Расчет ректификационной колонны

tкип=150 °С;

тогда

?tср=160-150=10 °С.

По рекомендации [15, С. 47] примем ориентировочно значение теплопередачи Кор=290 Вт/м2К, тогда ориентировочное значение требуемой поверхности теплопередачи Fор, м2, составит

Fор=, (2.49)

Fор==1305 м2.

Примем длину труб L=6 м.

Проводим уточненный расчет поверхности теплопередачи.

Согласно [15, С.76]

, (2.50)

где б1 - коэффициент теплоотдачи пара, конденсирующегося на наружнойповерхности труб, Вт/(м2•К), определяем по формуле [ 15, С.76]

б1=1,21•л1•, (2.51)

где л1 - теплопроводность конденсата пара, Вт/(м•К), согласно [17, С.375]

л1=0,68 Вт/(м•К);

с1 - плотность конденсата пара, кг/м3, согласно [17, С.375]

с1=907 кг/м3;

м1 - вязкость конденсата, Па•с, согласно [17, С.375]

м1=0,000174 Па•с;

q - удельная тепловая нагрузка, Вт/м2;

подставляем значения в формулу (51).

б1=1,21•0,68•=21494,55•q-1/3;

- сумма термических сопротивлений стенки и загрязнений, м2•К/Вт, по рекомендации [15, С.77] принимаем

=0,000287 м2•К/Вт;

б2 - коэффициент теплоотдачи к кипящей в трубах жидкости, Вт/(м2•К), определяем по формуле [15, С. 76]

б2=780•, (2.52)

где л2 - теплопроводность кубовой жидкости при температуре плюс 150°С, Вт/(м•К), принимаем, как для толуола, согласно [8, С.100]

л2=0,5815 Вт/(м•К);

с2 - плотность толуола при температуре плюс 150 °С, кг/м3, согласно [8, С.100]

с2=746 кг/м3;

сп - плотность паров толуола при давлении 0,6 МПа, кг/м3, согласно

[8, С. 100]

сп=22 кг/м3;

у2 - поверхностное натяжение жидкости, Н/м, согласно [8, С. 100]

у2=0,0173 Н/м;

сп0 - плотность паров толуол, кг/м3, при атмосферном давлении,

согласно [8, С.101]

сп0=4,4 кг/м3;

c2 - теплоемкость толуола при температуре плюс 150 °С, Дж/(кг•К), согласно [8, С. 101]

с2=1990 Дж/(кг•К);

м2 - вязкость толуола при температуре плюс 150 °С, Па•с, согласно

[8, С. 101]

м2=0,00020 Па•с;

подставляем принимаемые значения в формулу ( 52 ),

б2=780•q0,6=393,35•q0,6.

Так как из основного уравнения теплопередачи следует, что

, (2.53)

то подставив сюда выражения для б1 и б2 получаем уравнение относительно неизвестного удельного теплового потока

=0. (2.54)

Решая это уравнение, получаем

Из уравнения ( 54 ) также вытекает, что

F= . (2.55) Тогда требуемая поверхность теплопередачи будет

F= =467,1 м2

Согласно рассчитанной поверхности теплообмена, по ГОСТ выбираем нормализованный теплообменный аппарат типа

2.2.12 Технологический расчет теплообменника конденсатора

Тепловую нагрузку аппарата Q/ , Вт, определим по формуле [15, С. 45]

Q/=G1/•r1/, (2.56)

где G1/ - расход горячего теплоносителя, паров дистиллята, кг/с, примем для максимального парового числа

G1/=16,09 кг/с;

r1/ - удельная теплота конденсации паров дистиллята, Дж/кг, так как конденсироваться будет в основном бензол, то значение удельной теплоты конденсации примем для бензола при температуре плюс 40 °С, согласно [8, С. 55]

r1/=408500 Дж/кг.

Тогда

Q/=16,09•=6572765 Вт.

Определим расход холодного теплоносителя - воды G2/, кг/с, по формуле [15, С. 45]

G2/=, (2.57)

где св - теплоёмкость воды, Дж/(кг•К), принимаем согласно

[15, С. 75]

св=4180 Дж/(кг•К);

t2н - начальная температура теплоносителя, °С

t2/=20 °C;

t2к - конечная температура теплоносителя, °С, примем

t2к=33 °С.

Тогда

G2/==121 кг/с.

Определяем среднюю разность температур, ?tср, °С, по формуле [15, С.75]

?tср=, (2.58) где tк - конечная температура горячего теплоносителя, °С

tк=40 °С.

Тогда

?tср==12,4 °С.

Ориентировочно принимаем коэффициент теплопередачи Кор/, Вт/(м2•К), по рекомендации [15, С. 47]

Кор/=600 Вт/(м2•К)

Тогда ориентировочная поверхность теплообмена Fор/, м2, будет

Fор/==883 м2.

Принимаем для теплообменника трубки dн=25Ч2 мм.

Тогда

dвн=0,021 м.

Зададим ориентировочно значение числа Рейнольдса Reор=15000, что соответствует развитому турбулентному режиму движения теплоносителя без изменения его агрегатного состояния. Для нахождения ориентировочного значения поверхности теплопередачи Fор/, м2, необходимо найти отношение n/z [15, С. 67].

где n - число ходов трубок;

z - общее число труб, шт.

Отношение n/z определяем по формуле [15, С. 75]

, (2.59)

где м2/ - вязкость воды, Па•с, согласно [17, С. 375]

м2/=0,000804 Па•с,

тогда

=609.

В соответствии с [15, С. 57] это отношение принимает наиболее близкое значение к заданному у конденсаторов с диаметром кожуха 800 мм, трубками 20Ч2 мм, числом ходов z=6 и общим числом труб 618 штук.

Тогда действительное число Рейнольдса определим согласно [15, C. 157]:

Re=;

Где n - число ходов трубок;

м2/ - вязкость воды, Па•с;

dвн- внутренний диаметр трубок, м;

G2'-расход воды;

Re==116333.

Критерий Прандтля определяем по формуле [15, С. 45]

Pr=, (2.60)

где лв - теплопроводность воды, Вт/(м•К), согласно [17, С.375]

лв=0,616 Вт/(м•К).

Тогда

Pr==5,56.

Коэффициент теплоотдачи к воде б2/, Вт/(м2•К), определим по формуле [15, С.49]

б2/=•0,023•Re0,8•Pr0,4, (70)

б2/=•0,023•1163330,8•5,560,4=1985,1 Вт/(м2•К).

Коэффициент теплоотдачи от паров дистиллята, конденсирующихся на пучке труб б1/, Вт/(м2•К), определим по формуле [8, С. 53]

б1/=2,02•е•л2/•, (2.61)

где L2 - длина труб, м, принимаем

L2=6 м;

е - коэффициент принимаемый по рекомендации [15, С. 75]

е=0,6;

л2/ - теплопроводность паров дистиллята, Вт/(м2•К), согласно [8, С.53]

л2/=0,163 Вт/(м2•К).

Тогда

б1/=2,02•0,6•0,163•=644,5 Вт/(м2•К).

Определяем коэффициент теплопередачи К, Вт/(м2•К), определяем по формуле [15, С. 75], термическим сопротивление трубок пренебрегаем, так как на практике эта величина очень мала

К=()-1, (2.62)

К=()-1=486,5 Вт/(м2•К).

Тогда поверхность теплопередачи F/ , м2, будет

F/==1090 м2.

Согласно рассчитанной поверхности теплообмена, по ГОСТ выбираем нормализованный теплообменный аппарат типа

3. Механическая часть

3.1 Выбор конструкционных материалов

При выборе конструкционного материала основным критерием является его химическая и коррозионная стойкость в заданной среде. Обычно выбирают материалы абсолютно или достаточно стойкие в заданной среде при ее рабочих параметрах и к расчетной толщине добавляют на коррозию соответствующие прибавки в зависимости от срока службы аппарата.

