Deflegmator

MAŠINSKI FAKULTET

U BEOGRADU Procesna tehnika

Predmet: Toplotni i difuzioni aparati

List br. 2

SADRŽAJ

• Sadržaj 2 • Tehnički opis deflegmatora 3 • Proračun deflegmatora 4

1.Tehnološki proračun 4 1.1.Toplotni bilans 4 1.2.Srednja temperaturska razlika 4 1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i osnovne geom. karakteristike 5 1.4.Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi 6 1.5. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača 7 1.6. Odeđivanje koeficijenta prolaza toplote 7 1.7.Korekcija koeficijenta prolaza toplote 8 1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote 10

2.Strujni proračun 11 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz i izlaz vode 11 2.2.Određivanje prečnika priključka za ulaz pare 11 2.3. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata 12 2.4.Pad pritiska sa strane cevi 12

3.Mehanički proračun 14

3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata 14 3.2.Proračun standardnog danaca 15 3.3.Proračun vijaka 19 3.4.Proračun prirubnica 21 3.5.Proračun cevnih ploča 22 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacije cevi cevnog snopa 23 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje 24 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče 24

• Literatura 25

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

MAŠINSKI FAKULTET



List br. 3

TEHNIČKI OPIS DEFLEGMATORA

Deflegmator ili kako se zove prema svojoj ulozi – parcijalni kondenzator, je aparat koji se koristi u procesu kontinualne destilacije sa ulogom da obogati ostatak pare sa lakše isparljivom komponentom, u ovom slučaju etanolom. Najčešće posle njega dolaze jos dva kondenzatora gde se para skoro potpuno kondenzuje. Prema dijagramu entalpija – sastav, proces kondenzacije u deflegmatoru kao da ne ide vertikalnom linijom već izotermom tačke kondenzacije i to samo njenim pocetkom jer se samo mali deo pare kondenzuje. Jasno je preko pravila poluge da je sastav kondenzata to malo tečnosti osiromašen vodom, a veći je udeo etanola. Kako zadatkom nije dat maseni protok ulazne pare kao ni protok pare koja izlazi, već samo protok kondenzata, smatraće se da se sva para koja uđe kondenzuje (termofizičke veličine kondenzata uzimam za sastav pare), a stavljen je isti priključak za izlaz pare kao i za ulaz bez proračuna.

Deflegmator je zamišljen kao vertikalni dobošasti razmenjivač toplote sa nepokretnim cevnim pločama.

Omotač aparata je izrađen od debelog čeličnog lima s =5 mm, sastava austenitnog čelika Č4571 otpornog na hemijske uticaje materije kakva je etanol.

Za omotač sa jedne i druge strane su zavarene okrugle čelične cevne ploče sa nadnesenim prirubnicama sa prstenastim upustima, materijala istog kao i omotač, čije dimenzije za spajanje i zaptivanje odgovaraju prirubnicama sa prstenastim ispustom standardnih dimenzija, JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008.

Spoj cei sa cevnim pločama je izveden uvaljivanjem. Cevi razmenjivača su standardne meke bakarne cevi Č 22 , JUS C.D5.501. Danca aparata su dva identična standardna plitka danca, napravljena iscela od čeličnog

lima srednje debljine s = 4 mm, sastava običnog feritnog konstrukcionog čelika Č 0361, jer ne dolazi u kontakt sa agresivnom materijom kakva je etanol.

Za danca su privarene prirubnice od čelika istog sastava kao i danca, sa prstenastim ispustom standardih dimenzija, JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008.

Vijci su standardni, od čelika Č 0445 , JUS M.B1.050. , u kombinaciji sa elastičnim podloškama od čelika Č 2130 , JUS C.B2.110.

U donjoj komori za dance je zavarena pregrada u obliku čeličnog lima sastava istog kao i dance debljine 5 mm, koja deli ulaz i izlaz vode za hlađenje. Sa strane omotača za cevnu ploču je zavarena uzdužna pregrada od čeličnog lima debljine 10 mm, sastava istog kao i omotač aparata, koji služi da para ne ide direktno dalje kroz izlazni otvor već da okupa celu dužinu cevi.

Priključci su izrađeni od standardnih cevi bez šava sa standardnim prirubnicama sa ispustom , JUS M.B6.011. i JUS M.B6.008. Za ulaz i izlaz pare su identični, na istom nivou, a za izlaz kondenzata je na dnu omotača, od čelika istog kao i omotač. Za ulaz i izlaz vode su identični, vertikalno postavljeni na donjem dancetu, od cevi čelika Č 1212 , JUS C.B5.122.

Svi zaptivači su meki, od teflona PTFE.


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 4

PRORAČUN DEFLEGMATORA

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

( ) kW3489367193736008000)'''(111 =−⋅=−⋅=⋅= hhmrmQ

a maseni protok vode za hlađenje je:

skg8,27

85,10425,2303489

222 =

−=

−=

pk hhQm

gde je:

• m1= 8000 kg/h , maseni protok suvozasićene mešavine vodene pare i pare etanola (pare), • h"= 1937 kJ/kg , entalpija suvozasićene pare na atmosferskom pritisku ,T.4.1.[3], • h'= 367 kJ/kg , entalpija ključale tečnosti na atmosferskom pritisku ,T.4.1.[3], • h2k = 230,25 kJ/kg , entalpija vode na izlazu iz aparata na pritisku od 1,5 bar ,T.4.2.6.[4], • h2p = 104,85 kJ/kg , entalpija vode na ulazu u aparat na pritisku od 1,5 bar ,T.4.2.6.[4].

1.2.Srednja temperaturska razlika Srednja temperaturska razlika za slučaj kondenzacije suvozasićene pare bez pothlađivanja kondenzata iznosi:

C4,50

559,91259,91ln

2555

ln2

2

22 °=

−−

−=

−

−−

=∆

kkond

pkond

pksr

tttt

ttt

gde je:

• tkond = 91,9ºC , temperatura kondenzacije pare na atmosferskom pritisku , T.4.1.[3], • tk2 = 55ºC , temperatura vode na izlazu iz aparata na pritisku od 1,5 bar, • tk2 = 25ºC , temperatura vode na ulazu u aparat na pritisku od 1,5 bar.


