Разработка установки для переработки отходов слюдопластового производства на Слюдяной фабрике

V_c = 3,14•0,305•0,375•0,257•10^-4•2710•0,2 =(3.4.10)

= 0,005 м³/с = 18 м³/ч.

Плотность суспензии была определена по формуле:

с_с = (с_т?с_ж)/(с_т - (с_т - с_ж)•x_m),(3.4.11)

где x_m- массовая концентрация твердой фазы, равная 50%.

с_с = (2700•1000)/(2700 - (2700 - 1000)•0,5) = 1495 кг/м³. (3.4.12)

Производительность центрифуги по твердому осадку при V_c = 18 м³/ч была определена по формуле:

G_т = V_c•с_с•x_m,(3.4.13)

G_т = 18•1495•0,5 = 13131 кг/ч.(3.4.14)

Полученное значение производительности по осадку

G_т = 13131 кг/ч >G_тmax = 500 кг/ч.(3.4.15)

В этом случае рабочую производительность по осадку принимаем:

G_тр = 0,5•G_тmax = 0,5•500 = 250 кг/ч. (3.4.16)

Тогда максимальная производительность по суспензии:

V_c = G_тр/(с_с•x_m),(3.4.17)

V_c = 250/(1495•0,5) = 0,343 м³/ч.(3.4.18)

Требуемое количество центрифуг:

z = V_тр/V_c, (3.4.19)

где V_тр- требуемая производительность по суспензии, равная 0,196 м³/ч(3.2.2).

z = 0,196/0,343 = 0,6. (3.4.20)

Таким образом, для установки принимаем одну центрифугу ОГШ-35.[13]



3.5 Расчет сушилки с кипящим слоем

3.5.1 Материальный и тепловой баланс процесса горения

В сушильной установке с кипящим слоем подогрев сушильного агента осуществляется за счет сжигания газообразного топлива с высоким избытком воздуха в топке. При этом требуемая температура сушильного агента обеспечивается за счет дополнительного смешения продуктов сгорания и воздуха перед сушильной камерой.

Целью расчета является определение состава сушильного агента (смеси продуктов сгорания и воздуха), влагосодержания и энтальпии. Исходными данными являются элементарный состав топлива и температура газов перед сушилкой. Основой для расчета являются уравнения материального и теплового баланса процесса горения, учитывающие изменения теплоемкости газов в зависимости от температуры.

Требуемые для расчета параметры воздуха - энтальпия h₀ и влагосодержание x₀ определяем по h-x диаграмме влажного воздуха: h₀ = 38 кДж/кг;x₀ = 9•10^-3кг/кг.

3.5.1.1Сжигание газообразного топлива

В качестве теплоносителя используем топочный газ, образующийся при горении газообразного топлива. В таблице 3.5.1.1.1 представлен состав используемого природного газа.

Таблица3.5.1.1.1

Состав топлива

Компонент газа	CH4	C2H6	C3H8	C4H10	CO2	N2
Объемное содержание данного компонента yi, %	98,7	0,35	0,12	0,06	0,1	0,67

Теоретически необходимое количество воздуха для сжигания 1 м³ газа:



V⁰=0,0476 [yH₂/2 + yCO/2 + yH₂S + (3.5.1.1.1)

+ ?(m+n/4)yC_mH_n - yO₂],

гдеy_i- объемное содержание данного компонента, %.

Так как используемый газ не содержит в себе H₂, O₂иH₂S, то в соответствии с уравнением (1) имеем:

V⁰= 0,0476 [(1+4/4)98,7 + (2+6/4)0,35 + (3.5.1.1.2)

+ (3+8/4)0,12 + (4+10/4)0,06]= 9,5 м³/м³.

Находим объем дымовых газов.

Теоретический объем азота:

V⁰N₂=0,79V⁰ + 0,01yN₂,(3.5.1.1.3)

V⁰N₂=0,79•9,5 + 0,01•0,67=7,5 м³/м³. (3.5.1.1.4)

Объем трехатомных газов:

VRO₂=0,01•(yCO₂ + yCO + yH₂S +?myC_mH_n), (3.5.1.1.5)

VRO₂=0,01[(1•98,7 + 2•0,35 + 3•0,12 +(3.5.1.1.6)

+ 4•0,06 + 0,1)]=1,0 м³/м³.

Теоретический объем водяных паров:

V⁰H₂O=0,01(yH₂S+?(n/2)yC_mH_n) + 1,61V⁰•x₀, (3.5.1.1.7)

гдеV⁰ - теоретически необходимое количество воздуха для сжигания 1 м³ газа, равное 9,5 м³/м³,

x₀ - влагосодержание воздуха, равное 9•10^-3кг/кг.



V⁰H₂O=0,01(2•98,7 + 3•0,35 + 4•0,12 + 5•0,06) +(3.5.1.1.8)

+ 1,61•9,5•9•10^-3= 2,13 м³/м³.

