммарны е потери теплоты Д = Cjj'Gj — ( q„ + q5) = 2 ,22-70 — (114 + 80) = —38,6 к Д ж /к г , где q5 = 80 к Д ж / к г — по тер и теплоты в о к р у ж а ю щ у ю среду; ♦ влагосодержание газов озд уш но го газа н а выходе из с у ш и л ки х2 = = 110 г / к г по д иаграм м е для д анны х условий (/см = 310 °С , лссм = = 22 г /к г ; Д = —38,6 к Д ж /к г ; t2 = 90 °С ). Т о гд а п о (4 .7 1 )

L=

W

4421 — - = — — — = 50238 к г /ч . (x’2- x l) 0,11- 0,022

Расход то п очн ы х газов L" = L —L' = 50238 — 9994 = 40244 к г /ч .

Т а к к а к п р и н я то е знач ени е и = L / L = 4,5 б л и зко к п о л у ч е н 40244 н о м у и = ддщ = 4,03, пересчета проводить не будем. Д алее определяем зн ач ен и я удельного объема в л а ж н о го газа: н а входе в с у ш и л к у о 0 = 4,64-10 -6 (622 + х см ) ( 2 7 3 + / , ) = = 4,64-10 - 6 (622 + 2 2 ) (273 + 350) = 1,86 м 3/ к г , где хсм, г /к г ; н а выходе и з с у ш и л к и п р и t2 = 90 °С , х'2 = 110 г / к г и ; = 4,64-10_б(6 22 + 110) (273 + 90) = 1,23 м 3/к г ; сред н ий = 1,86+ 1>23 = 1,55 м 3/ к г .

и ср =

Т о гд а объ емны й расход газа для с у ш к и м атериала с остав и т 4 в = Lucp = 50067-1,55 = 77603 м 3/ч . Д л я определения ди ам етра с у ш и л к и п р и м е м (с посл ед ую щ ей п р о в ер ко й д остов ерности ) средню ю скорость газа юср = 0 ,5 м /с :

D=

£ об I 77603 ------------ —----------= , -------------------------- = 7,4 м . П р и н и м а е м 7 ,5 м. "у 3 60 0 -0 ,785соср V 3600-0,785-0,5 Р ассчитаем действительную скорость газов в б а ш н е ■^об со = ------------^ ------360 0 -0 ,785Х>2

77603 л .л , ------------------------- = 0 ,4 9 м /с . 3 6 0 0 -0 ,7 8 5-7 ,5 2

У б е ж д а ем ся , что п о л у че н н а я скорость б л и зка к п р и н я т о й соср = = 0,5 м /с . П р о в е р и м , не превы ш ает л и скорость в и та н и я ч а с ти ц полу­ ч е н н о го з н а ч е н и я со по (4 .91 ):

_ Нср ^Рсв

А

Аг

ЛП 1 Л— 5 0 ,8 -1 0 "

1-10~4 -0,76

241

где цср = 0 ,8 -10-5 П а с — ко эф ф и ц и ен т д и н а м и ч е с к о й в я зко сти га ­ зовозд уш ной среды п р и средней тем пературе; d= 0,12 м м — м и н и ­ мальны й диам етр части ц прод укта; рсв = 0 ,7 6 к г /м 3 — плотность среды; рм= 1200 к г /м 3— плотность части ц в ы суш ен н о го продукта;

= 241 —

кр и те р и й А рхим еда. П о с ко л ь ку сосв = 0 ,9 4 > ю = 0 ,4 9 , уноса ча с ти ц н е будет. П о л езн ы й объем суш и л ь н о й б а ш н и определяется п р и б л и ж е н ­ н о п о опы тны м д ан ны м , согласно кото ры м н а п р я ж е н и е единицы объема суш и л ь ной б а ш н и Av= 10,3 к г /( м 3-ч). Т о гд а (4 .7 9 ) дает

А к ти в н а я высота с уш и л ь н о й б а ш н и # а #

=И = Кб F 0,785 D 2

= 429’2 0,785- 7,5 2

= 9 ,7 м.

Пример 4.9. Произвести механический расчет основных элемен­ тов сушильной башни. И с х о д и ые данные. Корпус сушильной башни изготовлен из вы­ сококоррозионной стали Х18Н10Т. Температура стенки корпуса башни равна температуре поступающих топочных газов, т.е. t„ = = 350 °С, поскольку предусмотрена теплоизоляция. В сушильной камере поддерживается давление 10 мм вод. ст. = 38,1 Па. Наруж­ ное давление атмосферное, т.е. Ри= 0,1 МПа. Остальные данные из примера 4.8.

П р и н и м а е м вы соту ц и л и н д р и ч е с ко го ко р п у с а б а ш н и равной / = Я а + 5 ,5 = 9 ,7 + 5,5 = 15,2 м , где 5,5 м —добавка, учи ты в аю щ ая, что подача то почны х газов осу­ щ ествляется вы ше ко н и ч е с к о го д н и щ а . Т а к к а к ц и л и н д р и ч е с ки й ко р п у с б а ш н и собран из п я ти цар г, п р и н и м а ем в качестве р а сч етн о й д л и н у ц и л и н д р и ч ес ко го ко р п уса ^ = 3м.

Р асчет то л щ и н ы ц и л и н д р и ч ес ко го ко р п у с а б а ш н и прои звед ем п о ф ормуле ( 1. 11): I

\0,4

S = 1,182)

Р Н _ I) Е D ■*

+ С = 1,18 -7,5

^ 'I0,4

ОД

1,9 10 5 7,5

-Ь С — 0,018 м 4“ С,

п р и н я в ко н с тр у кти в н у ю п р и б а в ку С н а эрозию и ко р р о зи ю рав­ н о й 2 м м . Т о гд а S= 0,018 + 0 ,002 = 0 ,0 2 м . П р и н и м а е м S = 20 м м . П р о в е р и м п о (1 .1 2 ), (1 .1 3 ), вы полняю тся л и условия п р и м е н и ­ м о сти ф ормулы ( 1. 11): ♦ первое условие

Du J2 ( ^ ) < ± < D„ DH ~ р (S - c )’ J 2 (0,02-0,002) < J _ <

7,54

7,54 ~ p ( 0 ,0 2 - 0 ,0 0 2 ) ’

7,54 0,1 < 0 ,3 9 8 < 14,5; ♦ второе условие

1 > 0 ,3 — D

2 (S-c)

3 J

’ 7,54

1 9-1 0 5

2 (0,02 - 0,002)

190

7,54

> 0 ,3 ^ 1 -

0 ,3 98 > 0 ,0 95 . У с л о в и я п р и м е н и м о с ти формулы (1 .1 1 ) в ы полняю тся. П р о и зв е д е м расчет к о н и ч е с к и х обечаек б а ш н и , п р и н я в тол­ щ и н у с т е н к и к о н и ч е с к о й о б е ч ай ки равной то л щ и н е с т е н к и ц и ­ л и н д р и ч е с к о й о б е ч ай ки SK= S = 20 м м . П р о в е р и м п о (1 .2 6 ), не прев ы ш ает л и н а р у ж н о е давление н а ко н у с п о условию п р о ч н о с ти д о п у с ка е м о го давления . . 2 [ст] (S K-С) 2 -144 (0,02 - 0 ,0 0 2 ) ’----------- — — = 0,597 М П а ; [ Р] = п [1У ------- = — — ! ^ + ( 5 ,K - C f) — - ч- (0,02 —0,002) cos а 1 cos 30° v J [Р] > Рн = 0,1 М П а . Усло ви е п р о ч н о с ти в ы полняется. П р ов ери м вы полнение условия п ри м ени м ости формулы для [Р\

0,00l < 0,02cos30° < 0,05 им еем 0,001 < 0,0023 < 0 ,0 5 . 7,5 У словие п р и м е н и м о с ти вы полняется. П р о в ер и м п о (1 .2 7 ) к о н и ч е с ку ю о б еч ай ку н а устойчивость в пределах уп р у го сти 20,8-10 -6 is D e 100 (S K- С ) «и В х

100(^к- С ) D *

и

Е сли для н а ш е го случая: D0= 3 м; DE= 6,06; В\= 1,0; lg= 4 ,5 , то

(, — , )

. 2 ,0 - 105 6,06 100 0 0 2 0 002 6,06 2 ,4 - 1,0 4,5

20,8 10

100 (0,0 2 -0,002)

x j -------

6,06

----------- = 0 ,1 1 2 М П а .

Условие устойчивости обечайки выполняется: [Р\= 0,112 М П а > Рн= = 0,1 М П а . Р асчет показы вает, что то л щ и н а с те н к и глад кой ц и л и н д р и ч е­ с ко й и к о н и ч е с к о й о б е ч ай ки довольно велика. Т а к к а к использу­ ется д оро го стоящ ая сталь Х 1 8 Н 1 0 Т , желательно ум еньш и ть тол­ щ и н у с те н к и , для чего в к о н с т р у к ц и и о б е ч ай ки предусм атриваю т продольные ребра ж е с тк о с ти . Н а п р а к т и к е это позволяет в н е ­ сколько раз ум ен ь ш и ть т о л щ и н у обо л о чки .

4.5. Задачи для самостоятельной работы З а д а ч а 4.1. Рассчитать ди ам етр и высоту п р о ти в о то чн о й аб­ со р б ц и о н н о й ко л о н н ы с р е гул я р н о й н а са д ко й для по гл о щ ен и я д и окси д а углерода водой. И с х о д н ы е д а н н ы е : С о д ер ж ани е диоксида углерода С 0 2 в газовой смеси 20 %; расход газа н а входе в абсорбер 1200 км ол ь /ч; давление процесса 1,5 М П а ; на оро ш ени е подается вода с тем пературой20 °С. Требуемая степень извлечениядиоксидауглерода85 %. З а д а ч а 4.2. О пределить ги дравли ческое сопротивление аб­ с о р б ц и о н н о й ко л о н н ы с р е гул я р н о й насад ко й (кол ь ца Р а ш и га в укл ад ку).

И с х о д н ы е д а н н ы е . Рабочая высота абсорбера Нра/5= 15 м . С ко р о с ть газа со = 0,05 м /с . Д и ам етр аппарата D —2,5 м . О б ъ ем ны й расход ж и д к о с т и Ь0 = 1000 м 3/ч . З а д а ч а 4.3. Рассчитать то л щ и н у о б е ч ай ки э л л и п ти ч е с ко го д н и щ а , о п о р н о й лапы с н акл ад ны м л и стом (т и п I I ) аб с о р б ц и о н ­ н о й ко л о н н ы . И с х о д и ы е д а н н ы е . Высота обечайки аппарата Н = Ю м , диа­ метр аппарата D = 2,5 м, давление в аппарате 1,5 М П а , м аксим аль­ ны й вес абсорбера (7тах= 0 ,8 М Н . Среды в аппарате не агрессивные. З а д а ч а 4.4. Рассчитать диам етр, высоту, гидравлическое со ' противл ение противоточной абсорбц и онной ко л о н н ы с н асы п ной насад кой П ал л я 50 х 50 для п о гл о щ ен и я сероводорода H 2S водой. И с х о д н ы е д а н н ы е . Расход газа Gx= 1000 м 3/ ч , начальная к о н ц е н тр а ц и я ко м п о н е н та в газе = 0 ,3 , начальная к о н ц е н т р а ­ ц и я к о м п о н е н т а в воде Хн— 0. С теп ен ь и зв лечени я сероводорода 65 % . Д а в л е н и е в аппарате Р = 6 М П а . Т ем п е р а ту р а газа и ж и д к о ­ сти 20 °С . З а д а ч и 4 .5 -4 .1 6 . П одобрать стандартизованны е тарельчаты е аб сорбц и он н ы е ко л о н н ы , провести расчет ги д р ав л и ческо го со­ пр о ти в л ен и я . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.15. Т а б л и ц а 4.15. Исходные данные к задачам 4.5-4.16 № за­ Тип тарел­ Gr \ О"3, 4 ,ю - 3, Рг> , ки дачи кг/ч кг/ч кг/м3

Рж> кг/м3

ст-10 3, М О 5, Дж/м 2 П а с

Мж-103, П ас

«ст

4.5

Колпачко­ вая

2,9

2,8

3,6

850

17

5,6

4,2

20

4.6

Т ож е

9,0

7,5

6,3

920

20

8,0

6,3

14

4.7

—«—

7,4

6,3

2,4

950

25

2,3

3,6

16

4.8

Клапан­ ная

26,6

24,8

6,6

845

48

4,7

2,8

16

4.9

То же

21,2

19,8

7,8

920

18

2,3

4,3

17

4.10

—«—

17,0

16,0

5,5

750

24

3,6

5,7

14

4.11

Ситчатая

4,6

4,2

5,6

920

28

4,2

3,8

10

4.12

—«—

6,9

5,6

4,8

770

37

2,4

4,5

13

16,1

15,2

5,2

930

35

1,5

6,3

8

4.13

Окончание табл. 4.15 № за­ Тип тарел­ с г-10 Л 4к-ю-3, Рг’ , дачи ки кг/ч кг/ч кг/м3 4.14

Проваль­ ная

36,8

33,5

4.15

Тоже

43,3

4.16

—«—

30,1

Рж> кг/м3

ст-10 3, М О 5, Дж/м 2 П а с

Иж-Ю3, Па-с

^СТ

1,6

4,2

12

4,6

870

29

47,5

5,8

675

41

1,8

2,4

14

29,5

9,7

890

36

2,3

2,7

10

П р и м е ч а н и е . GT—нагрузка колонны по газу; Ьж— нагрузка колонны по жид­ кости; рг рж - плотности газа и жидкости; а — поверхностное натяжение жидко­ сти; цг>цж - вязкости газа и жидкости; пСТ- число ступеней изменения концент­ рации.

З а д а ч и 4.17-4.32. Рассчитать диам етр, высоту и гидравличе­ ское сопротивление тарельчаты х р е кти ф и к а ц и о н н ы х ко л о н н . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.16. Т а б л и ц а 4.16. Исходные данные к задачам 4.17—4.32 [4.6] N° зада­ чи 4.17 4.18 4.19 4.20 4.21 4.22 4.23 4.24 4.25 4.26 4.27 4.28

Исходная смесь

Тарелки

Бензол—то­ Ситчатые луол Т ож е Клапанные Колпачко­ —«— вые Метиловый Ситчатые спирт—вода То же Клапанные Решетча­ —«— тые Метиловый Колпачко­ спирт—эти­ вые ловый спирт Решетча­ То же тые —«— Клапанные Вода-уксусная Ситчатые кислота Колпачко­ То же вые Решетча­ тые

xw

Р, МПа

/^ОХЛ’ °С

2,5

18

кг/ч

*F

13000

0,25

0,95

0,03

15500

0,43

0,94

0,025

3

19

17000

0,52

0,90

0,035

3,5

20

15000

0,40

0,92

0,02

3

22

17500

0,65

0,96

0,05

3

23

22500

0,35

0,90

0,06

4

19

12500

0,42

0,94

0,045

3,5

18

21000

0,62

0,93

0,04

2,5

21

135000

0,30

0,95

0,02

3,5

21

20000

0,52

0,96

0,05

4

20

14000

0,63

0,93

0,04

3

22

20500

0,45

0,92

0,06

2,5

23

4.29 4.30 4.31 4.32

Исходная смесь

Xw

Р, МПа

0,90

0,065

3

19

0,32

0,96

0,02

3

20

18000

0,64

0,97

0,04

3

21

12000

0,55

0,94

0,025

3

22

GF, кг/ч,

xF

14000

0,57

16500

Тарелки

Хлоро­ форм-бен­ Клапанные зол Колпачко­ Т ож е вые Решетча­ —«— тые АцетонСитчатые вода

о

№■ зада­ чи

г о

Окончание табл. 4.16

П р и м е ч ан и е .< 7 р - производительность колонны по питанию; x Fi xDi x w - мас­ совая доля низкокипящего компонента соответственно в питании, дистилляте и остатке; Р — абсолютное давление пара в колонне; /охл — температура охлажда­ ющей воды на дефлегматор.

Зад а ч и 4.33-4.37. Рассчитать т о л щ и н у с те н ки ко р п у с а, д н и щ а р е к ти ф и к а ц и о н н ы х к о л о н н и у кр еп л е н и е отверстий. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.17. Т а б л и ц а 4.17. Исходные данные к задачам 4.33-4.37 № задачи 4.33 4.34 4.35 4.36 4.37

Л М Па

А м

1,2 1,8

2,0

2,0

1,5 2,5

2,2

2,0

.

2,5

_ З А

..

d, м 0,25 0,25 0,3 0,28 0,35

Ф

0,9 0,8

0,9 0,9 0,8

Материал ВСтЗ 16 ГС 12 ХМ 12X18H10T 12X18H10T

П р и м е ч а н и е . P —давление в аппарате; D — внутренний диаметр аппарата; d — диаметр отверстия в аппарате под штуцер; ф — коэффициент сварного шва.

З а д а ч и 4.38-4.42. Рассчитать оп о р у р е кти ф и ка ц и о н н ы х к о ­ лонн. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.18. Таблица 4.18. Исходные данные к задачам 4.38-4.42 N° зада­ чи

Тип опоры

^гпах> МН

^min> МН

М Нм

Mnin. М Нм

^тах > М Нм

Д м

S, м

4.38

Цилиндрическая

3,0

0,8

2,7

2,5

2,1

3,0

0,02

4.39

Коническая

2,5

0,7

2,5

2,45

2,2

2,5

0,2

Окончание табл. 4.18 № зада­ чи

Тип опоры

4.40

Цилиндрическая

^гпах’ МН

^min>

МН

Мпах» М Нм

М Нм

Mnin>

м и ,

D, м

S, м

1,95

2,0

2,0

0,025 0,015 0,02

МНм

2,1

0,6

2,1

4.41

—«—

1,6

0,55

2,0

1,9

1,9

1,6

4.42

Коническая

2,7

0,7

2,2

2,0

1,95

3,0

П р и м е ч а н и е . Gmax, Gmm — максимальный и минимальный вес аппарата; Мтах, А/1ШП—изгибающий момент относительно опорной площади соответственно при максимальном и минимальном весе аппарата; М'т!Л—изгибающий момент отно­ сительно сварного шва при максимальном весе аппарата; D — внутренний диа­ метр аппарата; S —толщина стенки аппарата.

Задача 4.43. Подобрать наиболее рациональную с уш и л ку (табл. 4.8). И с х о д н ы е д а н н ы е . О сущ ествляется с у ш ка м атериала со следую щ им и хар а кте р и с ти кам и : пастообразны й, допусти м ая тем пература нагрева до 100 °С , с кл о н н ы й к адгезии, п о ж ар о о п а с ­ н ы й , со д ер ж ащ и й о р га н и ч е с ки е р астворители. Врем я с у ш к и 0 ,5 — 2 м и н . Производство с р ед н ето н н а ж н о е . З а д а ч а 4.44. Рассчитать и подобрать норм ализованную бара­ б ан н ую с уш и л ку для с у ш к и хл ори стого кал ия. И с х о д и ы е д а н н ы е . П р оизводительность по в ы суш енном у п р о д укту 3000 к г /ч ; = 7 % , w 2= 0,5 %,t\ = 700 °С , t2= 170 °С; рм = = 1650 к г /м 3; насы пная плотность в ы суш енно го материала рн = = 1000 к г /м 3. С р ед н и й разм ер ч а с ти ц d4= 1,5 м м . Удельная те п л о ­ ем кость сухого п род укта см = 1,16 к Д ж / ( к г - К ) . З а д а ч а 4.45. П р ов ери ть н а проч ность элементы с уш и л ь ного барабана (барабан, б андаж , р о л и к ). И с х о д н ы е д а н н ы е . Н а р у ж н ы й д и ам етр барабана 2 м , д л и н а барабана 8 м , ча с то та в р а щ е н и я 4 , 3 2 о б /м и н , м асса б ар а­ бан а без обрабаты ваем ого м а те р и а л а 4 0 5 0 к г . М а с с а обрабаты ­ ваемого материала 5000 к г . Н а гр у з к а от зубчатой ш естерни 8000 Н . М а т е р и а л барабан а — С тЗ , б а н д а ж а и о п о р н о го р о л и к а — В С т 5 , т о л щ и н а с т е н к и барабана 20 м м . Д р у ги е ге о м е тр и ч е с ки е р а зм е ­ ры п р и н я ть к о н с т р у к т и в н о . З а д а ч а 4.46. Рассчитать и подобрать н орм ал изованную бара­ банн ую с уш и л ку для с у ш к и диам м оф оса.

И с х о д и ы е д а н н ы е . П р ои зв оди тель ность по в ы суш енно м у п р о д у кту 15000 к г /ч ; и»! = 4 % , w2—0,5 % , tx—200 °С , t2= 90 °С , см = = 1,05 к Д ж Д к г -K ), рм = 1850 к г /м 3, рн = 1100 к г /м 3, dcp = 2 м м . З а д а ч а 4.47. Рассчитать д и ам етр, д л и н у , число оборотов, угол н а к л о н а барабана, необходим ую м о щ н о с ть для в р а щ е н и я бара­ б а н н о й с у ш и л к и для с у ш к и поли в инилхлори да. И с х о д н ы е д а н н ы е . G2= 1 2 0 0 0 к г /ч , W! = 2 5 % , ^2 = 0 , 3 % , ^ = = 130 °С, *2 = 55 °С , см = 1,2 к Д ж Д к г - К ) , рм = 1200 к г / м 3, рн = = 550 к г /м 3, dcр = 0,2 мм. З а д а ч а 4.48. Рассчитать и подобрать н орм ал и зов анную бара­ б а н н у ю с у ш и л к у для с у ш к и хлористого а м м о н и я . И с х о д н ы е д а н н ы е . Gx—2 0 0 0 к г /ч , и»! = 8 %, w2= 0,8 %, tx= = 4 0 0 °С , t2 = 120 °С , см = 1,2 к Д ж Д к г - К ) , рм = 1800 к г / м 3, рн = = 1100 к г /м 3, dcр = 0,2 м м . З а д а ч а 4.49. Рассчитать и подобрать н орм ал и зов анную бара­ б а н н у ю с у ш и л к у для с у ш к и суперф осф ата. И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 4 000 к г /ч а с ; = 14 % , w2 = 2 % , t\= 600 °С , t2= 120 °С , см = 1,21 к Д ж Д к г -K ), рм = 1700 к г / м 3, рн = = 1000 к г /м 3, dcp = 2 м м . З а д а ч а 4.50. Рассчитать д иам етр и д л и н у барабана барабан­ н о й с у ш и л к и для с у ш к и н и тр а та н а тр и я . И с х о д н ы е д а н н ы е . Gx= 3 0 0 0 0 к г /ч , wt = 4%, w2= 0,5 % , tx= = 200 °С , t2 = 60 °С , см = 0,97 к Д ж Д к г -K ), рм = 2250 к г /м 3, рн = 1300 к г /м 3, dcр = 0,5 м м . З а д а ч и 4 .5 1 -4 .5 4 . Рассчитать н а пр о ч н о с ть ко р п у с барабан­ н о й с у ш и л к и , в ы п ол ненной и з стали В С тЗ , бандаж а и р о л и ка , вы­ п о л н е н н ы х из стали В С т5 . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.19. Т а б л и ц а 4.19. Исходные данные к задачам 4.51-4.54 № зада­ чи

D, м А.б.м 5, м

/б>м

/, м . /l,M

/2,м

т , кг

4.51

1,56

1,9

0,01

9,0

1,7

0,8

5,8

9800

5600

4200

0

4.52

2,0

2,3

0,012

10,0

2,0

0,9

6,0

8900

4000

4700

200

/як,кг юф, кг

Окончание табл. 4.19 № зада­ чи

D , м Янб>М 5, м

/б, м

/, м

/1;м

/2, м

/72, К Г

/им, кг mKt кг /иф, кг

4.53

1,0

1,26

0,008

8,0

1,2

0,5

5,6

5650

2500

3000

150

4.54

1,2

1,5

0,01

10

2,0

0,9

6,0

7280

3000

41

180

П р и м е ч а н и е ./ ) —внутренний диаметр барабана; Dh5 —наружный диаметр бан­ дажа; S —толщина стенки барабана; /6 —длина барабана; l t, /2, / - см. рис. 4.16; /и — общая масса барабана; тм, тк, — масса материала, загруженного в барабан, масса барабана, масса футеровки.

З а д а ч а 4.55. Рассчитать о д н о ка м е р н у ю ц и л и н д р и ч ес ку ю су­ ш и л к у с к и п я щ и м слоем для с у ш к и тетр аокси хр ом ата ц и н к а (п а с ­ ту перед к и п я щ и м слоем подаю т в гранулятор). И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 300 к г /ч , = 0,58 к г / к г , w2 = = 0,0 12 к г /к г , критическое влагосодержание = 0,031 к г /к г , dcр = = 3 мм, рм = 3000 к г /м 3, см = 1,4 к Д ж Д к г - К ) , 0 j = 20 °С , 0 2= 9 0 ° С , / 1= = 170 °С , Х\= 0,0085 к г /к г , давление атмосф ерное 100 к П а . З а д а ч а 4.56. Рассчитать п н е в м а ти ч е ску ю тр убн ую с у ш и л ку для с у ш к и сусп е н зи о н н о го поливинилхлорида. И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 1000 к г /ч , Ц = 0,35 к г / к г , w 2 = = 0 ,003 к г /к г , wKp = 0,05 к г /к г , dmax= 0 ,2 м м , dcp—0,12 м м , у = 0 ,6 8, рм - 1 2 0 0 к г /м 3, см = 1,2 к Д ж /( к г - К ) , 0 ! = 20 °С , 02= 60 °С , tx= 180 °С , Ху = 0,008 к г /к г , давление атм осф ерное 100 к П а . З а д а ч а 4.57. Рассчитать п н е в м а ти ч е ску ю тр убн ую с у ш и л ку для с у ш к и сополим ера стирола. И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 500 к г /ч , и*! = 0 ,12 к г /к г , w2 = = 0 ,0 08 к г /к г , wKp = 0 ,0 24 к г /к г , dmax= 0,8 м м , dcp - 0,2 м м , у = 0 ,7 5, рм = 1080 к г /м 3, см = 1,25 к Д ж / ( к г - К ) , 0 ! = 20 °С , t{ = 165 °С , t2 = = 90°С , хх= 0,01 к г /к г , давление атм осф ерное 100 к П а . З а д а ч а 4.58. Рассчитать о д н о ка м е р н у ю ц и л и н д р и ч ескую су­ ш и л к у с к и п я щ и м слоем для с у ш к и силикагеля. И с х о д н ы е д а н н ы е . Gx = 5500 к г /ч , Wj = 40 к г /к г , w2 = = 15 к г /к г , = 30 к г /к г , dcp = 0 ,2 м м , рм = 2300 к г /м 3, см = = 0,85 к Д ж Д к г К ) , 0 , = 18 °С , = 200 °С , /2 = 70 °С.

З а д а ч а 4.59. Рассчитать о д н о ка м е р н у ю ц и л и н д р и ч ес ку ю су­ ш и л к у с к и п я щ и м слоем для с у ш к и сополи м ера В Х В Д -4 0 . И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 4 00 к г /ч , ^ = 40 к г / к г , w2 = = 0 ,3 к г /к г ; wKp = 0 ,6 к г /к г , dcp = 0 ,5 м м , рм = 1300 к г / м 3, с„ = = 1,2 к Д ж Д к г - К ) , 0 [ = 20 °С , t\= 120 °С , t2 = 50 °С. З а д а ч а 4.60. Рассчитать о д н о ка м е р н у ю с у ш и л к у кв ад р атно го сеч ен и я с к и п я щ и м слоем для с у ш к и сополи м ера В М К - 5 . И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 500 к г /ч , и?! = 25 к г /к г , w 2 = = 0 ,3 к г /к г , wKp = 0,8 к г /к г , dcp — 0,3 м м , рм = 1100 к г /м 3, см = = 1,2 к Д ж / ( к г - К ) , 0 [ = 18 °С , tx= 110 °С , t2 = 45 °С. З а д а ч а 4.61. Рассчитать д в ухкам ер ную с у ш и л ку прям о уголь ­ н о го сечения с к и п я щ и м слоем (ри с. 4 .2 2 ) для с у ш к и сополим ера в инилхлорида м а р ки С Н Х -6 0 . И с х о д н ы е д а н н ы е . Gx = 70 к г /ч , = = 0,33 к г /к г , w2 = = 0,0 03 к г /к г , = 0,0 18 к г /к г , 0 [ = 20 °С , 02 = 80 ° С , dcp = 0 ,2 м м , у = 0 ,4 , рм = = 1040 к г /м 3, см = 1,5 к Д ж / ( к г - К ) , х{.= 0,01 к г / к г , tx= = 160 °С. З а д а ч а 4.62. Рассчитать п н е в м а ти ч е ску ю тр убн ую с у ш и л ку для с у ш к и буры ( N a 2B 40 71 0 H 20 ) . И с х о д н ы е д а н н ы е . Gx— 50 к г/ч , Wj = I = 0,42 к г /к г , щ = 0,006 к г /к г , = = 0,125 к г /к г , dmax = 4 м м , dcp = 1,25 м м , у = = 0,9, рм = 1713 к г/м 3, 1,61 к Д ж Д к г-К ), 0] = = 20 °С, tx= 170 °С, t2= 90 °С. З а д а ч а 4.63. Рассчитать о д н о ка м е р н у ю с у ш и л к у с к и п я щ и м слоем для с у ш к и мыла. И с х о д н ы е д а н н ы е . G2 = 2100 к г /ч , = 50 к г /к г , w2 = 12 к г /к г , = 36 к г / к г , dcр = 8 м м , у = 0 ,4 , рм = 1600 к г / м 3, см = = 2 к Д ж / ( к г - К ) , 0 ! = 30 °С , t\= 160 °С , t2 = = 60 °С. З а д а ч и 4.64—4.67. Рассчитать а к т и в ­ н у ю вы соту и диам етр распы лительной су­ ш и л к и (рис. 4 .2 1 ). И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.20.

Р ис. 4.22. Схема двухкамерной сушилки с кипящим слоем: 1 —воздух; 2 —материал

оо

/,,°С

t2, ° c

4

1200

2,0

0,13

350

,90

75

15

60

40

5

1250

1,8

0,15

340

95

80

18

11000

42

6

1300

1,9

0,14

340

95

75

9000

35

4

1200

2,0

0,12

330

90

70

4.64

g 2, кг/ч

w „%

w2, %

10000

35

4.65

8000

4.66 4.67

кг/м3

о О

^min, мм

G\>

о О

см> кДж/ (кг-К)

кг/ч

_CD

Рм?

№ задачи

А у,

0 f,°c

02,°С

10,0

100

65

65

11,0

105

65

15

60

10,1

100

65

20

65

9,0

105

60

t{, ° с

кг/(м3-ч)

6000

38

4,5

1300

2,1

0,2

350

95

75

8,5

4.69

6500

40

5

1450

1,7

0,25

340

90

80

9,0

4.70

850

38

4,5

1350

1,8

0,2

320

85

70

8,0

4.71

1200

40

4

1200

1,9

0,3

340

90

75

8,5

П р и м е ч а н и е . Gx- производительность по исходному (влажному) продукту; G2 —производительность по высушенному продукту; щ , w2 —начальное, конечное влагосодержание продукта; рм, см—плотность и теплоемкость сухого продукта; th t2 —начальная и конечная температура сушильного агента; 0 ! —температура поступающей композиции; t[, t2 —начальная и конечная температура воздуха, поступающего для охлаждения порошка; A v — напряжение единицы объема сушильной башни; 0 [, 02 — начальная и конечная температура порошка, поступающего в конус для охлаждения воздухом; dm{n —ми­ нимальный диаметр частиц продукта.

Глава 4. Массообменные аппараты

4.68

З а д а ч и 4 .6 8 —4.71. Рассчитать а к ти в н у ю высоту и ди ам етр распы лительной с у ш и л к и (ри с. 4 .2 1 ) п р и отсутствии охлаж дения п о р о ш к а воздухом. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.20. З а д а ч и 4.72—4.76. Рассчитать т о л щ и н у ц и л и н д р и ч ес ко й и к о ­ н и ч е с к о й частей распы лительной б а ш н и , исходя из условий п р о ч н о с ти и устойчивости. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 4.21. Т а б л и ц а 4.21. Исходные данные для расчета на прочность № задачи

Д м

/Р,м

Д ,м

а, град.

Р, Па

Материал стенки башни

4.72

6

3

2

30

50

Х18Н10Т

4.73

7,5

3,5

2,2

30

40

12Х18Н10Т

4.74

5

2,5

1,8

30

45

Х18Н10Т

4.75

3

2

1,0

30

50

ВТ 1-0

4.76

4

2,5

1,2

30

зо.

08Х22Н6Т

П р и м е ч а н и е . D —диаметр башни; /р— расчетная высота царги; D0 - диаметр усеченного конуса; а —угол конусности; Р —давление в сушильной камере.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

4.1. Кузнецов А.А., Кагерманов С.М., Судаков Е.Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности. JL: Химия, 1974. 343 с. 4.2. ЛащинскийАА., ТолчинскийАР. Основы конструирования и расчетахимической аппаратуры (справочник). JL: Машиностроение, 1970.752 с. 4.3. Машины и аппараты химических производств (Примеры и задачи) / Под общ. ред. В.Н. Соколова. Д.: Машиностроение, 1982. 884 с. 4.4. Основные процессы и аппараты химической технологии / Под ред. Ю.И. Дытнерского. М.: Химия, 1991. 493 с. 4.5. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки. М.: Альфа-М, 2006. 605 с. 4.6. Примеры и задачи по курсу «Машины и аппараты химических про­ изводств» / Под ред. В.М. Ульянова. Н. Новгород: Нижегородский государственный технический университет, 2003. 355 с. 4.7. Романков П.Г., Фролов В.Ф., Флисюк О.М., Курочкин М.И. Методы расчета процессов и аппаратов химической технологии (примеры и задачи). СПб.: Химия, 1993. 494 с. 4.8. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Спра­ вочник / Под ред. Е.Н. Судакова. М.: Химия, 1979. 566 с.

| ["РЕАКЦИОННЫЕ E Э АППАРАТЫ

5.1. Расчет емкостных реакторов-котлов Е м ко с тн ы е реакто р ы -ко тл ы ш и р о к о использу­ ю тся в х и м и ч е с ко й и д руги х отраслях п р о м ы ш л ен н о сти для п р о ­ ведения гом о ген ны х и гетерогенны х х и м и ч е с ки х р е а к ц и й в ж и д ­ к о й среде. Реакторы этого ти п а м о гу т работать к а к в пери од и че­ с ко м , т а к и в непреры вном р е ж и м е . Д л я и л л ю страци и н а рис. 5.1 представлена ти п и ч н а я к о н с т р у к ц и я р е акто р а -ко тл а . Э т и ап п ар а­ ты стандартизованы в д и апазоне объемов от 0,1 до 200 м 3 и и зго ­ товляю тся н а рабочее давление от 0,1 до 10 М П а . В табл. 5.1 пред­ ставлены те х н и ч е ски е х ар а кте р и с ти ки наиболее расп р о стр ан ен ­ ны х стандартизованны х реакто р о в -ко тл о в .

Диаметр ап­ парата D, мм

Площадь по­ верхности те­ плообмена ру­ башки FD9 м2

1

2

3

Площадь поверх­ ности теплообмена змеевика F3, м2 1-йряд

2 -йряд

Диаметр вала мешал­ ки DB, мм

Номиналь­ ный объем Кн,м 3

Т а б л и ц а 5.1. Основные технические данные реакторов-котлов с эллиптически­ ми днищами и крышками

4

5

6

Высота уровня жидкости Ню м

Ф

= 0,75

Ф

= 0,5

7

8

0,29

0,1

500

0,7

0,42

0,16

600

0,9

0,47

0,33

0,25

700

1,3

0,5

0,38

0,4

800

1,9

0,63

1000

2,5

1200

4,4

3,4

1,0

1,25 1,6

5,8

40

2,8

-

0,66

0,46

40; 50; 65

0,68

0,48

50; 65

0,76

0,54

0.93

0,65

1,16

0,81

50; 65; 80

Окончание табл. 5.1 2

1

.

2 ,0

1400

3

4

6,5

3,5

5

.■ 7

6

.

-

8

1,09

0,77

1,33

0,93

3,2

1600

8,5

5,2

9,5

65; 80

1,33

0,93

4,0

1600

11,3

—

—

65; 80

1,63

1

1 2 ,0

4,9

1,63

1,13

14,8

11,5

9,1 20,7

2,5

5,0

1800

6,3

7,8

_

8 ,0

2 0 0 0

17,0

1 0 ,0

2 2 0 0

2 0 ,0

12,5

2400

2 1 ,0

16

2400

25,5

20

2600

33,5

25

2800

38,0

1 2 ,8

32

3000

39,0

1 2 ,8

40

3200

54,0

_

50

3000

69,7

1 2 ,8

24,9

63

3200

82,8

—

—

65; 80; 95

_

12,4

22,9

80; 95

_

13,4 _

24,6

80; 95;

, 1.1

2 ,0 1

1,39

2,08

1,44

2,16 2,27

1,50 .

1,58

2 ,8 6

1,97

3,04

2 ,1 0

24,9

3,28

2,26

24,9

3,64

2,51

4,00

2,76

110

_

_

95;110; 130

5,57

3,79

6,14

4,18

Р и с. 5.1. Емкостный реактор-котел:

6

^ '

I ''. \

1 —привод мешалки (мотор-редукгор); 2 — стойка; 3 - подшипниковая опора; 4, 5, 9, 10 —штуцеры для реагентов, продукта и те­ плоносителя; 6 —труба передавливания; 7 — теплообменная рубашка; 8 - опора; 11 —мешалка; 12 —корпус; 13 - отража­ тельная перегородка; 14—опора-лапа; 15— вал мешалки; 16- люк; 77 - уплотнение вала; 18—муфта

Основные соотношения для расчета реакторов-котлов периодического действия

При формальном описании химических превра­ щений стехиометрическое уравнение реакции обычно представ­ ляют в виде (5.1)

аА + ЬВ = сС+ dD,

где А, В — исходные вещества (реагенты); С, D — продукты реак­ ции; a, b , c , d — коэффициенты реакции. Уравнение (5.1) дает возможность по заданной массе одного из реагентов йли продуктов реакции рассчитать теоретически не­ обходимые для полного превращения массы остальных компо­ нентов реакции. Для реакторов периодического действия время процесса т, с, может быть определено: ♦ для реакций нулевого порядка ТР ~~f? {ХАн ~ *Лк)> А р0

(5-2)

где Кро — константа скорости реакции нулевого порядка, кмоль/(м3с); х^н , —начальная и конечная концентрация реа­ гирующего вещества/! в системе, кмоль/м3 (5.1); ♦ для реакции первого порядка ,

* In ^ L , ■^pl ХЛк

(5.3)

где Kpi —константа скорости реакции первого порядка, с-1; ♦ для реакции второго порядка = J ______ !--- (5.4) К р2 Х Вп ~ Х Ан

Х АкХ Вн

где Кр2 — константа скорости реакции второго порядка, м3/кмоль с; л*, —начальная концентрация реагирующего вещест­ ва В в системе, кмоль/м3. При массовой производительности по готовому продукту G, кг/ч, объем реактора-котла, м3:

• фр п

(5.5)

где тц—время одного цикла, с; ср—коэффициент заполнения реак­ тора: ф = 0,7—0,8 при обработке непенящихся жидкостей, ф = = 0,4—0,6 при обработке пенящихся жидкостей; р —плотность го­ тового продукта, кг/м3; п —число параллельно работающих реак­ торов. Окончательно номинальный объем реактора выбирается по табл. 5.1. В общем случае время цикла т„ определяется как сумма: *ц = *р + Т1+ *2 + ^3 + *4 + *5(5-6) Рассмотрим каждое слагаемое (5.6): тр — продолжительность реакции, зависит от порядка реакции и рассчитывается по (5.2)—(5.4); -и, — время подготовки реактора к новому циклу, задается регла­ ментом и составляет = 10—60 мин; т2—длительность загрузки реактора жидкостью (5.7) 4 = v* l v *.t> где Кж—объем жидкости в реакторе, м3; VHC—производительность насоса, подающего жидкость в реактор, м3/с; т3, т4 —продолжительность разогрева т3и охлаждения т4реактора при известной площади поверхности рубашки (змеевика): т

(5.8)

т5—длительность опорожнения реактора, зависит от способа вы­ грузки из него прореагировавшей жидкости. В (5.8) F —площадь поверхности теплообмена, м2; К 3>4 —коэф­ фициент теплопередачи при нагревании или охлаждении, Вт/(м2К); ('А/ср)з,4 —средняя разность температур при нагревании или охлаждении; Q34 — количество теплоты, затрачиваемое для нагревания или охлаждения реакционной массы и реактора: (5.9) 03,4 = (т рСр + С *) А^3,4; тр, тх — масса реактора и загруженной в него жидкости, кг; ср, сж— Удельные теплоемкости материала реактора и жидкости,

Дж/кг-К; Д/34—разности температур в процессе нагревания и ох­ лаждения: Д/ 3

tp

/н, Д / 4

tp

/к.

Здесь tp —температура реакции; /н— начальная температура жид­ кости до нагревания; /к — конечная температура жидкости после охлаждения. Средняя разность температур Д/Ср в (5.8) рассчитывается по ус­ ловиям нестационарного процесса теплообмена, так как при на­ гревании или охлаждении температура реакционной массы изме­ няется во времени. Если при нагревании реакционной смеси от tHдо /ржидкий те­ плоноситель не изменяет своего агрегатного состояния, т.е. тем­ пература теплоносителя меняется от 0'2до 02(см. рис. 5.2, а), сред­ няя разность температур

Р ис. 5.2. Изменения температур в реакторе периодического действия

( Д / ср ) з

Л -1 tp -t» ____ 0j - t H Ain А ’ In ei ~ h

(5.10)

гдеЛ = Если при нагревании реакционной массы конденсиру­ ющимся водяным паром 0j = 0'2 = 02, то (Д/ср)з рассчитывается как средняя арифметическая или логарифмическая разность тем­ ператур.

При охлаждении реактора хладоагентом от /р до /к, конечная температура которого 02изменяется во времени (рис. 5.2, б), сред­ няя разность температур определяется как ( ^

-

4 ^ - т о 1п'в.

<5Л,)

где А = Время т5ориентировочно может быть рассчитано по формуле г -900F* (5.12) т5-

Г5 1Т»

а при опорожнении реактора через нижний сливной штуцер: 11-103К <513) где Уж—объем жидкости в аппарате, м3; D —диаметр аппарата, м; Нж— начальная высота уровня жидкости в аппарате, м. Коэффициенты теплопередачи, входящие в (5.8), определя­ ются частными коэффициентами теплоотдачи а от перемешивае­ мой среды к стенке и от стенки к теплоносителю, поступающему в змеевик. Теплоотдача от перемешиваемой среды к стенке сосуда, за­ ключенного в рубашку, или к змеевику, расположенному вдоль стенки сосуда, описывается уравнением Nu = CRe*6Pr0’33.

(5.14)

При этом Nu =

при теплоотдаче к рубашке; Nu = а ^зм при X X теплоотдаче к змеевикам. Здесь D — внутренний диаметр реактора, м; d3M— наружный диаметр трубы змеевика; Re„6 = г'^ ~ — центробежный критерий V v ж

Рейнольдса; п —частота вращения мешалки, c~l; dM—диаметр ме­ шалки, м; уж—кинематическая вязкость жидкости, м2/с.

Значения С и а в (5.14) для различных случаев приведены в табл. 5.2. Т а б л и ц а 5.2. Дополнительные данные в (5.14) Тип мешалки

Наличие перегородок

С

а

Для аппарата с рубашкой Турбинная (открытая)

Есть Нет

0,760 0,350

0,67 0,67

Пропеллерная (трехлопастная)

Есть Нет

0,514 0,380

0,67 0,67

Двухлопастная

Есть Нет

0,526 0,360

0,67 0,67

-

Якорная

0,380

0,50 0,67

1 ,0 0 0

Для аппарата со змеевиком Турбинная

Нет

0,036

0,67

Пропеллерная (трехлопастная)

Есть Нет

0,068 0,078

0,67 0,62

Двухлопастная

Нет

0,030

0,62

Коэффициент теплоотдачи теплоносителя, поступающего в рубашку из полутруб или в змеевик при развитом турбулентном режиме (Re >10 ООО), рассчитывается по уравнению Nu = 0,021 е Re0-8Рг*-43,

(5.15)

где £ = 1+ 3,6^3 — коэффициент, учитывающий искривленность -^зм каналов; Д м—диаметр витка полутрубы или змеевика; d3 —экви­ валентный диаметр канала, причем для полутруб d3 = 0 ,6 dip',dtpвнутренний диаметр трубы-заготовки, являющийся также харак­ терным линейным размером в критериях Nu и Re. Обычно теплоотдача внутри цилиндрической рубашки про­ исходит в условиях естественной конвекции, и даже в случаях Re < 2300 ее рекомендуют рассчитывать по формуле

(iff

Nu = -- - = С (Gr-Pr)a,

(5.16)

где С = 0,76, а = 0,25 при 103< Gr-Pr < 109; С — 0,15 и а = 0,33 при Gr-Pr > 109.

Если в качестве теплоносителя используется вода, произведе­ ние Gr-Pr рассчитывают по упрощенной формуле Gr-Pr = Я р3(/ст - 9 ср) Я ,

(5.17)

где Я р — высота стенки сосуда, заключенной в рубашку, м; tCT — температура стенки сосуда, °С; 0ср —температура теплоносителя (воды) в рубашке, °С. Коэффициент В зависит от 9ср: 0ср, °С

0

10

20

В-10-9

2,64

8,0

15,5 27,0 39,0 68,0 102

Во

время

реакции

30

40 60

80

100

150

200

147

290

493

можно принять 0ср = (0} + 0.2) / 2,

*ст =(*р + ® с р ) / 2 -

При охлаждении аппарата (518)

и в уравнении (5.17) можно принять /ст- 0 ср = К

р )4 /2.

Расчет мощности привода мешалок. Выбор мощности привода аппарата с перемешивающим устройством производят по резуль­ татам гидродинамического расчета с учетом механического КПД привода. Расчетная мощность привода равна ^расч = — Ппр^1упл

(5-19)

где N — мощность для перемешивания реакционной массы; т|пр — КПД привода; —КПД уплотнения. В зависимости от исполне­ ния и мощности привода, конструкции уплотнения т|пр « 0,75— - 0,95; Пупл* 0,9-0,98. По значению 7Vpac4 выбирают стандартный привод, удовлетво­ ряющий ближайшему большему значению jVpac4. Расчет мощности для перемешивания реакционной среды в ламинарном режиме (Reu6 < 100) производится по формуле

где С —коэффициент, зависящий от типа и конструкции аппара­ та; |i —динамическая вязкость, Па-с; п —число оборотов мешалки, об/с; dM—диаметр мешалки, м. Значения С в уравнении (5.20) для ньютоновских жидкостей: ♦ для рамной и ленточной мешалок + 3,5 Z п \ _ 2_K

С = — Z„K . E l

(:5.21)

М ♦ для шнековой и шнековой в направляющей в трубе

с Л

к Л

(5.22)

1м

♦ для ленточной со скребками с= ^

Z к н '

Z *K 2 J -

Dn + z °K' l -

+ z ck и d„

Dn

(5.23)

■•м

В (5.21)—(5.23) Zл—число заходов винтовой линии; Нх—высо­ та мешалки, м; Ьп — ширина витка ленты (лопасти), м; Z q— число вертикальных штанг для ленточ­ K2,K }tK< ной мешалки со скребками или число горизонтальных траверз для 120 100 рамной мешалки; Zc — число 80 скребков (в горизонтальном сече­ V 60 нии аппарата); dB— диаметр вала, 2 40 м; Da — диаметр окружности оси 30 вертикальных штанг ленточной 1 мешалки со скребками, м; Н —вы­ 20 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 5,/Ь, сота уровня жидкости, м. Значения коэффициентов К2, Рис. 5.3. Коэффициенты, учитывающие влияние зазоров К3, К4, учитывающих влияние от­ между стенкой и вращающимися носительных зазоров 8, выбирают элементами перемешивающих по зависимостям К, = / (5, /А,-) на устройств рис. 5.3, где по кривой 1 выбирают значение коэффициентов для мешалок рамной, ленточной и лен­ точной со скребками, а по кривой 2 — для мешалок шнековой и шнековой в направляющей трубе.

При определении К2 на рис. 5.3 значения относительных раз­ меров радиальных зазоров 8,- / bt вычисляют по формулам: для мешалок рамной, ленточной и ленточной со скребками 5

D -d M.

Ъл

2 Ъя

(5.24)

для шнековой — = D du ; Ьт 2 b ’ 'Ш

(5.25)

для шнековой в направляющей трубе 5

dT — dM

(5.26)

где 5 —зазор между стенкой аппарата и вращающимися элемента­ ми мешалки, м; D — диаметр аппарата, м; Ьш — ширина лопасти шнека, м; dj — внутренний диаметр направляющей трубы, м. При определении коэффициента Къ для вертикальной трубы используют формулу — = ——— , где Ь0 —ширина проекции верти-

Ь0 2 Ь0 кальной штанги ленточной мешалки со скребками на радиальную плоскость. При определении коэффициента К * для скребков 8 = 0 и 8 / Ьс =0, где Ьс —ширина проекции скребка на радиальную плос­ кость. При использовании ленточных и шнековых мешалок в пере­ ходных и турбулентных режимах работы при Reu6 >100 для при­ ближенных расчетов потребляемой мощности можно пользовать­ ся следующей критериальной зависимостью (KN—критерий мощ­ ности): для ленточных мешалок —7,0 для шнековых мешалок

Re~g’33;(5.27)

♦ для шнековых мешалок в направляющей трубе

K N = l , 5 ^ R e - V 6.

(5.29)

Зная значение KN, можно рассчитать потребляемую мощность

N = K Np n * d l.

(5.30)

Расчет реактора-котла непрерывного действия

Номинальный объем реактора определяется как Крт(1 +а) V=— Ф

(5. 31)

где К —объемный расход реакционной смеси по условиям выхо­ да, мус; а —коэффициент резерва мощности (для реактора с ме­ шалками, уплотнением, приводом а = 0,1 —0,2); ф - коэффициент заполнения реактора, см. (5.5); т—время реакции для достижения требуемой степени превращения:

J -—Xjr - Лц %= _Xаи ГА

(5.32)

rA = K px aAx bB -

(5.33)

где

скорость реакции: Кр —константа скорости химической реакции; а, b — коэффициенты реакции (5.1). Для нахождения в (5.32) производят расчеты на 1тготового продукта массы веществ А, В:

аМ А ЬМВ т А = т с - г г - ; mB = m c — f - , сМс см с

.. (5.34)

где тА>тв —массы веществ А, В, приходящиеся на 1т готового про­ дукта, кг/т; с — коэффициент в стехиометрическом уравне­ нии (5.1); МА, Мв, М с —молекулярные массы веществ, кг/кмоль. Массы реагентов А и В должны быть увеличены с учетом сте­ пени превращения %:

. КлШл . КвШв -_ч т' = — — тв = * а . (5.35) X X Тогда избыточные массы непрореагировавших веществ А и В т% = т'А - т А;т% = т'в - т в , (5.36) что позволяет определить количество вещества компонентов на выходе пл = т пА / М А; n'B = m 'j / M B и концентрации компонентов на выходе ХАк

ПА . пв ’ ХВк ~ Т 7 ~' у уд

(5.37) /с (5.38)

■у уд

Константу скорости реакции определяют опытным путем. Для реакции в гомогенной среде при небольших концентрациях реа­ гента она может быть рассчитана по уравнению Аррениуса

К =/с0ехр

Е RT

где Ко —коэффициент пропорциональности, характеризующий число парных столкновений молекул в единицу времени; Е —энергия акти­ вации химической реакции, Дж/кмоль; R = 8314 ДжДкмоль К) — универсальная газовая постоянная; Т —абсолютная температура, К. Объемный расход реакционной смеси рассчитывается по фор­ муле

V = Vm G,

(5.39)

где G= заданная производительность реактора по целевому про­ дукта, т/с; Ууд — объем реакционной смеси, приходящийся на 1 т продукта, м3/т: У т. Vya = ^ - L \

(5.40)

Рем

£ > , - сумма масс продуктов, составляющих реакционную смесь, приходящихся на 1 т целевого продукта, кг/т. По значению номинального объема V выбирают по табл. 5.1 стандартизованный реактор (при необходимости —несколько ре­ акторов с требуемым суммарным объемом).

Расчет потребляемой мощности для перемешивания реакци­ онной смеси производят по формулам для реакторов-котлов пет риодического действия. П р и мер 5.1. Рассчитать и подобрать нормализованный реактор-котел периодического действия для переработки 85 кг/ч реакционной массы. И с х о д н ы е данные. Начальная концентрация реагирующего вещества хн = 0,17 кмоль/м3. Степень превращения %= 0,7. Констан­ та скорости реакции, протекающей по первому порядку, Кр1 = = 5,5* 10-5 кмоль/(м2с); температура реакции 120 °С; давление в реак­ торе 0,25 МПа; рж = 1050 кг/м3; цж = 0,015 Пас; сж = 1900 ДжДкг-К); = 0,18 Вт/(м-К).

При степени превращения %= (хн - х к) / х н = 0,7 и начальной концентрации = 0,17 кмоль/м3 определим конечную концен­ трацию: хк = хн (1 — %) = 0,17-0,3 = 0,051 кмоль/м3. Необходимое время реакции первого порядка по (5.3): TD = —

Р

K vX

ln^2- = -------L _ ^ ln-^Z_=2,18-104 с. х к 5,5*10“ 0,051

Принимаем предварительно временный КПД реактора -=

Тр

=0,7,

ТР + т в

где тв—вспомогательное время работы реактора, и находим общее время цикла ц

Ф

_ 2,18-Ю4 =313,104 0,7

Номинальный объем реактора рассчитываем по (5.5) при п = 1, = 0,75

v _ (k a ФР

О,Q236-3,13-104

,

0,75-1050

где G = 85 кг/ч = 0,0236 кг/с. По табл. 5.1 предварительно принимаем реактор со следу­ ющими техническими данными: номинальный объем 1 м3, диа-

метр аппарата D= 1,2м, высота уровня жидкости в аппарате 0,76 м, площадь поверхности теплообмена рубашки 3,4 м2. Выполним уточненный расчет. Примем время подготовки реактора к новому циклу Т] = = 15 мин = 900 с. Для заполнения реактора реакционной кассой ис­ пользуем насос производительностью vHC= 3 м3/ч. Тогда по (5.7): т2 =0,75-1-3600/3 = 900 с. Время опорожнения реактора рассчитаем по (5.13), исходя из условия слива жидкости через нижний штуцер: _ 1,1-103Кж _ 1,1-103-0,75 _ ^ „ 5

H ^D

2

0,760,51,22

Для расчета т3и т4дополнительно к исходным данным примем температуры реакционной массы до нагревания tH= 20 °С и после охлаждения tK= 30 °С, теплоемкость материала реактора (стали) ср = 515 Дж/кг-К. Масса реактора приближенно

тр = 230PD2 = 230 • 0,25 • 1,22= 82,8 кг, где Р — избыточное давление в реакторе, МПа. Определяем по (5.9) количество теплоты: ♦ затраченной на нагревание реакционной массы и реактора <2з = (m fy + Гоже*) Д/3= (82,8-515 + 0,75-1050- 1900)-(120 - 20) = = 153-106Дж; ♦ отведенной при охлаждении реактора 04 = (82,8-515 + 0,75-1050-1900)-(120 - 30) = 138-106Дж. Средняя разность температур при нагревании реактора водя­ ным паром при температуре его конденсации 0ср = 140 °С равна ,

, _ Л/п„ - Д(т,„_(140 - 20)-(140-120)_

(4,- )j

A/min

A J к ~ 91 _ 30-20 _ 2 /к —02 30-25 ’

ьЖ Ж

140-120

найдем по (5.11) среднюю разность температур при охлаждении реактора водой, которая не меняет своего агрегатного состояния: / Л, \ \ ср ) з = "

Л -1 A In А

120-30 2-1 = 28,3 °С. 120-20 2 1п2 In 30-20

41п-р 01 ^-01 Так как при нагревании реакционной массы используется конденсирующийся пар, можно принять коэффициент теплопе­ редачи равным коэффициенту теплоотдачи перемешиваемой сре­ ды. Для его расчета определим: ♦ центробежный критерий Рейнольдса

pndt

Re цб

1050 0,83 0,92 2 = 49175, 0,015

где п = 0,83 с-1; dM диаметр мешалки, м. Проектируем якорную мешалку, для которой dM= ■ —— = — = 0,92 м (табл. 5.3); 1,05ч-1,3 1,3 Т а б л и ц а 5.3. Основные параметры и условия работы перемешивающих уст­ ройств Тип мешалки

Основные пара­ метры

Лопастная

fti

D

ев

D/dM= 1,4—1,7 h J d M= 0,1 h/dK= 0,40-1,0 b/du = 0 , 1 = 0,86

Якорная

Л

D

D/dM= 1,05-1,30

V ^ m= 0,8-1,0 S/dM= 0,01-0,06

6м= U

Условия работы Перемешивание взаиморастворимых жидкостей Взвешивание твердых и волокни­ стых частиц в жидкости Взмучивание легких осадков Медленное растворение кристал­ лических и волокнистых веществ: со = 1,5—5 м/с при \ i<0,5 П а с со = 1,5—3,2 м/с при ц = 0,5—3 П а с Перемешивание вязких и тяже­ лых жидкостей Интенсификация теплообмена Предотвращение выпадения осадка на стенках и днище Суспендирование в вязких средах со = 0,5—4 м/с при \i< 10 Па-с

Окончание табл. 5.3 Рамная

D/dM= 1,05-1,30

b/dM= 0,07 = 0,9-1 , 0

h/dM= 0,01-0,06 S/dM= 0,01-0,06 § «=1, 28

Турбинная

D/dM= 3—4

|<1

hjd» = 0,2 h/dM= 0,4-1 l/dM= 0,25 b/dM= 0,1

^m= 8,4

Трехлопастная (про­ пеллерная) rti

D/du = 3+4; А/4, = 0,4*1;

D

*/4, = 0,1; = О,56

Взвешивание и растворение твер­ дых кристаллических частиц (с массовым содержанием до 80 %) и волокнистых (с массовым с о ­ держанием до 5 %) Эмульгирование жидкостей с большой разностью плотностей Диспергирование газа и жидкости Перемешивание ньютоновских жидкостей: со = 2,5-10 м/с при |i< 10 Па-с со = 2,5—7 м/с при ц = 10—40 Па-с Взвешивание твердых (с массо­ вым содержанием до 50 %) и во­ локнистых частиц Взмучивание шламов Эмульгирование жидкостей Интенсификация теплообмена со = 3,8—16 м/с при ц< 0,1 Па-с со = 3,8-10 м/с при ц = 0,1-4 Па-с

♦ критерий Прандтля Рг = сжцжД ж = 1900 • 0,015/0,18 = 158; ♦ критерий Нуссельта для якорной мешалки по (5.14): Nu = 0,38Re°f -Рг0’33 = 0,38-49412 °-67 -1580’33 =2820, где параметры С, а взяты из табл. 5.2, откуда находим коэффици­ ент теплоотдачи от перемешиваемой среды к стенке сосуда: а

NuX.x 1

D

2820-0,18 ’ = 423 Вт/(м2-К). 1,2

Приняв среднюю температуру воды по (5.18)

«t p - t К , кА ^ 120-30 гг» = J V t - K ) 4 = i ^ - 2 8 3 = 37”C, О lnIn 30 которой соответствует (см. с. 425) В = 33,4-109, находим разность температур t„ — 0ср = (д/ср ) /2 = 28,3/2 « 14°С и по (5.17) произ­ ведение Gr-Pr = Я 3(/ст -0ср) В = 0,763 -14-33,4-109 =205-109. Используя это значение, по (5.16) рассчитаем: Nu = С (Gr-Pr)° = 0,15 (205-Ю9)0-33 = 811 и коэффициент теплоотдачи от стенки сосуда к воде во время ох­ лаждения по (5.16): Nu Хв 811-0,6 ,, , ,>гЧ а 2= — S - = — = 640 Вт/(м2 -К), н р и,/о где теплопроводность воды Хв = 0,6 ВтДм-К); высота рубашки Я р = = Яж = 0,76 м. Приняв термическое сопротивление загрязнений со стороны перемешиваемой среды rx = 210-4 м2-К/Вт и со стороны воды г2 = = 2,3-10-4м2-К/Вт(табл. 3.1), определим коэффициент теплопере­ дачи во время охлаждения по (3.8): 1

К=

— + г1+-^- + г2 + — а 1

К

а 2

1 — + 2-10-4 + 2,3-10~4 + 2,3-10-4 +-J— 423 640 где

= 2,3 10-4 м2К/Вт. ^ст Определим длительность: ♦ периода нагревания реактора по (5.8): , 3

Qi * ,( * / „ ) ,

153-106 3,4 423.56

218 Вт/(м2-К),

♦ периода охлаждения

Q4 FK (л*Ср )4

138106 =6579 с; 3,4.218-28,3

♦ одного цикла реактора по (5.6): + Ч + *2 + + Т4+ Х5= 21800+900+900+1900+6579+657 = = 32736 с. Уточненное время 32736 с отличается от ранее принятого 31300 на 3,9 %. В этом случае нет необходимости в повторном уточненном расчете. Таким образом, окончательно выбираем реактор-котел номи­ нальным объемом 1м3, диаметром D = 1200 мм, с площадью тепло­ обмена 3,4 м2, высотой уровня жидкости при ф = 0,75 Нж= 0,76 м. Пр и мер 5.2. Рассчитать мощность привода реактора-котла с рамной мешалкой. И с х о д н ы е данные. Плотность реакционной смеси р = 900 кг/м3; (I = 20 Па-с; п = 0,834 об/с. Диаметр мешалки dM= 0,9 м и аппарата D = = 1,0 м. Высота мешалки Н { = 0,85 м.

Вычислим значение центробежного критерия Рейнольдса Re

цб

рndl _ 960-0,834-0,92

20

=32,43.

Так как Reu6 < 100, режим течения ламинарный. Для ламинарного режима мощность определяем по (5.20): ЛГ= С цй 2лЗ 2
н .

1

-

—

+ 3,5 Z 0 1_2*л

где Z 0 = 2 —число горизонтальных штанг; Zn = 2 —число лопастей. При — = ———

Ь„

2

Ъ„

1000-900 =0,83, 2-60

где Ьл = 60 мм —ширина лопасти, по рис. 5.3 определяем К2 = 22 и

с=

3,142

2 22 -

-

2-60] 850 L 60 1 = 201 . + 3,5-2 11— 900 900 900

Тогда N = 201-20-0,8342-0,93= 2038 Вт « 2,0 кВт. По (5.19) находим расчетное значение мощности привода

N,расч

N Ппр^упл

2,0 =2,42 кВт. 0,9-0,92

Выбираем двигатель-редуктор типа МПО-2 с параметрами: N = 3 кВт, лВЬ1Х= 50 об/мин (табл. 5.4). Пр и мер 5.3. Произвести расчет на прочность основных элементов реактора-котла с рубашкой. И с х о д н ы е данные. Внутренний диаметр котла D = 1000 мм, ру­ башки —Dl = 1100 мм (см. рис. 5.1), расчетная длина цилиндрической обечайки корпуса аппарата / = 960 мм, давление в корпусе аппарата избыточное 0,3 МПа, вакуумметрическое до 0,08 МПа; температура в корпусе аппарата 160 °С, в рубашке - 160 °С; давление в рубашке 0,6 МПа.

Принимаем расчетное наружное давление для обечайки и эл­ липтического днища корпуса аппарата равным сумме внутренне­ го избыточного давления в рубашке и вакуумметрического давле­ ния в корпусе, т.е. Рн = 0,6 + 0,08 = 0,68 МПа. Полагая, что в кор­ пусе аппарата и рубашке среды не коррозионно-активные, в качестве материала реактора выбираем ВСтЗсп. Расчет цилиндрической обечайки рубашки аппарата. Толщину стенки цилиндрической обечайки, нагруженной внутренним дав­ лением, определяем по (1.1): 9

р

-

D ' P

2 [а] ф - Р

.Г -

° ’6 1 Д

2-149-1-0,6

+0,002 = 4,22 мм.

Принимаем Sp = 6 мм. Тогда допускаемое избыточное давление по (1.2):

[р ]

2 [a]
2 149-1-(0,006-0,002)

2), + («Ур -С)

1,1+(0,006-0,002)

= 1,08 МПа.

Так как Р= 0,6 МПа < [Р] = 1,08 МПа, условие прочности выполняется.

Частота вращения выходного вала мотор-редуктора л,вых> об/мин 6,3

8

10

12,5

16

2 0

25

32

40

50

63

80

100

125

170

2 0 0

250

1,33

1,67

2,08

2,67

3,33

4,16

1

1

1

1

1

1

1

1

ЛВых> 1 /с

0,105 0,133 0,107 0,208 0,267 0,333 0,416 0,534

0 ,6 6 6

0,834 1,05

0,4 0 ,8

2

2

2

1,5

2

2

2

3,0

2

5,5

2

7,5

2

2

2

2

2

10

15

2

2

2

2

j*** 1

1

**

2

**

2

2

**

2

2

ч

1

1

1

2

18,5 22

2

3

2

1****

1

1

5.1. Расчет емкостных реакгоров-котлов

Номинальная мощность электродвига­ теля, А^эл, кВт

Окончание табл. 5.4

Номинальная мощность электродвига­ теля, Д,л, кВт

£ о

Частота вращения выходного вала мотор-редуктора л,вых, об/мин 6,3

8

10

12,5

16

20

25

32

40

50

63

80

125

100

170

2 0 0

250

"вых> 1 /с

30

р***

2,3

2

3

37

1

2,3

1

45 55

2

75

2

3

3

3 3

1

****

1

1

1

1

1

1

1

90 100

2

2

2

132 П р и м е ч а н и е . 1 - тип МПО-1; 2 - МПО-2; 3 - МР-2. * пвых = 45 об/мин; ** пвых = 59 об/мин; ***лвых = 160 об/мин;

****яВых = 132 об/мин.

Глава 5. Реакционные аппараты

1

Расчет цилиндрической обечайки корпуса реактора. Толщину стенки обечайки из условия прочности от внутреннего давления определим по (1.1): DP .„ 0,3-1 + 0,002 = 3 мм. -+с2[о]ф-Р 2 1491-0,3 Приняв толщину стенки корпуса аппарата равной толщине обечайки рубашки S = 6 мм, найдем допускаемое внутреннее из­ быточное давление по (1.2): 2 [ . ] ^ р -С) = 2 .149 1.(0,006 - 0,002) =

1 J я,+(£„-<:)

1+ (о ,о о б -о ,о о 2)

Так как Р= 0,3 МПа < [Р] = 1,19 МПа, условие прочности вы­ полняется. Толщина стенки обечайки из условия действия наружного давления по (1.11): 0,4

S = 1,18Z) 3 l L

Е D

+ С = 1,18-1

0,68

0,96

,1,85-105 1 ,

0,4

+ 0,002 = 9,8 мм.

Принимаем S = 10 мм. Проверим соблюдение условий (1.12):

( , - , ) ;0|96 _

1

12 0 01 0 002

096 > 1 3 5 1 0 1 1 250

1 ; 0,19 <0,96 <7,9; 12 (0 ,01 -0 ,002 )

2-(0,01-0,002) 1

; 0,96 > 0,444,

где с т = 2 5 0 МПа. Условия (1 .1 2 ) выполняются. Следовательно, можно не проверять на допускаемое наружное давление. Окончательно принимаем толщину стенки корпуса аппарата равной S = 10 мм. Расчет эллиптических днищ. Толщина эллиптического дни­ ща рубашки рассчитывается по (1 .1 6 ):

S

PR 1

2 [с т ]ф -0 ,5 Р

.„

0,6 1,1 2-149-1-0,5-0,6

+ С= -

где R = D?/( 4ЯД) = 1,12/(4-0,25А) =

А-

Принимаем толщину днища равной толщине обечайки ру­ башки, т.е. Sp = 6 мм. Допускаемое внутреннее избыточное давление рассчитываем по (1.17): г , 2ЛУя -СЛфМ Р = ^ д , L J Л+0,5(5Д-С)

2(0,006-0,002)1-149 --- ----- 1--- - = 1,08МПа. 1,1+0,5(0,006-0,002)

Так как Р = 0,6 МПа < [Р] = 1,08 МПа, условие прочности вы­ полняется. Толщину эллиптического днища корпуса аппарата от внут­ реннего давления вычисляем по (1.16): 0,3-1,0 2-149-1—0,5-0,3 Принимаем толщину стенки днища равной толщине цилинд­ рического корпуса аппарата Sa = 10 мм и определяем допускаемое внутреннее избыточное давление по (1.17): 2(0,01-0,002)1-149 [р = v ’ *— '--- = 2,16 МПа. 1 J 1,1+0,5(0,01-0,002) Так как Р = 0,3 МПа < [Р) = 2,16 МПа, условие прочности вы­ полняется. Толщину стенки эллиптического днища от действия наружно­ го давления определяем по (1.18):

S д > S p + С, г Рн . . Н-*Ч где S D= шах а д 300 Ь о~ 6£ ’ 2[ст], Для предварительного расчета принимаем Кэ = 0,9. Тогда ад-1000 I 0,68 = 5;75м м . л 1д 1 = о,68.1о о о = 2128мм. 300 у1,85 105-10_6 2[о], 2149

S р =шах{5,75; 2,28} = 5,75мм; S a >5,75+2 = 7,75мм. Принимаем Sa = 10 мм и рассчитываем допускаемое наружное избыточное давление по (1.21):

И .

И=-

I

>л

1+ f[p]" 1

[р]Е\

где г И . Л - С ) _ 2 149(10-2) и . = Л, +0,5(5д1 -С) 1000+0,5-(10-2) = 2,37 МПа; 100(5Д1-С) и *=

ОД

1 0 0 (10 - 2 ) 0,933-1000

26-10-6 -1,85-Ю5 2,4

= 1,474 МПа,

Н,

где коэффициент Кэ = 0,933 при — - =0,25 и ■^1

8

D 1__ _ 1000 =125; 10—2 Л -С

щ = 2,4 —коэффициент запаса устойчивости при рабочих услови­ ях. Тогда 2,37 : = 1Д5 МПа. и=2,37

1+

U 4 7 4J

Условие прочности и устойчивости />„ < \р\ выполняется (0,68 МПа < 1,25 МПа). Расчет вала мешалки на виброустойчивость. Условие вибро­ устойчивости вала с мешалкой при цс < 0,3 Па-с и рс < 1500 кг/м3 (рассмотрим этот случай) по (1.127) имеет вид сор< 0,7-сокр. Примем частоту вращения вала равной 50 об/мин и найдем уг­ ли 3,14-50 , ловую скорость вращения сор = — = — = 5,2 рад/с. Выбирая из табл. 5.1 диаметр вала da= 0,05 м для реактора-кот­ ла с D = 1 м, найдем момент инерции сечения вала

J = 1L d i = 64 в

Для реактора-котла с номинальным объемом 1м3и диаметром D = 1 м принимаем длину вала / = 1,8 м, длину консоля а = 1,2 м, массу мешалки 25,0 кг, массу консольной части вала 18,0кг, массу закрепленного диска (лопасти) на валу 25,0 кг + 18,0 кг — 31,0 кг. Согласно (1.133): <

2

3E J 3-2,2-10й-30,6-Ю"8 , . = —гг = , 1П1Я ’ 2--- 2513; ®кр = 50,1 рад/с. т 1а 31,0-1,8-1,2

Условие виброустойчивости выполняется: сор = 5,2 рад/с < 0,7 х х сокр = 35 рад/с. Пример 5.4. Рассчитать скорость химической реакции и объем реак­ тора-котла непрерывного действия для получения сульфата никеля путем взаимодействия гидроксида никеля с серной кислотой по реак­ ции Ni(OH)2 + 2H2S04 = NiS04 + 2Н20. И с х о д н ы е данные. Производительность установки G= 2,0т/сут по безводному N iS04. Степень превращения х = 0,85. Константа ско­ рости реакции второго порядка Кр = 5,76-10-4 м3/(кмоль-с). Сумма масс продуктов, составляющих реакционную смесь, приходящихся на 1т целевого продукта, Е/я, = 6257 кг/т. Плотность реакционной смеси Рем =

1167 кг/м3.

Массу веществ А, В, приходящихся на 1 т продукта С (тс = = 1000 кг), определим по (5.34):

т А = т с а^ л =1000 — = 600 кг/т; сМ с

155 Q8

hM

тв = т с — ?- = \ Ш — = 632 кг/т, см с

155

где а = b = с = 1; МА, М в, М с — молекулярные веса соответственно Ni(OH)2, H2S04, N iS04. С учетом степени превращения массы реагентов по (5.35) на­ ходим , К Ат А 1-600 пг.с . , Квтв тл = = - ^ Г = 706кг/т; ttig = Y 0,85 7

1,1-632 010 , =818кг/т. 0,85

Далее последовательно рассчитываем: ♦ избыточную массу непрореагировавших веществ А и В по (5.36):

т А =т'А - т л =706-600 = 106 кг/т; т'в = т'в —т в =818-632 = 186 кг/т; ♦ массу вещества А и В на выходе по (5.37): // 106 т А ПА М А 93 _

/ Я .в

т"

186 =1,9 кмоль/т; М в = 98

♦ объем реакционной смеси, приходящейся на 1т продукта, по (5.40)

V

р см

= ^ 7 = 536м3/г 1167 ^ ЬМ/Т’

♦ концентрацию реагентов на выходе

х . = = М4 _ од 13 кмоль/м3; А Ууя 5,36 х вк=-^г~ = - ^ 7 = 0,354 кмоль/м3; ул

b jJ o

♦ начальную концентрацию реагента А

х* = Й

= Г ^ =1'42кмоль/м3;

♦ скорость реакции по (5.33):

гА = КРхАкхвк =5,76-10"4 -0,213-0,354 = 4,34-10~5 кмоль/(м3-с); ♦ время, необходимое для реакции, по (5.32): т= ^ - ^ = 1 , 4 2 —0^13= гА 4,34-10

Ш4

♦ объемный расход реакционной массы по (5.39): Кр = VyaG = 5,36-2 =10,72 м3/сут = 0,446 м3/ч.

Приняв коэффициент заполнения реактора ср = 0,75 и коэф­ фициент резерва мощности а = 0,15, найдем номинальный объем реактора по (5.31):

VDт(1+а) 0,446-2,78 -104(1+0,15) V = —5— ^------------- '= - -----L---- ^--—-= 5,28 м3. <р 3600-0,75 По табл. 5.1 выбираем стандартизованный реактор-котел со следующими параметрами: V= 6,3 м3, диаметр 1,8 м, площадь по­ верхности рубашки F = 14,8 м2, высота уровня жидкости 2,01 м (при ф = 0,75).