Другим критерием для выбора материала является расчетная температура стенок аппарата, при этом надо учитывать, что при повышении температуры прочностные характеристики материалы понижаются.

В аппаратостроении, при температуре стенки менее плюс 475 °С, при эксплуатации в некоррозионных средах, применяют углеродистые и низколегированные стали. Низколегированные стали применяют взамен углеродистых с целью экономии металла и улучшения технико-экономических показателей производства. Повышение предела текучести даже до 300 МПа, характерное для ряда марок низколегированных сталей, позволяет снизить вес конструкции по сравнению со сталью Ст.3 (предел текучести ут?240 МПа) до 25%.

Учитывая низкую коррозионность среды, широкий интервал температур по высоте колонны, характерный для процесса ректификации, а также большие габаритные размеры, выбираем для изготовления обечайки, днищ, крышки люка-лаза низкоуглеродистую сталь 09Г2С ГОСТ 19281.

Применение для изготовления ректификационных колонн сталей легированных марганцем выгодно, так как марганец положительно действует на предел прочности и предел текучести, не снижая при этом пластичности. Также марганец тормозит распад аустенита, увеличивая тем самым длительность инкубационного периода устойчивости аустенита, вследствие чего уменьшается критическая скорость охлаждения. [6 ]

Для изготовления обечаек и днищ теплообменников также принимаем сталь 09Г2С.

Контактные устройства (тарелки), трубки и трубные решетки теплообменников изготавливаем из стали 12Х18Н10Т ГОСТ 5632.

Технологические трубопроводы изготавливаем из труб выбранных по сортаменту ГОСТ 8734 и ГОСТ 8732.

Для крепежных деталей выбираем сталь 20К ГОСТ 5632.

Таблица 5 - Химический состав выбранных сталей.

ГОСТ	Марка стали	Химические свойства, %
		С	Мn	Si	S	P	Cr	Ni	Cu
					не более
19281	09Г2С	?0,12	1,3ч1,7	0,5ч0,8	-	-	0,3	0,3	0,3
5632	12Х18Н10Т	0,12	1,0ч2,0	?0,8	-	-	17,0ч18,0	9,5	-
5632	20К	0,16ч0,24	0,35ч0,65	0,15ч0,30	0,045	0,040	0,3	0,3	0,3

Таблица 6 - Механические свойства выбранных сталей.

	09Г2С	12Х18Н10Т	20К
Предел прочности, МПа	470	550	?410
Предел текучести, МПа	310	200	230ч250
Относительное удлинение	21	40	22
Ударная вязкость, кг•м/см2	6	25	6

3.2 Расчет на прочность узлов и деталей ректификационной колонны

3.2.1 Исходные данные для расчета

Расчет производим на самые неблагоприятные условия, возможные в процессе эксплуатации: при пуске, работе, остановке, испытаниях, считая аппарат тонкостенным.

Исходные данные для расчета:

- внутренний диаметр аппарата, мм 3000;

- высота аппарата, мм 20400;

- давление в аппарате, МПа 0,0342;

- температура среды, °С

а) минимальная плюс 40;

б) максимальная плюс 100.

3.2.2 Определение прибавки для компенсации коррозии и эрозии

Прибавку к расчетной толщине стенки обечайки для компенсации коррозии С1, мм, определяем по формуле [14, С. 10]

С1=П•фв+Сэ, (3.1)

где П - проницаемость среды в материал (скорость коррозии), мм/год, принимаем по рекомендации [14, С. 184]

П=0,04 мм/год;

фв - срок службы аппарата, лет, задаём

фв=20 лет;

Cэ - прибавка для компенсации эрозии, мм/год, так как среда не содержит твердых включений, то принимаем

Сэ= 0 мм,

тогда

С1=0,04•20+0=0,8 мм.

Полная прибавка С, мм, к расчетной толщине стенки рассчитывается по формуле [14, С. 10]

С=С1+С2+С3, (3.2)

где С2 - прибавка для компенсации минусового допуска, мм, принимаем согласно ГОСТ 19903

С2=0,8 мм/год;

C3 - технологическая прибавка, мм, в расчете не учитываем

С3=0,

тогда

С=0,8+0,8=1,6 мм.

3.2.3 Определение допускаемых напряжений

Допускаемые напряжения [у], МПа, определяем по формуле согласно

[14, С. 9]

[у]=з•у*, (3.3)

где з - поправочный коэффициент учитывающий вид заготовки, соглас- но [14, С. 9] для листового проката

з=1,0;

у* - нормативно допускаемое напряжение для стали 09Г2С при темепературе плюс 100 °С, по рекомендации [14, С. 10] принимаем

у*=160 МПа,

тогда

[у]=1,0•160=160 МПа.

Допускаемое напряжение при испытании [уи], МПа, определим по формуле [14, С. 9]

[уи]=уТ20/1,1, (3.4)

где уТ20 - минимальное значение предела текучести стали 09Г2С при температуре плюс 20 °С, согласно [14, С. 282]

уТ20=330 МПа;

1,1 - коэффициент принимаемый при гидравлических испытаниях, тогда

[уи]=330/1,1=300 МПа.

3.2.4 Определение расчетного и пробного давлений

Расчетное давление Рр, МПа, определяем по формуле [14, С. 8]

Рр=0,9Рмах, (3.5)

где Рмах - максимальное давление в аппарате во время полного открытия предохранительного клапана, МПа.

Максимальное давление при срабатывании предохранительного клапана Рmax, МПа, определяли согласно [14,С.8]

(3.6)

где Р - рабочее давление, МПа.

тогда расчетное давление будет

Pp=0,9•0,03762=0,0338 МПа.

Пробное давление при гидроиспытаниях, Ри, МПа, по рекомендации [14, С.9]

определяем по формуле

1,25Рр[у20]/[у]

Ри= Рр+0,3 МПа , (3.7)

где [у20] - допускаемое напряжение материала при плюс 20 °С, МПа, согласно [14, С.11]

[у20]=170 МПа,

следовательно

1,25•0,0338•170/160=0,0449

Ри= мах МПа.

0,0338+0,3=0,334

Принимаем Ри=0,334 МПа.

3.2.5 Расчет цилиндрической обечайки

Цилиндрические обечайки являются одним из основных элементов химических аппаратов. Из одной или нескольких обечаек образуется корпус аппарата. Они входят составной частью в различные внутренние и наружные устройства аппарата.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.1 - Схема нагружения обечайки.

Расчетную толщину стенки цилиндрической обечайки S, мм, определяем по формуле [14, С. 18]

Рр•D/(2•ц•[у] - Рр)

Sр=мах Ри•D/(2•ц[уи] - Ри) мм, (3.8)

где Рр - расчётное давление, МПа;

D - внутренний диаметр аппарата, м;

- коэффициент прочности сварного шва;

[] - допускаемое напряжение при рабочих условиях, МПа;

Ри - пробное давление испытания, МПа;

[]и - допускаемое напряжение из условия испытания, МПа.

0,0338•3000/(2•1•160 - 0,0338)=0,32

Sр= мах мм.

0,334•3000/(2•1•300 - 0,334)=1,67

Принимаем Sр=1,67 мм.

Исполнительную толщину S, мм, определяем по формуле [14, С. 18]

S?Sр+C, (3.9)

S?1,67+1,6 ,

S?3,27 мм.

По рекомендации [15, С. 211] принимаем согласно ГОСТ 19903 исполнительную толщину стенки S=14 мм.