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 5

1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i usvajanje osnovnih geometrijskih karakteristika Usvojen je vertikalan dobošasti aparat sa nepokretnim cevnim pločama u kome se kondenzacija pare odvija sa strane međucevnog prostora, a rashladna voda protiče kroz cevi aparata u dva prolaza ( Npr = 2 ). Prema T. 5.1. [1] za kondenzatore i sistem alkoholna para – voda uobičajan opseg koeficijenta prolaza toplote za dobošaste izmenjivače je 500 – 1100 W/(m2 K) . Pretpostavljam orjentacionu vrednost koeficijenta prolaza toplote k = 800 W/(m2 K). Usvajam bakarne cevi Ø22 / 20 mm. (T.8.D.7. [5]) Usvajam običan trouglasti raspored cevi sa korakom t = 28 mm ( T.6.2. [1] ). Usvajam unutrašnji prečnik omotača Du = 500 mm. Na osnovu dijagrama na SL.6.7 [1] usvojeno je rastojanje između cevnog snopa i omotača od Lso = 16 mm. Površina za razmenu toplote iznosi:

23

m5,864,50800

103489=

⋅⋅

=∆⋅

=sr

iz tkQS

Prečnik kružnice koja prolazi kroz ose cevi na obodu snopa:

m6622216700 =−−=−−= ssoucc dLDD Broj cevi određujem prema metodu 3 , str142, [1]:

118,11282

6622

=⇒=⋅

=⋅

= rcc Nt

Dr

51113975,1398,11 122 =⇒=⇒=== cs NNrs

23111212 =+⋅=+⋅= rx NN 4882351112 =−=−= xcc NNN

488=cN

Dužina cevi razmenjivača toplote je:

m56,2488022,0

5,86=

⋅⋅=

⋅⋅=

ππ cs

izc Nd

SL


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 6

1.4.Određivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane vode (cevi) Brzina strujanja vode iznosi:

sm366,0

248802,02,992

8,274422

2

22 =

⋅⋅⋅

⋅=

⋅⋅⋅

⋅=

ππρpr

cu N

Nd

mw

gde je:

• ρ2 = 992,2 kg/m3 , gustina vode na srednjoj temperaturi. Rejnoldsov broj iznosi:

1112210653,0

2,99202.0366.0Re 32

222 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅

= −µρudw

gde je:

• µ2 = 0,653 10 –3 Pa s, koeficijent dinamičke viskoznosti vode na srednjoj temeraturi. Posto je Re2 = 11122 > 10000, sa strane cevi je razvijeno turbulentno strujanje fluida, pa Nuseltov broj iznosi :

66,64133,411122023.0

PrRe023.0

31

8.02

231

28.0

22

=⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅=

Nu

Nu tφ

gde je:

• Pr2 = 4,33 , Prantlov broj za vodu na srednjoj temperaturi, • φt2 , korekcioni faktor koji se u prvoj iteraciji uzima da je φt2 = (µ2/µg2)0.14 = 1, • µg2, Pa s – koeficijent dinamičke viskoznosti vode na temperaturi na granici sloja

zaprljanja i fluida.

Koeficijent prelaza toplote sa strane cevi iznosi:

Km

W203802,0

6305,066,642

22

⋅=

⋅=

⋅=

uu d

Nu λα

gde je:

• λ2 = 0,6305 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote vode na srednjoj temperaturi.


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 7

Sva termofizička svojstva vode su uzeta za srednju temperaturu vode iz T.1.1. [3]:

C402

55252

22 °=+

=+

= kpsr

ttt

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

( ) 3

1

1

3

177,1⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅

⋅⋅⋅⋅−⋅⋅⋅=

mdNg

l

scgllls µ

πρρρλα

( )

KmW3032

222,2541,0022,048881,9896,0862862432,0177,1 2

31

3

⋅=⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅

⋅⋅⋅⋅−⋅⋅⋅=

πα s

gde je:

• ρl = 862 kg/m3 , gustina kondenzata, • µl = 0,541 10 –3 Pa s, koeficijent dinamičke viskoznosti kondenzata, • λ2 = 0,432 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote kondenzata, • ρg = 0,896 kg/m3 , gustina pare.

Sva termofizička svojstva pare i kondenzata uzeta su iz ruske literature za temperaturu kondenzacije tkond = 91,9ºC , jer se para ne kondenzuje potpuno i temperatira pri kondenzaciji neznatno opada. 1.6.Određivanje koeficijenta prolaza toplote Otpori provođenju toplote usled zaprljanja se usvajaju prema T.5.2. [1]:

WKm105,0

23

2⋅

⋅= −R sa strane pare, i

WKm105,0

23

2⋅

⋅= −R sa strane vode.

Koeficijent prolaza toplote iznosi :

u

s

s

s

uu

s

s dddR

ddR

kln

2111

21 ⋅⋅

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅++=

λαα


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 8

020.0022.0ln

3802022.0102.0

20381

020.0022.0102.0

303211 33 ⋅

⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅+⋅+⋅+= −−

k

KmW774 2 ⋅

=k

gde je:

• λz = 380 W/(mK) , koeficijent provođenja toplote bakra na tkond = 91,9ºC , T.6.2. [4]. 1.7.Korekcija koeficijenta prolaza toplote U proračunu je pretpostavljeno da je φt2 = 1. U narednim iteracijama se vrši korekcija pomoću stvarne temperature na granici sloja zaprljanja .đ

• prva iteracija Temperatura na granici sloja zaprljanja i vode sa unutrašnje strane cevi je :

)( 222 srkondu

s

usrg tt

ddktt −⋅⋅+=′

α

C7,61)409,91(020,0022,0

2038774402 °=−⋅⋅+=′gt

Za temperaturu tg2' određujemo dinamičku viskoznost µg2'= 0,459 10 –3 Pa s, pa je Nuseltov broj:

93,67459,0653,066,64

14,014,0

2

222 =⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛⋅=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

′⋅=′

g

NuNuµ

µ

Koeficijent prelaza toplote sa strane vodeje:

Km

W2141 2 ⋅=′uα

a koeficijent prolaza toplote:

Km

W790 2 ⋅=′k

• druga iteracija


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 9

Temperatura na granici sloja zaprljanja i vode sa unutrašnje strane cevi sada je :

)( 222 srkondu

s

u

srg ttddktt −⋅⋅′

′+=″

α

C61)409,91(020,0022,0

2141790402 °=−⋅⋅+=″gt

Za novu temperaturu tg2"određujemo dinamičku viskoznost µg2" = 0,464 10 –3 Pa s, pa je Nuseltov broj:

83,67464,0653,066,64

14,014,0

2

222 =⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛⋅=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=″

g

NuNuµµ

Koeficijent prelaza toplote sa strane vode sada je:

Km

W2138 2 ⋅=″uα

a koeficijent prolaza toplote:

Km

W789 2 ⋅=′′k

Kako se poslednja dva rezultata razlikuju za manje od 5%, usvajamo k" za koeficijent prolaza toplote.