5.2. Расчет трубчатых реакторов для проведения реакций в жидкой среде Трубчатые реакторы применяют главным обра­ зом для проведения химических процессов при высоких давлени­ ях. Эти реакторы работают в режиме идеального вытеснения и конструктивно довольно просты (рис. 5.4). Их изготовляют в виде змеевика, собираемого из горизонтальных или вертикальных труб, заключенных в теплообменные рубашки и соединенных по­ следовательно калачами. Как правило, длина труб у таких реакто­ ров весьма велика, что обусловливает повышенное гидравличе­ ское сопротивление. Поэтому конструкторы при расчете находят оптимальный размер трубы, чтобы обеспечить нужный режим

Рис. 5.4. Принципиальное устройство трубчатого реактора: 7- труба; 2 - рубашка; 3 - калач

движения при минимальном гидравлическом сопротивлении. В реакторах, используемых для быстрых или мгновенных реак­ ций, длина труб незначительна. Основные расчетные соотношения

В трубчатом реакторе как в аппарате идеального вытеснения в стационарном режиме устанавливается опреде­ ленное распределение параметров реакционной среды по длине трубы. При этом принимают постоянными концентрации и температуры по ее поперечному сечению. Таким образом, бес­ конечно тонкий слой поперечного сечения реакционной сре­ ды, который перемещается вдоль трубы в виде поршня, можно рассматривать как микрореактор идеального смешения перио­ дического действия, причем длительность реакций равна вре­ мени прохождения рассматриваемого сечения всейдлины реак­ тора. При допущении поршневого движения жидкости длина реак­ тора составляет (5.41) L = сот, где со —скорость всех частиц потока, м/с; х — время реакции, с. Скорость среды в трубе диаметром d, м: (5.42) где vp - объемный расход реакционной среды, рассчитываемый по данным материального баланса, м3/с. Пр им ер 5.5. Рассчитать время реакции, диаметр трубы реактора и скорость движения в нейреакционной среды, приняв, что режим дви­ жения среды в реакторе — турбулентный. Определить число секций реактора и рассчитать его гидравлическое сопротивление. И с х о д н ы е данные. Объемный расход реакционной среды vp = = 16 м3/ч. Начальная концентрация компонента ЛхАн= 16 кмоль/м3, компонента В х ^ =1,8 кмоль/м3. Степень превращения %= 0,85. Кон­ станта скорости реакции Кр2 = 0,05 м3/(кмоль с). Плотность реакци­ онной среды р = 980 кг/м3, ее вязкость 6,0-10_3 Па-с. Реакция протека­ ет по стехиометрическому уравнению типа (5.1).

Конечную концентрацию компонента А находим из уравне­ ния

ХА

х = 1--^Ч

ХАн откуда хАк = хАн (1 - %) = 1,6 (1 — 0,85) = 0,24 кмоль/м3. Время реакции для реакций второго порядка рассчитываем по (5.4): 1

1

1п (ХВ н -* А н + ХАк)ХА« _

К р2 *Я н-*4„

= J _____1

Х АкХ Вн

1п(1,8-1,6+0,24) 1,6

0,05 1,8-1,6

0,24-1,8

Турбулентный режим течения в трубах и каналах обеспечива­ ется, если R e = ^ > 1 0 4. й Принимая Re = 2-104, находим требуемый диаметр трубы сор Кроме того, диаметр трубы можно определить из уравнения расхода как

\ 71 СО

Совместное решение двух последних уравнений дает , 4v р 4-16-980 d = — — = ---------- ----- = 0,046 м = 46 мм. rcRen 3,14-3600-2-104 -б-Ю"3 Приняв стандартную трубу dHxS= 48x4 мм, получаем dB= dн — — 2S = — 2-4 = 40 мм = 0,04 м и рассчитываем действительные значения скорости и критерия Рейнольдса: 4vp 4-16 ... , со= — hr = --------- г-= 3,54 м/с; nd 2 3600-3,14-0,042

в3,34-0,04-980 0100] 1Л4 «Re= —--- — ;— = 21821 > 10 —турбулентный режим. 6,0-10"3 Определив длину трубы реактора

L = т = 3,54-49 = 173,5 м и приняв длину одной секции реактора /= 6 м, найдемчисло секций п = — = IZ M = 28,91 = 29 секций. / 6 Рассчитаем гидравлическое сопротивление трубного про­ странства реактора. Потери давления представим в виде суммы потерь давления на трение при движении жидкости в прямых трубах и каналах и поте­ ри давления на местные сопротивления: Ьр = ДЛр + А^м.с • Считая поток изотермическим, принимая абсолютную шеро-

д Q^

ховатость трубы А = 0,2 мм, найдем е = — = — = 0,005. При этом 40 — < Re < — . Тогда по (3.37):

е

е

1

и^

-21g 0,27 е+

6,81) Re

0,9

-21g0,27-0,005 +

6,81 ) 2,18-Ю4

0,9

=5,35

= 0,035. Используем формулу (3.35): А Ртр

L со2р ^"тр а о ~2

.•

* р= п л « 1^3,5 -2— 3,542-980 1Г>5 тт АРт 0,035 ^ ---= 9,3-10 Па. Перепад давления слишком велик, поэтому, задавшись большим диаметром трубы 89x7 мм, получим dB= 89 —2-7 = 75 мм = 0,075 м и уточним значения следующих величин: 4-16

Ке = Ш

^075_980 = 6,0-КГ3

е = ^ 1 = 0,0027; ^ = 0,032. Уточним требуемую длину труб L = сох = 1,007-49 = 49 м и при­ мем / = 4 м. L 49 Тогда число секций п = — = — = 12,25 = 13 и L = 13-4 = 52 м. / 4 Далее определяем потери давления ♦ на трение

АРгр= 0,032

52 1,0072 -980 0,075 2

_=

11024 Па;

♦ на местные сопротивления по (3.34):

В нашем случае местными сопротивлениями служат калачи с гибом радиусом R = 2dB количестве л—1= 13 —1= 12.В этом слу/ « 1С 1,0072-980 ОП/1/|ГГ чае (табл. 3.4) ^ = 1,5 и А^мс=12-1,5-^— --- = 8944 Па. Тогда общее сопротивление реактора

Ар = Apw + Ад, с = 1.1024 + 8944 = 19968 Па или » 0,2 кгс/см2.

5.3. Расчет трубчатых печей для процессов пиролиза [5.11] Трубчатые печи-реакторы для химических про­ цессов отличаются от нагревательных печей условиями работы и конструктивным оформлением. Технологические расчеты также имеют ряд особенностей, что показано на примере расчета пиро­ лизной печи. Высокотемпературные процессы пиролиза при необходимо­ сти равномерного подвода теплоты к сырьевым змеевикам предо-

Рис. 5.5. Печь пиролиза производительностью 6 - 8 т/ч с экранами двустороннего облучения (конструкция Гипрокаучука): 1 — потолочный экран; 2 - экран двустороннего облучения; 3 - трубная решетка; 4 — каркас; 5 - конвекционная камера; 6 - трубная решетка конвекционной час­ ти змеевика; 7 —панельные горелки; 8 —гляделки; 9 —подвеска потолочного эк­ рана

пределили особенности конструкции камеры радиации —двусто­ роннее облучение труб от раскаленной кладки, расположенной вблизи многопоточных змеевиков. Одна из распространенных конструкций печи пиролиза показана на рис. 5.5. Расчет печи пиролиза осуществляется в следующей последо­ вательности: 1. Производят расчет процесса горения топлива. 2. По производительности сырья, его составу и составу пирогаза определяют молекулярную массу и плотность сырья и пирога­ за, массовые и мольные количества каждого компонента в сы­ рье и пирогазе; состав парогазовой смеси на входе и выходе в массовых и мольных долях. 3. Определяют температуру пирогаза на выходе из печи, предвари­ тельно задавшись временем пребывания сырья в змеевике. 4. Рассчитывают полезную тепловую нагрузку печи, КПД и рас­ ход топлива. 5. Определяют температуру дымовых газов, выходящих из каме­ ры радиации. 6. Рассчитывают площадь поверхности реакционного змеевика, диаметр и длину труб, принимают число потоков, формируют размеры печи. 7. Определяют время пребывания парогазовой смеси в сырьевом змеевике. 8. Определяют потери напора. Пример 5.6. Рассчитать камеру радиации печи пиролиза для этановой фракции. И с х о д н ы е данные. Производительность по сырью G = 7000 кг/ч; расход добавляемого водяного пара Z = 700 кг/ч; температура сырья на входе в печь 35 °С; состав сырья для пиролиза и состав продуктов пи­ ролиза даны в табл. 5.5 и 5.6. Сжигается газовое топливо следующего состава: С Н 4- 59 % и Н 2- 41 % об.

Расчет процесса горения состоит из нескольких этапов, в ходе которых определяются: ♦ теплота сгорания топлива по (3.73): Qp = Y JQviy i = 10,8-0,41+ 35,84-0,59 = 25,574 МДж/м3= i=i

♦ плотность топлива при нормальных условиях Р = уМ ^у Кт ^ 2 2 ,4

= А - 0,41+— 50 = 0,393кг/м3; 22,4 22,4 '

♦ средняя молекулярная масса топлива по (3.75);

М т= Y ^ M iyj =2 0,41+16 0,59 = 10,26кг/моль; ♦ элементарный состав газообразного топлива, % масс., по (3.74): 12,01 ^ _12,01 _gn. с " мГ 5 9- 6%

Н = - ^ Е » н, , , = ^ ( 4 5 9 + 2.41) = 31; ♦ теоретический расход воздуха, необходимого для сжигания 1 кг топлива, по (3.55):

L 0 = 0,115 С + 0,345 Н = 0,115-69 + 0,345-31 = 18,63 кг/кг; ♦ фактический расход воздуха по (3.57): L = а Х0 = 1,3-18,63 —24,22 кг/кг, где 1,3 — принятый коэффициент избытка воздуха; ♦ массовый состав дымовых газов, кг/кг, по (3.60)—(3.63): т с02 = 0,03667С = 0,03667 -69= 2,53; =0,09Н=0,09-31 = 2,79;

т0г = 0,232 Х0(<з-1) = 0,232 -18,63-0,3 = 1,297; mN2 =0,768

= 0,768-18,63-1,3 = 18,6;

♦ общая масса продуктов сгорания по (3.65):

Gnc = 2,53 + 2,79 + 1,297 + 18,6 = 25,21 кг/кг или Gn c = 1 + a L 0 = 1 + 1,3- 18,63 = 25,2 кг/кг; ♦ объемный состав продуктов сгорания, м3/кг, по (3.66)—(3.70):

_ m COl 22,4 м со 2

С02 “

2,53-22,4

_ 2 ,79-22,4

Л9’

0_

18

—’

’

суммарный объем продуктов сгорания по (3.71):

К .с= У со 2 + V H2 o'+V0l +Vn 2 = 11,29+3,47+1,03+14,88 = = 30,67 м3/кг; плотность дымовых газов при нормальных условиях по (3.72):

Рп С = — = Щ - = 0>82 кг/м3. Рпс Vnc 30,67 Расчет состава сырья и пирогаза требует знания характеристик сырья и пирогаза (табл. 5.5 и 5.6). Из табл. 5.5 имеем: молекулярная масса сырья Мс = М 293 = 29,3 кг/кмоль, плотность сырья р с = — j = —г —= 1,308 кг/м3; из табл. 5.6: молекулярная масса пирогаза Мп = 7,16 кг/кмоль, плотМ п 27Д6 ,,,, , ность пирогаза р п = ^ = 1,21 кг/м3. Согласно заданию, пиролиз сырья осуществляется с добавле­ нием 700 кг/ч водяного пара. В табл. 5.7 приведен состав парогазо­ вой смеси при входе ее в змеевик печи (сырье и водяной пар) и на выходе из змеевика (пирогаз и водяной пар). Из данных табл. 5.7 найдем молекулярную массу парогазовой смеси: на входе в змеевик печи

М ах =

7700 = 27,7 кг/кмоль; 277,8

на выходе из змеевика печи 7700 Мвых = 296Д8= 25,99 = 26 КГ/КМОЛЬ'

Расчет конечной температуры реакции, или температуры пи­ рогаза на выходе из змеевика печи, проводят по формуле линей­ ной интерполяции: Т = Т2 Х2 + Т3х3 + Т3 х 3 + Т4 х4, где Т2, Гз, Т3, ^ —конечная температура реакции при пиролизе уг­ леводородов С 2Н6, С3Н 6, С3Н 8, С4Н 10в чистом виде, К; х2, х3, х3, х 4 —содержание углеводородов С2Нб, С3Н6, С3Н 8, С4Н 10в сырье в расчете только на их смесь, масс. доли.

СН4

16

Мольная доля

У! м,

3, _ 7f/Aff ' £*/АГ,

Средняя молекуляр­ ная масса сырья

А/С= 5 > ,Л /,

Количество

Gt = 7000 у1, G\= —Ц кмоль/ч Mi кг/ч

0 ,1

0,00625

0,1832

2,9312

700

43,75

С 2Н 4

30

0,7

0,02333

0,6838

20,5140

4900

163,33

С 3Н 8

44

0 ,2

0,00454

0,1331

5,8564

1400

31,82

1 ,0 0 0

0,03412

1 ,0 0 0

29,3

7000

238,9

Сумма

Т а б л и ц а 5.6. Продукты пиролиза (пирогаз) Компо­ Молеку­ Мольная Средняя молеку­ лярная масса лярная нент долях м п= у № сырья масса Mf

Количество

М ассовая доля

„_ 1

У,1М,

^ y , / Mi

q. = 7000^-, кг/ч

q\=

кмоль/ч

ч \ю и кмоль/кмоль сырья

н2

2

0,025

0,05

0,0018

12,6

6,100

0,0255

сн 4

16

0,22

3,52

0,1296

907,2

56,700

0,2373 0,2805

С 2Н 6

30

0,26

7,80

0,2872

2010,4

67,013

С 2Н 4

28

0,43

12,04

0,4433

3103,1

110,825

0,4639

0,0309

216,3

5,150

0,0216

с 3н 8

42

0,02

0,84

с 4н 6

54

0,012

0,65

С 5 Н 12

72

0,029

2,09

со2

44

0,004

0,18

0,0064

1,000

27,16

1,000

Сумма

.

0,0239

167,3

3,098

0,0130

0,0769

538,3

7,476

0,0313

44,8

1,018

0,0043

7000

257,38

1,077

5.3. Расчет трубчатых печей для процессов пиролиза

Компо­ Молеку­ Массовая лярная нент доля у, сырья масса Mf

При пиролизе этана без выделения углерода конечная темпе­ ратура процесса связана с оптимальным временем контакта топт формулой из [5.2]: * эт 1 л пс , 13700 lg*onr = —12,754— —— .

Л'зч (5.43)

1 2

Пиролизу подвергается смесь углеводородов, поэтому общее время пребывания газовой смеси в зоне реакции для всех углево­ дородов одинаково и связано с оптимальным временем соотно­ шением [5.2]: 0>8 + 2,1) т0ПТ. Т а б л и ц а 5.7. Состав парогазовой смеси на входе в печь и выходе из нее

Ком­ понент

Парогазовая смесь на входе в печь количество

доля

кг/ч кмоль/ч

мольн.

700 4900

43,75 163,33

0,0909 0,6364

0,1576 0,5879

1400

31,82 38,90 277,8

0,1818 0,1145 0,0910 . 0,1400 1,000 1,000

о о

н2 сн4 С2НЛ С2Н4 СзНв С4Н* С5Н |2

масс.

СзНя Н 90

700

Сумма

7700

Парогазовая смесь на выходе из печи количество

доля

кг/ч

кмоль/ч

масс.

мольн.

12,6 907,2 2010,4 3103,1 216,3 167,3 538,3 44,8

6,10 56,70 67,013 110,825 5,150 3,098 7,476 1,018

0,0016 0,1178 0,2611 0,4030 0,0281 0,0217 0,0699 0,0058

0,0206 0,1914 0,2262 0,3741 0,0174 0,0104 0,0252 0,0034

—

—

700

38,9 296,28

7700

_

_

0,091 1,000

0,1313 1,000

Т а б л и ц а 5.8. Общее время пребывания газов в змеевиках трубчатой печи пи­ ролиза Пиролиз уг­ леводородов

Интервал Температура процесса, к

Давление процесса Р10-3, Па

^общ» С

с ,н <

1048-1113

208-319

0,7-1,30

С ,н й

1065-1095

208-319

0,5-0,80

С 3Н 8

883-1103

208-319

0,7-1,13

С 4Нш

883-1103

208-319

0,7-1,13

Сырье обогащено этаном, поэтому принимаем общее время пребывания (по данным табл. 5.8) равным 0,7 с. Задавшись крат­ ностью превышения общего времени тобщнад оптимальным вре­ менем равной 2,1, найдем: ^

=^бш = ^ Z = 0,33.

2,1

”

2,1

Подставляем это значение t ” T в (5.43): 1„ПТ» 10 7 ^ 13700 lg 0,33 = —12,75ч— —— , 12

определяем температуру реакции этана Т2: Г2= 1117К=844°С. При пиролизе пропана на этилен без образования углерода оптимальное время определяется из соотношения [5.2]: 1 пР inn/;i 11038 .„ „ .1 1 0 3 8 Ig'Cx =-1°,96+— — ,т.е. Ig0,33 = - 10,96+— — , 1 з 1 з отсюда Г3— 1055 К = 782 °С. Результаты расчета содержания углеводородов С2Нб и С 3Н§ в их смеси даны в табл. 5.9. Т а б л и ц а 5.9. Содержание углеводородов С 2 Н 6 и С 3 Н 8 в их смеси в сырье

Компонент

Количество Gh кг/ч

Массовая доля у} = — —

С 2Н 6

4900

0,78

С 3Н 6

1400

Сумма

6300

J2 Gi '

0 ,2 2

1 ,0 0 0

Определяем конечную температуру пирогаза на выходе из змеевика печи:

Т= 1117 0,78 + 1055 0,22 = 1103,36 К = 830 °С. Расчет тепловой нагрузки печи, ее КПД и расхода топлива про­ водится для условия, что температура сырья перед реакционным змеевиком ниже той, при которой начинается реакция пиролиза.

Согласно опытным данным, примем температуру входа сырья в реакционный змеевик Т = 873 К = 600 °С. Полезная теплота печи определяется как сумма О он

= Q l + 02+

Ореакш

где

QX= (G + Z) (/600 - /35) = (7000 + 700)(1659,83 - 66,07) = = 12271952 кДж/ч = 3408,88 кВт количество теплоты, затрачиваемое на нагревание парогазовой смеси (сырье и водяной пар) от 35 °С на входе в печь до 600 °С на входе в реакционный змеевик; 02= (G + Z )(im - цоо) = (7000 + 700)(2389,5 - 1659,83) = = 5618459 кДж/ч = 1560,68 кВт количество теплоты, затрачиваемое на нагревание парогазовой смеси от температуры 600 до 830 °С; £?реакц = A H l.G 'i - расход теплоты на реакцию пиролиза, где 2(7/ = 238,9 кмоль/ч —суммарное количество сырья (см. табл. 5.5); А Н — тепловой эффект реакции, кДж/кмоль. Расчет энтальпий при соответствующих температурах осуще­ ствляется по формуле /, = Ъ цу, , где энтальпия /-го компонента из табл. 5.10; у, —массовые доли соответствующих компонентов из табл. 5.7. Например, г35оС = 80,360,0909 + 65,11 0,6364 + 62,470,1818 + + 65,6 0,0910 = 66,07 кДж/кг. Результаты расчета энтальпий сведены в табл. 5.11. Тепловой эффект реакции найдем по уравнению АН = Н 2 - Н и

где Hi и Н2 — соответственно теплоты образования исходного сырья и пирогаза, кДж/кмоль, которые можно определить по пра­ вилу аддитивности путем суммирования парциальных теплот об­ разования компонентов соответственно сырья и пирогаза при ко­ нечной температуре реакции 830 °С = 1103 К (результаты расчета сведены в табл. 5.12).

Метан СН4

Этан

с 2н 6

Этилен Пропан С 2Н 4 С 3Н 8

Пропи­ лен

Бутан

с 3н 6

с 4н 10

Бути­ лен С4Н 8

ЭтилВодя­ Ацети­ Угле­ ацети- Пентан лен кислый ной пар С 5 Н 12 лен н 2о С 2 Н 2 газ С 0 2

с 4н 6

100

342,8

54,8

44,4

39,3

42,6

38,8

43,3

.40,6

38,4

43,3

42,08

20,68

44,73

200

688,9

117,4

98,8

87,1

96,3

86,0

96,8

90,6

84,2

96,7

80,01

43,48

90,46

300

1035

188,8

162,6

142,9

159,1

141,4

159,5

148,9

136,6

158,8

139,47

68,0

137,5

400

1383

269,1

235,6

205,0

231,2

203,8

230,9

214,2

194,7

229,8

192,78

93,9

186,1

500

1733

357,1

316,2

273,2

309,2

272,4

308,0

285,4

257,9

306,3

248,42

121,0

236,2

600

2084

452,7

403,6

346,5

395,7

346,5

393,2

361,9

325,3

391,0

306,25

149,0

287,9

700

2439

555,2

496,9

423,4

486,4

425,4

482,6

442,9

396,1

479,5

366,02

177,9

341,4

800

2798

655,8

595,5

505,0

581,7

508,0

575,4

528,0

470,5

571,4

427,62

207,4

396,6

900

3161

781,6

698,8

589,4

680,9

594,4

672,7

616,3

547,6

667,3

490,79

237,4

453,5

1000

3529

900,8

806,5

677,0

784,5

683,5

774,1

707,6

627,3

767,6

555,35

268,1

512,0

1100

3902

1023,0

917,3

767,4

891,9

775,4

879,3

801,5

709,2

871,6

621,31

299,1

572,0

1200

4280

1147,0

1031,0

859,4

1003,0

869,8

988,0

897,7

792,7

979,2

688,49

330,5

633,6

5.3. Расчет трубчатых печей для процессов пиролиза

Темпе­ Водо­ ратура, род Н 2 °С

о\о t2 = 600 °с

f, = 35 °С Компо­ нент

энтальпия

b КДж/кг

массовая доля yt

ЬУ1

энтальпия

in кДж/кг

/3 = 830 °С энтальпия

массовая доля у,

массовая доля У;

Wi

12179,911

0,0016

19,4879

кДж/кг

н2

80,36

0,0909

7,3047

1896,8

0,0909

172,4191

2905,9326

0,1178

342,3189

с 2н 6

65,11

0,6364

41,4360

1691,1

0,6364

1076,2160

2624,9931

0,2611

685,3857

С2Н4

2222,8408

0,4030

895,8048

с3н6

2237,1248

0,0281

62,8632

-

-

-

С4Н6

2068,3097

0,0217

44,8823

С5Н12

2514,7123

0,0699

175,7784

906,716

0,0058

5,2590

1733,2773

0,091

157,7282

1,00

2389,5084

С3Н8

62,47

0,1818

11,3570

1658,0

0,1818

* 301,4244

со2 н 2о Сумма

65,60

0,0910

5,9696

1,000

66,0673

1206,3

0,0910

109,7733

1,000

1659,8328

Глава 5. Реакционные аппараты

сн4

Т а блица 5. 12. Теплоты образования исходного сырья и пирогаза при /= 830 °С = = 1103 К Сырье Теплота об­ разования Ком­ ая ;, понент кДж/кмоль

Мольная

Доля у j

Пирогаз

9!

УАН}, кДж/кмоль сырья

Е ® /’ кмоль/кмоль сырья

ля;

Е с/

’

кДж/кмоль сырья

—

0,0255

—

-90713,5

0,1832

-16618,7

0,2373

-21526,3

с 2н 6

-106845

0,6838

-73060,6

0,2805

-29970,0

С2Н4

-37793,8

0,4639

+ 17532,5

с 3н 6

-754,2

0,0216

-16,29

С4 Н 6

+ 125406,7

0,0130

+ 1630,29

С 5 Н 12

-181720,3

0,0313

-5687,85

со2

-395242,7

0,0043

-1699,5

С 3Н 8

-90713,5

Н2

—

сн 4

Сумма

—

0,1331

-12074,0 # ,= -101753,3

1,077

Н2= -39737,15

Используя данные табл. 5.12, определим: ♦ теплоту реакции

Н2 - Н 1 = -39737,15 - (-101753,3) = 62016,15 »Дж/кмоль сырья; ♦ расход теплоты на реакцию пиролиза А Н=

вреан = 62016,15-238,9 = 144815658 кДж/ч = 4115,5 кВт; ♦ полезную теплоту печи (Зпол = 3408,88 + 1560,68 + 4115,5 = 9085,06 кВт. Потери теплоты печью в окружающую среду дпатбудем считать равными 7 % Q" (gnvr = 0,07 Q "), где Q£ —теплота сгорания топлива. Примем температуру уходящих из печи дымовых газов = = 400 °С с последующим их охлаждением в котле-утилизаторе. Энтальпия дымовых газов при этой температуре составит: 'гмоо °с = 2,53-393,44 + 2,76-779,8 + 1,297-386,3 + 18,6 -419,42 = = 11449,8 кДж/кг.

Энтальпии отдельных продуктов сгорания приведены в табл. 5.13. Т а б л и ц а 5.13. Энтальпии продуктов сгорания в зависимости от температуры сгорания, ккал/кг (1 ккал = 4,19 кДж) Температура, °С

со2

н 2о

о2

100

20,68

44,73

22,05

24,85

200

43,48

90,46

44,68

49,84

300

68,0

137,5

68,0

75,1

400

93,9

186,1

92,2

100,1

500

121,0

236,2

116,9

127,3

600

149,0

287,9

142,3

154,2

700

177,9

341,4

168,0

181,7

800

207,4

396,6

194,1

209,7

900

237,4

453,5

220,5

238,1

1000

268,1

512,0

247,2

267,0

1100

299,1

572,0

274,1

296,1

1200

330,5

633,6

301,2

325,6

n

2

В соответствии с заданием определим КПД печи 11449 8 Лп = 1 - 0 , 0 7 = 0 , 7 2 5 ,п 55838,4 и расход топлива в = Отюл_ = 9085,06-3600 = 807 9 = 808

QpT\n

J

55838,4-0,725

Расчет температуры дымовых газов t„, покидающихрадиантную камеру, требует знания теплоты, воспринятой в камере радиации: е рад= 5 ( 0 рн лт - / дг),

РЛт

Д -г отсюда/дг =QpT\

Орал

в

,

Так как (?рад = £)реакц + Q i = 4115,5 + 1560,68 = 5676,2 кВт, то 5676,2-3600 /дг = 55838,4-0,95 — =27756,5 кДж/кг. 808 По графику на рис. 5.6 нахо­ »•10 кДж/кг дим tn = 940 °С.

Расчет площади поверхности нагрева реакционного змеевика производится по формуле Рр Qряд / Чр , где qp—средняя теплонапряженность поверхности нагрева экран­ ных реакционных труб, кВт/м2. Для печей современных конст­ рукций qp принимают равной 57,4 кВт/м2 [5.4]. Тогда

Рис. 5.6. Зависимость энтальпии дымовых газов от температуры

Fp = 5676,2 / 57,4 = 98,9 м2. Принимая диаметр труб 140x8 мм, находим общую рабочую длину труб: Fn 98,9 =225 м. ЗД4-0Д4 Для проектируемой печи принято (см. рис. 5.5) число потоков т = 2. Рабочая длина труб в одном потоке:

lp= — = = 112,5 м. т 2 Выбрав рабочую длину одной трубы 4 = 11 м, определим число труб в одном потоке реакционного змеевика: I 1 119 S N'p = j - = —jy- = 1ОД3. Принимаем 11 труб. При полнойдлине одной трубы с учетом отводов l'T = 11,5 м об­ щая длина труб в одном потоке составит: /' = # ' / ' =11-11,5 = 126,5.

Расчет времени пребывания парогазовой смеси в реакционном змеевике проводится по формуле

^общ / ®ср * где <оср —средняя линейная скорость газа в реакционном змееви­ ке, м/с. Для определения величины соср предварительно вычислим: ♦ массовую скорость парогазовой смеси в реакционном змеевике 4 (G + Z ) 4(7000+700) ппА „ , ч U = — ---- ---- ------- --- = 88,6 кг/(м2-с); 3600/и ndlH 3600-2-3,140,1242 ♦ давление в начале реакционного змеевика, приняв давление паро­ газовой смеси на выходе из печи равным 112,82-Ю3Па, а перепад давления — 352,2-103 Па:

—Р к+A-Ppei^u = (112,82 + 352,2) -103 = 465 •103 Па; ♦ плотность парогазовой смеси в начале змеевика: при нормальных условиях , 27,7 , , Р п = — — = — — = 1,24 кг/м3;

М вх 22,4

22,4

'

при /= 600 °С и Рн = 465-103Па: , РНТ 0 . . . 4б5-103-273 . . . Р У-= 1,24----;--- = 1,45кг/м3; Рн = р ^0' р оТ * 98д.103.873 ♦ плотность парогазовой смеси в конце реакционного змеевика: при нормальных условиях / = К ™ = _26_ = Ц507 кг/м3; ™ 22,4 22,4 ' при t = 830 °С = 1103 К и Р„= 112,82-Ю3 Па: , Р КТ 0 112,82-Ю3 -273 /3 Рк = Р о ~ ” = 1Д607 — -- г---- = 0,33 кг/м3; Р0Т 98,1-Ю3-1103 ♦ среднюю плотность смеси в реакционном змеевике Рср = £"± PiL = 145+ 0,33 =0)89 кг/мЗ; ♦ линейную скорость парогазовой смеси: в начале реакционного змеевика

U 88,6 s 11 , сон = — = —^- = 61Дм/с; Рн

М5

в конце реакционного змеевика

U88,6 л/'д ^ / йк = — = 7Г^ = 268’5М/С; Рк 'К

°>33

среднюю (0ср =

сон + оок

61,1+268,5

Д-— ■к = —

о

.

^— !- = 164,8 м/с;

♦ время пребывания смеси в реакционном змеевике тобщ =126,5/164,8 = 0,768 с. Полученное значение времени пребывания в реакционном змеевике не превышает практической длительности пребывания 0,8—1,0 с [5.4], поэтому перерасчет не требуется.

Расчет потери напора в реакционном (радиантном) змеевике пе­ чи проводится по формуле др = д р тр +лРмс 1-хх общ реакц реакц j

где / Д^реакц= ~ 2 ~ Рср’ ^ а’ ^ —коэФФиЦиентгидравлическо­ го сопротивления трения, зависящий от критерия Рейнольдса; /экв—эквивалентная длина труб одного потока радиантного змее­ вика, м. В нашем случае _®ср^внутр Рср

Re=

Нср Имеем: ^Р

= 600+830 = 715оС = 988 к О

= М с + М п = 29,3 + 27,16 = 28^ 3 ср 2 2 Чтобы несколько упростить расчет, учтем, что средняя моле­ кулярная масса углеводородных газов в реакционном змеевике

соответствует этилену С2Н4, и найдем динамическую вязкость смеси (пирогаз и водяной пар). Усредним содержание водяного пара в сырье и пирогазе (табл. 5.7):

У1РП = °’14+°’131 =0,136; Ус2на= 1-0,136 = 0,864. Воспользуемся тем, что ^СР _ у-лMj у j Нср

Ц/

где ц, —динамическая вязкость водяного пара и этилена при t = = 715 °С, Па с. Тогда 28,23 _ цС р 1ср

18-0,136

28-0,864

0,0325-10_3

0,026-10-3 ’

откуда (icp = 0,028-10—3 Па-с; Rg= 159,1-0,124-1,084 = 763770 0,028-10"3 Для турбулентного режима Я.=-!ЦИ>-= °’316 =0,0107; Re0’25 763770 ’ /экв = N 'p l'r + (N 'V - l) 50J =11-11,5+10-50-0,124=188,5м; А^оеакп=0,0107 реакц д р м .с

*^Л реакц

0д 24 2

1,084 = 223,16-103 Па;

_ е ^£L p Ьм.с г ср j

где £м-с= 0,64 - коэффициент сопротивления при повороте на 180°; 15912 ЛРрМ еаСкц=0,64 (11-1) - у - 1,084=87,8-103 Па; ДРобщ = (223,16+87,8) 103 Па = ЗЮ,96-103 Па. Полученное значение ДРобщ= 310,96-103Па мало отличается от ранее принятого, поэтому пересчет не требуется.

5.4. Задачи для самостоятельной работы Задачи 5.1-5.4. Рассчитать и подобрать норма­ лизованный реактор-котел периодического действия по исход­ ным данным табл. 5.14. Т а б л и ц а 5.14. Исходные данные к задачам 5.1-5.4 № зада­ кг/ч кмоль/м3 X чи 5.1 100 0,18 0,7 5.2

120

0 ,2

5.3

150

5.4

2 0 0

0,3 0,25

кмоль/ (м2 с) 5,5-10' 5

0,75

Л Рж» С*,Дж/ цж, П а с *Р5 ° с М П а кг/м3 (кг-К) Вт/(м-К) 120

4-10' 5 1 1 0 4,510"5 130 5-10" 5 125

0 ,8

0,7

0,3

1100

1900

0,015

0,18

0,4

1050

1800

0 ,0 2

0,19

0,4

1200

2 0 0 0

0,4

1250

1800

0,025 0 ,0 2

0,19 0,185

П р и м е ч а н и е . G — производительность по реакционной массе; хн - начальная концентрация реагирующего вещества; х, — степень превращения; Кр\ —константа скорости реакции первого порядка; tp —температура реакции; Р —давление в реак­ торе; рж - плотность; цж - вязкость; сж - теплоемкость; ^ - теплопроводность.

Задачи 5.5-5.10. Рассчитать скорость химической реакции и объем реакгора-котла непрерывного действия по исходным дан­ ным табл. 5.15. Т а б л и ц а 5.15. Исходные данные к задачам 5.5-5.10 [5.6] Уравнение хи­ № за­ мической реак­ G, X, дачи ции аА + ЬВ = т/сут % =сС + dD

*л> %

x* %

k0x xlQ-10

ЕЛ0~\ Дж/ кмоль

Плотность чистых веществ, г/см 3

Ра

Рв

Рс

Р

D

5.5

C u0+ H 2 S 04= = C u S 0 4 +H20

4

77

30*

80

1 ,0

105

6,40 1,83 3,80

1 ,0

5.6

CuO+2HCl= = C uC l 2 +H20

3

81

30*

35

2 ,0

110

6,40 1,60 3,05

1 ,0

5.7

Fe0+ H 2 S04= = F eS 0 4 +H20

8

82

25*

75

98

120

5,18 1,83 1,90

1 ,0

5.8

CaO+2HCl= =C aC l 2 +H20

7

84

100

2 0

97

114

3,37 1,60 2,51

1 ,0

5.9

H Cl+ N H 4 O H = = n h 4 c i+ h 2o

3

85

5

1.0

50

100

1,60 1,70 1,53

1 ,0

5.10

2HCl+Ca(OH)2= = C aC l 2 +2H20

5

86

6

18*

55

106

1,60 2,24 2,51

1 ,0

П р и м е ч а н и я : 1. (7—производительность по продукту С; хА, хв —концентрации ис­ ходных веществ А иВ в водных растворах или суспензиях; Aq - коэффициент пропор­ циональности в уравнении Аррениуса; Е —энергия активации химической реакции. 2. Константы и Е взяты произвольно. * Реагент находится в водной суспензии.

Задачи 5.11-5.16. Рассчитать мощность привода реакгора-котла с мешалкой по исходным данным табл. 5.16. Т а б л и ц а 5.16. Исходные данные к задачам 5.11-5.16

А

№ задачи 5.11

м

м

м

Тип ме­ шалки

Р, кг/м3

1 ,2

0,9

1 ,1

Рамная

Ни

л,

И, П ас

об/мин

1 100

10

50

1 200

15

50

5.12

1 ,0

0,7

0,9

Рамная

5.13

2 ,0

2 ,0

1 ,8 6

Ленточ­ ная

1400

10

60

5.14

2 ,2

2,16

2,04

Ленточ­ ная

1200

5

60

5.15

2,4

2 ,2

2,3

Ш неко­ вая

1300

20

50

5.16

2 ,8

3,2

2 ,6

Ш неко­ вая

950

20

50

П р и м е ч а н и е . D — внутренний диаметр аппарата; Щ - высота мешалки; du — диаметр мешалки; р — плотность реакционной массы; ц — вязкость реакционной массы; п — частота вращения мешалки.

Задачи 5.17-5.20. Рассчитать на прочность основные эле­ менты (цилиндрической рубашки, корпуса, эллиптического дни­ ща) реакгора-котла по исходным данным табл. 5.17. Т а б л и ц а 5.17. Исходные данные к задачам 5.17—5.20 № зада­ чи

А

Du

м

м

/, м

МПа

М Па

5.17

1,2

1,34

1,0

0,4

0,6

л

*,°с

/р ,°с

Материал

150

160

ВСтЗсп

5.18

1,4

1,6

1,8

0,2

0,6

170

170

В СтЗсп

5.19

2,0

2,16

2,8

0,8

0,6

200

210

Х18Н10Т

5.20

2,2

2,4

3,0

0,8

0,6

200

210

Х18Н10Т

П р и м е ч а н и е . / ) — внутренний диаметр реактора; Dx- внутренний диаметр ру­ башки; / — расчетная длина цилиндрической обечайки аппарата; Р —давление в реакторе; Рр —давление в рубашке; t —температура в реакторе; tp - температура в рубашке.

Задачи 5.21-5.24. Проверить на виброустойчивость вал мешал­ ки реакгора-котла по исходным данным табл. 5.18.

Т а б л и ц а 5.18. Исходные данные к задачам 5.21—5.24 № задачи

/, м

а, м

т м,кг

лр, об/мин

5.21

0,04

1,5

1 ,1

2 0 ,0

50

5.22

0,06

2 ,0

1,3

30,0

60

5.23

0,065

2 ,1

1,4

33,0

60

5.24

0,055

1 ,8

1 ,2

25,0

50

П р и м е ч а н и е . ^ - диаметр вала; / - длина вала; а —длина консоля вала; т м масса лопасти мешалки; яр - рабочая частота вращения вала.

Задачи 5.25-5.35. Рассчитать время реакции, диаметр трубы и гидравлическое сопротивление трубчатого реактора по исходным данным в табл. 5.19. Т а б л и ц а 5.19. Исходные данные к задачам 5.25—5.35 [5.6] № задачи

и, м3/ч

5.25

4

2 ,0

5.26

8

5.27

12

Cfov

Р, кг/м3

ц-1 0 3, П ас

X

N

к3

-

0,50

0

5,0

800 .

4,35

1 ,8

-

0,60

0

3,6

850

6,31

1,5

—

0,70

1

4,8

900

7,62

1 ,1

—

8 ,0

кмоль/ м3

кмоль/ м3

5.28

16

0,80

1

950

8,25

5.29

20

0,81

0,92

0,85

2

17

100 0

10,4

5.30

24

0,52

0,57

5.31

28

5.32

32

5.33

0,75

2

2 0

1050

11,4

0,33

—

0,65

1

5,8

1100

13,6

0,24

—

0,55

1

5,3

820

1 1 ,6

36

0,18

—

0,82

0

1 ,0

930

12,4

5.34

40

0,15

-

0,72

0

1 ,1

1020

14,4

5.35

35

0 ,2 0

0 ,2 2

0,63

2

40

1070

13,2

П р и м е ч а н и е , и — объемный расход реакционной смеси; СЛн, С*, — начальная концентрация исходных веществ А и В; х —степень превращения; N —порядок ре­ акции; кр — константа скорости реакции; р, ц — плотность и динамическая вяз­ кость реакционной среды соответственно.

Задачи 5.36-5.40. Рассчитать камеру радиации пиролиза для этановой фракции. Исходные данные приведены в табл. 5.20, ос­ тальные данные — в примере 5.6.

Т а б л и ц а 5.20. Исходные данные к задачам 5.36-5.40

Z,

№ задачи

кг/ч

кг/ч

°с

% (об.)

Н 2, %(об.)

5.36

10000

1000

35

59

41

5.37

15000

1500

30

56

44

5.38

6000

600

25

58

42

5.39

• 8000

800

25

60

40

5.40

13000

1300

35

60

40

с н 4,

П р и м е ч а н и е . G—производительность по сырью; Z —количество добавляемого водяного пара; tH—температура сырья на входе в печь; С Н 4 - содержание метана в газовом топливе; Н 2 — содержание водорода в газовом топливе.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

5.1. Васильцов ВА., Ушаков В.Г. Аппараты для перемешивания жидких сред: Справочное пособие. JL: Машиностроение, 1979. 271 с. 5.2. Клименко А.П. Получение этилена из нефти и газа. М.: Гостоптехиздат, 1962. 236 с. 5.3. Кузнецов АА., Кагерманов С.М., Судаков Е.Н. Расчеты процессов и аппаратов нефтеперерабатывающей промышленности Д.: Химия, 1974. 342 с. 5.4. Масальский К.Е., Годак В.М. Пиролизные установки. М.: Химия, 1968. 142 с. 5.5. Машины и аппараты химических производств (примеры и задачи) / Под общ. ред. В.Н. Соколова. JL: Машиностроение, 1982. 382 с. 5.6. Примеры и задачи по курсу «Машины и аппараты химических про­ изводств» / Под ред. В.М. Ульянова. Н. Новгород, 2003. 355 с. 5.7. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки. М.: Альфа-М, 2006. 605 с. 5.8. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Спра­ вочник / Под ред. Е.Н. Судакова. М.: Химия, 1979. 566 с. 5.9. СарданашвилиА.Г., Львова А.И. Примеры и задачи по технологии пе­ реработки нефти и газа. М.: Химия, 1980. 254 с. 5.10. Смирнов Н.Н., Волжинский А.Н. Химические реакторы в примерах и задачах. JL: Химия, 1977. 260 с. 5.11. Шарихин В.В., Коновалов АА., Скороход А.А. Трубчатые печи. Сама­ ра: Офорт, 2005. 442 с.

| Г " АППАРАТЫ ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ ЕО НЕО ДН О РО ДНЫ Х СРЕД

6.1. Расчет фильтров Основные конструкции, параметры и классификация фильтров

Тип фильтра включает три классификационных признака —вид фильтровального элемента (определяющий при­ знак), конструктивно-технологический признак и способ съема (выгрузки) осадка. Основные типы фильтров, определяемые по виду фильтру­ ющего элемента, также классифицируются по конструктив­ но-технологическому признаку: барабанные фильтры — с фильтрованием через намывной слой, безъячейковые, с механическим отжимом осадка, с короткими ка­ налами и с повышенным давлением фильтрования; дисковые —с фильтрованием через намывной слой, пакетные, ди­ намические и с повышенным давлением фильтрования; тарельчатые —ковшового типа; ленточные —с механическим отжимом осадка и без дренажа; листовые (мешочные) —горизонтальные и вертикальные; патронные — глубинные, щелевые, тканевые, керамические, ме­ таллокерамические, промывочно-регенерационные, с враща­ ющимися патронами и сгустители; фильтр-прессы — открытые, закрытые, с промывкой и без про­ мывки, с бабиной бумажной ленты, с механическим отжимом; емкостные — с зернистой загрузкой, плавающей загрузкой, промывочно-регенерационные, с мешалкой и работающие под повы­ шенным давлением. Основные типы фильтров, определенные по виду фильтру­ ющего элемента, классифицируются и по способу съема (выгруз­ ки) осадка:

♦ барабанные —с ножевым съемом осадка, со сходящим полотном, с помощью валика и отдувкой; ♦ дисковые —с ручным, механизированным, центробежным, инер­ ционным способом съема и отдувкой; ♦ тарельчатые (ковшовые) —с механизированным, шнековым и но­ жевым способом; ♦ ленточные —с ножевым, со сходящим полотном и с помощью отдувки; ♦ листовые —с ручным, механизированным, вибрационным, инер­ ционным, жидкостным и комбинированным способами; ♦ патронные —с ручным, механизированным, вибрационным спо­ собами, с помощью жидкостной промывки и отдувки осадка; ♦ фильтр-прессы — с ручным, механизированным, ножевым, со сходящим полотном, при помощи жидкостной промывки и встря­ хивания; ♦ емкостные —с ручным, механизированным способами, со сходя­ щим полотном, с открытием корпуса и с помощью жидкостной промывки. Технические характеристики и описание конструкций раз­ личных типов фильтров приведены в [6.2, 6.5]. Выбор необходимого типа фильтра проводится на основе анализа физико-химических свойств разделяемой суспензии и образующихся осадка и фильтрата, технологических требова­ ний, предъявляемых к процессу разделения (непрерывный или периодический процесс, требуемая производительность, основ­ ной продукт разделения, дальнейшая переработка осадка, состав суспензии, осадка и фильтрата, температуры суспензии и про­ мывной жидкости, необходимость применения герметичного, взрывобезопасного оборудования, содержание твердой фазы в суспензии и влажность осадка, возможность применения рас­ творителя для регенерации фильтрационных свойств фильтро­ вальной перегородки и др.), и экономических факторов. Так как для выбора типа фильтра невозможно дать всесторонних реко­ мендаций, учитывающих все перечисленные аспекты, при пред­ варительном выборе типа фильтра можно ориентироваться на данные табл. 6.1, учитывающие только некоторые основные свойства суспензии.

Фактор, влияющий на вы­ бор фильтра

Начальная объемная кон­ центрация суспензии, %: до 0,5 до 1 , 0 до 15 выше 15 Возможность получения чистого фильтрата Возможность промывки осадка Возможность изготовле­ ния из кислотостойкой стали Скорость осаждения твердой фазы, мм/с Скорость образования осадка, мм/мин Скорость фильтрования, 1 0 4 м/с

Емкост­ ные фильтры

Непрерывного действия Барабанные

Фильтр-прессы Горизон­ тальные

Рамные

1

2-3 4 4

2

Листовые с ВП

2

2

1

1 - 2

3-4 4

--3 ■4

Дисковые

Ленточ­ ные

-

-

с НПФ

1 -2

-

2

1

1 - 2

1

1 - 2

1

1

3

3

2-3 4

4

2

3

1

-

2

1

4

4

]L

4

3

Не огра­ ничена

18

Не огра­ ничена

10

Ю

1

400

400

0,08

Медленно Не огра­ ничена 1,7

6.1. Расчет фильтров

Периодического действия

12

18

18

12

2

1

2,7

1

400

400-0,2

1,7

1,7

П р и м е ч а н и е . Технико-экономические показатели: 1 —лучшие; 2 —хорошие; 3 —удовлетворительные; 4 —низкие; прочерк означает неприменимость данного типа фильтра.

^ Со

Расчет барабанных вакуум-фильтров

Барабанные вакуум-фильтры безъячейкового типа с намывным слоем осадка часто применяют для работы с намывным слоем вспомогательного фильтрующего вещества (ВФВ). Техни­ ческие характеристики таких фильтров приведены в табл. 6.2, а схема распределения рабочих зон —на рис. 6.1.

Уровень суспензии в корыте

Р и с. 6 .1. Схема распределе­ ния рабочих зон на барабан­ ном вакуум-фильтре с на­ мывным слоем осадка: I - зона фильтрования; I I — зона просушки; I I I —зона до­ полнительной просушки после прохождения ножа

Угол погружения 200

Плотность влажного осадка, рн, кг/м3, получаемого при разде­ лении суспензии вспомогательного фильтрующего вещества __________Ю Орж нРтн_________

100Ржн

+ (ртн

-Ржн)

(6 1 )

Wh ’

где ртн—плотность твердой фазы, кг/м3; р ^ —плотность жидкой фазы при температуре фильтрования, кг/м3; wH—содержание жид­ кой фазы в отфильтрованном осадке до просушки, % к массе. Отношение объема отфильтрованного влажного осадка к объ­ ему полученного фильтрата при образовании намывного слоя: - =

СнРжн р н[100-О„ +сн)]

(6.2)

где сн—концентрация твердой фазы в суспензии, % масс. При получении единицы объема фильтрата на фильтре отлага­ ется твердая фаза ВФВ массой qm, кг/м3, с нРжн(100-м>н ) 9тн

100 [100—(wH +сн)]

(6.3)

Масса твердой фазы ВФВ, кг/м3, приходящейся на единицу толщины уплотненного слоя осадка, отложившегося на единице поверхности

7Т„ упл • __“< тн

J

Kv

(6.4)

:

где К ум— коэффициент, учитывающий уплотнение намывного слоя осадка по толщине. Т аб л иц а 6.2. Технические характеристики безъячейковых вакуум-фильтров с на­ ружной фильтрующей поверхностью для работы с намывным слоем Характеристика

Б6НК1-1 БбНКЗ-1,75

БбНКЮ-2,6 Б6НР45-ЗД4

Поверхность фильтрова­ ния, м2

1

3

10

Диаметр барабана, м

1

1,75

2,6

Частота вращения бараба­ 0,1-2,05 0,1-2,05 0,1-2,05 на, об/мин Угловая скорость враще­ 0,0104-0, 0,0104-0,215 0,0104-0,215 ния барабана, рад/с 215 Угол погружения барабана в суспензию, град. Распределение зон на по­ верхности барабана, град. Зона фильтрования Зона просушки Зона дополнительной просушки после прохож­ дения ножа

120

120

45 3,14 0,22-1,33 0,023-0,14

120

140-200

120

120

120

216 24

212°30' 27°30'

27°30' 12°30'

140-200 165-135 55-25

Подача ножа на 1 оборот барабана, мм

0,021-0,26

0,021-0,26

0,021-0,26

0-1

Максимальная толщина намывного слоя, мм

40-50

40-50

40-50

70-80

Перепад давления при фильтровании до 550 мм рт. ст., кН/м2

73

73

73

73

Следует иметь в виду, что значения qTHи ин соответствуют про­ цессу образования осадка на фильтрующей перегородке. Расчет времени образования намывного слоя начинается с опре­ деления времени, т„ с, одного оборота барабана фильтра: т, = 60/п

(6.5)

и времени фильтрования х, с, за один оборот Т= ФТ/ /360,

(6.6)

где п —частота вращения барабана фильтра, об/мин; ср —угол сек­ тора зоны фильтрования, град. Средний объем фильтрата, получаемого за один оборот бара­ бана фильтра V , м3/м2, рассчитывается на основе уравнения фильт­ рования для режима р = const: (6.7) ц<7т а с_

где Ь, = ---- - —константа фильтрования при режиме постоян2р ного давления, с/м2; F0' = — ---- объем фильтрата, при получеа ср*7т нии которого с единицы поверхности отлагается слой осадка со­ противлением, равным сопротивлению фильтрующей перегород­ ки, м3/м2;р —перепад давления при образовании намывного слоя, Па; аср —среднее удельное сопротивление осадка для неуплотнен­ ного намывного слоя, м/кг; р —сопротивление фильтрующей пе­ регородки, отнесенное к единице вязкости, 1/м; ц—вязкость жид­ кой фазы при температуре фильтрования, Па с. При нанесении намывного слоя сопротивление фильтрова­ нию в начале процесса создается лишь самой фильтрующей пере­ городкой, а при каждом последующем погружении в суспензию рассматриваемого элемента фильтрующей поверхности —перего­ родкой и отложившимся слоем ВФВ. Таким образом, сопротивление фильтрующего основания в момент погружения в суспензию

(6 .8) где Щ —сопротивление фильтрующего основания, отнесенное к единице вязкости, в момент погружения в суспензию, 1/м; — сопротивление уже образовавшегося на фильтрующей перегород­ ке намывного слоя, отнесенное к единице вязкости, 1/м; 8 ^ — принимаемая конечная толщина уплотненного намывного слоя, м; аул,, —среднее значение среднего удельного сопротивле­ ния осадка для уплотненного намывного слоя заданной толщины за время его образования, м/кг.

С увеличением толщины уплотненного намывного слоя осад­ ка от нуля до заданного конечного значения 8 ^ объем фильтрата, получаемого с единицы поверхности зоны фильтрования за один оборот барабана, будет уменьшаться и его можно представить как упл ^упл

Ч - f

+ р) , +

2 р и хи

л

упл ^упл

+р

q тна тн ^ с р .н

d8,упл

(6.9)

и определить средний объем фильтрата по формуле

Vср.н '

х

V гн

О,упл -о

(6 .10)

Далее определяем: среднюю скорость фильтрования, м3/(м2-с), при образовании на­ мывного слоя заданной толщины за полное время одного оборота барабана ■YV'ср.н I' t 5■

(6 . 11)

средний объем фильтрата, м3/м2, получаемого с единицы поверх­ ности при образовании намывного слоя заданной толщины, Т//

'нЕ

_

Яупл ^Купл

(6. 12)

«н

что позволяет вычислить время, необходимое для образования уплотненного намывного слоя заданной толщины, Е-с, =-

V'нЕ

(6.13)

^ср./н

Расчет площади поверхности фильтрования и других основных параметров вновь проектируемого фильтра требует предваритель­ ного определения: плотности влажного осадка Ро =

100ртрж

(6.14)

100рж +(рт -px )w’

где рт—плотность твердой фазы, кг/м3; рж—плотность жидкой фа­ зы при температуре фильтрования, кг/м3; w —содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке, % к массе;

♦ отношения объема отфильтрованного осадка к объему получен­ ного фильтрата --- гг, po[l00-(w+c)]

(6.15)

где с —содержание твердой фазы в суспензии; ♦ массы твердой фазы, кг/м3, отлагающейся при получении едини­ цы объема фильтрата, c „P *(lO O -w )

Чт = -- ;— ------------------------------------ Ч (6.16) 100[l00-(w + c)] ♦ параметров расчетного уравнения фильтрования: ц ^ а ^ с/м2) 2

п

р

^упл

^ тн

V Я I о ^ у п л и упл Т Р

VI = --- ----------- м3/м2, О'срЧ'Т

(6.18)

где ц —вязкость жидкой фазы разделяемой суспензии при темпе­ ратуре фильтрования, кПа-c; qT — масса твердой фазы, отлага­ ющейся при получении единицы объема фильтрата в процессе разделения основной суспензии, кг/м3; а ср —среднее удельное со­ противление осадка, получаемого при разделении суспензии, м/кг; р —перепад давлений при фильтровании, кПа; 8 ^ —толщи­ на образуемого намывного слоя на фильтре, м; аупл—удельное со­ противление осадка для уплотненного намывного слоя данной толщины, м/кг. Время фильтрования т, с, определяется по уравнению ^l^ocf^oc т= 1 V ,---- (6.19)

и где 80С—толщина набираемого слоя осадка при фильтровании ос­ новной суспензии, м; и —отношение объемов отфильтрованного влажного осадка и фильтрата, полученного в процессе разделения основной суспензии.

Рассчитав угловую скорость вращения барабана со = ф/т, найдем время просушки осадка

(6.20)

тс = фс/ю (6.21) и время дополнительной просушки после прохождения ножа т'=ф'/сй^

(6.22)

где фс —угол сектора зоны просушки, град.; ф' —угол сектора зоны дополнительной просушки после прохождения ножа, град. За время одного оборота барабана фильтра т, = 360/со (6.23) объем фильтрата, полученного при образовании намывного слоя заданной толщины с единицы поверхности, м% равен °УЦЛ

q т°сср

+-

2р т

у5упл®'упл +р ср

q та ср

упл !

(6.24)

где j — масса твердой фазы ВФВ, приходящейся на единицу тол­ щины уплотненного намывного слоя осадка, отложившегося на единице поверхности, кг/м3. Далее определяем: средний объем фильтрата, м3/м2, получаемого с единицы поверхнос­ ти за один оборот барабана при срезе намывного слоя от 8уплдо 8Ь V

ср

=-

V' Xvnn O X ® ■'упл l

(6.25)

где 8! —конечная толщина намывного слоя при его срезе, м; среднюю скорость фильтрования, м3/(м2с), за время среза намыв­ ного слоя за полное время одного оборота барабана тсР./ = Pep / xt ; (6.26) число оборотов барабана фильтра за время фильтрования суспен­ зии через намывной слой при срезе от 8 ^ до 8i

где £, — подача ножа на один оборот барабана фильтра, м/об. Тогда общее время активной работы фильтра V e = хД и общее время одного периода работы фильтра

(б-28)

^общ ^раб + ^всп> (6.29) где твсп — время выполнения вспомогательных операций, с. Определив среднюю скорость фильтрования, м3/(м2-с), отне­ сенную к общей продолжительности одного периода работы фильтра Л!

^ср.п

=

^СрЛ^Раб ^общ

>

.J f y j

(O.j U)

вычислим необходимую полную площадь поверхности фильтро­ вания, м2,

S = -Q ~ , V

(6.31)

ср.п

где Q — производительность по фильтрату, отнесенная к одному периоду работы фильтра, м3/с. Найденное значение S округляется до ближайшего стандарт­ ного значения полной поверхности фильтра S\ по каталогу. Глубина погружения барабана в суспензию рассчитывается как

Н

1 V 1-cos—

(6.32)

где гь —радиус барабана фильтра, значение которого принимается по ГОСТ 5748—63 в соответствии с найденной площадью полной поверхности фильтра. Далее уточняем производительность по фильтрату <2, = V c P.n и производительность по сухому осадку Qcl= Q ,* T.

<6-33)

(6-34) Расчет расхода вспомогательного фильтрующего вещества предполагает определение: ♦ объема ВФВ, м3, нанесенного на фильтр,

v„

n ( r ? - r b2 ) l,

(6.35)

где rc =rb + 8упл —радиус барабана со слоем, м; /—длина барабана, м; Зущ,—толщина уплотненного намывного слоя, м; ♦ массы уплотненного осадка ВФВ, отложившегося на фильтре, ^упл = Рупл^ос> (6.36) где р упл — плотность уплотненного осадка ВФВ, отложившегося на фильтре, кг/м3; ♦ массы твердой фазы в осадке ВФВ, кг,

т с = т ут

100

—

Too"

(6.37)

где wH—влажность уплотненного намывного слоя, %; ♦ массы жидкой фазы разделяемой суспензии, получаемой за один период работы фильтра, ^

^ср.п*^общРж> (6.38) где S — площадь поверхности фильтрования, м2; рж— плотность жидкой фазы разделяемой суспензии, кг/м3; тобщ—общая продол­ жительность одного периода работы фильтра, с. Тогда удельный расход, кг/кг, сухого ВФВ по массе отфильт­ рованной жидкой фазы разделяемой суспензии

m f = mc/m ;’ (6.39) удельный расход сухого ВФВ по твердой фазе профильтрованной суспензии т " = --- ^ ----. ^ср.п ‘^обЩ^'т

(6.40)

Расчет барабанных ячейковых вакуум-фильтров с наружной фильт­ рующей поверхностью проводят по основным уравнениям процесса

фильтрования с образованием осадка. Предварительно надо оп­ ределить такие постоянные величины, входящие в уравнения, как среднее удельное сопротивление осадка и сопротивление фильт­ рующей перегородки, отнесенное к единице вязкости. Технические характеристики и конструкции барабанных ва­ куум-фильтров общего назначения приведены в [6.2, 6.5], а схема распределения зон —на рис. 6.2.

Р и с . 6.2. Распределение зон на барабанном вакуум-фильтре с на­ ружной фильтрующей поверх­ ностью

Методика технологического расчета приведена в примерах

Расчет на прочность элементов барабанных вакуум-фильтров по рассматриваемой ниже методике распространяется на фильт­ ры, отвечающие условию '/8< D /L < 2/з (где D и L —диаметр и дли­ на барабана). На прочность рассчитывают основные узлы: цапфы и сварное соединение цапфы с торцевой стенкой (при расчете барабан с цапфами рассматривают как балку на двух опорах); торцевую стенку барабана, расчетная схема которой сведена к круглой пла­ стине с радиальными ребрами жесткости (в центре пластины от цапфы передается сосредоточенный момент, наружный контур пластины принят защемленным); цилиндрическую обечайку ба­ рабана радиусом R и толщиной стенки S, нагруженную гидроста­ тическим давлением суспензии, усилием от механизма съема осадка и изгибающим моментом от силы тяжести барабана. Расчет на прочность цапф. Напряжения, возникающие в цап­ фе от действия изгибающего и крутящего моментов, определяют­ ся по формулам:

<*™=M№ / W X\

(6.41)

*KP= M KJ W P, (6.42) где Wx, JVp — моменты сопротивления поперечного сечения цап­ фы соответственно при изгибе и кручении, м3. Изгибающий и крутящий моменты в наиболее опасных сече­ ниях цапф определяют методами сопротивления материалов, рас­

сматривая барабан с цапфой как брус на двух опорах, на который действуют заданные нагрузки (рис. 6.3, а). III ------

IV --------------

Ж7

'М м„ in

IV

/77 7Г

Р и с . 6.3. Расчетная схе­ ма определения напря­ жений: а —в цапфе; б — в барабане

В цапфе возникает эквивалентное напряжение: ^экв

72 „зг+ З т2.

(6.43)

В швах сварного соединения цапфы с торцевой стенкой воз­ никают напряжения (рис. 6.4):

Qx .

Qi

(6.44)

стш2 = ш1 =т—Ч 2/*Л, ’ 2r h ,’

а _ _ .

где Qx = Q +0ДКоп; Q2 = Q -0 ,5Ron; Q = Ronls / li ~ усилия в мес­ тах приварки цапфы; R^n —реакция опоры, равная соответственно R\ или i?n для левой или правой цапф; г —радиус цапфы.

Р и с . 6.4. Расчетная схе­ ма определения напряже­ ний в сварных швах цапф

Определим коэффициент запаса прочности: для цапфы

(6.45) ♦ для сварного шва

где ст” —максимальное напряжение в сварном шве принимается большим из значений стш1 и стш2; ст_, —предельное изгибающее на­ пряжение при симметричном цикле нагружения. Допускаемый коэффициент запаса прочности для цапфы и сварного шва следу­ ет принимать идоп = 1,6. Значения ст_ь е и (3 принимаются по справочным данным [6.1,6.3] в зависимости от материалов цапфы, сварного шва, их раз­ меров, конструктивного исполнения и состояния поверхности. Так, = 4,0 для тавровых сварных соединений цапфы с тор­ цевой стенкой без разделки кромок; К, = 1,7 для соединений с раз­ делкой кромок при полном проваре и обработке сварных швов после приварки. Расчет на прочность торцевой стенки. Торцевую стенку бара­ бана можно представить в виде круглой пластины с радиальными ребрами жесткости, в центре которой от цапфы передается сосре­ доточенный момент М„зг. Наружный контур пластины принима­ ется защемленным (рис. 6.5).

я ГГ Nf

Определим максимальные напряжения изгиба ♦ в пластине торцевой стенки

Р и с . 6.5. Расчетная схема определения напря­ жений в торце­ вой стенке

в наиболее нагруженном ребре торцевой стенки

6 ( l V ) ( p 2- ! ) ( * + < * » , - « )

"

(p2+ l)

Смещение нейтрального слоя е относительно срединной по­ верхности пластины и параметр Л рассчитываются по формулам:

е = ---- ^ . 8я

(6. 49)

Rp oh\

/ ( l-ц 2) Д,

F

А= з ( 1 - ц 2) 3(1 —JJ.) где fcj =-Ь--- L\ к 2 = v ; ; к х = 0,4345, к 2 = 0,1671приц=0,3. 2п 4я

i?o,

Функции Ru и RKр, зависящие от р, описываются аналити­ ческими зависимостями: Р2- !.

R0 =

Р р

-

(6.51)

р 2+1’

- i

Р

5р(рг + l) ps - i

5p ( p 4

2 ( р —0 ( р 2 —р + 1)

3р (р2 + 1) (р 3- 0 ( 2 р2- р + 2)

i) !

Зр(р2+1)г

где [ста] —допускаемая амплитуда условных упругих напряжений в зависимости от допускаемого числа циклов нагружения [Л]; для углеродистых, низколегированных и аустенитных сталей опреде­ ляется по кривым усталости на рис. 6.6; К*а — коэффициент кон­ центрации условных упругих напряжений, приближенно можно принять А'* = 2,5.

1—

Р и с . 6 .6 . Р а с ч е т н ы е к р и в ы е у с т а л о с т и : д л я у г л е р о д и с т ы х с т а л е й д о т е м п е р а т у р ы 3 8 0 ° С , ; 2— д л я н и з к о л е г и р о в а н н ы х с т а ­ л е й д о т е м п е р а т у р ы 4 2 0 ° С ; 3— д л я а у с т е н и т н ы х с т а л е й д о т е м п е р а т у р ы 5 2 5 ° С

Расчет на прочность цилиндрической обечайки барабана. Дейст­ вие гидростатического давления суспензии (у, Н/м3) вызывает на­ пряжения в середине цилиндрической обечайки: D3 6 D (Т) Ггидр — Узу . (6.55) n S 2 к=2 к2 -1 ^ К + 1 )ф

гидр _

ч

= =Ьбу

n S 2 к=2

К —1

к

±0,0005

(6.56)

Вследствие действия механизма отжима или съема осадка (q, Н/м) в середине цилиндрической обечайки возникают напряжения 6 Bv R _осад (6.57) n S 2 § к 2-1’ о са д J
_ = ± 6q

R nS2

6 A +1 + 0,155 k =2

(6.58)

В (6.55)—(6.58) ограничиваются пятью членами ряда разложе­ ния с к = 2—6; знак «+» или «—» перед 0,0005 в (6.56) выбирается таким образом, чтобы сумма в фигурных скобках была макси­ мальной. От действия изгибающего момента возникают напряжения: стизг= ± ^Мг6 . х nR 2S

(659)

< ЗГ= К ЗГ(6-6°) Изгибающий момент Мизг определяется методами сопротив­ ления материалов в предположении, что барабан является балкой, опертой по концам (см. рис. 6.3, б).

Расчет эквивалентных напряжений в наиболее нагруженной точке барабана. Вычисляются суммарные осевые ст°уми кольцевые а 'умнапря­ жения суммированием соответствующих напряжений по (6.55)— (6.60). Эквивалентное напряжение в наиболее нагруженной точке поперечного сечения обечайки находится по формуле = - ^ О г ) 2+( ^ г ) 2 -

•с6-61)

Определим коэффициенты Ак, Вк, Ф к в (6.55)—(6.58):

• В„ в — F' Л , = -- . Fi F* + 4 F-f Fxl + 1 F { sinjjK+l)
sin[(/c-l)
K= + 5П ' к ’ где F{ = chx cosx; F3 =0,5 sh x sin x — функции Крылова по аргу­ менту х = 0,5рк L;

h = \1 ш ^ Г ' /^ Г и к ~ 2- 61

к:

где [ста]определяется по рис. 6.6; К*а приближенно можно принять равным 2,5. П р и м е р 6.1. Провести расчет барабанного вакуум-фильтра с образо­ ванием намывного слоя осадка. Определить производительность ба­ рабанного безъячейкового вакуум-фильтра, имеющего площадь по­ верхности 45 м , для разделения суспензии метатитановой кислоты (МТК). В качестве фильтрующей перегородки служит ткань фильтродиагональ, сопротивление которой при расчете принимается равным р = 1,919109м-1.

Предварительно рассчитываем: ♦ плотность влажного осадка, получаемого при разделении суспен­ зии древесной муки (ВФВ), по (6.1): 100-ртн р жн _ 100 1500 1000 Рон _ 100-Ржн+(Ртн - р жн)и>н “ 100-1000+(1500-1000)85,97~~ = 1049 к г/м 3, где ртн= 1500 кг/м3; Ржн= 1000 кг/м3; w„ = 85,97%; ♦ отношение объема отфильтрованного осадка к объему получен­ ного фильтрата при образовании намывного слоя по (6.2): _______ ^нРжн______ ________ 1,5-1000______ = 0114 н _ po„[l00-(wH+ сн)]_ Ю49[Ю0-(85,97+1,5)]

у

где с„ = 1,5 %; ♦ массу твердой фазы, отлагающейся на фильтре при получении единицы объема фильтрата, по (6.3): снРжн(100-*н) 1,5-1000(100-85,97) Qтн = -- ?---Ч ----- ~7 Ч= -- F---1------- 4 = 16,79 кг/м3; 100 [100-(w H+ сн )] 100 [100-(85,97+1,5)] ♦ массу твердой фазы, приходящейся на единицу толщины уплот­ ненного намывного слоя осадка, отложившегося на единице по­ верхности, по (6.4): ^тн-^упл

J = --- — =

ин

16,79-1,23 loti/: / з =181,16кг/м3, 0,114

И с х о д н ы е данные. Перепад давления при образовании намывно­ го слоя возрастает от 0 до 26,68 кН/м2. Эквивалентный постоянный перепад давления при образовании намывного слоя рн= 13,34 кПа. Принимаемая конечная толщина уплотненного намывного слоя 8уШ 1 = 0,08 м. Среднее значение среднего удельного сопротивления осадка для уплотненного намывного слоя толщиной 80 мм за время его образования а уШ 1 = 4,57-109 м/кг. Среднее удельное сопротивле­ ние осадкадля неуплотненного намывного слоя асрн = 0,781-Ю9м/кг; вязкость жидкой фазы при температуре фильтрования (t = 20 °С), \ хн = МО-6 кПа-c; частота вращения барабана фильтра п = 1 об/мин; угол сектора зоны фильтрования <р = 140°.

Расчет времени образования намывного слоя древесной муки тре­ бует определения: ♦ времени, за которое барабан фильтра делает один оборот, по (6.5): 60 60 т, = — = — = 60 с; п 1 ♦ времени фильтрования за один оборот барабана фильтра по (6.6): < ^140^0 360 360 ♦ объема фильтрата, получаемого за один оборот барабана фильтра, по (6.9):

J

У^упла упл 9тн а ср.н

_J_

2 /? HTH

$упла упл +1

^н^тна ср.н

^тна ср.н

хй?8упл =0,00127 мг 2//об; ♦ среднего объема фильтрата по (6.10):

V' н =

V'

н

000197

= и,ии1// = 0,016 м3/(м2-об);

V "0

°>08

♦ средней скорости фильтрования при образовании намывного слоя древесной муки за один оборот барабана фильтра по (6.11):

vCp.m= ^х, = ^60 = 2,646-КГ4м/с; ♦ общего объема фильтрата, получаемого с единицы поверхности при образовании намывного слоя древесной муки, по (6.12):

у , = 5УПЛ^УПЛ = 0,08-U3 = 0 862 нг ин 0,114 Тогда время, необходимое для образования уплотненного на­ мывного слоя древесной муки, определенное по (6.13), составит V'

П Я69

£т, = — — = --------------------------т = 3258 с = 54,317 мин. vcp.m 2,646-10

Расчет производительности барабанного вакуум-фильтра. Предварительно определяем: ♦ плотность влажного осадка (6.14): Ко

ЮОртРж 100рж +(Рт - р ж)м>

100-3000-1265 100• 1265+(3000-1265)69

где рт= 3000 кг/м3; рж = 1265 кг/м3; w = 69 %; ♦ отношение объемов отфильтрованного осадка и полученного фильтрата (6.15): _

срж

12-1265

po[l00-(w+c)]

1541[100—(69+12)]

= 0,518,

где сн = 12 % —концентрация суспензии метатитановой кислоты (МТК); ♦ массу твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объе­ ма фильтрата, по (6.16):

9т

срж(100-w)

12-1265(100-69)

100 [100—( iv+с)]

100 [Ю0—(69+12)]

248

‘

И с х о д н ы е данные. Поверхность фильтрования S = 45 м2; перепад давлений при фильтровании р = 26,68 кПа; удельное сопротивление осадка для уплотненного намывного слоя древесной муки = = 8,6-109 м/кг; вязкость жидкой фазы гидролизной кислоты раз­ деляемой суспензии МТК при температуре фильтрования 50 °С ц = 1,787-10“6 кПа-c; среднее удельное сопротивление осадка, полу­ чаемого при разделении суспензии МТК, а ср = 124,55-109м/кг; подача ножа на один оборот барабана фильтра е = 0,1 мм; время фильтрова­ ния т = 106,1 с; время выполнения вспомогательных операций твсп = 7200 с.

Используя предварительно полученные данные, определяем: ♦ время, за которое барабан фильтра делает один оборот, по (6.23) с учетом (6.20): т-360

106,1-360

<р

140

272,7 с;

♦ частоту вращения барабана фильтра

п-

.60 _ 60 ■0,22 об/мин; ; X/ 272,7:

♦ объем фильтрата, полученного при образовании намывного слоя древесной муки толщиной 8упл с единицы поверхности за один оборот барабана фильтра, по (6.24): буш,=0,08

V'

+-

^ /

2рх

9 т а ср

У^упл а упл + Р ср

дта Т^Ср

w2/об; > x d 8 ywi =2,127-10 4 м ♦ средний объем фильтрата, получаемого с единицы поверхности за один оборот барабана фильтра при срезе намывного слоя от 5 ^ до 8! = 0,01 м, по (6.25):

V гср

V ^упл ^1

0,0002127 = 0,003038 м3/(м2-об); 0,08-0,01

♦ среднюю скорость фильтрования за время среза намывного слоя древесной муки за полное время одного оборота барабана по (6.26):

Уср

vcp.f =-

0,003038 -= U14-10-S м/с; 272,7

♦ число оборотов барабана фильтра за время фильтрования суспен­ зии МТК через намывной слой древесной муки при срезе от 0,08 до 0,01 м по (6.27): ^ у _ 6УПЛ 81 е

0,08-0,01 : 700 об; 0,0001

♦ общее время активной работы фильтра по (6.28): Траб —t/ № = 272,7-700 = 190890 с;

♦ производительность за время активной работы фильтра: по фильтрату (6.31):

Q = Svcp, —45-1Д14-10-5 =5,01Ы0-4м3/ с = 1,804 м3/ч; по сухому осадку по (6.34):

Qc = Qqт = 1,804-248 = 447,382 кг/ч; ♦ общее время одного периода работы фильтра по (6.29): *общ =Ьаб+*всп = 190890+ 7200 = 198090 с; ♦ среднюю скорость фильтрования, отнесенную к общей продол­ жительности одного периода работы фильтра, по (6.30): = vcp.,-cpa6 = 1,114 10 5-190890 = 1074 10-5 м/ срп хо6щ 198090 В итоге находим производительность за время одного периода работы фильтра: ♦ по фильтрату по (6.33): Q, = *SVcp.n =45-1,074-10-5 =1,74м3/ч; ♦ по сухому осадку по (6.34): Qcl = Q i9t =1,74-248 = 431,52 к г / ч .

Расход древесной муки при фильтровании МТКпроизведем на ос­ нове полученных выше результатов. И с х о д и ыеданные. Радиус барабана фильтра гб = 1,57 м; радиус ба­ рабана со слоем гс = 1,65 м; длина барабана / = 4,5 м; толщина и влаж­ ность уплотненного намывного слоя древесной муки соответственно 5упл = 0,08 м и w'= 76 %; плотность уплотненного намывного слоя дре­ весной муки, отложившегося на фильтре, = 1087 кг/м3; плотность жидкой фазы разделяемой суспензии МТК рж = 1265 кг/м3; общая продолжительность одного периода работы фильтра тобщ = 198090 с; средняя скорость фильтрования, отнесенная к общей продолжитель­ ности одного периода работы фильтра, vcpH= 1,056-10-5 м/с.