Определяем для обечайки допускаемое давление в рабочем состоянии [Р], МПа, по формуле [14, С. 19]

[Р]=2•ц[у]•(S - C)/(D+S -C), (3.10)

где - коэффициент прочности сварного шва;

[] - допускаемое напряжение при рабочих условиях, МПа;

S - исполнительная толщина стенки, м;

C - прибавка к расчётной толщине стенки, м;

D - внутренний диаметр аппарата, м.

[P]=2•1•160•(14 - 1,6)/(3000+14 - 1,6)=1,32 МПа.

Определяем для обечайки допускаемое давление при гидроиспытании [Ри], МПа, по формуле [14, С. 19]

[Ри]=2•ц•[уи]•(S - C)/(D+S - C), (3.11)

где - коэффициент прочности сварного шва;

[]и - допускаемое напряжение при условиях испытания, МПа;

S - исполнительная толщина стенки, м;

C - прибавка к расчётной толщине стенки, м;

D - внутренний диаметр аппарата, м.

[Ри]=2•1•300•(14 - 1,6)/(3000+14 - 1,6)=2,47 МПа.

Должны выполняться следующие условия:

Условие выполняется

3.2.6 Расчет днищ

Днища, как и обечайки, являются одним из основных элементов химических аппаратов. Цилиндрические цельносварные корпусы как горизонтальных аппаратов, так и вертикальных аппаратов с обеих сторон ограничиваются днищами.

Форма днищ, применяемая в отечественном аппаратостроении, бывает эллиптическая, полушаровая, в виде сферического сегмента, коническая и цилиндрическая. Конические и плоские днища бывают с отбортовкой ни цилиндр и без отбортовки, а эллиптические - только с отбортовкой.

Наиболее распространенной формой днищ в сварных химических аппаратах, особенно подведомственных Госгортехнадзору, является эллиптическая форма с отбортовкой на цилиндр.

Полушаровые днища целесообразно применять в крупногабаритных аппаратах, подведомственных Госгортехнадзору, имеющих D?4000 мм.

Сферические неотбортованные днища ( в виде сферического сегмента) применяются главным образом в аппаратах, работающих под наливом, а так-

же в виде составных частей отъёмных крышек в аппаратах, работающих под избыточным давлением до 1,6 МПа.

Конические днища применяют в основном в вертикальных аппаратах снизу, в которых требуется полное удаление жидкого, сыпучего или кускового продукта. Для изготовления ректификационной колонны выбираем эллиптическую форму днища с отбортовкой.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.2 - Схема нагружения днища.

Исполнительную толщину стандартного эллиптического днища Sэ, мм, определяем по формуле [14, С. 20]

Sэ=Sэр+С+С0, (3.12)

где Sэ - расчетная толщина эллиптического днища, мм, определяется

по формуле [14, С. 20]

Рр•D/(2•ц[у] - 0,5•Рр)

Sэр= мах Ри•D/(2•ц[уи] - 0,5•Ри) , (3.13)

где Рр - расчётное давление, МПа;

D - внутренний диаметр аппарата, м;

- коэффициент прочности сварного шва;

[] - допускаемое напряжение при рабочих условиях, МПа;

Ри - пробное давление испытания, МПа;

[]и - допускаемое напряжение из условия испытания, МПа.

0,0338•3000/(2•1•160 - 0,5•0,0338)=0,32

Sэр= мах мм,

0,334•3000/(2•1•300 - 0,5•0,334)=1,67

принимаем Sэр=1,67 мм.

Исполнительную толщину стенки Sэ, м, определяли согласно [14,C.18]

(3.14)

где Sр - расчётная толщина стенки цилиндрической обечайки, м;

C - прибавка к расчётной толщине стенки, м;

C0 - прибавка на округление размера до стандартного значения, м.

Sэ = 1,67+ 1,6+10,73=14 мм.

Допускаемое давление в рабочем состоянии [Р]Д, МПа, определяем по формуле [14, С. 20]

[Р]Д=[2•ц[у](Sэ - С)]/[D+0,5(Sэ - C)], (3.15)

где - коэффициент прочности сварного шва;

[] - допускаемое напряжение при рабочих условиях, МПа;

Sэ - исполнительная толщина стенки эллиптического днища, м;

C - прибавка к расчётной толщине стенки, м;

D - внутренний диаметр аппарата, м.

[P]=[2•1•160(14 - 1,6)]/[3000+0,5(14 - 1,6)]=1,32 МПа

Допускаемое давление при гидроиспытании для днища [Ри]Д, МПа, определяем по формуле [14, С. 20]

[Ри]=[2•ц•[уи]•(Sэ - С)]/[D+0,5(Sэ - C)], (3.16)

где - коэффициент прочности сварного шва;

[]и - допускаемое напряжение при условиях испытания, МПа;

Sи - исполнительная толщина стенки эллиптического днища, м;

C - прибавка к расчётной толщине стенки, м;

D - внутренний диаметр аппарата, м.

[Pи]Д=[2•1•300•(14 - 1,6)]/[3000+0,5(14 - 1,6)]=2,47 МПа.

Должно выполняться следующее условие:

(3.17)

где Р - рабочее давление, МПа;

[Р] - допускаемое давление при рабочих условиях, МПа;

Ри - пробное давление испытания, МПа;

[Р]и - допускаемое давление при условиях испытания, МПа.

Условие выполняется

3.2.7 Расчет укрепления отверстий

Различные отверстия в стенках корпуса и днища аппарата для штуцеров и люков ослабевают стенки и поэтому должны быть укреплены. Укрепление производиться отбортовкой, утолщением укрепляемой стенки и накладным кольцом.

Наибольший диаметр одиночного отверстия d0, мм, не требующего дополнительного укрепления, определяем согласно [14, С. 80]

d0=2•[(S - C)/Sp - 0,8]• , (81)

где Dp - расчетный диаметр укрепляемого элемента, мм, для обечай-

ки, согласно исходных данных

Dp=3000 мм,

тогда

d0=2•[(14,0 - 1,6)/1,67 - 0,8]• =2555,6 мм.

Диаметры отверстий начиная с 2555 мм подлежат укреплению. Но так как в проектируемой колонне наибольший диаметр отверстия - 600 мм (для люка-лаза, по рекомендации [15, С. 436]), поэтому дополнительных укреплений отверстий в обечайке не требуется.

3.2.8 Расчет фланцевого соединения

В химических аппаратах для разъёмного соединения составных корпу-

сов и отдельных частей применяются фланцевые соединения.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.3 - Фланец плоский приварной.

Так как во всем аппарате одинаковое давление, то можно рассчитать одно фланцевое соединение. Согласно [14, С. 90] выбираем плоский приварной фланец, показанный на рисунке 3.3.

Расчет фланцевого соединения проводим для люка-лаза. Согласно [14, С. 91] принимаем для люка-лаза фланец плоский приварной, применяемый при давлении от 0,3 до 1,6 МПа и температуре до плюс 300 °С. По рекомендации [14, С. 436] принимаем диаметр люка-лаза Dл, мм

Dл=600 мм.

Толщину втулки фланца S0, мм, принимаем согласно [14, С. 94]

S0 ? S, (3.27)

принимаем S0=14 мм.

Высоту втулки фланца hв, мм, определяем по формуле, согласно [14, С.94]

hв?0,5•, (3.28)

hв?0,5•=43 мм.

Окончательно принимаем hв=50 мм.

Диаметр болтовой окружности фланца Dб, мм, определяем по формуле, согласно [14, С. 95]

Dб?Dл+2•(2S0+dб+U), (3.29)

где dб - наружный диаметр болта, мм, принимаем согласно [14, С. 94]

Dл - внутренний диаметр люка лаза, м;

S0 - толщина у основания втулки, м;

dб - наружный диаметр болта, м;

u - нормативный зазор между гайкой и втулкой, м.

dб=26 мм;

U - нормативный зазор между гайкой и втулкой, мм, согласно [14, С. 96]

U=6 мм,

тогда

Dб?600+2•(2•14+26+6) мм,

Dб?720 мм.