Iteracija br. 0 1 2 tg2, °C 40 61,7 61 µg2, Pa s 0,653 10-3 0,45910-3 0,46410-3

φt2 1 1.050 1.049 Nu2 64,66 67,93 67,83

αu, W/(m2 K) 2038 2141 2138 k, W/(m2

K) 774 790 789


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 10

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

23

m7,874,50789

103489=

⋅⋅

=∆⋅

=sr

iz tkQS


m60,2488022,0

7,87=

⋅⋅=

⋅⋅=

ππ cs

izc Nd

SL


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 11

2.Strujni proračun 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz i izlaz vode Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m154,02,9928,27164,0164,0

smkg2250

4

smkg2250

2

25.05.025.02

5.022

2

2

222

22

22

22

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

p

p

p

p

dmd

dm

w

ρ

πρρ

ρ

Iako nešto manju, zbog gabarita suda, usvajam standardnu cev prečnika Ø159 / 150 mm , DN 175, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja vode u priključku iznosi:

sm586,1

150.02.9928.2744

2222

22 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

ππρ pp d

mw

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

m251,0

896,022,2164,0164,0

smkg2250

4

smkg2250

1

25.05.025.01

5.011

2

2

211

11

22

11

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

p

p

p

p

d

md

dm

w

ρ

πρρ

ρ

Usvajam standardnu cev prečnika Ø318 / 303 mm , DN 300, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm361,34

303.0896,022,244

2211

11 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=ππρ p

p dmw


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 12

Usvajam još jedan identičan priključak za odvod pare koji je karakterističan za deflegmator i koji odvodi nekondenzovanui paru ka nizu redno vezanih kondenzatora. Proračun je ovde izvođen kao da se sva para kondenzuje u deflegmatoru. 2.3.Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m059,0

86222,2164,0164,0

smkg750

4

smkg750

1

25.05.025.01

5.011

2

2

211

11

22

11

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

kp

kkp

kpkk

kpk

d

md

dm

w

ρ

πρρ

ρ

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

sm777.0

065.089622,244

2211

11 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=ππρ kpk

kp dmw

2.4.Pad pritiska sa strane cevi Pad pritiska usled trenja izračunava se iz formule:

Pa10142

366,02,99202,0

6,220587,02

2 2222

,2 =⋅⋅

⋅=⋅⋅

⋅=∆w

dL

pu

ctr

ρξ

gde je:

• ξ , koeficijent otpora trenja,

0587,011122

6802,0

0015,011,0Re6811,0

25.025.0

=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=

udδξ

• δ = 0,0015 mm , apsolutna hrapavost zida bakarne vučene cevi, T.1.6.[7].

Pad pritiska usled lokalnih otpora izračunava se iz formule:


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 13

( ) ( )[ ] Pa2138366,05,215,0586,15,012

2,9922

222

2,2 =⋅+++⋅+⋅=

⋅⋅=∆ ∑ i

ilokw

pρ

ς

gde je:

• ζi , koeficijent lokalnog otpora, T 6.13. [1] , • wi , m/s , karakteristična brzina na mestu lokalnog otpora.

Red.broj Lokalni otpor ζi wi , m/s 1. Ulazni priključak 1,0 1,586 2. Ulaz u cevi cevnog snopa ( čeona povrsina je u ravni sa

cevnom plocom) 0,5 0,366

3. Promena pravca strujanja za 180º u komori 2,5 0,366 4. Izlaz iz cevi cevnog snopa 1,0 0,366 5. Izlazni priključak 0,5 1,586

Ukupni pad pritiska sa strane cevi iznosi: loktru ppp ,2,2 ∆+∆=∆ kPa152,321381014 =+=∆ up


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 14

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

21

20CC

pvSK

pDs s ++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 704 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,013 bar , proračunski pritisak , • K = 530 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4571 i temperaturu t = 91,9°C ,

T.8. [5], (čvrstoća na 20°C, umanjena za 10%), • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • vv = 0,8 , koeficijent slabljenja usled postojanja zavarenih spojeva , • C1 = 0 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala (legirani čelik), • C2 = 0 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Na cilindričnom omotaču aparata, nalazi se priključak za dovod i odvod pare DN 300 (∅318×7,5), kao i priključak za odvod kondenzata DN 65 (∅76,1×5,55). Koeficijent slabljenja usled postojanja otvora određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8]:

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

2121

,CCsCCs

CCsCCsDd

fvA

sss

AAu

uA

( ) ( )

( ) 175,3,09,8002005,7,

002002700303

1 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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

0020055,5,

00200270065

2 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 15

mm126,000013,18,0

5.153020

013,1704=++

+⋅⋅

⋅=s

Iz ovog rezultata se vidi da nema smisla dalje ići na proračun pri ispitnim uslovima, već usvajam najmanju dozvoljenu vrednost sa aspekta krutosti konstrukcije, prema preporuci T.6.4. [1] : s = 5 mm. 3.2.Proračun debljine zida standardnog danca (JUS M.E2.252), [8] Usvajaju se dva identična plitka torisferična danceta izrađena iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: voda u donjoj levoj komori ima temperaturu t = 55°C, proračunski pritisak je p = 1,5 bar.

Proračun debljine zida cilindričnog dela danca

mm7,113,05,11

5.119720

5,1710

2021 =++

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅= CC

pvSK

pDs s

gde je:

• Ds = 710 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,5 bar , proračunski pritisak , • K = 197 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 na proračunskoj temperaturi t = 55°C , T.P.3.1. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Proračun debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:

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


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 16

( ) 60,001.07100,

71013.02,21 ==⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= ff

Dd

DCCs

fs

i

s

β

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

mm11,213,05,1

5,119740

65,1107=++

⋅⋅

⋅⋅=s

Proračun debljine zida sfernog dela danca (kalote)

mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=

Iz geometrije dubokih ispupčenih danaca:

mm710== sDR , unutrašnji poluprečnik kalote mm1420710221 =⋅=⋅= RDu , unutrašnji prečnik kalote

sRDs ⋅+⋅= 221 , spoljašnji prečnik kalote Na cilindričnom omotaču aparata, nalaze se priključci za dovod i odvod vode DN 200 (∅216×6mm). Koeficijent slabljenja usled postojanja priključaka određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8].