Последовательно определим: ♦ объем слоя древесной муки, нанесенного на фильтр, по (6.35):

Voc = я(гс2 -г62)/ = я(1,652 -1,572) 4,5 = 3,642 м3;

♦ массу уплотненного осадка древесной муки, отложившегося на фильтре, по (6.36): Юупл =РуплС = 1087-3,642 = 3959 кг; ♦ массу твердой фазы в осадке древесной муки по (6.37): 100—w'ЮО—76 Q.m , :т тп ----- = 3959------= 950,16 кг

упл

100

100

♦ массу гидролизной кислоты, получаемой за время одного периода работы фильтра, по (6.38):

tn = v cp.„ Sxo5mpM = 1,074 10~5 -45 -198090-1265 = 1,211-105 кг. Окончательно удельный расход сухой древесной муки по мас­ се отфильтрованной гидролизной кислоты (6.39): ,

тс т

950,16 1,211-Ю5

П р и м е р 6.2. Произвести: 1) расчет барабанного вакуум-фильтра без образования намывного слоя; 2) определение производительности ус­ тановленного барабанного вакуум-фильтра с площадью поверхности 45 м2для разделения суспензии МТК. В качестве фильтрующей перегородки служит ткань фильтродиагональ, сопротивление которой принимается равным (3= 1,919109м-1.

Предварительно определим: ♦ плотность влажного осадка по (6.14): 100РтРж °

100рж+(рт - р ж)и>

_

100 3000 1265 100 •1265+(3000 -1265)69

=1541 кг/м3,

где рт = 3000 кг/м3; рж = 1265 кг/м3; w = 69 %; ♦ отношение объемов отфильтрованного осадка и полученного фильтрата по (6.15): срж

2-1265

Po[l00-(w+c)]

1541 [100—(69+12)]

=0,518,

где с = 12 %; ♦ массу твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объе­ ма фильтрата, по (6.16):

сРж(Ю 0-w)

12-1265(100-69)

♦ массу твердой фазы, приходящейся на единицу толщины уплот­ ненного намывного слоя осадка, отложившегося на единице по­ верхности, при Кум = 1,23 по (6.4):

._ЯтКутш _ 248-1,23 = 587,711 кг/м3. J и 0,518 И с х о д и ые данные. Поверхность фильтрования S= 45 м2; перепад давлений при фильтровании р = 26,68 кПа; удельное сопротивление осадка для уплотненного слоя = 20-109м/кг; вязкость жидкой фа­ зы гидролизной кислоты разделяемой суспензии МТК при температу­ ре фильтрования 50 °С ц = 1,787-10_6 кПа-c; среднее удельное сопро­ тивление осадка, получаемого при разделении суспензии МТК, а ср = = 250-109 м/кг; толщина образуемого слоя осадка МТК 5 ^ = 0,08 м; конечная толщина осадка при его срезе = 0 м; подача ножа на один оборот барабана фильтра е = 0,0001 м; угол сектора зоны фильтрова­ ния ф = 140°; время фильтрования т= 106,1 с; время выполнения вспомогательных операций твсп = 7200 с.

Используя полученные в предварительном расчете данные, определяем: ♦ время, за которое барабан фильтра совершает один оборот, по (6.6): т-360 106,1-360 х' = ----= — — ♦ частоту вращения барабана фильтра 60 60 А-П Я/ п = — = ----= 0,22 об/мин; т, 272,7 ♦ объем фильтрата, полученного при образовании слоя древесной муки толщиной буллс единицы поверхности за один оборот бара­ бана, по (6.24):

♦ средний объем фильтрата, получаемого с единицы поверхности за один оборот барабана фильтра при срезе слоя осадка заданной толщины, по (6.25): = 0,0002648 = 0 00331 мз/(м2.об); V ' =— гср Зупл-б, 0,08-0 ♦ среднюю скорость фильтрования за время среза слоя древесной муки из расчета за один оборот барабана по (6.26): vcp, =■^

zt

=в

= да-10-5 м/с;

1 1 1 ,1

♦ число оборотов барабана фильтра за время фильтрования суспен­ зии МТК при срезе от 5 ^ до 5* (6.27): N _

5упл ~ 8 i s

_

_fy08__ 0,0001

goo о б

♦ общее время активной работы фильтра по (6.28): Траб = XtN = 272,7-800 = 60,629 ч; ♦ производительность за время активной работы фильтра: по фильтрату (6.33):

Q = S v cpt = 45-1,213 10-5 = 5,46-10~4м3/с; по сухому осадку по (6.34):

Qc =QqT =5,46 10-4 -248 = ОД35 кг/с; ♦ общее время одного периода работы фильтра по (6.29): тобщ = траб + твсп = 60,629+ 2 = 62,629 ч; ♦ среднюю скорость фильтрования, отнесенную к общей продол­ жительности одного периода работы фильтра, по (6.30): vcp.n = Уср-'Траб =1Д75-10~5м/с; ^общ ♦ производительность за время одного периода работы фильтра: по фильтрату (6.33):

по сухому осадку по (6.34):

Qc] = Q xqT =1,903-248 = 471,89 кг/ч. Окончательно находим массу гидролизной кислоты, получае­ мой за время одного периода работы фильтра, по (6.38): И »= *ср .п *об щ Р ж = 1>507 1° 5 КГ-

Пр и ме р 6.3. Провести расчет площади поверхности фильтрования и других основных параметров вновь проектируемых барабанных вакуум-фильтров с наружной фильтрующей поверхностью. В качестве разделяемой системы служит алюмосиликатная суспензия.

Предварительно определим: ♦ плотность влажного осадка по (6.14): Рос

100РтРж _ 100-2370-990 = 100рж + (Рх - Рж)и' 100-990+(2370-990)80

1120 к г /м 3,

где рт = 2370 кг/м3 — плотность твердой фазы; рж = 990 кг/м3 — плотность жидкой фазы при температуре фильтрования; w = = 80 % —содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке; ♦ отношение объемов отфильтрованного осадка и полученного фильтрата по (6.15):

где с,. = 3,5 % —концентрация твердой фазы в суспензии по массе; ♦ массу твердой фазы, отлагающейся на фильтре при получении единицы объема фильтра, по (6.16): = 42,0 кг/м3. И с х о д н ы е да нные . Необходимая производительность по фильт­ рату £? = 0,0015 м3/с; перепад давления при фильтровании р = = 66,81 кПа; перепад давлений при промывкерП„ = 66,81 кПа; среднее удельное сопротивление осадка а ср = 542,35-109м/кг; сопротивление фильтрующей перегородки, отнесенное к единице жидкости, р = = 40,98-109 1/м; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке (до просушки) w = 80 %; содержание жидкой фазы в отфильтрован-

ном осадке (после просушки), найденное экспериментально для усло­ вий работы, принимаемое в расчете фильтра, w' = 11 %; вязкость жид­ кой фазы при температуре фильтрования ц = 61,8910— 8кПа-c; толщина слоя осадка на фильтре 5^ = 0,007 м; необходимый объем промывной воды на 1кг влажного осадка Vnpж = 0,0015 м3/кг; средняя вязкость про­ мывного фильтрата |inp = 59,88-10-8 кПа-c; коэффициент = 0,8, учи­ тывающий снижение производительности фильтра в результате посте­ пенной забивки фильтрующей перегородки; отношение поверхности осадка, орошаемой форсунками, к теоретически необходимой поверх­ ности зоны промывки v = 1,1; общее число ячеек фильтра пя = 24; число ячеек фильтра, одновременно находящихся в зоне просушки, п” = 2; центральный угол, занимаемый сектором съема осадка (принимается из конструктивных соображений) ф{ = 50°; угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до верхнейграницы начала зоны вса­ сывания фм= 3°; угол от горизонтальной оси барабана до верхней грани­ цы зоны предварительной просушки у' с = 15°; специальная зона реге­ нерации фильтрующей перегородки не предусматривается.

Используя полученные в предварительном расчете данные, вычисляем: ♦ параметры расчетного уравнения М^т ^ср 2Р

♦ время фильтрования по (6.19): V

o c

( S Oc +

2 « F

( 0

т= ------------

ОД872 ♦ константу уравнения для времени промывки

0,0015-1120-542,35-109 •42-59,88-10~8 66,81

♦ искомое время промывки осадка _ ^пр^ос(^ос "ЬUV о) ^

/

и

Т п р ~

"

0,343 •10 6 •0,007( 0,007+ ОД87 •1,8 •10~3)

= -----------i --------------- L = 94,09 с; 0,187

♦ время промывки осадка при подаче жидкости из форсунок xnp=vT ip =U-94j04 = 103,4C. Определим распределение зон на фильтре: ♦ угол сектора зоны просушки 360 и " 360-2 , ЛО ф с = -------- — = ---------= 30 ; «Я 24

♦ угол сектора от уровня жидкости в корыте фильтра до средней ли­ нии начала всасывания /

. 1 8 0 , 180

1П<0.

Ф2 — Фм Н--- — ^ + ^ГГ —10,5 ,

«я

24

♦ угол, занимаемый секторами съема осадка и мертвых зон, <р'= ф[ + q>2 = 50+10,5 = 60,5°;

♦ угол сектора зоны фильтрования Ф = ю-с = 0,925 -161 = 148,9°;

♦ угол сектора зоны промывки Фпр = ® тпр = 0,925-103 = 95,3°;

♦ угол погружения барабана в суспензию v = Ф+ ф ' = 148,9+10,5 = 159,4°;

♦ угол сектора зоны предварительной просушки т/ _ 180—у

, _180-159,4

Фс — — 2------ Yrc —--------- 2---------- Ь1э —

.

В табл. 6.3 приведены полученные значения углов отдельных зон.

Т абл и ц а 6.3. Распределение зон на барабанном вакуум-фильтре с наружной фильтрующей поверхностью Занимаемый центральный угол

Зона

обозначение

град.

%

Ф

148,9

41,4

Предварительной просушки

ф£

25,3

7,0

Промывки

Фильтрования

Фпр

95,3

26,4

Просушки

Фс

30,0

8,3

Съема осадка и мертвых зон

ф'

60,5

16,9

360

100

Всего

Далее вычисляем: ♦ время просушки осадка =

(о

2

0,925

♦ время предварительной просушки осадка Фс

ь

<в

25,3 :27,3 с; 0,925

♦ время пребывания ячейки фильтра в зоне съема осадка и мертвых зонах 60,5 t '= ^ = = 65,4 с; со

0,925

♦ время полного цикла работы фильтра, или одного оборота барабана, т ц = т + т д + т пр + т с + ? '= 1 6 1 + 2 7 + 1 0 3 + 3 2 + 65 = 388 с.

Это позволяет найти число оборотов барабана фильтра в 1 с п = — = :“ тц

Jo o

0,0 0 2 6 об/с;

угловую скорость вращения барабана 5 Ю -ф ' - 2 (ф ( + ф с)

5 1 0 - 1 0 ,5 - 2 ( 5 0 + 3 0 )

г+2- Пр

161+2-103

со= -

= 0,925 град/с.

Объем фильтрата, получаемого с единицы поверхности фильтрования за время т, равен

V'= ^

и

0,187

= 0,037 М3/м2.

Рассчитаем значения средней скорости фильтрования, отне­ сенной ко времени: ♦ собственно фильтрования

V 0037 ^ vcP = — = -j-^- = 0,23 10 м3/( м2-с); х 161 ♦ полного цикла работы фильтра уц = — = ^ ^ = 0,096 10“3 м3/( м2-с). Тц Joo По общей площади поверхности фильтрования _ С ^ = 1,5.10-» .388 V 03 0,037 определим необходимое число фильтров. По ГОСТ 5748—63 вы­ бираем стандартный фильтр, площадь поверхности которого S = 20 м2. Тогда иф =

£ об _ 19)45

20

«1 фильтр.

Так как в соответствии с ГОСТ 5748—63 радиус барабанов фильтров поверхностью S = 20 м2равен 1,3 м, то глубина погруже­ ния барабана в суспензию по (6.32) составит ,159,4) V =1,3 1-COSЯ=гб 1 :1,07 м. 1-cos— Окончательно рассчитаем: ♦ производительность по снимаемому с фильтра влажному осадку, соответствующую заданной производительности по фильтрату, QhPo(100-w)

Qoc =

100-w'

1,5-10-3 0,187 1120(100-80) =

100-77

= 0,28 КГ^°’

где w' = 17% —содержание жидкой фазы в отфильтрованном осад­ ке (после просушки), найдено из анализа пробы осадка, просу­ шенного в течение тс = 32 с;

♦ производительность по снимаемому с фильтра сухому осадку = 0,064 кг/с. П р и м е р 6.4. Рассчитать производительность установленного бара­ банного вакуум-фильтра со стандартным распределением рабочих зон. Предварительные расчеты полностью совпадают с приме­ ром 6.3. И с х о д и ыеданные. Поверхность фильтрования S = 40 м2; перепад давления при фильтровании р = 66,81 кПа; перепад давлений при промывке рпр = 66,81 кПа; среднее удельное сопротивление осадка а ср = 542,35-109 м/кг; сопротивление фильтрующей перегородки, от­ несенное к единице жидкости, (3 = 40,98-109 1/м; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке (до просушки) w = 80 %; содержание жидкой фазы в снимаемом с фильтра осадке (после просушки) w' = 77 %; вязкость жидкой фазы при температуре фильтрования Ii = 61,89-Ю-8 кПа-c; толщина слоя осадка на фильтре 50С = 0,007 м; масса твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объема фильтрата (t = 50° С), #т = 42,0 кг/м3; отношение объемов отфильтро­ ванного влажного осадка и полученного фильтрата и = 0,187; плот­ ность влажного осадка, рос = 1120 кг/м3; необходимый объем промыв­ ной воды на 1 кг влажного осадка Кпрж = 0,0015 м3/кг; средняя вязкость промывного фильтрата |inp = 59,88-10-8 кПа-c; коэффициент £j6 = 0,8, учитывающий снижение производительности фильтра в ре­ зультате постепенной забивки фильтрующей перегородки; отноше­ ние площади поверхности осадка, орошаемой форсунками, ктеоретически необходимой площади поверхности зоны промывки v = 1,1; время просушки осадка тс = 30 с; общее число ячеек фильтра пя = 24; радиус барабана фильтра гб = 1,5 м.

Распределение зон для фильтра поверхностью 40 м2(рис. 6.7): угол сектора зоны фильтрования ср = 135°; угол погружения бара­ бана в суспензию \ |/ = 155°; центральный угол, занимаемый секто­ ром съема осадка, <р[ = 43,5°; угол от горизонтальной оси барабана до верхней границы зоны предварительной просушки у ' с = 15°; угол сектора от уровня жидкости в корыте фильтра до средней линии начала всасывания <р'2 = 20°; угол сектора мертвой зоны между зонами предварительной просушки и промывки (по по­ ложению перегородки распределительной головки) фм1 = 2°; угол, занимаемый секторами съема осадка и мертвых зон,

ср'= <р[ + <р2 = 43,5 + 20 = 63,5°; угол, занимаемый сектором зоны 180—м/--U . у/, 180-155 предварительной просушки осадка, фё +

■ Гг.с

+15 = 27,5°. <Рм1 = 2'

ФмЗ= 13,5°

<Рм4 = 5°

Р и с. 6.7. Стандартное рас­ пределение зон на установ­ ленном барабанном ваку­ ум-фильтре (площадь поверх­ ности 40 м2)

Согласно примеру 6.3, время фильтрования т = 161,2 с, теоре­ тически необходимое время промывки тпр = 94 с, что позволяет определить время промывки осадка при подаче жидкости из ф ор­ сунок V = VTnP =1,1-94 = 103 с. Угловая скорость вращения барабана cdj в зависимости от угла существующего сектора зоны фильтрования и промывки ф, необ­ ходимого для образования слоя осадка заданной толщины: “ i = ~=Т77=°>838 град/0X 161 Угловая скорость вращения барабана со2в зависимости от не­ обходимого времени промывки и просушки осадка 360- ф' - ф ( —Ф2 - ф ©2 =^пр t c

360-27,5- 43,5-20-135 -= 1,007 град/с. 103+30

По полученным результатам окончательно принимаем угло­ вую скорость вращения барабана со= со, =0,838 град/с, так как со1=0,838 < со2 =1,007 град/с. Далее определяем минимально необходимые углы:

сектора зоны промывки Фпр. min = ffr tnp =0,838-103 = 86,3°; сектора зоны просушки

Фс.1шп =® тс =0,838-30 = 25Д°; зон промывки и просушки Фпр.тт + Фс.пйп =86,3+25,1 = 111,4°. Тогда действительный угол зон промывки и просушки на фильтре (рис. 6.7) Фпр.д + Фс.д =Ф1с + Фис + ФМ1“ Фс = 56,5+103+2-27,5 = 134°, что больше требуемого минимального угла, поэтому зоны про­ мывки и просушки несколько увеличены. Увеличив коэффициент с 1,1 до 1,2, получим угол промывки Фпр = o>v' х' пр=0,838-1,2 -94=94,5°, а с учетом сектора мертвой зоны фм1 Фпр.д = 9 4 ^ + 2 « 9 7 ° .

В этом случае угол сектора зоны просушки составит фс.д =134-97 = 37°. Полученные значения углов отдельныхзон приведены в табл. 6.4. Т аб л и ц а 6.4. Распределение зон на барабанном вакуум-фильтре

Зона Фильтрования Предварительной просушки Промывки Просушки Съема осадка и мертвых зон

Занимаемый центральный угол обозначение.

град.

%

Ф Фс Фпр.д Фс.д

135

37,50

27,5

7,64

97,0

26,95

37,0

10,28

63,5

17,63

360

100

ф'

Всего

Далее, как в примере 6.3, определяем: глубину погружения барабана (6.32): 155) 1 v] = 1,5L1-cos-1-COS— 2, 2

♦ действительное время промывки и просушки осадка Фпр

Т"рд *с д = —

сд

95

11

оо

аГ _ 0#38 со

’

= - ^ - = 44,2 с ;

0,838

♦ время предварительной просушки осадка / = ф£. = _27>L = 323 с; с со 0,838 ♦ время пребывания ячейки фильтра в зоне съема осадка и мертвых зонах . ф' 63,5 пс т'= — = — — = 76 с; со 0,838 ♦ время полного цикла работы фильтра, или одного оборота барабана, Тц = т+т£ + тПр Д+ тсд +т'=161+33+113+ 44+ 76 = 427 с; ♦ число оборотов барабана фильтра в секунду

п = — = — = 0,0023 об/с; тц 427 ♦ объем фильтрата, получаемого с единицы площади поверхности фильтрования за время т,

у 1= 8 ^ = 0007 = 0 037 мз/м2. и 0,187 ♦ среднюю скорость фильтрования, отнесенную к времени собст­ венно фильтрования:

V 0,037 ЛО» 1Л_з з// 2 \ vcp = — = -hr—=0,23-10 м3/(м2-с); X 161 ♦ производительность по фильтрату Q-

К * V = 40-0,8;0,037 = 2,77-10~3м3/с. 427

Окончательно находим производительность фильтра по влаж­ ному осадку, соответствующую найденной производительности по фильтрату,

= a ,p oc(lOT- w )= 2,77.10-»0J87.1120(100-80) ос 100-w' 100-77 и производительность по снимаемому с фильтра сухому осадку 1

с

^

100

^ 0 6 (1 0 0 - 7 7 )

100

П р и м е р 6.5. Рассчитать на прочность элементы конструкции бара­ банного вакуум-фильтра. И с х о д н ы е данные. / , = 5,75 м —длина барабана; 1Х= 0,78м —рас­ стояние от опоры до наружной пластины торцевой стенки; /2 = = 0,59 м - расстояние между наружной и внутренней пластинами тор­ цевой стенки; /3= 0,35 м; /4 = 2,78 м; Р = 19610 Н - усилие, передавае­ мое на вал от привода; <7б = 147100 Н —вес барабана; Мкр = 49030 Н м крутящий момент на валу от приводного устройства; кх= 0,04 м; h2 = = 0,025 м —толщины соответственно наружной и внутренней пластин торцевой стенки; г1 = я = 0, 13м- радиус правой цапфы; D = 2Ь = = 2,4 м —внутренний диаметр барабана; b —наружный радиус торце­ войстенки; 5=0,01 м —толщина стенки обечайки (барабана); R = 1,2 м; q = 3923 Н/м - удельная нагрузка от механизма обжима или съема осадка; р = 2000 кг/м3—плотность суспензии; ф0= 70° —угол, характе­ ризующий степень погружения барабана. Опорные реакции: Rx = = 88650 Н; Л„ = 78060 Н.

Определим изгибающие моменты (см. рис. 6.3, а): ♦ в сечении III- III: М г = R X1Х=88650-0,78 = 69150 Н-м; ♦ в сечении IV—IV: M w = R U/2- Р(12 +/3) = 78060-0,59-19610(0,59+0,35) = 27620 Н-м. Напряжения, возникающие в цапфах от действия изгибающе­ го и крутящего моментов, рассчитываются по (6.41) и (6.42): ♦ для левой цапфы: максимальный изгибающий момент возникает в месте приварки цапфы МизгШ(dx = 2гх = 0,26 м) 0 изгш = ^

1= 6915° , = 39,343 МПа; изгШ W m 0,1-0,26 ♦ для правой цапфы: максимальный изгибающий момент в месте приварки цапфы Мизг[У(d2 = 2 г2 = 0,21 м) и максимальное эквива­ лентное напряжение (6.43) M IV 27620 оп о и ч п QHiriv —--- —----- ч" —29,823 МПа; изг1У W xy 0,1-0,21

■^кр 49030 л / - - о л/fTToт*р1У = 1 J7 - = X T T T T T = 26>473 М П а >

Жр

0,2-0,213

изпу+Зт^ргу = л/29,8232 + 3 - 2 6 ,4 7 3 2 = 54,698 МПа. Напряжения, возникающие в швах сварного соединения ле­ вой цапфы с торцевой стенкой, рассчитываются по (6.44) в соот­ ветствии с расчетной схемой на рис. 6.4:

Q= /6

= 886500,8 = 2133QQ н , 0,3325

где /5 = /j +0,5/1, = 0,78+0,5 0,04 = 0,8 м; /6 = 0,3325 м. Усилия, возникающие в местах приварки цапфы к торцевой стенке: Q, =G+0,5R{ =213300+0,5-88650 = 257600 Н; Q 2 = Q-0,5Ri =213300-0,5-88650 = 169000 Н; Qi 257600 .. ст,, = — — = ------- = 24,772 МПа: ш1 2г,А, 2-0,13-0,04

169000 QQ£ TМПа. VTTT ст...', = —С?2 — = --------= 25,996 ш2 2г,Л2 2-0,13-0,025 Определим коэффициент запаса прочности: ♦ для цапфы по (6.45):

п = _ст-< 8__ = ___ 345-0,6____= 1792 54,698-1,1-1,92 ’ ’ где ст_1 = 345 МПа для стали 12ХНЗА; е = 0,6; р'= 1,1; ♦ для сварного шва по (6.46)

= 1,92;

п = _ст~1е__ = ___ в>6_______ = 495§ 25,996-1,1-1,7 ^ ’ где ст™3* =тах{стш1,стш2} = 25,996 МПа; K G= 1,7 — коэффициент концентрации напряжений сварного шва с разделкой кромок при полном проваре и обработке шва после приварки. Условие прочности выполняется, поскольку «>[«] = 1,6 (до­ пускаемый коэффициент запаса прочности).

Расчет прочности торцевой стенки. Изгибающий момент, дейст­ вующий в месте приварки цапфы к торцевой стенке, М тг = М ш . Геометрические характеристики поперечного сечения реб­ ра (см. рис. 6.5): / = 6 — число ребер, подкрепляющих торцевую стенку; 8 = 0,01 м — толщина ребра; Н = 0,3 м — высота реб­ ра; s = 0,647 м — периметр; Zc = 0,1805 м — расстояние от цен­ тра тяжести сечения ребра до середины плоскости пластины; F= 0,00647 м2 — площадь поперечного сечения ребра; / р = 83s 0,013-0,647 лК 7 ,„_7 4 = —— = —— — = 2,157 10 м4—момент инерции поперечного сечения ребра при кручении; , 0,067 0,13953-0,047-0,12953+0,02 0,16053 с 1Л_5 А / 0 = —--- ------ -- ^ ------ --- ---- = 5,417-10 м4 —мо­ мент инерции поперечного сечения ребра относительно его цен­ тральной оси. Предварительно вычисляем: ♦ безразмерный параметр р = b / а = 1,2 / 0,13 = 9,231; ♦ функции, зависящие от р (6.51)—(6.53): 'кр 0,291; ♦ коэффициенты Л, =0,4345; к 2 =0,1671;

= 1,246; Ru = 1,428;

♦ смещение нейтрального слоя по (6.49):

е=1+ -

8я

Rn ah

/(l— ц 2) Ru F

1+

0,1805 =0,043 м; 8л 1,246 0,13 0,04 6(1-0,32) 1,428 0,00647

♦ параметр А из (6.50): 1 - 1

А= 1М 0 « 1 + 5,417 -10-5 + 6,47-10_3 -(ОД805-0,043)2 0,04 w 6-0,4345 1,428 , 2,157-10“7 -6-0,1671-0,291 X ~ ^ “Г 0,13-0,043 1,246 0ДЗ -0,043 -1,246

= 0,014.

По (6.47) вычисляем максимальные напряжения изгиба в пластине торцевой стенки

wmax

_ б (о.»|+ »0(р; - 1) = 0 ч-^^изг Я ah\ (p 2+ l)

= 6 (0,5 0,04+0,043) 9,231 ^ - 1 п 0,13-0,043 9,231 +1

о о 14-69150= 13,858 МПа;

♦ по (6.48) максимальные напряжения изгиба в наиболее напряжен­ ном ребре торцевой стенки р

_ 6 ( l V ) ( p 2- l) ( t f + 0,5Al - £)

max

/

т

б(1-0,32)

9,231 я 9^231 +1

лл-лгл.изг

\

10,3+0,5 0,04 0,0430014,69150 = 4290зМПа 0ДЗ-0,043

Допускаемое напряжение при[сга ]= 150 МПадля нержавеющей стали X18H10T и К * = 2,5 составляет [а] = ^ ^ - = — = 60 МПа. L J Kl 2,5 Следовательно, условия прочности для пластины и ребра выпол­ няются.

Расчет прочности цилиндрической обечайки барабана требует определения: ♦ напряжений, возникающих в результате действия гидростатиче­ ского давления суспензии в середине цилиндрической обечайки, по (6.55), (6.56): Т аб л и ц а 6.5. Расчетные значения коэффициентов и вспомогательных величин

к

2

3

4

5

6

Рк> М-1

0,100

0,245

0,448

0,708

1,026

Хк

0,288

0,705

1,287

2,035

2,949

0,999

0,959

0,545

-1,744

-9,398

Fi

0,041

0,248

0,803

1,682

0,909

Ф*

0,553

0,189

-0,033

-0,078

-0,024

4

-0,994

-0,823

-0,189

0,121

0,103

вк

-0,165

-0,851

-1,116

-0,469

-0,040

R3 Л

в,Ф

2000-9,81 и ' : к=2 К" -1 я-0,01 :(-0,0305-0,0201+0,00245+0,00130+0,000026) = -8,694 МПа;

_ГИДР

-ГИДР

=±6у

R яS

^ ( 4 + 1) ф к 1

к=2

К —1

±0,0005

=±6-2000-9,81— 23 х я-0,01

х (0,0011+0,0042 -0,0018 -0,0031-0,00076 -0,0005) = ±0,94 МПа, где значения коэффициентов и вспомогательных величин сведе­ ны в табл. 6.5; ♦ напряжений, возникающих вследствие действия механизма от­ жима или съема осадка в середине цилиндрической обечайки, по (6.57), (6.58): < ад = Т З < ? - ^ - ^ = л/3-3923- 1,2 , х х яS 2 t i K 2 - l я-0,01 х (-0,0551-0,1064-0,0744-0,0195-0,0011) = -6,655 МПа; =±6?

R 1,2 рД г +1 + 0,155 = ±6-3923nS2 tЫV я-0,012 2 - l

х (0,0019+0,0221+0,0540+0,0467+0,0315+0,155) = ±27,986 МПа; ♦ изгибающего момента в барабане (методами сопротивления мате­ риалов, рассматривая барабан как балку, опертую по концам, см. рис. 6.3, б)

Ml 147100 [5,75-(2,78-0,78)](2,78-0,78) :

5/75

= 191900Н-м;

♦ напряжений, возникающих в результате действия изгибающего момента, по (6.59), (6.60): стшг = ± М ^ = ±

191900

=±4д41МПа;

а£зг = ц а “ г =0,3-4,241 = ±1,272 МПа. Окончательно находим эквивалентное напряжение в наибо­ лее нагруженной точке поперечного сечения обечайки по (6.61): сум X

сум и ф

= ^(-19,59)2 +28,3182+ 19,59-28,318 = 41,719 МПа. Для обечайки из стали 12Х18Н10Т по рис. 6.6 определяем при N = 106 циклов [ста]= 150 МПа. Тогда допускаемое напряжение при коэффициенте запаса прочности, равном 2,5, составит 60 МПа. Таким образом, условие прочности для барабана выполняется (41,719 < 60). Расчет цилиндрической обечайки барабана на устойчивость от действия изгибающего момента, обусловленного собственным весом барабана, проводится по ГОСТ 14249-89 (раздел 2.4) по формуле

м6 тг<{м], ще[А/] =0,785 <рua D 2 ( s -c ); а* =160МПа(потабл.2ГОСТ 14249-89); фи =-

1

D 1+15,3 Е 2(s-c)

=0,759. 1+15,3

240

2,4

2 -105 2 (0,01-0)

Тогда [Л/] =0,785-0,759-160-2,42(0,01-0) = 5,492-106 Н-м. Следовательно, условие устойчивости соблюдается (1,919•105 < < 5,492-106). Расчет дисковых вакуум-фильтров

Технологический расчет дисковых вакуум-фильт­ ров базируется на тех же основных уравнениях фильтрования, что и расчет барабанных вакуум-фильтров с наружной фильтрующей поверхностью, но имеет некоторые особенности, связанные с расположением рабочей поверхности и отсутствием операции промывки осадка на дисковом фильтре.

В рассмотренной ниже методике принимается, что концен­ трация суспензии и дисперсионный состав твердой фазы посто­ янны вдоль всей поверхности фильтрующих дисков. При технологическом расчете определяют либо производи­ тельность фильтра при заданных его размерах, имея в виду суще­ ствующий фильтр с известными параметрами, либо площадь по­ верхности фильтрования, необходимую для обеспечения задан­ ной производительности, при определении параметров вновь проектируемых фильтров или при выборе рационального типо­ размера по каталожным данным. В тех случаях, когда по условиям технологического процесса регламентируется влажность снимаемого с фильтра осадка, необ­ ходимое время его просушки определяют опытным путем и вводят в расчет как известную величину. Если конечная влажность осадка строго не регламентируется и специальных опытов не проводилось, то зона просушки уста­ навливается исходя из конструктивных соображений. Техниче­ ские характеристики фильтров приведены в [6.5]. Основные соотношения для расчета фильтра

Предварительное определение некоторых вели­ чин, необходимых для расчета с использованием уравнения фильтрования, производится по соответствующим формулам для барабанных вакуум-фильтров: плотность влажного осадка р0рас­ считывается по уравнению (6.14), отношение объема отфильтро­ ванного осадка к объему полученного фильтрата и — по (6.15), масса твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объе­ ма фильтрата, qT— по (6.16). Для сильно сжимаемых осадков, особенно при высоких кон­ центрациях суспензии, отношение объема влажного осадка и мас­ сы составляющих его частиц к объему получаемого фильтрата мо­ гут значительно меняться с изменением разности давлений. При расчете фильтра, работающего при перепаде давлений, отличном от того, при котором проводилось определение кон­ стант фильтрования, среднее удельное сопротивление осадка /*ср, м/кг, находят по уравнению

где р —перепад давлений при фильтровании, Па; г( — коэффици­ ент сопротивления; s —показатель сжимаемости осадка. Для расчета сопротивления ткани фильтра, отнесенного к единице вязкости, Лф, м-1, используется соотношение (6.64) где Кс - экспериментально полученное отношение сопротивле­ ния фильтрующей перегородки к среднему удельному сопротив­ лению осадка. Так как Кс может несколько меняться с изменением давления фильтрования и концентрации разделяемой суспензии, при А"с = = const соотношение (6.64) дает приближенные значения Лф, но погрешность обычно находится в допустимых пределах. Расчет производительности выбранного фильтра. Углы, кото­ рые характеризуют площадь той или иной зоны на фильтре и на­ ходятся при расчете распределения зон, определяют среднее по­ ложение линий, разграничивающих зоны. Для дисковых вакуум-фильтров угол погружения в суспензию и, следовательно, время фильтрования и толщина отлагающегося осадка зависят от расстояния данного участка поверхности диска от его центральной оси. Угол зоны просушки, а значит, и время просушки также зависит от указанного расстояния. Таким образом: ♦ угол погружения в суспензию и угол, занимаемый зоной фильтро­ вания для диска радиусом гЛ: шп =2arccos— ;

(6.65)

г„д ( 6.66) д

♦ угол между средней и крайней границами данной зоны на поверх­ ности диска (6.67) Рс =180/ид; ♦ угол между линией начала данной активной зоны в шайбе распре­ делительной головки и средней границей этой зоны на поверхно­ сти фильтра

где а0 — угол, занимаемый выводным отверстием в ячейковой шайбе, град. Определим расстояние от центра диска до внутренней грани­ цы поверхности фильтрования {Ш ) где гд—радиус фильтрующего диска, м; S —площадь поверхности фильтрования, м2; па —число дисков, и от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра

h = ra cos^-,

(6.70)

где ц/д — угол погружения фильтрующего диска в суспензию по внешней окружности диска, град. Далее определяем: ♦ угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до средней границы зоны фильтрования по внешней окружности диска Фш ='К д -Ф д, (6.71) где фд—угол сектора зоны фильтрования по внешней окружности диска, град.; ♦ угол фильтрования по внутренней границе поверхности фильтро­ вания Фв

=arccos— +0,5у д - ф м д .

(6.72)

^D

Зная параметры процесса фильтрования Ц^т^ср . т г ;

R* V' = ^ * - , гср4т

(6.74)

где ц — динамическая вязкость жидкой фазы при температуре фильтрования, Па с; дт— масса твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объема фильтрата, кг/м3; гср —среднее удель­ ное сопротивление осадка, м/кг; р —перепад давлений при фильт­

ровании, Па; —сопротивление фильтрующей ткани, отнесен­ ное к единице вязкости, м-1, находим искомое время фильтрования по внутренней границе по­ верхности фильтрования диска ^ 8 осв(8осв+2ыК0') тв = -------з------ ,

„ (6.75)

и где 80СВ—толщина слоя осадка по внутренней границе поверхно­ сти фильтрования (как правило, принимается минимальной из соображений обеспечения удовлетворительного съема осадка; обычно не менее 6 мм), м. Определив скорость вращения диска (6.76)

п =- р — 360тв

и фактическое время просушки осадка по внешней границе по­ верхности фильтрования ?сд=-^-> сд ЗбОя

(6-77)

где фсд — угол сектора зоны просушки по внешней окружности диска, град., по экспериментальной кривой w '= /(т с)и значению тсд находим содержание жидкой фазы w ' в осадке после просушки на фильтре. Производительность фильтра. Полная производительность по объему фильтрата с поверхности одной стороны диска Q1(t), м3/с, расположенной между радиусами /*в и /*д: д

С* = 2ппf

1Г ) 2

J

+ arccos (/;//-)+0,5\ |/д - Фмд _ у , rdr. (6.78) 360пЪх 0

Если условно принять, что диск погружен в суспензию до сво­ ейгоризонтальной оси, т.е. h = 0, то

K

+1^

- 4

( r« - r- ) MVc-

<6-79>

При сделанном допущении h = 0 уравнение (6.79) дает произ­ водительность на 8—10 % выше, чем (6.78).

Далее определяем производительность: по фильтрату с учетом забивки фильтрующей ткани при длитель­ ной работе фильтра, м3/с, £?Ф =2^збС?1фИд, (6.80) где Кзб = 0,7—0,8 —коэффициент, учитывающий снижение произ­ водительности фильтра в результате постепенной забивки фильт­ рующей перегородки; по сухому осадку, кг/с, О ф « Р .(1 0 0 -» ) ---- 100---- • <6'81) где w — содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке (до просушки), % масс. по снимаемому с фильтра влажному осадку, кг/с, O «4> „(100-w ) 100-w'

(6'82)

по суспензии, м3/с, m(IOO-w)

Qcn —Qd 1+-

100- w'

(6.83)

Расчет площади поверхности фильтрования и других основных параметров вновь проектируемого фильтра при заданной производи­ тельности. Предварительно определяют основные параметры фильтрования по (6.14), (6.15). При проведении расчета требуется определить: необходимую площадь поверхности фильтрования S, м2; распределение зон на фильтре, град.; расстояние от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра А, м; скорость вращения дисков фильтра п, с-1; радиус фильтрующего диска гя, м; расстояние от центра диска до внутренней границы поверхности фильтрования гв, м. Сначала ориентировочно определяют площадь общей поверх­ ности фильтрования, необходимой для обеспечения заданной производительности, и осуществляют выбор размеров вновь про­ ектируемого аппарата. Параметры процесса фильтрования рь V q и время фильтрова­ ния тврассчитываются по (6.73)—(6.77).

Скорость вращения дисков фильтра определяется как

где яс —число фильтрующих секторов диска (принимается по кон­ структивным соображениям, но не менее 10); <р|в — угол сектора съема осадка (включая мертвые зоны) до места погружения диска в суспензию по внутреннему краю поверхности фильтрования, град.; принимаем ф[в = ф(д, где ф|д — угол, занимаемый сектором съема осадка (включая мертвые зоны) до места погружения диска в суспензию, по внешней окружности диска, град, (при расчете вновь проектируемых фильтров этот угол может быть принят рав­ ным 50—55°); тсв —время просушки осадка (принимается на осно­ вании экспериментальных данных), с; ф'мв —угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до верхней границы на­ чала зоны всасывания по внутреннему краю поверхности фильтро­ вания на диске, град., который предотвращает прорыв воздуха че­ рез еще не покрытую жидкостью поверхность диска; обычно он составляет 2—5°. Наличие на фильтре зоны регенерации филь­ трующей перегородки приводит к увеличению этого угла до 20-25°. Угол сектора зоны фильтрования =360ятв. (6.85) Значение фв не должно выходить за рекомендуемые пределы (75—135°) для дисковых вакуум-фильтров. Если расчетное значе­ ние фвоказывается вне этих пределов, то принимается ближайшее предельное ее значение, по которому определяют п по (6.84). Затем, используя (6.85) для расчета фв, находят время фильтрования тв. Рассчитав среднюю скорость фильтрования, отнесенную к об­ щей продолжительности рабочего цикла, vu, м3/(м2с): Фв

(6.86) вычисляют необходимую площадь общей поверхности фильтро-

где Оф — производительность по фильтрату, м3/с. На основании найденного значения So5mи выбранного по тех­ нико-экономическим соображениям рационального числа уста­ навливаемых рабочих дисковых вакуум-фильтров определяют площадь поверхности одного аппарата ^ 0 б щ /« ф > (6-88) где «ф —число рабочих дисковых вакуум-фильтров, и площадь по­ верхности диска £д = — , (6.89) «я где яд = 2—12 —число дисков. По конструктивным соображениям и на основании каталож­ ных данных существующих стандартных дисковых вакуум-фильт­ ров принимают радиус диска гд. Расстояние от центра диска до внутренней границы поверхно­ сти фильтрования определяют по (6.69). Далее находят: угол погружения фильтрующего диска по внутренней границе по­ верхности фильтрования v в = фв + Фмв +

2пс

;

(6.90)

расстояние от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра

h = rBcos-^s-; ,

(6.91)

распределение зон на фильтре по внешней окружности диска: угол фильтрования Фл

= ф в +arccos— -arccos— ;

'Гд

Г

(6.92)

'в

угол просушки Фсд = Фев -arcsin— + arcsin— ,

(6.93) г гв ' гд где фсв = 360л тсв —угол просушки по внутренней границе поверх­ ности фильтрования, град.; суммарный угол, занимаемый зонами

съема осадка, регенерации фильтрующей перегородки и мертвы­ ми зонами, каждая из которых принимается исходя из конструк­ тивных соображений: Фвспд =360 фд —Фсд, (6.94) угол погружения фильтрующего диска по внешней его окруж­ ности

шл =2arccos— ;

(6.95)

г' д

угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до средней границы зоны фильтрования по внешней окружности диска Фмд=¥д-Фд-

(6 .9 6 )

Производительность фильтра определяется по (6.78)—(6.83). Расчет прочности элементов конструкции. Наиболее нагру­ женный узел дискового вакуум-фильтра —ячейковый вал. Расчет­ ная схема его сводится к балке на двух опорах, находящейся под действием поперечной распределенной нагрузки от собственной силы тяжести и сосредоточенных сил от силы тяжести дисков. Вал состоит из нескольких литых чугунных секций, соединенных фланцами. Болтовое соединение фланцев рассчитывают на не­ раскрытое стыка. Изгибающий момент Мтг в сечении стыка воспринимается группой болтов; усилие в каждом из них пропорционально рас­ стоянию hi от болта до точки поворота сечения. Таким образом, наиболее нагружен болт в нижней точке:

мтт= £/А Г ,

/

= ( 2 Рп/ А п ) iЕ Л/2 ’

<6-97)

где hj =i?[l-cos(rta; )]; hn = 2R — плечо приложения силы Р„; а, = 360/(2л); R —радиус болтовой окружности; п —число болтов; а, — угловое расстояние между болтами. Максимальная нагрузка на болт, обусловленная действием из­ гибающего момента, равна Рп = — — —

----------------------------------------------------------------------------- •(6-9 8 )

Л ^ - о Ц ж х ,- )] 2

Кроме того, та же группа болтов передает крутящий момент Дф, действующий в плоскости стыка; при этом каждый болт дол­ жен создать усилие Ркр = 2MKp/(nfR) , где/ - коэффициент трения в стыке. Усилие затяжки болта А =к{Рп +^кр)> где к — коэффициент, учитывающий наличие и материал про­ кладки в стыке. П р и м е р 6.6. Определить производительность дискового ваку­ ум-фильтра ДУ 102-2,5 для разделения суспензии рапного гидроксида магния. И с х о д н ы е д а н н ы е . Типоразмер дискового вакуум-фильтра ДУ 102-2,5; площадь поверхности фильтрования S= 102 м2; число дисков ид = 12; радиус фильтрующего диска гд= 1,25 м; угол сектора зоны фильтрования по внешней окружности диска срд = 120°; угол сектора зоны просушки фсд = 137°; угол погружения фильтрующего диска в суспензию по внешней окружности диска \ |/д = 166°; перепад давле­ ния при фильтровании р = 66,7 кПа; среднее удельное сопротивление осадка гср = 96,95-109 м/кг; сопротивление фильтрующей ткани, отне­ сенное к единице вязкости, Л ф = 60,4-109 1/м; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке (до просушки) w = 62 % масс.; тре­ буемое содержание жидкой фазы в осадке, снимаемом с фильтра (по­ сле просушки), wf = 57 % масс.; плотность жидкой фазы при темпера­ туре фильтрования рж = 1020 кг/м3; плотность твердой фазы рж = = 2400 кг/м3; динамическая вязкость жидкой фазы при температуре фильтрования ц = 0,94-10“6 кПа-c; толщина слоя осадка по внутрен­ ней границе поверхности фильтрования 50С = 0,005 м; содержание твердой фазы в суспензии с = 10 %; плотность влажного осадка р0= 13,05 кг/м3; время просушки осадка тсв = 60 с; коэффициент = 0,8, учитывающий снижение производительности фильтра в ре­ зультате постепенной забивки фильтрующей перегородки.

В соответствии с изложенной выше методикой определяем: ♦ плотность влажного осадка по (6.14): Ю0ртрж 100-2400-1020 , Рп = ------ Г.7ГУ— — = -------- -------- — = 1305,1 кг/м3; 100Рж +(рт - Рж) w 100• 1020+(2400-1020)62 ♦ соотношение объемов отфильтрованного осадка и полученного фильтрата по (6.15):

и _ ________________________________________ с 9ж___ _____ 10 1020_ Po[l00-(w+c)] 1305,1 [100 - (62 +10)] ♦ массу твердой фазы, отлагающейся при получении единицы объе­ ма фильтрата, по (6.16):

сРж(100-мЛ

10-1020(100-62)

100[l00-(w+c)]

100 [100—(62 +10)]

Qt —----;--------- ~тч= --- г------------ ~ч= 138,42 кг/м3; ♦ расстояние от центра диска до внутренней границы поверхности фильтрования по (6.69):

Гв = К -- — = № 5 * — =0,457 м; в у д 2шй V 2л-12 ♦ расстояние от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра по (6.70):

h = ra cos

—1,25 cos 85°= 0,152 м;

♦ угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до средней границы зоны фильтрования по внешней окружности диска по (6.71): Фмд = Уд _(Рд =166°-120°= 46°. ♦ угол фильтрования по внутренней границе поверхности фильтро­ вания по (6.72): <рв = arccos— + 0,5\уд -ф ад = arccos ^ ^ - + 0,5-166-46 = 107,57°. гв 0,457 Определив параметры процесса фильтрования по (6.73), (6.74): =ц 1

^ 2р

= 0,94.10-^-138,42-96,95-10^ 2-66,7

з с/м,

'

60,4109 л г 1л-з ■>/ ^ Уд = — — = ---- ^ ----- = 4,5-10 м3/м2, гср4т 96,95-109-138,42 1/1

найдем искомое время фильтрования по внутренней границе по­ верхности фильтрования диска по (6.75):

^1^ос(50с +2mFo') 94,575 -103 0,005 (0,005+2 -0,279 •4,5 •10"3) ~~

:45,6 с

0,2792

и скорость вращения диска по (6.76): Фв

107,57 :0,007 с -1, 360-45,6

360i

а также фактическое время просушки осадка по внешней границе поверхности фильтрования по (6.77): сд

Фсд ЗбОи

137 = 54,4 с. 360-0,007

Производительность фильтра определяем по (6.78): arccos - + 0,5у д- фмд <2Хф =2 пп f

1,25

0,007 J

= 2 71

0,457

J ( V 'o ) 2 + ---------- --------------------------- V

ЗбОяй,

rdr =

arccos + 0,5-166-46 -0,0045 rdr = + |(4’5‘10"3У 360-0,007-94,575-10“

= 5 3 7 ,7 5 7 -10-6м 3/с .

Далее рассчитываем производительность: полную дискового вакуум-фильтра бф =2<21ф« д = 2 -5 3 7 ,7 5 7 -1 0 ~ 6 -12 = 12,91-10_3 м3/с; по фильтрату с учетом забивки фильтрующей ткани при длитель­ ной работе фильтра по (6 .80): <2Ф = 2 Х з6е 1фи = 2 -0 ,8 -5 3 7 ,7 5 7 -1 0 -6 -12 = 10,3 2 8 -1 0 -3 м3/с; по сухому осадку по (6.81): Qc —

£)фИро ( Ю 0 - w ) 10,328-10~3 -0 ,2 7 9 -1 3 0 5 ,1 (1 0 0 -6 2 ) 7 7 ГГ = 7 7 ГТ = 1,429 кг/с;

♦ по снимаемому с фильтра влажному осадку по (6.82): <2фыро (100-и>)

10,328-Ю-3.0,279-1305,1(100-62)

Qo = Ш 0~ ^ = ♦ по суспензии (6.83): n(lOO-w) Осп = 0 ,

100 w'

100^57

= 3,323 ^ 0,279(100-62)

: 10,328-10-

1+ -

-

100-57

:12,879-10"3 м3/с.

Пр имер 6.7. Произвести расчет площади поверхности фильтрования и других основных параметров вновь проектируемого дискового ваку­ ум-фильтра для разделения суспензии рапного гидроксида магния. Предварительно определенные величины полностью совпадают с вы­ полненными в примере 6.6. Величины, подлежащие определению при проведении расчета: необходимая площадь поверхности фильтрова­ ния S, м2; распределение зон на фильтре, град.; расстояние от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра Л, м; скорость вращения дисков фильтра п, 1/с; радиус фильтрующего диска гд, м; расстояние от центра диска до внутренней границы поверхности фильтрования гв, м. И с х о д н ы е д а н н ы е . Производительность по фильтрату £?ф = = 115,74-10_3 м3/с; время просушки осадка тсв = 60 с; угол, занимае­ мый сектором съема (включая мертвые зоны) до места погружения диска, <р1д= 55°; угол сектора мертвой зоны от уровня жидкости в ко­ рыте фильтра до верхней границы начала зоны всасывания по внут­ реннему краю поверхности фильтрации на диске срмв = 55°.

Сначала ориентировочно определим площадь общей поверх­ ности фильтрования, необходимой для обеспечения заданной про­ изводительности, и осуществим выбор основных размеров вновь проектируемого аппарата. Параметры процесса и время фильтрования рассчитаем, как в примере 6.6:

Ь, = 94,575-103 с/м2; К0' =0,0045 м3/м2; тв =45,6 с. Далее определяем: ♦ скорость вращения дисков фильтра по (6.84): и_ 360-у(в + умв+180/яс 360(тв + тсв)

360-55 + 25+180/12 _ АААт^ _ 1 360(45,6+60)

где яс = 12; ф{в = ф[д=55°; угол сектора зоны фильтрования по (6.85): Фв

= 360ятв =360 0,00915-45,6 = 150,27°;

среднюю скорость фильтрования, отнесенную к общей продол­ жительности рабочего цикла, по (6.86): vu =я

=0,00915 0,00452+ — 45,6 , -0,0045 94,575-103

= 0,164-10_3м3/(м2-с); необходимую общую площадь поверхности фильтрования по (6.87): ^

ш

= - £ Ь - = . » ^ 10-\ =882 м=. K ^ v u 0,8 0,164 10“

Приняв «ф = 4, определим площадь поверхности одного аппарата по (6.88): 5 = ^ 5 ^ = — = 220,5 и2, лф 4 диска по (6.89): s

= S_ = 22^5 = 138м2 «л 16

Для дальнейших расчетов примем яд= 16, радиус диска ra = 1,8 м и вычислим: расстояние от центра диска до внутренней границы поверхности фильтрования по (6.69):

Гв

.2 *'Гд

S 2кпд

L о2 V1’8

220,5 271-16

1,023 М’

угол погружения фильтрующего диска по внутренней границе по­ верхности фильтрования по (6.90): Ув = ф в + ф ' мв+

^

2яс

= 150,27+25+|^ = 193,27°; 2-12

♦ расстояние от центра диска до уровня жидкости в корыте фильтра по (6.91): A= /*Bcos— = 1,023c o s l^ Z = о,319 м. 2 2 Распределение зон на фильтре по внешней окружности диска определяется следующими углами: ♦ фильтрования по (6.92)

h h 0,319 Фл =<р„ + arccos---arccos— = 150,27+arccos—----

ra

гъ

1,8

0319 - a r c c o s = 158,24°; 1,023 ♦ просушки по внутреннему диаметру диска Фсв = 360итсв =360 0,00915-60 = 197,73°; ♦ просушки по наружной окружности диска по (6.93) Фсл

=

Фсв

. h , . h 1fl_ . 0,319 , _ arcsm— harcsm— = 197,73-arcsm—--- ь rB ra 1,023

0319 + arcsin-^--— = 189,76°; 1,8 ♦ суммарным, занимаемым зонами съема осадка, регенерации фильтрующей перегородки и мертвыми зонами по (6.94) Фвспд

=360-фд - Фсд =360-158^4-189,76 = 12°;

♦ погружения фильтрующего диска по внешней его окружности по (6.95) у

=2arccos— = 2 a rc c o s^^ = 159,56°;

♦ углом сектора мертвой зоны от уровня жидкости в корыте фильтра до средней границы зоны фильтрования по внешней окружности диска по (6.96) фвд

=

фд

- фд =159,56-158,24 = 1,32°.

Производительность фильтра рассчитывается по (6.78):

•д <21ф= 2пП/

arccos- + 0,5\|/д-

м

+

360п1\

, = 2п0 ,00915 Г 1,02:

- V i rd r =

О319 arccos^iZ +о,5 -159,56-1,32 rdr = +----г----------~ -— —-- -~ ' -- -10 "1-3,--- 0,0045 ’ 360 0,00915 94,575

= 1130,3 10-6M J/c.

С использованием полученного значения находим произво­ дительность: ♦ полную дискового вакуум-фильтра <2ф =2<21фЛд =2-1130,3-10“6-16= 0,0362 м3/с; ♦ по фильтрату с учетом забивки фильтрующей ткани при длитель­ ной работе фильтра по (6.80): <2ф = 2 К зЪ(21фп а =2-0,8-1130,3 10-6-16=0,0289м3/с; ♦ по сухому осадку по (6.81): л ОфМРо(ЮО-и’) 0,0289-0Д79-1305,1(100-62) Q. = — ---------- = ------------- ------- = 4,004 кг/с; 100 100 ' ♦ по снимаемому с фильтра влажному осадку по (6.82): л _ ^ ф«Ро(Ю0-н-) _ 0,0289-0,279-1305,1(100-62) _ ^ Уо —

100

~

w1 ♦ по суспензии по (6.83):

—

-

и (100 — w)

1+ -

100-w'

=0,0289 1+

77^

Тп

100-57

0Д79 (100-62) 100-57

— 7,024 кг/с;

=0,0361 М3/ с .

Расчет вакуум-фильтров наливного типа

В наливных вакуум-фильтрах непрерывного дей­ ствия с плоской фильтрующей поверхностью (ленточного и кару­ сельного типов) фильтрование протекает одновременно с процес-

сом осаждения частиц твердой фазы суспензии под действием силы тяжести, что обусловливает ряд особенностей их расчета. Например, на фильтре до определенного предела может по­ степенно увеличиваться концентрация суспензии с появлением сверху слоя осветленной жидкости, а масса осадка на фильтру­ ющей перегородке нарастает быстрее, чем масса получаемого фильтрата. Таким образом, нарушаются два условия применимо­ сти основного уравнения фильтрования. Кроме того, вследствие первоначального выпадения более крупных частиц структура об­ разующегося на наливном фильтре осадка отличается от структу­ ры, формирующейся при процессе, когда направления действия силы тяжести и движения фильтрата противоположны. Работа наливных вакуум-фильтров непрерывного действия протекает в режиме постоянной разности давлений и характери­ зуется небольшой высотой слоя суспензии над фильтрующей пе­ регородкой, а также относительно малой продолжительностью фильтрования в каждом рабочем цикле. Расчет операций промывки и просушки отфильтрованных осадков во всех случаях производится на основании эксперимен­ тальных определений, проводимых на моделирующих фильтро­ вальных установках. Расчет ленточных вакуум-фильтров

Ленточные вакуум-фильтры (рис. 6.8) предназна­ чены преимущественно для разделения быстро расслаивающихся суспензий с неоднородной по крупности твердой фазой, особен­ но при необходимости тщательной промывки осадка, в том числе многоступенчатой противоточной. При технологическом расчете фильтров ставится задача либо определить площадь общей поверхности фильтрования, ос­ новные параметры и число устанавливаемых аппаратов для задан­ ной производительности либо определить производительность фильтра по заданной его площади поверхности. Необходимость выполнения первого варианта расчета возникает при проектиро­ вании новых фильтров и фильтровальных установок, тогда как второй вариант относится к определению показателей и выбору режима работы существующего фильтровального оборудования.

При технологическом расчете фильтра коэффициент, учиты­ вающий снижение производительности в результате постепенной забивки фильтрующей перегородки и перехода от модели к про­ мышленному аппарату, выбирается в зависимости от применяемых способов съема осадка и регенерации ткани. Обычно этот коэффи­ циент находится в пределах 0,7—0,8. Для фильтра со сходящей тка­ невойлентойпринимается более высокое из приведенных значение.

Расчетная скорость движения ленты для серийно выпускаемых фильтров должна находиться в пределах, указанных в табл. 6.6. При проектировании нового фильтра для изготовления по специаль­ ному заказу технически может быть допущена скорость движения ленты, превышающая примерно в 1,5 раза максимальное значе­ ние, приведенное в таблице. В случае необходимости повышения производительности фильтровальной установки, оснащенной ленточными вакуумфильтрами, путем увеличения площади поверхности фильтрова­ ния необходимо учитывать следующее: ♦ для сохранения заданных условий осуществления процесса при неизвестной скорости движения ленты увеличение площади по­ верхности фильтрования может быть достигнуто лишь за счет применения более широких фильтрующих лент или установки до­ полнительных фильтров; ♦ если увеличение площади поверхности достигается за счет приме­ нения более длинной фильтрующей ленты, необходимо пропор­

ционально увеличить длину каждой зоны на поверхности стола фильтра и соответствующим образом повысить скорость движе­ ния ленты с тем, чтобы время выполнения каждой операции рабо­ чего цикла оставалось неизменным.

3 3 4

0,8-4 ,8 0,8-4 ,8

10200

120

1-6

1,5-9 4-10

3 3 5,5 5,5 10

2

3 3 4

Максимально возможная вы­ сота осадка, мм

65 65 65 65

Число промежуточных перего­ родок в отсеке вакуум-камеры

4100 5700 7333 9800

Мощность двигателя, кВт

Предел изменения скоростей перемещения ленты, м/мин

2

Глубина желоба, образуемого движущейся лентой, мм

3200 4800 6400 8000 8000

Число отсеков вакуум-камеры

500 500 500 500 1250

Длина стола фильтра, м

10

Полная длина вакуум-камеры, мм

i ,6 2,4 3,2 4

Рабочая ширина ленты, мм

Л1,6-0,5-3,2 Л2,5-0,5-4,8 ЛЗ,2-0,5-6,4 Л4-0,6-8 Л 10-1,25-8

Поверхность фильтрования, м2

Обозначение вакуум-фильтра

Т аб л и ц а 6 .6 . Характеристика ленточных фильтров

50 50 50 50 90

При технологическом расчете ленточных вакуум-фильтров за время рабочего цикла условно принимается время прохождения элементами фильтрующей поверхности длины рабочего стола фильтра, занятой вакуум-камерой. Методика расчета приведена в примерах 6.8—6.10. Расчет карусельных вакуум-фильтров

Карусельные вакуум-фильтры предназначены в основном для разделения быстро расслаивающихся суспензий с неоднородной по крупности твердой фазой, особенно при необ­ ходимости тщательной противоточной промывки отфильтрован­ ного осадка, в том числе многоступенчатой. Эффективная работа карусельного вакуум-фильтра достига­ ется при концентрации твердой фазы в суспензии 20—50 % по мас­ се, при этом жидкая фаза не должна кристаллизоваться под ваку­

умом, растворять резину и эбонит, быть легколетучей, огне- или взрывоопасной. Карусельные вакуум-фильтры с большой поверхностью фильтрования целесообразно применять в многотоннажных про­ изводствах, когда для обеспечения заданной производительности потребовалась бы установка большого числа ленточных ваку­ ум-фильтров, поверхность фильтрования которых у существу­ ющих моделей остается весьма ограниченной. На рис. 6.9 показана принципиальная схема распределения зон на карусельном вакуум-фильтре.

Р и с. 6.9. Схема распре­ деления зон на карусель­ ном вакуум-фильтре

Т абл и ц а 6.7. Распределение рабочих зон в карусельном фильтре Номер зоны

Наименование зоны

Обозначение углов

I

фильтрование

II

1-я промывка осадка

I II

2 -я промывка осадка

IV

3-я промывка осадка

V

Мертвая зона

Ф ФпШ Фпо2 ФпрЗ Фм Фс

VI

Просушка осадка

V II

Мертвая зона

V III

Отдувка осадка

IX

Мертвая зона

X

Просушка ткани

XI

Мертвая зона

Фм2

Фотд Фмз Фет Фм4

В настоящее время к серийному изготовлению принят карусель­ ныйвакуум-фильтр с площадью поверхности фильтрования 100 м2, характеристика которого приведена в табл. 6.8. Фильтры, имеющие другие поверхности, могут быть изготовлены только по индивиду­ альным заказам (например, с площадью поверхности 50 м2). Т абл иц а 6.8. Характеристика карусельного вакуум-фильтра К100-15К Величина

Значение

Площадь поверхности фильтрования (фактическая), м2

108

Площадь поверхности одного ковша, м2

4,5

Число ковшей

24

Радиус фильтрующей поверхности ковшей, м: внутренний

4,055

наружный

7,378

Внутренние размеры ковша в плане, м: длина

3,323

ширина по внутреннему радиусу фильтрующей поверхности

0,906

ширина по наружному радиусу фильтрующей поверхности

1,824

Глубина ковша от верхнего края до дренажного основания, м

0,135

Полезная емкость верхней части ковша, м3

0,46

Отношение фильтрующей поверхности ковшей к полной кольцевой поверхности, ограниченной теми же радиусами

0,74

Углы зон по кольцевой траектории движения ковшей, град.: фильтрования, последовательных промывок и просушки осадка* мертвой зоны между зонами промывки и просушки осадка (передвижная) мертвой зоны между зонами просушки и отдувки осадка

286

1

отдувки осадка

43

мертвой зоны регенерации и просушки фильтровальной перегородки

2 10

мертвой зоны

14

Угол, занимаемый выводным отверстием от ковша в распре­ делительной головке

7

Угол, занимаемый перегородкой между окнами вращающей­ ся шайбы распределительной головки

8

Окончание табл. 6.8 Величина Угловая скорость вращения карусели**, рад/с Мощность электродвигателя, кВт Материал основных узлов фильтра

Значение 0,007-0,043 7,5 Сталь 0Х23Н28МЗДЗТ

* Угол отдельных вакуумных зон может регулироваться перемещением разде­ ляющих их подвижных перегородок в распределительной головке. Фильтрат с начального участка зоны фильтрования, называемой также зоной предвари­ тельного фильтрования, в случае присутствия загрязнений может отводиться отдельно. ** Регулирование скорости вращения в указанном диапазоне бесступенчатое.

При расчете карусельного вакуум-фильтра налагаются сле­ дующие ограничительные условия, связанные с его конструктив­ ными особенностями: ♦ при определении минимальной толщины слоя осадка, необходи­ мой для нормальной работы фильтра, следует учитывать время пребывания ковша в зоне фильтрования при наибольшей возмож­ ной для данного аппарата скорости вращения несущей ковши рамы, которая снижается с увеличением размеров и площади ра­ бочей поверхности аппарата. Кроме того, каждый ковш может со­ вершать небольшой свободный поворот во время перемещения по круговому пути относительно своей оси, вследствие чего поверх­ ность фильтрующей перегородки оказывается не вполне горизон­ тальной. Это наряду с воздействием струи суспензии, подаваемой в ковш, приводит к некоторой неравномерности образующегося слоя осадка по толщине между передней и задней стенками ковша по направлению его хода, которая может достигать 10—15 мм. Зна­ чительной неравномерности толщины осадка по длине ковша не наблюдается. Указанные условия фильтрования на карусельном вакуум-фильтре не позволяют вести процесс с образованием тон­ ких осадков. Исходя из эксплуатационных данных толщина наби­ раемого слоя осадка при работе на карусельном вакуум-фильтре с площадью поверхности фильтрования 50 м2должна приниматься не менее 20 мм и на фильтре 100 м2 —не менее 30 мм; ♦ для получения желаемой степени промывки слоя осадка, нерав­ номерного по толщине, на участках с более толстым слоем должно быть обеспечено фильтрование требуемого для этого количества

промывной жидкости. При этом на участках с более тонким слоем осадка фильтруется избыточное количество промывной жидкости и общий ее расход на единицу массы отфильтрованного осадка возрастает, что при выполнении расчетов учитывается введением поправочного коэффициента (кт) на неравномерность толщины отложившегося осадка; ♦ при расчете распределения зон на карусельном вакуум-фильтре должно учитываться минимально необходимое расстояние между ковшами, определяемое из условия их опрокидывания при задан­ ной высоте борта ковша. Порядок технологического расчета карусельных фильтров аналогичен приведенному для ленточного вакуум-фильтра, но за длительность рабочего цикла принимается время одного оборота карусели. Методика расчета дана в примерах 6.11, 6.12. П р и м е р 6.8. Провести расчет производительности по данным опы­ тов на лабораторной установке с наливной воронкой без вычисления констант фильтрования ленточного фильтра ЛУ 1,6-0,5-3,2, исполь­ зуемого для разделения суспензии полиметилметакрилата. Фильт­ рующая перегородка —ткань капроновая, арт. 56027. И с х о д н ы е д а н н ы е . Площадь поверхности фильтрования 5=1, 6 м2; рабочая ширина ленты В = 0,5 м; общая длина вакуум-ка­ мер L = 3,2 м; толщина набираемого слоя осадка 50С = 0,016 м; число стадий промывки осадка лпр = 1; применяемое промывное устройст­ во — лоток; необходимый объем промывной жидкости на единицу массы влажного осадка Vupж = 0,002 м3/кг. Экспериментальные данные, полученные при заданных условиях проведения процесса и используемые для расчета промышленного фильтра: поверхность лабораторного фильтра 5Л= 0,01 м2; объем сус­ пензии, необходимой для образования на лабораторном фильтре слоя осадка заданной толщины, Кспл= 500-10-6 м3; объем полученного фильтрата Ул= 400* 10—6 м3; масса полученного влажного осадка т ос.л = 0,2378 кг; время фильтрования т = 20 с; время промывки осад­ ка при заданном количестве промывной жидкости тпр = 63 с; время просушки осадка tc = 30 с; перепад давлений при фильтровании р = = 58 кПа; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке до просушки w = 32,5 % к массе; содержание жидкой фазы в осадке по­ сле промывки и просушки w' = 14,4 % к массе; коэффициент, учи­ тывающий снижение производительности в результате постепенной забивки фильтрующей перегородки и перехода от модели к промыш­ ленному аппарату, кс пр = 0,7.

При продолжительности основных операций рабочего цикла фильтра, равной тосн =т+тпр + тс .= 20+63+30 = 113с, вычисляем среднюю скорость фильтрования за данное время v

= ^ V ^ = 4 0 0-10~6 -0,7

осн

5 лт0СН

з

0,01-113

Далее определяем полную производительность: ♦ фильтра по фильтрату £? = vоси “S' —0,248-10-3 -1,6= 0,397 Ю-3 м3/с; ♦ по сухому осадку л

_ m oc(l00-w )c,np5

бт ф "

5 лгосн100

0^378(100-32,5)0,7-1,6 _ ni
0,01-113-100

у

- ° ’15Укг/ с ’

♦ по суспензии

Q

=

= 500 10-6 -0,7-1,6 *Voc„

4 6 0-з мз/с

0,01-113

Скорость движения ленты ул = — = ^ = 0,0283 м/с ^ОСН ^13 находится в допустимых пределах для данного фильтра. На основе полученных данных вычисляем длины зон: ♦ фильтрования /ф = у лт = 0,0283-20 = 0,566 м; ♦ промывки осадка /np= v JITnp =0,0283.63 = 1,783 м;

♦ просушки осадка

/с =

v j1 t c

=0,0283-30 = 0,851 м.

Пр име р 6.9. Определить площадь поверхности фильтрования и дру­ гие основные параметры ленточного вакуум-фильтра заданной про­ изводительности. Исходные данные. Производительности по суспензии, фильтрату или сухому осадку Qcn, Q, QTф. Остальные данные, за исключением

I

площади поверхности фильтра S, ширины ленты В и длины ваку­ ум-камеры L, совпадают с данными примера 6.8.

Время выполнения основных операций рабочего цикла фильтра тосн определяется, как в примере 6.8. Необходимая площадь общей поверхности фильтрования £общ, м2, в зависимости от принимаемых для расчета исходных данных находится по одной из следующих формул: с общ

— Qcn ^осн *^л . V к’

г сп.л^с.пр

_Q

общ ~

^осн

.

V к’ ' n^c.rip О т,ф Ю 0 х осн^ л

0бЩ

«ос.л^ОО-^Кс.пр

Площадь поверхности одного фильтра и число устанавливае­ мых фильтров могут быть определены двумя путями: 1) исходя из расчетной площади So6ui и рациональной поверх­ ности S одного аппарата, выбранной на основании техни­ ко-экономических соображений, число рабочих ленточ­ ных вакуум-фильтров определяется из соотношения

^ ' Полученный результат округляется до ближайшего большего целого; 2) исходя из So6ui и ориентируясь на ближайшее наибольшее значение площади поверхности стандартного фильтра, вы­ бираем ширину ленты В. Далее: ♦ находим максимальную скорость движения ленты уллпах; ♦ определяем длину стола фильтра, соответствующую условиям по­ лучения слоя осадка заданной толщины при скорости движения ленты ултах, -^тах

^л.шах^осн»

♦ принимаем ближайшую меньшую длину стола L и соответству­ ющую ейплощадь поверхности фильтрования; ♦ определяем число фильтров из соотношения яф = £ общ / S.

Если при выборе ближайшейменьшей длины стола L окажется, что таковой нет, то выбирают ближайшую большую длину стола и соответствующую ейплощадь поверхности фильтрования. Однако в этом случае может оказаться, что скорость движения ленты улпри условии получения осадка заданной толщины превысит макси­ мальную для фильтра с данной площадью поверхности. Поэтому производится перерасчет скорости движения ленты, длины зон разделения суспензии, промывки и просушки осадка по соответствующим формулам из примера 6.8. П р и м е р 6.10. Определить производительность существующего фильтра ЛУ 2,5-0,5-4,8 на основании уравнений фильтрования при условии полного расслоения суспензии в зоне загрузки. Фильтр ис­ пользуется для разделения суспензии шлифпорошка М40. Фильтру­ ющая перегородка — ткань плащ-палатка, арт. 610 (выбрана из усло­ вийуноса твердой фазы не более 0,15 кг/м3).

Для формирования исходных данных предварительно опреде­ ляем: ♦ плотность влажного осадка (перед просушкой) по (6.14): Ро = ____ ч = ________________ 100-3960-99^ 100рж +(рт - P)K)w 100-997,5+(3960-997,5)22

395

где Рт = 3960 кг/м3—плотность твердой фазы; рж = 997,5 кг/м3— плотность жидкой фазы при температуре фильтрования; w = = 22 % — содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке; ♦ отношение объемов отфильтрованного осадка и полученного фильтрата по (6.15): у _______стРж_____

_______60-997,5_____ _ 135 Ро[Ю0-(н'+ст)] 2395 [100-(22+ 60)]

где Cj. —концентрация суспензии, % масс; ♦ массу твердой фазы, отлагающейся на фильтре в процессе разде­ ления суспензии при получении единицы объема фильтрата, по (6.16): стРж(Ю0-w) 60-997,5(100-22) qT = -- — ------ —--------- ------ — ' = 2536 кг/м3. 100 [l00-(w+cT)] 100 [100-(22+ 60)]

И с х о д н ы е д а н н ы е . Площадь поверхности фильтрования S = 2,4 м2; рабочая ширина ленты В = 0,5 м; общая длина вакуум-камер L = 4,8 м; перепад давлений при фильтровании р = 60 кПа; сред­ нее удельное сопротивление осадка а ср = 3,7069* 109 м/кг; сопротивле­ ние фильтрующей перегородки, отнесенное к единице вязкости, Р = 158,92-109 1/м; толщина набираемого слоя осадка 50С= 0,016 м; время просушки осадка тс = 60 с; содержание жидкой фазы в от­ фильтрованном осадке до просушки w = 22 % масс.; содержание жид­ койфазы в осадке после просушки wf = 10 % масс.; динамическая вяз­ кость жидкой фазы суспензии при температуре фильтрования ц = 0,9358-10_6 кПа-c; коэффициент, учитывающий снижение произ­ водительности в результате постепенной забивки фильтрующей пере­ городки и перехода от модели к промышленному аппарату, кс пр = 0,7.

В соответствии с рассмотренной методикой определяем: ♦ время фильтрования до получения осадка заданной толщины M'^ocf^Ср^т ^ОС ,

=

—

—

- =

0^358-10“6 0,016("3,7069 109 2536-0,016+1,35-158,92 109^) = ------------ ^ ;-------------- - = 50 с; 60-1,35 ♦ общую продолжительность основных операций рабочего цикла х осн = ^ + ^ 0 =50+60 = 110 с;

♦ скорость движения ленты ул =ТО ^СН= п4 10 = 0’0436м/с ; ♦ длину зоны фильтрования = 0,0436-50 = 2,2 м и зоны просушки /ф = у л т

/с = у лхс =0,0436-60 = 2,6 м; ♦ объем фильтрата, получаемого с единицы поверхности зоны фильтрования за время т,

У'=

и

1,35

= 11,85-10_3м;

♦ среднюю скорость фильтрования за время собственно фильтро­ вания

V'

уф = — =

11,85-10_3 n0/1 ,„_з , ’ -- = 0,24-10 J м/с 50

и за время выполнения основных операций рабочего цикла фильтра _ V'

11,85-10_3 =0,108-10-3 м/с; 110

♦ производительность: по фильтрату <2= VocA.no ОСН*“"vC.np = 0,108 10_3 -2,4-0,7 = 0,19-10_3 м’/с; по влажному осадку, соответствующую найденной производи­ тельности по фильтрату: <2мро(100- w)

Qoc=

loo- w'

0,19-10_3 -1,35-2395(100-22)

=

loo-ю

= 0,532 К Г ^С ’

по сухому осадку <2ос(100-и>')

0,532(100-10)

100

100

Qт.ф

= 0,479 кг/с;

1

о U )

Со

II

р

0 О 1 01

О

Qon=Q

+

по разделяемой суспензии 1+

1,35(100-22)

100-10

= 0,41-10_3 м3/с.

П р и м е р 6.11. Определить производительность существующего фильтра по данным лабораторных опытов без определения констант фильтрования. Карусельный фильтр К100-15К используется для раз­ деления суспензии фосфогипса из фосфоритов Кара-Тау. Фильтру­ ющая перегородка —ткань перхлорвиниловая. Концентрация суспен­ зии ст = 33 % масс. Исходные д а н н ы е . Площадь поверхности фильтрования (фактическая) S = 108 м2; угол сектора, занимаемого основными зо­ нами (фильтрование, промывка и просушка), ср0СН= 286°; число ков­ шей пк = 24; толщина набираемого слоя осадка 50С = 0,040 м; чис­ ло стадий промывки осадка япр = 3; необходимый объем промыв­ ной жидкости на 1 кг влажного осадка: на 1-й стадии Кпрж1 = = 0,33-10_3 м3/кг; на 2-й стадии Кпрж2 = 0,33-10_3 м3/кг; на 3-йстадии Кпр.ж3 = 0,33-10-3 М3/кг.

Экспериментальные данные, полученные при заданных условиях проведения процесса и используемые для расчета промышленного фильтра: поверхность лабораторного фильтра 5Л= 0,01 м2; объем сус­ пензии , необходимый для образования на лабораторном фильтре слоя осадка заданной толщины, Успл = 0,55-10—3 м3; объем полученного фильтрата Ул= ОД5*10—3 м3; масса полученного влажного осадка тосл == 0,628 кг; время фильтрования т = 25 с; время промывки осад­ ка: на 1-йстадии тпр1 = 24 с; на 2-й стадии тпр2 = 21 с; на 3-й стадии тпр3 = 21 с; время просушки осадка тс = 20 с; перепад давлений при разделении суспензии, промывке и просушке осадка р = /?пр = рс = = 60 кПа; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке до просушки w = 57 % масс.; содержание жидкой фазы в осадке после просушки w' = 31 % масс.; коэффициент, учитывающий снижение производительности в результате постепенной забивки фильтрующей перегородки и перехода от модели к промышленному аппарату, кс.пр= 0,8; коэффициент, учитывающий при промывке неравномер­ ность толщины осадка, образующегося в ковшах промышленного фильтра, кт = 1,1.