Наружный диаметр фланца Dн, мм, определяем по формуле, согласно [14, С. 95]

Dн?Dб+а, (3.30)

где а - конструктивная добавка для размещения гаек по диаметру фланцев, мм, принимаем согласно [14, С. 95]

а=52 мм,

тогда

Dн?720+52 мм,

Dн?772 мм.

Принимаем Dн=750 мм.

Наружный диаметр прокладки Dн.п., мм, определяем по формуле, согласно [14, С.96]

Dн.п.=Dб - е , (3.31)

где е - нормативный параметр, зависящий от типа прокладки, мм, принимаем согласно [14, С. 96]

е=37 мм,

следовательно

Dн.п.=720 - 37=683 мм.

Средний диаметр прокладки Dс.п., мм, определяем по формуле [14, С. 96]

Dс.п.=Dн.п.-b, (3.32)

где b - ширина прокладки, мм, принимаем по рекомендации [14, С. 96]

b=15 мм,

тогда

Dс.п.=683-15=668 мм.

Количество болтов nб, шт, необходимое для определения герметичности, определяем по формуле [14, С. 96]

nб= р • Dб/tш, (3.33)

где tш - шаг расположения болтов, мм, определяется по формуле [14, С. 97]

Dб - диаметр болтовой окружности фланца, м;

tш=3,8 • dб, (3.34)

tш=3,8 • 26=98,8 мм;

тогда

nб=3,14 • 720 / 98,8=22,88 шт.

Окончательно принимаем количество болтов

nб=24 шт.

Высоту фланца hф, мм, определяем согласно [14, С. 96]

hф?лф•, (3.35)

где лф - коэффициент, принимаемый по рекомендации [14,С. 96]

D - внутренний диаметр фланца, м;

S0 - эквивалентная толщина втулки, м.

лф=0,38,

тогда

hф?0,38 • ,

hф?34,83 мм.

Принимаем высоту фланца hф=36 мм.

Расчетную длину болта lб, мм, определяем по формуле, согласно [14, С. 99]

lб=2•(hф+hп)+0,28•dб, (3.36)

где hп - высота прокладки, мм, принимается согласно [14, С. 103]

hф - высота фланца

dб - наружный диаметр болта, мм

hп=3 мм,

тогда lб=2•(36+3)+0,28•26=85,28 мм.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 3.4 - Схема действия нагрузок на фланец в рабочих условиях.

Равнодействующую внутреннего давления FД, Н, определяем по формуле [14, С. 107]

FД=Рр•р•D2с.п./4, (3.37)

где Рр - внутреннее давление, МПа;

Dс.п - средний диаметр прокладки, м.

FД=0,0342•3,14•6682/4=11979,8 Н.

Реакцию прокладки Rп, Н, определяем по формуле, согласно [14, С. 107]

Rп=р•Dс.п.•b0•Кпр•Рр, (3.38)

где b0 - эффективная ширина прокладки, определяемая согласно [14, С. 96]

Dс.п - средний диаметр прокладки, м;

b0 - эффективная ширина прокладки, м;

kпр - коэффициент, зависящий от материала и конструкции прокладки;

Рр - внутреннее давление, МПа.

Эффективную ширину прокладки b0, м, приняли согласно [4,C.97]

b0 = b = 15 мм.

Кпр принимаем согласно [14, С. 98]

Кпр=2,5 ,

тогда

Rп=3,14•668•15•2,5•0,0342=2690,1 Н.

Коэффициент жесткости фланцевого соединения Кж, определяем по формуле [14, С. 98]

Кж=[уб+0,5•уф•(Dб-D-S0)•(Dб-Dс.п.)]/[уп+уб+0,5уф(Dб-Dс.п.)], (3.39)

где уп - линейная податливость прокладки,( Н/мм)-1, определяем по фор муле[14, С.99]

yб - податливость болтов, м/МН;

yф - податливость фланца, 1/(МНм);

Dб - диаметр болтовой окружности фланца, м;

D - внутренний диаметр фланца, м;

S0 - эквивалентная толщина втулки, м;

Dс.п - средний диаметр прокладки, м.

уп=Кп•hп/(Еп•3,14•Dс.п.•b), (3.40)

где Кп - коэффициент обжатия прокладки, согласно [14, С. 99] для прокладок из паронита

Кп=1,0

Еп - модуль упругости прокладки, МПа, принимаем согласно [14, С. 98]

Еп=2000 МПа,

тогда

уп=1•3/2000•3,14•668•15=4,7•10-8 (Н/мм)-1;

уф - угловая податливость фланца, (Н•мм)-1, определяемая по

формуле [14, С. 99]

уф=[1-н(1+0,9л/ф)]ш2/(hф3•Е), (3.41)

где н - безразмерный параметр, определяемый по формуле [14,С.99]

н=1/[1+0,9л/ф(1+ш1•h2ф/S2эк), (3.42)

где Sэк - эквивалентная толщина втулки, мм, определяется по формуле [14, С.96]

Sэк=S0{1+hв•(в-1)/[hв+0,25•(в1+1)•]}, (3.43)

где в1 - коэффициент, принимаемый согласно [14, С. 95]

в1=2,05 ,

тогда

Sэк=14{1+50•(2,05-1)/[50+0,25•(2,05+1)•]}=20 мм;

лф - безразмерный коэффициент, определяемый по формул [14, С.99]

л/ф=hф/, (3.44)

л/ф=36/=0,328;

ш1 - коэффициент, определяемый по формуле [14, С.99]

ш1=1,28•lg(Dн/Dл), (3.45)

ш1=1,28•lg(772/600)=0,14;

E -модуль упругости материала фланца, МПа, для стали 09Г2С, согласно [14, С.103]

Е=1,99•105 МПа,

тогда

н=1/[1+0,9•0,3288•(1+0,12•362/202)]=0,71.

ш2 - коэффициент, определяемый по формуле [14, С.99]

ш2=(Dн+Dл)/(Dн-Dл), (3.46)

ш2=(772+600)/(772-600)=7,98 .

Подставляем найденные значения в формулу (3.41).

уф=[1-0,71(1+0,9•0,328)]•7,98/(363•1,99•105)=0,69•10-9 (Н•мм)-1

Линейную податливость болтов уб, мм/Н, определяем по формуле [14, С. 99]

уб=lб/(Eб•fб•nб), (3.47)

где Еб - модуль упругости материала болтов, МПа,

Еб=1,91•105 МПа;

fб - расчетная площадь поперечного сечения болта, мм2, согласно

[14, С. 98], для болта диаметром 26 мм

fб=4,15•104 м2,

тогда

уб=0,090/(1,91•105•4,15•104 •24)=47•10-12 мм/Н.

Подставляем полученные значения в формулу (3.39):

Кж=[47•10-12+0,5•0,69•10-9(720-600-14)(720-668)]/[4,7•10-8+47•10-12+0,5•0,69•10-9 Ч(720-668)2]=1,2 .

Болтовую нагрузку в условиях монтажа Fб, Н, определяем по формуле, согласно [14, С. 97]

Кж•FД+Rп

Fб1=мах Н, (3.48) 0,5•р•Dс.п.•b0•Pпр

где Рпр - минимальное давление обжатия прокладки, МПа, согласно [14, С. 98]

Рпр=66 МПа

1,2•11979,8+2690,1=17065,9

Fб1=мах Н.

0,5•3,14•668•15•66=1038272

Принимаем Fб1= 1038272H.