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:

• s = 2,5 mm , prva pretpostavljena debljina kalote,

• mm14255.227102221 =⋅+⋅=⋅+⋅= sRDs

• , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija mm0,756%5,12s%5,12 s1 =⋅=⋅=sC


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 17

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

( ) ( )

( ) 154,3,94,413.05,2175.06,

13.05,213.05,21420204

==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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

mm71,113.05,11

5.119740

5,11425s =+++⋅⋅

⋅=

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

Provera na elastično ulubljivanje danca od unutrašnjeg natpritiska Dance je dovoljno dimenzionisano na elastično ulubljivanje ako je pB > 1,5 p = 2,25 bar, gde je:

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

( ) bar2,2504,3252,120017,0

10102710

13,05,210 55521

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

f

fED

CCsfp

sB

Do elastičnog ulubljivanja neće doći pod dejstvom unutrašnjeg natpritiska grafika.

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

• Provera debljine zida cilindričnog dela danca


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 18

mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm67,113.095,11

1.120520

95,1710s =+++⋅⋅

⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove.

• Provera debljine zida sfernog dela danca

mm,40

s 21 CCpv

SK

pD

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm67,113.095,11

1.120540

95,11425s =+++⋅⋅

⋅=


• Provera debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm41,213,01

1,120540

695,1710s =++⋅⋅

⋅⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje debljina lima s = 2,5 mm. Zbog robusnosti konstrukcije i korišćenja kuke pri montaži, usvajam debljinu danaca s = 4 mm na strani sigurnosti.

• Geometrijske karakteristike plitkog danca

mm710== sDR mm717101,01,0 =⋅=⋅= sDr

mm1364455,07101935,0455,01935,02 =⋅−⋅=⋅−⋅= sDh s


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 19

sh ⋅≥ 5,31 , usvajam mm401 =h .

• Uslovi za primenu standarda po kojima je proračun izvršen

2,10028.1708710

1,00038,0001,0

1,0710

13,04001,0

1,0001,0 21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

u

s

s

DD

DCCs

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

N704614403670059358 =++=++= DBFBRBSB FFFF gde je:

N5935840

7105,140

22

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ i

RBdp

F

• di = 710 mm , unutrašnji prečnik prirubnice,

( ) ( ) N6700

407107495,1

40

2222

=−⋅⋅

=−⋅⋅

=ππ iD

FBddp

F

• dD = 749 mm , srednji prečnik zaptivača,

N44034,102,174910

5,110 1 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= ππ KSdpF DDDB

• bD = 13 mm , korisna širina zaptivanja, • K1, koeficijent zaptivača za stanje pri radu (vrednosti za tečnost), T.P.5.6. [6]:


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 20

K1 = 0,8 bD = 0,8 13 = 10,4 mm , • SD = 1,2 , pomoćna vrednost.

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

N3668901567490 =⋅⋅=⋅⋅⋅= ππ kKdF DDDV

gde je:

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

15613120 =⋅=⋅ kK D (T.P.5.6. [1]).

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

mm,5CnK

FZd SB

k +⋅

⋅=

Usvajam priključne mere prirubnice (T.P.4.18. [6]), JUS M.B6.011: DN 700 nazivni prečnik PN 2,5 nazivni pritisak D = 860 mm spoljašnji prečnik d = 810 mm podeoni prečnik d1 = 26 mm prečnik rupe M24 navoj vijka n = 24 broj vijaka Za vijke sa punim stablom, proračunskom čvrstoćom određenom prema granici razvlačenja i nalegajućim povrvršinama obrađenim skidanjem strugotine (T.P.4.18 [6]): Z = 1,51 pomoćna vrednost K = 197 N/mm2 proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 0345 na radnoj

temperaturi t = 55ºC C5 konstrukcioni dodatak

mm32083,524197

7046151,1 5 =⇒≤=⋅

⋅=⋅

⋅ CnK

FZ SB


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 21

mm8,83383,5 =+=kd Za ugradno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm11,1424205

36689029,120

=⋅

⋅=⋅

⋅=nK

FZd DV

k

gde je:

• Z = 1,29 , pomoćna vrednost, • K20 = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 0345 na 20ºC.

Usvajamo vijak M24, koji je preporučen standardom JUS M.B6.011. 3.4.Proračun prirubnica (JUS M.E2.258), [8] Usvajamo prirubnicu za privarivanje sa prstenastim ispustom. Potrebna visina oboda prirubnice:

mm4.24124

112646004542,142,1=

−⋅=

−⋅=

bZWhF

gde je:

• s1 = 4 mm , debljina zida omotača na koji se privaruje prirubnica, • du = 710 mm , unutrašnji prečnik prirubnice (spoljašnji prečnik aparata), • Z , pomoćna vrednost:

( ) ( ) 1126444710 2211 =⋅+=⋅+= ssdZ u

• dL = d1 = 26 mm , prečnik rupe za vijke, • ds = 860 mm , spoljašnji prečnik prirubnice, • V = f(du) = f(710) = 0,5 , pomoćna vrednost, • , redukovani prečnik rupe za vijke: Ld ′

mm13265,0 =⋅=⋅=′ LL dVd

• b , mm , proračunska dvostruka širina prirubnice:

mm1241327108602 =⋅−−=′⋅−−= Lus dddb

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


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 22

mm482

47108102

1 =−−

=−−

=sdd

a ut

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

mm5,302

7498102

=−

=−

= DtD

dda

• S = 1,5 , stepen sigurnosti pri prorač. (radnoj) temperaturi (JUS M.E2.250), • K = 197 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 0361, na t = 55ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za radno stanje:

3mm2575248197

5,170461=⋅

⋅=⋅

⋅= a

KSF

W SB

• S = 1,1 , stepen sigurnosti pri ispitnim (ugradnim ) (JUS M.E2.250), • K = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 0361, na t = 20ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za ugradno stanje:

3

20

mm600455,30205

1,1366890=⋅

⋅=⋅

⋅= D

DV aK

SFW ,

Kao merodavan, uzima se veći otporni moment W = 60045 mm3. Usvaja se visina oboda prirubnice hF = 25 mm. 3.5.Proračun cevnih ploča (JUS M.E2.259), [8] Usvajam okruglu ravnu cevnu ploču sa nadnesenim ivicama prirubnice. Potrebna debljina ploče iznosi:

mm40,953010

5,15,12857,0

2048870045,010

s2222

1 =⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅⋅−

⋅=KSpdnD

C iu

ν

gde je:

• D1 = 700 mm , unutrašnji prečnik aparata, • n = 488 , broj cevi u kondenzatoru, • du = 20 mm, untrašnji prečnik cevi, • pi = 1,5 bar , proračunski pritisak u cevi, • K = 530 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4571 i temperaturu t = 91,9°C ,


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 23

T.8. [5], (čvrstoća na 20°C, umanjena za 10%), • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v , koeficijent slabljenja ploče usled otvora za cevi:

2857,028

2028=

−=

−=

tdt uν

• t = 28 mm , razmak između cevi.