В соответствии с рассмотренной методикой определяем: ♦ время выполнения на фильтре основных операций *осн = х + к н.т(^пр1 + Т пр2 + т пРз ) + 1:с = 2 5 + 1 ,1 ( 2 4 + 2 1 + 2 0 ) + + 2 0 = 116,5 с;

♦ частоту вращения карусели фильтра «об = ^ Н- = Й т Г 7 = 0>409об/с бТосн

6 1 1 6 ,5

(находится в допустимых пределах для данного фильтра); ♦ углы сектора: зоны фильтрования ф = 6 т л об = 6 - 2 5 0,409 = 6 1°23';

зоны 1-йпромывки осадка ФпР1 = 6 к н.т т пр1« об = 6 •1,1 •24 •0,409 = 6 4 °4 9 ';

зоны 2-йпромывки осадка Фпр2 = 6 К'н.т ^ пР2«об = 6 •1,1 •21 •0,409 = 56°43';

зоны 3-йпромывки осадка

зоны просушки фс

= 6т сиоб =6-20-0,409 = 49*05';

♦ производительность фильтра: по сухому осадку _ т осл(100- w )иоб/сс пр5 _ 0,628 (100-57) 0,409-0,8-108 тф

60-10УЛ

60 100-0,01

по фильтрату 0

_V„Kc,npno6S _ 0,15-10—3 -0,8-0,409-108 бО^л

60-0,01

8,83-10-3 м3/с;

по суспензии 0

_ Vcn/Cc.np«06^ _0,55-10“3 -0,8-0,409-108 60S» 60-0,01

П р име р 6.12. Определить площадь поверхности фильтрования и дру­ гие основные параметры фильтра при заданной производительности. Исходные данные. Производительность по суспензии Q, фильт­ рату <2СПши сухому осадку 0тф.

Угол сектора вспомогательных зон (отдувка осадка, регенера­ ция и просушка ткани, мертвые зоны) <р' ф ' = ф от + Фс.т +Фм1 + Фм2 + ФмЗ + Фм4-

При расчете вновь проектируемого фильтра в зависимости от его размера этот угол можно принять в диапазоне 55—75°. Остальные данные, за исключением площади поверхности фильтра S и угла сектора, занимаемого основными зонами ф ^ , совпадают с данными из примера 6.11. Время выполнения на фильтре основных операций определя­ ется по соответствующей формуле из примера 6.11. Частота вращения карусели фильтра, об/мин, рассчитывается по соотношению 360-ф'

Необходимую площадь общей поверхности фильтрования в зависимости от принимаемых для расчета исходных данных на­ ходят по одной из следующих формул:

с _ 60(2СП5 Л . V к п ’ г сп^с.пр'^об

s

m

s n

^л^с.пр«об s

60-1006т.ф5д (100-м»)тос.лкс.прло6

Углы секторов зон фильтрования, промывки и просушки оп­ ределяют по формулам из примера 6.11. Расчет рамных фильтр-прессов

Рамный фильтр-пресс состоит из набора чере­ дующихся плит, рам и фильтрующих перегородок между ними, сжатых и уплотненных при помощи зажимного устройства. При фильтровании разделяемая суспензия через коллектор подачи поступает в полость рамного пространства, под действием перепада давлений проходит через накапливающийся осадок, фильтровальную перегородку, каналы в плите; жидкая фаза выво­ дится из фильтра через коллектор отвода фильтрата. По мере накопления осадка в рамах фильтр-пресса возрастает сопротивление фильтрования, падает производительность, повы­ шается давление. Когда сопротивление осадка увеличивается на­ столько, что дальнейшее фильтрование становится нерациональ­ ным, подачу суспензии на фильтр-пресс прекращают, по коллек­ тору подачи подают сжатый воздух на просушку осадка, затем фильтр-пресс раскрывают, отпустив механизм зажима плит, плиты и рамы поочередно раздвигают, осадок выгружают, фильтроваль­ ные перегородки при необходимости заменяют, и фильтр-пресс готов к следующему циклу фильтрования. Технические характери­ стики фильтров приведены в [6.5]. В зависимости от способа создания разности давлений можно осуществлять различные режимы фильтрования: ♦ при постоянном перепаде давлений — фильтр присоединяется к емкости, в которой поддерживается постоянное разрежение или постоянное избыточное давление;

♦ п р и п о с то я н н о й ско р о с ти ф ильтрования — суспензи я , п о д л еж а­ щ а я разделению , подается н а ф ильтр с п о м о щ ь ю п о р ш н е в о го и л и ш естеренчатого насоса; ♦ п р и п о с то я н н о й с ко р о с ти ф ильтрования, а затем п р и п о с то я н н о м давлении — использую тся у казан н ы е насосы , но с последую щ им байпасированием сус п е н зи и по д о с ти ж е н и и м акси м ал ь но д о п у с ­ ти м о го перепада д авлений; ♦ п р и п ерем енн ой с ко р о с ти и пер ем ен н о м давлении суспензи я п о ­ дается н а фильтр ц ен тр о б е ж н ы м насосом . П р и те хн о л о ги ческо м расчете требуется определить либо п р о ­ изводительность ф ильтра п р и заданны х его разм ерах, л и бо п л о ­ щ адь поверхн ости ф ильтрования, необходим ую для обеспечения зад анной производительности. П ерв ы й в ар иант используется п р и расчете производительности сущ еств ую щ его р а м н о го ф ильтр­ пресса с известны м и т е х н и ч е с к и м и парам етрам и. В торой в ар иант расчета п р и м е н и м для определения параметров вновь п р о е к т и ­ руемы х фильтров и ли п р и выборе р ац ио нал ь ного ти по р азм ер а п о катал ож ны м д ан н ы м . М е т о д и к а расчета рассм о трена в при м ерах 6 .1 3, 6.14. П р и м е р 6.13. Определить производительность рамного фильтр-пресса POM80-IV-01, работающего в режиме постоянной скорости фильт­ рования, для цикла работы, включающего промывку и просушку осадка при разделении суспензии цинкового производства. Д л я ф орм ирования исходны х д анны х определяем: ♦ плотность в л аж ного осадка по (6 .14 ): Рос

Ю 0 РтРж 100рж + ( Рт - Р ж ) w

100-3915-1349 - 2з ^ к г . ^ 1 0 0 -1 3 4 9 + (3 9 1 5 -1 3 4 9 )-3 4 ' ’

где р т = 3915 к г /м 3 — плотность твердой фазы; р ж = 1349 к г /м 3 — плотность ж и д к о й фазы; w = 34 % — содер ж ани е ж и д к о й фазы в отф ильтрованном осадке; ♦ о тн о ш е н и е объемов отф иль тров анно го осадка и п о л у че н н о го ф ильтрата п о (6 .15 ):

и = ______ стРж_______ _________ 4-1349______ = 0 0 3 7 p oc[ l 0 0 - ( w + c T )]

2377 [ 1 0 0 - ( 3 4 + 4 ) ]

’

’

где Ст = 4 % - к о н ц е н тр а ц и я твердой фазы в сус п е н зи и по массе;

♦ м ассу твердой фазы, отлагаю щ ейся н а фильтре п р и п о л у че н и и е д ин и ц ы объема ф ильтра, по (6 .16 ): = 57,441 к г /м 3.

И с х о д и ые данные. Площадь поверхности фильтрования S = 80 м2; толщина рам 25 мм; перепад давления при фильтровании р0 = = 200 кПа; перепад давлений при промывке осадка рпр = 200 кПа; среднее удельное сопротивление осадка а ср = 157,3-109 м/кг; сопро­ тивление фильтрующей перегородки, отнесенное к единице вязкости жидкости, р = 48,5-109 1/м; вязкость жидкой фазы ц = 2,88-10_6 кПа-с; средняя вязкость промывного фильтрата цпрф = 1,7-10-6 кПа-c; время, затрачиваемое на вспомогательные операции, твсп = 1800 с; время просушки осадка (устанавливается экспериментально) тс = 70 с; не­ обходимое количество промывной воды на 1 кг влажного осадка Упрж = 0,001 м3/кг; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке (до просушки) w = 34 %.

Вы числив к о н с та н ту врем ени пр о м ы в ки v

_ ^пр.жРоаСр?тЦпр.ж _ 0 , 001-2377-157,3 -1 0 9 -57,441-1,7 1 0 -6 _ "Р

РпР

200

= 1,826 105 с /м 2, определим н а ив ы год нейш ую скорость ф ильтрования в р е ж и м е п о с то я н н о й скорости

200^2,88-1(Г6 •157,3-109 -200"' -57,441+ 1,826-10s -0,037 2,88-10_6(48,5-109V2,88* 10—6 -157,3-Ю9 -200“ ' -57,441+ ------- ------------- ------- , = 6,285-10“5м 3 / (м 2-с). +1,826-10 -0,037+157,3-109 -57,441^1800+70)

За время работы ф ильтра в ре ж и м е п о с то я н н о й с ко р о с ти п о ­ л учи м объем фильтрата

VonW rttcp

6,285-10~5 -2,88-10_6 -57,441-157,3-10 9

-5 ,3 6 8 -1 0 _3 = 0 ,1 1 7 м 3/ м 2, где Vi = — = -------48,5q1Q9--------- = 5,368 -1 0 -3 м 3/ м 2. а ср?т 157,3-10 -57,441 Н а основе п олученны х д ан н ы х определяем время работы ф ильтра п р и п о с то я н н о й с ко р о с ти ф ильтрования ^ ф

v on

= _0Д 17

=1860с

6,285-10

и т о л щ и н у слоя осадка, н а б р а н н о го за время т ф1, 5ос1 = u V ^ = 0 ,0 30 7 -0 ,1 1 7 = 4 ,2 8 -Ю "3 м. М а к с и м а л ь н о в о зм о ж н а я т о л щ и н а слоя осад ка в ка м е р е ф и л ь тр-пресса р ав на 80С = 12,5 м м (с учето м то л щ и н ы рам 25 м м ), что больш е то л щ и н ы слоя 80С = 7 ,4 1 3 -10_3 м , н а б и р а е м о ­ го в р е ж и м е ф ил ьтрования с п о с т о я н н о й скорость ю ф и л ь тр ац и и . П о э т о м у до н абора м а кс и м а л ь н о в о зм о ж н о й то л щ и н ы слоя осад ка ф ил ьтрацию м о ж н о пр о д о л ж и ть в р е ж и м е п о с то я н н о го д авл ен и я р0. В это м ре ж и м е сф орм ируется осадо к т о л щ и н о й 5ос2 = 8 о с - 5 ос1 = 0 ,0 1 2 5 -0 ,0 0 4 2 8 = 0 ,0 0 8 2 2 м. В ы чи сл и м время ф ильтрования в р е ж и м е п о с то я н н о го давле­ н и я до зад ан ной то л щ и н ы 5ос2 слоя осадка _

Тф 2=

^1^ос2(^ос2 +2ы Кф 2)

*

_

"

6,5 06 -104 -8,22 •10_3f 8 r22 -10“ 3 + 2 -0,037-0,225) = --------------------------------- Д --------=----------------------------------- = 6853 с, 0,037 . И ?т«ср 2 ,8 8 -Ю "6 -57,441-157,3-109 Й « * 1П4 , 2 где Ь, = ----------- - = —--------------------------------- ---------- = 6,506-10 с /м 2; 1 2 Р0 2 -2 0 0 '

1уг/ _ Ъь _ # т ^ 0с1а ср + W(3 _ уф2 —-----------— -------------------------- — uqх ct Ср 57,44 1 -4 ,2 8 -10"3 -157,3 -10 9 + 0 ,0 3 7 -4 8 ,5 -1 0 9

0,225 м 3/м "

0,037-57,441-157,3 -1 0 9 и время п р о м ы в ки отф ильтрованного осадка ^пр

2-NnpSoc /« „ 1 0 Г ,Л 2 -1,8 2 6-Ю 5 -12,5-10_3 "(2 8 ос + 2 м К о ') = : 0,037

х ( 2 - 1 2 ,5 - 1 0 - 3 + 0 ,0 3 7 -2 -5 ,З б З -Ю -3) = 3166 с. П р и этом учиты ваю тся д в ойная вы сота слоя осадка и д войное соп ротив л ени е ф ильтрую щ ей п е р е го р о д ки , т а к к а к во время п р о ­ м ы в ки осадка пром ы вная ж и д к о с ть пр о хо д и т через всю то л щ и н у осад ка, зап о л н яю щ е го рам у, и две ф и ль трую щ и е перегород ки . О пределив общ ее время рабочего ц и к л а тц

= Тф1 +Тф 2 + т в

+ тс + т пр

=1860+8853+3166+1800+70 =

= 13750 с, нахо д им скорость ф ильтрования, о тн е с е н н у ю к общ ей п р о д о л ж и ­ тел ьности рабочего цикла: = *Ф 1 + К Ф2

Тц

= 0 ,1 17 + 0 ,2 25 13750

=2483

1 0 _5 м з д м 2.с)-

и производительность ф ильтра по ф ильтрату с учетом заб ив ки ф ил ьтрую щ ей перегород ки 0 = О ,8 5 у ц = 0 ,8 -8 0 -2 ,4 8 3 -10"5 = 1 ,5 8 9 -1 0 "3 м 3/с = 5,722 м 3/ч . П р и ме р 6.14. Определить минимальное давление на зажимную плиту рамного фильтр-пресса. И сх одны е данные. Размеры плиты фильтр-пресса: внешние 1,04x1,04 м, в свету 1x1 м. Давление фильтрации р = 4-105Па.

Д л я гер м е ти за ц и и сты ков в п акете п л и т и рам или только п л и т н еобход им о м ехани зм ом за ж и м а создать усилие w

> q x+ q 2,

где Qx= рРэфф - сила д авлени я н а п л и ту , Н ; Q2 = pynJlFywi - сила д авл ен и я н а площ адь к о н т а к т а , Н ; р — д ав л ен и е ф и ль трац ии , П а ;

^эфф — площ адь пл иты , н а к о то р у ю д ави т ж и д ко с ть , м 2; Fyim—п л о ­ щ адь к о н т а к т а м еж ду р а м о й и п л и то й ; рупл— м и н и м а л ь н о е давле­ н и е н а площ адь к о н т а к т а , необ ход и м ое для ге р м е ти ч н о с т и сты ­ к а , П а ; согл асно оп ы тн ы м д а н н ы м , для ф ланцев, с о п р и к а с а ­ ю щ и х с я п о двум о д и н а ко в ы м гл а д ки м ш и р о к и м п о в е р хн о стя м ,

Рупл >2рП о верхность к о н т а к т а равна

Fym = 1,042 - 1 2 = 0,0816 м 2. Д авл ени е у п л о тн е н и я п р и н и м а е м

Рупл = 3 /> = 3 -4 -1 0 5 = 1 ,2 -1 0 6 П а . Далее находим

Ql = 4 105 -1 = 4 105 Н ; О 2 = 1 Д 106 0 ,0 8 1 6 = 9 ,792 104 Н и м и н и м ал ь ное давление н а з а ж и м н у ю пл и ту

W = 4 105 + 0 ,9 7 9 2 105 = 4 ,9 7 9 2 105 Н . Д а н н о е усилие вводят в расчет узлов фильтра к а к о снов ную рабочую н агрузку.

6.2. Расчет центрифуг В табл. 6.9 представлены ко н с тр у кти в н ы е ти п ы ц ен тр и ф у г и приведена и х к р а тк а я хар а кте р и с ти ка. Более п од ро б ­ н ую и н ф о р м ац и ю о к о н с т р у к ц и я х и те х н и ч е с ки х х а р а кте р и с ти ках ц ен тр и ф у г м о ж н о н а й ти в [6 .2 , 6 .5 ]. Т аб л и ц а 6.9. Конструктивные типы центрифуг Условное обозначе­ ние

огш

Определение

Осадительная гори­ зонтальная со шне­ ковой выгрузкой осадка

Краткая характеристика Цилиндрический, конический или ци­ линдроконический сплошной ротор, го­ ризонтальная ось вращения, выгрузка осадка шнеком, ротор и шнек вращаются с разными скоростями

Продолжение табл. 6.9 Условное обозначе­ ние

Определение

Краткая характеристика

огн

Осадительная гори­ зонтальная с ноже­ вой выгрузкой осадка

Цилиндрический сплошной ротор, гори­ зонтальная ось вращения, выгрузка осад­ ка ножом

овш

Осадительная верти­ кальная со шнековой выгрузкой осадка

Конический или цилиндроконический сплошной ротор, вертикальная ось вра­ щения, выгрузка осадка шнеком, ротор и шнек вращаются с разными скоростями

ОМ Б

Осадительная маят­ никовая с ручной вы­ грузкой осадка через борт

Цилиндрический сплошной ротор, верти­ кальная ось вращения, подвешена на ко­ лонках, выгрузка осадка ручная вверх че­ рез борт

ОМ Д

Осадительная маят­ никовая с ручной вы­ грузкой осадка через отверстия в днище

Цилиндрический сплошной ротор, верти­ кальная ось вращения, подвешена на ко­ лонках, выгрузка осадка ручная вверх че­ рез отверстия в днище

ОВБ

Осадительная верти­ кальная с ручной вы­ грузкой осадка через борт

Цилиндрический сплошной ротор, верти­ кальная ось вращения, выгрузка осадка ручная вверх через борт

ОТР

Осадительная труб­ чатая с ручной вы­ грузкой осадка

Цилиндрический трубчатый сплошной ротор, вертикальная ось вращения, вы­ грузка осадка ручная с разборкой ротора

ВР

Разделяющая верти­ кальная с ручной вы­ грузкой осадка

Цилиндрический сплошной ротор с раз­ деляющим кольцом, вертикальная ось вращения, выгрузка осадка ручная с раз­ боркой ротора

РТР

Разделяющая трубча­ тая с ручной выгруз­ кой осадка

Цилиндрический трубчатый сплошной ротор с разделяющим кольцом, верти­ кальная ось вращения, выгрузка осадка ручная с разборкой ротора

ФГШ

Фильтрующая гори­ зонтальная со шне­ ковой выгрузкой осадка

Цилиндрический или конический фильт­ рующий ротор, горизонтальная ось вра­ щения, выгрузка осадка шнеком, ротор и шнек вращаются с разными скоростями

ФГП

Фильтрующая гори­ зонтальная с выгруз­ кой осадка поршнем

Цилиндроконический фильтрующий р о ­ тор, горизонтальная ось вращения, вы­ грузка осадка поршнем в одну сторону

1/и Ф Г П

Фильтрующая гори­ зонтальная с выгруз­ кой осадка поршнем

Цилиндрический фильтрующий ротор, горизонтальная ось вращения, выгрузка осадка поршнем в одну сторону

Продолжение табл. 6.9 Условное обозначе­ ние

Определение

Краткая характеристика

-ФГП

Фильтрующая сдво­ енная горизонталь­ ная с выгрузкой осад­ ка поршнем

Цилиндрический сдвоенный фильтрующий ротор, горизонтальная ось вращения, вы­ грузка осадка поршнем в обе стороны

ФГВ

Фильтрующая гори­ зонтальная с вибра­ ционно-поршневой выгрузкой осадка

Цилиндроконический фильтрующий р о ­ тор с фиксированным днищем (поршнем), горизонтальная ось вращения, выгрузка осадка осевыми вибрациями ротора

Фильтрующая горизон­ тальная с инерционной выгрузкой осадка

Конический фильтрующий ротор, гори­ зонтальная ось вращения, инерционная выгрузка осадка

ФГИ

Фильтрующая гори­ зонтальная с инерци­ онной выгрузкой осадка

Многокаскадный конический фильтрую­ щий ротор с перегородками, горизонталь­ ная ось вращения, инерционная выгрузка осадка

ФГВ

Фильтрующая горизон­ тальная с вибрацион­ нойвыгрузкой осадка

Конический фильтрующий ротор, гори­ зонтальная ось вращения, выгрузка осад­ ка осевыми вибрациями ротора

ФГН

Фильтрующая гори­ зонтальная с ножевой выгрузкой осадка

Цилиндрический фильтрующий ротор, горизонтальная ось вращения, выгрузка осадка ножом

2ФГН

Сдвоенная фильт­ рующая горизонталь­ ная с ножевой вы­ грузкой осадка

Цилиндрический сдвоенный фильтру­ ющий ротор, горизонтальная ось враще­ ния, выгрузка осадка ножом

ФВШ

Фильтрующая верти­ кальная со шнековой выгрузкой осадка

Конический фильтрующий ротор, верти­ кальная ось вращения, выгрузка осадка шнеком, ротор и шнек вращаются с раз­ ными скоростями

ФВИ

Фильтрующая верти­ кальная с инерцион­ ной выгрузкой осадка

Конический фильтрующий ротор, верти­ кальная ось вращения, инерционная вы­ грузка осадка

ФНИ

Фильтрующая на­ клонная с прецесси­ онной выгрузкой

Конический фильтрующий ротор, вы­ грузка осадка прецессирующим движени­ ем ротора

ФВЦ

Фильтрующая верти­ кальная с центробеж­ ной выгрузкой осадка

Цилиндрический фильтрующий ротор с перфорированными пластинами, распо­ ложенными в радиальных каналах, верти­ кальная ось вращения, центробежная вы­ грузка осадка

п

1

п

фги

Продолжение табл. 6.9 Условное обозначе­ ние

Определение

Краткая характеристика

ФВВ

Фильтрующая верти' кальная с вибрацион­ ной выгрузкой осадка

Конический фильтрующий ротор, верти­ кальная ось вращения, выгрузка осадка осевыми вибрациями ротора

ФПН

Фильтрующая под­ весная с ножевой вы­ грузкой осадка

Цилиндрический фильтрующий подвес­ ной ротор, вертикальная ось вращения, выгрузка осадка ножом через выгрузоч­ ные отверстия в днище

ФМН

Фильтрующая маят­ никовая с ножевой выгрузкой осадка

Цилиндрический фильтрующий ротор, вертикальная ось вращения, подвешена на колонках, выгрузка осадка ножом че­ рез выгрузочные отверстия в днище

ФПД

Фильтрующая под­ весная с ручной вы­ грузкой осадка через отверстия в днище

Цилиндрический фильтрующий подвес­ ной ротор, вертикальная ось вращения, выгрузка осадка ручная через выгрузоч­ ные отверстия в днище

ФМБ

Фильтрующая маят­ никовая с ручной вы­ грузкой осадка через борт

Цилиндрический фильтрующий рртор, вертикальная ось вращения, подвешена на колонках, выгрузка осадка ручная че­ рез борт

ФМД

Фильтрующая маят­ никовая с ручной вы­ грузкой осадка через отверстия в днище

Цилиндрический фильтрующий ротор, вертикальная ось вращения, подвешена на колонках, выгрузка осадка ручная че­ рез отверстия в днище .

ФВБ

Фильтрующая верти­ кальная с ручной вы­ грузкой осадка через борт

Цилиндрический фильтрующий ротор, вертикальная ось вращения, выгрузка осадка ручная через борт

ФВД

Фильтрующая верти­ кальная с ручной вы­ грузкой осадка через отверстия в днище

Цилиндрический фильтрующий ротор, вертикальная ось вращения, выгрузка осадка ручная через отверстия в днище

ФПС

Фильтрующая под­ весная саморазгружающаяся (с гравита­ ционной выгрузкой осадка).

Цилиндроконический фильтрующий р о ­ тор подвесной с поднимаемым конусом, вертикальная ось вращения, гравитацион­ ная выгрузка осадка

ФВС

Фильтрующая верти­ кальная саморазгружающаяся (с гравита­ ционной выгрузкой осадка)

Конический фильтрующий ротор с фик­ сированным днищем, обечайка ротора поднимается вверх, вертикальная ось вра­ щения, гравитационная выгрузка осадка

Окончание табл. 6.9 Условное обозначе­ ние

ФМК

Определение

Краткая характеристика

Фильтрующая маят­ никовая с контейнер­ ной выгрузкой осадка

Цилиндрический фильтрующий неотбортованный ротор, вертикальная ось враще­ ния, выгрузка осадка при помощи подни­ маемого вверх контейнера

П р и м е ч а н и е :/! - число каскадов (один и более).

Расчет центрифуг периодического действия В настоящ ее врем я в х и м и ч е с ко й п р о м ы ш л ен н о ­ сти п р и м ен я ю тся в о снов ном четы ре ти п а ц ен тр и ф у г пер и о д и че­ ского действия - вертикальны е м алоли траж ны е, м аятни ков ы е, подвесные и горизонтальны е автом атизированны е с н о ж ев о й вы­ гр у зко й осадка. Ц е н тр и ф у ги п е р и о д и че ско го действия изготовляю т: ♦ осадительные, используемы е для об р аб отки с усп ен зи й с ч а с ти ц а ­ м и твердой фазы разм ером до 4 0 м к м п р и и х к о н ц е н тр а ц и и в ж и д ­ ко с ти (5 —30 % ); ♦ ф ильтрую щ ие, используемы е для об р аб отки суспензи и с раство­ ри м о й и нерастворим ой твердой ф азой п р и ее к о н ц е н тр а ц и и от 5 до 70 % ; п р и этом влаж ность получаем ого осадка м о ж е т достигать 1—5 % п р и к р у п н о - и среднезернисты х о садках и 5—40 % при м ел­ козернисты х. Основные соотношения. Расчет рабочего цикла. О б раб отка сус­ п е н зи и в ц ен тр и ф угах п е р и о д и ч е ско го действия происходит п о о п ер ац и о н н о . В целом р а б о ч и й ц и к л т ц состои т и з затрат в рем ени н а подачу сусп ензи и в ц ен тр и ф у гу тп, вы полнение основны х о п е ­ р ац и й тосн (ц ен тр и ф уги р о в ан и е т0, пром ы в ка т пр, с у ш ка осадка тс), вы полнение вспом огательны х о п е р а ц и й твсп, (р азго н и то р м о ж е ­ н и е ротора), вы грузку осадка твг. В общ ем виде ц и к л работы ф и л ь т р у ю щ е й ц ентри ф уги п е ­ р и од и ческого д ействия представляется к а к сум м а тц ^осн ^всп ^вг (6 -9 9 ) П род ол ж ител ьность тр о п е р а ц и и «разгон ротора» зависит от м о щ н о с ти привода, разм еров рото р а, его ф ормы , к о н с т р у к ц и и

п усков ы х устройств. А н а л и ти ч е с ки тр определяю т н а стад ии эн е р ­ ге ти ч е с к о го расчета; п р и те х н о л о ги ч е с ко м расчете п р и н и м а ю т: тр = 90 с для ц ен тр и ф у г с р у ч н о й в ы грузкой осадка п р и диам етре ротора до 1000 м м ; тр = 150 с п р и диам етре больш е 1000 м м ; тр = 120 с для ц е н тр и ф у г с м е х ан и ч ес ко й в ы грузкой осадка. О п р ед ел и м последовательно составляю щ ие (6 .9 9 ): ♦ длительность подачи сусп ен зи и в ротор в общ ем случае И У ^ ж а ср( 1 - « )

uF Рж<о2/-рт

( 6 . 100)

где ц — д и н ам и ч е ска я вязкость сус п е н зи и , П а с; F — площ адь ф и л ь трую щ ей пов ерхн ости, м 2; у = 0 ,7 5 —0 ,8 5 - к о э ф ф и ц и е н т за­ п о л н е н и я ротора; Уж— ж и д ко с тн ы й объем ротора, м 3; а ср — сред­ нее удельное объемное сопротив лени е осадка, м -2 ; и —о т н о ш е н и е объемов отф ильтрованного осадка и сусп ен зи и ; со — угловая с к о ­ рость ротора, рад /с; грт — в н у тр е н н и й радиус ротора, м; рж - п л о т­ ность ж и д к о й фазы, к г /м 3; ♦ длительность о п е р а ц и и «пром ы вка осадка» п р и б л и ж е н н о

где К п'р= (1 ,0 —2 ,5 ) 10-3 м 3/ к г — о тн о ш е н и е объема пром ы в ной ж и д к о с т и к массе в л аж ного осадка; рт — пл отность твердой ф а­ зы, к г / м 3; е — п ористость осадка (е = 0 ,0 5 —0,15 для сж им аем ы х осадков); ♦ длительность о п е р а ц и и « о тж и м осадка» для кр и с та л л и ч ес ки х м а ­ териалов п р и б л и ж е н н о м о ж н о н а й ти по зав и си м о сти от и х в лаж ­ н о с ти , д л ител ьн ости ц ен тр и ф уги р о в ан и я и ф акто р а разделения; ♦ длительность о п е р а ц и и «срез и вы грузка» в ц ен тр и ф у гах с вы груз­ к о й осадка с по м о щ ь ю н о ж а подсчиты ваю т по э м п и р и ч е с ко м у вы­ р а ж е н и ю для врем ени среза осадка п р и твг« тср

(6 . 102) где Soc— т о л щ и н а слоя осадка, срезаем ого за о д и н оборот, мм ; гж — в н у т р е н н и й радиус срезаем ого о садка, м м ; га— в н у т р е н н и й радиус

кольцевого слоя срезаем ого осадка, м м . Д л я ц ен тр и ф у г с р у чн о й вы грузкой осадка п р и н и м а ю т п р и б л и ж е н н о твг = (0 ,3 —0 ,6 ) хр. В табл. 6.10 для н еко то р ы х ц ен тр и ф у г приведены п р о д о л ж и ­ тельности отдельны х о п е р а ц и й п р и обработке ряда материалов; более под ро бную и н ф о р м ац и ю см. в [6 .5].

2,5

-

-

1,35 4,95

-

-

60

10

12

5

157

0

-

1 ,0

-

-

1

6

2

ФГН-90

Железо­ синеро­ дистый калий

906

507

15

3,52

ФГН-70

Паранит­ роани­ лин

700

2 0 2

10-20

10-20

ФГН-50

Сульфат аммония

508

2260

-

1,5-3

Хлори­ ФГН-200 стый ка­ лий

2 0 0 0

174

75

6 - 8

2

2

-

-

2

Аммиач­ ФГН-120 ная се­ литра

1 200

250

-

-

0,5

0,33

-

-

0 ,6 6

60-90

полного цикла

2,5

вьпрузки осадка

4

отжима

-

промывки

2 2 2

центрифуги­ рования

1600

Продолжительность, мин

подачи

Кристал­ ФГН-160 лическая сода

Конечная влаж­ ность осадка, %

Обраба­ тывае­ мый ма­ териал

Концентрация твердой фазы, %

.10. Продолжительности операций при работе центрифугФГН Фактор разделе­ ния

Тип центри­ фуги

6

Диаметр рото­ ра, мм

Т аб л и ц а

7

4,27 10,57

1,49

Р абочий ц и к л о с а д и т е л ь н ы х ц ен тр и ф у г в клю чает в о с­ н о в н о м те ж е о п е р а ц и и , что и ц и к л ф и л ь трую щ и х ц ен тр и ф уг, н о ф ильтрование (тф) зам еняется осаж д ени ем (т0). Ц и к л процесса об ­ раб отки с ус п е н зи и в осадительны х ц ен тр и ф угах определяется к а к сум м а = *П + *0 + твсп + твг (6-103) Врем я р азго н а ротора до рабочей ско р о сти определяю т из эн ер гети ческо го расчета, к а к для ф и ль трую щ и х ц ен тр и ф у г п е ­

р и о д и ч е с ко го действия; предварительно его м о ж н о п р и н я ть по дан ны м , п ри в ед енны м вы ш е для ф ильтрую щ их ц е н тр и ф у г. С о став л я ю щ и е (6 .1 0 3 ) находят следую щ им образом : ♦ время за гр у зки — н а о сн о в ан и и опы тны х данны х: тп = 30 с для ц е н ­ тр и ф уг с д иам етром ротора до 1000 м м , тп = 60 с для ц е н тр и ф у г с б ол ьш им д и ам етром ротора; ♦ длительность ц ен тр и ф у ги р о в а н и я суспензи и р ассчиты ваю т и з ус­ л овия, что твердая фаза д о л ж н а перем еститься о т сво бод ной п о ­ верхности слоя сусп ен зи и к в нутр ен н ей с те н ке ротора: (6 .1 0 4 )

d

® ^*ср(Рт

Рж )

где ц — д и н ам и ч е ска я вязкость сус п е н зи и , П а с; гср — ср ед н и й р а­ д иус кол ьцевого слоя сусп ен зи и в роторе, м; d — м и н и м а л ь н ы й д иам етр осаж даем ы х ч а с ти ц , м; ♦ время м е х ан и зи р о в ан н о го среза осадка и его в ы гр узки м о ж н о о п ­ ределить п о (6 .1 0 2 ). Д л я предварительны х расчетов рабочего ц и к л а м о ж н о п р и ­ нять длительность ц ен тр и ф у ги р о в а н и я и в ы грузки осадка (н а ос­ нове опы тны х д анны х) р ав ной сум ме т0 + тпг = 150 с для ц е н тр и ф у г с ди ам етром ротора до 1000 мм ; т0 + хпг = 200 с п р и больш их д и а­ м етрах ротора. Производительность центрифуг. В осадительны х и ф ильтру­ ю щ и х ц ен тр и ф угах п е р и о д и че ско го действия продолж ительность процесса ц ен тр и ф у ги р о в а н и я , т.е. длительность отделения час­ т и ц твердой фазы от ж и д к о с ти , не позволяет о ц е н и ть те х н о л о ги ­ ч ескую производительность м а ш и н ы в целом . Е е определяю т по с ум м ар н о м у в рем ени рабочего ц и к л а ц е н тр и ф у ги , р абочем у объе­ м у ее ротора и ко э ф ф и ц и ен ту зап о л н ен и я рабочего объема ротора. Н аи б о л ее часто ко эф ф и ц и ен т зап о л н ен и я раб о ч его объема р ото­ ра у = 0 ,8 5 , п о э то м у часовая производительность ц ен тр и ф у ги (6 .1 0 5 ) где Н —вы сота ротора, м; хц — время рабочего ц и к л а , определяемое п о (6 .1 0 3 ). Х а р а к т е р и с т и к и хц и QTп ром ы ш л енны х ц е н тр и ф у г п ер и о д и ­ ч е с ко го действ ия м о ж н о определить путем пересчета соответст­

в ую щ и х зн ач ен и й , п о л ученны х н а м одельной ц ен тр и ф у ге , через ин д ексы производительности обеих ц ентри ф уг. Н е о б хо д и м о п р е ­ дусмотреть анал огию условий проведения э кс п ер и м ен то в н а м о ­ дельной и1п р о е кти р у е м о й центриф угах: и д ен ти чн о с ть основны х свойств сусп ен зи и , равенство то л щ и н ы слоя и в л аж н о с ти осадка, ф актора разделения и проч. О тн о ш е н и е производительностей п р о е кти р у е м о й Qn и м о ­ дельной Q0 ц ен тр и ф у г равно о т н о ш е н и ю и х парам етров Еп и Е0: Qn = Q 0Z n/X 0 и л и Q„ = ВЕ„, где В = (20/ 2 о — число осветления. Э то т парам етр удобно использовать для выбора производительности п о зад анном у техн ол огам и д о п у с ка е м о м у уносу твердой фазы ф угатом из ротора. З ависим ость числа осветления от д о п у с ка е м о го уноса суспензи и и условий ее о б р аб о тки находят о пы тны м путем . Технологический расчет фильтрующих подвесных центрифуг с неме­ ханизированной выгрузкой осадка следует вы полнять в тр и этапа в соответствии с о п е р а ц и я м и рабочего ц и кл а. Н а п е р в о м этапе определяется время подачи разделяем ой ж и д к о с т и в ц ен тр и ф угу, н а в т о р о м — время п р о м ы в ки и о т ж и м а осадка, н а т р е т ь е м — средние зн ач ен и я производительности ц е н тр и ф у ги за ц и к л .

Расчет времени подачи разделяемой жидкости на центрифугу для случая центробежного фильтрования несжимаемых осадков. П редварительно определяем производительность ц ен тр и ф у ­ ги , м 3/с : ♦ п о ф ильтрату в р еж и м е п о с то я н н о й ско р о сти ф ильтрования (6 .1 0 6 ) И а К с р -^ -+ Р iJ рптт ♦ п о суспензи и (6 .1 0 7 ) где a Vcp - удельное с опротив л ени е осадка объемное среднее, м -2 ; Р — сопротивление ф и ль трую щ ей п е р е го р о д ки , отнесенное к еди­ н и ц е в язкости , м -1 ; ♦ средню ю производительность п о ф ильтрату за время подачи раз­ деляемой ж и д ко с ти н а ц ен тр и ф у гу, м 3/с :

1 - бсп

Оср —Qo 1-

Qo'o

(6 .1 0 8 )

’

♦ время образования осадка т0, с, с сопротив лени ем , рав н ы м с о п р о ­ ти в л ен ию ф ил ьтрую щ ей перегородки:

„ _

£?оРи

(6 .1 0 9 )

бспР ж ® ^рт '

О ко н ч а те л ь н о получаем время подачи разделяем ой ж и д к о с ти н а ц ен тр и ф угу, с: ^рт

Р ж ® Ч г*ж

а Ксрмбо

0оИ

: то +•

(6. 110)

Расчет времени подачи разделяемой жидкости на центрифугу для случая центробежного фильтрования сжимаемых осадков. Д л я сж и м аем ы х осадков зависим ость среднего удельного сопротив л е­ н и я осадка от давления п р и н и м а ется в соответствии с в ы р а ж е н и ­ ем а

ср

5 > ^а 'Р1 СЖ

где а ' — ко э ф ф и ц и е н т пр о п о р ц и о н ал ь н о сти в у р а в н е н и и , выра­ ж а ю щ е м зависим ость среднего удельного с о п р о ти в л е н и я осадка от с ж и м а ю щ е го давления; s —показатель с ж и м а ем о с ти осадка. Определив м аксим ал ь ное сж и м а ю щ е е давление, к П а , р

■ Lг'лг mav

_ Ю г рт Уж И

(Рт - Р ж ) с т Рж +

РТ

Рт(Чт

(6 . 111)

)

и средню ю производительность п о ф ильтрату за время подачи разделяем ой ж и д к о с т и н а ц ентр и ф угу, м 3/с , Qcp

=

СО ^ р ТСт р ж

5

( 6 . 112)

max

нахо д им око нч ател ь но время подачи разделяем ой ж и д к о с т и н а ц ен тр и ф угу, с:

9т

Q,ср Рж +

1 1+5

\-s 1т

2

— СО Г,рт

( i + 5 )p>

(Рт ~ Р ж ) с т

Р т(^ т

(6.113)

цех 'q T

)

Время промывки несжимаемого осадка. О пределив м ассу твер­ дого вещ ества в отф ильтрованном осадке, к г, «т

Осп^тРс^п»

(6.114)

н айд ем окончател ь но время п р о м ы в ки осадка, с: _

^пр

VnpШт0.уСрЦпр

(6.115)

‘^'ртРж® ^рт

Расчет времени промывки сжимаемого осадка. П о известны м д ан н ы м угловой с ко р о сти в р а щ е н и я ротора со, с-1 ; радиусу ротора /*рт, м; пл ощ ад и поверхности ф ильтрования 5 рт, м 2; д и н а м и ч е с ко й в язкости чи стого п р ом ы в ного ф ильтрата цпр, к П а -c; п л о тн о сти ж и д к о й фазы п р и тем пературе ф ильтрования рж, к г /м 3; объему пром ы в ной ж и д к о с ти н а е д и н и ц у массы сухого осадка Vnp, м3/кг; п роизводительности ц е н тр и ф у ги п о сусп ен зи и Qcn, м 3/с ; к о н ц е н ­ тр а ц и и сусп ен зи и с,., к г /м 3; в рем ени подачи разделяем ой ж и д к о ­ сти н а ц ен три ф угу тп, с; о т н о ш е н и ю объемов отф ильтрованного осадка и п ол учен н о го ф ильтрата ы; коли честв у твердой фазы, о т­ л агаю щ ем уся п р и по л у ч е н и и е д и н и ц ы объема ф ильтрата qr, к г /м 3; среднем у удельном у м ассовом у со пр о ти в л ени ю осадка а ср, м /к г , находим : ♦ массу твердого вещ ества в отф ильтрованном осадке, к г , отт = б сп с тхп

(6.116)

и окон чател ь н о время п р о м ы в ки осадка, с, _ ^ п р ^ т а Уср^тМ' пр

^пр

uS<ртРж®

(6.117)

^"рт

Необходимое время отжима осад ка определяется э к с п е р и м е н ­ тально н а л абораторной ц ен тр и ф у ге с ф и л ь трую щ и м и с та кан а м и п р и то м ж е ф акторе разделения, п р и ко то р о м проводилось о п р е -

д ел ение к о н с та н т ф ильтрования. Н а о с н о в ан и и п о л у ч е н н ы х д а н ­ н ы х строится гр а ф и к = / ( т ) , по ко то р о м у в зав и си м о сти от за­ д а н н о й вл аж ности находится время о тж и м а хотж. Расчет среднейпроизводительности центрифуги за цикл. П о и з ­ вестны м врем ени подачи разделяем ой ж и д к о с ти н а ц ен тр и ф у гу тп, с; врем ени п р о м ы в ки осадка тпр, с; врем ени о т ж и м а т0ТЖ, с; вре­ м е н и в ы пол нени я вспом огательны х о пе р а ц и й твсп, с; средней п р о ­ изводительности п о ф ильтрату за время подачи разделяем ой ж и д ­ к о с ти н а ц ен тр и ф у гу Qcp, м 3/с ; массе твердой фазы в отф ильтро­ в ан н о м осадке т Т, к г , определяем время п о л н о го ц и к л а работы ц ен тр и ф у ги — + *пр "^отж "^всп (6 .1 1 8 ) и соответственно средню ю производительность ц е н тр и ф у ги по ф ильтрату за ц и к л , м 3/с ,

Q'cp=

^ L

(6 -1 1 9)

хц

и средню ю производительность ц ен тр и ф у ги по твердой фазе за ц и к л , к г /с :

Отф = — •

(6 -1 2 0)

тц Расчет центрифуг непрерывного действия Ц е н тр и ф у ги со ш н е ко в о й в ы грузкой осадка п о д ­ разделяю т н а ф ил ьтрую щ ие вертикальны е ( Ф В Ш ) , го р и зо н тал ь ­ ны е ( Ф Г Ш ) и осадительны е ( О Г Ш ) . Ц е н тр и ф у ги Ф В Ш и Ф Г Ш п р и м е н я ю т для о б р аб о тки суспензи и с кр и с та л л и ч ес ко й твердой ф азой ко н ц е н тр а ц и е й более 20 % п р и разм ерах ч а с ти ц более 100 м к м . Н а и б о л ь ш и й эф ф ект дости гается п р и к о н ц е н т р а ц и и твердой фазы более 40 %. Горизонтальны е ц ен тр и ф уги с пул ьси рую щ ей вы грузкой осадка ( Ф Г П ) п р и м е н я ю т для об р аб отки сус п е н зи й с кр и с та л л и ­ ч е с ко й твердой ф азой, размеры части ц к о то р о й больш е 100 м к м , а к о н ц е н тр а ц и я твердой фазы превы ш ает 25 %. Т е х н и ч е с к и е х а р а кте р и с ти ки эти х ц е н тр и ф у г и о п и с а н и е к о н ­ с тр у к ц и й приведены в [6 .2, 6.5, 6.7].

Основные соотношения для расчета. Технологический расчет шнековой осадительной центрифуги п р о в о д и тс я для тр е х сл уч а ­ ев: 1) опред ел ен и е п р о и зв о д и те л ь н о с ти ц е н т р и ф у ги п о с у с п е н з и и п р и за д а н н о м о тн о с и те л ь н о м у н о с е тв ерд ой ф азы в ф угат; 2 ) о п р е д е л ен и е о т н о с и т е л ь н о го у н о с а тв е р д о й ф азы в ф у га т п о з а д а н н о й п р о и з в о д и те л ь н о с ти ; 3 ) о п р е д е л ен и е (п р и п р о е к т и р о в а н и и ) и н д е к с а п р о и з в о д и ­ те л ь н о с ти ш н е ко в ы х о сад и тел ь н ы х ц е н т р и ф у г п о з а д а н н о й п р о и зв о д и те л ь н о с ти п о с у с п е н з и и и о т н о с и т е л ь н о м у у н о с у тв ер д о й ф азы в ф угат. Производительность ц е н тр и ф у ги по сус п е н зи и , м 3/с , р а сс ч и ­ ты ваю т по формуле С?с

=0,087rf2Z>c2pc0p/o(pT-рж)/ц,

(6 . 121)

где d - м и н и м ал ь ны й д иам етр осаж даем ы х в роторе ч а с ти ц , м; А р ~ сред н ий диам етр п о т о к а ж и д к о с т и в роторе, м; сор — угловая скорость ротора, рад/с; 10 - д л и на зоны осаж д ения, м; рт и рж пл о тно сти соответственно твердой и ж и д к о й фаз, к г / м 3; ц — д и н а ­ м и ч еская вязкость сус п е н зи и , П а с. Д л я расслоения структуры п о т о к а , наиболее хар а кте р н о й для ш н еко в ы х ц ен тр и ф уг [6 .6 ], кр у п н о с ть разделения dKнаходят по урав нен и ю

А

го / г\+ 2 г, /г0-г0/гх

® ^осж

* ш . Л ( ' о + ' ,1)

где то л щ и н а слоя осадка нахо дится к а к (6 .1 2 3 ) Здесь Fr'—ф актор разделения н а радиусе слива ротора r0; кх — опы тны й коэф ф иц и ен т: кх= 0 ,5 —1,0 для пр о ти в о то чн о й ц е н т р и ­ ф уги , когд а осевые с ко р о с ти п о т о к а и твердой фазы п р о ти в о п о ­ л ож ны ; кх= 1,2—2,0 для п р я м о то ч н о й ц ен тр и ф у ги , ко гд а п о т о к и твердая фаза д виж утся в од ном напр ав л ени и ; п р и расчетах м ень ­ ш и е зн ач ен и я кх берут для о б е зв о ж и в аю щ и х ц ен тр и ф у г, боль­ ш и е — для осветляю щ их; если гх > грт, п р и н и м а ю т гх= грт.

А=

•

:

(6 .1 2 4 )

ЧРт - Р ж)

Ь осж и Ln - 0,8 г0 —д л и н а зоны осаж дения; Lu —к о н с тр у кти в н ы й параметр ротора, равны й длине его цилиндрического участка; vOTH = ®отн Со­ отн о си тел ь н ы й у н о с находят по ф ормуле

с

Г\/г0 п+ 3

— k W"+1 1

ь ун — Л'0 ° к

л+1

(6 .1 2 5 )

где к^, п — х ар а кте р и с ти ки ф у н к ц и и п л о тн о с ти распределения твердой фазы с ус п е н зи и F0(d) = k0d n. В опросы с ед и м ен то м етр и ческо го анализа и определ ени я ха­ р а к те р и с ти к с ус п е н зи и , необходим ы х для расчета, по д р о б н о о с ­ вещ ены в [6.4]. Влажность осад ка рассчиты ваю т п о у р ав н ен и ю Q

ж

^ос+^ж 'ос ' - ж

Goc

_

п Q

^ос

1— W

I п> +G’

+(Сое- Goc )т-^1— W W

I_____, (fl (QП' _Q< \ W\_Ш_

+

(6 .1 2 6 )

uoc^_w

Д о н е ко то р о й производител ьности G'oc влаж ность п о с то я н н а , а с увеличением G^ > G'oc н а ч и н а е т расти и vvM. Т а к и м образом , в лаж ность осадка после ц ен тр и ф у ги р о в а н и я зан и м а е т среднее п о л о ж ен и е м еж д у к р а й н и м и зн а ч е н и я м и w 'и w. Е сли Goc < G 'oc, то вся ж и д ко с ть Gocw / ( l - w ), находящ аяся в п орах осадка, успевает проф ильтроваться в зоне с у ш к и ш н е ко в о го ка н ал а и в о сад о к п о ­ падает только п л е н о ч н а я и ка п и л л я р н а я влага в количестве Gocw '/ ( l - w'); если Goc > G'oc, то в осадок выбрасывается ч а с ти ч н о поровая влага в коли честв е ( Goc -G'oc)w / ( l —w ), ко то р ая не у с п е ­ вает стечь в зо н у о с аж д е н и я . Следовательно, влаж ность растет и м о ж н о определить к а к о тн о ш е н и е всего коли честв а ж и д к о с ти в осадке Gx к сум ме ко л и честв твердой и ж и д к о й фаз. Е сл и п ред п ол ож ить , что влаж ность возрастает за счет более п о л н о го зап о л н ен и я по р в н еко то р о е число раз ап, то для расчета w ' h w м о ж н о реком ендов ать с о о тн о ш е н и я

где ап ss 2 - 3 в зависим ости о т ф ормы части ц . Н еоб ход и м ую для расчетов G'oc предельную производитель­ ность по твердой фазе, до ко то р о й п о с то я н н а , определяю т э к с ­ п ерим ентал ьно и л и рассчиты ваю т п о ур ав н ен и ю (6 .1 2 6 ), если и з ­ вестны т о ч к и п р и Gqc > G'oc и w '< < w. Расход п ром ы в ной ж и д к о с т и , п р и к о то р о й не увеличивает­ ся, находят и з условия Go c < G 'с ОС ОС

с^пр.ж — <■ г^ос /

W 1 -w

W 1 -w '

1 woc

GL

(6 .1 2 8 )

У в ел и чен и е расхода пром ы в ной ж и д к о с т и по срав нени ю с о п ­ ределяемы м из (6 .1 2 8 ) не всегда отриц атель но сказы вается н а в л аж н ости , п о ско л ь ку и зб ы то к ж и д к о й фазы с н и ж а е т вязкость сусп ензи и , что улучш ает условия проц есса ф ильтрования (с у ш к и ) осадка и тем самы м увеличивает производительность по осадку. Н аряд у с урав н ени ем (6 .1 2 1 ) для определения объемной п р о ­ изводительности осветляю щ их ц е н тр и ф у г м о ж н о реком ендовать ф ормулу м оделирования по и н д е кс у производительности I , если известна производительность к а к о й -л и б о ц ен тр и ф у ги по к о н ­ кр е тн о м у пр о д укту [6.4]: e , / 0 2 = Z 1 / Z 2, (6 .1 2 9 ) где Е = nDpr L n Fr’;D рт — в н у тр е н н и й д и ам етр ц и л и н д р и ч ес ко й з о ­ ны ротора; Fr' —ф актор разделения, определяем ы й при грт. З ав и ­ сим ость (6 .1 2 9 ) дает удовлетворительны е результаты п р и ге о м е т­ р и ческо м по д о б и и рабочих ор гано в сравниваемы х ц ен тр и ф уг и равенстве зн а ч е н и й Fr'. П р и отсутствии подоб ия формула к о р ­ ректи руется введением м а с ш таб н о го ко эф ф и ц и ен та .

Технологический расчет шнековой фильтрующей центрифуги. П роизводительность м о ж н о рассчитать только н а основе формул м оделирования п р и известны х те х н о л о ги ч е с ки х показателях м о ­ дельного образца. В общ ем случае объ ем ную производительность п о ф ильтрату пересчиты ваю т п о у р ав н е н и ю

Q n / Q u = K .n / K .^

(6 -1 3 0)

где и н д екс «н» указы вает на рассчиты ваем ы й парам етр, и нд екс «м» — н а модельны й парам етр. П роизводительность Qoc, к г /ч , ц е н тр и ф у г Ф В Ш и Ф Г Ш по осадку рассчиты ваю т по формуле

3600/шр ос(<»ш -c o p ) r cps in p s m 0 c o s a (2 7 irpT — z 8 ) Qoc

zb sin(p + 0)

,(6.131)

где /ш - ш а г ш н е к а , м; рос - плотность осадка, к г /м 3; сош и <ор — у гл о ­ вые скорости ш н е к а и ротора, рад /с; /*ср — средн ий радиус ш н е к а , м; р = 15—30° — угол подъема спир али ш н е ка ; 0 — у гол , за в и с я щ и й от а и р и свойств обрабаты ваемого осадка; a - угол н а к л о н а обра­ з ую щ ей ко н у са к его оси; z — число заходов спир али ш н е к а ; 8 = = (1 —3) 10_3 м — т о л щ и н а л о п а с ти ш н е ка ; b = (2 —5) 10_3 м — д л и на основ ан ия норм ал ь ного сеч ени я валика осадка у в и т ка ш н е ка ; 0 = arccos (tg a sin pcos
(6.133) П р и расчетах п о (6 .1 3 2 ), (6 .1 3 3 ) предполагается ге о м е тр и ч е ­ с ко е подобие м а ш и н , в кл ю чая ход и ш а г ш н е к а , ф актор разделе­ н и я и время пребы вания осадка в роторе, т.е. требуется вы пол не­ н и е с о о тн о ш е н и й СО, 'рт.н

= со

рт.м 'отн.м рт.н

где А.р = (Орт / <оотн — передаточное число редуктора. П р и м оделировании о со б ен н о в аж н о соблю дение равенства углов ко н у сн о сти и х а р а кте р и с ти к сит, и зм е н е н и е ко то р ы х п р и переходе от модели к п р о м ы ш л ен н о м у образцу м о ж е т пр и в ести к весьма неточны м результатам. П р и необход им ости пр о м ы в ки осадка в в и тках ш н е к а р е к о ­ м ендуется вы полнять прорезь, а то л щ и н у осад ка в зоне п р о м ы в ки определять и з ур ав н е н и я 8пр = 0,5tg2(45° - ф сл)(1+ г2' /г ')(/„ - tg a K)/np,

(6.135)

где г{ и г[ —соответствую щ ие радиусы ш н е к а в к о н ц е и начале п р о ­ рези. Врем я пром ы в ки находят по ф ормулам ^Пр

= / / , , . т = "PH^npAipfo +гг) ^Пр / V 7 Щ > ^Пр п > GTc o s a K

/ / П л (6 .1 3 6 )

где /пр — длина прорези, м; — осевая скорость слоя вдоль ротора, определяемая относительной угловой скоростью ш н е ка и его ходом. Во и зб еж ан и е в спучивания осадка ш а г ш н е к а долж ен быть м еньш е / ' л : /сл = ^ ; ------------------------ ----------------w ------------------гtg ( 4 5 —0 ,5 фи,) (1+г2/Г\) ( / р - t g a K)

(6-137)

Здесь гхи г2— соответствую щ ие радиусы витков ш н е ка .

Технологический расчет центрифуги с пульсирующей выгрузкой осадка. П роизводительность го ри зон тал ь ной ц ентри ф уги с пуль­ с ир ую щ ей вы грузкой осадка ( Ф Г П ) по осадку, к г /ч , определяется по соотно ш ени ю <20С = 1 1 3 0 0 у пй?1Ло/т р ос( 1 -

е ос)

л дх,

(6.138)

где \|/„ — коэф ф иц и ен т прессуем ости осадка (для кристаллических осадков \|/п = 0 ,5 —0,7 , для волокнисты х \j/n = 0 ,2 —0 ,3 ); d\— диам етр первого каскада, м; h0 = (2 5 —4 0) 10_3 м — то л щ и н а слоя осадка в роторе; 4 — дл ина хода толкателя, м; рос — плотность осадка, к г /м 3; £ос — пористость осадка; пт —число д войны х ходов толкателя, 1/с. Д л я ко н кр е тн о го случая сущ ествует оптим альная толщ ина h0 слоя осадка: п р и то лщ и не слоя больше или меньш е h0появляются неравномерность толщ ины слоя и вибрации. К р о м е того, при h > h0 осадок невозм ожно сдвинуть с места и з-за вспучивания его там, где толкатель наж им ает на торцевую часть кольца осадка. Т о л щ и н а слоя осадка в роторе зависит от длины L ротора и свойств осадка:

L /h < a t§ 2[n/4+ b /2 ] f,

(6.139)

где а = 0 ,6 —0,7 — опы тны й ко эф ф и ц и ен т; ф! — угол внутреннего тр ен и я осадка; / — ко эф ф и ц и ен т тр ен и я осадка о сито ротора. У н о с твердой фазы ф угатом и влаж ность осадка находятся эксперим ентально.

Пример 6.15. Рассчитать отстойную центрифугу периодического действия типа ОГН-903К-01, предназначенную для разделения 3 м3/ч суспензии. , Исходные данные. Плотность твердого вещества в суспензии рт = 3200 кг/м3; плотность маточной жидкости рж = 1000 кг/м3 при динамической вязкости суспензии \ х= 0,82-10-3 Щ-с; минимальный размер (диаметр) улавливаемых частиц суспензии d = 12 мкм. Технические характеристики центрифуги [6.5]: внутреннийдиаметр ротора Dpг= 0,900 м; максимальное число оборотов ротора п = 1700 об/мин; рабо­ чийобъем ротора Vp = 0,13 м3; фактор разделения 1420. По опытным данным принимаем: время загрузки 30 с; длительность периода разгона ротора центрифуги 90 с, периода торможения 60 с; время вспомогательных операций твсп= 150 с и периода разгрузки ма­ шины от осадка твг= 30 с.

Длительность центриф угирования суспензии находим по (6.104): 18ц (грТ — гср ) = со гср (р т

Р ж)]

18-0 ,8 2 -Ю "3(0 ,4 5 -0 ,3 8 3 )

=0,259 с,

(1 2 -1 0 -6) 2 -178,0 2 4 2 -0 ,3 8 3 (3 2 0 0 -1 0 0 0 ) Л

где сред ний радиус ротора гср = 0,85 -у- = 0,85 -0,45 = 0,383 м . Д лительность ц и к л а ц ен тр и ф у ги р о в а н и я в соответствии с (6 .10 3 ) составит: тц = тп + т0 + тв + твг = 30 + 0 ,2 59 + 150 + 30 = 210 ,2 5 9 с.

П роизводительность ц ен тр и ф у ги находится по формуле (6 .10 5 ). Е сл и ж е р а б о ч и й объем ротора известен, то пр о и зв о д и ­ тельность равна G t = 0!8 5 ^ = ^ 8 5 ^ = 1)892m3/4 тц

210,259

Следовательно, для п ер ер аб о тки зад анного коли честв а сус­ п е н зи и необходим а устан о в ка двух ц ентри ф уг. Пример 6.16. Рассчитать фильтрующую центрифугу ФМБ-803К-03, предназначенную для отделения кристаллов Na2C 0 3 от маточного раствора.

Исходные данные. Плотность маточного раствора рж = 1000 кг/м3; плотность кристаллов рт = 2700 кг/м3; концентрация твердой фазы с = 8 %; содержание жидкой фазы в отфильтрованном осадке w= 50 %; угловая скорость вращения ротора а> = 157,08 с-1; радиус ротора грт= = 0,4 м; площадь поверхности фильтрования SpT= 1,005 м2; жидкост­ ный объем ротора принят равным его рабочему объему Уж= 0,1 м3; ди­ намическая вязкость жидкости р. = 0,82-10“6 кПа-c; сопротивление фильтрующей перегородки, отнесенное к единице вязкости, р = = 2-1012 м-1; массовое среднее удельное сопротивление осадка а ср = = 2-10йм/кг.

В соответствии с м е то д и ко й последовательно определяем: пл отность влаж ного осадка, получаем ого п р и разделении суспен­ з и и , по (6.14):

Wo

ЮОРт Р ж _ 100 2700-1000 _ l1 5 9 l 100Рж + (рт - Рж) w 1 0 0 -1 0 0 0 + (2 7 0 0 -1 0 0 0 )5 0

,,

о т н о ш е н и е объемов отф ильтрованного осадка и п о л учен н о го ф ильтрата (6 .15 ): ц_

с Рж _ 8-1000 P o [ l 0 0 - ( w + c ) ] 1 459[100—( 5 0 + 8)]

-

0131-

’’

м ассу твердой фазы, отлагаю щ ейся н а фильтре п р и п ол учени и ед и н и ц ы объема фильтрата, по (6 .16 ): сРж (1 0 0 -w)

8 -1 0 0 0 (1 0 0 -5 0 )

1 0 0 [l0 0 -(w + c )]

100 [1 00 —( 5 0 + 8 ) ]

3 95,238 к г / t a ;

среднее объемное удельное сопротив л ени е осадка «кср = а ср4 = 2 -1 0 и -95,238 = 1,905-1013 м ~2. Д ал ее находим производительность ц ен тр и ф уги : п о ф ильтрату в р еж и м е п о с т о я н н о й с ко р о с ти ф ильтрования по (6 .1 0 6 ):

____I0M.1S7.08>.0,4.0,!______ зда.1Г. м,/с;

а Гер

^рт

+Р

‘

♦ по суспензии; н о (6 .1 0 7 ) Q o ^ a Vcpu

Ч/ Л

:3,0910-4 х

Qcn —Qfi 1 + 2

Рж ® ^рт *^рт

1+

3,09 10 -4 -0 ,8 2 -Ю "6 • 1,905 1013 0,131

=3,287-10-4 м 3/с.

1000 157,08 -0,4 1,005

С р ед ню ю производительность по ф ильтрату за время под ачи разделяемой ж и д к о с т и н а ц ентри ф угу рассчиты ваем п о (6 .1 0 8 ) 1 - бсп^о

Qcp — £?о

1-

3,287-10~4 -20,392

ОД

: 3,09-10-

3,09-Ю -4 -20,392

CVo

ОД = 3,077-10-4 м 3/ с . Вы числив время образования осадка с сопротив лени ем , рав ­ ны м сопротив л ени ю ф ильтрую щ ей п е р е го р о д ки , по (6 .1 0 9 ) QoPH

_ 3 ,0 9 - К Г 4 -2 -1 0 12-0 ,8 2 -И Г 6

£?спРжюЧг

3,287-10“4 -1000-157,082 -0,4

=20,392 с,

время п од ачи разделяем ой ж и д к о с т и н а ц ен тр и ф угу (6 .1 1 0 ) ^рт

Р ж ® ^р т ^ж

а Усри @0

Qov

1000-157,082 -0,4-0,1 3,09-Ю -4 0 ,8 2 -10~6

-Р

2 1р_12

1,005 = 20,392 + 1,905-Ю13 -0J31-3,09-10“ = 2500 с,

и массу твердого вещ ества в отф ильтрованном осадке п о (6 .1 1 4 )

т т = < 2 спс р ст п = 3 ,2 8 7 -10-4 -0,08-1136-2500 = 7 4,664с, найдем время п р о м ы в ки осадка по (6 .1 1 5 ) _ ^npWTa VcpHnp 'пр ^ртРж ® ^рг

0,001-74,664-1,905-1013 -10~6 1,005-1000-157,082 -0,4

:143,335 с.

В качестве п р о м ы в н о й ж и д к о с т и используется вода в ко л и ч е ­ стве Vnp = 0,001 м 3/ к г .

Время полного ц и кл а работы центриф уги определяем п о (6.118): " ^ п р ~^^ОТЖ + * В С П 2883 с. В р ем я о тж и м а осадка и вспом огательны х о п е р а ц и й п р и н я то равны м т 0ТЖ = т всп = 1 2 0 с. О кон чател ьн о рассчитаем средню ю производительность ц е н ­ тр иф уги : п о ф ильтрату за ц и к л согласно (6 .1 1 9 )

_ Qcp*n_ _ 3,077 10~4 -143335 _ t g^-10-5 мз/с; Тц 2883 п о твердой фазе за ц и к л согласно (6 .1 2 0 ) т т _ 74,664 г\ 1 rrlj /4,004 ллл/; / Q ^=— = = °>026 к г / 0 -

т„

2883

Пр и м ер 6.17. Определить крупность разделения и относительный унос в центрифуге, предназначенной для разделения полиэтилена и бензина. И с х о д и ые данные. Параметры центрифуги: грт= 0,315 м; г0= 0,245 м; Ln = 1,7 м; /шн= 0,2 м; со = 209 рад/с; соотн = 2,09 рад/с; конструкция противоточная. Характеристика суспензии: рт= 920 кг/м3; рж= 700 кг/м3, концентрация твердого по массе 17,5 %; \ х= 0,5-10_3 Н-с/м2. Грануло­ метрический состав: частицы размером менее 10 мкм составляют менее 1 % всей массы, размером менее 20 мкм —до 2,4 %. Требуемая производительность по сухому полиэтилену GT= 2,22 кг/с, что при за­ данной концентрации составит по фугату Q = 11,5-10_3 м3/с; допусти­ мыйунос 1,0 кг/м3.

Предварительно нахо дим вспом огательны е величины : ф актор разделения F r'= 1091; относи тел ь ную скорость ш н е к а н а радиусе слива v0TH = 0 ,5 1 2 м /с . П о (6 .1 2 3 ), (6 .12 4 ) рассчиты ваем =0,028 м , где кх = 0 ,5 , т.е. м а ш и н а п р о т и 2,09л/1091 в оточн ая и работает в об езв о ж и в аю щ ем р е ж и м е ; 5П = 0 ,5

А = 9'0,5'10 3-0,2 = 1,302-1 0 -6 м 3/с ;

3 ,1 4 (9 2 0 -7 0 0 )

'

=1,7—0,8 -0,245 = 1,504 м. П о (6 .1 2 2 ) нахо д им 0,2451

di =

1,302-10 - 6

Н~ 2

0,273 0,245

0,245 0,273

[0,273 11,5-10 -з 0 ,2 -0 ,0 2 8(0 ,2 4 5+ 0 ,2 73 ) 209 -1,504

0,028 -0,512= 1,704-10 10 м 2, 0,245-0,2732

dK= 1 ,3 0 5 -1 0 -5 м = 13,05 м км . Д ля определения необходимо предварительно по данны м гра­ нулометрического состава построить кривую Fc(d )= k 0dm . Заданные то чки п о составу твердого при dK < 20 м к м в логариф мических коор­ динатах удовлетворяют уравнению кривой Fc(d) = 0,068 d 1,18 .Тогда по (6.125)

£ун = 8 ,0 2 4 -1 0 “ -13,05 0,18

-

1 0 ,1 8 + 1

0,273 0,245 = 0,5 27 % 0,18 + 3

_ £ун^т _ 0,00826-2,22

• = 1,595 к г /м 3. JyH Q 11,5-10“ 3 К а к видно и з расчета, ц ен тр и ф у га не обеспечивает д о п усти м о го уноса. Р ассчитаем и сход ную к о н с т р у к ц и ю по п р я м о то ч н о й схеме. П р и н я в в формуле (6 .1 2 3 ) кх= 1,2 и зн ач ен и я v 0TH, А, Ь осж и з п р е ­ ды дущ его расчета, п о л у ч и м 5П = 0,0 66 м; dK= 8,471 м км ; £у„ = = 0 ,439 % ; £у„ = 0 ,8 4 8 к г / м 3, т.е. п р я м о то ч н ая к о н с тр у к ц и я удов­ летворяет тр еб о в ани я м задания. ИЛИ £

Пример 6.18. Определить влажность осадка полихлорвиниловой смолы, получаемой на центрифуге. Найти максимальную производи­ тельность (?4и расход промывных вод (7прж (отмывка от эмульгатора), при котором не увеличивается влажность. Исходные данные. DpT = 0,8 м; производительность центрифуги

<70С = 1,25 кг/с; известно, что на этой же центрифуге = 27 % при Goc = 0,834 кг/с. Характеристика суспензии: . рт= 1400 кг/м3; рж = = 1000 кг/м3; пористость смолы в центробежном поле еп = 30 %.

И з -з а отсутствия экспер им ентал ь ны х д анны х по W и w н а х о ­ д и м и х из (6 .12 7 ):

w,=

--- 0^1000 ------ = 0 234 = 23 4

%

(1 -0 ,3 )1 4 0 0 + 0 ,3 -1 0 0 0

w = --------- 2 -0,3,1 000------------- = 0 3 8 = 3 8 % (1 -0 ,3 )1 4 0 0 + 2 -0 ,3 -1 0 0 0 В расчете п р и н я то ап - 2. И з (6 .1 2 6 ) п р и = 0 ,8 3 4 к г /с находим

= 27 % , GT =

GU 0,234 + ( 0 .8 3 4 - & ж ) _ & _ 027-

1 -0 ,2 3 4 0 ,8 3 4 + G’oc + (0 ,8 3 4 - G ' c ) - - & _ ’ 001-0^234 v 4 -0 ,3 8

о ткуд а ( г 'с= 0 ,6 6 к г /с . И з это го ж е ур ав н е н и я п р и зад ан н о й п р о и з­ водительности (?ос = 1 ,2 5 к г /с по д с та н о в ко й G ^ нахо д им вл аж ­ ность = 0,311 = 31,1 % . К а к следует из расчетов, п р и Goc < G’oc = 0 ,6 6 кг/с влаж ность осадка w' п о с то я н н а и равна 2 3 ,4 % . Н а п р и м е р , п р и Goc = 0,556к г /с расход пром ы вны х вод, определенны й по (6 .1 2 8 ), составит

Спр.ж < 0 ,6 6

0,38 1 -0 ,3 8

0,234 1 -0 ,2 3 4

0,556)

0,66

= 0,032 к г /с .

Пр и м е р 6.19. Расчет на прочность ротора центрифуги ФМН-1003К. И с х о д н ы е д а н н ы е. R =0,5 м, Rq= 0,34 м, R{= 0,35 м, = 0,012 м, 51,= 0,015 м, S2= 0,018 м, Н = 0,5 м, рж= 1250 кг/м3, р = 7850 кг/м3, d —0,005 м, и = 20 об/с, /=0,03 м. Материал —сталь 12Х18Н10Т.

В расчете определяю тся и сполнительны е размеры элементов ротора, н а п р я ж е н и я в зонах краевого эф ф екта. С хем а ротора п р и ­ ведена н а рис. 6.10. П роверим выполнение условия прим еним ости методики расчета

Fn _

d2

Р и с . 6.10. Ротор центрифуги:

а —конструктивная схема; б —расположение отверстий

Е сл и отверстия р асп ол ож ены п о в ер ш и н ам квадратов, то с те­ п ень перф орац и и с = 0,785

d2 RS „

= 0,785 0,0052

0,5-0,012

Г0,005 = 0,0218 < 0 ,2 ; 0 ,0 3 )

: 0,00417 < 0,08 ,т.е. условия удовлетворяю тся.

Д алее в соответствии с м е то д и ко й определяем: ♦ ко эф ф и ц и ен т ослабления Ф с = 1 - - = 1 - ^ = 0,83; t 0,03 ♦ ко э ф ф и ц и ен т п р о ч н о с ти сварного ш в а ср = 0,95; ♦ при в ед ен н ую пл отность м атериала ротора р п = р (1 - с) = 7850 (1 - 0,0218) = 7680 к г /м 3; ♦ ко эф ф и ц и ен т зап о л н ен и я р отора V|/ =

R 2- R 2 _ 0,52 - 0 , 3 5 2 R2

=0 ,5 1;

0,52

♦ ко э ф ф и ц и ен т у м е н ь ш е н и я д о п ускаем о го н а п р я ж е н и я к = <рс п р и Фс < ф , /с = 0,83;

при в ед енн ое н а п р я ж е н и е от сил и н е р ц и и собственны х м асс в ц и ­ л и н д р и ч е ско м элементе ротора по (1 .1 6 4 ) ст£ = 3 9 ,4 4 -1 (Г 6й 2Р п Л 2 = 3 9 ,4 4 -1 (Г 6 -202 -7 68 0-0 ,5 2 = 3 0 ,2 9 М П а ; к о э ф ф и ц и е н т Д.п = — = 11^2. = 0,163; " рп 7680 д опускаем ое н а п р я ж е н и е п р и

Т =

373 К : [ст] = 124,587 М П а ;

[ст]м = 1 7 9 ,5 2 3 М П а ; то л щ и н у ц и л и н д р и ч ес ко й о б е ч ай ки ротора п о (1 .1 6 0 )

Sn =

Щ 9 -0,163-0,5 1:0,5 = 00086 м < 0 ,0 1 2 м , 2 (/с [с т]-с т0п ) 2(0,83• 1 2 4 ,5 8 7 -3 0 ,2 9 )

следовательно, необходим о проводить у то ч н е н н ы й расчет. У т о ч н е н н ы й расчет ц и л и н д р и ч ес ко го эл ем ента ротора вы пол­ н и м в соответствии с [1.7]. У сло ви е п р и м е н и м о с ти м е то д и ки расчета и м еет вид Я > 2 ,5 <JRSц = 2 ,5 л/0,5-0,012 = 0 ,1 9 4 м < 0 ,5 м , т.е. вы полняется. К о э ф ф и ц и е н т г) =

ti^j

2,822

= 0,052 (с м . н и ж е ).

Т о л щ и н а ц и л и н д р и ч ес ко го эл ем ента о ко л о борта, определен­ н ая по (1 .1 5 6 ), £ '„ = 0,8651? р о Ч ^ п Л = 0 ,8 65 -0,5 30,29 0’5 1 '0,163'0,052 = 0 ,0 1 2 м , i [ст]м V 179,523 соответствует то л щ и н е , п р и н я то й к о н с тр у к ти в н о , Sn = 0 ,0 12 м. К р а е в о й и зги б а ю щ и й м о м ен т н а кр а ю ц и л и н д р и ч е с ко го эле­ м ен та у борта рассчиты вается следую щ им образом:

,, 0,18315/?C TS53p 2a? М } = --------------------------------- х aj +2 1 + 0 Д 2 5 ^ и ? ( 4 - 0 , 3 у ) + 1 3 6 5 ^ ^ т,, а 1^цР

1,285

1,285

:16,59 м - 1

х ар а кте р и с ти ч е ски й парам етр для ц и л и н д р и ч ес ко го элем ента; а, =

4

^ = 125; 0,012

S„

ч ',= -

R

0,745

RA

: 0,255

= 2 ,9 2 2 -

к о э ф ф и ц и ен т, у чи ты в а ю щ и й поворот сечения борта о т е д и н и ч ­ н о го м ом ента; = 0 ,7 4 5 , \ |)г1 = 0Д 55 — сопров ож д аю щ ие ф у н к ц и и п р и £ = i? j / R = 0,7, определяемы е по табл. 1.9; 2 (в 'i (R ) = 2 ,9 2 2 (0 ,0 3 7 5 + 0 ,0 1 6 3 )£ 4 4 - f - Х > 9? и=1

V 71 /

л =1

R

-(0 ,0 0 3 8 + 0 ,0 0 0 5 2 ) = ОД 53 — ко эф ф и ц и ен т, учи ты в а ю щ и й пов оро т сечени я борта о т давления ц ен три ф угируем ого п р о д укта. Здесь зам ен и м параб ол и ческую эп ю р у давления п р о д у кта н а ступенчатую с числ ом с ту п ен е й п = 2: Rx+R 0 ,3 5 + 0 ,5 Ri —первая с тупень, R2 = —-------- = —---------- — = 0,425 м — вторая сту­ пень.