Болтовую нагрузку в рабочих условиях Fб2, Н, определяем по формуле, согласно [14, С. 100]

Fб2=Fб1+(1-Кж)•Fд+Ft, (3.49)

где Ft - усилие возникающее от температурных деформаций, Н, определяемое по формуле [14, С. 100]

Ft=, (3.50)

где бб, бф - коэффициенты линейного расширения материала болтов и

фланца, °С-1, принимаем согласно [14, С. 286]

бб=12,4•10-6 °С-1;

бф=12,5•10-6 °С-1;

tб, tф - соответственно температуры болтов и фланца, °С, определяют ся по формулам, согласно [14, С. 92]

tб=0,95t; (3.51)

tф=0,96t, (3.52)

где t - максимальная температура стенки, °С, согласно исходных данных

t=82 °С,

тогда

tб=0,95•82=77,9 °С;

tф=0,96•82=81,6 °С.

Подставляем полученные значения в формулу (3.50).

Ft==493 Н,

тогда

Fб2=1038272+(1-1,2)• 11979,8+493=1036369,04 Н.

Условие прочности болтов проверяем согласно [14, С. 100]

?[у]20; (3.53)

?[у]160, (3.54)

где [у]20, [у]160 - допускаемые напряжения материала болтов соответствен-

но при температуре плюс 20 °С и плюс 82 °С, согласно [14, С. 11]

[у]20=147 МПа;

[у]82=162 МПа,

следовательно

?147 МПа,

104?147 МПа;

?142 МПа,

104?142 МПа.

Условие прочности болтов при монтаже и в рабочих условиях выполняется.

Условие прочности неметаллических прокладок проверяем согласно [14, С.100]

?[Р]пр, (3.55)

где Fб мах - максимальная болтовая нагрузка, Н

Fб мах=1038272 Н;

[Р]пр - допускаемое давление на прокладку, МПа, согласно [14, С. 98]

[Р]пр=130 МПа,

тогда

?130 МПа ,

32,9<130 МПа.

Условие прочности прокладок выполняется.

Проверяем условие герметичности фланцевого соединения по формуле, согласно [14, С. 102]

и < [и], (3.56)

где и - угол поворота фланца, рад, определяется по формуле [14, С. 102]

и=, (3.57)

где ук - окружое напряжение в кольце фланца, МПа, определяемое по формуле, согласно [14, С. 108]

ук=, (3.58)

где М0 - приведенный изгибающий момент, Н•мм, определяем по формуле, согласно [14, С. 101]

0,5•(Dб-Dс.п.)•Fб1

М0=мах Н•м (3.59)0,5]

где [у20] - допускаемое напряжение для материала фланца, МПа, при температуре плюс 20 °С; для стали 09Г2С, согласно [14, С. 101]

[у]20=280 МПа;

[у82] - допускаемое напряжение для материала фланца, МПа, при температуре плюс 82 °С; для стали 09Г2С, согласно [14, С. 101]

[у]82=245 МПа,

тогда

0,5•(720 - 668)•1038272=26,99•106

М0=мах 0,5[(720 - 668)• 1036369 +(668-600-14)•0,011]•=30,8•106 Н•м,

принимаем М0=30,8•106 Н•мм,

тогда

ук= МПа;

подставляем полученные значения в формулу (3.57):

и= рад;

[и] - допускаемый угол поворота плоского фланца, рад, принимаем согласно [14, С.102], тогда

0,0021<0,0130 рад.

Условие герметичности выполняется.

Проверяем условие прочности для сечения ограниченного размером S0 согласно [14, С.108]

? ц•[у0], (3.58)

где [у0]-допускаемое напряжение для фланца в сечении ограниченном S0, МПа, определяем согласно [14, С.102]

[у0]=0,003•Е, (3.59)

[у0]=0,003•1,99•105=597 МПа;

у0 - максимальное напряжение в сечении, ограниченном размером S0, МПа, определяем по формуле [14, С.108]

у0=, (3.60)

где fф - безразмерный параметр, принимаемый согласно [14, С.101]

fф=1;

Tф - безразмерный параметр, определяемый по формуле согласно

[14, С. 101]

Тф=, (3.61)

Тф==1,8 ;

тогда подставив значения в формулу (129) получаем

у0==42,67 МПа;

ум - меридиональное напряжение во втулке, МПа, от внутреннего дав-

ления, определяемое по формуле [14, С. 108]

ум=, (3.62)

ум==0,4 МПа;

уt - тангенциальное напряжение во втулке фланца от внутреннего давления, МПа, определяем по формуле [14, С. 108]

уt=, (3.63)

уt==0,8 МПа.

Подставляем найденные значения в формулу (3.58).

<1•597 МПа,

42,67<597 МПа.

Условие прочности выполняется.

Расчетную толщину крышки люка-лаза Sпр, мм, определяем по формуле

К•К0•Dр•

Sпр=мах мм, (3.64)

К•К0•Dр•

где К - коэффициент, учитывающий тип закрепления крышки, определяется согласно [14, С. 22] по формуле

К=0,41•, (3.65)

К=0,41•=0,45

К0 - коэффициент, зависящий от характера отверстий в крышке, определяется согласно [14, С.23]; учитывая, что отверстия в крышке отсутствуют принимаем

К0=1;

Dр - расчетный диаметр, мм, согласно [14, С. 22] для данного типа закрепления крышки

Dр=Dc.п.,

Dр=668 мм;

Тогда

0,45•1•668•=4,5

Sпр= мах мм.

0,45• 1•668•=10

Принимаем расчетную толщину крышки

Sпр=10 мм.

Исполнительную толщину крышки Sп, мм, определяем по формуле [14,С.22]

Sп=Sпр+С+С0, (3.66)

где C0 - прибавка к толщине до стандартного размера, мм

Sп=10+1,6+0,4=12 мм.

3.2.9 Расчет аппарата на действие ветровых нагрузок

Установка химических аппаратов на фундаменты или специальные несущие конструкции осуществляется с помощью опор-стоек, лап, цилиндрических и конических опор.

Установка ректификационной колонны для разделения бензола и толуола, учитывая ее геометрические размеры и массу, будем производить вне помещения на коническую опору выполненную по ОСТ 26-467-78 ( по рекомендации [7, С.276]). Материалом для опоры примем сталь 09Г2С



3820

3960

Рисунок 3.5 - Конструкция стандартной конической опоры.

Высоту опоры выбираем из условий эксплуатации, а именно, из-за необходимости установки под ,, кубом'' колонны коллектора для вывода кубового остатка к теплообменникам - кипятильникам.

Принимаем

Н1=4420 мм.

Так как аппарат устанавливаем вне помещения, производим расчет на действие ветровых нагрузок, для чего разделяем аппарат вместе с опорой на 3 зоны по высоте.



Рисунок 3.6 - Схема разделения колонны на зоны.

h1= h2=10 м; h3=5,57 м.

Координаты центра тяжести зон хi, м, определяем по формуле [10, С.104]

хi=, (3.67)

где hi - высота i-й зоны; тогда

х1==5 м;

х2=10+=15 м;

х3=1

0+10+=22,785 м;

Коэффициент, учитывающий возрастание скоростного напора ветра с увеличением высоты над поверхностью вi, определяем согласно [10, С. 105] по формуле

вi=, (3.68)

тогда

в1==0,895;

в2==1,067;

в3==1,141;

Нормативное значение статистической составляющей ветровой нагрузки qнi, МПа, определяем по формуле [10, С.104]

qнi=q0•вi•Cа, (3.69)

где q0 - скоростной напор ветра для высоты над поверхностью Земли

до высоты 10 м, МПа, принимаем согласно [10, С.105]

q0=35•10-5 МПа;

C0 - аэродинамический коэффициент, принимаем согласно [10, С.105]

С0=0,7;

тогда

qн1=35•10-5•0,895•0,7=21,9•10-5 МПа;

qн2=35•10-5•1,067•0,7=26,1•10-5 МПа;

qн3=35•10-5•1,141•0,7=27,9•10-5 МПа;

Площадь проекции i-го участка на плоскость перпендикулярную направлению ветра Fi, м2, определяем по формуле [10, С.104]

Fi=hi•D, (3.70)

где D - наружный диаметр аппарата, м,

D=3,016 м,

тогда

F1=10•3,016=30,16 м2;

F2=10•3,016=30,16 м2;

F3=5,57•3,016=16,79 м2 .