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

( ) ( ) 255

max, mmN18,141158,781076,11025,1

1415,022

4=−⋅⋅⋅⋅+

⋅⋅

=−⋅⋅+⋅⋅

= −ugz

s ttEspd ασ

gde je:

• ds = 22 mm, spoljašnji prečnik cevi, • p = 1 bar , radni pritisak sa strane cevi, • s = 1 mm , debljina zida cevi, • E = 1,25 105 N/mm2 , modul elastičnosti za bakar [5], • α = 1,76 10-5 K-1 , koeficijent termičkog širenja bakra [5], • tz,max= 78,8°C , maksimalna temperatura zida cevi tokom rada, • tug = 15°C, temperatura pri izradi razmenjivača.

Sila koja se sa svih cevi prenosi na omotač je:

MN543,44

)2022(18,1414884

)( 2222

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=

ππσ us dd

nN

A napon koji se javlja u omotaču:

( ) ( ) 222

6

22 mmN410

70071010543,444

=⋅−

⋅⋅=

⋅−⋅

=ππ

σus DD

N


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 24

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

N101613003

34,41971025,13 2

52

2

2

=⋅

⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅

=ππ

kk l

JEF

gde je:

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

4

33

mm34,41978

1228

=⋅⋅

=⋅⋅

=πδπsd

J

• lk , kritična dužina cevi za dati slučaj,

mm130026005,05,0 =⋅=⋅= llk Sila opterećenja cevi je:

N9309488

45430001 ====

nNNFR

Ova sila u stvarnosti nije toliko veća od kritične sile izvijanja, ali nam sigurno zbog ovoga treba kompenzator. Usvajam jednozidni talasasti kompenzator sa preklopnim spojem, jednostrano zavarenim ispod priključaka za dovod i odvod pare. Proračun dimenzija kompenzatora se neće izvoditi, a debljinu lima za kompenzator usvajam polovinu debljine zida omotača na koji se zavaruje kompenzator. 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče (JUS M.E2.259), [8] Za uvaljani spoj sa žljebovima i ravan otvor dozvoljeni površinski pritisak pmax = 300 N/mm2 prema standardu za proračun cevnih ploča

( ) ( ) max2max mmN232

2022209309 p

ddlFp

usw

R ≤=−⋅

=−⋅

=

gde je:

• lw = s =20 mm, dužina uvaljivanja jednaka debljini cevne ploče.


MAŠINSKI FAKULTET



List br. 25

LITERATURA

[1] Jaćimović B., Genić S.: " Toplotne operacije i aparati", Mašinski fakultet, Beograd, 1992.

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

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

Mašinski fakultet, Beograd, 1993. [4] Kozić Đ., Vasiljević B.,Bekavac V.: " Priručnik za termodinamiku u jedinicama

SI" , Mašinski fakultet, Beograd, 1999. [5] Markoski M.: " Cevni vodovi", Mašinski fakultet, Beograd, 2000.

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

fakultet, Beograd, 1991. [7] Šašić M.: " Transport fluida i čvrstih materijala cevima " , Naučna knjiga, Beograd,

1990. [8] Bogner M.,Vojnović V.,Ivanović N.: " Propisi i standardi za stabilne i pokretne

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


MAŠINSKI FAKULTET U BEOGRADU Procesna tehnika


List br. 2


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

SADRŽAJ

• Sadržaj 2 • Tehnički opis deflegmatora 3 • Proračun deflegmatora 4

1.Tehnološki proračun 4 1.1.Toplotni bilans 4 1.2.Srednja temperaturska razlika 4 1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i osnovne geom. karakteristike 5 1.4.Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane cevi 6 1.5. Odeđivanje koeficijenta prelaza toplote sa strane omotača 7 1.6. Odeđivanje koeficijenta prolaza toplote 7 1.7.Određivanje kritičnog toplotnog fluksa 8 1.8.Popravka dimenzija razmenjivača toplote 10

2.Strujni proračun 11 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz i izlaz vode 11 2.2.Određivanje prečnika priključka za ulaz pare 11 2.3. Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata 12 2.4.Pad pritiska sa strane cevi 12

3.Mehanički proračun 14

3.1.Proračun debljine zida cilindričnog omotača aparata 14 3.2.Proračun standardnog danaca 15 3.3.Proračun vijaka 19 3.4.Proračun prirubnica 21 3.5.Proračun cevnih ploča 22 3.6.Provera čvrstoće omotača usled dilatacije cevi cevnog snopa 23 3.7.Provera cevi cevnog snopa na izvijanje 24 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče 24

• Literatura 25



List br. 3


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

TEHNIČKI OPIS DEFLEGMATORA



List br. 4


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

PRORAČUN DEFLEGMATORA

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

kW49335536005000rmQ 22 =⋅=⋅=

a potrosnja grejne pare je:

skg233,0

2114493

rQm1

1 ===

gde je:

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

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

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



List br. 5


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

1.3.Izbor tipa razmenjivača toplote i usvajanje osnovnih geometrijskih karakteristika

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

23

sriz m875,21

3564010493

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=

Prečnik kružnice koja prolazi kroz ose cevi na obodu snopa:

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

734,8322

42)25600(t2

L)dD(r sosu =

⋅−−

=⋅−−

=

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


m985,0283025,0

875,21Nd

SLcs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=



List br. 6


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

( ) 7,010r

2,1r

17,0r

69,0cu qp10p4p8,1p104,0 ⋅⋅+⋅+⋅⋅⋅=α

( ) 7,0102,117,069,0

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

u q391,1 ⋅=α gde je:

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

• 029,05,40

16,1pp

pc

2r === , redukovani pritisak

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

( ) 3

1

l

gll3l

sg

177,1⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ⋅µ

⋅ρ−ρ⋅ρ⋅λ⋅=α

ν

( )