R2 _ 0,425 = 0 ,8 5 ; R 0,5

1 R 0,5 42 п о табл. 1.9 находим : = 0 ,0 3 7 5 , у 99 = 0 ,0 0 3 8 п р и \угд = 0 ,0 1 6 3 , = 0 ,0 0 0 5 2 п р и п = 2. О ко н ч ател ь н о получаем:

М\

ОД8 3-30,29-0,5-0,0123 -1Д53 -16,592 1,25 + 2 -0 ,5 -1 6 ,5 9 -2 ,9 2 2 0,163-0,5 2 -0,51

п =

1;

1 + 0 Д 2 5 0 ,5 1 0 ’163 ° ’5 х

0,012

0,00408 М Н - м / м .

К р а е в у ю п оп еречную силу, действ ую щ ую н а е д и н и ц у длины кол ь ц ев ого сечения ц и л и н д р и ч ес ко го элем ента у борта, найдем по с о о тн о ш е н и ю /> = 2 0

1

ХР / ai

— 2-16,59

0,1257?3ХП а 0> Р з Л1 а>

J

1 + 0 ,5 -1 б 5 9 2 ^ 22

0 ,0 0 4 0 8 -

1,253 0,125-0,5 3 -0,163-30,29-0,51-16,59-0,153

= 0,125 М Н /м .

1,253 А н а л о ги ч н ы м образом определяем: и зги баю щ и й момент М2н а краю цилиндрического элемента у д н и щ а АГ, = -ОД8315/?сто5цР2а 2 L а 2 + 2 /?рг |/2

0 1 2 5 v V ? ( 4 _ 0,3 y ) +

S„

0,183-30,29 0 ,5 -0,0123 -1,53 -16,5 9 2

+1’365^а 2оЙцр Л2

1,53 + 2 0,5 16,59-0,331

1+ 0,125 0>51'0,163 0,5 (4—0,3 •0,51) +1,365 0,163-0,52-0,51 QQ13 0,012 v 1,5 0,012 -16,59 = 0,00332 М Н м / м , Уф /• где г |/2= -

ляется

{*о + 0 ,3 х}/ <р/ R

На Ra + 0 ,3 \|/rt V/ R

0 ,7 3 1 5 + 0 ,3 -0 ^ 6 8 5

Q 331. ’

’

вы чис­

%= — = ^ ^ = 0 ,6 8 , а ф ункц и и = 0 ,0 5 3 9 , R 0,5 ¥ 9/ = 0 ,7 1 5 4 , у = 0 ,7 3 1 5 , = 0 ,2 6 8 5 найд ены по табл. 1.9;

2

при

0 ,0 5 3 9 + 0 ,3 -0 ,7 1 5 4

^ = 0018 = Чи 0,012 s„

л 2 = ti/ 2 E ' i , iV(;% ] - Z ) v w л=1 л .1 п=1

♦ краевую п оперечную силу Р 2, д ействую щ ую н а е д и н и ц у длины кольцевого сечения ц и л и н д р и ч е с ко го элем ента у д н и щ а : Р2 = 2р 1 + %

2

<х2

1+

0 Д 2 5 Л Х о|№Р 01 = 2-16,59 х ■Л2

JV19

аI

0,125 0,53 0,163 30,29 0,51 16,59 0,013 0,5 16,59 0,331 0,00332 — 1,53 1,5

= 0,113 М Н /м . Рассчитав н а п р я ж е н и я н а в нутр ен н ей п ов ерхн ости кр а я ц и ­ л и н д р и че ско го элемента: ♦ м еридиональное ° т = °о

+^

8 S,

= 30,290 ,5 ' У а63^ ’5 12 + 6 0>00408 = 177 м щ

8 0,012

0,012

♦ кольцевое — стп

= 30,29

Хп \ |iR 2 S„

+1

0,163 0,51 0,5 +1 2 - 0,012

2 16,59 0,5 Л 6

0,012

5 9 .0

00408 - 0,125)+

v

>

,1,8 0,00408 ~ 1Л<ГТТ + - — ■— т— = 55,1 М П а ;

0,0122

♦ радиальное ст® = 0 , наход им экв и вал ентное н а п р я ж е н и е

шах ' стт т = 1 7 7 -0 = 177 М П а . Вы числив н а п р я ж е н и я н а н а р у ж н о й пов ерхности ц и л и н д р и ­ че с ко го элемента: ♦ м еридиональное _n R K r

6Mi

Gm = °о - тгт;---- гт-= 8 S„ = -1 6 4 М П а ; ♦ кольцевое

,п оо0,5 0,163-0,512

6-0,00408

‘2 5 ,, = 30,29

+

ОД 6 3-0 ,5 1: 0,5

2 0,012

Р

о

0,0122

- л

) - ^

=

” ,ю и

+ 1 + _ 16’59 0’5 (16,59-0,00408 - 0 Д 2 5 ) -

0,012

-

1,8-0,00408

^

= -4 7 М П а;

♦ радиальное с " = 0 , получаем эквивал ентное н а п р я ж е н и е 64) = 16 4 М П а . ^ Наибольш ее эквивалентное напряж ени е стэкв = ст' экв = 177 М П а , следовательно, условие п р о ч н о с ти вы полняется: стэкв<[ст]м= = 179,523 М П а . Р асчет н а п р я ж е н и й н а кр а ю у д н и щ а не п рои зво д им , т а к к а к М2и Р2очень мало отличаю тся от Л/, и Р ,. О пр ед ел и м эквивалентны е н а п р я ж е н и я в п л о с ки х элементах (бор т, д н и щ е ): ♦ н а н а р у ж н о м крае борта < к в = < С х - a " in = 0 - ( - 1

нкб ~ экв

Р{ 5 ,+

6М,

sf

0,125 , 6-0,00408 0,015 +

0,0152

=1 1 7 М П а < [с т ];

♦ н а в н утр ен н ем крае борта о экв

= 0,825 а 0п 1+ 0,212

R

+

2Р

-+ 5^12VrT м/

№ R

X

=0,825-30,29 1+ 0,212

0,3 5 10,5 J

0,015-0,51

0,015 2 -0,255

х[0Д 25 -30,29 •0,52 •0,51 •ОД63 (0,0375 + 0,0163) - 0,00408] = = 4 3 ,4 М П а < [о ];

♦ н а н а р у ж н о м крае д н и щ а

экв

= — + Щ 1=

S2

Si

0,018

+ 6 •°’00332 = 67,7 М П а < [ст]. 0,018 1 J

В ы числим н а п р я ж е н и я н а в нутр ен н ей п о в ер хн о сти д н и щ а у ступицы : ♦ радиальное ст“ = 0 ,4 1 2 5 gg R l

+ ' Д + — ,----- ------------------------_ _ х 2 с2 Vn- -IT + 0 ,3 v |/rt

0,125ст5Хя

R

п=\

052-0 3 4 2 =0,412 -30 ,2 9 ^ = ------+ 0,52

-М л

+ М + 0,018 0,0182[0,7315+0,3 0Д685] х{0Д 25 •30,29 •0,163 •0,51 •0,52(0,0375+0,0163) - 0,00332} = = 33,8 М П а ; ♦ кольцевое уГ

= 0,41^ a O (R 2 _ 0)576I{2j + 3 _ + R 4 ^2 2

R„)

*,125ctqЛ.п \\>R

hr n= 1

<(0,52 - 0 ,5 7 6 -0,342)

-A f,

VK .

+Ш +0,018

1,8 Rn S? Vr + 0,3 у rt R R

0,4125 30,29 0,52

1,8 0,0182(0 ,7 3 1 5 + 0 ,3 -0 ,2 6 8 5 )

x {0 ,l 25 •30,29-0,163 •0,51 0,5 2 (0 ,0 3 7 5 + 0 ,0 1 6 3 ) - 0 ,0 0 3 3 2 } — 21,7 М П а ; ♦ норм альное пов ерхн ости д н и щ а

Н а й д е м экв и вал ентное н а п р я ж е н и е н а в н утр е н н ей п о в е р хн о ­ сти д н и щ а у ступ иц ы

сгГкв = < С с - < in = 3 3 , 8 - 0 = 33,8М П а < [ 4 Рассчитаем н а п р я ж е н и я н а н а р у ж н о й п ов ерхн ости д н и щ а у ступицы : радиальное р

d2 _ р2

ст™ =0,4125 ctJ "“ T-i R

*-> 2

0 , 1 2 5 \\fR2^2\\frq

д.

Л= 1

+

6

+тг" —

л

Rn Лп) + 0,3 V)/ п R л

52

М ,

0,113

6

0,018

0,0182[0,7 3 1 5 + 0 ,3 -0 ,2 6 8 5 ]

052-0 3 4 2 0 ,4 1 2 -3 0 ,2 9 — — —ь 0,52 {0,125-30,29-0,163-0,51-0,52 >

х (0 ,0375 + 0,0 1 6 3 )-0 ,0 0 3 3 2 } = - 7 , 7 6 M n a ; кольцевое

1,8

ст™ = ° ,41225сТоП ( r 2 -0 ,5 7 6 i? o ) +

R

*->2 2

0Д25СтцА,п y R 2j2\\irg п=1

[r \

ОД13 х ( 0,52 -0,576-0,342V+ V / 0,018

-мL 2

S2V,

Ra R

(R, R

0,4125-30,29 0,52

1.8 0,0182(0,7315+0,3-0,2685)

х{0,125 -30,29 -0,163 -0,51 -0,52(0,0375+0,0163) -0,00332} = = 9ДЗ М П а ; норм альное п оверхности д н и щ а ст™ = 0. Э кв и в ал ен тн о е в н утр е н н ей пов ерхн ости д н и щ а у ступицы = < С х ~ < С ш = 9 , 2 3 - ( - 7 , 7 б ) = 1 б ,9 8 М П а < [с т ]. П р и н я ты е геом етри ческие размеры элем ентов ротора обеспе­ чи в а ю т его прочность п р и заданны х р е ж и м а х экс п л уа та ц и и .

6.3. Расчет сепараторов, трубчатых центрифуг Ж и д ко с т н ы е сепараторы — одна и з р а зн о в и д н о ­ стей оборудования для разделения ж и д к и х гетер о ген н ы х систем под д ействием ц е н тр о б е ж н о й силы . Д л я создания в ы со ких ф акторов разделения сепараторов и трубчаты х ц ен тр и ф у г необход и м о увеличить часто ту в р ащ ен и я ротора и л и его диам етр. Кольцевы е н а п р я ж е н и я в с те н ке ротора зависят от давления в р а щ а ю щ е й с я ж и д к о с ти (п р о п о р ц и о н а л ь н о со2/?3) и ц ен троб еж ны х сил собств енной массы (п р о п о р ц и о н а л ь н о со2R2), а ф актор разделения зав и си т л и ш ь о т со2R (R — средн ий р а ­ д иус обо л очки ротора). Следовательно, для д о с ти ж е н и я в ы со ких ф акторов разделения предпочти тельно увеличивать угловую с к о ­ рость п ри у м е н ь ш е н и и д и ам етра ротора; по это м у сепараторы с ф актором разделения 500 0 —8000 и м ею т ротор д и ам етром не более 700 м м , а у трубчаты х ц е н тр и ф у г с Fr' — 12000—15000 диам етр р о ­ тора не превы ш ает 8 0 —150 м м . Д л я у м е н ь ш е н и я у н о са твердой фазы с ф угатом в сепараторах и трубчаты х ц ен тр и ф угах использую т тр и разно в и д но сти п р о ц е с ­ са осветления: ♦ п р и малой то л щ и н е слоя ж и д к о с т и и м алом п у ти ее д в и ж е н и я (с е ­ параторы с к о н и ч е с к и м и тар ел кам и ); ♦ п р и средней то л щ и н е слоя ж и д к о с т и и значитель ном п у ти д в и ж е ­ н и я ж и д к о с ти (сепараторы с ц и л и н д р и ч е с ки м и в став кам и ); ♦ п р и больш ой то л щ и н е слоя ж и д к о с т и и значитель ном п у ти ее д в и ­ ж е н и я (трубчаты е ц е н тр и ф у ги ). Т е х н и ч е с ки е х а р а кте р и с ти к и сепараторов, п р и н ц и п работы и к о н с тр у к ц и и приведены в [6 .2 , 6 .4, 6.5, 6 .7 ]. Основные соотношения для расчета сепараторов Э ф ф екти в н о е использование сепараторов воз­ м о ж н о л и ш ь п р и опред еленны х свойствах разделяем ой системы . О ц е н к у целесообразности п р и м е н е н и я это го вида оборудования осущ ествляю т в два этапа. П е р в ы й этап — вы явление п р и м е н и м о с ти за ко н а С т о к с а к разделению к о н к р е т н о й ге те р о ге н н о й системы . Н и ж н ю ю гр а н и -

ц у п р и м е н и м о с ти за ко н а С т о кс а м о ж н о не проверять, т а к к а к п о ­ п р а в ку к ф ормуле С то кс а вводят только в то м случае, если размер вы деляемой частицы срав ни м по п о р я д ку со средн им п р о б его м м олекулы среды. В реальны х производственны х систем ах данны е в ел ичины не сравним ы , по это м у пров ерка н и ж н е го предела не и м е ет п р а кти ч е с ко го знач ени я . В е р х н и й предел п р и м е н и м о с ти формулы С т о к с а связан с о п ­ ределением скорости д в и ж е н и я части ц п р и разделении систем ы в поле ц ен тр о б еж ны х сил. Э та скорость д о л ж н а быть д о статочно мала, чтобы м о ж н о было пренебречь силам и и н е р ц и и в с р ав н е н и и с си л ам и в язкости . О т н о ш е н и е эти х сил представляет собой к р и ­ те р и й Рейнольдса. К р и т и ч е с к и й диам етр dKpчастицы , п р и ко то р о м ещ е в о зм о ж ­ н о п р и м е н е н и е формулы С то кс а , соответствует R e ^ = 0 ,5. П р и под стан о в ке в это равенство сто ксо в о й с ко р о с ти осаж д ени я час­ ти ц ы вы водится ф ормула

(6 .1 4 0 ) Разм ер dp расчетной частицы , ко то р у ю требуется выделить на сепараторе, д ол ж ен быть м ень ш е dKp. О б ы чн о сепари ров ани ю подвергаю тся то нкод исперсны е системы и это условие вы полня­ ется. С ред у, для ко то р о й dp > dKp, целесообразно обрабатывать н а д ругом оборудовании — ц и к л о н а х и л и ц ен тр и ф угах. В т о р о й предварительны й расчетны й этап заклю чается в о п ­ ред елени и предельного разм ера вы деляемой н а сепараторе ч асти ­ цы и з условий в о зм о ж н о сти в о зн и кн о в е н и я диф ф узии. С ч и та е т­ ся, что части ц ы разм ером более 4 м к м п р а к т и ч е с к и не подверж е­ ны б р о ун о в ско м у д в и ж е н и ю . П р и м е н ь ш ем ди ам етре возм ож ен значител ь ны й проб ег части ц , особенно п р и п о в ы ш е н и и тем пера­ туры среды. Радиус н а и м ен ь ш е й частицы , ещ е вы деляемой сепаратором , наход ится п о формуле

Зная предел с еп ар ац и и и ф у н кц и ю распределения ч а с ти ц по размерам, м о ж н о определить, н аско л ь ко эф ф екти в но п р и м е н е ­ н и е сепаратора для разделения к о н к р е т н о й ге те р о ге н н о й систе­ мы. Если частицы разм ерны х классов, м е н ь ш и х предельного раз­ мера, составляю т значител ь ную долю и сход ного объема, следует либо воздействовать н а си стем у путем п р и м е н е н и я коагулянтов и л и ф локулянтов, либо изы скивать другие способы разделения, н е связанны е с п р и м е н е н и е м ц е н тр о б е ж н о й силы.

Технологическийрасчет сепараторов-очистителей приразделе­ нии суспензий. Д л я х и м и ч е с ки х производств, в кото ры х ге те р о ге н ­ ны е системы обрабаты ваю тся сепари ров ани ем , наиболее х ар а к­ терны разделение и с гу щ е н и е суспензи й. Р абочий ц и к л сепараторов с пер и о д и че ски м р е ж и м о м работы в клю чает о п е р а ц и и п у с к а , о саж д ения тверды х ч а с ти ц , то р м о ж е ­ н и я и вы грузки осадка; производительность эти х сепараторов рас­ считы ваю т, используя время ц и кл а . Время н епреры вной работы сепаратора м еж д у п е р и о д и ч е ски ­ м и разгр узкам и ротора о т осадка в общ ем случае зависит о т объема ш лам ового пространства производительности сепаратора Qcn и к о н ц е н тр а ц и и взвеш енны х вещ еств в разделяем ой суспензи и Cv. И схо д я из этого время н епреры в ной работы сепаратора о п р е ­ деляю т следую щ им образом:

V 7 ШЛ

(6 .1 4 2 )

где (6 .1 4 3 ) объемная производительность сепаратора по с усп ен зи и , м 3/с ; Сзф = 0 ,6 - 0 ,8 — к о э ф ф и ц и е н т, о т р а ж а ю щ и й н е и зб е ж н у ю р а зн и ц у м еж ду те о р е ти ч ес ки м и п ред посы л кам и и реальны ми условиям и процесса, вкл ю чая в л и я ни е неуч тен н ы х ф акторов; а — угол н а ­ к л о н а образую щ ей тарел ок, определяем ы й условиям и сепари ро­ в ания, не м о ж е т быть м е н ь ш е 30°, м аксим аль ное знач ени е а , д и к ­ туемое углом естеств енного о тко са и стрем лением к наиб ольш ей производительности, не прев ы ш ает 50°; zT—число тарел ок в п а к е ­ те, определяется рав ном ерность ю за гр у зки п о высоте; для совре­ м енны х сепараторов Zv > 200.

Р азделяю щ ая способность сепараторов характери зуется и н ­ д ексо м производительности (6 .1 4 4 ) Н а и б о л ь ш ее значени е для процесса разделения и м е ю т разм е­ ры тарел ок. И з (6 .14 4 ) следует, что ее пр и м е н и м о с ть о гр а н и ч е н а условием rmin > 0,5rmax. К а к показы вает п р а к т и к а р а зр аб о тки оте­ честв енны х и зарубежны х сепараторов, д о л ж н о вы держиваться с о о тн о ш е н и е /-min = (0,35 - 0,45) r max в зависим ости от н а зн а ч е н и я и т и п а сепаратор а. С теп ен ь с н и ж е н и я производительности п р и и з м е н е н и и к о н ­ ц е н т р а ц и и сусп ен зи и м о ж е т быть учте н а в расчете путем введения л ибо ко э ф ф и ц и ен та стеснени я Кст, определяю щ его о т н о ш е н и е с ко р о стей с тесн ен н о го и свободного о с аж д е н и я , л ибо о т н о ш е н и я с коростей с тесн ен н о го осаж д ени я п р и различны х к о н ц е н тр а ц и я х д и сп е р с н о й фазы в суспензиях. Д л я определения д а н н о го ко э ф ­ ф и ц и е н та п ред л ож ен ряд э м п и р и ч е с ки х формул: (6 .14 5 )

(6 .14 6 ) где е — безразм ерная ги д род и нам и ческая х а р а кте р и с ти ка (п р и ла­ м и н а р н о м р е ж и м е осаж дения е = 4 ,5 ). П р о ц е с с разделения сус п е н зи й в м еж тар елочны х п р о с тр ан с т­ вах сепаратор ов -сгустителей (сопловы х) а н ал о ги ч ен процессу, осущ ествл яем ом у в сепаратор ах-очи сти телях [6 .4 ]. Н о если п р и работе сепаратор ов -о чи стителей п р а к ти ч е с к и весь объем с ус п е н ­ з и и п р о х о д и т через п а ке т тарел ок, то в сепаратор ах-сгусти телях зн ачител ь н ы й объем ж и д к о го к о м п о н е н т а вы ходит через сопла в виде к о н ц е н тр а та , доля ко то р о го в и сход ной с ус п е н зи и определя­ ет степень с гу щ е н и я твердой фазы. Вследствие это го и з условий м атери ал ьно го баланса ф а кти ч е с кую производительность сепара­ то р а-с гус ти тел я вы разим урав нени ем

Gen

к>

(6 .1 4 7 ) =Q+Q где Q — объем ф угата, м 3/с ; QK—объем ко н ц е н тр а та , вы ходящ его через сопл а, м 3/с .

П р и зад ан н о й с теп ен и с гу щ е н и я К^тд и сп е р с н о й фазы и п р а к ­ ти ч е с ки полностью осветленном ф угате объем ф угата определяет­ ся по ф ормуле у

Q = (K cr- l)Q K:i

(6 ,1 4 8 )

П р и расчете ф а кти ч е с ко й производительности сепаратора, работаю щ его в схеме с р е ц и р ку л я ц и е й , объем ре ц и р ку л я та вы чи­ таю т и з п о л н о й п р о п у с к н о й спо со б но сти сопел и в об щ ем случае (6 .14 9 ) где /я р = Q P/Q C ко э ф ф и ц и ен т р е ц и р ку л я ц и и ;

(6 .1 5 0 )

(6 .15 1 ) п р о п ус кн ая способность сопел, м 3/с ; <2Р — количество к о н ц е н тр а ­ та, возвращ аемого в сепаратор в качестве р е ц и р кул я та, м 3/с ; цс — ко эф ф и ц и ен т и стеч ен и я ж и д к о с т и из сопел; Fc —общ ая площ адь ж и в о го сечени я к о м п л е кта сопел, м 2. О чев и дно, что в отсутствие р ец и р ку л я ц и и Qc = QK. Кол и ч еств о ф угата,м ож ет быть определено по (6 .1 4 3 ), к а к п р и расчетах сепаратор ов -о чи стителей. Т а к к а к наиболее сущ еств енны м отличием сеп аратор ов -сгустителей является на л и ч и е сопловы х устройств для вывода к о н ­ центрата, то главная особенность расчета заклю чается в определе­ н и и числа сопел, и х ж и в о го сечени я и расп о л о ж ен и я выводных каналов в зависим ости о т производительности сепаратора и тр е­ буемой с теп ен и с гу щ е н и я . П р и р ав н и в ая правы е ча с ти ( 6 .1 4 9 ) и ( 6 .1 4 3 ) и подставляя з н а ­ чение Qcиз (6 .1 5 1 ), получаем расчетное уравнение, позволяю щ ее определить требуемы е парам етры к о н с т р у к ц и и и ли хар актер и ­ с ти ку процесса: (6 .15 2 )

И схо д я и з это го у р а в н е н и я , м о ж н о определить сум м арное ж и ­ вое сечение к о м п л е кта сопел

(6 .1 5 3 ) (*c r

-/*о ц с ц

I

а т а к ж е степень с гущ ен и я п р и п р о ч и х заданны х парам етрах и л и необход им ы й ко эф ф и ц и ен т р е ц и р ку л я ц и и для п о л учен и я требуе­ м о го с гу щ е н и я и , кром е то го , рассчитать ко н с тр у кти в н ы е п а р а ­ метры. В о зм о ж н о сть ум е н ь ш е н и я гс с целью п о в ы ш е н и я с те п ен и с гу ­ щ е н и я и с н и ж е н и я энергозатрат н а отвод к о н ц е н тр а та о гр а н и ­ чен а, и наиболее удовлетворительны м является равенство г —г ~ 'гшах * 'с 'т Х о т я г0 д о л ж ен быть м ен ь ш е rmin, п р и расчетах по (6 .1 5 3 ) и х м о ж н о при рав н ять , п ри чем о ш и б к а п р и в ы числении не превы сит 4% . П р и расчете условий р е ц и р ку л я ц и и в сопловы х сепараторах будем исходить и з урав нени я (6 .1 5 4 ) где гш—радиус р асп ол ож ени я устья каналов подвода р е ц и р ку л я та , м; Го— радиус р асп ол ож ени я ввода р е ц и р ку л я та , м; рр — плотность р е ц и р ку л я та , к г /м 3; рс — средняя плотность о с н о в н о го п р о д укта в роторе, к г /м 3. Связь м еж д у основ ны м и п арам етрам и , обуслов лив аю щ и м и эф ф екти в ность работы сопловы х сепараторов, определяет урав­ н е н и е (6 .1 4 8 ). Т а к к а к производительность п о ф угату л и м и ти р у е т­ ся ко н с тр у к ти в н ы м и ф акторам и и разделяемостью с усп ен зи й и п р и с о зд ан и и к о н с т р у к ц и й новы х м а ш и н обеспечивается ее м а к ­ сим альное зн ач ен и е, м о ж н о считать [Кст - l ) ( ? K = const для д а н ­ н о го ти п о р азм ер а сепаратора. Н а и б о л ее эф ф ективны й способ п о в ы ш е н и я к о н ц е н тр а ц и и д и с п е р с н о й фазы — у м е н ь ш е н и е диам етра сопел, н о п р и этом бы ­ стро возрастает вероятность и х заб ив ания осад ко м . Д о н а сто я щ е ­ го в рем ени наиболее радикальны м способом у стр а н е н и я п р о ти ­ в оречий м е ж д у тр ебо вани ям и п о в ы ш ен и я с те п ен и с гу щ е н и я и у в ел и чен и я врем ени непреры в ной работы сепаратора является п о в ы ш е н и е ко эф ф и ц и ен та р е ц и р ку л я ц и и , ко то р ы й , о д н а ко , о г­ ран и чи в ается к о н с тр у кти в н ы м и о с о б е н н о с тя м и сепаратора и

энергозатратам и , необходим ы м и для тр ан сп о р ти р о в ан и я части к о н ц е н тр а та н а р е ц и р ку л я ц и ю .

Технологический расчет сепараторов для разделения эмульсий. Д анн ы е сепараторы м ень ш е распространены в х и м и ч е с к о й и см еж ны х с нею отраслях п р о м ы ш л ен н о сти , чем сгустители и о ч и ­ стители. П р и расчете сепараторов-разделителей преж д е всего н е ­ обходимо вы яснить, к а к о й и з ко м п о н е н то в является д и сп е р с и о н ­ н о й средой, а к а к о й д и сп е р с н о й ф азой, в соответствии с чем о п р е ­ деляется расчетны й у часто к тар ел ки . Н а п р и м е р , если д и сп е р с н о й фазой водом асляной эм ульсии являю тся глобулы воды, то за рас­ четны й у ча сто к п р и н и м а ю т центральную зо н у тарел ок и (6 .1 4 4 ) приобретает вид: 2п -----I 2т =■ Т ~ ® 2* Tc t g a (r l - r * in ) . (6 .1 5 5 ) 3g Е сли в качестве д и сп е р с н о й фазы требуется выделить более л е гк и й к о м п о н е н т , то использую т пери ф ер ий ны й участок тарел­ к и и расчет ведется по ф ормуле 2п :з * ' Радиус разделительной та р е л ки и р асп ол ож ени е отводящ их устройств для л е гко го и тя ж ел о го ж и д к и х ко м п о н е н то в определя­ ю т по формулам: Р т ( гн - /' 4 к ) = Рл('*н -Гл2 ) ;

(6 .1 5 7 )

Р т ^ р ~ г1

(6 .1 5 8 )

х

) = Р сМ ( г р ~ г л ) >

гДе Ртяж и Рл — пл о тно сти

соответственно тяж ел о го и л егко го к о м ­ поненто в; рсм — пл отность см еси в пространстве под разделитель­ н о й тарел кой, о гр а н и ч е н н о й ради усам и гр и гл; гн—радиус р а с п о ­ л о ж ен и я отверстий в тарел ках, ко то р ы й м о ж е т быть определен п р и известном с о о тн о ш е н и и объемов тя ж ел о го и л е гко го к о м п о ­ н ентов в эмульсии:

г2ах —т2 V гн _ ►'т

(6 .1 5 9 )

'г2-г2 н ' max Технологический расчет осветляющей трубчатой центрифуги. П роизводительность осв етл яю щ ей трубчатой ц ентри ф уги О Т Р ,

Р Т Р рассчиты ваю т п о обы чной м ето ди ке — через и н д е кс п р о и зв о ­ д ител ьн ости 2 Т. Р аб очи й ц и кл в кл ю чает врем я осаж д ени я и запол ­ н е н и я ротора осадком , а т а к ж е время р а зго н а, то р м о ж е н и я , раз­ б о р к и -с б о р к и ритора и в ы грузки осадка. П о н а й д е н н о м у в рем ени ц и к л а нахо д ят производительность ц ен тр и ф у ги . Д л я осветл яю щ ей трубчатой ц ентр и ф уги : ♦ п р и относител ьно малом слое ж и д к о с ти

—пН (d^ - Л )2 со2 / ( 2 g ) ;

(6 .1 6 0 )

♦ п р и зн ачител ь н ом слое ж и д ко с ти

п sT = —

Н

- г*)с о 2 . \ , я Ц гр т / г ж )

(6 .1 6 1 )

где Н — вы сота ротора, м; d^T— в н у тр е н н и й ди ам етр ротора, м; h = грт - гж — то л щ и н а слоя ж и д к о с ти , м ; гж — в н у тр е н н и й радиус слоя ж и д к о с т и , м. Пример 6.20. Определить производительность сепаратора с центро­ бежной пульсирующей выгрузкой осадка типа УОВ-602К-2, предна­ значенного для отделения кристаллов Na2C 0 3от маточного раствора. И с х од ны е данные. Объемная концентрация твердого вещества в суспензии Cv = 10 %; плотность кристаллов Na2C 0 3 pj = 2700 кг/м3; плотность маточного раствора р2= 1000 кг/м3; динамическая вязкость раствора ц = 0,001 Па с; минимальный размер улавливаемых твердых частиц d= 1 мкм. Сепаратор имеет следующие технические характеристики [6.5]: часто­ та вращения ротора п = 4700 об/мин; индекс производительности (при зазоре между тарелками 0,4 мм) и работе в качестве разделителя по тяжелому компоненту Ет= 8000 м2; емкость шламового простран­ ства ротора Кщд= 0,007 м3; пропускная способность по воде до 10 м3/ч.

К р и т и ч е с к и й диам етр части ц ы , о п р ед ел я ю щ и й с то кс о в ски й р е ж и м о саж д ен и я , находим п о (6 .14 0 ):

4 Ф = 2 ,6 2

ц2 со2/* Д р р 2

3

= 2,62

= 5,26-10_6 м = 5 ,2 6 м к м ,

,

0 0012

%П л -4 7 0 0 ^ , , 0 - , / где со= — = — — — = 491,183 р а д /с — угловая скорость в р а щ е н и я ротора сепаратора; Ар = р, —р 2 = 2 7 0 0 - 1 0 0 0 = 1700 к г /м 3 — раз­ ность п л о тн о с те й фаз; г = 0 ,3 м - с р ед н и й радиус ротора. П ред ел ьны й размер части ц ы , вы деляемой в сепараторе, н а х о ­ дится п о (6 .14 1 ): г ™ , = 2,6-10“ 64/— Ц г - = 2 ,6 -1 0 _64 пред

’

]j Ар со2/*

’

293

v 1700-491,1832 -0,3

= 0 ,1 02 -10~6 м = 0 ,102 м к м , где Т — 293 К — тем пература процесса. П о с к о л ь к у , п о условиям задачи, м и ни м ал ь ны й разм ер улав­ ливаемы х ч а с ти ц составляет 1 м к м , то п р и м е н е н и е д а н н о го сепа­ ратора представляется целесообразны м , т а к к а к dnp < d < d KV. О бъ ем ная производительность сепаратора п р и этом в соответ­ ствии с (6 .1 4 3 ) и (6 .1 4 4 ) составит <2сп = С э ф |я ® 2гт< Я в а (г^ ах - Гш

т ) ^ 2 = ^эф^т

СэфZ T A pgrf2 = 0,6 -8 0 0 0 1?00 9,81-10 12 = 4 ^ Ьэф т 18ц 18-0,001

=

. 10-з м з / '

= 16,004 м 3 /ч . С теп ен ь с н и ж е н и я производительности п р и и зм е н е н и и к о н ­ ц е н тр а ц и и сусп ен зи и учиты вается в расчете ко эф ф и ц и ен то м стесн ен и я н а й д е н н о го п о (6 .1 4 6 ):

ст

i o I>82cv

до1,820,1

О кон чател ьн о получаем: Q cn = КстQcn = 0,533-16,004 = 8,53 м 3/ч . П р и этой производительности время непреры вной работы се­ паратора м еж д у п е р и о д и ч е с ки м и р азгр узкам и ротора от осадка, рассчитанное по (6 .1 4 2 ), составит „ _

Ршл

_

0,007

= 2 9 )5 4 1 с

Пример 6.21. Для условий примера 6.20 составить материальный ба­ ланс процесса сепарации. Исхо дные данные. Доля выделяемой твердой фазы 90 %; влаж­ ность образующегося осадка w = 80 %.

О пределив пл отность суспензи и Реп

= C vp, + ( 1 - C v ) p 2 = 0 ,1 -2 7 0 0 + (1 -0 ,1 )1 0 0 0 = 1170 к г /м 3,

найдем ее массовы й расход Ge n = < 2 е п Р е п

= 2 ,3 7 -Ю "3 -1170 = 2,772 к г /с .

Пример 6.22. Выполнить расчет на прочность ротора сепаратора с внутренним затяжным кольцом. И с х о д н ы е данные. Частота вращения ротора п = 75 об/с; мате­ риал деталей ротора — сталь 07Х16Н6; предел текучести ст02 == = 882 МПа; плотность материала р = 7850 кг/м3; модуль упругости материала Е = 0,196-106 МПа; плотность сепарируемого продукта рж = 1100 кг/м3; допускаемое напряжение [ст] = 441 МПа; допускае­ мое напряжение для локальных зон концентрации напряжений [ст]м= 588 МПа; внутренний радиус основания ротора R = 0,346 м; внутренний радиус широкого края конической крышки RK= 0,320 м; внутренний радиус узкого края конической крышки гк= 0,110 м; внут­ ренний радиус опорной поверхности кольца на коническую крышку ротора R3 = 0,316 м; радиус свободной поверхности сепарируемого продукта jRq = 0,110 м; наружный и внутренний радиусы затяжного кольца Rx= 0,342 м, R2= 0,305 м; половина угла раствора конической крышки при вершине а = 40°; длина участка основания ротора, нагру­ женного давлением сепарируемого продукта, b = 0,077 м; длина ци­ линдрического элемента основания ротора /= 0,186 м; расстояние 1Х= 0,1475 м от верхнего сечения цилиндрического элемента до линии действия погонной силы S; шаг резьбы h = 0,012 м; число витков резь­ бы, принятое в расчете, z — 1; наружный и внутренний диаметры резь­ бы кольца соответственно dH= 0,69 м; J BH= 0,677м.

О пред ел им требуемы е для расчета п р о ч н о с ти коэф ф ициенты :

р —

_

Ц 8 5 ------- = 1 2 ,5 6 7 1 /м — ко эф ф и ц и ен т затухания. VO,3605 0,029

Ц и л и н д р и ч е с ка я ж е с тко с ть ц и л и н д р и ч ес ко го эл ем ента о с н о n ES 3 1 ^ 6 -105 -0,0293 ,ш D вания ротора D = -------- = — -------------- -------- = 0,4378 М Н -м . Р ассто я н н 10,92 10,92 н и е от л и н и и действия силы Ххдо ц ен тр а масс сечени я к о л ь ц а — а. Р ассчитав кр и те р и й м е х ан и ч ес ко го подобия по (1 .1 6 5 ): N e = 2 5 ,3 6 -1 0 3 — И — = 2 5,36-103---------- ^ -----------т = 2,12, рп R 785 0 -7 5 -0,346 найдем по гра ф и ку (см. рис. 1.35, кривая I) параметр р = 0,08 и со­ ответственно требуемую то л щ и н у с те н ки основания ротора S = = р/? = 0,08-0,346 = 0,0277 м. П р и н и м а е м 5 = 0 ,029 м. Определяем то л щ и н у с те н к и к о н и ч е с к о й к р ы ш к и ротора п о (1.158): ст0X y KRK к

2([ст] —CT0)c o s a

_ 178,33-0,14-0,8818-0,32 _ n A n g „ 2 (4 4 1 -1 7 8 ,3 3 )0 ,7 6 6

ще<т0 = 3 9 ,4 4 -1 0 -6р и 2Л 2 = 39,4 4 -И Г 6 -7 8 5 0 -7 5 2 -0,32 2 = 1 7 8 ,3 3 М П а . П р и н и м а е м SK—0 ,02 м. О пределяем высоту в н утр е н н его затя ж н о го кольца (1 .1 6 6 ), расчетная схема ко то р о го приведена н а рис. 6.11,

Я - L _____ = L ______________^ 1 7 3 3 ____ - Л 2)([о]- оо)

у(0,342-0,306)(441 -203,69)

где Р = 30,96 •10_6 р ж и 2 ( jR 2 - Я 02) 2 = 30,96 1 0 -6 -1 10 0-7 5 2 х х (0 ,3 2 2 - 0 Д 1 2) 2 = 1,562 М Н ; С = |(Л, -R 3) = |(0,342-0,316)=0,01733; ст0 =39,44-10_6р « 2/?2 =39,44-10-6 -7850-752 -0,3422 =203,69М П а . П р и н и м а е м Н = 0,06 м. Д а л ь н е й ш и й расчет вы полняем в соответствии с [1 .8 ].

Р и с. 6 .11. Расчетная схема внутреннего затяжного кольца

В ы числяем н а п р я ж е н и е в затя ж н о м кольце экв и вал ентного п р я м о угол ь ного сечения ст= 0 , 9 5 5 - ^ - + 3 2 , 5 4 •1 0 -6 р я 2Я 2 1 + ОД 12

FKH

В? R

= 0,955 1,562-0,01733 + 32,54 10~6 -7850-752 0,3422: 18,510-4 0,06

1+ 0,212

(0,3111 0,342

\21

= 431 М П а < [ст]

п р и Л | = Л - — = 0 ,3 4 2 - 18’5 1 0 2 1 Н 0,06

= 0 ,3 1 1 1 м .

О пр ед ел и м н а п р я ж е н и я в з а тя ж н о м кол ь ц е с учетом его со­ в м естн о й работы с основанием ротора, для ч е го предварительно рассчитаем геом етри ческие х ар а к те р и с ти ки п о п е р е ч н о го сечения кольца

meFl —0,0248-0,038 = 9,424• 10- 4 м2; F3 = 0 ,0 1 2 2 0,017 = 2 ,0 7 4 -10~4 м2; F2 = ^ 0 ,0 1 2 2 0,021 = 1Д 81-10-4 м 2; F4 = 0 ,0 2 6 0 0,022 = 5 ,7 2 0 -1 0 -4 м 2. О ко н ч ател ь н о получ&ем

FK= (9 ,4 2 4 + 1,281+2,074 + 5 ,720) 10-4 = 1 8 ,5 -1 0 “4 м 2. Н а й д е м коорд инаты ц ен тр а масс п о п е р е чн о го с еч ен и я кольца _ ZSX _ Fxy[ + F2y'2+ РъУъ +

Y.F

цм

.

FK

_ Z S y _ Fxx[ + F2x'2 + F3x'3+ F4x\ ЦМ

"

ILF

FK

где

y[ —0 ,0 2 2 + 0 ,5 -0,038 = 0,041 m; x \= - 0 ,0 2 4 8 / 2 = 0 ,0 1 2 4 m; y'2 = 0 ,0 2 2 + 0 ,0 1 7 + ^ 0 ,0 2 1 = 0,046 m; x'-> = - 0 ,0 2 4 8 + ^ 0 ,0 1 2 2 = -0 ,0 2 8 9

m

;

y'3 = 0,022 + 0,5 -0,017 = 0,0305 m; x'3 = -(0 ,0 2 1 8 + 0 ,5 -0 ,0 1 2 2 ) = -0 ,0 3 0 9 m; y'A = 0 ,5 -0 ,0 2 2 = 0,011m ;

x \= -(0 ,5 - 0 ,0 2 6 ) = -0 ,0 1 3 m.

_ 9 ,4 2 4 -10-4 -0 ,041+1,281-10-4 -0 ,0 4 6 + 2 ,0 7 4 -1 0 -4 -0 ,0 3 0 5 + ... _ 18,5 10-4 ... + 5,7 2 0 -1^ - 0 , O I ^ q 18,5-1 0 -4 9,424 •1 0 -4 (-0 ,0 1 2 4 )+ 1 ,2 8 1 •10“4 (-0 ,0 2 8 9 ) + 2 ,0 7 4 -1 0 -4 x ... '!r“

=

.. .X (-0 ,0 3 0 9 ) + 5,72 -10"4 (-0 ,0 1 3 ) — L= -0 ,0 1 5 6 m; — L J ------- 1— !— .— 18,5-10

М о м е н т и н е р ц и и п о п е р е ч н о го сеч ени я кольца относительно центральны х осей X и Y определяется п о ф ормулам

J X — J XI + J x 2 + «TjT3

Х4 ’ J y — J y

1

■ Jr JY l+ Jy i + J y 4-

Н а й д е м последовательно входящ ие в эти сум м ы слагаемы е:

J xl =bhL + bfF{ = ° ’Q24812Q’0383 + 0 ,0 1012.-9 ,42 4 -10~4 = = 20,95 4 -10"8м 4 n p n i j = 0 ,0 4 1 - 0 ,0 3 0 9 = 0 ,0 1 0 1 м ;

J x 2 = Щ-+Ь$Р2 = 0 ,0 1 2 2 'Q’Q213 + 0 ,0 1 5 1 2 Ц 8 М 0 - 4 = 36

36

= 3,235-10_8m4 при b2 =0,046-0,0309=0,015 1m; j xj

^ ^ . +b jF 3 = 0 ,0 1 2 2 2° ’0173 + ( - 0 ,0 0 0 4 ) 2 -2,074-10“4 =

= 0,503-10-8m4 при b3 —0,0305-0,0309 = -0,0004 m; J X4 = ^ - + b jF 4 = 0’Q26Qi2Q’Q223 + (-0,0199)2 -5,72-10-4 = = 24,959-10_8m4 при 64 =0,011-0,0309 = -0,0199 м;

J YX = ^

+ *,2* i = 0’0248132 'Q,()38 + 0 ,0 03 2 2 -9,424-10~4 =

= 5,795-10-8m4 п ри а1 =(-0,0124)-(-0,0156) = 0,0032 m; j Y 2 = b lh _ + a 2 F 2 = Q , Q 1 2 2 ^ 0 , 0 1 2 2

+ (_ 0 ,0 0 1 3 3 )2 -1,281-Ю -4

= 2 ,3 7 2 -1 0 -8м4 при

a 2 =

(-0 ,0 2 8 9 ) - (-0 ,0 1 5 6 )

=

-0 ,0 1 3 3

m;

, b3h , 2 c 0 ,0 12 2 3 -0,017 , , ЛЛ1соч2 лл-ти т - 4 / уз = - ^- + О з^3 =-2---— i--- h (—0,0153)^ -2,074-10 4 = = 5,112-10_8м4 при

a3

= ( - 0 ,0 3 0 9 ) - ( - 0 ,0 1 5 6 ) = - 0 , 0153 м;

=

/ У4 = ^ - + a j F 4 = Q>Q26^ Q>022 +0,00262 -5,72 -10~4 = = 3,609-10-8м4 при а4 = (-0,013)-(-0,0156) = 0,0026 м. О ко н ч ател ь н о получаем

J x = (20,954+ 3,235+ 0,503+ 24,959) 10“8 =49,651 Ю - 8 м4; J Y =(5,795+2,372 + 5,112 + 3,609)10"* = 16,888 10-8м4. Ц ен тр о б е ж н ы й м о м ен т и н е р ц и и поп ер ечн о го сеч ени я коль ц а относительно центральны х осей Х п , 7 Ц соответствую щ ей ф игуры определяется сл ед ую щ им образом: для прям о угол ь ного сеч ени я J х у q = 0 ; для треугольного сеч ени я / ХцКц^ = b 2h2/ 72. Т о гд а J XY(1) =:Jxllru(i)+ a\ bi Fi = 0+0,0032-0,0101-9,424-10~4 = = 3,046-10-8м4 ;

т

_ Ь 2Ь2 ^

F _ 0 ,01222 -0,0212

XY(2) ~~J2-'~a2t>2-t 2 ------ ^ -----

+(—0,0133)*0,01281 -1^ 1-10-4 = - 2,481-10-8м4 ;

J m 3) =0+ a3b3F3 = 0+ (-0,01534)(-0,0004) 2,074 •10-4 = =0Д27-10_8м4; 4) = 0 + M 4*4 =0+0,0026 (-0,0199) 5,72-10-4 =

= -2,96-10_8m4; J XY =(3,046-2,481+0Д27 - 2,96) 10“8 =-2Д68-10“8м4. Главны е м ом енты и н е р ц и и

JXQ —^тах — 49,808-10 8 м 4; ^ o = ^ m i n = l 6 , 7 3 2 . 1 0 - 8M l Д л я д а л ь н е й ш и х расчетов н у ж н ы : ♦ угол н а к л о н а нейтраль ной л и н и и (см . рис. 6.11): tg p = J x o Sina = 49’808 10 ] •°’0686 = 0 ^ 0 4 7 , р = 11°34/ ; 7 r o c o s a 16,732 10“ 8 0,9977 ♦ угол н а к л о н а главны х осей tg2a=

2j „ 2 (-2,268) 10"8 ‘ = --- Ь----- Ц --- = 0,1394; J Y ~ J X (16,888-49,651) 10~8

2 a = 7053/;a = 3056'. М а к с и м а л ь н о е н а п р я ж е н и е и зги б а рассчиты вается для соот­ в етствую щ их то ч е к (р и с. 6 .1 1 ) п о ф ормуле

<ти = ОД6 P C

cosa^0

s in a x 0

Jxo

Jyo

0 ,9 9 7 7 ^ 0

0,0686 x 0

4 9 ,8 0 8 -1 0 -8

1 6,732-Ю - 8 .

= 0Д 6-1,562-0Д 733х

= 0,00433 [0,02 •108y 0 + 0 ,0 0 4 M 0 8x 0] ; <

= 0,0043-10® [0,02 0 ,0 28 + 0 ,0041-0,0175] = 274 М П а ;

a* =

0,0043 108 [0 ,02 -0 ,0 3+ 0 ,0 0 41 (-0 ,0 0 7 5 )] = 246 М П а ;

ac „ = 0 ,0 0 4 3 -108 [0,02 -0,01+0,0041 (-0 ,0 2 1 5 )] = 48 М П а ; ad n = 0,0043-10® [0,02 (-0 ,0 0 7 )+ 0 ,0 0 4 1 (-0 ,0 2 2 7 )] = - 1 0 1 М П а ; a * = 0,0043-10® [0,02 (-0 ,0 3 )+ 0 ,0 0 4 1 (-0 ,0 1 3 )] = - 2 8 3 М П а ; =0,0043-10® [0 ,0 2 (-0 ,0 3 2 )+ 0 ,0041-0,013] = - 2 5 4 М П а . О пред ел яем кольцевы е н а п р я ж е н и я о т ц ен тр о б е ж н ы х н а гр у ­ з о к собственны х масс для тех ж е то ч е к

ag = 1 6 ^ 7 - 1 0 - 6р я 2Л ]2 1+

Л,

-0,576

R,

+

'Л

Л

= 16,27 10_6 -7850-752 0,3422 х 1+

0,305

0,342

-0 ,5 7 6

0,342

10,342J

а 0 = 8 4 ,0 3 1 ,7 9 5 -0 ,5 7 6

огп = 84,03 1 ,7 9 5 -0 ,5 7 6

0,3051

+

10,342J

= 169 М П а ;

(0,3172 0,305 ) = 187 М П а ; + 0,342 J [0,3172 J 0,3051

+

10,342J

0,305л2 V0,305. vr

= 196 М П а ;

2

a g = 8 4 ,0 3 1 ,7 9 5 -0 ,5 7 6

ст» = 84,03 1,795-0,576

= 8 4 ,0 3 1 ,7 9 5 -0 ,5 7 6 О пределим ог = а 0 + а изг:

0,305' 0,305 + [0,342 J [0,305 0,316 0,342 0,3421

[0,342

сум м арны е

+

+

(0,305'

[0,316J 0,305 0,342

= 196 М П а ;

= 188 М П а ;

= 169 М П а .

н аиб ол ь ш и е

напряжения

по

о а = 2 7 4 + 1 6 9 = 443 М П а ; a d = - 1 0 1 + 1 9 6 = 95 М П а ;

о ь = 2 4 6 + 1 8 7 = 433 М П а ; сте = - 2 8 3 + 1 8 8 = - 9 5 М П а ; а е = 4 8 + 1 9 6 = 244 М П а ; af = 2 5 4 + 1 6 9 = - 8 5 М П а . П р и учете совм естной работы з а тя ж н о го кольца и основ ан ия ротора п р и н и м ается , что ц и л и н д р и ч е с к и й эл ем ент основ ания р о ­ тора, н а гр у ж е н н ы й давлением сепари руем ого прод укта, им еет к о н т а к т радиусом Rc з атя ж н ы м ко л ь ц о м (см . рис. 6 .1 2). Д авлени е н а участке ц и л и н д р и ч ес ко го элем ента д л и н о й b зам еняется п о ­ го н н о й н а гр у зко й s н а н и ж н е м крае

5 = 1 9 ,7 2 1 0 -6г>ржи 2( л 2 - J $ ) = = 1 9 ,7 2 -10-6 0,077-1100-7 5 2(0 ,3 4 6 2 - 0 Д 1 2) =1,01 М Н / м .

Р и с. 6.12. Расчетная схема внутреннего за­ тяжного кольца при взаимодействии его с основанием ротора

П о п е р е ч н а я сила н а верхнем крае ц и л и н д р и ч е с ко го элем ента будет

Q=s% , где х = e~Ml (c o s р ц/, - s i n р ц/). В ы числ ив Рц/, = 1 2,567-0,1475 = 1,8536 и соответственно %= = —0 ,1 9 4 2 , получаем

Q = 1,01 (-0 ,1 9 4 2 ) = -0 ,1 9 6 М Н /м .. М о м е н т , д ей ств ую щ и й в верхней ча с ти ц и л и н д р и ч е с ко го эле­ м ен та о т воздействия равнодействую щ ей давления сепари руем о­ го п р о д у кта , равен

т = 7,96-10~2 — = 7,96-10 - 2 1,562 0,029 = 0,0105 М Н / м . R, 0,342 м Р еакц и я Ххвзаимодействия затяж ного кольца и ц илиндрическо­ го элемента основания ротора определяется следую щ им образом: ^ + A l - A “c - / n 5 “ - Q 8 “

Н айд ем составляю щ ие п е р е м е щ е н и я кольца: ♦ от действия е д и н и ч н о й силы Хх 1 .Н а

ок Л коЛ о,, = 11 Е = 0,1309 10

X

к

2

0 ,3 2 6 4 -0 3 4 2

1

0Д 96-106

18,5-10 -4

|

0,06 0,0291 '

М М Н /м ’

♦ от действия осевой силы давления сепарируем ого п р о д укта, пере­ даваемой к о н и ч е с к о й к р ы ш к о й н а затяж н о е кольцо: дк - 7 J 6 10-2 PCRKonH

п% 10_2 1,562 0,01733-0,3264-0,06 _

E Jх

1/1

’0Д 96-106-49,651-Ю -8

= 0,04336-Ю "2 м ; ♦ о т действия сил и н е р ц и и собственны х масс = 9 ,8 6 - Ю - у /Ч (

Е

lc

V

у = 9,86-Ю-6-7850.75» -0,342 х 1

г>

0,196-10

х(о,7-0,3422 + 3,3-0,3052) = 0,0295 Ю "2 м . Далее найдем п е р е м е щ е н и я верхнего кр а я ц и л и н д р и ч ес ко го элемента: ♦ о т действия е д и н и ч н о й силы Хх 5“ = — ^— = -------------- \ --------— = 0 ,0 5 7 5 10~2 м2 • 11 2р \D 2-12,5673 -0,4378 ’ М Н’ ♦ о т действия сил и н е р ц и и собственны х масс

дЦ _ 39,44-10~6ри21?ер _ 39,44-10~6 -7850-752 -0,36053 _ 1с

Е

0Д96-106

=0,0416-10_2м ; ♦ от ед и н и ч н о го м о м ен та т = 1, д ейств ую щ его н а его верхний край:

8“ = — ^— = ----------- !------------ = 0,723-10-2 м2 12 2 р \D 2 -1 2 ,5 67 2 -0,4378 ’ МН' П о д стан о в ка зн а ч е н и й п е р е м е щ е н и й в ф ормулу для Ххдает

0,0 4336 + 0,0295 - 0,0416 - 0,0105 0 ,7 2 3 —( —0,196) 0,0575

Х х = ---------------------------

ОД 3 0 9 + 0 ,0 5 7 5

МН = 185 м Нормальны е напряж ения в затяж ном кольце от действия силы

Ххопределяем для соответствующих расчетны х то ч е к (см. рис. 6.11): а х = ~X\R\ = -1 8 5 -0 ,3 4 2

1 ^ a c o s a j0

F*

a s in a x 0

J xo 1

A

( l 8,5-10

Jy о 2,91 1 0 -2 0,9977 , 2,9 Ы 0 - 2 -0,0686 . 49,808-10 1 6 ,7 3 2 -lO-8

= -0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5,83 -104 j; 0 + 1Д9-104 x 0]; a j = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5 ,8 3 -104 -0 ,0 2 8 + 1Д9-104 -0,0175] = - 1 5 1 М П а ;

-b x = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5 ,8 3 -104 -0,03 + 1Д9-104 (-0 ,0 0 7 5 )] = -1 3 9 М П а ; ac x = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5 ,8 3 -104 -0 ,0 1 0 + 1Д9-104 (-0 ,0 2 1 5 )] = - 5 5 М П а ; ad x = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5 ,8 3 -104 (-0 ,0 0 7 )+ 1 ,1 9 -104 (-0 ,0 2 2 7 )] = 9 М П а ; ce x = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5 ,8 3 •1 0 4 (—0,030)+1,19• 10 4 (-0 ,0 1 3 0 )] = 8 6 М П а; = - 0 ,0 6 3 3 [5 4 0 ,5 4 + 5,83 -104 (-0 ,0 3 2 )+ 1 ,1 9 -104 -0,0130] = 7 4 М П а . С ум м ар н ы е нормальны е н а п р я ж е н и я в кольце определяю тся из равенства a z = a + а х < [а], т.е. су*

= 4 4 3 - 1 5 1 = 292 М П а ;

= 9 5 + 9 = 104М П а ;

= 433 - 1 3 9 = 294 М П а ; ст| = - 9 5 + 8 6 = - 9 М П а ; = 2 4 4 -5 5 = 189М П а;

= -8 5 + 7 4 = -1 1 М П а .

Н а и б о л ь ш ее н а п р я ж е н и е отм ечается в то ч к е b по пер ечно го сеч ен и я кол ь ц а = 294 М П а < [а].

Если учесть к о н ц е н тр а ц и ю н а п р я ж е н и й н а ко н ту р е ф резеро­ ванн ого паза под затяж ны е устройства, то наибольш ее н а п р я ж е ­ н и е в затя ж н о м кольце <jmax = а с о | = 2 ,0 -2 9 4 = 5 8 8 М П а < [ а ] м . Н а п р я ж е н и я в резьбе з а тя ж н о го кол ь ц а определяю тся из усло­ вия работы н а см ятие, срез и и зги б , т.е. надо рассчитать ♦ н а п р я ж е н и е см ятия

Р

стсм = 1,274— ^ —

d\- d l

1,562

= 1,274---—

= 112 МПа < 2 [ст1;

0,69 -0,677

“

1 J

♦ н а п р я ж е н и е среза

0,32 P dmhz

0,32 1,562 0,677-0,012-1

i 1 J

^cp = —------= — 2------------- =61,5 МПа < 0,75 ст ♦ н а п р я ж е н и е и зги б а

_ 0,48(rfH -dBH)P СТизг_

dBHh2z

0,48 (0,692 -0,6772) 1,562

~

0,677-0,0122 -1

= 100 МПа < [о].

6.4. Энергетический расчет (расчет мощности) Фильтры. Расчет мощности привода барабана (дис­ ков) вакуум-фильтра. М о щ н о с т ь привода расходуется н а преодо­ ление м ом ен тов с о п р о ти в л ен и й , в о зн и ка ю щ и х и з-за неуравнове­ ш ен н о сти слоя осадка. П р и м е м , что неуравновеш енность созда­ ется за счет отсутствия осадка н а 0 ,2 5 ф ильтрую щ ей поверхности. Тогд а

M l =G lrsii(a/2)g, (6 .16 2 ) где Gi — масса н е ур ав н о в е ш е н н о го осадка, к г; г — расстояние от оси в ращ ени я до ц ентр а тя ж е с ти неур ав н о в еш ен н о й части бара­ бана или д и ска , м; а — угол секто р а н е ур ав нов еш енной части осадка, град; g — у ско р ен и е свободного пад ени я, м /с 2.

П о с л е преобр азов ани й формула (6 .1 6 2 ) п р и н и м а е т вид: для б арабанн ого фильтра

М { = 0 ^ 7 8 Z 5 OCBp oZ )2g,

(6 Л 6 3 )

где L, D —д л и на и диам етр фильтра, м; 50СВ — т о л щ и н а слоя в л аж ­ н о го осад ка, м; р0 — плотность в л аж н о го осадка, к г / м 3; для д и ско в о го ф ильтра

М х = 0 ,0 8 2 5 /P o 5OCBD 2g,

(6 .1 6 4 )

где i — чи сл о д и сков . Д ал ее определяем: м о м ен т с оп ротив л ени я среза осадка для бар аб ан н о го фильтра

М 2 = 0 , 5 / , Ш ОСВД

(6 .1 6 5 )

mef\ = 0 ,2 —0 ,3 — ко эф ф и ц и ен т тр ен и я ; к = 3-104—7 103 — с о п р о ­ ти в л ение среза осадка, П а ; L — ш и р и н а н о ж а , м; D — д иам етр бара­ бана и л и д и с к а , м; м о м ен т с оп ротив л ени я о т тр ен и я то р ц а вала ф ильтра о распреде­ лительную гол ов ку M 3=7f2p0r!^,

(6 .1 6 6 )

где z — число распределительны х г о л о в о к ;^ = 0 ,1 2 — ко эф ф и ц и е н т тр ен и я го л о в ки о торец вала, П а ; р0 = pF — давление п р и ж и м а гол ов ки к то р ц у вала, П а ; р — 60000 — удельное давление, П а ;

F = ^ (d l - d2) - я с/ о — площ адь тр е н и я то р ц а вала, м 2; пс — чи сло ячеек; f0 — площ адь отверстия я ч е й к и ; вала, м , равны й /• ; = 0 , 3 3 ^ ^ - ; “1 — 2

— радиус тр ен и я то р ц а

(6 .1 6 7 )

di и d2 — н а р у ж н ы й и в н утр е н н и й диам етры вала ф ильтра; м о м ен т с оп ротив л ени я от тр ен и я в п о д ш и п н и к а х вала фильтра M A= f 3G6dug /2.

(6 .1 6 8 )

Здесь/з « 0 ,1 — к о эф ф и ц и ен т тр е н и я в п о д ш и п н и к а х вала; G6 — сила давления н а п о д ш и п н и к и вала о т массы всего барабана (и л и д и с ко в ), вала и осадка, Н ; du — д и ам етр цапф ы вала, м .

С ум м ар н ы й м о м ен т с опротив л ени я составит:

М = М{ + М2 + Мг + МА.

(6 .16 9 )

М о щ н о с т ь привода барабана (д и с ко в ), к В т ,

И - Щ *.

(6 .1 7 0 )

где п—частота вращ ения вала фильтра, о б /с; т] — К П Д привода вала. При работе ленточного фильтра м о щ н о с ть его привода расхо­ дуется н а преодоление следую щ их сопротивлений: ♦ усилия сопротивл ения тр ен и я ленты фильтра о кам еру Г, =/В1Р,

(6 .17 1 )

гд е / = 0,18 — ко эф ф и ц и ен т тр е н и я рези но в о й ленты о ч у гу н н у ю в акуум -кам ер у; В — ш и р и н а кам еры , тр ущ ей с я о ленту, м; I — д л и ­ н а части кам еры , тр ущ ей ся о л е н ту , м; Р — разр еж ени е, создавае­ мое в кам ере, П а ; ♦ усилия сопротивл ения от тр е н и я цапф ы в п о д ш и п н и к а х конц евы х роликов

T2=2 ix0P ^- ,

(6 .1 7 2 )

где цо — ко э ф ф и ц и ен т тр ен и я ; dun D p —диам етры цапф ы и р о л и ­ ков; Р — н а гр у зка на п о д ш и п н и к ко н ц ев ы х роли ков , Н , опреде­ ляемая к а к

P = 4 g 2 + 4S2B2,

(6 .1 7 3 )

где G —вес р о л и ка, Н ; S —л и н е й н о е н а тя ж е н и е ленты , П а ; ♦ усилия сопротив л ени я срезани ю осадка н о ж о м

Т$ —кВ8освf , (6 .1 7 4 ) где к —удельное сопротив лени е срезу осадка, П а ; / — ко э ф ф и ц и ­ е н т тр ени я. С ум м ар н ое усилие с опротив л ени я составит

Т= Тх + Т2 + Тг. П о л н ая м о щ н о сть электродвигателя для л енточ ного фильтра # = Ш

TVjl 60 102л

.

(6 .1 7 5 )

Центрифуги п р и н а д л еж ат к эн е р го е м ко м у кл а сс у ц е н т р о б е ж ­ ны х м а ш и н . Э то обусловлено преж де всего тем , ч то ц ен тр и ф у ги , п рим еняем ы е в х и м и ч е с к и х производствах, и м е ю т в ы со ки й ф ак­ то р разделения (для осадительны х более 2000—250 0 , для ф ильт­ р у ю щ и х — 1500—1800); кр о м е то го , тр ан с п о р ти р о в ан и е п р о д у кта ш н е к о м в ро то р е, о соб енно в осадительны х м а ш и н а х , тр ебует зн а ­ чител ьного кол и честв а эн е р ги и . Отстойные центрифуги периодического действия. М о щ н о с т ь электродвигателя вы бираю т п о п уско в о й м о щ н о с ти

N a = N l + N 2+ N 3 + N 4.

(6 .17 6 )

О пределим составляю щ ие пуско в о й м о щ н о с ти : мощ ность, затрачиваемая на преодоление и н ер ц и и массы барабана, (6 .1 7 7 ) где G6- вес барабана, Н ; w = nDn / 60 — о кр у ж н а я с корость бараба­ н а , м /с ; тп — время п у с к а м а ш и н ы (обы чно 1—3 м и н ); п —частота вращ ени я барабана, о б /м и н ; м о щ н ость , затрачиваем ая н а преодоление и н е р ц и и массы мате­ риала,

где рс — объемная масса разделяем ой с ус п е н зи и , к г / м 3; м о щ н ость , затрачиваем ая н а преодоление тр ен и я вала в п о д ш и п ­ никах,

N 3=fG w B,

(6 .1 7 9 )

гд е / = 0 ,0 7 —0,1 — к о э ф ф и ц и е н т тр ен и я ; G —о б щ и й вес всех вра­ щ а ю щ и х с я ч астей ц е н тр и ф у ги вместе с загр у ж е н н ы м в нее м ате­ риалом , Н ; wB — о к р у ж н а я скорость цапф ы вала, м /с ; мощ ность, затрачиваемая на преодоление трения барабана о воздух,

N 4 = 1 0 - 8Д 5л 3. М о щ н о с т ь электродвигателя

Автоматические фильтрующие центрифуги с ножевым съемом осадка. В о - п е р в ы х , затрачиваю т м о щ н о сть , слагаю щ ую ся и з н е ­ ско л ь ки х составляю щ их. М о щ н о с т ь затрачивается н а с ооб щ ен ие к и н е т и ч е с к о й эн е р ги и обрабаты ваемой суспензи и

N _ 0,736gy уFr'VnD 300т

Рос + ( а

Р) Р >

( 6 . 182)

где \(/! — ко эф ф и ц и ен т зап о л н ен и я осадком рабочего объема р о то Р т ——— Р С , ор — ра; т — продолж ительность з а гр у зки , с; а _= — = Р т —Р ОС Рт —Р ж Рт —Рж объемные доли ж и д к о й фазы соответственно в сус п е н зи и и во в л аж ном осадке; Уп — р а б о ч и й (по л езны й ) объем ротора, м 3; i r / = 0 ,8 5 / i2J ? /9 0 0 — ф актор разделения ц ентри ф уги; п — частота в ращ ени я ротора, о б /м и н ; ^oc=^nViPoc 8вес осадка, н аход ящ егося в роторе ц ентри ф уги;

G = G p +G0C-

(6 .1 8 3 ) (6 .1 8 4 )

вес ротора с загрузко й; Gp — вес н е за гр у ж е н н о го ротора. В о - в т о р ы х , м о щ н о с ть затрачивается н а преодоление тр е­ ния в подш ипниках 0 ,7 3 6 /Р ^ ш 2

150

г д е /» 0,01 — ко э ф ф и ц и е н т тр ен и я ; dn — диам етр цапф вала, м; со — угловая скорость, рад /с; Р — д и н ам и ч е ска я на гр у зка н а п о д ш и п ­ н и к и , к гс , ко то рая слагается и з веса за гр у ж е н н о го ротора (см . 6 .184) и д и н а м и ч е с ки х сил н е ур ав н о в еш ен н о сти (и л и дебаланса) вращ аю щ и хся масс. Н е у р а в н о в е ш ен н о сть загр у ж е н н о го ротора зависит от начальной не ур ав н о в е ш е н н о с ти ротора и с те п ен и н е ­ равном ерности распределения осадка н а поверхности ротора, а следовательно, от свойств с ус п е н зи и , способа п и та н и я , рав но­ м ерности п оступ л ен и я с ус п е н зи и в ротор, постоянства к о н ц е н ­ тр ац и и сусп ен зи и и т.д. В связи с э ти м неуравновеш енность ро то ­ ра н ево зм ож н о учесть заранее. Д л я определения д и н а м и ч е с ко й н а гр у зки пользую тся п о н я т и е м условного эксц ен тр и си тета вра­

щ а ю щ и х с я масс, в соответствии с чем д и н ам и ч е ску ю н а гр у зк у на п о д ш и п н и к и определяю т по формуле Р = 0 ( 1 + 2 1 ( Г 31 т ') ,

,

(6 .1 8 6 )

где Q —стати ческая н а гр у зка н а п о д ш и п н и к от веса з а гр у ж е н н о го ротора, кгс . В - т р е т ь и х , м о щ ность затрачивается н а преодоление тр е­ н и я ротора и суспензи и о воздух

N 3 = 1 1 ,3 -Ю -6р В(? 1 1(о3( /- 4 + R ,4 ) ,

(6 .1 8 7 )

где рв— пл отность воздуха, к г /м 3; LX,R X—нар уж ны е д л и н а и ради­ ус ротора, м; г—в н утр е н н и й радиус кольцевого слоя с ус п е н зи и , м. В - ч е т в е р т ы х , м о щ но сть затрачивается н а срез осад ка 0 ,7 3 6 л М

R-*

А '-Ю 5 -----------,

(6 .1 8 8 )

R - roc= R - ]jR 2- ^ - -

(6 .18 9 )

N. 4 Д=

2

225т ср

то л щ и н а слоя осадка, где гос — в н у тр е н н и й радиус осадка, м; Кос - объем осадка, м 3; b — д л и н а р е ж у щ е й к р о м к и н о ж а , м; К —0 ,4 к г с /м м 2 — удельное сопротивление резани ю ; тср — время среза, м и н . Т а к и м образом , м о щ ность , необходим ая для н о рм ал ь ной ра­ боты ц е н тр и ф у ги , составляет: во время загр у зки

N ^= N

x+ N 2 + N 3,

(6 .1 9 0 )

во время среза осадка

N cp= N 2+ N 3 + N 4.

(6 .19 1 ) М о щ н о с т ь , затрачиваем ую ц ен тр и ф у го й во время холостого хода, рассчиты ваю т по урав нени ю

N xx = N ^ + N 3, (6 .1 9 2 ) где N 2 —м о щ н о с ть , затрачиваемая н а тр ен и е в п о д ш и п н и к а х п р и н е за гр у ж е н н о м роторе, определяемая п о (6 .1 8 5 ); п р и этом вели­ ч и н у Р определяю т по (6 .1 8 6 ), где вместо Q подставляю т вес неза­ гр у ж е н н о го ротора.

Автоматические отстойные центрифуги с ножевым съемом осадка. Э н е р ге ти ч е с ки й расчет д анны х ц ен тр и ф у г а н ал о ги ч ен при в ед енном у выше для ф и л ь трую щ и х м а ш и н . Шнековые осадительные центрифуги. О б щ и й расход эн е р ги и ш н е ко в о й осадительной ц е н тр и ф у ги непреры вного действия м о ж н о представить к а к сум м у м о щ н о с те й . В о - п е р в ы х , м о щ н о с ти , затрачиваем ой на с о о б щ ен и е к и н е ­ ти ч е с к о й э н е р ги и сливу и осад ку, которы е выбрасываются из ба­ рабана ц ен тр и ф уги , (6 .1 9 3 ) где Qy — производительность по сухом у твердому вещ еству, к г /ч ; Rr — радиус расп ол ож ени я о к о н для в ы грузки осадка и з барабана ц ен тр и ф у ги , м; Лф — радиус слива ф угата, м; £?ф — производитель­ ность п о ф угату, к г /ч . В о - в т о р ы х , м о щ н о с ти , затрачиваем ой н а п реодоление сил тр ен и я п р и тр ан с п о р ти р о в ан и и осадка внутри м а ш и н , (6 .1 9 4 ) где = ^ £ 6 ,

1 + J L tg p -1 0 -9

(6 .1 9 5 )

м о щ н ость , затрачиваемая н а п реодоление составляю щ ей ц е н тр о ­ б е ж н о й силы , кото рая направл ена вдоль образую щ ей барабана м аш и н ы к его ш и р о к о м у к о н ц у ; Д .р — средний радиус барабана, м; L — д л и н а барабана ц е н тр и ф у ги , м; р — угол м еж ду осью и обра­ зую щ ей барабана; (6 .1 9 6 ) м о щ ность , затрачиваемая н а преодоление сил тр е н и я м еж ду осад­ к о м и с те н ка м и барабана; Кх — ко э ф ф и ц и е н т тр ен и я осадка о с те н ки м а ш и н ы (обы чно Кх= 0 ,3 —0 ,8 );

N'{'= nn2R 2 cpK 2zQT( l + ^ j ( s in 2 p + 2 K, cos2 р )Ю " 9 -

(6 .1 9 7 )

м о щ ность , затрачиваемая н а преодоление сил тр е н и я м еж ду осад­ к о м и в и ткам и ш н е ка ; К2—ко э ф ф и ц и е н т тр е н и я осадка о поверх­

ность в и тко в ш н е к а (обы чно К2 = 0 ,1 5 —0 ,4 0 ); z - чи сл о в и тко в ш н е ка . П о д став и в знач ени я N 2, N 2 и N 2 b (6 .1 9 4 ), п о л у чи м N2, кВ т:

N 2= n 2RC Q. с рD х ( l t g p + LKX+ Tti?cp Ar2^sin2p+2Tti?cp

(6 .1 9 8 ) .K ^ e o s 2 p ) l0 -9.

В - т р е т ь и х , м о щ н о с ти N3, затрачиваем ой н а преодоление вредных с о п ротив л ени й в м а ш и н е , кото рая т а к ж е в кл ю чает тр и составляю щ их: м о щ н о сть н а преодоление сил тр ен и я внутри редуктора (6 .1 9 9 ) где г) — К П Д редуктора (для обы чного редуктора = 0 ,9 5 —0 ,9 8 ); i — о т н о ш е н и е частоты в р ащ ени я барабана к разно сти часто т в ращ е­ н и я барабана и ш н е к а (обы чно i = 30 —50). Д л я с о кр а щ е н и я потерь в редукторе устанавливаю т спец и аль ­ ные п л анетарны е редукторы и ли редукторы с в н у т р е н н и м зац е п ­ л ением . В этом случае (6 .1 9 9 ) п р и н и м а е т вид

Щ= ( 1 -Л ,) ^ 2,

(6.200)

где г)) — К П Д пл анетар но го редуктора (обы чно = 0 ,8 0 —0 ,8 5 ). Т а к и м образом , р е ш а ю щ и м ф акторо м , о п р ед ел я ю щ и м у р о ­ вень потерь м о щ н о с ти в редукторе, является п р и н я та я схема р е­ д уктора. В л и я н и е этого ф актора м о ж н о о ц ен и ть то л ь ко п р и к о н ­ с тр уи ров ани и к о н к р е т н о й м а ш и н ы , п о это м у то ч н о е определение N'3 в о зм о ж н о только после вы бора и л и разр аб отки к о н с т р у к ц и и редуктора; м о щ н о сть н а преодоление сил тр ен и я в цапф ах и у п л о тн е н и я х

N% = 1,29 •10 -4 GD6пК3Кл ,

(6 .2 0 1 )

где G — м асса в ращ аю щ и хся частей ц ен тр и ф у ги , к г ; D6 — м а к с и ­ м альны й д иам етр ко н и ч е с к о го барабана ц е н тр и ф у ги , м; Щ — к о ­ эф ф и ц и ен т, у ч и ты в аю щ и й потери холостого хода м а ш и н ы (м о ж ­ н о п р и н я ть Кт, = Ъ—(з) \К А — к о эф ф и ц и ен т тр е н и я в ц ап ф ах (для ш а ­ риковы х и роликовы х п о д ш и п н и к о в К, = 0 ,0 0 5 —0 ,0 2 0 , для п о д ш и п н и к о в скользящ его тр ен и я Кц = 0 ,0 5 —0 ,1 0 );

♦ м о щ н о сть , затрачиваемую н а преодоление тр е н и я барабана м а ­ ш и н ы о воздух:

(6 .202)

ЛГ'"= 1 (Г 8Д с5ри 3.

Т а к и м образом, п о л н ая м о щ н о с ть , потребляем ая ш н е ко в о й ц ен тр и ф уго й непреры вного д ейств ия, определяется следую щ и м образом:

N = N l + N 2+ N'3+ N%+ N'f.

(6 .2 0 3 )

Сепараторы. М о щ н о с т ь привод а работаю щ его сепаратора о п ­ ределяю т в соответствии с о б щ е й м ето ди ко й по (6 .1 7 6 )—(6 .1 8 1 ). О д н а ко , учиты вая больш ую угловую скорость ротора сепаратора и его значительны е размеры , м о щ н о с ть jV4, к В т , на тр ен и е ротора о воздух л учш е определять по ф ормуле (6 .2 0 4 ) где р = 1,85 — ко эф ф и ц и ен т сопротив л ени я; со — угловая скорость ротора, р ад /с; F(— площ адь у ч астко в н а р у ж н о й поверхности р о то ­ ра с б л и зки м и ге о м е тр и ч е с ки м и разм ерам и, м 2; п — число участ­ ков с б л и зки м и разм ерам и; ЛсР — средн ий радиус уча стка н а р у ж ­ н о й поверхности, м; рв = 1,3 к г /м 3 — плотность воздуха. Пр имер 6.23. Определить мощность привода центрифуги АОГ-800 периодического действия, предназначенной для разделения суспен­ зии, содержащей 20 % масс, твердого вещества с плотностью кристал­ лов рт= 3200 кг/м3. И с х о д и ыеданные. Плотность маточной жидкости рж= 1000 кг/м3. Технические характеристики центрифуги АОГ-800: внутренний диа­ метр барабана D =0,8 м; внутренняя длина барабана L = 0,4 м; частота вращения барабана п = 1700 об/мин; диаметр вала dB= 0,06 м; вес неза­ груженного барабана G6 = 5000 Н; общий вес всех вращающихся час­ тейцентрифуги (?= 7000 Н.