Низшая теплота сгорания газового топлива определяется на 1м³ газа при нормальных условиях через теплоты сгорания составляющих его компонентов:

Q^c_н= 358,2•yCH₄ + 637,5•yC₂H₅ + 912,5•yC₃H₈ +(3.5.1.1.9)

+ 711,7•yC₄H₁₀ + 126,4•yCO,

Q^c_н = 358,2•98,7 + 637,5•0,35 + 912,5 •0,12 +(3.5.1.1.10)

+ 711,7•0,06 + 126,4•0,1 = 35742,31 кДж/м³.

3.5.1.2 Определение избытка воздуха и параметров смеси

Коэффициент избытка воздуха б определяется из уравнения теплового баланса, записанного для условий адиабатного сжигания:

Q_цв + Q^c_н = h_г,(3.5.1.2.1)

Q^c_н + б? V⁰•c_в•t₀ = h_г⁰ + (б-1)•h⁰_в,(3.5.1.2.2)

где c_в - теплоемкость воздуха, кДж/м³К,

h⁰_в - энтальпия теоретически необходимого количества воздуха при температуре t=t₁, °С.

Здесь энтальпия газов h_г⁰ при б=1 и температуре газов t=t₁ определяется выражением:

h_г⁰=VRO₂• с_RO2• t₁ + V⁰H₂O• c_H2O • t₁ +(3.5.1.2.3)

+V⁰N₂• c_N2• t_1, кДж/м³.

При расчете необходимо учитывать зависимость теплоемкости от температуры для газовых компонентов в следующем виде:

Теплоемкость сухих трехатомных газов

с_RO2=1,6 + 0,00088• t₁,(3.5.1.2.4)

гдеt₁- температура теплоносителя на входе в сушилку, равная 330°С,

с_RO2=1,6 + 0, 00088•330 = 1,89 кДж/м³К.(3.5.1.2.5)

Теплоемкость азота

c_N2 = 1,29 + 0,000202• t₁,(3.5.1.2.6)

c_N2 = 1,29 + 0,000202• 330 = 1,36 кДж/м³К. (3.5.1.2.7)

Теплоемкость водяных паров

c_H2O= 1,49+0,00016• t₁,(3.5.1.2.8)

c_H2O= 1,49+0,00016• 330 = 1,54 кДж/м³К.(3.5.1.2.9)

Теплоемкость воздуха

c_в = 1, 319 + 0, 000078• t₁,(3.5.1.2.10)

c_в = 1, 319 + 0, 000078• 330 = 1, 34 кДж/м³К.(3.5.1.2.11)

Энтальпия теоретически необходимого количества воздуха при температуре t=t₁, °С:

h⁰_в = V⁰• c_в • t₁,(3.5.1.2.12)

h⁰_в = 9,5•1,34•330 = 4200 кДж/м³.(3.5.1.2.13)

Таким образом, уравнение (3.5.1.2.3) принимает вид:

h_г⁰= 1,0•1,89•330 + 2, 13•1,54•330 + (3.5.1.2.14)

+ 7,5•1,36•330 = 5072 кДж/м³.

Физическая теплота воздуха:

Qц_в = б?V⁰• c_в•t₀,(3.5.1.2.15)

где V⁰ - теоретически необходимое количество воздуха для сжигания 1 м³ газа, равное 9,5 м³/м³(3.5.1.1.2).

Qц_в = б?9,5?1,34?20 = 255?б кДж/м³.(3.5.1.2.16)

Определяем избыток воздуха из уравнения (3.5.1.2.2):

б = (Q^c_н - h_г⁰ + h⁰_в )/(h⁰_в - V⁰• c_в•t₀),(3.5.1.2.17)

где Q^c_н - низшая теплота сгорания газового топлива определяется на 1м³ газа при нормальных условиях, равная 35742,31 кДж/м³(3.5.1.1.10).

б = (35742,31 - 5072 + (3.5.1.2.18)

+ 4200)/(4200 - 255) = 8,84.

Тогда действительный объем водяных паров при избытке воздуха будет равен:

VH₂O = V⁰H₂O + 1, 61(б - 1) V⁰•x₀,(3.5.1.2.19)

где x₀ -влагосодержание определяемое по h-x диаграмме влажного воздуха, равное 9•10^-3кг/кг.



VH₂O = 2, 13 + 1, 61(8,84 - 1)*(3.5.1.2.20)

*9,5•9•10^-3 = 3,2 м³/м³.

Объем сухих дымовых газов:

Vс.г. = VRO₂ + V⁰N₂ +(б - 1) V⁰,(3.5.1.2.21)

где VRO₂- объем трехатомных газов,м³/м³;

V⁰N₂ - теоретический объем азота, м³/м³.

Vс.г. = 1,0 + 7,5 + (8,84 - 1)• 9,5 = 82,98 м³/м³. (3.5.1.2.22)

Найдем плотность отдельных компонентов при данном давлении (Р = 101, 325 кПа) и температуре из уравнения состояния идеального газа:

с_i = (P•м_i)/[R•( t₁ + 273)],(3.5.1.2.23)

где м_i- молярная масса компонентов газа.