KmW12990

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

31

3

3

s⋅

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅−⋅⋅

⋅=α−

gde je:

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

• sm

kg01,0025,0283

233,0dN

m

sc

1

⋅=

⋅π⋅=

⋅π⋅=Γν , gustina slivanja kondenzata svedena na

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



List br. 7


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

WKm101,0R

23

1⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane toplijeg fluida

WKm104,0R

23

2⋅

⋅= − otpor provođenju toplote sa strane hladnijeg fluida

Koeficijent prolaza toplote iznosi :

u

s

s

s2

uu

s1

s dd

ln2

dR1

dd

R1k1

⋅λ⋅

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

α⋅++

α=

021.0025.0ln

585,162025.0104.0

q391,11

021.0025.0101.0

129901

k1 3

7,03 ⋅

⋅+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+

⋅⋅+⋅+= −−

KmW108,644k 2 ⋅

=

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

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

35,0rc

4c p1pp1067,3q −⋅⋅⋅⋅=

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

c −⋅⋅⋅⋅⋅=

25

c mW10176,4q ⋅=

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



List br. 8


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

23

sriz m871,21

35108,64410493

tkQS =

⋅⋅

=∆⋅

=


m984,0283025,0

871,21Nd

SL

cs

izc =

⋅⋅π=

⋅⋅π=

Usvajam cevi dužine 1 m.



List br. 9


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

2.Strujni proračun 2.1.Određivanje prečnika priključka za ulaz i izlaz vode Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m154,02,9928,27164,0164,0

smkg2250

4

smkg2250

2

25.05.025.02

5.022

2

2

222

22

22

22

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

p

p

p

p

dmd

dm

w

ρ

πρρ

ρ

Usvajam standardnu cev prečnika Ø216 / 204 mm , DN 200, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja vode u priključku iznosi:

sm892,0

204.02.9928.2744

2222

22 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

ππρ pp d

mw

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

m251,0896,022,2164,0164,0

smkg2250

4

smkg2250

1

25.05.025.01

5.011

2

2

211

11

22

11

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

p

p

p

p

dmd

dm

w

ρ

πρρ

ρ

Usvajam standardnu cev prečnika Ø318 / 303 mm , DN 300, T.P.4.11. [6]. Srednja brzina strujanja pare u priključku iznosi:

sm361,34

303.0896,022,244

2211

11 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=ππρ p

p dmw



List br. 10


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

Usvajam još jedan identičan priključak za odvod pare koji je karakterističan za deflegmator i koji odvodi nekondenzovanui paru ka nizu redno vezanih kondenzatora. Proračun je ovde izvođen kao da se sva para kondenzuje u deflegmatoru. 2.3.Određivanje prečnika priključka za izlaz kondenzata Prema preporuci iz odeljka 6.1.7. [1] , unutrašnji prečnik priključka se izračunava iz uslova:

m059,086222,2164,0164,0

smkg750

4

smkg750

1

25.05.025.01

5.011

2

2

211

11

22

11

≥

⋅⋅≥⋅⋅≥

⋅≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⋅⋅⋅

⋅

⋅≤⋅

−−

kp

kkp

kpkk

kpk

dmd

dm

w

ρ

πρρ

ρ

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

sm777.0

065.089622,244

2211

11 =

⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=ππρ kpk

kp dm

w

2.4.Pad pritiska sa strane cevi Pad pritiska usled trenja izračunava se iz formule:

Pa10142

366,02,99202,0

6,220587,02

2 2222

,2 =⋅⋅

⋅=⋅⋅

⋅=∆w

dL

pu

ctr

ρξ

gde je:

• ξ , koeficijent otpora trenja,

0587,011122

6802,0

0015,011,0Re6811,0

25.025.0

=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=

udδξ

• δ = 0,0015 mm , apsolutna hrapavost zida bakarne vučene cevi, T.1.6.[7].

Pad pritiska usled lokalnih otpora izračunava se iz formule:



List br. 11


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

( ) ( )[ ] Pa958366,05,215,0892,05,012

2,9922

222

2,2 =⋅+++⋅+⋅=

⋅⋅=∆ ∑ i

ilokw

pρ

ς

gde je:

• ζi , koeficijent lokalnog otpora, T 6.13. [1] , • wi , m/s , karakteristična brzina na mestu lokalnog otpora.

Ukupni pad pritiska sa strane cevi iznosi: loktru ppp ,2,2 ∆+∆=∆ kPa972,19581014 =+=∆ up

Red.broj Lokalni otpor ζi wi , m/s 1. Ulazni priključak 1,0 0,892 2. Ulaz u cevi cevnog snopa ( čeona povrsina je u ravni sa

cevnom plocom) 0,5 0,366

3. Promena pravca strujanja za 180º u komori 2,5 0,366 4. Izlaz iz cevi cevnog snopa 1,0 0,366 5. Izlazni priključak 0,5 0,892



List br. 12


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

21

20CC

pvSK

pDs s ++

+⋅⋅

⋅=

gde je:

• Ds = 704 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,013 bar , proračunski pritisak , • K = 530 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4571 i temperaturu t = 91,9°C ,

T.8. [5], (čvrstoća na 20°C, umanjena za 10%), • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • vv = 0,8 , koeficijent slabljenja usled postojanja zavarenih spojeva , • C1 = 0 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala (legirani čelik), • C2 = 0 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Na cilindričnom omotaču aparata, nalazi se priključak za dovod i odvod pare DN 300 (∅318×7,5), kao i priključak za odvod kondenzata DN 65 (∅76,1×5,55). Koeficijent slabljenja usled postojanja otvora određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8]:

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

2121

,CCsCCs

CCsCCsDd

fvA

sss

AAu

uA

( ) ( )

( ) 175,3,09,8002005,7,

002002700303

1 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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

0020055,5,

00200270065

2 ==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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



List br. 13


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

mm126,000013,18,0

5.153020

013,1704=++

+⋅⋅

⋅=s

Iz ovog rezultata se vidi da nema smisla dalje ići na proračun pri ispitnim uslovima, već usvajam najmanju dozvoljenu vrednost sa aspekta krutosti konstrukcije, prema preporuci T.6.4. [1] : s = 5 mm. 3.2.Proračun debljine zida standardnog danca (JUS M.E2.252), [8] Usvajaju se dva identična plitka torisferična danceta izrađena iscela. Proračun se izvodi na najgore uslove kojima je izloženo dance: voda u donjoj levoj komori ima temperaturu t = 55°C, proračunski pritisak je p = 1,5 bar.