В соответствии с общ ей м етодикой последовательно определяем: ♦ м о щ н о сть , затрачиваемую н а преодоление и н е р ц и и массы бара­ бана, по (6.177):

N _ G 6w 2 1

2 gzn

5 0 0 0 -7 1 Д 0 9 2 2-9,81-90

nDn я-0,8-1700 *71 лап / л где w —— — = — — ------ 71,209 м /с — о к р у ж н а я ско р о с ть бара60 60 бана; длительность периода п у с к а ц ен тр и ф у ги по о п ы тн ы м д а н ­ ны м п р и н и м а е тс я равной 90 с; ♦ м о щ н о с ть , затрачиваемую н а преодоление и н е р ц и и массы м ате­ риала, п о (6 .1 7 8 ): _ 0,19K6p cw 2

0,19-0,201-1159-71,209 _ 2

2

90

где V6 = n D 2L / 4 = я -0,82 -0 ,4 / 4 = 0,201 м 3 — п о л н ы й объем бараба­ н а ц ен тр и ф у ги ; 1 00 Р-грж _ 100-3200-1000 —П 5 9 к г /м 3 Wc 100 Рт - ( Рт - р ж ) с 1 0 0 -3 2 0 0 —(3 2 0 0 —1000)20 п л отность суспензи и ; ♦ м о щ н о с ть , затрачиваемую н а преодоление тр ен и я вала в п о д ш и п ­ н и к а х , п о (6 .17 9 ): N 3 = f G w B =0,1 -7 0 00 -5 ,3 41 = 3,738 к В т ,

где ко э ф ф и ц и е н т тр ен и я п р и н я т р а в н ы м / = 0 , 1 ; itdgti я-о,06 1700 , wB= в = — —------------= 5,341 м /с — о кр у ж н а я скорость в р ащ е60 60 н и я цапф ы вала; ♦ м о щ н о с ть , затрачиваем ую н а преодоление тр е н и я барабана о воз­ дух, п о (6 .1 8 0 ): = 1 0 - 8Д 5и 3 = 10“ 8 -0,45 -17003 = 0 ,5 0 3 к В т ; ♦ мощность, потребляемую центриф угой в пусковой момент, по (6.176): JVn = ЛГ, + ЛГ2 + ЛГ3 + ЛГ4 = 1 4,36 0 + 2,49 5 + 3,738 + 0,503 = 21,1 кВт. Т о гд а м о щ н о с ть электродвигателя ц е н тр и ф у ги в соответствии с (6 .1 8 1 ) будет равна

N aB = ^ й - = ^ У = 23,44 к В т . дв

0,9

0,9

Пример 6.24. Определить мощность, потребляемую шнековой осади­ тельной центрифугой непрерывного действия при отделении суспен­ зии кристаллов N a 2C 0 3 от маточного раствора.

Исходные данные. Производительность по суспензии Qc = 15 м3/ч; концентрация твердого вещества в суспензии с = 30 %; плотность кри­ сталлов рт= 2700 кг/м3; плотность маточного раствора рж= 1000 кг/м3; динамическая вязкость раствора ji = 0,001 Па с; конечная влажность осадка w= 50 %; содержание твердой фазы в фугате сф = 5 %. Технические характеристики центрифуги: частота вращения бараба­ на п = 1225 об/мин; максимальный и минимальный диаметры бараба­ на Z)max = 0,6 мм и Z)min = 0,28 мм; длина барабана L = 1 м; угол р = 18°; число витков шнека z = 6; диаметр и длина сливного цилиндра DCJl = = 0,42 мм и L{= 0,6 м; радиус расположения окон для выгрузки осадка из барабана центрифуги RK= 0,19 м; масса вращающихся частей цен­ трифуги G= 500 кг.

Предварительно вы числяем: ♦ массовую производительность ц ен тр и ф у ги по с усп ен зи и Qt =С?сРсС = 15-1233-0,3 = 5 5 4 8 к г /ч ,

где 100РтРж Рс

_

100-2700100-2700-1000

Ю 0рт - ( р т - р ж )с

= 1233 к г /м 3 —

плотность суспензии; ♦ производительность ц ен тр и ф у ги по ф угату 100-50-30 = 7 870 к г /ч . 100-50-5 Далее в соответствии с р а ссм о тр ен н о й м е то д и ко й определяем: ♦ м ощ ность, затрачиваемую н а с ооб щ ен ие к и н е т и ч е с ко й эн е р ги и сливу и осадку, которы е вы брасы ваются из барабана, по (6.193):

= 12252 5 5 4 8 f l + — ) о,192 + 7870-0,212 10"9 = 0 ,9 7 2 к В т ; ♦ м ощ ность, затрачиваемую н а преодоление составляю щ ей ц е н тр о ­ б е ж н о й силы, н а правл енной вдоль обр азую щ ей барабана м аш и н ы к его ш и р о ко м у к о н ц у , по (6 .1 9 5 ):

Щ = п % pLQT 1 + - £ - tg p -1 0 -9 =

♦ м о щ н о сть , затрачиваем ую н а преодоление сил тр е н и я м еж д у осадком и с те н к а м и барабана, п о (6 .196):

NZ = n2RcpLQr 1+ = 12252 -0,22-1-5548

—

100

Кх-10~9 =

1+ 5 0 )

100

0 ,5 -10~9 = 1 ,3 7 4 к В т ,

где К{ = 0 ,5 — ко э ф ф и ц и ен т т р е н и я осадка о с т е н к и м а ш и н ы ; ♦ м о щ н о сть , затрачиваем ую н а преодоление сил тр е н и я м еж ду осадком и в и т к а м и ш н е ка , по (6 .197):

N'{'= nn2R 2 cpК2zQy| l +

(s in 2 p + 2КХc os 2 р ) 10“9 =

= 7t-12252 -0,222 - 0 ,3 - 6 - 5 5 4 8 | l+ ^ j( s i n 2 - 1 8 ° + 2 - 0 , 5 cos2 1 8 ° ) х х 10-9 = 5 ,1 0 1 к В т, где К2 = 0 ,3 — ко э ф ф и ц и ен т тр ен и я осадка о поверхность в итков ш н е ка . П о д став и в зн ач ен и я N'2, N'{ и N'-l' в (6 .1 9 4 ), п о л учи м м о щ ­ ность, затрачиваем ую н а преодоление сил тр е н и я п р и тр а н с п о р ­ ти р о в а н и и осад ка внутри м аш и н ы : ЛГ2 = Л " + N'1+ N'2 = 0 ,8 9 3 + 1 ,3 7 4 + 5 ,1 0 1 = 7,367 к В т . Е сли рассчиты ваемая ц ентри ф уга сн аб ж е н а специальны м пла­ нетарны м редуктором , то м о щ ность , затрачиваемую н а преодоле­ н и е сил тр е н и я внутри редуктора, м о ж н о определить п о (6 .200):

N'3 = ( l —т | , ) N 2 = (1 - 0,8) 7,367 = 1,473 к В т , где т|, = 0 ,8 — К П Д п л анетар но го редуктора. В ы числив м о щ н о сть , затрачиваем ую н а преод ол ени е сил тр е ­ н и я в ц ап ф ах и у п л о тн е н и я х, по (6 .20 1 ):

^

= Ц9Л0~4GD6nK3K 4 = 1,29■ 10-4 -5 00 -0,6-1 22 5 -4) 0,1 = 1,896к В т ,

где Къ= 4 — ко э ф ф и ц и е н т, уч и ты в а ю щ и й п о те р и холостого хода маш ины ; = 0,01 — к о э ф ф и ц и е н т тр е н и я в ц ап ф ах для ш а р и к о ­ вых п о д ш и п н и к о в , и м о щ н о с ть , затрачиваем ую н а преодоление сил тр е н и я барабана м а ш и н ы о воздух, по (6 .2 0 2 ):

N ”'=10~&R^pn3 = 1 ( Г 8 -0 ,22 5 -12253 = 9,474 Ю " 3к В т , найдем пол ную м о щ ность , потребляем ую ш н е ко в о й ц ен тр и ф у­ го й , по (6.203):

N = N l + N 2+ N'3+ N ,3,+ Щ ’= = 0,972 + 7,3 67 + 1 ,4 73 + 1 ,8 9 6 + 9 ,4 7 4 -Ю "3 = 1 1,71 1 к В т .

6.5. Задачи для самостоятельной работы И сходны е данны е для задач 6 .1 —6.27 в табл. 6.11,

6.12. З а д а ч а 6.1. О пределить поверхность ф ильтрования и другие параметры вновь пр о е кти р у е м о го л е н то ч н о го ф ильтра для пере­ работки 0,0 06 м 3/с сус п е н зи и ш л и ф п о р о ш к а М 4 0 . П одобрать фильтр подходящ его типоразм ера. Задача 6.2. Рассчитать производительность фильтра Л О Н 1 ,8 -1 У , пр ед н азн ачен н о го для перераб отки сусп ен зи и то н ко измельченны х ж елезорудны х ко н ц е н тр а то в в воде. З а д а ч а 6.3. О пределить д л и н у стола ф ильтра Л О П 1 5 - 1 У , с о ­ ответствую щ ую условиям п о л у че н и я осадка то л щ и н о й 15 м м в случае п ереработки 0 ,0 0 4 м 3/ с с ус п е н зи и ф осф огипса. З а д а ч а 6.4. О пределить производительность карусельного ва­ куум -ф ил ьтра Т К М 5 0 - 6 К п р и перераб отке сусп ен зи и као л и н а в воде. З а д а ч а 6.5. Д л я карусельного ф ильтра Т К М 1 0 0 - 6 К рассчи­ тать производительность и время ф ильтрования суспензи и гал и ­ тоилисты х хвостов ф лотации в воде п р и условии образования осадка то л щ и н о й 40 м м . З а д а ч а 6.6. О пределить производительность барабанного ва­ куум -ф ил ьтра Б Н М 5 - 1 ,8 - 1 К , используем ого для перераб отки суспензии культуральной ж и д к о с ти . 3 а д а ч а 6.7. О пределить производительность установленного барабанного вакуум -ф и льтра Б Н М 2 0 - 2 ,4 - 1 У для ф ильтрования м етатитановой кислоты через слой древесной м у ки .

З а д а ч а 6.8. Н а й т и расход древесной м у к и п р и ф и л ь тров ани и м етати танов ой кислоты н а фильтре Б Б М 1 0 - 1 ,8 - 5 К . П р и н я т ь то л ­ щ и н у слоя у п л о тн е н н о го нам ы вного слоя В Ф В 0 ,0 6 м. П р о и з в о ­ дительность п о ф ильтрату п р и н я ть рав н о й 2 м 3/ч . З а д а ч а 6.9. О пределить производительность п о сухом у осад­ к у д и ско в о го вакуум -ф и льтра Д 0 0 1 6 - 2 , 5 - 1 У , п р е д н а зн а ч е н н о го для разделения с ус п е н зи и асбестового ш лам а. З а д а ч а 6.10. П одобрать необходим ое кол и честв о ф ильтров ти п а Д 0 0 5 0 - 2 , 5 - 1 К , обеспечи ваю щ их пол учени е 120 м 3/ с ф ильт­ рата ги д р о кс и д а м а гн и я . З а д а ч а 6.11. О пределить требуем ую площ адь пов ерхн ости ф ильтрования барабанного вакуум -ф и льтра со схо д я щ и м п о л о т­ н о м , п р е д н а зн а ч е н н о го для п ол учен и я 5 м 3/ ч ф ильтрата п и гм е н та ж ел того. П о д обрать фильтр необходим ого ти пор азм ера. Задача 6.12. Вы числить производительность фильтра Б О Ш - 1 ,8 -1 У п р и переработке сус п е н зи и с в екл о в и чн о го предцеф еков ан н о го со ка. П р и н я т ь то л щ и н у осадка 4 м м . 3 а д а ч а 6.13. Через барабанный вакуум-фильтр со сходящ им п о ­ лотном пропускается 5 м 3/ч суспензии несгущ енного сока первой са­ турации. Т о л щ и н а образуемого при этом слоя осадка 4 мм. Опреде­ лить время фильтрования, границы рабочих зон, угловую скорость вращения барабана. Подобрать фильтр подходящего типоразмера. З а д а ч а 6.14. Д л я ф ильтрации сус п е н зи и а кти в н о го ила с та н ­ ц и и аэраци и установлен фильтр Б О П 2 0 -2 ,4 -1 У . О пределить п р о ­ п у с кн у ю способность отделения ф ильтрации по сухом у осадку. З а д а ч а 6.15. Рассчитать время п о л н о го ц и к л а работы ф ильт­ ра Б О Н 1 - 1 - 1 К п р и переработке а л ю м о с и л и ка тн о й суспензи и . З а д а ч а 6.16. Д л я условий задачи 6.15 определить прои зво ди ­ тельность ф ильтра п о сухом у осадку. З а д а ч а 6.17. П о д обрать фильтр ти п а Б О Н для перераб отки кри о л и то в о й с ус п е н зи и , кото ры й о беспечи т п о л учен и е 4 м 3/с фильтрата. З а д а ч а 6.18. Д л я ф ильтрации сус п е н зи и кобальтового п р о ­ изводства определить необходим ое время ф ильтрования и п р о ­ м ы вки осадка п р и условии подачи пром ы в ной ж и д к о с т и и з ф ор­ с ун о к. Ф и л ь тр а ц и я производится в барабанны х в акуум -ф ильтрах т и п а Б О Н 2 0 2 ,4 - 1У .

Т аб л и ц а 6.11. Характеристики технических суспензий. Исходные данные к за­ дачам 6.1-6.27 (согласно наименованию суспензии) Характеристика осадка

Характеристика суспензии

Наименова­ ние

Характеристи­ ка фильтрата

Пере­ Среднее пад Содержание Содержа­ Концен­ удельное давле­ жидкой фазы ние жид­ трация по Темпе­ ний, сопро­ ратура, в осадке после кой фазы массе тивление кПа просушки по в осадке °С ст, % а ср-1 0 -9, w,% массе w',% м/кг 3

4

5

6

7

17,9

64

53,3

55,1

228

15

Свеклович­ ный предцефекованный сок

15

60

40

56,8

228

15

Свеклович­ ный предцефекованный сок

18

42-52

39,3

44,7

228

25

Несгущенный сок 1 -йсатура­ ции

7,02

72

49

42,4

52,0

15

Сгущенный сок 1 -йсатура­ ции

28

57

60,8

40,4

57

10

Асбестовый шлам

20

20

80

40

5,0

15

1

Свеклович­ ный предцефекованный сок

2

Сажеводяная смесь

1,75

63

39,2

90

401

10

Шлам про­ мышленных стоков гальва­ нических отде­ ленийпосле нейтрализации

4

22

60

73

7,8

15

Характеристика фильтрующей перего­ родки Сопротивле­ Фильт­ ние, отнесен­ роваль­ ное к единице ная вязкости ткань р-1 0 "9, 1 м 8

9

Плот­ Вязкость Плотность ность жидкой жидкой твердой фазы фазы фазы М О 3, рж, кг/м3 рт, кг/м3 П ас

10

11

12

Примечание

13

Лавсан 21710

36,26

1115

1000

1

Давление регенери­ рующей воды 100 кПа; температура 50 °С; расход воды 0 , 6 м3/ч

Фильтродиагональ 2074

44

1115

1000

0,95

Давление регенери­ рующей воды 100 кПа; температура 50 °С ‘ расход воды 0 , 6 м3/ч

Бельтинг 2031

56

1 200

998

0,99

Давление регенери­ рующей воды 100 кПа; температура 50 °С; расход воды 0 , 6 м3/ч

Ка­ прон 56027

73,5

1205

1050

1 ,0 2

Давление регенери­ рующей воды 235 кПа; температура 70 °С; расход воды 0,72 м3/ч

Ка­ прон 56027

78

1300

1050

1

Давление регенери­ рующей воды 235 кПа; температура 70 °С; расход воды 0,72 м3/ч

100

2500

1000

0,9

Ка­ прон 56027

Ка­ прон 56027

229

125

1359

2250

998

1000

0,95

Давление регенери­ рующей воды 98 кПа; температура 22 °С; расход воды 0,3 м3/ч

1

Давление регенери­ рующей воды 294 кПа; температура 22 °С; расход воды 1 м3/ч

2

3

4

5

6

7

Суспензия активного ила аэротенков

2

15

67

80

8,5

15

Сброженный в термофиль­ ных условиях осадок стан­ ции аэрации

6

23

49

78

9,5

Суспензия тонко из­ мельченных железоруд­ ных койцентратов в воде

62,3

15

69

8

4

5

Суспензия галитоили­ стых хвостов флотации

53

20

71

12

0,432

6

Суспензия каолина в воде, коагу­ лированная известковым молоком

16

12

64

51

1,5

10

Суспензия шлифпорошка М40

55

35

50

21

4,56

12

Суспензия фосфогипса из ф осф ори­ тов Кара-Тау

35

25

65

60

5,6

32

Суспензия техническая

7

35

294,3

39

-

5

2

30

294,3

70

-

10

1

№

6

1

Суспензия техническая №

1

2

8

Ка­ прон 56027

Ка­ прон 56027

9

235

44

10

1650

1450

13

11

12

1000

1

Давление регенери­ рующей воды 294 кПа; температура 22 °С; расход воды 1 2 м3/ч

0,94

Давление регенери­ рующей воды 294 кПа; температура 22 °С; расход воды 1 2 м3/час

998

Кап­ рон 56027

35

2325

1000

0,95

Давление регенери­ рующей воды 150 кПа; температура 20 °С: расход воды 0,5 м /ч

Капро­ новая сетка 23112

40

1600

995

0 .8 6

Давление регенери­ рующей воды 294 кПа; температура 15 °С* расход воды 0 , 6 м-уч

Кап­ рон 56027

80

2 1 0 0

1000

0,99

Давление регенери­ рующей воды 294 кПа; температура 15 °С; расход воды 1 0 м3/ч •

Ка­ прон 56027

165

998

0,975

Время просушки осадка 75 с

0,989

Перепад давлений при промывке и про­ сушке принять рав­ ным 65 кПа

3960

Пер­ хлор­ винил

44

2240

1000

Пат­ рон е фильт­ рова­ льной тканью

48,5

3915

1349

2 ,8 6

Продолжительность вспомогательных операций 1800 с

Пат­ рон е фильт­ роваль­ ной тканью

11

3200

1530

8,54

Продолжительность вспомогательных операций 1800 с

3

4

5

5

25

2 0 0

65

1,3

40

27

60

2478

-

Суспензия метатитановой кислоты

12

50

27

69

125

-

Суспензия гидроксида магния

10

35

87

65

97

57

0,035

25

80

76,4

276

70

Алюмо сили­ катная сус­ пензия

3,5

50

67

80

542

77

Криолитовая суспензия

15

45

48

54

177

48

Суспензия цинкового производства

7

40

294

39

157

35

Суспензия черного шла­ ма в произ­ водстве диок­ сида титана

2

35

294

70

139

60

Суспензия кобальтового производства

25

50

294

39

1357

37

1

Суспензия техническая Nq 3 Суспензия культураль­ ной жидкости

Суспензия пигмента желтого в воде

2

6

7 15

13

8

9

10

11

12

Патрон керами­ ческий

2170

3200

1530

0,516

Продолжительность вспомогательных операций 1 2 0 0 с

-

-

1000

990

0,475

В Ф В - перлит

-

-

3000

1265

1,787

В Ф В - древесная мука

Кап­ рон 56027

60,4

2400

1 02 0

0,94

Время просушки осадка 1 ч

Кап­ рон 56027

18,7

1200

100 0

1

Время промывки осадка 90 с

Кап­ рон 56027

41

2370

990

6 ,2

Кап­ рон 56027

105

2980

1070

1

Расход промывной жидкости принять равным 0 , 0 0 2 м3 на 1 кг влажного осадка Расход промывной жидкости принять равным 0,0018 м3 на 1 кг влажного осадка; вязкость промывной жидкости 5,4 Па с

Кап­ рон 56027

48,5

3915

1349

2 ,8 8

Время просушки осадка 60 с; расход промывной жидкости 0 , 0 0 1 м 3 на 1 кг влаж­ ного осадка

Кап­ рон 56027

11

3200

1530

8.54

Время на вспомога­ тельные операции 30 мин

Кап­ рон 56027

1345

3640

1002

1

Время на вспомога­ тельные операции 1 0 мин

5

БОН5-1,80,970

5

СП 0 Д J° g 1 ю V

БОНЮ-1,81,87

<

й

СП 0 Я 1° о 1 ю V

БОНЗО-2,44,12

о ю ю V

БОПЗО-2,44,12

2

БНМ20-2,42,77

БГН5-1,80,970

БГНЮ-1,81,87

U)

ет Д

<

<

<

Расстояние от левой опоры до центра тя­ жести барабана /4, м

-

Вес барабана Сб-ю-3, н

1

Вылет правого кон­ ца вала /3, м

0,750

0,275

Расстояние от пра­ вой опоры до торце­ вой стенки /2, м

0,230

. 0,265

0,324

ю U)

Расстояние от левой опоры до торцевой стенки /j, м

0,265

0,265

0,368

О и> о

0,265

0,368

0,340

о

2,43

0,135

о U> О

0,580

0,980

0,370

о U) О

0,480

0,980

о U* о

0,270

0,270

о U> о

о OJ о

0,270

0,270

О "Lo о

р OJ О

Тип фильтра, длина барабана L, м

0,480

о

3,16

00

2,36

2,36

2,36

LO LO

00

2,36

о\

1 ,2 0

00

2,43

2,16

К)

0,75

1 ,2 0

G\

00

U) U)

G\

Vi

Vi

О

Мощность привода

00

N, кВт

о о . -йо

0,016

р ою

0,025

о о ю

О 1>J

р ON

о ON

о ON

о . ON

р ON

OJ о

U) О

LO О

U> О

LO О

U) о

LO о

о о о 00

О О О 00

О О о

р о о

р о о

о о о

©

р on

То

То

То

То

р То

О и> ю

О W ю

о U) ю

0,14

р £

р К)

р То -й*

р

о о о

о о ю и»

о о ю

р о ю р ON

О С*

Число оборотов ба­ рабана п, об/мин

0,026

р о -Йо

р V

Толщина наружной пластины торцевой стенки hh м

0,016

То

р ON

0,026

on

р V

о о ON

Толщина внутрен­ ней пластины тор­ цевой стенки h2, м

О U>

О U)

Внутренний радиус торцевой пластины г,,м

LO о

U) о

U> О

Угол погружения барабана в корыто Ф0, 1рад.

р о о

р О О оо

о о о ОО

Толщина стенки обечайки барабана S, м

То

О ON

р CTs

Диаметр шестерни

То

р Т-О ю

р ю

р и> ю

О То ON

о То ON

Наружный диаметр цапфы Dn, м

р -Й*

р

р То 4^

О

О

2

£

Внутренний диа­ метр цапфы dw м

То

р о . о

То

-й-

d2,M

6.5. Задачи для самостоятельной работа

0,35

0,040

о о -йь о

0,26

0,75

0,026

о о -йь о

0,026

р Т-О

0,13

О 00

0,016

0,45

О

Т аб л и ц а 6.13. Параметры цилиндроконического ротора центрифуги. Исходные данные к задачам 6.31-6.55

Номер за­ дачи

Диаметр Внутрен­ загрузоч­ ний диа­ Длина р о ­ метр рото­ ного отвер­ тора Я, мм ра D, мм стия Dh мм

Рабочая угловая скорость со, рад/с

М арка стали

6.31

350

245

2 0 0

315

12Х18Н10Т

6.32

630

440

300

250

12Х18Н10Т

6.33

900

630

400

158

12Х18Н10Т

6.34

1250

850

800

207

2 0

6.35

1800

1 200

600

75

2 0

6.36

1200

850

500

85

2 0

6.37

800

560

400

150

10Х18Н9ТЛ

6.38

1500

100 0

500

75

10Х18Н9ТЛ

6.39

800

550

400

132

10Х18Н9ТЛ

6.40

1 200

850

500

8 8

10Х18Н9ТЛ

6.41

1600

100 0

600

75

12Х18Н10Т

6.42

1 000

760

400

150

12Х18Н10Т

6.43

800

550

400

132

10Х18Н9ТЛ

6.44

400

295

2 0 0

315

12Х18Н10Т

6.45

630

440

300

250

2 0

6.46

1250

850

800

207

20

6.47

850

780

400

158

12Х18Н10Т

6.48

1300

950

500

85

12Х18Н10Т

6.49

1500

100 0

500

75

20

6.50

1100

750

400

88

10Х18Н9ТЛ

6.51

1800

1 20 0

600

75

12Х18Н10Т

6.52

900

630

400

158

12Х18Н10Т

6.53

350

245

2 0 0

315

20

6.54

1 200

850

500

85

2 0

6.55

1600

1 100

600

207

20

Плотность центрифуги­ руемого про­ дукта рж, кг/м 3

Рабочая темпера­ тура /, °С

1500

Толщина стенки, мм

Половина Прибавка угла при вер­ к толщине шине днища С, мм а , град.

Цилиндри­ ческой обе­ чайки

Кони­ ческого днища

40

6

10

2

30

1500

40

4

8

2

25

1650

2 0

14

26

2

70

1650

20

20

28

1

25

1400

20

22

44

1

70 60

1400

50

8

16

1

1500

50

10

18

2

70

1560

50

14

26

2

25

1600

25

6

14

1

23

1600

25

10

18

2

70

1500

40

20

42

1

70

1500

50

12

20

2

25

1400

25

4

10

2

25

1650

40

8

12

2

25

1500

2 0

6

10

2

25

1600

50

18

28

2

70

1560

40

12

24

2

70

1650

40

10

18

1

70

1560.

50

16

28

2

25

1400

25

8

16

2

25

1650

20

20

40

1

75

1500

2 0

12

24

2

25

1400

40

8

10

2

75

1600

50

6

14

1

75

1400

25

22

44

1

25

Т аб л и ц а 6.14. Параметры цилиндрического ротора центрифуги. Исходные дан­ ные к задачам 6.56—6.75

Номер задачи

Диаметр за­ Внутренний грузочного от­ диаметр рото­ верстия ра Д мм мм

Длина ротора В , мм

Рабочая угло­ вая скорость со, рад/с

6.56

1 200

850

500

85

6.57

1 000

760

670

158

6.58

1250

850

800

104

6.59

1 22 0

800

720

- 95

6.60

630

440

300

250

6.61

350

245

2 0 0

418

6.62

900

630

400

164

6.63

1800

1 20 0

600

75

6.64

2 0 0 0

1340

1200

62

6.65

1850

1250

1100

70

6 .6 6

1 00 0

760

670

130

6.67

1 220

800

720

85

6 .6 8

350

245

2 0 0

350

1 20 0

600

62

6.69

. 1800

6.70

1850

1250

1100

54

6.71

1 200

850

500

80

6.72

1250

850

800

100

6.73

630

440

300

230

6.74

900

630

400

158

6.75

2 0 0 0

1340

1200

65

Марка стали

Толщина стен­ Плотность цен­ Рабочая ки, мм трифугируемого температупродукта pia7, °С обечайки днища Рж, кг/м3

Прибавка к толщине С, мм

2 0

1400

2 0

10

18

2

2 0

1650

20

12

2 0

2

10Х17Н13М2Т

1500

50

14

26

2

10Х18Н9ТЛ

1600

40

8

14

1

10Х18Н9ТЛ

1560

25

6

10

1

2 0

1400

50

4

8

2

10X17H13M3T

1500

50

12

2 2

1

10X17H13M3T

1600

40

20

38

1

10Х18Н9ТЛ

1560

■ -2 0

40

2

10Х18Н9ТЛ

1400

.25

18

34

2

10Х17Н13М2Т

1500

25

12

2 0

1

10Х17Н13М2Т

1400

50

8

14

2

1560

40

4

8

1

12Х18Н10Т

1600

40

2 0

38

1

2 0

1500

18

34

2

.2 0

1650

50

10

18

2

10X17H13M3T

1600

25

14

26

,2

10X17H13M3T

1400

25

6

10

1

12Х18Н10Т

1560

50

12

2 2

1

20

1400

40

2 2

40

2

20

.2 0

2 2

.

Т абл иц а 6.15. Параметры цилиндрического ротора с розеткой фильтрующей центрифуги. Исходные данные к задачам 6.76—6.95

Номер задачи

Наруж­ Радиус за­ ный ра­ грузочного диус р о ­ отверстия тора ротора R , мм Rlt мм

Длина ротора Я , мм

Наружный Рабочая радиус угловая ступицы скорость днища со, рад/с 7?о, мм

Марка стали

6.76

600

425

500

415

85

20

6.77

500

380

670

370

158

08Х18Г8Н2Т

6.78

625

425

800

415

104

10Х17Н13М2Т

6.79

610

400

720

390

95

10Х18Н9ТЛ

6.80

315

2 2 0

300

2 1 0

250

10Х18Н9ТЛ

6.81

175

122

2 0 0

112

418

20

6.82

450

315

400

305

164

10X17H13M3T

6.83

900

600

600

590

75

10X17H13M3T

6.84

1000

670

120 0

660

62

10Х18Н9ТЛ

6.85

925

625

1100

615

70

10Х18Н9ТЛ

6 .8 6

500

380

670

370

130

10Х17Н13М2Т

6.87

610

400

720

390

85

10Х17Н13М2Т

6 .8 8

175

122

2 0 0

112

6.89

900

600

600

590

62

12Х18Н10Т

6.90

925

625

1100

615

54

ОТ4-0

6.91

600

425

500

415

80

ВТЬО

6.92

625

425

800

415

100

10X17H13M3T

6.93

315

2 2 0

300

2 1 0

230 '

10X17H13M3T

6.94

450

315

400

305

158

12Х18Н10Т

6.95

1000

670

1200

660

65

АТ-3

’ 350

08Х22Н6Т

Плотность центрифуги­ руемого п ро­ дукта

ТолгЦина стенки, мм Рабочая Диаметр Ш аг пер­ темпера­ обечайки перфора­ форации днища s2 борта s{ тура /, °С ции d, мм /, мм

Рж, КГ/М3

1400

2 0

10

18

18

5

30

1650

20

12

2 0

20

5

30

1500

50

14

26

26

5

30

1600

40

8

14

14

5

30

1560

25

6

10

10

5

30

1400

50

4

8

8

5

30

1500

50

12

22

2 2

5

30

1600

40

2 0

38

38

5

30

1560

20

22

40

40

5

30

1400

25

18

34

34

5

30

1500

25

12

20

2 0

5

30

1400

50

8

14

14

5

30

1560

40

4

8

8

5

30

1600

40

20

38

38

5

30

1500

2 0

18

34

34

5

30

1650

50

10

18

18

5

30

1600

25

14

26

26

5

30

1400

25

6

10

10

5

30

1560

50

12

2 2

2 2

5

30

1400

40

22

40

40

5

30

З а д а ч а 6.19. П р о в ери ть условия п р о ч н о с ти ц и л и н д р и ч е с ко й о б еч ай ки барабана вакуум -ф ильтра Б О Н 5 -1 ,8 -1 У , и спользуем ого для п ерераб отки сус п е н зи и ц и н ко в о го производства. З а д а ч а 6.20. П р о в ери ть условие устойчи в ости ц и л и н д р и ч е ­ с ко й о б еч ай ки барабанного вакуум -ф и льтра Б О Н 1 0 -1 ,8 - 1 У , к о т о ­ ры й п р ед н азначен для ф ильтрации сус п е н зи и чер н о го ш л ам а производства д и о кси д а ти тан а. З а д а ч а 6.21. О пределить к р у т я щ и й м о м ен т и и зги б а ю щ у ю силу, действ ую щ ую н а к о н е ц вала барабанного вакуум -ф ильтра Б О Н З О -2 ,4 -1 У , п р и условии, что используется прям озубая ш е с ­ терн я с углом к о н т а к т а а = 20°. З а д а ч а 6.22. Н а фильтре Б О П 2 0 - 2 ,4 -1 У обрабатывается тех­ н и ческая сусп ен зи я № 1. П р о и зв е сти расчет м аксим альны х н а ­ п р я ж е н и й в цапф ах фильтра. З а д а ч а 6.23. П р о в ер и ть , д о с та то ч н а л и т о л щ и н а с т е н к и барабана ф ильтра Б О П З О -2 ,4 -1 У , в ко то р о м ф ильтруется с ус ­ п е н зи я ш л ам а п р о м ы ш л е н н ы х с то ко в гал ь в ан и ческо го п р о и з ­ водства. З а д а ч а 6.24. П р о в ер и ть условия п р о ч н о с ти торцевой с т е н к и б арабанного вакуум -ф и льтра Б Н М 2 0 - 2 ,4 - 1К п р и работе с с ус п е н ­ зией с аж е-в о д я н о й см еси. Г ео м е тр и че с ки е х а р а кте р и с ти ки сече­ н и я ребра п р и н я ть по п р и м е р у 6.5. З а д а ч а 6.25. Ф и л ьтр Б Н М 3 0 - 2 ,4 - 1 К установлен н а л и н и и обезвож ивания культуральной ж и д к о с ти . П р ов ери ть условие п р о ч н о сти правой цапф ы ф ильтра (со стороны устано вки п р и в о д ­ н о й ш ес те р н и ). З а д а ч а 6.26. Рассчитать коэф ф иц и ент запаса прочности для сварного ш ва левой цапф ы с торцевой стенкой барабана в акуум-ф ильтра Б Г Н 5 - 1,8-ЗГ. Ф ильтруется суспензия техническая № 2. З а д а ч а 6.27. Рассчитать ко э ф ф и ц и е н т запаса пр о ч н о с ти для левой и правой ц ап ф ф ильтра Б Г Н 1 0 -1 ,8 -З Г . Н а фильтре обраба­ тывается сусп ен зи я те х н и ч е ска я № 3. З а д а ч а 6.28. Д л я осадительной ц ен тр и ф у ги определить м а к ­ симально д оп ускаем ую угловую скорость ц и л и н д р и ч ес ко го р о то ­ ра с п л о с ки м д н и щ е м п р и обр аб отке среды плотностью рс = = 1500 к г /м 3.

И с х о д н ы е д а н н ы е . В н у тр е н н и й радиус ц и л и н д р и ч е с ко го эле­ м ента ротора R = 0 ,5 м; радиус в н утр е н н ей п о в ер хн о сти ц е н т р и ­ ф угируем ого п р о д укта Л[ = 0,36 м; то л щ и н а с т е н к и ц и л и н д р и ч е ­ с ко го эл ем ента ротора 5ц = 0,015 м; м атериал ротора — сталь В С тЗ сп п л отность ю р = 7550 к г /м 3; рабочая тем пература t= 20 °С ; ко эф ф и ц и ен т п р о ч н о с ти сварного ш в а ф = 0,9; п р и б а в ка к расчет­ н о й то л щ и н е с те н к и С = 0 ,0 02 м.

Задача 6.29. В вертикальной ц ен тр и ф уге, и м е ю щ е й ц и л и н д ­ р и ч е с к и й р отор с п л о с ки м бортом и д н и щ е м , обрабаты вается м а ­ териал пл отность ю рс = 1650 к г /м 3, О пределить наиб ол ь ш ую п л о т­ ность м атериала, с ко то р о й в о зм о ж на работа ц ен тр и ф у ги . И с х о д и ы е д а н н ы е . Частота вращ ения ротора и = 720 о б /м и н ; диам етр ротора D = 1,8 м; м и ни м ал ь ны й в н у т р е н н и й диам етр п о ­ в ерхности обрабаты ваемой среды Д = 1,26 м; т о л щ и н а с те н ки р о ­ тора Sn = 0,03 м; материал ротора — сталь 20 плотностью р = = 7850 к г / м 3; рабочая тем пература t= 20 °С; ко э ф ф и ц и е н т п р о ч н о ­ сти сварного ш ва ф = 0,9; п р и б ав ка к р а сч етн о й то л щ и н е с те н ки С = 0 ,0 0 2 м. З а д а ч а 6.30. П р о в ери ть прочность узла с о ед и н е н и я п л о с ко го д н и щ а и ц и л и н д р и ч е с ко й о б еч ай ки р отора в ер ти кал ь ной ц е н т р и ­ ф уги. И с х о д н ы е д а н н ы е . В н у т р е н н и й д иам етр ротора D = 1,25 м; угловая скорость ротора со = 150 рад /с; т о л щ и н а с т е н к и о б е ч ай ки Su = 0,0 25 м; то л щ и н а д н и щ а S2= 0 ,0 2 7 м; м и н и м а л ь н ы й в н утр е н ­ н и й д иам етр пов ерхн ости обрабаты ваемой среды Dx = 0,875 м; плотность среды рс= 1240 к г /м 3; рабочая тем пература / = 20 °С; м а­ териал ротора - сталь 16Г С плотностью р = 7 800 к г / м 3; ко эф ф и ­ ц и е н т п р о ч н о с ти сварны х ш вов ф = 0,9; п р и б а в ка к р асчетной то л ­ щ и н е с те н к и С = 0 ,0 02 м.

Задачи 6.31—6.42. Рассчитать н а п р я ж е н и е в ко н и ч е с к о м эле­ менте, вы званное силам и и н е р ц и и собственны х масс. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.13. Задачи 6.43-6.55. О п р ед е л и ть м а к с и м а л ь н о д о п у с ти м у ю угл ов ую с к о р о с ть для ц и л и н д р о к о н и ч е с к о го р о то р а ц е н т р и ­ ф уги. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.13.

З а д а ч и 6 .5 6 -6 .6 0 . О пределить краевой и зги б а ю щ и й м о м е н т и краевую п о п еречную силу, действ ую щ ие н а краях ц и л и н д р и ч е ­ с ко го элем ента, сопрягаем о го с п л о с ки м и элем ентам и ротора (д н и щ е ). И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.14. З а д а ч и 6 .6 1 -6 .6 4 . П р о в ер и ть условия пр о ч н о с ти для борта и д н и щ а н а н а р у ж н о м крае для ротора. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.14. З а д а ч и 6 .6 5 -6 .7 0 . П р о в ер и ть н а прочность о беч ай ку ротора и определить то л щ и н у ее в узле со ед и нени я с п л о с ки м д н и щ е м . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.14. З а д а ч и 6 .7 1 -6 .7 5 . Рассчитать то л щ и н у п ерф ори ро ванной о б еч ай ки ротора ф ильтрую щ ей ц ен тр и ф уги . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.14. З а д а ч и 6 .7 6 -6 .8 3 . О пределить н а п р я ж е н и я на кр ая х ц и л и н д ­ р и че с ко го элем ента ротора ф ильтрую щ ей ц ентри ф уги. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.15. З а д а ч и 6 .8 4 -6 .9 0 . О пределить н а п р я ж е н и я в п л о с ки х эл е м е н ­ тах (борт и д н и щ е ) ротора. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.15. З а д а ч и 6.91—6.95. П р о в ер и ть условия п р о ч н о сти к о н с т р у к ­ тивны х элем ентов ротора (о б е ч а й ка , борт и д н и щ е ) п р и заданны х р еж и м ах э кс п л уа та ц и и ц ен тр и ф у ги . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 6.15. БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

6.1. Биргер И.А., Шор Б. Ф., Шнейдерович P.M. Расчет на прочность дета­ лей машин. М.: Машиностроение, 1966. 212 с. 6.2. Поникаров И. И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки: Учебник. Изд. 2-е, перераб. и доп. М.: Альфа-М, 2006.608 с. 6.3. Серенсен С.В., Когаев В.П., Шнейдерович P.M. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность. М.: Машгиз, 1963.244 с. 6.4. Соколов В.И. Центрифугирование. М.: Химия, 1976.408 с. 6.5. Тимонин А. С. Основы конструирования и расчета химико-техноло­ гического и природоохранного оборудования: Справочник. Т. 2. Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 2002.1028 с.

6.6. Файнерман И.А. Расчет и конструирование шнековых центрифуг. М.: Машиностроение, 1981. 134 с. 6.7. Шкоропад Д.Е. Центрифуги для химических производств. М.: Ма­ шиностроение, 1975. 246 с. 6.8. ОСТ 26-01-99—83. Сепараторы жидкостные центробежные. Общие технические условия. 6.9. ОСТ 26-01-1325—75. Сепараторы центробежные жидкостные. Классификация и обозначения. 6.10. ОСТ 26-01-1326—75. Центрифуги промышленные. Классификация и обозначения. 6.11. РТМ 26-01 -05—64. Методика расчета барабанных вакуум-фильтров с наружной фильтрующей поверхностью. 6.12. РТМ 26-01-10—65. Методика определения параметров фильтрова­ ния с образованием осадка. 6.13. РТМ 26-01-23-68. Методика определения параметров процесса фильтрации при разделении малоконцентрированных суспензий. 6.14. РТМ 26-01-26—68. Методика расчета дисковых вакуум-фильтров. 6.15. РТМ 26-01-31—69. Методика расчета листовых фильтров под давле­ нием. 6.16. РТМ 26-01-33—78. Методика выбора вспомогательного оборудова­ ния для вакуум-фильтров непрерывного действия. 6.17. РТМ 26-01-35—70. Методика технологического расчета патронных фильтров. 6.18. РТМ 26-01 -47—71. Методика технологического расчета барабанных вакуум-фильтров с намывным слоем. 6.19. РТМ 26-01-61-73. Методика расчета вакуум-фильтров непрерыв­ ного действия наливного типа. 6.20. РТМ 26-01-69—75. Методика технологического расчета барабанных вакуум-фильтров со сходящим полотном. 6.21. РТМ 26-01-62-73. Методика технологического расчета фильтру­ ющих подвесных центрифуг с немеханизированной выгрузкой осадка. 6.22. РТМ 26-01-82-76. Барабанные вакуум-фильтры. Методика расчета на прочность. 6.23. РТМ 26-01-89—76. Методика технологического расчета: осадитель­ ных шнековых центрифуг. 6.24. РТМ 26-01-116-79. Центрифуги фильтрующие и осадительные го­ ризонтальные с ножевой выгрузкой осадка. Методы технологиче­ ского расчета. 6.25. РТМ 26-01-159-87. Центрифуги с поршневой выгрузкой осадка. Метод технологического расчета. 6.26. РТМ 26-11-17-88. Роторы центрифуг. Нормы и методы расчета на прочность.

6.27. Фильтры для жидкостей. Каталог. Ч. 1: Фильтры непрерывного дей­ ствия для жидкостей. 6.28. Фильтры для жидкостей. Каталог. Ч. 2: Фильтры периодического действия, фильтр-прессы, патронные керамические фильтры.

| “ 7Т Е Х Н 0 Л 0 Г И Ч Е С К И Е E / ТРУБОПРОВОДЫ

7.1. Общие сведения Т е х н о л о ги ч е с ки е трубопроводы ( Т Т ) представля­ ю т собой со о р у ж е н и я для тр ан с п о р ти р о в ан и я ж и д к и х , газоо браз­ ны х, га зо ж и д ко стн ы х и с о д ер ж ащ и х твердые части ц ы прод укто в о т н ачал ьного п у н к т а -и с т о ч н и к а до к о н е ч н о го п у н к т а -п о т р е б и ­ теля. В ц и р ку л я ц и о н н ы х трубопроводах оди н и то т ж е а п п ар ат м о ­ ж е т быть од нов рем енно и с т о ч н и к о м и потребителем . П о ф у н кц и о н ал ь н о м у н а зн а ч е н и ю , к о н с т р у к ц и и и условиям .п р и м ен е н и я Т Т сущ еств енно отличаю тся от м аги страль ны х га зо и неф тепроводов, систем те п л о - и вод оснаб ж ени я. П о р а сп о л о ж е ­ н и ю н а объекте Т Т подразделяю тся н а внутрицеховы е — тр уб о ­ проводы , с о ед и н я ю щ и е различны е агрегаты и б л о ки устано вок; м ежцеховы е — трубопроводы , с о ед и н я ю щ и е у с т а н о в ки и цеха п р е д п р и я ти я , а т а к ж е трубопроводы общ езаводского хозяйства; внезаводские, п о кото р ы м н а объ ект подаю т сырье, то п л и в о и от­ водят продукты . В зав и си м о сти о т ф и зи к о -х и м и ч е с к и х свойств, р а б о ч и х давле­ н и й и тем ператур перекач и в аем о й среды Т Т разделяю т н а группы и ка те го р и и (табл. 7 .1 ), которы е указы ваю т в п р о е кте для ка ж д о го у ч а стка трубопровода с п о с то я н н ы м и р аб о ч и м и парам етрам и . Группы и категории трубопроводов для в одяного п ар а п р и дав­ л е н и и более 0 ,0 7 М П а и для горячей воды п р и тем пературе свы ше 115 °С представлены в табл. 7.2. Трубопроводы и и х элементы п о условны м проходам (н о м и ­ нальны м в н у тр е н н и м диам етрам , м м ) разделяю т сл ед ую щ и м об ­ разом: 3; 6; (8 ); 10; (1 3 ); 15; 20; 25; 32; 40; 50; 65; 80; 100; 125; 150; (1 7 5 ); 200; 250; (2 7 5 ); 300; (3 2 5 ); 350; (3 7 5 ); 400; (4 5 0 ); 500; 600; (7 0 0 ); 800; (9 0 0 ); 1000; (1 1 0 0 ); 1200; 1400; 1500; 1600. И зд е л и я с у с ­ лов ны м и проход ам и , у ка за н н ы м и в с ко б ка х , использовать не ре­ ком енд уется.

ON O J О Категория трубопроводов Группа

Рраб’ МПа

А

Вредные: а) класса опас­ ности 1 и 2

/ » °Г' *раб ^

Роаб» М Па

/ аб> °Г *р ^

Рраб» МПа

V

IV

III

II

I

Т ранспортируе мые продукты

W

°с

Рпаб*

*раб» °С

МПа

t аб> °Г *р ^

До 1,6

До 120

До 300

Незав исимо До 1,6 1 ,6

Свыше 300

а) взрывоопас­ ные вещества; горючие газы, в том числе сжи­ женные

Свыше 2.5

Свыше 300

До 2,5

До 300

б) легковоспла­ меняющиеся жидкости

Свыше 2.5

Свыше 300

Свыше 1 ,6 , до 2,5

Свыше 1 2 0 , до 300

До 1,6

До 120

в) горючие жид­ кости и вещест­ ва

Свыше 6,3

Свыше 350

Свыше 2,5, до 6,3

Свыше 250, до 350

Свыше 1 ,6 , до 2,5

Свыше 1 2 0 , до 250

До 1,6

До 120

Свыше 6,3

Свыше 350, до 450

Свыше 2,5, до 6,3

Свыше 250, до 350

Свыше 1 , 6 , до 2,5

Свыше 1 2 0 , до 250

б) класса опас­ ности 3

/\>аб» МПа

Свыше

Взрыво- и пожа­ роопасные:

В

Трудногорючие и негорючие

Глава 7. Технологические трубопроводы

Б

I

II

IV

III

р т6, М П а

U ,° C

/>м6, М П а

и ,°с

А*б. М П а

а

Независимо

Свыше 580

До 3,9

От 350 до 450

Д о 2,2

б

Независимо

От 540 до 580

От 2,2 до 3,9

Д о 350

в

Независимо

От 450 до 540

г

Свыше 3,9

До 450

t

°с

/>м6, М П а

t » °С *оаб ^

От 0,07

От 115

Пар водяной пере­ гретый при давлении и температуре:

От 1,6 до

От 250 до 350 До 250

2 ,2

Пар водяной насы­ щенный: От 0,07 до От 115 до 250 1 ,6

а От 3,9 до

в Д

Свыше 115

8 ,0

Свыше 8,0

От 1,6 до Свыше 115 3,9

Свыше 115

Горячая вода: До 1,6

а От 3,9 до

в д

8 ,0

Свыше 8,0

Свыше 115

Свыше 115

От 1,6 до 3,9

Свыше 115

Свыше 115

7.1. Общие сведения

Категория трубопроводов Транспортируемые продукты

Трубопроводы и и х элем енты подразделяю т по и зб ы точном у условном у давлению : 0,1; 0 ,2 5 ; 0,4; 0,63; 1,0; 1,6; 2,5; 4 ,0 ; 6,3; 10; 16; 20; 25; 32; 40; 50; 60; 80; 100 М П а .

7.2. Расчет на прочность технологических стальных трубопроводов давлением до 10 МПа Р ассм атриваем ая м ето ди ка п р ед назначена для расчета н а прочность трубопроводов, сл уж ащ и х для тр а н с п о р ти ­ рования ж и д к и х и газообразны х вещ еств д авлением до 10 М П а и тем пературой о т —70 до + 4 5 0 °С. М е т о д и к а не распространяется н а трубопроводы , проклады ваемы е в р а й о н а х с с ейсм и чность ю 8 баллов и более. Расчет допускаемого напряжения [ст] п р и расчете эл ем ентов и со ед и н ен и й трубопроводов н а стати ческую прочность проводят п о формуле м=

=m in

сто,2 а ь стг

пУ

5

(7 .1 )

5

Пи "Z п ; ПЪ

К о эф ф и ц и ен ты запаса п р о ч н о с ти по в рем енном у со пр о ти в ­ л ен и ю пь пределам т е ку ч е сти пуи длительной п р о ч н о с ти nz о п р е ­ деляю т к а к пУ = п г

= 1>30у;

(7 .2 )

пь= 2,1у.

(7 .3 )

З н ач ен и я ко э ф ф и ц и ен та на д еж н о с ти у трубопровода пред ­ ставлены в табл. 7.3. Т а б л и ц а 7.3. Коэффициент надежности у

Транспортируемое вещество

Коэффициент надежности у для трубо­ проводов категорий I, И

III, IV

V

Газы всех групп, сжиженные газы, вещества группы А

1,25

1,15

1 ,1 0

| Вещества групп Б и В, кроме газов

1,15

1,05

1 ,0 0

Д оп у с ка е м ы е н а п р я ж е н и я для м а р о к сталей, у к а з а н н ы х в Г О С Т 356—80, рассчиты ваю т п о ф ормуле [ а ] = [ с т 20] Л ,

(7 .4 )

где [о 20] определяется с учетом х а р а кте р и с ти к

CTq02

и о *0

;

А, — т е м ­

пературны й ко э ф ф и ц и е н т (табл. 7 .4 ). Т а б л и ц а 7.4. Температурный коэффициент At М арка стали

СтЗ - по ГОСТ 380-71; Ст 10; 20; 25 по ГОСТ 1050-74; 09Г2С, 10Г2С1, 15ГС,16ГС, 17ГС, 17Г1С — по ГОСТ 19282-73 (всех групп, категорий поставки и сте­ пеней раскисления)

15Х5М - по ГОСТ 20072-74

08Х18Н10Т, 08Х22Н6Т, 12Х18Н10Т, 45Х14Н14В2М, 10Х17Н13М2Т, 10X17H13M3T; 08Х17Н 1М ЗТ -по ГОСТ 5632-72; 15ХМ - по ГОСТ 4543-71; 12МХ - по ГОСТ 20072-74 12Х1МФ, 15Х1М Ф -по ГОСТ 20072-74

20ХЗМ ВФ - по ГОСТ 20072-74

Расчетная темпе­ ратура /Л °С

Температурный коэффициент At

До 200

1 ,0 0

250

0,90

300

0,75

350

0 ,6 6

400

0,52

420

0,45

430

0,38

440

0,33

450

0,28

До 200

1 ,0 0

325

0,90

390

0,75

430

0 ,6 6

450

0,52

До 200

1 ,0 0

300 400 450

0,90 0,75 0,69

До 200

1 ,0 0

320

0,90

450

0,72

До 200

1 ,0 0

35Q

0,90

450

0,72

П р и м е ч а н и я . 1. Для промежуточных температур значение At следует опреде­ лять линейной интерполяцией. 2. Для углеродистой стали при температурах от 400 до 450 °С приняты средние зна­ чения на ресурс 2 -1 0 5 ч.

Основные соотношения для расчета элементов Т Т , работающих под внутренним давлением. Расчет толщины стенки трубы следует проводить п о (1 .1 ), н о для трубопроводов п р и н и м а е тс я , к а к правило, н а р у ж н ы й диам етр труб:

с _ ^r

«>а 2ф[ст] + Р

: + С,

(7 .5 )

где Р —расчетное в нутреннее давление, М П а ; Д ,— н а р у ж н ы й д и а­ м етр трубы , м; ф — ко э ф ф и ц и е н т п р о ч н о сти сварного ш ва; [с ] — допускаем ое н а п р я ж е н и е , определяем ое по (7 .4 ), М П а ; С — к о н с т ­ р укти в н ая п р и б ав ка, м . Расчетное н а п р я ж е н и е о т в н утр ен н его давления вы числяю т п о формуле

f[A ,-(s-q ] 244> (S -C )

’

а допустим ое в н утреннее давление — п о (1 .2 ) с зам ен о й Д , н а 2)а: , _ 2 [ д ] Ф( Л - С )

(7 .7 )

2)а - ( S -С) ‘

Расчет толщины стенок гнутых отводов. Д л я гнуты х отводов (ри с. 7.1, а) с R/(Da—S) > 1 , 7 расчетную то л щ и н у с те н о к SRi о п р е ­ деляю т п о (7 .5 ). Расчет бесшовных отводов с постоянной толщиной стенок. Рас­ четн ую то л щ и н у с те н к и вы числяю т по ф ормуле = (зн а ч ен и я ко э ф ф и ц и ен та к2даны в табл. 7 .5 ).

(7 .8 )

Таблица 7.5. Значения коэффициента к2 R/(Da- SR)

Свыше 2,0

1,5

1 ,0

*2

1 ,0 0

1,15

1,30

П р и м е ч а н и е : Значение к2для промежуточных значений R/ (й, —SR) следует определять линейной интерполяцией.

Расчет толщины стенок секторных отводов (рис. 1.1,6) вы пол­ н я ю т п о формуле

=

(7.9)

где ко э ф ф и ц и е н т къотводов, с о сто я щ и х и з пол усекто ров и с е к т о ­ ров, определяется по формуле: ♦ п р и углах скоса 0 до 15° 4 R —Da + SR k'l — *3 4R - 2D a + 2S R ’

(7 .1 0 )

♦ п р и углах скоса 0 >15°

кг = 1 + 1 ,2 5 t g e J ^ L ^ L

(7 .1 1 )

а —гнутый; б —секторный; в, г —штампосварные

С е кто р н ы е отводы с у гл ам и скоса 0 >15° следует пр и м е н я ть в трубопроводах, раб о таю щ и х в с тати ческо м р е ж и м е и н е требу­ ю щ и х п р о в е р ки н а вы носливость. Расчет толщины стенок штампосварных отводов о сущ ествля­ ю т в зав и си м о сти о т р а сп о л о ж е н и я сварны х ш вов: ♦ сварны е ш вы в п л о с ко с ти и зги б а (р и с. 7.1, в)

S

(7 .1 2 ) Ф

♦ сварные ш вы н а нейтрал и (р и с. 7.1, г) — вы бирается наибольш ее из следую щ их двух з н а ч е н и й

SR5= S R/ v ,

(7 .1 3 )

S rs = k 3S Rl (7 .1 4 ) ♦ сварные ш вы по д у гл ом р к нейтрал и (р и с. 7.1, г) — вы бираю т н а и ­ большее и з зн а ч е н и й Sjq, вы численного по (7 .9 ), и SRn D. - S t

1+-S--- -sinS^D 4 R И R ^Л12 — ' , Z)a - S R . „ 2R

(7 .1 5 )

Sm

У го л p определяю т для ка ж д о го сварного ш в а, отсчиты вая его от нейтрал и, к а к п о ка за н о н а рис. 7.1, г. Расчет толщины стенки переходов. Р асчетную то л щ и н у с те н к и к о н и ч е с ко го перехода (р и с. 7 .2 ) определяю т по формуле • •< п• PD. (7 .1 6 ) 2ф [ст]со8а+Р’ где ф — ко эф ф и ц и ен т п р о ч н о с ти продольного сварного ш ва. L

Рис. 7.2. Переходы: а - конический; б —эксцентрический

Ф орм ула (7 .1 6 ) п р и м е н и м а , если а < 1 5 ° и 0,03 < или

и

Da - 2 S

< 0 ,2 5

D, - 2 S

д/cos a

1+ -

$R6 $R6 Da - 2 S J Da - 2 S

где S — т о л щ и н а с те н к и трубы д и ам етром Da, м . У го л н а к л о н а образую щ ей а вы числяю т п о формулам: ♦ для к о н и ч е с к о го перехода (ри с. 7 .2 , а) a = a rc tg ^ ^ -;

(7 .1 7 )

♦ для э к с ц е н тр и ч е с ко го перехода (р и с. 7 .2, б)

а = a rc tg ^

J-!

.

(7 .1 8 )

Р асчетную то л щ и н у с те н ки переходов, ш там пов анны х и з труб, определяю т к а к для труб больш его диам етра в соответствии с (7 .5 ). Основные соотношения для расчета компенсаторов трубопроводов. К о м п е н с и р у ю щ у ю способность неразветвл енного трубопровода оц ен и в аю т н а основе критериальны х парам етров Х и Y (ри с. 7 .3 ). П а р ам етр ^ о п р е д е л я ется к а к о тн о ш е н и е разв ернутой длины тр у ­ бопровода L к рассто янию м еж д у его н е п о д в и ж н ы м и опо р ам и /:

Х =

L I

1

- .

(7 .1 9 )

Р и с. 7.3. График для оценки компенсиру­ ющей способности неразветвленного тру­ бопровода:

А —температурные удлинения компенсиру­ ются трубопроводом; В — требуется проведе­ ние расчета компенсатора; С —температурные удлинения не компенсируются трубопрово­ дом, необходимо изменить его конфигурацию

П а р а м е тр Y—ф у н кц и я при в ед ен н о й те м п е р а ту р н о й деф орма­ ц и и (с уч е то м м о н та ж н о й р а с т я ж к и ), о тн ес е н н ая к развернутой длине трубопровода:

(7 .2 0 ) где Е — модуль уп р у го сти стали, М П а ; [ст] — ном инал ь ное д о п у с ­ каем ое н а п р я ж е н и е , М П а ; а — тем пературны й ко эф ф и ц и ен т л и ­ н е й н о го р а с ш и р е н и я стали п р и р асчетной тем пературе, 1 /°С ; At — разность р асчетн ой тем пературы с те н к и трубы и тем пературы м о н та ж а , °С; См — м о н та ж н а я р а с тя ж к а , м. П р и п р о е кти р о в а н и и трубопровод разбиваю т н а тем пер атур ­ ные б л о ки , в которы х к о м п ен с и р ую тся тем пературны е деф орм а­ ц и и . К о м п ен с а то р ы устанавливаю т в то м случае, если с а м о к о м пен сац и я тем пературны х д е ф орм ац и й нев о зм о ж н а вследствие чрезм ерно больш их у си л и й в о пор ах (в то м числе на ш туц ерах а п ­ паратов) и н а п р я ж е н и й в трубопроводе. М о н т а ж н а я р а стя ж ка (и л и сж ати е) прим еняется для ул уч ш ени я ко м п ен си р ую щ ей способности трубопровода и ум еньш ени я н а ­ грузок, передаваемых н а неподвиж ны е опоры и при соеди ненное оборудование, и задается к а к взаим ное см ещ ение торцов сты куе­ мых сечений трубопровода. Реком ендуется назначать вели чину р астя ж ки не более 60 % воспри ним аем о го тем пературного р а с ш и ­ рения. П р и п р и м е н е н и и м о н та ж н о й р а с тя ж ки с негарантируем ы м качеством расчет производится без ее учета. Д л я ко м п е н с а ц и и тепловы х деф орм ац и й трубопроводов п р и ­ м ен яю т следую щ ие ко м п е н с и р у ю щ и е устройства: ги б к и е к о м ­ пенсаторы (р азл и чн о й ф орм ы ) и з стальны х труб и углы поворотов трубопроводов п р и лю бы х способах п р о кл а д ки ; линзовы е и сил ь ф онны е ком п енсаторы ; сальниковы е ком п енсаторы . Расчет гибких компенсаторов. Д л я определения размеров ги б ­ к и х ком п енсаторов вы числяю т расчетное тепловое у д л и н е н и е трубопроводов Д„ мм:

А, — еД/,

(7 .2 1 )

где е — ко э ф ф и ц и ен т, у ч и ты в а ю щ и й р ел аксац и ю к о м п е н с а ц и о н ­ ны х н а п р я ж е н и й и предварительную р а с тя ж к у ком п енсатора: 50 % п о л н о го тепл ового у д л и н е н и я А /п р и тем пературе те п л о н о с и ­ теля t< 4 00 °С и 100 % п р и t > 400 °С; п р и н и м а ется по табл. 7.6; Д /— полное тепловое у д л инени е р асч етн о го у ч астка трубопровода, мм:

Здесь а — сред н ий ко эф ф и ц и ен т л и н е й н о го р а с ш и р е н и я стали п р и нагреве о т 0 до / ° С , м м /(м -К ); At — расчетны й перепад те м п е ­ ратур, п р и н и м а е м ы й к а к разность м еж д у рабочей те м пературой теп л он о си тел я и расч етно й тем пературой н а р у ж н о го воздуха, °С; L — рассто я н и е м еж д у н е п о д в и ж н ы м и о п о р ам и тр уб , м. Т а б л и ц а 7.6. Значения коэффициента е Температура теплоноси­ теля t, °С

В условиях монтажа

В рабочем состоянии

До 250

0,5

0,5

251-300

0 ,6

0,5

301-400

0,7

0,5

401-450

1 ,0

0,35

Размеры г и б к и х ком п енсаторов д ол ж ны удовлетворять расче­ ту н а проч н ость в условиях м о н та ж а и в рабочем с о сто ян и и тр уб о ­ проводов. Расчет участков трубопроводов н а с а м о ко м п е н с а ц и ю п р о и з ­ водится для рабочего состояния трубопроводов без учета предва­ рител ьной р а с т я ж к и труб на углах поворотов. Д л я э ти х участков трубопроводов расчетное тепловое у д л инени е определяю т для ка ж д о го н ап равл ен и я ко о р д и натны х осей по (7 .2 1 ). Расчет ком п ен сато р о в н а воздействие продольны х перем ещ е­ н и й трубопроводов, в о зн и к а ю щ и х в результате и зм е н е н и я те м п е ­ ратуры с т е н о к труб, в н утр ен н его давления и д р у ги х н а гр у зо к и воздействий, производят п о условию ^комп + |®м | — ^2 — )(7 .2 3 ) где а комп — расчетны е продольные н а п р я ж е н и я в ком пенсаторе, обуг словленные изм енени ем длины трубопровода под действием внут­ реннего давления продукта и и зм енением температуры стенок труб, М П а ; <тм — дополнительны е продольные н а п р я ж е н и я в ком п енсато­ ре, обусловленные изгибом под действием поперечны х и продоль­ ны х н агр узо к (усил ий) в расчетном сечении ком пенсатора, М П а , определяемые согласно общ им правилам строительной м еханики; а 2 — расчетное сопротивление, М П а ; ат — кольцевые напря ж ени я, обусловленные расчетны м внутренним давлением, М П а . П р и расчете ко м п ен сато р о в н а у ч а стках трубопроводов, рабо­ та ю щ и х п р и мало и зм ен я ю щ ем ся те м п е р а ту р н о м р е ж и м е , д о п у с -

кается в формуле (7 .2 3 ) вм есто расчетного сопротив л ени я ст2 п р и ­ ни м ать н орм ати вно е сопротив лени е ст". Расчетны е продольны е н а п р я ж е н и я в ко м п ен с а то р е сткомп о п ­ ределяю тся п о о б щ и м правилам строительной м е х а н и к и с учето м ко эф ф и ц и ен та у м е н ь ш е н и я ж е с тк о с ти отвода кж и ко эф ф и ц и ен та увеличения продольны х н а п р я ж е н и й т К. Д л я П - , Z - и Г-о б р азн ы х ком п ен сато р о в расчет прои зво дится по сл ед ую щ им формулам: ♦ П -о б р а зн ы х

_0,5ЕВлН т кАк

Д

^КОМП —

5

*24)

где

A = ^ - (n R H 2-228R2H + 1,4Л3) + 0 , 6 7 Я 3 + В Н 2кж

(/-25)

-4RH2+ 2R2H-l,33R 3 ; ♦ Z -образны х ^комп —

»

(7.2о)

B = ^-(nRL2 -2 ,28Я 2Ь 2+ 1,4/?3) + 0 ,6 7 L\-2RL2 + +2R 2L 2 -1 ,З З Л 3 ; ♦ Г -образны х _ 1,5£ D aДк

(7 .2 8 )

% где Е —модуль у п р у го сти , М П а ; D a — н а р у ж н ы й диам етр трубы , м; Дк — сум м арное продольное пер ем ещ ен и е трубопровода в месте п р и м ы ка н и я его к ко м п е н с а то р у о т воздействия тем пературы и внутрен н его давления, м ; ко н с тр у кти в н ы е параметры см. ри с. 7.4. К о эф ф и ц и е н ты у м е н ь ш е н и я ж е с тко с ти кж и увели чени я н а ­ п р я ж е н и й т Кдля гнуты х и сварны х отводов ком п енсаторов п р и Хк < 0,3 определяю тся п о ф ормулам:

кж = К / 1,65;

(7 .2 9 )

SHR / r l

(7 .3 1 )

где SH- н о м и н а л ь н ая то л щ и н а с т е н к и трубы , м; гс — с р ед н и й ра­ диус трубы отвода, м. 5,

'¥ Jy

т б 3

№ BJ2

1

» V

■ —V

«■ -At-

4 1

v l

-

ty

Рис. 7.4. Схемы компенсаторов трубопроводов с прямыми углами:

а —П-образной; б —Z -образной; в —Г-образной формы

Р е а к ц и я отп о р а Нк ко м п ен сато р о в , Н , п р и продольны х пере­ м е щ е н и я х н а д зем н о го трубопровода определяется п о формулам: для П - и Z -обр азны х ко м п ен сато р о в 2 00 W cjv

т кН

mKL2

для Г -о б р а зн ы х ком п енсаторов

Пv

_ 1 0 0 Ж с ткомп

— -----------=------------,

где W — м о м е н т сопротив лени я сеч ени я трубы , м 3. О пределяю т расчетны е продольные п е р е м е щ е н и я надземны х участков трубопровода, обусловленны е м аксим альны м повы ш е­ н и ем температуры с те н о к труб (полож ительны м расчетны м тем пе­ ратурны м перепадом ) и в нутренни м давлением (уд ли нени ем тру­ бопровода), а т а к ж е наибольш им п о н и ж е н и е м температуры стено к труб (отрицательны м тем пературны м перепадом ) п р и отсутствии внутреннего давления в трубопроводе (у ко р о ч е н и е трубопровода).

Расчет вылетов для поворотов Г-, Z-образной формы и П-образных компенсаторов проводится с целью определени я м и н и м ал ь н о

в о зм о ж н о го вылета п р и заданны х д л и нах плеч. П р и э то м р а сс ч и ­ ты ваю тся повороты и ко м п ен с а то р ы с прям ы м и у гл ам и , расп о л о ­ ж е н н ы е в гори зонтал ь ной л и бо в ертикальной п л о с ко с ти . Расчетны е схемы представлены н а рис. 7.4. Д л я Г -о б р а зн о го поворота задается д л и н а больш его плеча Ь2и определяется д л и н а м е н ь ш его Lu для Z -о б р а зн о го поворота задаю тся п л ечи Z , и / , 3 и наход ится вылет L2. Д л я у ч а с тка трубопровода с П -о б р а з н ы м к о м ­ п ен сато ром задаю тся р ассто я н и е о т оси ко м п ен с а то р а до н е п о ­ д в и ж н ы х опор L\и Ь2, с п и н к а В и рассчиты вается вылет Н. Расчет расстояний между опорами — пролетов. К к р а й н и м о т ­ носятся пролеты , непосред ств енно п р и м ы ка ю щ и е к н е п о д в и ж ­ ны м опор ам и л и к о м п е н с а то р а м (П -о б р а з н ы м , сильф онны м , сальниковы м и т .п .); все остальны е пролеты относятся к средним . П р о тя ж е н н о с ть среднего пролета находится по сл ед ую щ и м ф орм улам , п ри чем за р асчетное при н и м а ется н а и м ен ь ш е е и з п о ­ л учен ны х зн ач ен и й :

lcp= (D a -S)

3,75nSq>bw(1,1[ст] - а ур ) g

(7 .3 2 )

(7 .3 3 ) где J —м о м ен т и н е р ц и и п о п е р е ч н о го сечения трубы , м4; / — у кл о н , п р и н и м а ем ы й не м енее 0 ,0 02 ; — продольное н а п р я ж е н и е от в н утр ен н его давления; у — безразмерны й парам етр, определяе­ мы й из условия

у(3у- 1 ) ^ 0 ,0 2D a ( l - 2 y ) lgy(l-y)(l-2y) _ Q 2

i

V

12 EJi

(7 .3 4 )

П р и лю бы х зн а ч е н и я х /, отличны х от нуля, 0 ,3 3 <у< 0 ,5 . В это м интервале урав нени е (7 .3 4 ) и м еет единственное р е ш е н и е , кото рое м о ж е т быть п ол учено, н а п р и м е р , м етодом п о л о в и н н о го д елени я. Е сл и у кл о н а н е т, т.е. i — 0, (7 .3 5 ) П р о тя ж е н н о с ть кр а й н е го пролета составляет 80 % среднего.

Расчет линзовых компенсаторов (р и с. 7 .5 ). Л и н зо в ы е к о м п е н ­ саторы , п р и м е н я ю щ и е с я к а к в вертикальны х, т а к и в гори зонтал ь ­ ны х трубопроводах, вы бираю т в зав и си м о сти от усл ов ного д и а­ метра, условного давления и ко м п ен с и р ую щ е й способности л и н ­ зы. П р и выборе л и н з ком п енсатора силу упр уго сти ком п енсатора Рк, М Н , расп орную силу Рр, М Н , ко м п ен с и р ую щ у ю способность линзы Дл, м , п р и н и м а ю т по норм ативны м д о кум ентам [7.1].

Рис. 7.5. Компенсатор типа КЛО: 1 —линзы (сварные из штампо­ ванных полугофров); 2 —патру­ бок; 3 — внутренняя обечайка; 4 —дренажная трубка

Р асчетное число л и н з в ко м п ен с а то р е определяю т по формуле

Z= А к / А л , (7 .3 6 ) о кр у гл я я п ол учен н ое число до б л и ж а й ш е го больш его целого. Д еф о р м а ц и ю ко м п ен с а то р а Дк рассчиты ваю т следую щ и м об­ разом: Д к = Д, - Д р

+ Др п р и tT > tB;

ДррПри tr < tB, Дк = A f - Д а где Д, — тем пературная деф орм ация трубы , определяемая по (7 .21 ),

Р I

м; АР —— ---------деф орм ация труб вследствие д ейств ия р е а кц и и e

‘ f7

к о м п ен с а то р а , м; АР = -

PJ

E!rFT

— д еф орм ация трубы , обусловлен-

н ая действием распорны х сил, м; Е'Т - модуль у п р у го с ти м атериа­ ла трубы , М П а ; FT— площ адь п о п е р е ч н о го с еч ен и я труб, м 2; ^ и tB— тем пература соответственно трубы и воздуха, °С . В тех случаях, ко гд а по к а к и м -л и б о с о о б р аж ен и я м (п о пара­ м етрам , м атериалу и д р .) н е представляется в о зм о ж н ы м подобрать л инзовы й ко м п е н с а то р , о н п о д л е ж и т разр аб отке.

Расчет ко м п ен с а то р а прои зво дится в о п р ед ел енн ой последо­ вательности. Рассчиты ваю тся: ♦ н ом и н ал ь н ая расчетная т о л щ и н а с те н ки л и нзы , м (7 .3 7 ) ♦ р е а к ц и я ко м п ен с а то р а Р к, М Н (7 .3 8 ) ♦ расп ор от давления среды в л и н за х Рр, М Н

Pp= W K xP D l

(7 .3 9 )

В (7 .3 7 ) — (7 .3 9 ) DB— в н у тр е н н и й диам етр л и нзы , п р и н и м а е ­ мы й равны м н а р у ж н о м у ди ам етр у трубы; р = D B/ D; D — н а р у ж ­ н ы й д иам етр л и нзы , м , п р и н и м а ем ы й в соответствии с н о р м а ти в ­ н ы м и д о ку м е н та м и и по ко н с тр у кти в н ы м сооб р аж ени ям ; S — п р и н я та я то л щ и н а с т е н к и л и н зы , м; [ст] — д о пускаем ое н а п р я ж е ­ н и е н а и зги б для м атериала л и нзы , М П а ; Р —расчетное давление в трубе, М П а ; я (1 - р )(1 + 2 р ) 12

р2

Д еф орм ац и я од ной л и н зы , м , определяется по ф ормуле (7 .4 0 )

Расчет сшьфонных компенсаторов. Сильф оны отличаю тся от линзовы х ком п ен саторов м е н ь ш и м и д и ам етрам и , больш им ч и с ­ лом волн (гоф ро в), а главное, значительно м ен ь ш ей то л щ и н о й с те н к и . С ущ ествует м н о го к о н с т р у к ц и й сильф онов, которы е и з ­ готовляю тся о д н о - и м н о го сл о й н ы м и с числ ом волн 20 и более. Н а рис. 7.6 п оказан ы основны е ти п ы сильф онны х ко м п ен сато р о в , а их те х н и ч е ски е х а р а кте р и с ти к и приведены в [7.3].

Р и с. 7.6. Основные типы сильфонных компенсаторов: а - осевой; б - универсальный; в —сдвиговый; г —поворотный

Расчет напряжений в сильфонных и линзовых компенсаторах. В зав и си м о сти о т характера воспри ним аем ы х п е р е м е щ е н и й п р и ­ м е н я ю тс я осевые и ли угловы е (пов оротны е) ко м п ен с а то р ы . С хе­ м а и х работы представлена н а рис. 7.7, где Дк — и х к о м п е н с и р у ­ ю щ а я способность. L

—w w r

Й Ш \Ти

1

А

Л

_

Рис. 7.7. К расчету напряжений компенсатора: а —осевого; б —углового; в —гиб­ кий элемент компенсатора

Н и ж е приводятся ф ормулы для расчета н а п р я ж е н и й в ги б к и х эл ем ентах д анн ы х ком пенсаторов: среднего о к р у ж н о го н а п р я ж е н и я о т в н утр е н н его давления

где Н —высота гоф ра, м; S —н ом инал ь ная то л щ и н а с т е н к и ги б к о ­ го элемента, м; q — ш а г гоф ра (ш и р и н а го ф р а), м; ♦ сум м арного среднего осевого н а п р я ж е н и я (7 .4 2 ) где

№

РН 2(S-C)

(7 .4 3 )

среднее осевое н а п р я ж е н и е от в нутр еннего давления;

4

1,0

о

Р и с. 7.8. Графики для определения коэффи­ циента Cf

Р Н гС„ (7 .4 4 )

ст*р =■

2 (S - C y

осевое н а п р я ж е н и е и зги б а от в н утр ен н его давления;

(Уи = -

ESAnp

5

Н2

2nHCf

(7 .4 5 )

+ -

осевое н а п р я ж е н и е от д еф орм ации р а с тя ж е н и я —с ж а ти я .