Статистическую составляющую ветровой нагрузки РСi, МН, для i-го участка определяем по формуле [10, С. 104]

PCi=qнi • Fi , (3.71)

PC1=21,9•10-5•30,16=6,61•10-3 МН;

PC2=26,1•10-5•30,16=7,87•10-3 МН;

PC3=27,9•10-5•16,79=4,68•10-3 МН;

Максимальная осевая нагрузка Qмах, МН, определяем по формуле [10, С.102]

Qмах=Qmin+с•Hг.с.•, (3.72)

где Qmin - вес пустого аппарата, МН, определяем по формуле [10, С. 102]

с - плотность воды, кг/м3;

g - ускорение свободного падения, м/с2;

Нг.с - высота столба жидкости, м;

D - внутренний диаметр аппарата, м.

Qmin=2•Qдн+Qоб+Qтар, (3.73)

где Qдн - вес днища, МН, согласно ГОСТ 6533

Qдн=0,01147 МН;

Qоб - вес обечайки, МН, определяем по геометрической формуле для цилиндрической поверхности

Qоб=•Hоб•с09Г2С•g, (3.74)

где Hоб - высота обечайки, м, согласно технологического расчета;

с09Г2С - плотность стали 09Г2С при температуре плюс 20 °С;

D - наружный диаметр корпуса аппарата, м;

Dв - внутренний диаметр корпуса аппарата, м.

g - ускорение свободного падения, м/с2

с09Г2С=7790 кг/м3;

g=9,81 м/с2;

подставляем значения в формулу ( 132 ).

Qоб=•20,4•7790•9,81=0,2 МН;

Qтар - вес контактых устройств, МН, согласно [15, С.222]

Qтар=0,0714 МН;

тогда

Qmin=2•0,01147+0,2+0,0714=0,294 МН;

с - плотность воды, кг/м3

с=1000 кг/м3;

Hг.с. - высота столба жидкости, м, принимаем по высоте кубового

пространства

Нг.с.=3 м.

Подставляем найденные значения в формулу (3.72).

Qмах=0,294+1000•3••10-6=0,315 МН.

Зная максимальную и минимальную осевые нагрузки, принимаем размеры конической опоры по рекомендации [7, С.289] ГОСТ 26-467

S1=12 мм;

S2=30 мм;

S3=25 мм;

d2=42 мм;

D1=3960 мм;

D2=3400 мм;

D3=3600 мм;

Dб=3820 мм.

Принимаем опору 4-3000-0,32-0,29-4420 ОСТ 26-467-78.

Экваториальный момент инерции площади подошвы фундамента Jф, м4, определяем по формуле [10, С. 106]

Jф=0,065•D42,

Jф=0,065•3,4=8,686 м4.

Угол поворота опорного сечения фундамента ц0, (МН•м)-1, определяем по формуле согласно [10, С.106]

ц0=, (3.75)

где Сф - коэффициент уругого неравномерного сжатия грунта, МН/м3,

принимаем согласно [10, С. 106]

Сф=100 МН/м3;

тогда

ц0==11,5•10-4 (МН•м)-1.

Относительное перемещение центров масс участков Ri, (МН•м)-1, определяем по формуле согласно [10, С.106]

Ri=Аi+ц0•бi , (3.76)

где j - коэффициент;

Н - высота аппарата, м;

Е - модуль продольной упругости материала корпуса аппарата, МПа;

I1 - экваториальный момент инерции площади поперечного сечения

стенки верхней части корпуса аппарата, м4;

Аi - коэффициент;

0 - угол поворота опорного сечения фундамента, (МНм)-1;

i - относительная координата центра тяжести участка.

Коэффициент j , определяем согласно [10, С.106]

j=0,67;

Модуль упругости материала корпуса Е при максимальной температуре стенки плюс 82 °С, согласно [14, С.285]

Е=1,93•105 МПа;

Экваториальный момент инерции площади поперечного сечения корпуса определяем согласно [10, С.106]

J1=•(D4-D4в), (3.77)

J1=•(3,0284-3,004)=0,15;

Коэффициент Аi , зависящий от относительных координат тяжести участков, определяется согласно [10, С.106]

Ai=1,5•бi2 - бi3, (3.78)

где бi - относительные координаты центра тяжести участков, опреде-

ляемые по формуле

бi=, (3.79)

где Н - высота колонны с опорой, согласно исходных данных

Н=25,57 м;

тогда

б1==0,19;

б2==0,59;

б3==0,89;

тогда

А1=1,5•0,192-0,193=0,018;

A2=1,5•0,592-0,593=0,174;

А3=1,5•0,892-0,893=0,396;

Подставляем найденные значения в формулу (3.76).

R1=0,67••0,018+11,5•10-4•0,19=0,75•10-5 (МН•м)-1;

R2=0,67••0,174+11,5•10-4•0,59=5,83•10-5 (МН•м)-1;

R3=0,67••0,396+11,5•10-4•0,89=12,74•10-5 (МН•м)-1;

Период собственный колебаний аппарата Т, с-1, определяем по формуле согласно [10, С.105]

Т=1,79•Н•, (3.80)

где Н - высота аппарата, м;

Qmax - максимальный вес аппарата, Н;

g - ускорение свободного падения, м/с2;

Е - модуль продольной упругости материала корпуса аппарата, МПа;

I - экваториальный момент инерции площади поперечного сечения

стенки корпуса аппарата, м4;

0 - угол поворота опорного сечения фундамента, (МНм)-1.

Т=1,79•25,57•=0,25 с- 1

Коэффициент пульсации скоростного напора ветра для середины i-го участка mi принимаем согласно [10, С.105]

m1=0,325; m2=0,34; m3=0,375.

Вес i-го участка Мi, МН, определяем согласно [10, С.105] по формуле

Мi=Qмах•, (3.81)

М1=0,315•=0,123 МН;

М2=0,315•=0,123 МН;

М3=0,315•=0,069 МН;

Приведенное ускорение центров масс участков зi определяем по формуле [ 10, С.107]

зi=Ri. (3.82)

где Ri - относительное перемещение центра масс i-того участка, м;

mi - коэффициент пульсации скоростного напора ветра;

Рсi - статическая составляющая ветровой нагрузки, Н;

Мi - масса i-того участка аппарата, кг.

Найдем значение частного . (3.83)

0,75•10-5•0,325•6,61•10-3+5,83•10-5•0,34•7,87•10-3+12,74•10-5•0,375Ч

Ч4,68•10-3=39,57•10-8,

(0,75•10-5)2•0,123+(5,83•10-5)2•0,123+(12,74•10-5)2•0,069=0,15•10-8.

==263,8.

Тогда

з1=0,75•10-5•263,8=1,97•10-3;

з2=5,83•10-5•263,8=15,38•10-3;

з3=12,74•10-5•263,8=33,61•10-3;

Динамическую составляющую ветровой нагрузки Рдi, МН, определяем по формуле согласно [10, С.104]

Рдi=0,75•Мi•о•зi , (3.84)

где о - коэффициент динамичности, определяемый согласно [10, С.104]

в зависимости от параметра е, определяемого по формуле [10, С.104]

е=Т• , (3.85)

е=0,27•=0,19•10-4,

тогда принимаем о=3,6.