Proračun debljine zida cilindričnog dela danca

mm7,113,05,11

5.119720

5,1710

2021 =++

+⋅⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅= CC

pvSK

pDs s

gde je:

• Ds = 710 mm , spoljašnji prečnik omotača aparata (pretpostavljena debljina s = 2 mm), • p = 1,5 bar , proračunski pritisak , • K = 197 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 0361 na proračunskoj temperaturi t = 55°C , T.P.3.1. [6], • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v = 1 , ne postoje zavareni spojevi ni izrezi na cilindričnom delu , • C1 = 0,3 mm , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija materijala , • C2 = 1 mm , dodatak na koroziju i habanje.

Proračun debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpDs ++⋅⋅

⋅⋅=

β

gde je:

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



List br. 14


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

( ) 60,001.0710

0,710

13.02,21 ==⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= ff

Dd

DCCs

fs

i

s

β

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

mm11,213,05,1

5,119740

65,1107=++

⋅⋅

⋅⋅=s

Proračun debljine zida sfernog dela danca (kalote)

mm,40

s 211 CC

pvSK

pDs +++⋅⋅

⋅=

Iz geometrije dubokih ispupčenih danaca:

mm710== sDR , unutrašnji poluprečnik kalote mm1420710221 =⋅=⋅= RDu , unutrašnji prečnik kalote

sRDs ⋅+⋅= 221 , spoljašnji prečnik kalote Na cilindričnom omotaču aparata, nalaze se priključci za dovod i odvod vode DN 200 (∅216×6mm). Koeficijent slabljenja usled postojanja priključaka određuje se u zavisnosti od vrste i veličine otvora (JUS M.E2.256), [8].

( ) ( ) ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+=

21

21

21211

,CCsCCs

CCsCCsDd

fv sss

u

uA

gde je:

• s = 2,5 mm , prva pretpostavljena debljina kalote,

• mm14255.227102221 =⋅+⋅=⋅+⋅= sRDs

• mm0,756%5,12s%5,12 s1 =⋅=⋅=sC , dodatak na dozvoljeno odstupanje dimenzija



List br. 15


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

( ) ( )

( ) 154,3,94,413.05,2175.06,

13.05,213.05,21420204

==⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−−−

−−⋅−−+= ffvA

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

mm71,113.05,11

5.119740

5,11425s =+++⋅⋅

⋅=

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

Provera na elastično ulubljivanje danca od unutrašnjeg natpritiska Dance je dovoljno dimenzionisano na elastično ulubljivanje ako je pB > 1,5 p = 2,25 bar, gde je:

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

( ) bar2,2504,3252,120017,0

10102710

13,05,210 55521

≥=⋅=⋅=

=⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−

=⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −−= −−

f

fED

CCsfps

B

Do elastičnog ulubljivanja neće doći pod dejstvom unutrašnjeg natpritiska grafika.

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

• Provera debljine zida cilindričnog dela danca



List br. 16


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

mm,20

s 21 CCpv

SK

pD

i

is +++⋅⋅

⋅=

mm67,113.095,11

1.120520

95,1710s =+++⋅⋅

⋅=


• Provera debljine zida sfernog dela danca

mm,40

s 21 CCpv

SK

pD

i

isk +++⋅⋅

⋅=

mm67,113.095,11

1.120540

95,11425s =+++⋅⋅

⋅=


• Provera debljine zida torusnog dela danca

mm,40

s 21 CCv

SKpD is ++⋅⋅

⋅⋅=

β

mm41,213,01

1,120540

695,1710s =++⋅⋅

⋅⋅=

Manje od proračunatog za radne uslove. Na osnovu proverenih debljina delova danca, pošto je dance izrađeno iscela, ostaje debljina lima s = 2,5 mm. Zbog robusnosti konstrukcije i korišćenja kuke pri montaži, usvajam debljinu danaca s = 4 mm na strani sigurnosti.

• Geometrijske karakteristike plitkog danca

mm710== sDR mm717101,01,0 =⋅=⋅= sDr

mm1364455,07101935,0455,01935,02 =⋅−⋅=⋅−⋅= sDh s



List br. 17


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

• Uslovi za primenu standarda po kojima je proračun izvršen

2,10028.1708710

1,00038,0001,0

1,0710

13,04001,0

1,0001,0 21

≤==

≤≤

≤−−

≤

≤−−

≤

u

s

s

DD

DCCs

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

N704614403670059358 =++=++= DBFBRBSB FFFF gde je:

N5935840

7105,140

22

=⋅⋅

=⋅⋅

=ππ i

RBdp

F

• di = 710 mm , unutrašnji prečnik prirubnice,

( ) ( ) N6700

407107495,1

40

2222

=−⋅⋅

=−⋅⋅

=ππ iD

FBddp

F

• dD = 749 mm , srednji prečnik zaptivača,

N44034,102,174910

5,110 1 =⋅⋅⋅⋅=⋅⋅⋅⋅= ππ KSdpF DDDB

• bD = 13 mm , korisna širina zaptivanja, • K1, koeficijent zaptivača za stanje pri radu (vrednosti za tečnost), T.P.5.6. [6]:



List br. 18


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

K1 = 0,8 bD = 0,8 13 = 10,4 mm , • SD = 1,2 , pomoćna vrednost.

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

N3668901567490 =⋅⋅=⋅⋅⋅= ππ kKdF DDDV

gde je:

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

15613120 =⋅=⋅ kK D (T.P.5.6. [1]).

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

mm,5CnK

FZd SB

k +⋅

⋅=

Usvajam priključne mere prirubnice (T.P.4.18. [6]), JUS M.B6.011: DN 700 nazivni prečnik PN 2,5 nazivni pritisak D = 860 mm spoljašnji prečnik d = 810 mm podeoni prečnik d1 = 26 mm prečnik rupe M24 navoj vijka n = 24 broj vijaka Za vijke sa punim stablom, proračunskom čvrstoćom određenom prema granici razvlačenja i nalegajućim povrvršinama obrađenim skidanjem strugotine (T.P.4.18 [6]): Z = 1,51 pomoćna vrednost K = 197 N/mm2 proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 0345 na radnoj

temperaturi t = 55ºC C5 konstrukcioni dodatak

mm32083,524197

7046151,1 5 =⇒≤=⋅

⋅=⋅

⋅ CnK

FZ SB



List br. 19


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

mm8,83383,5 =+=kd Za ugradno stanje prečnik vijaka se određuje po obrascu:

mm11,1424205

36689029,120

=⋅

⋅=⋅

⋅=nK

FZd DV

k

gde je:

• Z = 1,29 , pomoćna vrednost, • K20 = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal čelika Č 0345 na 20ºC.