циента С.

Здесь Cf, Ср, Cd — ко эф ф и ц и ен ты , определяемы е по гр аф и кам н а рис. 7 .8 - 7 - Ю в зав и си м о сти от безразмерны х парам етров а и р ; п — число гоф ров (л и н з ).

4 ,0

0,2

0,4

0,6

0,8

Рис. 7.10. Графики для определения коэффициента Q

1,0

П р ив ед ен н ое осевое п е р ем ещ ен и е Апр зависит от т и п а к о м ­ пенсатора: ♦ для осевого ко м п е н с а то р а Апр

Ар,

(7 .4 6 )

где Др — расчетное осевое п е р ем ещ ен и е от действия всех н а гр у ­ ж а ю щ и х ф акторов, кр о м е в н утр е н н его давления; ♦ для углового (п о в о р о тн о го ) ко м п ен с а то р а д пр= е я 0 / 2 ,

(7 .4 7 )

где

0

—

угол

поворота ко м п ен с а то р а (р а с ч е тн ы й ), Dp = D a + DB /2 —средний д и ам етр ги б к о го элем ента, м..

рад;

Р и с. 7.11. Компенсатор сальниковый:

1—корпус сальника; 2 —набивка; 3 —нажимная втулка; 4 —пружина компенсирующая; 5 - кольцо нажимное; б- втулка

Расчет сальниковых компенсаторов. С аль ни ковы е к о м п е н с а ­ торы (р и с. 7.11) допускается использовать п р и парам етрах среды Ру< 2,5 М П а и t < 300 °С для трубопроводов д и ам етром от 100 до 1000 м м п р и п од зем ной п р о кл а д ке и н ад зем н о й н а н и з к и х опорах. Р асчетн ую к о м п е н с и р у ю щ у ю способность ко м п ен с а то р о в следу­ ет п р и н и м а ть н а 50 м м м ен ь ш е, чем предусм отрено в к о н с т р у к ц и и ко м п ен с а то р а . П р и н а д зе м н о й прокл ад ке трубопроводов следует предусм ат­ ривать м етал л и чески е к о ж у х и сальниковы х ко м п ен с а то р о в , и с ­ к л ю ч а ю щ и е д оступ к н и м п о с то р о н н и х л и ц и з а щ и щ а ю щ и е и х от атм осф ерны х осадков. Расчет сальниковы х ко м п ен сато р о в в кл ю чает определение то л щ и н ы и силы п р и ж а ти я н а б и в ки сал ь н и ка, о снов ны х разм еров деталей и элем ентов сальника: ♦ расчетная т о л щ и н а м я гк о й саль ни ков ой н а б и в ки Sc, м м : Sz =\AlD~z,

(7 .4 8 )

где Dq—д и ам етр ко р п у с а саль ни ка; по л ученно е зн а ч е н и е Scо к р у г­ ляется до цел о го числа, м м , и п р и н и м а ется не м енее 3 м м и не б о­ лее 25 м м ; ♦ высоту н а б и в к и h реком ендуется п р и н и м а ть по табл. 7.7 в зав и си ­ м о сти о т давл ения среды;

♦ расчетная сила п р и ж ати я наб и в ки сальника Рс, М Н (при бли ж енно):

Pc= n (D c + Sc)S cq,

(7 .4 9 )

где q —удельная н а гр у зка н а ж и м н о й в тулки сал ь ни ка н а н а б и в ку (п о табл. 7 .8 ). Табл иц а 7.7. Рекомендуемая высота мягкой набивки h в сальниковых компен­ саторах Р, М Па

Не менее 0,6

От 0,6 до 1,6

h, мм

3SC

4‘5’с

От 1,6 до 2,5

Более 2,5 6

*с

Таблица7. 8. Удельная нагрузка нажимной втулки сальника на мягкую набивку q

Р, М Па

Не менее 0,6

1 ,0

1 ,6

2,5

4,0

6,4

10

Более 10

q, М Па

1 ,8

2,5

3,0

5,0

7,5

1 0 ,0

12,5

1,25jP

П о р асчетн ой силе п р и ж а ти я Рс производится расчет н а п р о ч ­ ность основны х элем ентов сал ь ни ков ого ко м п ен с а то р а — ш п и ­ л ек, резьбы, ф л анца, н а ж и м н о й в тулки и др.

7.3. Расчет на прочность стальных трубопроводов высокого давления П р и расчете трубопровода о сн о в н о й н а гр у зко й является внутреннее давление. За р асчетное внутреннее давление Р, к а к правило, п р и н и м а ю т рабочее давление Рр. В расчетах н а п р о ч н о сть учиты ваю т тем пературу рабочей сре­ ды, п р о те ка ю щ е й п о трубопроводу. Д л я определения д о п ускаем ы х н а п р я ж е н и й п р и отрицатель­ н о й тем пературе с т е н к и (н е н и ж е —50 °С ) расчетную тем пературу п р и н и м а ю т р ав ной 20 °С , а д о пускаем ое н а п р я ж е н и е рассчиты ва­ ю т по од ной и з формул: Н = ° в / л в; [ ст] = стт / л т ; [ ст] = стд / л д ; Н = стп /п п. (7 .5 0 ) Расчетны е формулы для вы числения допускаем ы х н а п р я ж е ­ н и й в зависим ости от т и п а стали и р асчетной температуры даны в табл. 7.9; зн ач ен и я ко эф ф и ц и ен то в запаса пр о ч н о с ти для ш п и л е к указаны в табл. 7.10.

Сталь

t, °С

Деталь

Углеродистая Низколегиро­ ванная

Не более 380 Не более 420

Трубы, криволинейные эле­ менты, кованые детали, пе­ реходы, заглушки, штуцера

Аустенитная

Не более 510

I

Фланцы, бурты

Расчетная формула

п . \ стп стт 1j^ 1 = пип ■ { ; 1 "в Лт J

г

Коэффициент запаса проч­ ности

”в= 2,6; лт= 1,5

1

м - — «т

пт= 2,0 при t< 400 °С; ят= 2,2 при t > 400 °С пт—см. табл. 7.10

Шпильки [ст]= min. g B. СТТ . стд пъ ’ пт ’ лд Трубы, криволинейные Углеродистая Более 380 элементы, кованые детали, ии данных п<эстд: при отсутств] Низколегиро­ Более 420 переходы, заглушки штуце­ 1 ванная ра • °~п 11 [ст]= minj1 [п* Ч ’ пп \

л„=2,6; лт= 1,5; яд= 1,5;пп= 1,0

II Фланцы, бурты Аустенитная

Более 510

СТ—; т . —— СТД ■ п — [ст]= milп

пт па

при отсутств]ии данных m эстд: Шпильки

[ст]= min. <*в . °т »

пв ’ пт ’ пп

лт= 2,0 при 7<400 °С; лт= 2,2 при t > 400 °С «д = 2 ,0 ; л„ = 1 , 0 лт— см. табл. 7.10; лд= 2 ,0 ; лп= Л , 0

П р и м е ч а н и е: [ст] - минимальное значение предела текучести при расчетной температуре; [ств] - минимальное значение временного сопротивления (предела прочности) при расчетной температуре; [стд] - среднее значение предела длительной прочности за 1 0 5 ч при расчетной температуре; [стп] - средний 1 %-ный предел ползучести за 1 0 5 ч при расчетной температу­ ре; яв, ят, Яд, пп- соответствующие коэффициенты запаса.

7.3. Расчет на прочность стальных трубопроводов высокого давления

Сту­ пень

П р и расчете сварны х с о ед и н е н и й в формулы вводят ко э ф ф и ­ ц иен ты ср (табл. 7.11) п р и р а с тя ж е н и и и ли (ри (табл. 7.12) п р и и з ги ­ бе, учи ты в аю щ и е ослабление сварного со ед и нени я по с р ав н ен и ю с основны м м атериалом . Д е та л и трубопровода, к а к правило, работаю т при н а п р я ж е н и ­ ях, м н о го к р а т н о и зм ен я ю щ и х с я в процессе экс п л уа та ц и и (п р о ­ ф и л а кти че ски е м е р о п р и я ти я, аварийны е с и туац и и и д р .). В связи с э ти м , если числ о см ен н а гр у ж е н и й (число ц икл о в N) с а м п л и ту ­ дой н а п р я ж е н и й , п р ев ы ш аю щ ей 15 % расчетного уровня, удовле­ творяет условию N< 1000, то с чи таю т, что трубопровод работает в условиях п о в то р н о -с та ти ч е с ки х н а гр у зо к, и вы полняю т ста ти ч е ­ с к и й расчет деталей по м е х а н и ч е с ки м х ар а кте р и с ти кам , п о л у ч е н ­ ны м п р и ста ти че с ки х и спы тани я х. П р и этом определяю т разм еры деталей. Е сл и N> 1000, н а гр у ж е н и е счи таю т ц и к л и ч е с ки м и после выбора разм еров деталей рассчиты ваю т и х ц и кл и ч е с ку ю п р о ч ­ ность п р и пе р е м е н н о м н а гр у ж е н и и с учетом предела вы носливо­ сти м атериала. Та б л и ц а 7.10. Зависимость коэффициента запаса прочности пт для шпилек от отношения а в/ а т и размера шпильки Значения птдля шпилек <*в/°т До М22

Более М22

Не менее 1,5

2,5

2,25

Менее 1,5

3,0

2,5

Ш ов

Сталь

Значение <р

Кольцевой

Любая

1 ,0

Углеродистая, низколе­ гированная марганцови­ стая, хромомолибдено­ вая, аустенитная

1 ,0

Хромомолибденована­ диевая, высокохроми­ стая

0 ,8

Т а б л и ц а 7.11. Коэффициент <р

Продольный

Т а б л и ц а 7.12. Коэффициент <ри для кольцевых швов Значения <ридля труб Сталь катаных

механически обработанных

Хромомолибденованадиевая (при t > 530 °С); аустенитная; высокохромистая

0 ,6

0,7

Хромомолибденованадиевая (при /<510 °С); углеродистая; низколегированная марганцо­ вистая и хромомолибденовая

0 ,8

0,9

Основные соотношения. Для изготовления трубопроводов реком ен­ дуется применять бесшовные трубы. В хим ической и неф техимиче­ ской пром ы ш ленности ш и роко используют котельные трубы, изго­ товляемые по следующим техническим условиям: Т У 14-3-460—75 — на трубы из сталей 20, 15ГС , 1 5 Х М , 1 2 Х 1 М Ф , 1 5 Х 1 М 1 Ф , 1 2 Х 2 М Ф С Р , 1 2X 1 1 В 2 М Ф и 1 2Х 18Н 12Т ; Т У 1 4 -3 -9 2 3 -7 5 - на трубы из конструкц ио нн ой стали.

Расчет размеров трубы при ееработе под действием внутренне­ го давления р сводится к определению : то л щ и н ы с т е н к и трубы 5 т =Л Г,(5р + С ) (7 .5 1 ) где К{ = 1 / ( 1 - 0 , 0 1 8 , ) — ко эф ф и ц и ен т, за в и с я щ и й от м и нусо во го д о п у с ка 5 Ь % (р и с. 7 .1 2); ^ — м и н и м а л ь н ая расчетная т о л щ и ­ н а с те н к и (п р и заданном н а р у ж н о м ди ам етре D то л щ и н а Sp = 0 ,5 D (j3 p - l ) / p p); рр — ко э ф ф и ц и е н т то л сто стен н о сти трубы ; С — к о н с тр у к ти в н а я при бав ка; расчетн ого ко эф ф и ц и ен та то л ­ сто стен н о сти трубы (7 .5 2 )

Р р = ехр

Л а1 где Р — расчетное давление; ф — ко э ф ф и ц и е н т п р о ч н о с ти сварно­ го ш ва; [а ] — определяется по табл. 7.9; н а р у ж н о го диам етра трубы

DT=d+ 2ST, где d —в н у тр е н н и й ди ам етр трубы ;

(7 .5 3 )

♦ д оп ускаем ого давления в трубе

Щ

-

З н ач ен и я то л щ и н ы с те н к и STи диам етра DTтрубы , вы числен ные п о (7 .5 1 ) и ( 7.53) , о кр у гл я ю т до б л и ж а й ш и х з н а ч е н и й 5 и Д и м е ю щ и х ся в сортам енте поставляемы х труб. Е сли н а трубу, кр о м е в н утр е н н его давления, действ ую т те м п е ­ ратурны е н а гр у зк и , то в ы пол няю т проверочны й расчет н а п р я ж е ­ н и й , обусловленны х совм естны м действием в н утр е н н его давле­ н и я и температуры . Т ем п ер атур н ая н а гр у зка в о зн и ка е т п р и перепаде тем ператур A t п о то л щ и н е с те н к и . В о зм о ж н ы два варианта: 1) н а р у ж н ы й о б о гр ев , к о гд а t{ < t2 и At < 0 (/] и t2—т е м п е р а т у ­ ры с о о тв е тс тв е н н о в н у т р е н н е й и н а р у ж н о й с т е н о к тр уб ы ; At = tx—12— т е м п е р а т у р н ы й п е р е п а д п о т о л щ и н е с т е н к и тр уб ы ) и н а и б о л е е н а п р я ж е н н о й я в ­ л я ется в н у т р е н н я я п о в е р х н о с ть т р у ­ бы. Э к в и в а л е н тн ы е н а п р я ж е н и я н а в н у т р е н н е й п о в е р х н о с ти тр у б ы , о б у ­ сл о в л е н н ы е д е й с т в и е м в н у т р е н н е го д ав л ен и я и те м п е р а ту р ы ,

<ув э =-^— j 3 P 2+3Pm]At+(mlAt)2,

(7 .5 5 )

где р = D / d — коэф ф ициент толстостенности а Еа{ р2 - 1 трубы; т, = --------L ; а. = -^ —-----------1 — n ap a1 -v 2р 1пр метр (рис. 7.13); v — коэф ф иц и ен т Пуассона; 2) в н у тр е н н и й обогрев, к о гд а t\>t2и Д /> 0 . П р и это м в зав и си м о сти о т к о н к р е т ­ ны х з н а ч е н и й р и At наиболее н а п р я ­ ж е н н ы м и м о гу т оказать ся и в н утр е н ­ н я я , и н а р у ж н а я по в ер хн о сти ; по э то м у проверяю т н а п р я ж е н и я п о (7 .5 5 ) п р и At

Рис. 7.13. Зависимость параметров а ь а2 от коэффициента толстостенности трубы р

> 0 и рассчиты ваю т экв и в ал ен тн о е н а п р я ж е н и е н а н а р у ж н о й по в е р хн о сти ст"

— J3 P 2+3Pm2At+(m2At)2, Р -Г

аЕ а2

где т 2 = —— - ; а2 =

(7 .5 6 )

р2 —1 , , _ - 1 — парам етр (см . рис. 7 .1 3 ).

Э кви в ал ентн ы е н а п р я ж е н и я , полученны е п о (7 .5 5 ) и (7 .5 6 ), д ол ж ны удовлетворять условиям: ст? < с тт / 1 , 1 ; ст" < с тт /1,1.

(7 .5 7 )

Е сл и условия (7 .5 7 ) не вы полняю тся, необход и м о ум ень ш и ть тем п ературн ы й перепад (н а п р и м е р , ввести и зо л я ц и ю ). П р о е кти р у е м ы й трубопровод н е п р я м о л и н е й н о й ко н ф и гу р а ­ ц и и , п р ед н азн аченны й для работы п р и п о в ы ш е н н о й тем пературе, рассчиты ваю т н а с ам о ко м п е н с ац и ю тем пературны х р а с ш и р е н и й . П р и расчете вы числяю т р асп ол ож ени е о п о р , н а гр у зки н а н и х и д ополнительны е н а гр у зк и в трубопроводе — осевую силу N, и з ги ­ б а ю щ и й м о м е н т Мтт и кр у т я щ и й м о м е н т Мкр. О пределив д о п о л ­ нительны е н а гр у зк и , вы полняю т пров ерочны й расчет трубы н а п роч ность от совм естного действия эти х н а гр у з о к и в нутр ен н его давления. П р и этом следует проверить в ы пол нени е условия п р е ­ дельного с остояни я трубы , н а гр у ж е н н о й в н у тр е н н и м давлением , осевой си л о й , и зги б а ю щ и м и к р у тя щ и м м о м е н та м и , р а сс ч и тан ­ н ы м и с учетом д опускаем ы х пл а сти ч е ски х деф орм аций: 2

2

N | г + 0,9 № где М °р =

| ^ИЗГ

Р ° = Р Д р,

М°ИЗТ

^

кр

м

*р.

+

<\ , п

№ =0 Д5я стт й?2 ( р 2 — l ) ,

(7 .5 8 )

M l T=M l% изгФи,

р — предельные соответственно давление, осевая с и ­

ла, и зги б а ю щ и й и к р у т я щ и й м о м ен ты п р и и х раздельном д е й ст­ в и и (к о гд а остальные силовые ф акторы равны н у л ю ); я = 1,15 — aT(p2 - l ) к о э ф ф и ц и е н т запаса пр о ч н о с ти ; Рт= — ^ ^ — давление, с о о т­ ветствую щ ее н ачал у процесса те ку че сти н а в н утр е н н е й п ов ерхн о­

сти трубы ; £р— к о э ф ф и ц и е н т, зав и ся щ и й от ко э ф ф и ц и е н та то л с тостен н ости трубы (р и с. 7 .1 4 ); £изг — ко эф ф и ц и ен т, з а в и с я щ и й от (3 и предела текучести м атериала п р и расч етно й тем пературе ст'т (табл. 7 .1 3 ); фи — ко э ф ф и ц и е н т п р о ч н о с ти кольцевого сварного ш ва; М изГ = a r Wx — и з ги б а ю щ и й м о м ен т, ко то р ы й вызывает п о ­ явление н а н а р у ж н о й п о в ерхн ости трубы н а п р я ж е н и й , равны х я
2 Wx —к р у тя щ и й м о м е н т, вызыл/3 в аю щ и й появление н а н а р у ж н о й поверхности трубы н а п р я ж е н и й , равны х пределу те ку ч е сти материала; ^ — ко э ф ф и ц и е н т, зав и ся­ щ и й от р (см . рис. 7 .1 4 ). 5р. W

1.5

1,4

1,3

1,2 Рис. 7.14. Зависимость Ср и скр от коэффициента толстостенности трубы р

1,1 1,0

1, 0

1 ,2

1,4

1 ,6

1 ,8

Р

Е сл и условие (7 .5 8 ) н е вы полняется, необходи м о у м ен ь ш и ть дополнительны е н а гр у з к и до допускаем ы х, н а п р и м е р , и зм ен я я ко н ф и гу р а ц и ю трубопровода, о птим ал ь ной расстан о в ко й опор и др. Расчет криволинейныхэлементов—ко л е н , двойны х ко л е н и о т­ водов связан с определ ени ем т о л щ и н с те н о к в ряде с еч ен и й по ф ормулам, п ол ученны м н а основе о ц е н к и предельного со сто я ни я

к р и в о л и н е й н о го элем ента. Т о л щ и н а с те н к и к р и в о л и н е й н о го эле­ м ен та (р и с. 7 .1 5) н а гн у то м участке д о л ж н а быть не менее: н а боко в о й поверхности 5 = 0 , 5 ( ^ + 2 С 1) ( р р - 1 ) + С ;

(7 .59 )

н а в о гн у то й поверхности 5 , = 0 ,5 ( r f + 2 C , ) ( / , р р - 1 ) + С ;

(7 .60 )

н а вы пукл ой поверхности £ 2 = 0 , 5 ( < / + 2 С , ) ( / 2рр - 1 ) + С ,

(7 .61 )

где рр — расчетны й ко эф ф и ц и ен т то л сто стен н о сти элем ента, о п ­ ределяемы й п о (7 .5 2 ); / ь / 2 — ко эф ф и ц и ен ты , х ар актер и зую щ и е соответственно необходим ое уто л щ ен и е с т е н к и в сеч ен и и то л щ и ­ ной и д опусти м ое у то н е н и е с те н к и в сеч ен и и т о л щ и н о й S2 по ср ав н ен и ю с п р я м о й тр убо й (ри с. 7.16); Cj — п р и б а в ка на ко р р о зи ­ о н н ы й и зн о с в н утр ен н ей поверхности.

Рис. 7.15. Схема расчета толщины стенки криволинейного элемента

Д л я об есп ечен и я необходим ы х размеров к р и в о л и н е й н о го эле­ м ен та в м есте ги б а то л щ и н а с те н к и S3 и спо льзуем ой заго то в ки д о л ж н а удовлетворять условию

(7.62) где а г = R r / D —относи тел ь ны й радиус кр и в и зн ы элем ента; RT— радиус гиба элем ента п о н ейтрал ь ной оси (с м . ри с. 7 .1 5 ); D = d + + 2S — н а р у ж н ы й ди ам етр п р я м о л и н е й н о го у ч а с тка ко л е н а. П р и это м н а р у ж н ы й д и ам етр заго то в ки £>3 = d+2S3. Д оп у с ка е м о е рабочее давление для гото во й детали рассч иты ­ ваю т, к а к для п р я м о й трубы , по (7 .5 4 ). Т а б л и ц а 7.13. Коэффициент£изг Значения р МПа 2 0 0

300 400 500 600 700 800 900 100 0

1 ,1

1,30 1,28 1,27 1,25 1,24 1 ,2 2 1 ,2 1 1 ,2 0

1,19

1 ,2

1,3

1,35 1,39 1,33 1,36 1,31 -/1,34 1,32 1,29 1,27 1,30 1,25. 1,29 1,27 1,24 1,23 1,26 1 ,2 2 1,24

1,4

1,5

1,42 1,39 1,37 1,35 1,33 1,31 1,29 1,27 1,25

1,45 1,42 1,39 1,37 1,35 1,33 1,31 1,27 1,26

1 ,6

1,47 1,44 1,41 1,38 1,36 1,33 1,32 1,29 1,27

1,7

1 ,8

1,9

1,49 1,45 1,42 1,39 1,37 1,34 1,33 1,29 1,27

1,51 1,47 1,43 1,40 1,38 1,35 1,33 1,30 1,27

1,52 1,48 1,45 1,41 1,39 1,35 1,33 1,30 1,28

2 ,0

1,53 1,49 1,46 1,42 1,39 1,35 1,34 1,30 1,28

Расчет конических переходов. Т о л щ и н ы ^ и S2с те н о к перехода (р и с. 7.17) д ол ж ны быть не м енее то л щ и н с т е н о к п рям ы х тр уб и и х зн ач ен и я рассчиты ваю тся п о ф ормулам: (7 .6 3 ) (7 .6 4 ) где du d2—в н утр е н н и е д иам етры соответственно боль ш ого и м а л о го цилиндров; ррк = exp [р /

(ф

[ cr]cos а к )] — расчетны й ко э ф ф и -

ц и е н т то л стостенн ости перехода; а к — угол м еж ду осью и образу­ ю щ е й ко н у са (р еко м ен д уется п р и н и м а ть а к < 45°). Д оп у с ка е м о е рабочее давление в гото во й детали

гд e i ) , = d {+2Sv

Рис. 7.16. Зависимость коэффици­ ентов J\(кривые 1—4) и / 2 (кривые 5,6) от а г для различных рр: 1 —при 1,10 < Рр < 1,20; 2—при 1,2 < рр < 1,35; 3 — при 1,35 < Рр < 1,55; 4 — при 1,55 < Рр < 2,0; 5 — при 1,10 < рр < 1,55; 6 — при 1,55 < рр < 2,0

Рис . 7.17. Кони­ ческий переход

Пример 7.1. Подобрать линзовый компенсатор для технологического трубопровода и определить напряжения в нем. Исходные данные. Трубопровод выполнен из труб диаметром 159x4,5 мм, по которому движется поток, имеющий температуру t =

= 170 °С и давление /? = 0,5 МПа. Материал труб.т^;ушеродаатая;с?галь; I расстояние между неподвижными опорами /= 10 м; расчетная темпе­ ратура воздуха tB=(4-20 °С; модуль упругости материала/груб прц рас­ четной температуру, Е*т = 1,9 105МПа; допускаемое напряжение [ст] = 140 МПа; коэффициент линейного расширения а = ОД1•10-41/°С; коррозионная прибавка С = 0,001 м. ) Компенсатор выполнен из углеродистой стали на р = 0,6 МПа и Dy =150 мм, имеющий технические характеристики [7:1^: D = Q;36 м; DB= 0,159 м; S = 0,0035 м; д = 0,1 м; /от = 0,012 й; Ал= 0,0095 м; Рк = = 0,0154 М Н;Рр = 0,0167 м. ^

Предварительно вы числив (3 = — =

D

0,36

= 0,442, н ахо д и м к о -

эф ф ициенты : (1 - 0 ,4 4 2 ) (\- 0 , 4 4 2 2) ■ 4 = 0 ,2 8 9 ; 8-0,442 2(3 + 0 ,4 42 )

М Х ' - Р 2)

К=

1

r _ , (1-Р)(1+ 2Ц )_ * (1-0,442) (1+2-0,442) -'м — л ъ _э — „..„1 —V+W) 12 12 0 ,4 4 2 ‘ р. * 2 =-

6,9 1 - р 2 1 - р Р2

41п2р _ 1-Р 2

'1 -0 ,4 4 2 2 6,9 1 -0 ,4 4 2 k 0 ,4 4 2 2

41п2 0,442'

-9,982.

1 -0 ,4 42 2

Н о м и н ал ь н а я р асчетная то л щ и н а с те н к и линзы определяется п о (7 .37 ): < 5 = 0 ,8 9 5 KDB

= 0,895 -0,289-0,159

= 0,00246 м.

П р и н и м а е м S = 0 ,0 0 3 5 м с учетом п р и б а в о к н а ко р р о зи ю и о к ­ ругл ени я размера. Р е акц и ю ко м п е н с а то р а н ахо д им п о (7 .38 ):

Р = 4,9 Ы Л . = 4,9 - 4— °- ^ ° -3 5-2- = 0,01505 М Н , к

1 -р

1 -0 ,4 4 2

а распор от давления среды в л и н за х — по (7 .39 ):

Pp= 0 $ K xP D l =0 ,8 -1 ,4 1 1-0 ,5 -0,1592 = 0 ,0 1 4 2 7 М Н . Далее определяем:

♦ деф орм ацию , од ной л и нзы п о (7:40): 2

А л = 0,075 К2= 0,075 -9,982

ES

[‘А '

14QQ’I 5 9 ~ = 0,00398 м; 1,9 10 0,0035

♦ д еф орм ац и ю трубы от действия р е а к ц и и ко м п ен с а то р а Д„

_■

P J_= ~ E'TFT

0,01505-10

о 1QA 1П-3 1 ~,9 1 0 5 -2Д84-10

_ 3|6Г

, 0 4 М.

♦ д еф орм ац и ю трубы от действия р а сп о р н о й силы ко м п ен с а то р а

,A L = ’

£;

ft

0,01427.10

3|439.1Г4М.

1,9 10 5 2Д84 МГ

♦ тем пературную деф орм ацию трубы по (7 .2 1 ) А, = 0 ,0 1 0 4 5 м. П о с к о л ь к у тем пература трубы вы ш е тем пературы о к р у ж а ­ ю щ е й среды, Д к = Д , -АРк + Д Рр = 0 ,0 1 0 4 5 -0 ,0 0 0 3 6 2 7 + 0 ,0 0 0 3 4 3 9 = 0 ,0 1 0 4 3 м. Н а й д е м расчетное число линз: ♦ в отсутствие предварительного с ж а ти я ко м п е н с а то р а z = — = ° ’Q1043 = 2 ,6 1 8 , А л 0,00398 ' т.е. для у стан о в ки необходим о использовать тр и линзы ; ♦ п р и условии предварительного с ж а ти я ко м п ен с а то р а z= — = °>01043 = 1 ,3 0 9 , 2 Д л 2 0,00398 т.е. для устан о в ки необходим о использовать две линзы . С ред нее о кр у ж н о е н а п р я ж е н и е о т в н утр е н н его давления вы­ ч и с л и м п о (7.41):

...

,0,058 МПа,

О пред ел им н а п р я ж е н и я : ♦ средние осевые о т в н утр е н н его давления по (7 .4 3 ):

РН

0,5-ОД

.nncxm

CTvn = — ;--------- г == — ;— ■— --------г = 10,05 М П а ; * 2 (S-C ) 2 (0 ,0 0 3 5 -0 ,0 0 1 ) ♦ изгиба от в нутреннего давления по (7 .44 ): =

2 (S - C )2

_ 1 7 3 ,7 2 4 М П а .

2 (0 ,0 0 3 5 -0 ,0 0 1 )

♦ от деф орм ации р а с тя ж е н и я —сж ати я п о (7.45 ):

ESAnp а и =■ Я 2 (2-3-0,1-0,8

S + 5 2zHCf 3С, 3-1,3J

1^ 105 0,0035 0,01„ од

= 856 М П а .

Здесь Ср = 0 ,4 3 , Cf = 0 ,8 , Q = 1,3 — коэф ф иц и ен ты , определяе­ мые п о гр аф и кам н а рис. 7 .8 —7.10 в зависим ости от безразмерны х параметров: а = - ^ - = - 9 4 = 0 ,5 и р = -------£ = = ------0,1 =1,508. 2 Н 2-0,1 ^ 22 tJD^S 2 ,2 ^0,2595-0,0035 П р о в ер и м в ы полнени е условий ста ти че с ко й п р о ч н о с ти л и н ­ зового ко м п ен с а то р а п о кр и те р и я м : ст, < [ о ] (10,058 < 1 4 0 );

Оур < [ о ] (10,05 < 1 4 0 ); <Уур+аьр <2,5[ст] (1 0 ,0 5 + 1 7 3 ,7 2 4 < 2 ,5 -1 4 0 ). Следовательно, условия вы полняю тся. Т а к к а к д л и н а ц и л и н д р и ч ес ко й краевой зоны ги б ко го элем ента

J(S - C )D B = ^ (0 ,0 0 3 5 -0 ,0 0 1 ) 0,159 = 0,0199 м , а отбортовка и м еет д л и н у /от = 0 ,0 1 2 м , вы полняется условие

lm < ij(S-C) D. П о э т о м у н а п р я ж е н и е в ц и л и н д р и ч е с ко й краев ой зоне ги б к о го эл ем ента д о л ж н о отвечать условию

PD ^от 2(S-C ) 1^ ( S - C ) D B

0,012 1,5^(0,0 0 3 5 -0 ,0 0 1 ) 0,159

0,5 . 0,159

2 (0 ,0 0 3 5 -0 ,0 0 1 )

= 6 3 8 М П а < [о ].

Т а к и м образом, условие прочности в краевой зоне выполняется. Пример 7.2. Для условий примера 7.1 подобрать сильфонный ком­ пенсатор.

П о с к о л ь к у трубопровод испы ты вает п р е и м у щ е ств е н н о осе­ вые д еф орм ац и и, вы бираем для у с та н о в ки сильф онны й к о м п е н ­ сатор т и п а К О - 1 н а Dy = 150 м м и Ру= 1,0 М П а , и м е ю щ и й следу­ ю щ и е те х н и ч е ски е х а р а кте р и с ти ки [7.3]: = 310 см 2; и = 3; А = 21 м м ; Cq = 800 Н /м м — ж е с тко с ть ко м п ен сато р а. П р и м е р 7.3. Определить основные размеры сальникового компенса­ тора с мягкой набивкой и расчетную силу прижатия набивки для тру­ бопровода, работающего в условиях примера 7.1.

И з п ри м ера 7.1 им еем : Dc = D B = 0 ,1 5 9 м; Р = 0,5 М П а . Р асч етн ую то л щ и н у н а б и в ки с ал ь н и ка определим п о (7 .48 ): S c = l,4 ^

= 1,4^159 = 17,7 м м

и п р и м е м Sc = 2 5 м м (м акси м ал ь н ы й р еком енд уем ы й разм ер ). В ы соту н а б и в ки н ай д ем по табл. 7.7

h = 3Sc = 3 -2 5 = 75 м м и рассчитаем высоту н а ж и м н о й в тул ки Aj = 0 ,7 5 /*= 0 ,7 5 -7 5 = 56,3 м м . П р и н и м а е м hx= 60 м м . У д ел ь н ая н а гр у зка н а ж и м н о й в ту л ки н а н а б и в ку q = 1,8 М П а нахо д ится п о табл. 7.8. Р асч етн ая сила п р и ж а ти я н а б и в ки п р и это м составит

Р с= k (D c + S c) Scq = я (ОД 5 9+ 0 ,0 2 5 )0 ,0 2 5 -1 ,8 = 0,026 М Н . П р и м е р 7.4. Определить расстояние между опорами для технологи­ ческого трубопровода, параметры которого приведены в примере 7.1.

Исходные данный. Принимаем, что уклон трубопроводов преде­ лах рассматриваемого участка составляет /= 0,002; продольное напряу жение от внутреннего; давления среды = 4,05 МПа; удельная .на­ грузка на единицу длины трубопровода, учитывающая вес продукту, самой трубы и теплоизоляции g = 385,8 Н/м.

П р о тя ж е н н о с ть среднего пролета определим к а к н а и м ен ь ш е е из вы численны х п о (7 .3 2 ), (7 .33 ):

8 . 3 ,7 5 -я -0 ,0 0 4 5 -1 (Ц -1 4 0 -4 ,0 6 ) ! (0 J 5 9 -°-0045N -------------------------- -

12 EJi

= I

1&(1-уХ1-2у)

= 2ад

м;

12 1,9 105 -6,52 1 0 -6 0,002

у385,6-10_б -0,357 ( 1 - 0 , 3 5 7 ) ( 1 - 2 -0,357)

= 10,6 м - п р и н я то е зн а ч е н и е . З д е с ь / = 6,52 -10_6 м 4 — м о м е н т и н е р ц и и поп ер ечн о го сеч ен и я трубы; у — безразм ерны й парам етр, определяем ы й из (7 .34 ): j(3 j-l)

0,02Z>a ( l - 2 y )

2

i

lgy(l-y)(l-2y) V

12EJi

п р и соответствую щ их зн а ч е н и я х перем енны х и равны й у = 0 ,3 5 7 . П р од ол ж и тел ь ность к р а й н е го пролета составляет 80 % сред­ него и равна 8 м. Пр и м е р 7.5. Рассчитать элементы трубопровода для отвода жидкой этан-этиленовой фракции от куба колонны. И с х о д н ы е да нные . Рабочее давление 3,5 МПа; температура сре­ ды 2 °С; диаметр штуцера колонны, к которому присоединяется тру­ бопровод, Dy= 200. В соответствии с Г О С Т 12.1.004—85 по п о ж ар о о п а сн о с ти п р о ­ д у кт относи тся к с ж и ж е н н ы м го р ю ч и м газам. П о кл а с с и ф и ка ц и и С Н и П 527—80, тр убопровод, п р ед н азн ачен н ы й для тр а н с п о р т и ­ рования д а н н о го п р о д у кта , о тн о си тся к I ка те го р и и , гр уп п е Б (см . табл. 7 .1 ).

-■ В качестве к о н с т р у к ц и о н н о го м атериала п р и н я т а сталь 0 8 Х 1 8 Н 1 0 Т п о Г О С Т 5 63 2 —72. Т а к и м образом , тр убопровод д о л ж ё н быть вы полнен из бесш овны х труб п о Г О С Т 9940—8 1, об о зн а ­ чаем ы х „ _ 2 1 9 x 1 0 Г О С Т 9 9 4 0 -8 1 Труба0 8 Х 1 8 Н 1 0 Т Г О С Т 5 6 3 2 -7 2 За расчетную пр и м е м тем пературу 20 °С; Р асчетное давление п р и м е м равны м рабочем у давл ени ю Р : = 3 ,2 М П а . Вы бор д оп ускаем ого н а п р я ж е н и я производится п о (7 .4 ): [ст] = [ст20] л , = 1 6 8 -1 = 168 М П а , где парам етр [ст20] = 168 М П а п р и н я т для вы бранной м а р к и стали по Г О С Т 14249—89; тем пературны й к о э ф ф и ц и е н т А, = 1 п р и н я т п о табл. 7.4. К о э ф ф и ц и е н т п р о ч н о с ти сварного ш в а для бесш о вны х эле­ м енто в трубопровода п р и н и м а е м ср = 1,0. Р асчетную то л щ и н у с те н ки п р я м о й трубы определяем п о (7 .5 )

S R = — ^ — = 3,2 г0,219 = 2,066 Ю -3 м , R 2ф[ст] + Р 2 -1 -1 6 8 + 3 ,2 где Д , = 219 м — н а р у ж н ы й диам етр трубы [7 .4]. Н о м и н ал ь н а я то л щ и н а с те н к и с учето м п р и б а в ки н а ко р р о зи ю и и зн о с составит

S > S R + С = 0 ,0 02 0 66 + 0 ,0 03 5 = 0 ,0 0 5 5 6 6 м. О ко н ч а те л ь н о в качестве и сп о л н и тел ь н о й п р и м е м то л щ и н у с т е н к и S = 0,01 м. Р асчетное н а п р я ж е н и е о т в н утр е н н его д авления, приведенное к н орм ал ь н ой тем пературе, вы числим п о (7 .6 ):

P[Da -{S-C)} 3 ,2 [ОД1 9 -(0 ,0 1 -0 ,0 0 3 5 )] ст — ------------ ;--------- г— — --------------;----------------------г------ — 52,308 М П а , 2 4 ф(S-C) 2 -1 -1 (0 ,0 1 -0 ,0 0 3 5 ) а д оп усти м ое в н утреннее давление — п о (7 .7 ): 2[ст2° и ф ( 5 ' - С ) J

Р] = J L J

Da -{S-C)

2 -1 6 8 -1 -1 (0 ,0 1 -0 ,0 0 3 5 ) ^ ----------------- 2 = 10,278 М П а . 0 ,2 1 9 -(0 ,0 1 —0,0035)

Р асчетную то л щ и н у с т е н к и б есш о вно го отвода, и м е ю щ е го р а д и у с и зги б а R —0 ,4 м , определим п о (7 .8):

S«2 = а д = 1,0 48 -2,06 6 -1 0 -3 = 2 ,1 6 5 -10~3 м , где ко э ф ф и ц и е н т к2== ‘1,048 (см . табл. 7 .5 ). Р асчетную т о л щ и н у с т е н к и отвода найд ём п о (7 .5 ), т.е. SRi=SR. Е сл и трубопровод и м еет к о н и ч е с к и й переход, н а п р и м е р с Dy= = 200 м м н а Dy = 150 (da = 0 ,1 5 9 м ), то расчетная то л щ и н а с т е н к и перехода, определенная п о (7 .1 6 ), составит S R6 = ----------— Щ * -------------= ------------3)2 ° ^ .19---------- = 2,156 1 0 -3 м , 2 (pAt [ o 20]'cos а + Р 2-1-1-168-c o sl7°+ 3 ,2 где угол обр азую щ ей ко н у с а вы числяется п о (7 .1 7 ) п р и д л и н е к о ­ н и ч е с ко й части L = 0,1 м:

. Da -da t 0 ,2 1 9 -0 ,1 5 9 , по а = a rc tg — ------ - = arctg — --------- — = 16,699 « 1 7 . 2L 2 ОД Т а к и м образом, исполнительная толщ ина стенки перехода м ож ет быть принята равной толщ ине стенки основной трубы, т.е. 0,01 м. У с л о в и я п р и м е н и м о с ти формулы (7 .1 6 ) 15°< а < 4 5 ° и 0,003 <

5дб

~ D a -2S

=

2,156-10 3 = 0 ,0 1 1 < 0Д5 0 ,2 1 9 -2 -0 ,0 1

ВЫПОЛНЯЮТСЯ.

Пример 7.6. Рассчитать на прочность корпус трубчатого реактора. И с х о д н ы е данные. Расчетное внутреннее избыточное давление Р = 140 МПа; расчетная температура стенки 100 °С; наружный диаметр D = 0,0485 м; предел прочности материала корпуса (сталь 12Х13-Ш) ст^° =690 МПа при температуре 20 °С, ст* =690 МПа при температуре 100 °С; предел текучести материала корпуса с^° =460 МПа при темпе­ ратуре 20 °С, стI =460 МПа при температуре 100 °С; коэффициент за­ паса прочности по пределу прочности = 2,6, по пределу текучести л,. =1,5 (см. табл. 7.9); прибавка на коррозионный износ за расчетный срок службы 20 лет: внутренней поверхности Сх= 0,0002 м, наружной поверхности С2 = 0,001 м; технологическая прибавка, компенсирую­ щая допуск на толщину стенки, С3 = 0,001 м; технологическая при­ бавка, компенсирующая допуск на наружный диаметр, С4= 0,0004 м; коэффициент прочности сварного шва ср = 1 (сварные швы отсутст­ вуют).

I О пределив предварительно К<= Г 0 Щ ~ = 1 - 0 ,0 1 7 ,5 8 = 1 -°8 ‘

зависящ ий

от м и н усо во го д о п у с ка 5, = 7 ,5 8 % н а и зготов лени е п о т о л щ и н е с те н к и ; 1 '°L-J e L = m in 690 4 60 ]1 = 26 5,Sir Л;ГГГ m in M Ha, И « в

« Т .

Р

140

Р р = е Х Р ф [ ^ = еХР Ь 2 6 5 3 = 1>69;

0^(1>+С4)(рр -1) Sp~

%

0,5(0,0485+0,00004) (1,69-1) =

w

=

= 0 ,0 0 9 9 8 м м и н и м а л ь н ую расчетную т о л щ и н у с т е н к и п р и заданном н а р у ж ­ н о м диам етре и п р и н я в сум м арную к о н с тр у кти в н у ю п р и б а в ку (без учета С4) С = 0 ,0022 м , найдем т о л щ и н у с те н ки ко р п у с а п о (7 .5 1 ):

Sr = Кх( Jp + С ) = 1 , 0 8 (0 ,0 0 9 9 8 + 0 ,0 0 2 2 ) = 0,01315 м и в н у т р е н н и й диам етр ко р п у с а

d = D - 2 S T = 0 ,0 4 8 5 - 2 0,01315 = 0,0222 м. П р и м е м ST = 0 ,0 1 3 2 м, d = 0,0221 м. О сущ естви м пров ерку п р о ч н о с ти ко р п у с а , н а гр у ж е н н о го в н у тр е н н и м избы точны м давлением: условие п р о ч н о с ти

р< \ п где д о п ускаем ое давление нахо д им п о (7 .5 4 ):

[Р\= ф [ .] т \п— -2Сг~СА = 1 -2 6 5 ,51п 0 .0 4 8 5 -2 -0 ,0 0 1 -0 ,0 0 0 4 = n J d+2Cx+ 2 C 3 0 ,0 2 2 1 + 2 -0 ,0 0 0 2 + 2-0,001

L J

= 168 М П а > 1 4 0 М П а , т.е. условие п р о ч н о с ти вы полняется; доп ускаем ое давление для с те н к и ко р п у с а п о в н утр ен н ем у д и а ­ м етру резьбы DK= 0 ,0 4 7 5 2 м

[Р ] = ф Н т In --------- ---------------= 1-265,5 In -----------------— :— = 1 J yL J rf+ 2C j+ 2C 3 0,0221+2-0,0002 + 2-0,001 = 175,9 М П а > 1 4 0 М П а , т.е. условие п р о ч н о с ти вы полняется. О с у щ е ств и м п р о в е р ку п р о ч н о с ти ко р п у с а в условиях ги драв ­ л и ч е с ко го и сп ы тан ия. У сл о в и е п р о ч н о с ти и м е ет вид Д р

-

[ - ^ ] Пр ’

где Р пр = 1 Д 5 Р [ст]т

= 1,25-140

е ==1 7 5 М П а - давление г и д -

265,5

рав л ического и сп ы тан и я ; [ст20], [ст]т — допускаем ое н а п р я ж е н и е м атериала ко р п уса соответственно п р и тем пературе 20 °С и п р и рабочей тем пературе;

[Р]

L JnP

= ф [о 1

1п р

1пД ~ 2С 2 - С4 =

d + 2 c i + 2C3

= 1-4181хг 0,0485~ 2 '° ’0 0 1 ~ 0,0004 = 2 6 4 М П а -

0,0221+ 2 -0,0002 + 2 -0,001

д о п ускаем ое давление п р и ги д равл и ческом и сп ы та н и и ; [ст]пр = ст20/ 1 , 1 = 4 6 0 / 1 , 1 = 4 1 8 М П а . Т а к и м образом, 175 М П а < 2 6 4 М П а , т.е. условие п р о ч н о с ти п р и ги д равл и ческом и с п ы та н и и в ы по л ня ­ ется. О сущ еств и м п р о в ер ку п р о ч н о с ти ко р п у с а о т сов м естного д е й ­ ствия в н утр ен н его давления и тем пературы в рабочи х условиях п р и в н утр е н н ем обогреве. У сл о ви е пр о ч н о с ти и м еет вид: <*экв < 0 ,9 с т £ , Стэка <0 ,9 ст£ . Э кв и в а л ен тн о е н а п р я ж е н и е н а в н утр е н н ей п ов ерхн ости к о р ­ пуса определим п о (7 .5 5 ): }2

2,19

+ 3 -1 4 0 ( - 1 ,5 4 ) 5 3 + [ ( - 1 ^ 5 3 ] 2 = 2 2 3 М П а ,

Н2)Г92: - Р где для д а н н о го п ри м ера

D d

,Р

0,0485 0,0221

’

г,‘ '■''

’

а Еа. 10,2-10_6 -2 ,1 2 -105( —0,50) - = --------------------------------^----------- = -1 ,5 4 , т, = --------- 1 1

1—v

1 -0 ,3

а = 1 0 ,2 ;1 0 -6,1 /° С ; Е = 2,12 -105 М П а ; v = 0,3; р2 - 1 , 2,192 - 1 , п, = - Ч : ------1 = -— -------------------1 = —0,5; 1 2 р 2 1пр 2-2,19 1п2Д9

а,

ДГ = / , - t2 = 9 3 - 4 0 = 53 °С. Т а к к а к 0 ,9 с г £ = 0 ,9 -4 6 0 = 4 14 М П а , то 223 М П а < 4 1 4 М П а , т.е. условие п р о ч н о с ти вы полняется. Э кв и в ал ен тн о е н а п р я ж е н и е н а н а р у ж н о й пов ерхности к о р п у ­ са определим п о (7.56): < к в = - l —^ 3 P 2+ 3 P m 2At+(m2At)2 = = -----1 -— д/з-1402 + 3 -1 4 0 -4 ,3 9 - 5 3 + ( 4 ,4 9 -5 3 ) 2 = 1 2 1 М П а , 2,19 - 1 V '

аЕ а2

г д е /« 2 = 1 - А

10,2- К Г 6 -2 ,1 2 -105 -1,42 .,п = - ---------------------------------------- ^ ----------- = 4,39;

а2 = ^ ^ - 1 = 2 ,1 9 2 ~ 1 - 1 = 1,42. 2

21п р

2 1п2,19

Так как 121М П а< 414М П а, условие п р о ч н о с ти вы полняется.

О сущ естви м п р о б ер ку п р о ч н о с ти ко р п у с а о ^ ^ н у ^ ё й й е г б даа'г л ен и я и д ополнительны х н а гр у зо к , в о зн и к а ю щ и х п р и ч га м о ш м п е н с а ц и и тем пературны х р а с ш и р е н и й . ti\ ,\ У сл о ви е п р о ч н о с ти (7 .5 8 ) и м еет вид: \2

мкр 1м° У± кр

Ми

N

Р) {Р°

ор №

м

ИЗГ

Последовательно определим :

Рт =

o ? (p 2 - l Y

\ г-

Р2л/3

г

и .; :

4 6 0 (2 Д 9 2 - 1 ) = --------V , =210 М Па; 2,19 V3

. , „ ,

= 1,64 из рис. 7.14;

р ° = рт ^р = 2 1 0 1,64 = 344 М П а ; N = 2000 Н — в н еш н ее осевое усилие, действую щ ее н а ко р пус; № = 0 Д 5 т с а ^ 2( р 2 - l ) = 0 r2 5-it-460-0,02212(2 ,1 9 2 - l ) = 0 ,6 7 М Н ; М-изг

р] + w

0, Мкр

N 0$ N "

0, то гда -+ -

М„ Ml

м +

кр

M l

2000

= “ 5+ 344 0,9-670000J

= о,зз < - L = - L = 0 ,7 6, n 1,15 т.е. условие п р о ч н о с ти п р и коэф ф иц и ен те запаса п р о ч н о с ти и = = 1,15 вы полняется. П р и ме р 7.7. Выполнить расчет на прочность колена корпуса реактора. И с х о д и ы е д а н н ы е для расчета приведены в примере 7.6. Прибав­ ка, компенсирующая технологические (при гибке) особенности изго­ товления, С4= 0,0019 м.

Последовательно определяем: ♦ то л щ и н у с те н ки ко л е н а н а гн у то м участке н а боковой поверх­ но сти п о (7.59): 5 > 0 , 5 ( < / + 2 С , ) (р р - 1 ) + С = 0 ,5 (0 ,0 0 2 2 1 + 2 -0 ,0 0 0 2 ) (1 ,6 9 - 1 ) +

где /С .= 0 ,0 0 2 2 + 0 Д О 1 9 = 0 ,0 0 4 1 м у ч и т ы в а е т ; .П р и н и м а е м S = = i0 ,0132 м; пл.: то л щ и н у с т е н к и ко л е н а н а гн у то м у ч а стке н а д о гн у т о й п о в е р хн о ­ с ти п о (7 .6 0 ): n v /i

Sx > 0 ,5 ( < /+ 2 C ,X /,P p - l ) + C = 0 , 5 (0 ,0 2 2 1 + 2 -0 ,0 0 0 2 ) x x ( l,019-1,69—1 )+ 0 ,0 0 4 1 = 0 ,0 1 2 2

m,

где / [ = 1,019 п о рис. 7.16 п р и a r = RT/Х ) = 0 ! Д 2 3 5 /0 ,0485 = 4,6 и 1,35 < рр = 1,54 < 1,55; RT= 0 ,2 23 5 м ; D = d+ 2 S = 0,0221 + 2 • 0,0132 = = 0 ,0485 м; п р и н и м а е м S = 0 ,0 13 2 м; то л щ и н у с т е н к и ко л е н а н а гн у то м участке н а вы пукло й п о в ер хн о ­ с ти п о (7 .61 ):

S2 > 0 ,5 ( < * + 2 С ,) ( / 2рр - 1 ) + С = 0 ^ (0 ,0 2 2 1 + 2 -0 ,0 0 0 2 )х х (0,99 • 1,69 -1 )+ 0 ,0 0 4 1 = 0 ,0 1 1 7 м , где / 2 = 0 ,9 9 п о рис. 7.16 п р и тех ж е зн а ч е н и я х а г и рр. П р и н и м а е м S = 0 ,0 13 2 .

7.4. Задачи для самостоятельной работы Н еобходим ы е д анны е к задачам приведены в табл. 7.14—7.17. З а д а ч и 7.1—7.6. О пред елить н а п р я ж е н и е от в н утр е н н его давления, при в ед енное к н о р м ал ь н о й тем пературе, в с те н ке тр у ­ бопровода. З а д а ч и 7 .7 -7 .1 2 . Р ассчитать д опусти м ое в нутр ен н ее давле­ н и е для п р я м о л и н е й н о го у ч а с тка трубопровода. З а д а ч а 7.13. О пределить н а п р я ж е н и е от в н утр е н н его давле­ н и я в с тен ке гн у то го отвода для трубопроводов п о у словиям задач 7 .1 —7.12, и зготов л енно го м етодом свободной ги б к и . З а д а ч а 7.14. О пределить т о л щ и н у с т е н к и с е кто р н о го отвода для трубопроводов п о условиям задач 7 .1 -7 .1 2 .

Т а б л и ц а 7.14. Исходные данные к задачам 7.1—7.12

Р

N° зада­ чи

Продукт

1раб’ М Па

7.1 7.2 7.3 7.4 7.5 7.6 7.7 7.8 7.9 7.10 7.11 7.12

Четыреххлористый углерод Этилацетат Бензол Керосин Бутиловый спирт Толуол Хлорбензол Уксусная кислота Серная кислота Анилин Изобутиловый спирт Метиловый спирт

0,35 0,48 0,56 0,61 0,50 0,40 0,25 0,32 0,36 0,40 0,55 0,48

/ °^с *раб’ 100

90 100

108 120

115 140 120 110 110

85' 120

Dyi мм 150 250 150 250 250. 150 2 0 0

150 150 250 150 150

/, м 20 20

25 10

15 15 '2 5 25 30 25 25 15

П р и м е ч а н и е . / — расстояние между неподвижными опорами трубопровода.

З а д а ч а 7.15. Рассчитать допустим ое внутреннее давление для ш там посварны х отводов для трубопроводов п о условиям за­ дач 7 .1 -7 .1 2 . З а д а ч а 7.16. Н а й т и расчетную т о л щ и н у с те н к и к о н и ч е с к и х переходов, ш та м п о в а н н ы х из труб, для трубопроводов п о услови­ я м задач 7 .1 —7.12. З а д а ч а 7.17. П о д обрать линзовы й ко м п ен с а то р для те х н о ­ л о ги ч е с ко го трубопровода для трубопроводов по условиям задач 7 .1 -7 .1 2 . З а д а ч а 7.18. Рассчитать н а п р я ж е н и я и проверить условия с тати ческо й п р о ч н о с ти л и н зо в о го к о м п ен с а то р а для тр уб о пров о­ дов по условиям задач 7 .1 —7.12. З а д а ч а 7.19. П р о в ер и ть условие п р о ч н о с ти в ц и л и н д р и ч е ­ с к о й краевой зоне ги б к о го элем ента л и н зо в о го ко м п ен с а то р а для трубопроводов п о условиям задач 7 .1 —7.12. З а д а ч а 7.20. П о д обрать сильф онны й ко м п ен с а то р осевого т и п а и проверить условия его с тати ческо й п р о ч н о с ти для тр уб о ­ проводов п о условиям задач 7 .1 —7.12. З а д а ч а 7.21. П р о в ер и ть условие п р о ч н о с ти в ц и л и н д р и ч е ­ с к о й краевой зоне ги б к о го элем ента сильф она для трубопроводов п о условиям задач 7 .1 —7.12.

З а д а ч а 7.22. О пределить рассто яние между о п о р ам и для трубопроводов п о условиям задач 7 .1 —7.12. З а д а ч и 7 .2 3 -7 .3 7 . П р о в ер и ть проч:н0сть тех н о л о ги ч е с ко го трубопровода вы сокого давления в рабочи х условиях и п р и ги д р о ­ и сп ы тан и и . Т а б л и ц а 7.15. Техническая характеристика линз для компенсаторов Л. М Па

А

D, м

S, м

q, м

Рк, М Н

Рр, М Н

0,25

150

0,159

0,52

0,0025

0,14

0,016

0,0086

0,0075

0,4

150

0,159

0,36

0,0035

0 ,1 0

0,016

0,0082

0,0116

150

0,159

0,36

0,0035

0 ,1 0

0,0095

0,0154

0,0167

0,25

2 0 0

0,219

0,58

0,0025

0,14

0,014

0 ,0 1 0

0,0095

0,4

2 0 0

0,219

0,42

0,0035

0 ,1 0

0,015

0,0095

0,0149

0 ,6

2 0 0

0,219

0,42

0,0035

0 ,1 0

0,009

0,0178

0,0214

0 ,6

0,25

250

0,273

0,480

0,0025

0,14

0,014

0 ,0 1 1 1

0,0118

0,4

250

0,273

0,480

0,003

0 ,1 0

0,014

0,0152

0,0183

0 ,6

250

0,273

0,480

0,004

0 ,1 0

0,009

0,0259

0,0262

П р и м е ч а н и е . Отбортовка цилиндрической части линзы для всех типоразме­ ров принимается равной /от= 0 , 1 м. Т а б л и ц а 7.16. Техническая характеристика компенсаторов КО-1 на Ру = 1 М Па А

мм

Z

150

3 4

S, мм q, мм

Z>a, мм

Z>B, мм

D, мм

1 ,6

10

159

157

237

1 ,6

10

219

216

316

6

200

3 4 6

250

3 4 6

Cq> Н/мм

^Эфф»

21(± 10,5) 28(± 14) 42(± 21) •

800 600 400

310

33(± 16,5) 44(± 22)

550 450 300

560

700 550 350

860

А

6 6

И

2

,

(± 33)

33(± 16,5) 2

10

273

270

390

44(± 22) 6 6 (± 33)

СМ2

П р и м е ч а н и е . Отбортовка цилиндрической части для всех типоразмеров при­ нимается равной /от= 0 , 1 м.

Т а б л и ц а 7.17. Исходные данные к задачам 7.23—7.37 Nq за­ дачи

Продукт

7.23 7.24 7.25 7.26 7.27 7.28 7.29 7.30 7.31 7.32 7.33 7.34 7.35 7.36 7.37

Перегретый водяной пар Перегретый водяной пар Циклогексан Бензол Акролеин Вода Метанол Синтез-газ ( С 0 2 +Н2) Пропилен Этилен Метиловый эфир Четыреххлористый углерод Парафиновые углеводороды (220-320 °С) Полиэтилен Поливинилхлорид

р

•‘ раб» МПа

*раб> °С

12

2 2 0

2 0

30 30 18 18 25 25 30 30 30

250 350 350 2 0 2 0

2 0

370 370 150 270 320 550 310

32

2 2 0

2 0

12

55

Dy, мм 25 25 40 50 50 60 100

150 100

150 150 100

150 100

150

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

7.1. ЛащинскийАЛ, ТолчинскийА.Р. Основы конструирования и расчета химической аппаратуры. Л.: Машиностроение, 1970.752 с. 7.2. Поникаров И.И., Гайнуллин М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки: Учебник. Изд. 2-е, перераб. и доп. М.: Альфа-М, 2006. 608 с. 7.3. Тимонин А. С. Основы конструирования и расчета химико-техноло­ гического и природоохранного оборудования: Справочник. Т. 3. Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 2002.968 с. 7.4. Тимонин А. С. Основы конструирования и расчета химико-технологического и природоохранного оборудования: Справочник. Т. 1. Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 2002. 852 с. Основные нормативные документы 7.5. ГОСТ 14249—89. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. 7.6. ГОСТ 27036—86. Компенсаторы и уплотнения сильфонные метал­ лические. 7.7. Пособие по расчету на прочность технологических стальных трубо­ проводов нарудо 10 МПа (к СН 527-80). 7.8. РД РТМ 26-01-44—78. Детали трубопроводов на давление свыше 100 до 1000 кгс/см2(свыше 9,81 до 98,1 МПа). Нормы и методы расчета на прочность. 7.9. СНиП 2.01.07—85. Нагрузки и воздействия. 7.10. СНиП 2.04.12-86. Расчет на прочность стальных трубопроводов.

Q МОНТАЖНОЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ

| [ ;; Г T I

Ё О ОБОРУДОВАНИЕ !

8.1. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата двумя вертикальными мачтами методом скольжения В тех случаях, ко гд а габариты и масса оборудова­ н и я сравнительно н ев ел и ки , для и х м о н та ж а п р и м е н я ю т сам оход­ ны е стреловые краны . Е сли для м о н та ж а тяж елы х и вы со ких аппаратов нев о зм о ж н о пр и м ен и ть кран ы и з-з а недостаточны х грузовы сотны х хар а кте р и ­ с ти к и л и стесненны х условий м о н т а ж н о й п л о щ а д ки , использую т мачтовы е п о д ъ ем н и ки (м ачты , порталы , ш евры ). Более подро б­ ное оп и сан и е приведено в [8.3]. В элем ентах к о н с т р у к ц и и подъ емны х п р и способ л ений и в и х та ке л аж н о й о сн астке в о зн и ка ю т весьма значительны е н а гр у зки . О т ум е н и я правильно составить соответствую щ ую расчетную схе­ м у и определить д ейств ую щ ие н а гр у зк и зависят правильность подбора необход им ого оборудования, безопасность и надеж ность проводимы х методов м о н та ж а . В приведенны х н и ж е п р и м ер ах рассм отрены наиболее рас­ п ространенны е схемы подъема ко л о н н о го оборудования и п р а в и ­ ла расчета в о зн и к а ю щ и х н а гр у зо к. М о н т а ж м а чтам и пр о и зв о д и тся с п р и м е н е н и е м следую щ и х основны х методов: м етода с к о л ь ж е н и я с отры вом от зем ли с о т ­ т я ж к о й н и за апп ар ата и л и без о т т я ж к и ; м етодом с ко л ь ж е н и я без отры ва от зем ли с п о д т а с ки в а н и е м н и з а аппар ата п р и заводке н а ф ундам ент; м етодом по в о р о та в о к р у г ш а р н и р а . Р азличие м е т о ­ дов обусловлено разны м х ар а кте р о м п е р е д в и ж е н и я ап п ар ата в процессе подъема из го р и зо н та л ь н о го п о л о ж е н и я в в ер ти кал ь ­ ное.

Пример 8.1. Рассчитать такелажную оснастку для п^дъ^дко^рнцдгдаппарата методом скольжения с отрывом низа аппарата от земли дву­ мя вертикальными мачтами. -' ■ ‘ . ,'j Исхо дные данные. Вес колонны Р = 0,8 МН; вес мачты Рм = = 0,05 МН; вес грузовых полиспастов Ргп= 4 кН; усияййпрёдйрйтельного натяжения ванты Sx= 10 кН; число вант на одной мачте п — 4; длина мачты / = 50 м; высота колонны Н = 42 м; расстояние центра массы колонны от основания /цм= 18 м; диаметр колонны D —2 м; рас­ стояние от оси мачты до якоря задней ванты а = 50 м; расстояние меж­ ду осями мачт Ь —4 м; расстояние от оси мачты до якорд бокрвоц вацты g = 50 м; расстояние по горизонтали от оси мачты до центра массы аппарата в момент отрыва d = 20 м; длина тормозной оттяжки/= 4й’м; расстояние по вертикали от уровня земли до центра массы аппарата в момент отрыва h = 15 м; кратность полиспаста т = 8; коэффициент динамичности кл= 1,1. Расчетная схема приведена на рис. 8.1.

Р и с. 8 .1. Расчетная схема определения усилий в двух мачтах при подъеме груза с оттяжкой

П редварительно определим: ♦ дл ину задней ванты

c = 4 l 2 + a 2 =л/502 + 5 0 2 = 70,711м; ♦ расстояние п о в ер ти кал и о т оголов ка мачты до т о ч к и пересечения осей грузовы х пол и спасто в, о т т я ж к и и ц ен тр а массы груза

h x = /- / * = 50 -1 5 = 35 м; с, = ^ d 2 + h2 = л/202 + 3 5 2 =40,3 И м ; с2 = * J c 2 +(Ь/2)2 = д/70,7112 + ( 4 /2 ) 2 = 70,739 м;

д л и ну боковой ванты

c3= J l 2+g2 = л /5 0 2 + 5 0 2 = 7 0 ,7 1 1

м.

Далее последовательно вы числяем: расчетное усилие для поли спасто в и в ант р

Q ,=

P + £ sl

1,1 = 0,882 М Н ;

2

вертикальную составляю щ ую , обусловленную уси ли ем предвари­ тельного н а тя ж е н и я ,

р 0= S, 1 -п = 0 , 0 1 , ^ 4 = 0,028 М Н ;

’

сум м арную составляю щ ую уси л и й в грузовы х полиспастах

Q = Q - 1 ^1 — = 0,882 40 40,311 = 1,293 М Н ; 2 f h x-dh 4 0 - 3 5 - 2 0 15 уси л и я в грузовы х п ол и спастах п р и си м м е тр и ч н о м подвесе груза относительно осей мачты

Т = Т. = 0 , - ^ _ = 0,802 70,739 = 1,135М Н ; 1

2 С,

2 -40,311

горизонтал ьную Q3 и вер ти каль ную (?4 составляю щ ие, обуслов­ ленны е уси л и ям и в поли спасте Г и Ть д ейств ую щ их в пл о ско сти полиспаста:

^ Н Ь /2 )> 3

,/2 0 4 (4 /2 )*

с2

l i = IJ 3 S

70,739

7^

9=

°-561 М Н ;

усилие в задней ванте q

5 = Q3

dc = 0 ,3 2 2 ----- 2 0 ' 70,711 = 0,454 М Н ; a^Jd2+ ф /2 )2 50д/202 + ( 4 / 2 ) 2

усилие в боко во й ванте

Q6 = Q3 g^jd + ф /2)

о = 0 ,3 2 2 ------ 4 ' 70>711 „ - 0 ,0 9 1 М Н ; 50^20 + (4 /2 )

♦ вертикальны е составляю щ ие 0? и Qs соответственно у с и л и й Q5и Q6, д ейств ую щ ие по оси мачты : J ■- ~ • i л

Qi = 0 5 ^ = О , 4 5 4 ^ П = 0 ,3 2 1 М Н ; Qs = Qe -

с2

• ■ ‘.i

= 0 , 0 9 1 - ^ - = 0,064 М Н ;

/ и, 711

♦ сум м арное усилие о т веса груза, действую щ ее н а оголов ок м ачты <29 = < 2 4 + 0 7 + 0 8 = 0 ,5 6 1 + 0 ,3 2 1 + 0 ,0 6 4 = 0 ,9 4 6 М Н ; ♦ усилие в то р м о зн о й о ття ж ке q

= Q d^lh2 + f 2 = 0 8 8 2 2 0 ^ 152 + 4° 2 = 0,685 М Н ; Wl f h x-dh 4 0 -3 5 -2 0 -1 5

♦ сум м арное усилие в середине мачты 0 „ = Q 9 + Pm / 2 + Р0 = 0 ,9 4 6 + 0 ,0 5 /2 + 0 ,0 2 8 = 1 М Н . У с и л и е в сб егаю щ ей н и т к е грузового пол испаста, и д ущ ей н а лебедку, определяется к а к

s = T ± l Л_ = Ц 3 5 1 -Q ’98 = 0 1 5 2 М Н , l-r f

1 - 0 ,9 8 8

где г) — К П Д од н ого р о л и ка в блоке (г| = 0 ,9 6 п р и установке р о л и ­ ков н а п о д ш и п н и к а х с ко л ь ж ен и я ; г| = 0 ,9 8 п р и установке р о л и к а н а п о д ш и п н и к а х к а ч е н и я ). С ум м ар ное усилие н а о снов ан ие мачты составит <212 = Q 9+ P0+ Pm = 0 ,9 4 6 + 0 ,0 2 8 + 0,05 = 1,025 М Н .

8.2. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата мачтами методом поворота вокруг шарнира П р и м е н е н и е это го метода подъема р е ко м ен д ует­ ся в то м случае, ко гд а вы сота м ачт превы ш ает высоту п о д н и м а е ­ м о го оборудования. В о зм о ж н ы два варианта взаи м ного расп о л о ­ ж е н и я м ачт и п о д н и м а е м о го оборудования.

' 1 П е р в ы й в а р и а н т . М а ч ты устанавливаю тся за п ов оро тны м ш а р н и р о м (р и с. 8.2, а). П р и этом оборудование п о д н и м ается до нейтрального п о л о ж е н и я в о д и н этап и далее с по м о щ ь ю то р м о з­ н о й о т тя ж к и плавн о опускается н а ф ундам ент в п р о е ктн о е вер ти ­ кальное по л о ж ен и е под действ ием собств енной силы тя ж ес ти . В т о р о й в а р и а н т . М а ч ты устанавливаю тся м еж д у п о в о ­ ротны м ш а р н и р о м и ц ен тр о м массы по д н и м а е м о го аппарата (ри с. 8 .2 , 6). В этом случае оборудование п о д ни м ается в два этапа: вначале с п ом ощ ь ю м ачт н а м аксим ал ь но в озм о ж ны й угол , а затем д отяги в аю щ ей систем о й до п о л о ж е н и я неусто йчи в ого равнове­ сия и , н а к о н е ц , о п ускается в п р о е ктн о е п о л о ж ен и е то р м о зн о й о т­ тя ж к о й . В этом в арианте н а гр у зк и н а мачты , полиспасты и рабо­ чие ванты м ень ш е, чем в первом варианте.

Р ис . 8.2. Расчетная схема подъема аппарата методом поворота вокруг шарнира: а —мачта установлена за поворотным шарниром; б —мачта установлена между поворотным шарниром и центром масс (цм) аппарата

Пример 8.2. Рассчитать такелажную оснастку для подъема колонного аппарата методом поворота вокруг шарнира двумя вертикальными мачтами. И с х о д и ыеданные. Вес колонны Р = 0,4 М Н ; диаметр колонны D = = 1,2 м; расстояние центра массы колонны от ее основания /цм=15 м; высота мачты Н = 25 м; расстояние от оси шарнира до оси мачты lul = Su; расстояние от места строповки аппарата до его основания /с = 22 м; расстояние от мачты до якоря ванты /я = 25 м; высота фундамента Лф = = 1,0 м; длина аппарата Lan = 45 м; вес мачты Рм= 15 кН; расстояние от оси шарнира до точки крепления тормозной оттяжки hT= 25 м; угол

между тормозной оттяжкой и горизонталью со = 450i, усилие предбари1 тельного натяжения вант 5В= 10 кН; КПД одного ролика в блоке ц = = 0,975; кратность полиспаста т = 5: :.

П редварительно определим : ♦ расстояние м еж ду ш а р н и р о м и ц ен тр о м массы аппарата

l = 4llu +(0,5Х>)2 = ^152+ (0,5-1,2)2 =15,012 м; '

1

' 1 /; -■'

♦ угол м еж д у образую щ ей аппарата и л и н и е й , со ед и н я ю щ ей ш а р ­ н и р с его ц ен тр о м масс, v = arctg

D

21,цм

=arctg

215

= 2,291°;

♦ угол м еж д у м ачто й и грузовы м полиспастом : устано в ка мачты по перв ом у варианту Р, = arctg

/ с cos ф + / ц - /с sincp

= arctg

2 2 c o s 0 °+ 8 2 5 - 1 , 0 - 2 2 sinO0

= 51,34°;

устан о вка мачты по втором у варианту р 2 = arctg

/ с c o s < p -/u H - h ф - /Csincp

= arctg

22 cos 0°—8 = 30,256°. 2 5 - 1 , 0 - 2 2 sin0c

У го л м еж д у м а что й и в ан то й определяется гр а ф и че ски по рас­ че тн о й схеме и л и по ф ормуле

у = arctg

=arctg

25) = 45°. 25

Расчетны е уси л и я в грузовом полиспасте находятся в началь­ ны й м о м ен т подъема п р и <р = 0°: ♦ п р и устано вке м ачт по перв ом у варианту п р и о д и н о ч н о й мачте P /c o s (< p + v )A :HA:A

QB =

_

Я в т р - Л ф s in p —/ ш cosp 0 ,4 1 5 ,0 1 2 c o s (0 ° + 2 ^ 9 1 ° )U l,l

25 s in 5 1 ,3 4 ° -1,0 s in 5 1 ,3 4 ° -8 cos 5 1,34‘

п р и ; парны х мачтах к _ "

п

Р I t o s (у+ v ) k Hk ak u

t

.

' '

2 ( # s i n p 2 - А ф s i n p - / m cosp)

0,4 • 15,012 c o s (0 °+ 2 ,2 9 1°) 1,1 •1,1 •1Д = ---------------------- ---------Ь------------- * — — = 0 ,2 9 1 М Н ; 2 (25 s in 3 0 ,2 5 6 °- l,0 s in 3 0 ,2 5 6 °-8 c o s 30,256°) п р и установке м ачт по втором у варианту п р и о д и н о ч н о й мачте P l c o s ( < p + v ) k Hk a

q

п

# s i n p , -Л ф s in р -ь /ш cosp

0,4-15,0 1 2 c o s (0 °+ 2 ,2 9 1 °)l,1-1,1 ______ __ __________v_____ / _ Q 25 s in 5 1,34°-1,0 s in 5 1,34°+8 cos 51,34°’

МН*

п р и парны х мачтах P l c o s ( ( p + v ) k Hk ak M

п

2 ( # s i n p 2 -А ф s in p + /m cosp)

0,4-15,012 c o s (0 °+ 2 ,291°) 1,1-1,1 -1,1 = --------------------------------- ------------------L------------------------= 0 ,2 1 0 М Н , 2 (25 s in 3 0 ,2 5 6 ° -1,0 sin30,256°+8cos30,256o) где A* = 1,1 — ко эф ф и ц и ен т п е р е гр узки , учи ты в аю щ и й возм ож но е о ткл о н ен и е ф а кти ч е с ко й н а гр у зк и от н о р м ати в н о го зн ач ен и я вследствие н еточ ного определения ц ентра массы аппарата и и з ­ м енчивости нагр узки ; кл = 1,1 — ко э ф ф и ц и ен т д и н а м и ч н о с ти , учи ты в аю щ и й пов ы ш ение н а гр у зк и на та ке л аж н ую о с н а стку вследствие и зм е н е н и й ско р о с ти подъема и л и о п у с ка н и я груза; к», —ко эф ф и ц и ен т нерав н о м ер н о сти н а гр у зк и н а такел аж ны е эле­ менты с использованием спар енны х м ачт (А^ = 1 , 1 п р и использо­ вани и балансирны х устройств; ^ = 1,2 в отсутствие балансирны х устройств). П о усилию Q„ рассчиты ваю т грузовой поли спаст, т.е. п о д б и ­ раю т полиспастны е б л о ки , определяю т д иам етр рол и ков в блоке и и х числ о, находят усилие в сбегаю щ ем к о н ц е полиспаста, п о к о т о ­ ром у подбираю т лебедку, подсчиты ваю т диам етр и д л и ну ка н ата

для о с н а с тки пол и спаста, а т а к ж е под б ираю т т и й и д и ам етр к а н а т а для ги б к о го стропа. У с и л и е в задней ванте незав иси м о от м еста р а с п о л о ж е н и я м ачт определяется к а к

(2. = е „

=Ц21sin30-256° =0,150 МН,

sin у

sin 45°

расчет вы полнен для двух м ачт, установленны х п о схеме н а рис. 8.2, б. П о у си л и ю QBп о д б и р аю т т и п и диам етр ка н а та для зад ней в а н ­ ты и рассчиты ваю т для нее я ко р ь , т.е. определяю т вес я к о р я и л и уси л и я в а н кер н ы х болтах и проверяю т устойчивость я к о р я п р о ­ тив гори зонтал ь н ого сдвига и опро кид ы в ани я. П о усилию в тормозной оттяжке :

PD 2 A T cosco

_

и,ч V . = 0 0 1 4 М оН 4-1.2 \ 7 2-25cos45°

рассчиты ваю т трос для то р м о зн о й о т т я ж к и и п од б ираю т лебедку. П о суммарному усилию, действующему по оси мачты,

N = Qn COSP2 + (Q b

S q)cos у + S n -hPMkM = 0,21cos30,256o+

+ (0 ,2 1 + 2 -0,02)cos 4 5 ° + 0 ,0 4 4 + 0,015 -1Д = 0,376 M H , где S0= 10—30 к Н — уси л и е предварительного н а т я ж е н и я вант; п — числ о вант мачты , кр о м е рабочей (зад ней);

S a = Q J — 1 . = 0,2 1 i ~ ° ; 97-5 = 0,044М Н l-tf

1 -0 ,9 7 5

усилие в сбегаю щ ей ветви п ол и спаста, пров еряю т проч ность и ус ­ тойчивость мачты н а сж а ти е. П р и у с та н о в ке м а ч т п о в то р о м у в а р и а н ту р а сс ч и ты в а ю т д о ­ т я ги в а ю щ у ю с и с те м у для подъ ем а а п п а р а та м а ч т а м и н а в то р о м эта п е о т угл а подъ ем а до п о л о ж е н и я н е у с то й ч и в о го р а в н о в ес и я . С э т о й целью о пр е д е л я ю т м а кс и м а л ь н о е уси л и е F, задаваясь у гл о м н а к л о н а а д о т я ги в а ю щ е й си стем ы к го р и з о н т у . П р и / < 1 4 7 к Н п о д б и р а ю т л е б е д ку и л и т р а к т о р и р а сс ч и ты в а ю т д о ­ т я ги в а ю щ и й трос; п р и / > 147 к Н р а ссч и ты в аю т д о т я ги в а ю щ и й п о л и с п а с т и я к о р ь д ля н е го .