Подставляем значения в формулу (3.84).

Рд1=0,75•0,087•3,6•1,97•10-3=0,46•10-3 МН;

Рд2=0,75•0,087•3,6•15,38•10-3=3,61•10-3 МН;

Рд3=0,75•0,049•3,6•33,61•10-3=4,45•10-3 МН;

Ветровую нагрузку , действующую на зоны аппарата, Рi, МН, определяем по формуле [10, С.104]

Рi=Pci+Pдi , (3.86)

где Pci - статическая составляющая ветровой нагрузки, Н;

Pдi - динамическая составляющая ветровой нагрузки, Н.

Р1=6,61•10-3+0,46•10-3=7,07•10-3 МН;

P2=7,87•10-3+3,61•10-3=11,48•10-3 МН;

Р3=4,68•10-3+4,45•10-3=9,13•10-3 МН;

Ветровой момент, действующий на аппарат относительно опорной поверхности фундаментного кольца Мв, МН•м, находим по формуле [10, С.107]

Мв=, (3.87)

Мв=7,07•10-3•5+11,48•10-3•15+9,13•10-3•22,785=416•10-3 МН•м.

Опорную площадь фундаментного кольца F, м2, определяем по формуле [10, С. 108]

F=•(D21 - D22), (3.88)

где D1 - наружный диаметр опорного фундаментного кольца, м;

D2 - внутренний диаметр опорного фундаментного кольца, м.

F=(3,962 - 3,402)=3,235 м2.

Момент сопротивление W, МН•м, определяем по формуле согласно

[10, С. 108]

W=, (3.89)

W==3,24 МН•м.

Максимальное напряжение на опорной поверхности фундаментного кольца умах, МПа, определяем по формуле [10, С. 108]

умах=, (3.90)

умах=0,18 МПа.

Толщину фундаментного кольца дк, м, определяем по формуле [10, С.108]

ц•b•

дк=мах (3.91)

S+0,006

где ц - коэффициент прочности сварного шва, согласно [10, С.101] принимаем

ц=1,0;

b - длина выступающей части кольца, м, определяем по формуле [10, С. 108]

b=, (3.92)

b==0,47 м;

Для материала кольца марки сталь 3 , МПа, приняли согласно [7,C.11]

= 140 МПа.

тогда

1,0•0,47•=0,029

дк=мах 0,014+0,006=0,02 м.

дк = 0,029

Минимальное напряжение на опорной поверхности фундаментного кольца уmin, МПа, определяем по формуле [10, С.109]

уmin=, (3.93)

уmin== - 0,229 МПа.

В этом случае болты работают на растяжение.

Внутренний диаметр резьбы фундаментного болта d0, м, определяем по формуле [10, С.110]

d0=+С0, (3.94)

где [у]б20 - допускаемое напряжение материала болта при плюс 20 °С, МПа,для стали 20, согласно [14, С.10]

[у]б20=147 МПа;

Число фундаментных болтов n приняли согласно [7,C.288]

n = 16.

С0 - прибавка на атмосферную коррозию, м, по рекомендации [10, С.110]

С0=0,03 м;

тогда

d0=+0,03=0,05 м.

Принимаем диаметр анкерных шпилек, согласно существующих нормалей

d0=0,052 м.

Напряжение ус, МПа, в сплошном сварном шве, крепящем корпус аппарата к конической опоре определяем согласно [10, С. 113] по формуле

ус=, (3.95)

где fc - площадь опасного сечения сварного шва, м2, определяется по формуле, согласно [10, С.114]

fc=р•Dн•0,7•S1, (3.96)

где Dн - наружный диаметр корпуса аппарата, м;

S1 - толщина опорной обечайки, м.

fc=3,14•3,028•0,7•0,014=0,093 м2;

Wc - момент сопротивления сварного шва, МН•м, определяемый по формуле [10, С. 114]

Wc=0,8•0,7•S1•Dн2, (3.97)

где S- толщина опорной обечайки, ;.

Dн - наружный диаметр корпуса аппарата, м.

Wc=0,8•0,7•0,014•3,0282=0,0722 МН•м;

М/ - изгибающий момент относительно сварного шва, определяется по формуле [10, С. 114]

М/=Р2(h1+h2/2-H1)+P3•(h1+h2+h3/2-H1) (3.98)

M/=11,26•10-3•(15-4,420)+10,81•10-3•(22,785-4,420)=0,318 МН/м.

Подставляем полученные значения в формулу (3.95).

ус==7,79 МПа.

Проверяем выполнение условия прочности согласно [10, С. 114]

ус?0,8•ц•[у]в, (3.99)

где ц - коэффициент прочности сварного шва, наиболее приемлема при монтаже электродуговая сварка, тогда согласно [6, С. 245]

ц=0,8;

[у]в - предел выносливости для материала опоры, стали 09Г2С, согласно [14, С. 287]

[у]в=480 МПа.

Подставляем значения в формулу (168).

7,79<0,8•0,8•480 МПа,

7,79<307,20 МПа.

Условие прочности сварного соединения выполняется.

Формула (3.99) применима при выполнении условия [10, С. 115]

, (3.100)

,

56,82<143.

Допускаемую осевую сжимающую силу Qдоп, МН, определяем согласно

[10, С. 115]

Qдоп=р•D•S•цc•[у]*, (3.101)

где [у]* - нормативно допускаемое напряжение для стали 09Г2С при температуре плюс 82 °С, согласно [14, С. 10]

[у]*=165 МПа;

[ц]c - коэффициент уменьшения допускаемого напряжения

[ц]с=1;

тогда

Qдоп=3,14•3•0,014•1•165=21,76 МН.

Допускаемый изгибающий момент Мдоп, МН•м, определяем по формуле

[10, С. 115]

Мдоп=0,785•Кu•E•D•(S - C)2, (3.102)

где Кu - коэффициент , принимаемый согласно [10, С. 115]

Кu=0,17 ,

Тогда

Мдоп=0,785•0,17•1,99•105•3•(0,014-0,0016)=12,25 МН•м.

Устойчивость опорной обечайки проверяем согласно [10, С. 115] по формуле

, (3.103)

,

0,037 < 1.

Условие устойчивости выполняется.

3.3 Основные указания по демонтажу, монтажу и ремонту оборудования ректификационного узла

При проектировании оборудования приходиться учитывать требования эксплуатации (технического обслуживания) и монтажа оборудования. Ремонтопригодность оборудования и метод монтажа закладываются при проектировании оборудования.

Основным оборудованием ректификационного узла являются: ректификационная колонна, ёмкость - конденсатосборник, теплообменники.

При проведении монтажных работ наибольшую сложность вызовет монтаж колонны, имеющей большие габаритные размеры. Учитывая большую высоту колонны, сложность доставки до места установки и сложность монтажа, изготавливаем колонну из трех частей с последующей сборкой в процессе монтажа.

Монтаж колонны должна вести специализированная монтажная организация. В проекте производства работ ( ППР ) должно предусматриваться решение следующих организационно - технических вопросов: первоочередное выполнение подготовительных и общеплощадочных работ, организация площадок для складирования и укрупнительной сборки, последовательность монтажа, поточность производства монтажных работ, безопасность монтажных работ. На основе ППР должна быть разработана технологическая карта ( схема ) монтажа.

При монтаже укрупненными блоками после установки в проектное положение очередного блока проводиться монтаж тарелок, металлоконструкций, обслуживающих площадок. После этого монтируется следующий блок.