Usvajamo vijak M24, koji je preporučen standardom JUS M.B6.011. 3.4.Proračun prirubnica (JUS M.E2.258), [8] Usvajamo prirubnicu za privarivanje sa prstenastim ispustom. Potrebna visina oboda prirubnice:

mm4.24124

112646004542,142,1=

−⋅=

−⋅=

bZWhF

gde je:

• s1 = 4 mm , debljina zida omotača na koji se privaruje prirubnica, • du = 710 mm , unutrašnji prečnik prirubnice (spoljašnji prečnik aparata), • Z , pomoćna vrednost:

( ) ( ) 1126444710 2211 =⋅+=⋅+= ssdZ u

• dL = d1 = 26 mm , prečnik rupe za vijke, • ds = 860 mm , spoljašnji prečnik prirubnice, • V = f(du) = f(710) = 0,5 , pomoćna vrednost, • Ld ′ , redukovani prečnik rupe za vijke:

mm13265,0 =⋅=⋅=′ LL dVd

• b , mm , proračunska dvostruka širina prirubnice:

mm1241327108602 =⋅−−=′⋅−−= Lus dddb

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



List br. 20


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

mm482

47108102

1 =−−

=−−

=sdd

a ut

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

mm5,302

7498102

=−

=−

= DtD

dda

• S = 1,5 , stepen sigurnosti pri prorač. (radnoj) temperaturi (JUS M.E2.250), • K = 197 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 0361, na t = 55ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za radno stanje:

3mm2575248197

5,170461=⋅

⋅=⋅

⋅= a

KSF

W SB

• S = 1,1 , stepen sigurnosti pri ispitnim (ugradnim ) (JUS M.E2.250), • K = 205 N/mm2 , proračunska čvrstoća za materijal prirubnice Č 0361, na t = 20ºC, • W , mm3 , otporni moment prirubnice za ugradno stanje:

3

20

mm600455,30205

1,1366890=⋅

⋅=⋅

⋅= D

DV aK

SFW ,

Kao merodavan, uzima se veći otporni moment W = 60045 mm3. Usvaja se visina oboda prirubnice hF = 25 mm. 3.5.Proračun cevnih ploča (JUS M.E2.259), [8] Usvajam okruglu ravnu cevnu ploču sa nadnesenim ivicama prirubnice. Potrebna debljina ploče iznosi:

mm40,953010

5,15,12857,0

2048870045,010

s2222

1 =⋅⋅

⋅⋅−

⋅=⋅⋅

⋅⋅−

⋅=KSpdnD

C iu

ν

gde je:

• D1 = 700 mm , unutrašnji prečnik aparata, • n = 488 , broj cevi u kondenzatoru, • du = 20 mm, untrašnji prečnik cevi, • pi = 1,5 bar , proračunski pritisak u cevi, • K = 530 N/mm2 , proračunska čvrstoća σ0,2 za materijal Č 4571 i temperaturu t = 91,9°C ,



List br. 21


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

T.8. [5], (čvrstoća na 20°C, umanjena za 10%), • S = 1,5 , stepen sigurnosti , • v , koeficijent slabljenja ploče usled otvora za cevi:

2857,028

2028=

−=

−=

tdt uν

• t = 28 mm , razmak između cevi.

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

( ) ( ) 255

max, mmN18,141158,781076,11025,1

1415,022

4=−⋅⋅⋅⋅+

⋅⋅

=−⋅⋅+⋅⋅

= −ugz

s ttEspd ασ

gde je:

• ds = 22 mm, spoljašnji prečnik cevi, • p = 1 bar , radni pritisak sa strane cevi, • s = 1 mm , debljina zida cevi, • E = 1,25 105 N/mm2 , modul elastičnosti za bakar [5], • α = 1,76 10-5 K-1 , koeficijent termičkog širenja bakra [5], • tz,max= 78,8°C , maksimalna temperatura zida cevi tokom rada, • tug = 15°C, temperatura pri izradi razmenjivača.

Sila koja se sa svih cevi prenosi na omotač je:

MN543,44

)2022(18,1414884

)( 2222

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅−⋅⋅=

ππσ us dd

nN

A napon koji se javlja u omotaču:

( ) ( ) 222

6

22 mmN410

70071010543,444

=⋅−

⋅⋅=

⋅−⋅

=ππ

σus DD

N



List br. 22


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

N101613003

34,41971025,13 2

52

2

2

=⋅

⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅

=ππ

kk l

JEF

gde je:

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

4

33

mm34,41978

1228

=⋅⋅

=⋅⋅

=πδπsd

J

• lk , kritična dužina cevi za dati slučaj,

mm130026005,05,0 =⋅=⋅= llk Sila opterećenja cevi je:

N9309488

45430001 ====

nNNFR

Ova sila u stvarnosti nije toliko veća od kritične sile izvijanja, ali nam sigurno zbog ovoga treba kompenzator. Usvajam kompenzacionu liru. 3.8.Provera izdržljivosti uvaljanog spoja cevi i cevne ploče (JUS M.E2.259), [8] Za uvaljani spoj sa žljebovima i ravan otvor dozvoljeni površinski pritisak pmax = 300 N/mm2 prema standardu za proračun cevnih ploča

( ) ( ) max2max mmN232

2022209309 p

ddlF

pusw

R ≤=−⋅

=−⋅

=

gde je:

• lw = s =20 mm, dužina uvaljivanja jednaka debljini cevne ploče.



List br. 23


20/98 Rade Bučevac 2002/03 25.12.2001.

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

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

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

Mašinski fakultet, Beograd, 1993. [4] Kozić Đ.,Vasiljević B.,Bekavac V.: " Priručnik za termodinamiku u jedinicama SI" , Mašinski fakultet , Beograd , 1999. [5] Markoski M.: " Cevni vodovi", Mašinski fakultet, Beograd, 2000.

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

fakultet, Beograd, 1991. [7] Šašić M.: " Transport fluida i čvrstih materijala cevima , Naučna knjiga , Beograd ,

1990. [8] Bogner M.,Vojnović V.,Ivanović N.: " Propisi i standardi za stabilne i pokretne

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

Deflegmator

Documents

Transcript of Deflegmator