8.3. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата порталом (безъякорный метод) П р е и м у щ е с тв а м и безъ якорного м етода подъема м о ж н о назвать: отсутствие в ан т и я ко р е й к н и м ; незначи тел ь ное прев ы ш ени е габаритов м о н т а ж н о й п л о щ ад ки п о ср ав н е н и ю с га ­ б ари там и п од н и м аем ого ап п ар ата, что весьма в аж н о п р и м о н та ж е в стесненны х условиях; отсутствие необходим ости по д н и м а ть и устанавливать в рабочее п о л о ж е н и е мачтовые п о д ъ е м н и ки с п о ­ м о щ ь ю дополнительны х кр а н о в и л и таке л аж н ы х средств; отсутст­ вие горизонтальны х м о н та ж н ы х н а гр у зо к на ф ундам ент. К нед ос­ та тка м д а н н о го м етода подъ ема м о ж н о отнести: чувствительность системы к осадке опор портала; необходим ость с о о р у ж е н и я ф у н ­ д ам ента под опорны е с т о й к и портала п р и м о н та ж е аппаратов свы­ ш е 250 т в связи с б о л ь ш и м и у си л и я м и , в о зн и ка ю щ и м и в о п о р н о -п о в о р о тн о м ш ар н и р е. Расчетная схема безъ якорного метода представлена н а рис. 8.3.

Р и с . 8.3. Расчетная схема определения усилий в элементах такелажной оснастки: а —в начальный момент подъема портала; б - в начальный момент подъема аппарата

Пример 8.3. Определить усилия в элементах такелажной оснастки в случае подъема колонного аппарата порталом.

Исхо дные данные. Вес поднимаемого аппарата Р = 1МН; вес дор7 тала Рп= 60 кН; расстояние по оси аппарата от его шарнира до центра массы /цм= 9 м; расстояние по оси портала от его шарнира до центра массы портала /п= 30 м; длина портала /= 35 м; расстояние по вертика­ ли между точкой строповки аппарата и шарниром портала в исходном положении h = 2,5 м; высота фундамента под аппарат над шарниром портала hx= 1м; расстояние по оси аппарата между центром массы его и монтажными штуцерами Д/= 7 м; расстояние между вертикальной осью, проходящей через башмак (шарнир) портала, и точкой строповки аппа­ рата в исходном положении перед подъемом а = 2 м; расстояние от шар­ нира аппарата до его центра массы по ширине аппарата г = 1,3 м.

П редварительно определим : ♦ расстояние по в ер ти кал и от образую щ ей аппарата до т о ч к и с тр о ­ повки c = h - h x =2,5-1 = 1,5 м;

♦ расстояние м еж ду ш а р н и р а м и аппарата и портала b = /цм + А/+я = 9+ 7+ 2 =18 м;

♦ угол м еж д у образую щ ей аппар ата и л и н и е й , со ед и н я ю щ ей его ш а р н и р с то ч ко й с тр о п о в ки , в исходном п о л о ж е н и и = a rc tg

= 4,764°;

♦ угол м еж д у н и ж н е й о бр азую щ ей аппарата и л и н и е й , с о ед и н я ­ ю щ е й его ш ар н и р с т о ч к о й ц ентр а масс, в исход ном п о л о ж е н и и e = arctg

= arctg (L3) = 8,219°;

l0 = ^ c 2+ ( b - a f =^1,52+ (18- 2)2 =16,0 7 м .

Д алее определяем угол н акл о н а: ♦ портала в начальны й м о м е н т подъема аппарата в случае а = 0 а 0 = arcsin

hb PJnb 1-9-35

Ы с 2+ь2 2,5-18

- Р

=

♦ а т а р а т а '^ 'г о р и з о н т у в м о м е н т н е у с то й ч и в о м равновесия с и с те ­ м ы ап п ар ат—Портал " ' ■' i;a iим): or. •iCisns'p.itt

.,,ф j = arcsm

гл; = arcsm

bh

181 :

y p 2l Ц2М - p■ ll l/2l 1 П П

+

-p

/p

l 2 9 2 - 0 , 0 6 2 -302 , f ,2 q 2

35"2

i w

-4 ,7 6 4 ° = 83,866°.

0,062 - 302 -182

AV-y-'

35 У с и л и е в грузовы х п о л и сп астах в начальны й м о м е н т подъема портала, ко гд а а = 0°, ср = 0° и а = 0:

PnlnM 2+h2 _ 0,06-30-у/352 + 2 , 5 2 бо =

lh

35-2,5

= 0,722 М Н .

У с и л и е в грузовы х пол и спастах для лю бого п о л о ж е н и я п о р та ­ ла 0° < а < а р (а п п ар а т нахо д ится в гори зонтал ь ном п о л о ж е ­ н и и , т.е. (р = 0°) находится из вы раж ени я

к h h

+

•|

^ -1

h

^ ah

hL где lx = /cos a , ly = / s in a — п р о е к ц и и длины портала на го р и з о н ­ тальную и в ертикальную п л о с ко с ти . Результаты расчета Q, в ы п о л н е н н о го п р и а = 2 м , приведены в табл. 8.1, где т а к ж е даны результаты расчета дл и ны п о л и спаста п о мере самоподъема портала Таблица8.1. Усилие вгрузовых полиспастах и егодлина при самоподъеме портала а, град. а МН

0

2,967 5,935 8,902 11,870 14,837 17,805 20,772 23,740 26,707 29,674

0,681 0,707 0,737 0,769 0,806 0,848 0,896 0,953

1 ,0 2 2

1,106

1 ,2 1 1

L , м 33,095 32,960 32,831 32,709 32,592 32,482 32,380 32,284 32,197 32,118 32,046

L = -J(lsin а -И)1’+ (/c o s а - а )2. У го л подъема п ортала а р п р и некотор ом угле н а к л о н а аппар ата (0° < <р < 90°), когд а систем а а ппар ат—портал н ахо д ится в равнове­ с и и (т а к назы ваемы й равновесны й угол подъёма n O p tajla н а вто­ р ой стадии подъ ем а), нахо д ится из с о о тн о ш е н и я о O S CD- Ь s in ( ( p + a p ) - y lc o s i|/ -C tg a p = /

b . hx = v4cos\|/ {IуО s•in c o +Vy + y sin (й + -у -cos to, .1,5 1-9-35 где ,4 = P W _ = arctg ; — 10,89; (5= arctg 1 8 -2 0,06-30-16,07 \b-a) A Vo = 5,356°; у =
0

9

18

27

36

45

54

63

72

29,674 47,867 55,686 57,186 53,005 48,932 42,875 27,850

Yi, град. 27,561 44,894 52,571 53,725 51,684 47,597 41,249 30,122 -1,148 е„м н

L, м

1 ,2 1 1

0,665

0,534

0,462

32,046 29,712 27,122 24,578

0,397 2 2 ,1 1 1

0,328

0.253

19,744 17,536

0,171 15,696

У с и л и е в грузовы х пол и спастах п р и лю бом угле подъема а п п а ­ рата составит

Q> =

PJn C O Sttp /sin(ap - y j

где у, = a rc tg

7 s i n a p - /„ s in o o -A j / c o s a<-pT«ov „ + / ncosa)-Z>

— угол н а кл о н а грузового п о -

л и спаста к го р и зо н ту. Результаты р е ш е н и я приведены в табл. 8.2, где та к ж е даны р е ­ зультаты расчета длины по л и спаста п р и подъеме аппарата Z = ^ ( / s i n a p - / o S i n c o - A j ) 2 + ( / c o s a p + /0 cosco-Z>)2 .

8.4. Расчет такелажной оснастки при подъеме методом выжимания Э то т метод является разновидностью безъ якорн о го метода подъема аппар ата к о л о н н о го ти п а путем поворота во­ к р у г ш ар н и р а. Р асчетная схем а метода приведена н а ри с. 8.4. D

Р ис . 8.4. Расчетная схема для определения усилий при подъеме аппарата од­ ной рамной опорой (про­ межуточное и конечное положения): 1 - поворотная цапфа; 2 — аппарат; 3 —рамная опора; 4 - каретка; 5 — полиспаст; 6 —поворотный шарнир

Пр имер 8.4. Определить усилия в элементах такелажной оснастки в случае подъема колонного аппарата методом выжимания. Исходные данные. Вес аппарата Р = 1 МН; расстояние от центра массы аппарата до шарнира /цм= 9 м; диаметр аппарата D = 2 м; рас­ стояние от шарнира до оси аппарата, проходящей через центр его мас­ сы, R2= 1,2 м; расстояние подлине аппарата от оси его шарнира до оси поворотной цапфы 5 = 12 м; вес подпорки Рп= 0,04 МН; расстояние от нижнего конца подпорки до ее центра массы /п= 15 м; длина подпорки а = 30 м; расстояние по ширине аппарата от оси его шарнира до оси поворотной цапфы (т.е. до верхнего конца подпорки) В = 2,4 м; высота фундамента над шарниром тележки h = 1 м.

Предварительно определяем: ♦ кратчайш ее расстоян и е от оси ш ар н и р а аппар ата до его ц ентра массы R = д//цМ + Щ = ^92+ 1 Д 2 = 9,08 м; ♦ кратчайш ее расстояние от оси ш ар н и р а аппарата до то ч к и к р е п л ен ия

п о д п о р ки

(до

оси

пов оро тной

цапф ы )Ь = л1S 2 + В2 =

= V l 2 2 + 2 , 4 2 = 1 2 ,2 3 8 м; Р = arctg

у = arctg

v = arctg

2А)

(В S Л>

= 11,310°;

12 =arctg (l>2 9

: 7,595°;

D = arctg 21,Ц М 2 -9

=6,34°.

a Hp = 9 0 ° - y = 9 0 ° - 7 ,5 9 5 ° = 8 2,40 5 °— угол н еусто й чи в о го р ав но­ весия аппарата. П родольное усилие с ж а ти я в под по рке с учетом ее веса в п р о ­ цессе подъема ап п ар ата в пределах от a = 0° до п о л о ж е н и я н еус­ то й чи в ого равновесия, т.е. до a = а нр, определяется по ф ормуле

Q_ ^ c o s ( a + v ) 6 s in (a + p + (p )

pnln coscp

|

fltg(a+p+cp)’

Z>sin(a + p)

h

а

а

С и л а п р и ж а ти я к а р е т к и к рельсам, действ ую щ ая в ертикально вниз:

N = Pn + £ > s in (p -£ > | cos ф. Здесь _ РпL cos ф б , = —— ------- — п о п ер ечн ая составляю щ ая силы давления а п -

а

парата на под п о рку. . Н а й д е м усилие в полиспасте в процессе подъема аппарата: без учета тр е н и я к а р е т ки о рельсы

Т = Qcos ф + Qj бшф; с учетом тр ен и я

Tx= T + f N , где/ — ко э ф ф и ц и ен т тр ен и я к а ч е н и я к а р е т ки п о рельсовому п у ти . Результаты расчетов представлены в табл. 8.3. Т а бл и ц а 8.3. Силовые характеристики в подъемной системе

Параметр Ф, град .

а мн е„мн N, М Н

г,мн

а , град .

0 6,508 2,472 0,020 0,300 2,458

16,481 12,916 1,071 0.019 0,260 1,048

32,962 18,547 0,655 0,019 0,230 0,627

49,443 22,908 0,422 0,018 0,187 0,396

65,924 82,405 25,542 26,129 0,228 8,425-10-3 0,018 0,018 0,122 0,028 0,213 0,015

8.5. Выбор такелажной оснастки Классификации грузоподъемных механизмов. Класс использования механизма характери зуется предполагаем ой о б щ е й продолж ительностью эк с п л у а та ц и и (в часах) и ном и н ал ь н ы м и классам и (табл. 8 .4 ). М а кс и м а л ь н у ю о б щ у ю прод олж ительность э кс п л уа та ц и и м о ж н о пол учить исходя и з предполагаем о го среднего с уто чн о го врем ени и спользования (в ч а с ах ), числа рабочи х д н е й в год у и ож ид аем ого срока службы (в годах).

Т а б л и ц а 8.4. Класс использования механизмов Класс исполь­ зования

Общая продолжитель­ ность испытания, ч

Т0

200

Т,

400

Примечание Нерегулярное использование

Т2

800

Т3

1600

т4

3200

Регулярное использование в лег­ ких условиях

V

6300

Регулярное использование с пере­ рывами

Т6

12 500

Регулярное интенсивное исполь­ зование

Т,

25 000

Интенсивное использование

Т8

50 000

Т,

100 000

Д л я кл а с с и ф и ка ц и и условились под врем енем работы м еха­ н и зм а п о н и м а ть врем я, в течени е ко то р о го д ан н ы й м ехани зм н а ­ ходится в д в и ж е н и и . Т а б л и ц а 8.5. Номинальные режимы нагружения Режим нагружения

Примечание

Обозначение

Определение

L1

Легкий

Механизмы, подвергаемые действию малых на­ грузок регулярно, наибольших нагрузок —редко

L2

Умеренный

Механизмы, подвергаемые действию умерен­ ных нагрузок регулярно, наибольших нагру­ зок —довольно часто

L3

Тяжелый

Механизмы, подвергаемые действию больших на­ грузок регулярно, наибольших нагрузок—часто

L4

Весьма тяже­ лый

Механизмы, подвергаемые действию наиболь­ ших нагрузок регулярно

З н ач ен и я о б щ е й п род о л ж и тел ьн ости использования м е х ан и з­ мов следует п о н и м а ть то л ько к а к тео р ети ч ески е, условно п р и н я ­ тые и сл уж ащ и е и сход ны м и д а н н ы м и п р и п р о е кти р о в а н и и д е­ талей м еханизм ов, для кото ры х время использования является кр и те р и ем выбора д а н н о й детали (н а п р и м е р , ш ар и ко в ы х п о д ­

ш и п н и к о в , зубчаты х колес и валов). О н и н е м о гу т рассм атривать­ ся к а к гаран ти ров анн ы е зн ач ен и я . Режим нагружения определяет относительную длительность, когда м ехани зм подвергается действию м акси м ал ь н о й и ли п о н и ­ ж е н н о й н а гр у зки . В табл. 8.5 приведены ном инальны е р еж и м ы н а гр у ж е н и я . Группы классификации механизма в целом. У с та н о в и в класс и с ­ пользования и р е ж и м н а гр у ж е н и я , по табл. 8.6 определяю т гр у п п у к л а сс и ф и ка ц и и д а н н о го м еханизм а. Таблица

8

.6 . Группы классификации (режима) механизма в целом Класс использования

Режим нагружения Обозна­ чение

Определение

L1

Легкий

L2

Умеренный

L3

Тяжедый

Ml

L4

Весьма тяжелый

М2

Т0

Т2 Т3 т4

Т5 т6

т7 т8

т9

Ml

М2

М3

М4

М5

Мб

М7

М8

Ml

М2

М3

М4

М5

Мб

М7

М8

М2

М3

М4

М5

Мб

М7

М8

М3

М4

М5

Мб

М7

М8

Ti

Выбор каната, блоков, полиспаста. Канаты предназначены для подъема, о п у с ка н и я , у д ер ж и в а н и я и п е р етя ги в ан и я груза, т.е. вы­ ступаю т в качестве г и б к и х тяговы х элем ентов, и бы вают п е н ь ко ­ вые, хл опчатобум аж ны е, с и н те ти ч е с ки е и стальные. В грузоподъемны х м а ш и н а х в о с н о в н о м п р и м е н я ю тс я сталь­ ные канаты и з в ы со ко п р о ч н о й стальной п р о в о л о ки диам етром 0 ,2 —3 м м вы сш ей (В ), пер в о й ( I ) и в торо й ( И ) м а р о к с врем енны м сопротивлением разры ву ствр = 1400—2000 М П а . Д л я кр ан о в , р а б о таю щ и х в сухи х п о м е щ е н и я х , реком ендуется использовать кан аты и з «светлых» (н е покры ты х д р у ги м и м етал­ лам и) пров ол о к, а для кр а н о в , р аб о таю щ и х в сырых п о м е щ е н и я х и на откры ты х п л о щ ад ка х , — из о ц и н ко в а н н ы х пров оло к. П о сл ед ­ н и е являю тся к о р р о з и о н н о -с т о й к и м и , н о прочность и х с н и ж а е т­ ся н а 10 % и , кр о м е то го , о н и слабо сопротивляю тся действию к и ­ слот. П о числу переходов ка н аты для грузоподъем ны х м а ш и н быва­ ю т од и н арн ой и д в о й н о й с в и в ки (р и с. 8 .5 ). К а н а т о д и н а р н о й свив­ к и состоит из пр о в о л о к, свиты х в од ну прядь. В ка н а та х д в ойной свивки п р о в о л ки сначала свиваю тся в пряд и (с т р е н ги ), которы е

затем свиваю тся в к а н а т в о кр у г централ ьно го сердечника. С е р ­ д е ч н и к и м о гу т быть пеньковы е, асбестовые, м еталлические и л и с и н тети ч е ски е . П ен ь ко в ы е сер д е ч н и ки пропиты ваю тся с м а зко й , ко то р ая , выдавливаясь в процессе работы , смазывает к а н а т , что увеличивает с р о к его службы . Асбестовы е сер д еч ни ки и спо льзую т в ка н а та х п р и работе кр а н а в го р я ч и х цехах, а м еталлические и л и с и н тети ч е ски е — п р и м н о го сл о й н о й нави в ке ка н ата н а барабан.

а

б Р и с . 8.5. Устройство стальных канатов:

а - одинарной свивки; б - двойной свивки

♦ ♦ ♦ ♦

В зави си м о сти от ка с а н и я п р о в о л о к по слоям и х н а м о т к и в прядях разл ичаю т кан аты с л и н е й н ы м ка с а н и е м (J IK ), то чечны м ка са н и ем ( Т К ) и то ч е ч н о -л и н е й н ы м (T J IK ). В канате т и п а J IK углы н а в и в ки п р о в о л о к в различны х слоях совпадаю т, в к а н а та х ти п а Т К — не совпадаю т, т и п а Т Л К — чередую тся. В грузоподъ ем ­ ны х м а ш и н а х п р ед п о ч тен и е отдается использованию кан ато в т и ­ пов J IK и T J IK , более ги б к и м и п р и м е р н о в 1,5—1,8 раза более д ол­ говечны м , чем т и п а Т К . К а н а ты J IK бы ваю т н е с ко л ь ки х разновидностей: J IK - 0 — и з п р о в о л о к о д и н а ко в о го диам етра в н а р у ж н о м слое п р я ­ ди; J IK -Р — и з п ров ол о к разны х диам етров в н а р у ж н о м слое пряди; J IK -P O — и з пр о в о л о к о д и н а ко в о го и разно го диам етра в отдель­ ны х слоях; Л К З — кан аты , в ко то р ы х м еж д у слоям и п р о в о л о к разм ещ ены за­ п о л н я ю щ и е п р о в о л о ки м е н ь ш его диам етра. В о б о зн ачен и я х ка н а т а п р и сутствую т буквы , указы в аю щ ие на и х ти п , а т а к ж е д руги е по ка за те л и . Н а п р и м е р , в о б о зн а ч е н и и к а ­ ната ти п а J IK -P O 6 x36 [ 1 + 7 + 7 /7 + 1 4 ] + 1 о.с. циф ра «6» — число прядей; «36» — чи сл о пр о в о л о к в од ной пряди; циф ры в кв ад р а т-

Ориен­ тировоч­ ная мас­ са 1 0 0 0 м смазан­ ного ка­ ната, кг

о

1370(140) 1470(150)| 1570(160)

-о о

Маркировочная группа, Н/мм 2 (кгс/мм2)

OS -о

Расчет­ ная пло­ Диаметр щадь се­ кана­ чения та, мм всех про­ во­ лок, мм2

11770(180) 11860(190) 11960(200) 12060(210) 12160(220)

Разрывное усилие каната в целом, H, не менее 3,6

4,98

48,8

-

-

-

7465

7880

8295

8600

8910

-

-

-

8400

8750

9350

9700

1 00 0 0

11650

3,8

5,63

55,1

-

4,1

6,55

64,1

-

-

-

-

9750

11150

10850

11250

4,5

7,55

73,9

—

—

—

-

11250

11790

12500

15800

13100

4,8

8,62

84,4

-

-

-

-

12850

13400

13900

14450

14950

5,1

9,76

95,5

_

—

—

—

14600

15150

15800

16450

17050

5,6

11,9

116,5

—

-

15800

16800

17800

18550

19350

2 0 0 0 0

20700

6 ,2

14,47

141,6

—

—

19250

2 0 1 0 0

2 1 1 0 0

22250

23450

24350-

25200-

6,9

18,05

176,6

-

-

24000

25500

26300

27450

28700

. 29850

-

7,6

21,57

-

-

28700

30500

32300

32900

34200

35500

-

41600

43200

-

49600

51700

-

211

8,3

26,15

256

-

-

34800

30695

38150

39850

9,1

31,18

305

-

-

41500

44100

45450

47500

9,6

36,66

358,6

-

-

48850

51850

53450

55950

58350

-

-

11

47,19

461,6

-

-

62860

66750

68800

72000

75100

-

-

8.5. Выбор такелажной оснастки

ГОСТ2688—80. Канат двойнойсвивки типа J1К-Р конструкции 6*19 (1+6+6/6)+1 о.с.

12

53,87

527

-

-

71750

76200

78550

81900

85750

13

61

596,6

71050

76190

81250

86800

89000

92800

97000

14

74,4

728

86700

92850

98950

105000

108000

112500

118000

125500

131000

137000

844

1 0 0 0 0 0 0

107000

114500

16,5

104,61

1025

1215100

130000

139000

147500

152000

159000

166000

18

124,73

1220

145000

155000

166000

176000

181500

189500

198000

19,5

143,61

1405

167000

178500

191000

203000

209000

218500

228000

2 2 2 0 0 0

236000

243500

254000

265500

208000

1850,1

2 2 0 0 0 0

235500

251000

267000

275000

287500

303500

2 1 1 0

250000

269000

2187000

304500

314000

328000

343000

2390

284000

304500

324500

345000

356000

372000

388500

399500

418000

436500 473500

167,03

1635

22,5

188,78

24

215,49

24,5

244

21

27

274,31

2685

319000

342000

365000

388000

28

297,63

2910

346500

371000

396000

421000

434000

453500

30,5

356,72

3490

415500

445500

475000

504500

520000

544000

567500

32

393,06

3845,0

4581000

490500

523500

556000 '

573000

599500

625500

33,5

431,18

4220

502500

538500

574000

610500

629000

658000

686000

725000

748000

782500

816000

37

512,79

5015

597500

640000

683000

39,5

586,59

5740

684000

732500

781500

828000

856000

891500

938500

42

6 6 8 ,1 2

6535

779000

833000

890000

945000

975000

101000

106000

941000

1 00 0 0 0 0

1035000

1075000

44,5

755,11

7385

880500

47,5

861,98

8430

1 0 0 0 0 0 0

1070000

1145000

1185000

1230000

51

976,03

9545

1135000

1215000

1295000

1340000

1395000

56

1190,53

116550

1385000

14800010

1580000

1635000

1705000

. Монтажное технологическое оборудование

194500

8

86,28

Глава

15

122000

Расчет­ ная пло­ Диаметр щадь се­ кана­ чения та, мм всех про­ волок, мм2

Ориен­ тировоч­ ная мас­ са 1 0 0 0 м смазан­ ного ка­ ната, кг

Маркировочная группа, Н/мм 2 (кгс/мм2)

1370(140)| 1470(150)| 1570(160)| 1670(170) 11770(180) |l860(190)|l960(200)|2060(210)|2160(220)

1

0 ,6

0,73 0,87

1 ,1 1 ,2

1,3 1,4 1,5 1,7 1 ,8

1 ,0 2

1,18 .

1,35 1,74 1,94

5,2 6,3 7,5

—

—

—

—

—

—

1 0 ,1

— —

—

1 1 ,6

—

—

14,9 16,6

_ _

_ _

2 0 ,8

—

—

8 ,8

—

Разрывное усилие каната в целом, Н, не менее — 1055 950 999 — — 1215 1280 1145 — — 1370 1450 1520 — — 1790 1695 1600 1965 2075 . 1860 2380 2135 2250 2015 1900

—

5,42

46,5

—

—

3,3

6,36

54,6

—

-

3,6

7,37 9,62

63,2

9080

9740

8945 10300

82,5 104,5

11850 14950

12660 16050

13500 17150

129,8

18550

19850

2 1 2 0 0

156,9 186

22450 26650

24100 28650

25650 30500

4 4,6 5

12,16

5,6

15,09 18,24

6 ,1

2 1 ,6 8

9525

9845

10250

14400 18150

32,3

3

—

5640 8110 1 10 0 0

2 ,6

’

2910

2595 2900 3615

2,42 3,77

2

2750 3075 3830 5880 8145

2450 2730 3410 5310 7640

22550 27300 32450

3165 3945 6130 8780

3005 3360 4150 6415 9260 10850 12550 16450

1105 1340 1595 1880

3505 4380 6965

1155 1410 1675 1965 2240 2565 3270 3645 4555 -

9995

-

11750 -

-

2155 2485 3145

11450 14950 18900

15600 19600

20700

-

-

23350

24500

25650

28250 33800

29650

31050 37100

-

-

-

-

1 20 0 0

35250

8.5. Выбор такелажной оснастки

ГОСТ3063-80. Канат одинарной свивки типа ТК конструкции 1x19(1+6+12)

6 ,6

7,1 7,6 8 ,1 8 ,6

9,1 10

И 12

60,35 72,95 86,74

519 627,4

101,72

873 1050 1160 1320 1490 1855

117,9 135,28 153,84 173,6 216,7

19

746

31350 36350 41650 44400

33550 38950 44650 50800 57350

35800 41550 47650 54200 61200 68600 85100

89950

64300 79800 96100

106000 124500

114500 134000

145500 166500 189500 214000 267000

155000 173000 202500 229000

53550 59950 74450

286000

38050

1 02 0 00

44100 50550 57600 65000 72850 94100 109000

1 22 0 00

129000

143000 166000 190000 216500 244500 305000

151500 176000 2 0 2 0 0 0

226000 255500 318500

52750 59950 67700 75900 93500

41400 48000 55050 62600 70650 79200 98000

112500

118500

50500 60400 65900 74400 83300 102400 123500

134000 158000

140500

147000

165000 190000

173500 200500 231500

39600 45850

183500 210500 236500 267500 334000

2 2 0 0 0 0

43550

-

-

-

-

—

—

-

—

—

—

—

—

-

-

—

—

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

ГОСТ 7665—80. Канат двойной свивки типа ЛК-3 конструкции 6*25(1+6; 6+12)+1 о.с. Расчет­ ная пло­ Диаметр щадь се­ кана­ чения та, мм всех про­ волок, мм2

8

Д

....

24

Ориен­ тировоч­ ная мас­ са 1 0 0 0 м смазан­ ного ка­ ната, кг

236,5

;

Маркировочная группа, Н/мм 2 (кгс/мм2)

1370(140)| 1470(150)| 1570(160)11670(170)11770(180)| 1860(190)| 1960(2Q0)|2060(210)| Разрывное усилие каната в целом, H, не менее 1 1 31900 I 33950 1 35100 I 36500 I 38050 I 39450 I

. Монтажное технологическое оборудование

253 290,5 330 372,5 417,5

8

218,5

29,48 33,82 38,46 43,4 48,64

Глава

13 14 15 16 17

25,43

34,75

342,5

-

11,5

47,12

464

13

61,38

605

'

-

46300

49150

50850

53000

55100

54900

58800

62700

66650

68900

71850

74750

71500

76600

81750

86600

89450

93550

97200

14,5

77,5

763г5

90350

96600

102500

109000

113000

118050

122500

16

95,58

941,5

110500

119000

126500

134500

139500

145500

151000

17,5

115,72

1140

134500

144000

153500

163500

169000

175500

183000

19,5

137,81

1357,5

160000

171500

183000

194500

2 0 1 0 0 0

209500

218500

21

161,81

1594

188500

201500

215000

228500

236500

246000

256500

22,5

188,5

1857

219000

235000

250500

266500

275000

287500

298500

24

216,42

2132

251500

269500

288000

305500

316500

330000

343000

25,5

246,27

2426

286500

307000

327500

348000

360000

375000

390500

27,5

278,1

2739

323500

346500

369500

393000

406500

423500

441000

29

311,77

3071

363000

389000

415000

441000

456000

475000

494500

32

382,52

3768

445500

477000

509500

541000

559500

583500

607000

35,5

463,2

4562,5

539000

578000

616500

655000

677500

707000

735000

38,5

548,71

5405

639000

685500

730500

776500

795000

835000

868500

980000

1015000

42

644,55

6349

751000

805000

857500

911500

943000

45

751,01

7397,5

874500

936500

999500

1055000

1095000

1140000

1190000

48,5

862,51

8496

999500

1070000

1145000

1 2 2 0 0 0 0

1255000

1310000

1365000

8.5. Выбор такелажной оснастки

9,7

ны х с ко б ка х — число слоев в пр я д и и п ров ол о к в соотв етств ую щ ем слое; «1 о.с.» указы вает н а то , что им еется о д и н о р га н и ч е с к и й сер­ дечник. Н еоб ход и м о о б о сн о в ан н о выбрать ти п и ти п о р азм е р для п р о ­ е кти р уем о го м ехан и зм а, и зучи в устройство и о с о б е н н о с ти к а н а ­ тов и учиты вая, что н а долговечность ка н ата сущ еств ен н о е в лия­ н и е оказы ваю т ко н с тр у кти в н ы е , те хн о л о ги чески е и э кс п л у а та ц и ­ онн ы е ф акторы . Х а р а к т е р и с т и к и некоторы х ти п о в ка н а то в приведены в табл. 8.7. Т и п о р а зм е р ка н а т а определяется его д иам етром и вы бирается п о с п р а в о ч н и кам в зав и си м о сти о т разры вного усилия:

Sp > K S max, (8 .1 ) где Sp— р асчетное разры вное усилие каната; К —н а и м е н ь ш и й к о ­ э ф ф и ц и ен т запаса п р о ч н о с ти , реглам ентируем ы й П р а в и л а м и Ростехнадзора (табл. 8.8); Smax— м аксим аль ное рабочее н а тя ж е н и е ветви ка н ата, нави в аем ой н а барабан. Таблица

8

.8 . Коэффициент запаса прочности каната

Группа режима Ml М2 М3 М4 М5 Мб

Минимальное значение К Подвижные канаты

Неподвижные канаты

3,15-3,55 4,0 4,5 5,6 7,1 9,0

2,5-3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,0

Полиспастом назы ваю т сов окупно сть п о д в и ж н ы х и н е п о ­ д в и ж н ы х блоков, огибаем ы х ги б к и м о р га н о м , обеспечи ваю щ ую вы игры ш в силе и л и с ко р о с ти . В зависим ости о т это го о н и делятся н а силовые и скоростны е. С и л о в ы е п оли спасты п ол учи л и наибольш ее р а сп р о с тр а н е ­ н и е в грузоподъемны х м а ш и н а х . О н и обеспечиваю т: ♦ ослабление усил ия в ка н а та х , что позволяет ум еньш ать диам етры ка н ато в , блоков и барабана; ♦ ум е н ь ш е н и е с та ти че с ко го м о м ен та, создаваемого грузо м н а бара­ бане;

♦ с н и ж е н и е требуем ого передаточного числа редуктора, что повы ­ ш ае т его ко м п актн о сть ; ♦ у м е н ь ш е н и е д и н а м и ч е с к и х н а гр у з о к и д ем п ф и р о в ан и е м е х а н и ­ ч е с к и х к о л е б а н и й в приводе за счет стал ь но го п р о в о л о ч н о го к а ­ н а та . Силовы е полиспасты разделяю тся н а два ти па: ♦ од и нарн ы е полиспасты — о д и н к о н е ц к а н а т а за кр е п л я ю т на бара­ бан е, а д ругой — н а к р ю ко в о й под в еске и л и м е т а л л о к о н с тр у кц и и кр а н а . П р и нам аты в ании и л и см аты в ан и и ка н а та уси л и е его н а ­ т я ж е н и я см ещ ается вдоль прод о л ьно й оси барабана, вызывая н е ­ желательны е и зм е н е н и я н а гр у з к и н а его опоры . К р о м е то го , в о д и н ар н ы х п ол и спастах н е обеспечи вается с тр о го в ер ти кал ь ны й подъем груза и в о зм о ж н о з а кр у ч и в а н и е к р ю к о в о й п о д в е ски ; ♦ сдвоенны е пол испасты — оба к о н ц а к а н а т а закр е п л я ю тс я н а б а­ р аб ан е, и м е ю щ е м правую и левую н а р е з к и . П р и подъеме и о п у с ­ к а н и и груза од н о в р ем ен н о н ам аты в аю тся и л и см аты ваю тся оба к о н ц а к а н а т а , благодаря чем у д о с ти га ется рав но м ер но сть н а ­ гр у з к и н а опоры барабана и м е та л л о ко н с тр у кц и ю . О д н а к о п р и сд военны х пол и сп астах требуется вдвое больш ая д л и н а ка н а та . Т а к и е полиспасты нахо дят п р и м е н е н и е для м е х ан и зм о в , р а с п о ­ л о ж е н н ы х н а грузовы х те л е ж ка х (ко зл о в ы е, мостовы е и ко н с о л ь ­ ны е к р а н ы ). О сн о в н ы м и х ар а кте р и с ти кам и п о л и с п ас та являю тся к р а т ­ ность и К П Д . К р а т н о с т ь ю полиспаста назы ваю т о тн о ш е н и е числа вет­ вей , н а которы х в иси т груз, к числу ветвей, наматы ваемы х н а бара­ бан. К р а тн о с ть пол испаста указы вает н а вы игры ш в силе (для с и ­ ловы х пол испастов) или в с ко р о с ти (для ско р о стны х п о л и с п а ­ стов). М акс и м а л ь н о е н а тя ж е н и е Smaxзав и си т о т кр а тн о с ти п о л и с п а ­ ста /пол и для м еханизм а подъема груза определяется по формуле с

*-*max

( 8 .2)

где — вес по д н и м аем о го груза, Н ; Gnoa — вес грузозахватного о р га н а , Н ; г|пол — К П Д полиспаста; а — число ветвей ка н а та , н ав и ­ ваемы х н а барабан. В предварительны х расчетах /пол м о ж н о п р и ­ н ять п о табл. 8.9.

Характер навивки на барабан

/полпри грузоподъемности, т

Тип поли­ спаста

Непосред­ ственный

Одинарный

Через направля­ ющие блоки

Одинарный

2;3

Сдвоенный

2; з

1;2

Сдвоенный

3; 4

4-6

2; 3

3; 4

3; 4

5;

2; 3

3; 4

4; 5

6

К П Д п о л и сп аста определяется к а к о т н о ш е н и е п о л е зн о й рабо­ ты к затрачен н ой, т.е. характеризует п о тер и п р и работе п о л и с п а ­ ста на и зги б к а н а т а н а блоках и на тр ен и е в и х осях, и нахо д ится из вы ражения 1 _г^ПОЛ ^бл

(8 .3 )

Л ПОЛ

^пол ( l

Лбл)

где т|бл — К П Д б л о ка, п р и ч е м для блоков н а п о д ш и п н и к а х ка ч е н и я м о ж н о п р и н я ть т)бл = 0 ,9 7 —0 ,9 8 , а н а п о д ш и п н и к а х с ко л ь ж е н и я Лбл = 0 ,9 4 -0 ,9 6 . Д л я случая, ко гд а ветвь ка н ата, и д ущ ая н а барабан, п роход и т через z н а п р а в л я ю щ и х блоков, учиты ваю тся п о тер и и н а э ти х бло­ к а х , тогда К П Д п о л и спаста определится п о ф ормуле

(1 _ц‘поЛц (8 .4 )

Лп' = ( 1 -Т 1бл)

Д л я с о кр а щ е н и я и н ж е н е р н ы х расчетов п р и п р о е кти р о в а н и и грузоподъ ем ного м е хан и зм а реком ендуется п р и н и м а ть г|пол п о табл. 8.10, а г)^л — п о табл. 8.11. Т а б л и ц а 8.10. КПД полиспаста г|пол Кратность полиспаста Лбл 2

3

4

5

6

8

10

12

0,96

0,98

0,96

0,94

0,92

0,90

0,96

0,82

0,78

0,98

0,99

0,98

0,97

0,96

0,95

0,93

0,91

0,89

Т а б л и ц а 8.11. КПД направляющих блоков г||л Число блоков £ Лбл

3

5

6

7

8

0,96

0,92 "

0 ,8 8

0,85

0,81

0,78

0,75

0,69

0,98

0.96

0.94

0,92

0,90

0 ,8 8

0,87

0,85

2

4

-

П р и расчете м еханизм а подъема груза кратность п о л и сп аста в зависим ости от грузоподъ ем ности и т и п а м о ж н о п р и н я ть по табл. 8.9, а К П Д — по табл. 8.10. Блоки —элементы грузоподъ ем ны х м а ш и н , пред назначенны е для и зм ен е н и я направления ги б к о го органа. Б л о ки бы ваю т подв и ж ны е, ось ко то р ы х перем ещ ается в п р о ­ странстве, и неп од в иж ны е — с осью , за кр е п л е н н о й н а металло­ к о н с т р у к ц и и кр а н а . П роф иль обода ка н атн ы х бл око в, за и скл ю ч ен и е м п р и в оД ны х, п р и н и м а ю т с та к и м расчетом , чтобы не было и з л и ш н и х зазо­ ров м еж ду с те н ка м и и ка н ато м , н о в то ж е время не происходило бы за кл и н и в а н и я каната. О п ти м ал ь н ы й радиус к а н а в к и г= 0 ,5 3 dK (dK— диам етр ка н ата). П о н а зн а ч е н и ю б л оки делятся н а нап р ав л я ю щ и е, уравнитель­ ны е и п од д ерж иваю щ ие. В н а п р а в л я ю щ и х блоках высоту реборд п р и н и м а ю т равной 2dK. О д н ако для концевы х блоков стреловых кранов реком ендуется увеличивать высоту реборд до (5 —6) dK, что значительно с н и ж а ет вероятность схода кан ата с блока. Д и а м е тр направляю щ их блоков п о средней л и н и и навиваем ого ка н ата вы бираю т по с о о тн о ш ен и ю

D6n>dKk,

(8 .5 )

где Д з„—диам етр блока по средней л и н и и навиваем ого каната; к — ко э ф ф и ц и ен т, зав и ся щ ий от вы бора ди ам етра бл ока (табл. 8.12). Т а б л и ц а 8.12. Коэффициент выбора диаметра блоков Режим работы

Значение к

Грузоподъемные машины всех типов, за исключением стреловых лебедок и электроталей

M l, М2, М3 М4 М5 Мб

16, 18,20 22,4 25 28

Стреловые краны, лебедки, электротали

М1-М 6

18

Тип машины

О ко н ч ател ь н ы й д иам етр блока следует п р и н и м а ть и з н о р ­ м ального ряда размеров: 160, 200, 2 50 , 320, 400, 4 50, 560, 630, 710, 800, 900 и 1000 м м . У р а в н и т е л ь н ы е б л оки п р и м е н я ю т в м ехани зм ах со сдво­ ен н ы м и п о л и сц астам и для вы равнивания в и х ветвях н а гр у зо к и д л и н кан ато в . Э т и б л о ки не вращ аю тся, а поворачиваю тся н а н е ­ больш ой угол, п о э то м у и х диам етр реком ендуется п р и н и м а ть н а 20 % м ень ш е д и ам етра н аправл яю щ их блоков. П о д д е р ж и в а ю щ и е блоки устанавливаю т н а п р я м о л и ­ н ейны х д л и нн ы х трассах каната. Х а р а к т е р н о й и х особенность ю является малы й угол охвата ка н ато м . Д и а м е тр по д д ер ж и в аю щ и х блоков п р и н и м а ю т в пределах (8 —10) dK. П р и в о д н ы е б л о ки предназначены для передачи о кр у ж н ы х уси л и й. К а н а в к и э ти х блоков м о гут быть по л укр угл ы м и , а д и а ­ м етр п ри н и м а ется и з с о о тн о ш е н и я £)бл > (0 —80) dy. Крюковые подвески служ ат для с оед и нени я грузозахватного о р ­ ган а с ка н ато м . Грузозахватны е органы предназначены для захвата (за с тр о п к и ), н ад еж н о го у д ер ж а н и я , ори ен ти р о в ан и я и осв обож дени я (о т с тр о п к и ) грузов п р и производстве п о гр у зо чн о -р азгр у зо ч н ы х о п е ­ р ац и й . В рем я, затрачиваем ое н а застр о пку и о тстр о п ку груза, состав­ ляет от 20 до 80 % о б щ е й продо лж и тельности ц и к л а работы к р а н а. П о э то м у производительность кранов н аход ится в п р я м о й зав и си ­ м ости о т ко н с тр у к ти в н ы х качеств захватны х устройств и правиль­ н о го и х подбора к к о н к р е т н о м у грузу и условиям работы . Весьма обстоятельно к о н с т р у к ц и и , особенности и расчет грузозахватны х устройств даны в сп р а в о ч н и ке [8 .5]. П р и о д н о й ветви к а н а т а в ка честв е к р ю к о в о й п о д в е с ки и с ­ п ол ь зую т к р ю к и и п е т л и с к о у ш е м и л и к о н и ч е с к о й в ту л к о й , п о ­ средством ко то р ы х закр е п л я е тс я к а н а т . П р и н е с к о л ь к и х ветвях к а н а т а п р и м е н я ю т более с л ож ны е кр ю ко в ы е п о д в е с ки — н о р ­ мальны е и у к о р о ч е н н ы е , с о д н о р о ги м и д в у р о ги м к р ю к о м [8.1, 8.4]. У ко р о ч е н н ы е п о д в е ски , и м е ю щ и е м ен ь ш ую вы соту, п р и м е ­ н я ю т для од и н арн ы х и сдвоенны х полиспастов с че тн о й к р а т­ ностью .

Т а б л и ц а 8.13.Т ехнические характеристики монтажных электрических лебедок Л М 2 ,Л М З,2,Л М 5 ,Л М 8 Параметр Номинальное тяговое усилие на канате, кН (кг) Канатоемкость барабана, м Скорость навивки каната (на 1 -м/последнем слое), м/с Число слоев навивки Диаметр каната, мм Режим работы ПВ, % Тип тормоза

Лебедка ЛМ2

Лебедка ЛМЗ,2

Лебедка ЛМ5

Лебедка ЛМ 8

(2 0 0 0 )

32(3200)

50 (5000)

80 (8000)

250

250

250

185

0,3/0,45

0,28/0,38

0,18/0,26

0,22/0,26

2 0

8

5

—

3

13,5

17,5

22-22,5

28 15

25

25

25

ТГК-200

ТГК-200

ТГК-200

Мощность электродвигателя, кВт

8,5

1 1 ,0

15,0

—

Напряжение питания, В

380

380

380

380

М асса (без каната), кг

585

980

1945

3620

длина

1170

1365

1640

2480

ширина

1140

1220

1375

1835

высота

675

745

946

1066

Габариты, мм:

Т а б л и ц а 8.14. Технические характеристики монтажной электрической лебедки ТЭЛ5 Параметр Тяговое усилие на канате, кН (кг)

Значение 55 (5000)

Канатоемкость барабана, м

2 20

Скорость навивки каната (на 1-м слое), м/с

0,28

Число слоев навивки Диаметр каната, мм Тип тормоза

8

22,5 ТГК-160

Мощность электродвигателя, кВт

4,3

Напряжение питания, В

380

М асса (без каната), кг

1000

Габариты, мм: длина

1750

ширина

1625

высота

875

Таблица

8.15. Технические характеристики электромеханической лебедки Л Э М 1,5—4

Параметр

Значение

Тяговое усилие на канате, т

1,5

Длина каната, м

2 0 0

Скорость навивки каната, м/мин: на минимальном диаметре намотки

7

на максимальном диаметре намотки

10

М асса лебедки, кг: без каната

160

с канатом

260

Габаритные размеры, мм

1-215x540x490

Е сли в зад ан и и н а пр о е кти р о в а н и е м ехани зм а не у ка за н о , для п е р ем ещ ен и я к а к и х грузов п р ед назначен м ехани зм , то м о ж н о вы­ бирать л ю бой т и п под в ески . Т и п о р а зм е р к р ю к о в о й под в ески вы­ бирается п о с п р а в о ч н и к у [8.5] в зависим ости от грузо подъ ем но­ сти и группы р е ж и м а м ехани зм а. Лебедки пред н азначены для производства п о д ъ е м н о -тр ан с портны х о п е р а ц и й п р и строительны х, м о н та ж н ы х и д р уги х рабо­ тах, а т а к ж е для к о м п л е к та ц и и подъемны х устройств, буровых ус ­ та н о в о к, мачтовы х под ъ ем ни ков , б е то н о м е ш ал о к различны х т и ­ пов и др. Л е б е д ки не предназначены для подъема лю дей. Т е х н и ч е с ки е х а р а к те р и с ти ки некотор ы х ти п о в э л е ктр и ч е с ки х ле­ бедок приведены в табл. 8.1 3 —8.15. П о д бор л ебедки производится по н о м и н а л ь н о м у тя го в о м у уси л и ю в ка н ате, нам аты ваем ом н а барабан. П р и расчете к р е п л е н и я лебедки определяю т необходим ы й вес урав нов еш ив аю щ его груза н а раме и л и усилие в а н кер н ы х болтах и з условия грузовой усто й чи в о сти лебедки:

Ку = ^ - > 1 Л Мо

(8 .6 )

где Ку— к о э ф ф и ц и е н т грузо вой устойчивости; Мв—восстанавли­ в аю щ и й м о м ен т; М0 — о пр о ки д ы в а ю щ и й м о м ен т. М о м е н ты определяю т из условия, что о п ро кид ы в ани е лебедки происход ит в о кр у г т о ч к и у п о р а переднего элем ента рамы в якорь:

М 0 — Qh\ М в — Gxa-\-G2b, где Q - усилие в ка н ате, навиваем ом н а барабан лебедки; G{— вес лебедки; G2 — усилие в ан кер н ы х болтах, и ли вес урав нов еш ив а­ ю щ его груза; а — расстояние о т ц ен тр а массы лебедки до т о ч к и о п ­ рокид ы ван ия; b — рассто яние от т о ч к и опро кид ы в ани я до м еста закреп л ен и я ан керн ы х болтов и л и до ц ен тр а тя ж ес ти уравнове­ ш и в а ю щ е го груза; h — рассто яние от ка н а та до т о ч к и опр о ки д ы в а­ ния. П о сл е преобразований п о л у чи м

Q hK „- G ,a G2 = - -------у ------- (8 .7 ) о К р о м е то го , необходим о рассчитать якорь лебедки на п р о ч ­ ность и устойчивость п р о ти в го ри зонтал ь ного с м е щ е н и я под д е й ­ ствием сд ви гаю щ ей силы

N = Q - F Tр,

(8 . 8 )

где FTp= f G l —сила тр ен и я рамы о гр у н т;/ = 0 ,3 — 0 ,5 — ко эф ф и ­ ц и е н т тр ен и я рамы о гр ун т. Пример 8.5. Рассчитать такелажную оснастку, предназначенную для подъема аппарата двумя мачтами методом поворота вокруг шарнира по условиям примера 8.2. Мачты установлены между поворотным шарниром и центром массы аппарата. И с х о д н ы е данные. Максимальные усилия в задней ванте мачты QB= 0,15 М Н и грузовом полиспасте Qn = 0,21 МН соответствуют на­ чалу подъема аппарата.

И схо д я и з класса и спо льзов ания и р е ж и м а н а гр у ж е н и я подъ­ ем н ого м ехан и зм а, руководствуясь табл. 8 .4 —8.6, устанавливаем его кл а с с и ф и ка ц и о н н у ю гр у п п у - М 2 . Вы бор ка н ата для задней ванты мачты производится по рас­ четн ом у разры вном у у си л и ю , ко то р о е в соответствии с (8 .1 ) равно

Sp = K S max = 3 ,5 0,15 = 0,161 М Н , где К= 3,5 п ри н и м а ется п о табл. 8.8 для н е п о д в и ж н о го к а н а та п р и реж и м е работы М 2 ; Smax = QB п р и н я то равны м м а кси м ал ь н о м у усилию в зад ней ванте. П о табл. 8.7 подб ираем к а н а т д в о й н о й с в и в ки т и п а J IK -P 6 x 1 9 (1 + 6 + 6 /6 ) + 1 о.с. ( Г О С Т 2 68 8 —80) ди ам етром
н о с я щ и й с я к м а р ки р о в о ч н о й гр у п п е 1960 Н /м м 2 с разры вны м усилием не менее 166000 Н . Н а гр у зк а , приходящ аяся н а грузовой полиспаст, составляет 0,21 М Н (21 т ). С ход ящ ая с полиспаста ветвь ка н ата через два н а ­ прав ляю щ и х бл ока (z = 2) непосредственно навйвается н а бараб ан л еб ед ки . Руководствуясь табл. 8.9, п р и н и м а ем к устан о в ке п о ­ л и спаст од и н ар н о го ти п а с /пол = 5. В полиспасте использую тся р о ­ л и к и на ш а р и к о п о д ш и п н и к а х (г|бл = 0 ,9 75 ). Т о гд а К П Д полиспаста по (8 .4 ) составит Л пол =

(1 -л !г К

------ 7----- — Г- = ^пол(1-Лбл)

(i-< w 5 s) 0-9752

-------7---------— \------= 0,904. 5(1-0,975)

М акс и м а л ь н о е н а тя ж е н и е п р и од ной сходящ ей ветви ка н а т а

(а = 1) п о л и сп аста определяется по (8 .2): Оп____ 0,21 ■Ушах = — — ----------------------------------------------- = = 0,046 М Н .

i пол Л пол а

5-0,904-1

Вы бор ка н а та производится п о р асчетном у разры вном у у с и ­ л и ю , ко то р о е определяется по (8 .1):

Sp = KSmax = 4,0-0,046 = 0,184 М Н , где К = 4 ,0 п р и н и м а е тс я по табл. 8.8 для п о д в и ж н о го к а н а т а п р и р е ж и м е работы М 2 ; Sm!a п р и н я то равны м м акси м ал ь но м у уси л и ю в сходящ ей ветви полиспаста. П о табл. 8.7 вы бираем к а н а т д в о й н о й сви в ки т и п а Л К - Р 6 x 1 9 (1 + 6 + 6 /6 )+ 1 о.с. ( Г О С Т 2 6 8 8 —8 0) диам етром dK= 18 м м , о т­ н о с я щ и й с я к м а р ки р о в о ч н о й гр у п п е 1860 Н /м м 2 с разры вны м усил ием не м ен ее 189500 Н . Д и а м е тр на п р а в л я ю щ и х блоков по средней л и н и и навиваем о­ го ка н а та вы бираю т и з с о о тн о ш е н и я (8 .5):

D6n rel="nofollow">dKk = 0,018-18 = 0,324 м. Приним аем блок диаметром 320 мм. Вы бор м о н т а ж н о й лебедки производится по н о м и н а л ь н о м у тягов ом у у си л и ю в ка н а те , навиваем ом н а барабан лебедки. Д а н ­ н о е усилие п р и н и м а ется равны м м акси м ал ь но м у н а тя ж е н и ю схо­ д я щ е й ветви к а н а т а пол и спаста, т.е. Q = = 0 ,0 46 М Н (4 6 к Н ) . П о табл. 8.13 вы бираем электролебедку м о н та ж н у ю J IM 5 : Gx = = 35,5 к Н ; а — 0 ,6 4 5 м; b = 1,835 м; h = 0,73 м.

Определим расчетную нагрузку н а фундаментные болты п о (8.7): 2

_ Q h K y -Gxa _ 46 0,73 1 ,5 -3 5 ,5 0,645 _ ц 9 7 1 к Н b 1,835

п р и ко э ф ф и ц и ен те грузовой у стойчи в ости Ку = 1,5. Д а н н а я н а гр у зка в о спр и ни м ается двумя ф унд ам ентны м и бол­ там и. П р и н я в ко э ф ф и ц и ен т неравно м ерности н а гр у зки рав ны м 1,1, определяем расчетны й в н у тр е н н и й диам етр резьбы болтов ,

2-1,1 G2 t

6i ^ H ~

2-1,1-0,014971

t

о ^ 0 1 П -з

-230 + 0-002 ° 8-752'10 м>

где [ ст] = 230 М П а —д о пускаем ое н а п р я ж е н и е м атериала болта; С = = 0 ,0 02 м — п ри б а в ка н а ко р р о зи ю . К устано вке око н ч ател ь н о п р и н и м а е м болты М 2 4 . С д в и га ю щ а я сила, д ейств ую щ ая н а я ко р ь л ебедки, н ахо д ится по (8 .8 ):

N = Q - F Tp = 4 6 - 0 , 4 - 3 5 , 5 = 31,3 к Н . Вес я ко р я п р и н и м а е тс я равны м (2 —3)ЛГдля заглубленны х я к о ­ рей и до 5 TV для незаглубленны х я ко р е й .

8.6. Задачи для самостоятельной работы З а д а ч а 8.1. О пределить усилия в грузовы х п о л и ­ спастах п р и подъеме к о л о н н о го аппарата методом с ко л ь ж е н и я с отры вом н и за аппарата от зем ли двум я верти каль ны м и м ачтам и . О пределить кратн ость по л и спаста и его К П Д . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.16. З а д а ч а 8 . 2 . О пределить уси л и я в вантах и то р м о зн о й о т тя ж к е п р и подъеме апп ар ата д вум я м ачтам и. П одобрать ка н а т. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.16. З а д а ч и 8.3-8.4. Рассчитать сум м арное усилие, действ ую щ ее н а о снов ан ие мачты п р и подъеме аппарата двумя м ачтам и. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.16. З а д а ч а 8.5. С р ав н и ть уси л и я в грузовом пол и спасте в н а ­ чальны й м о м е н т п р и подъеме аппарата м етодом поворота в о кр у г

ш а р н и р а дщгсдадеая, ко гд а мачты установлещлра п ов оро тны м ш ар н и р о м , эо к; 1 И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. .8 4 7 . 3 а д а ч а 8.ё! С р ав н и ть усилия в грузовом по л й спасте в началь­ н ы й м о м ен т при-подъеме аппарата методом поворота в о к р у г ш а р ­ н и р а для случая, ко гд а мачты устанавливаю тся м е ж д у по в о р о т­ ны м ш а р н и р о м и ц ен тр о м массы п од ни м аем ого аппар ата. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.17. З а д а ч а 8.7, Рассчитать уси л и я в задней ванте и то р м о з н о й о т­ т я ж к е п р и подъеме аппарата м етодом поворота его в о кр у г ш а р н и ­ р а для случая, ко гд а мачты установлены за пов оро тны м ш а р н и ­ ром . П одобрать к а н а т для задней ванты. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.17. З а д а ч а 8.8. Р ассчитать уси л и я в задней ванте и то р м о з н о й о т ­ т я ж к е п р и подъеме аппар ата методом поворота его в о кр у г ш а р н и ­ ра для случая, ко гд а мачты устанавливаю тся м еж д у п о в оро тны м ш а р н и р о м и ц ен тр о м массы п од ни м аем ого аппарата. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8; 17. З а д а ч а 8.9. Н а й т и усилия в грузовы х пол и спастах в началь­ н ы й м о м ен т подъема портала п р и безъ якорном способе подъема аппарата. О пределить К П Д п о л и спаста и его кр а тн о с ть . И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.18. З а д а ч а 8.10. О пределить угол н а к л о н а аппар ата в м о м е н т н е ­ устойчи в ого равновесия системы ап п ар ат—портал. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.18. З а д а ч а 8.11. О пределить угол н а к л о н а портала в начальны й м о м ен т подъема аппарата. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.18. З а д а ч а 8.12. Рассчитать усилие в грузовы х пол и сп астах п р и подъеме аппарата и з гори зонтал ь ного п о л о ж е н и я до п о л о ж ен и я н еусто йчи в ого равновесия системы ап п ар ат—портал. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.18. З а д а ч а 8.13. О пределить угол н е усто й чи в о го равновесия а п ­ парата п р и его подъеме методом в ы ж и м ани я. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.19.

3 а д а ч а 8.14. Рассчитать усилие в полиспасте п р и подъеме а п ­ парата м етодом в ы ж и м а н и я . П одобрать к а н а т для о с н а щ е н и я п о ­ л и спаста и л ебед ки. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.19. З а д а ч и 8 .1 5 -8 .1 6 . Рассчитать силу п р и ж а ти я к а р е т к и к р е л ь сам п р и подъеме аппар ата методом в ы ж и м ани я. И с х о д н ы е д а н н ы е приведены в табл. 8.19. Т а б л и ц а 8.16. Исходные данные к задачам 8.1—8.4 № задачи Параметр 8 .1

Вес колонны Р , М Н

0 ,8

8 .2

8.3

8.4

1 ,2

!» 6

2 ,0

0,05

0,05

0,07

0,07

Вес грузовых полиспастов Рт , кН

4

4

4

4

Усилие предварительного натяже­ ния ванты 5 1} кН

10

10

10

10

4

4

4

4

1 ,1

1 ,1

1 ,1

1 ,1

Длина мачты /, м

50

55

70

90

Высота колонны Н, м

42

50

60

80

Расстояние центра массы колонны от основания /цм, м

18

23

25

35

2 ,2

2,4

Вес мачты Рш М Н

Число вант на одной мачте п Коэффициент динамичности Ка

Диаметр колонны Д м

2 ,0

2 ,8

Расстояние от оси мачты до якоря задней ванты а , м

50

55

70

90

Расстояние между осями мачт b, м

4

5

6

6

Расстояние от оси мачты до якоря боковой ванты g, м

50

55

70

90

Расстояние по горизонтали от оси мачты до центра массы аппарата в момент отрыва d, м

20

10

5

0

Длина тормозной оттяжки/, м

40

40

40

40

Расстояние по вертикали от уров­ ня земли до центра массы аппарата в момент отрыва А, м

15

20

25

35

Т а б л и ц а 8.17. Исходные данные к задачам 8.5—8 . 8

№ задачи

Вес колонны Р, М Н Диаметр колонны Д м

8.5

8.6

8.7

оо оо

Параметр 0,64

0,8

0,4

0,6

2,0

2,2

2,4

2,8

Расстояние центра массы колонны от основания /цм, м

9

18

20

21

Высота мачты Я, м

25

40

52

70

Расстояние от оси шарнира до оси мачты /ш, м

5

5

6

6

Расстояние от места строповки аппара­ та до его основания /с, м

12

22

30

40

Расстояние от мачты до якоря ванты /я, м

25

40

52

70

Высота фундамента

м

0,5

0,5

1,0

1,0

Длина аппарата Lan, м

25

40

50

70

Вес мачты Рш кН

50

50

60

60

Расстояние от оси шарнира до точки крепления тормозной оттяжки м

25

40

50

70

Угол между тормозной оттяжкой и гори­ зонталью со

45°

45°

45°

45°

10

10

10

10

Усилие предварительного натяжения вант 8 В, кН

Т а б л и ц а 8.18. Исходные данные к задачам 8.9—8.12 № задачи Параметр 8.9 Вес аппарата Р , М Н

8 .1 0

8 .1 1

8 .1 2

0 ,6

0 ,8

1 ,0

1 ,2

Вес портала Рп, кН

50

50

70

70

Расстояние по оси аппарата от его шар­ нира до центра массы /цм, м

9

9

7

7

Расстояние по оси портала от его шар­ нира до центра массы портала /п, м

30

30

28

28

Длина портала /, м

35

35

35

35

'

Окончание табл. 8.18 № задачи Параметр 8.9

8 .1 0

8 .1 1

8 .1 2

2,5

2,5

2

2

Высота фундамента под аппарат над шарниром портала hb м

1

1

1,5

1,5

Расстояние по оси аппарата между цен­ тром массы его и монтажными штуце­ рами А/, м

7

7

6

6

Расстояние между вертикальной осью, проходящей через башмак (шарнир) портала, и точкой строповки аппарата в исходном положении перед подъемом а, м

2

2

2

2

Расстояние по вертикали между точкой строповки аппарата и шарниром порта­ ла в исходном положении А, м

Расстояние от шарнира аппарата до его центра массы по ширине аппарата г, м

1,3

1,3

1,3

1,3

Т а б л и ц а 8.19. Исходные данные к задачам 8.13-8.16

Параметр

№ задачи 8.13

8.14

Вес аппарата Р, М Н

1

1 ,2

1,4

1 ,6

Диаметр аппарата D, м

2

2

2 ,2

2 ,2

Вес подпорки (рамной опоры) РПУкН

40

40

40

40

Расстояние по оси аппарата от его шарнира до центра массы /цм, м

9

9

12

12

Расстояние по оси подпорки от его шарнира до центра массы /п, м

15

15

15

15

Длина подпорки а , м

30

30

30

30

1

1

1,5

1,5

1 ,2

1 ,2

1,3

1,3

2 ,2

2 ,2

2,4

2,4

12

12

15

15

Высота фундамента над шарниром тележки h, м Расстояние от шарнира до оси аппарата (прохо­ дящей через центр массы) R2, м Расстояние по ширине аппарата от оси его шар­ нира до оси поворотной цапфы (т.е. до верхнего края подпорки) В , м То же, но по длине аппарата S. м Угол наклона аппарата к горизонту а

10

°

1 0

°

8.15

15°

8.16

5°

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

8.1. Александров М.П., РешетовД.Н. Подъемно-транЬпортные машины: Атлас конструкций. М.: Машиностроение, 1987. 122 с. 8.2. Монтаж и ремонт технологического оборудования: Учеб. пособие / М.Г. Гайнуллин, С.И. Поникаров, М.А. Закиров, С.А. Вилохин; Ка­ зан. гос. технол. ун-т. Казань, 2002. 104 с. 8.3. Поникаров И.И., Гайнуллин. М.Г. Машины и аппараты химических производств и нефтегазопереработки: Учебник. Изд. 2-е, перераб. и доп. М.: Альфа-М, 2006. 608 с. 8.4. Справочник по кранам / М.М. Гохберг, В.И. Брауде, И.Е. Звягин, Л.Г. Серпин. М.: Машиностроение, 1988. Т. 1. 536 с. 8.5. Справочник по кранам / М.М. Гохберг, В.И. Брауде, И.Е. Звягин, Л.Г. Серпин. М.: Машиностроение, 1988. Т. 2. 483 с. 8.6. ВСН 351-88. Монтаж сосудов и аппаратов колонного типа. 8.7. ГОСТ 483—75. Канаты пеньковые. Технические условия. 8.8. ГОСТ 1088—71. Канаты сизалевые. Технические условия. 8.9. ГОСТ 1451—77. Краны грузоподъемные. Нагрузка ветровая. Нормы и методы определения. 8.10. ГОСТ 1575—87. Краны грузоподъемные. Ряды основных парамет­ ров. 8.11. ГОСТ2688—80. Канат двойной свивки типаЛК-Р конструкции 6x19 (1+6+6/6)+1 о. с. Сортамент. 8.12. ГОСТ 3241-80. Канаты стальные. Технические условия. 8.13. ГОСТ 7665—80. Канат двойной свивки типаЛК-3 конструкции 6x25 (1+6;6+12)+1 о. с. Сортамент. 8.14. ГОСТ 7667—80. Канат двойной свивки типаЛК-3 конструкции 6x25 (1+6;6+12)+7х7 (1+6). Сортамент. 8.15. ГОСТ 7668-80. Канат двойной свивки типа ЛК-РО конструкции 6x36 (1+7+7/7+14)+1 о. с. Сортамент. 8.16. ГОСТ 7669-80. Канат двойной свивки типа ЛК-РО конструкции 6x36 (1+7+7/7+14)4-7x7 (1+6). Сортамент. 8.17. ГОСТ 18699—73. Канаты стальные. Канаты закрытые несущие. Тех­ нические условия. 8.18. ГОСТ 22584—88. Тали электрические канатные. Технические усло­ вия. 8.19. ГОСТ 22827—85. Краны стреловые самоходные общего назначения. Технические условия. 8.20. ГОСТ 25546—82. Краны грузоподъемные. Режим работы. 8.21. ГОСТ 25835—83. Краны грузоподъемные. Классификация механиз­ мов по режимам работы. 8.22. ГОСТ 27914—88; ИСО 8087-85. Краны самоходные. Размеры бара­ банов и блоков.

8.23. ГОСТ 28609-90. Краны грузоподъемные. Основные положения расчета. 11 ’ 8.24. ИСО 2408. Кднаты стальные проволочные общего назначения. Ха­ рактеристики. . 8.25. И СО 4301/1. Краны грузоподъемные. Классификацию. 8.26. И СО 4308/1. Краны грузоподъемные. Выбор проволочных канатов. 8.27. ИСО 7363—86. Краны и подъемные устройства. Технические харак­ теристики и приемочные документы. 8.28. ОСТ 22-115-70. Блоки для стальных канатов. 8.29. ОСТ 24.090.85-88. Электроприводы кранов грузоподъемных. Нор­ мы расчета. 8.30. ОСТ 36-62—81. Оборудование грузоподъемное. Общие требования. 8.31. ПБ 10-14—92. Правила устройства и безопасной эксплуатации гру­ зоподъемных кранов. 8.32. РД 22-145—85. Краны стреловые самоходные. Нормы расчета устойчивости против опрокидывания.

Оглавление ГЛАВА 1. ОСНОВНЫЕ СООТНОШЕНИЯ ДЛЯ МЕХАНИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ МАШИН И АППАРАТОВ................................................................. 9 1.1. Расчет толщины корпуса цилиндрических аппаратов.......................... 9 1.2. Расчет толщины крышек и днищ ...................................................... 12 1.3. Расчет фланцевых соединений......................................................... 17 1.4. Расчет укреплений отверстий ..........................................................25 1.5. Расчет трубных реш еток.................................................................... 28 1.6. Проверка необходимости установки температурных компенсаторов................................................................................... 34 1.7. Расчет опор аппаратов......................................... . . ......................... 35 1.8. Расчет аппаратов с рубаш ками..........................................................52 1.9. Расчет валов на виброустойчивость и прочность.............................54 1.10. Расчет на прочность тихоходных б а р а б а н о в ................................ 57 1.11. Расчет на прочность роторов центрифуг........................................61

1.12. Расчет на прочность роторов сепараторов..................................66 Библиографический с п и с о к ........................................................................ 70 ГЛАВА 2 . МАШИНЫ ДЛЯ ДРОБЛЕНИЯ И ПОМОЛА МАТЕРИАЛОВ

. . . .

72

2.1. Расчет дробилок ударного действия. Область применения, принцип действия, классификация . ................................................72 2.2. Расчет щековых дробилок. Область применения, принцип действия, классификация......................................................

84

2.3. Расчет конусных дробилок. Область применения, принцип действия, классификация.....................................................................97 2.4. Расчет валковых дробилок. Область применения, принцип действия, кл асси ф и к ац и я............................................................. 105 2.5. Расчет барабанных шаровых мельниц. Область применения, принцип действия, классификация...............................................111 2.6. Задачи для самостоятельной работы...............................................120 Библиографический с п и с о к .................................................................126

ГЛАВА 3. ТЕПЛООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ...................................................127 3.1. Рекомендации по выбору теплообменников.................................127 3.2. Основные расчетные соотношения для теплового расчета аппаратов . . .................................................................................... 128 3.3. Основные соотношения для определения гидравлического сопротивления аппарата................................................................. 137 3.4. Образцы конструкций и параметры нормализованных кожухотрубчатых теплообменников............................................... 139 3.5. Примеры расчета кожухотрубчатых теплообменников и хододильни ков................................................................................... 172 3.6. Расчет конденсаторов........................................................................201 3.7. Расчет кожухотрубчатых испарителей........................................... 207 3.8. Расчет теплообменников «труба в трубе»........................................212 3.9. Расчет аппаратов воздушного охлаждения.................................... 226 3.10. Расчет пластинчатых теплообменников........................................238 3.11. Расчет спиральных теплообменников........................................... 251 3.12. Расчет трубчатых печей ................................................................. 264 3.13. Задачи для самостоятельной р а б о т ы ........................................... 298 Библиографический с п и с о к ................................................................. 308 ГЛАВА 4. МАССООБМЕННЫЕ АППАРАТЫ............................................... 309 4.1. Общие соотношения для технологических расчетов колонных массообменных аппаратов..............................................................309 4.2. Расчет абсорбционных колонн . . . ............................................ 315 Основные расчетные соотношения.......................................................316 4.3. Расчет ректификационных к о л о н н ............................................... 336 Основные расчетные соотношения.......................................................336 4.4. Расчет сушильных аппаратов..........................................................359 Основные расчетные соотношения.......................................................359 Расчет барабанных сушилок................................................................. 366 Расчет сушилок с псевдоожиженным слоем............................................381 Расчет пневматических трубных сушильных аппаратов......................... 392 Расчет распылительной сушилки............................................... . . 403 4.5. Задачи для самостоятельной работы ............................................... 410 Библиографический с п и с о к ................................................................. 419

ГЛАВА 5. РЕАКЦИОННЫЕ АППАРАТЫ......................... .............................420 5.1. Расчет емкостных реакгоров-котлов. ............................................420 Основные соотношения для расчета реакторов-котлов периодического действия.............................................................................................. 422 Расчет реактора-котла непрерывного действия .....................................430 5.2. Расчет трубчатых реакторов для проведения реакций в жидкой с р е д е ..................................................................................................446 Основные расчетные соотношения........................................... ...

447

5.3. Расчет трубчатых печей для процессов пиролиза.......................* 450 5.4. Задачи для самостоятельной работы...............................................467 Библиографический с п и с о к .................................................................470 ГЛАВА 6. АППАРАТЫ ДЛЯ РАЗДЕЛЕНИЯ НЕОДНОРОДНЫХ СРЕД . . . .

471

6.1. Расчет фильтров............................................................................... 471 Основные конструкции, параметры и классификация фильтров . . . . 471 Расчет барабанных вакуум-фильтров.................................................. 474 Расчет дисковых вакуум-фильтров...................................................... 510 Основные соотношения для расчета фильтра........................................511 Расчет вакуум-фильтров наливного типа............................................... 525 Расчет ленточных вакуум-фильтров...................................................... 526 Расчет карусельных вакуум-фильтров...................................................528 Расчет рамных фильтр-прессов............................................................. 540 6.2. Расчет центрифуг............................................................................... 545 Расчет центрифуг периодического действия........................................549 Расчет центрифуг непрерывного действия........................................... 556 6.3. Расчет сепараторов, трубчатых центрифуг....................................576 Основные соотношения для расчета сепараторов.

.............................576

6.4. Энергетический расчет (расчет мощности)....................................596 6.5. Задачи для самостоятельной работы...............................................608 Библиографический с п и с о к .................................................................626 ГЛАВА 7. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ТРУБОПРОВОДЫ.................................... 629 7.1. Общие сведения............................................................................... 629 7.2. Расчет на прочность технологических стальных трубопроводов давлением до 10 М П а ........................................................................ 632

7.3. Расчет на прочность стальных трубопроводов выбФк&эо давления..........................................................,п.Г)Г;................. 650 7.4. Задачи для самостоятельной работы................. ...мпг;с............... 671 Библиографический с п и с о к ..................................... ... .................. 674 ГЛАВА 8. МОНТАЖНОЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОРУ Д О ВА Н И Е................. 675

8.1. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата двумя вертикальными мачтами методом скольжения........................... 8.2. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата мачтами методом поворота вокруг ш арн и р а........................... ,г ............. 8.3. Расчет такелажной оснастки при подъеме аппарата порталом (безъякорный метод)............................................ ...' . 1.............. 8.4. Расчет такелажной оснастки при подъеме методом вьйсймания . .

675 678 683 687

8.5. Выбор такелажной осн аст к и ...................................;..«............. 689 8.6. Задачи для самостоятельной работы............................................ 707 Библиографический с п и с о к ............................................ ................ 712

\

Учебное издание П О Н И К А РО В Иван Ильич, П О Н И К А РО В Сергей Иванович, РА ЧК О ВСК И Й Сергей Викторович

РАСЧЕТЫ МАШИН И АППАРАТОВ ХИМИЧЕСКИХ ПРОИЗВОДСТВ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКИ (примеры и задачи) Учебное пособие

Оформление художника М.Е. Зайцева Художественное редактирование, компьютерная верстка А.В. Антипов Корректор Ю. В. Жаркова

Подписано в печать 22.09.07. Формат 60x90/16. Бумага типографская № 2. Печ. л. 45,0. Уел. печ. л. 45,0. Уч.-изд. л. 47,95. Тираж 3000 экз. Заказ С-1350. Отпечатано в полном соответствии с качеством предоставленного электронного оригинал-макета в типографии ОАО ПИК «Идел-Пресс». 420066, г. Казань, ул. Декабристов, 2. E-mail: [email protected]

Издательский дом «Альфа-М»

Адрес: 127214, Москва, Дмитровское ш., Тел./факс: (495) 485-5177 E-mail: [email protected]

Ра с ч е т ы

м а ш и н и ап п а ра тов

ПРОИЗВОДСТВ И НЕФТЕГАЗОПЕРЕРАБОТКИ

хим ическ их (п р и м е р ы

и зад ачи )

Учебное пособие

Допущено Министерством образования и науки Российской Федерации и качестве учебного пособия для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальности «Машины и аппараты химических производств» направления «Энерго- и ресурсосберегающие процессы в химической технологии, нефтехимии и биотехнологии» и специальности «Оборудование нефтегазопереработки» направления «Оборудование и агрегаты нефтегазового производства»

is b n

iv A - s - ia a s i- ia s - s

9 785982 811325

4 альфам