Монтаж тарелок начинается с установки опорных элементов, горизонтальность установки которых проверяется с помощью рейки и уровня. Детали тарелок подаются на монтаж стреловым краном или краном - укосиной, устанавливаемым для этой цели на колонне. После сборки всех элементов каждая тарелка проверяется на барботаж. Для этой цели закрываются все люки, расположенные ниже контролируемой тарелки, тарелка заливается водой, в нижнюю часть колонны подается воздух от вентилятора или компрессора. Равномерность барботажа контролируется визуально.

Цельносварные колонны при ремонте не демонтируются. Демонтируются только внутренние устройства колонн. После подготовительных операций (пропарка, промывка) открываются люки колонны. Люки нужно открывать в строгой последовательности, начиная с верхнего, когда колонна находится под паром, для предотвращения тока воздуха через колонну при одновременном открытии верхнего и нижнего люка.

После пропаривания колонна промывается водой и проветривается. Проветривание необходимо для охлаждения колонны и доведения концентраций продуктов до допустимых значений. После окончания проветривания нужно провести анализ проб воздуха, взятых из колонны на разных высотных отмтках. К работам внутри колонны разрешается приступать только тогда, когда анализ покажет, что концентрация вредных газов и паров не превышает предельно допустимых санитарных норм.

Тарелки разбираются внутри колонны, выносятся через люки на обслуживающие площадки и транспортируются для чистки и ремонта. Спуск секций тарелок производится с помощью крана - укосины. Кран - укосина через систему направляющих роликов и блоков соединяется с лебедкой, установленной на земле на необходимом расстоянии от работающих аппаратов и ремонтируемой колоны. Лебедка должна иметь барабан с необходимой канатоемкостью и обеспечивать через кран - укосину подъем груза непосредственно с нулевой отметки.

Выявление дефектов корпуса, требующее высокой квалификации, включает визуальный осмотр для определения общего состояния корпуса и участков, подверженных наибольшему износу; измерение остаточной толщины корпуса с помощью ультразвуковых дефектоскопов, путем микрометрирования и контрольного просверливания отверстий; проверку на плотность сварных швов и разъемных соединений и т. д.

По характеру обнаруженного дефекта устанавливают содержание и способ монтажа корпуса. Неплотные сварные швы вырубают, зачищают и заваривают соответствующим электродом. Весьма важно правильное перекрывание нового и старого швов.

Изношенные штуцера и люки вырезают и заменяют новыми с обязательной установкой укрепляющих колец. Желательно, чтобы укрепляющие кольца новых штуцеров имели несколько больший диаметр, чем старые : это позволяет приваривать их в новом месте. Ремонту подвергают все штуцера, сигнальные отверстия на укрепляющих кольцах которых во время эксплуатации были заглушены пробками.

При каждом ремонте измеряют фактическую толщину стенки корпуса эксплуатируемого колонного аппарата. Наиболее изношенные участки корпуса колонны вырезают, а на их место ставят новый участок, заранее свальцованный по радиусу колонны. Сварку производят встык. Вырезание больших участков корпуса может привести к ослаблению сечения и нарушения устойчивости. Поэтому до вырезания дефектного участка его укрепляют стойками, устанавливаемыми внутри или снаружи.

Промежуточные обечайки легко заменяют следующим образом. Устанавливают подъёмные мачты, удерживающие верхнюю, неповрежденную часть колонны, отделяют эту часть от поврежденного участка газорезкой и опускают на землю. Поврежденную часть колонны стропят и с помощью тех же мачт опускают на землю. Заранее подготовленную новую часть колонны поднимают и стыкуют с нижней частью колонны, затем поднимают верхнюю ее часть. После проверки монтируемых частей заваривают оба стыковых шва.

Список использованных источников

1. Александров И. А. Ректификационные и абсорбционные аппараты. Методы расчета и конструирования. - М.: Химия, 1971. - 296 с.

2. Бакиев А.В. Технология аппаратостроения: Учебное пособие. - Уфа: Издательство УГНТУ, 1995. - 297 с.

3. Бахтигареева Л. Т. Экономическое обоснование дипломных проектов. Методические указания. - Уфа: Издательство УГНТУ, 1993. - 24 с.

4. Зайцев Н. Л. Экономика промышленного предприятия. Практикум: Учеб-ное пособие. - М.: ИНФРА - М, 2001. - 192 с.

5. Зайцев Н. Л. Экономика промышленного предприятия: Учебное пособие. - М.: ИНФРА - М, 1996. - 284 с.

6. Кузмак Е. М. Основы технологии аппаратостроения: Учебное пособие. - М.: Недра, 1967. - 468 с.

7. Лащинский А. А. Конструирование сварных химических аппаратов: Cп-равочник. - Л.; Машиностроение, 1981. - 382 с., ил.

8. Ошин Л. А. Промышленные хлорорганические продукты: Справочник. - М.: Химия, 1978. - 656 с., ил.

9. Фарамазов С. А. Ремонт и монтаж оборудования химических и нефтеперерабатывающих заводов: Учебник для техникумов. 3-е изд., перераб. и доп. М.: Химия, 1988. - 304 с.

10. Вихман Г.Л., Круглов С.А. Основы конструирования аппаратов и машин нефтеперерабатывающих заводов: Учебник для студентов вузов. - М.: Машиностроение. 1978.- 328с.: ил.

11. Ермаков В. И., Шеин В. С. Ремонт и монтаж химического оборудования: Учебное пособие для ВУЗов. - Л.: Химия, 1981. - 368 с., ил.

12. Панов А. К., Ильина Т. Ф., Фетисова И. Н. Методические указания к расчету бинарной ректификации. - Уфа: Издательство УГНТУ. 1992. - 24 с.

13. Шувалов В. В., Огаджанов Г. А., Голубятников В. А. Автоматизация производственных процессов в химической промышленности. - М.: Химия, 1991. - 480 с.

14. Михалев М. Ф., Третьяков Н. П., Мильченко А. И., Зобнин В. В. Расчет и конструирование машин и аппаратов химических производств: Примеры и задачи: Учебное пособие для студентов ВТУЗов. - Л.: Машиностроение, 1984. - 304 с., ил.

15. Борисов Г. С., Брыков В. П., Дытнерский Ю. И. и др. Основные процессы и аппараты химической технологии. Пособие по проектированию. - М.: Химия, 1991. - 496 с.

16. Гусев Ю. И., Карасев И. Н., Кольман - Иванов Э. Э. Конструирование и расчет машин химических производств. - М.: Машиностроение, 1985. - 408 с., ил.

17. Доманский И. В., Исаков В. П., Островский Г. М. и др.; Под общей редакцией Соколова В. Н. Машины и аппараты химических производств: Примеры и задачи. - Л.: Машиностроение, 1982. - 384 с., ил.

18. Рабинович Г. Г, Рябых П. М., Хохряков П. А. и др.; Под общей редакцией Судакова Е. Н. Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки: Cправочник. - М.: - Химия, 1979. - 568 с., ил.

19. Макаров Г.В., Васин А.Я., Маринина Л.К. и др. Охрана труда в химической промышленности. - М.: Химия, 1989.- 469с.

20. А. с. 584865 СССР МКИ В 01 D 3/30. Контактное устройство для тепломассобменных аппаратов и реакторов/ Ю. Г. Шалахман, В. М. Задорский, В. В. Солодовников, В. Д. Егоркин - Заявлено 04.08.76 г. №2393786/23 - 26: Опубликовано 1977 г. Бюллетень ,,Открытия и изобретения” ВИНИТИ № 47.

21. А. с. 560625 СССР МКИ В 01 D 3/30; В 01 D 3/26. Массообменная вихревая тарелка/ И. М. Аношин, Н. П. Рябченко, П. П. Любченков - Заявлено 22.03.76 № 2336632/26:

Размещено на Allbest.ru