Плотность воздуха:

с_в = (P•м_в)/[R•( t₁ + 273)],(3.5.1.2.24)

с_в = (101325•28,8)/[8314•(330+ 273)] = 0, 582 кг/м³. (3.5.1.2.25)

Плотность азота:

с_N2 = (P•м_N2)/[R•( t₁ + 273)],(3.5.1.2.26)

с_N2 = (101325•28)/[8314•(330+ 273)] = 0, 566 кг/м³. (3.5.1.2.27)

Плотность сухих трехатомных газов:

с_RO2 = (P•м_RO2)/[R•( t₁ + 273)],(3.5.1.2.28)

с_RO2 = (101325•44)/[8314•(330+ 273)] = 0, 889 кг/м³. (3.5.1.2.29)

Плотность сухих дымовых газов:

с с.г. = (?с_i•Vi)/Vс.г.,(3.5.1.2.30)

с с.г. = [(0, 889•1,0) + (0, 566•7,5) + (3.5.1.2.31)

+ (0, 582•(8, 84 - 1)• 9,5)]/82, 98 =0, 584 кг/м³.

Плотность водяных паров:

сH₂O = (P•мH₂O)/[R•( t₁ + 273)], (3.5.1.2.32)

сH₂O = (101325•18)/[8314•(330+ 273)] = 0, 364 кг/м³. (3.5.1.2.33)

Влагосодержание теплоносителя на входе в сушильную камеру при заданной температуре t₁ определяем из выражения:

x₁ = (VH₂O/Vс.г.)?( сH₂O/сс.г.),(3.5.1.2.34)

гдеVH₂O - действительный объем водяных паров при избытке воздуха, равный 3,2 м³/м³,

Vс.г. - объем сухих дымовых газов, равный 82,98 м³/м³ (3.5.1.2.22).

x₁ = (3,2 / 82, 98)•( 0, 364 / 0, 584) = 0, 024 кг/кг. (3.5.1.2.35)

По h-x диаграмме влажного воздуха(рисунок3.5.1.2.1) при известных температуре t₁, равной 330°, и влагосодержании x₁, равному 0, 024,определяем энтальпию газов перед сушильной установкой:h₁ = 400 кДж/кг.



Рисунок 3.5.1.2.1.Нахождение энтальпии по h-x диаграмме влажного воздуха

3.5.2 Тепловой и материальный баланс процесса сушки

При известной производительности по сухому продукту G₂, равной 143 кг/ч, и конечной влажности по сухому продукту U₂, равной 1 %, количество испаренной влаги определяют как:

W = G₂•[(U₁-U₂)/(100-U₁)],(3.5.2.1)

где U₁ - начальная влажность слюды, влажность после процесса центрифугирования, равная 30 %.



W = (143/3600)•[(30 - 1)/(100-30)] =(3.5.2.2)

= 0,0164 кг/с.

Расход исходного материала:

G₁ = G₂ + W,(3.5.2.3)

G₁ = (143/3600) + 0, 0164 = 0,056 кг/с. (3.5.2.4)

Конечное влагосодержание для теоретической установки находим по h-x диаграмме влажного воздуха (рисунок 3.5.2.1). Необходимо построить процесс сушки. Построение производится по расчетным параметрам наружного воздуха ц₀ и t₀, состояния сушильного агента перед камерой x₁ и t₁ и его температуры на выходе из сушильной установки t₂.

Точка 0 на рисунке 3 соответствует состоянию воздуха, поступающего в топку. Условно процесс в топке и камере смешения изображается прямой 0-1. Точка 1 определяется по температуре t₁ и рассчитанному влагосодержанию х₁. От точки 1 проводим линию h = const до изотермы t₂ и определяем конечное влагосодержание х'₂ для идеальной (без теплопотерь) сушильной установки. х'₂ = 0, 115 кг/кг.

Расход теплоносителя на испарение 1 кг влаги в теоретической сушилке:

?₁ = 1 / (х'₂ - х₁),(3.5.2.5)

?₁= 1 / (0, 115 - 0, 024) = 10, 99 кг/кг влаги.(3.5.2.6)

Расход теплоты на испарение 1 кг влаги в теоретической сушилке:

q₁ = ?₁ (h₁ - h₀),(3.5.2.7)

гдеh₁ - энтальпия газов перед сушильной установкой, равная 400 кДж/кг,

h₀- начальная энтальпия воздуха, равная 38 кДж/кг.

q₁ = 10, 99 (400 - 38) = 3978 кДж/кг влаги.(3.5.2.8)

Рисунок 3.5.2.1. Нахождение х'₂ и x₂по h-x диаграмме влажного воздуха

Количество теплоты, необходимое для испарения 1 кг влаги и подогрева продукта от начальной до конечной температурыq_м с учетом теплопотерь в окружающую среду q₅ определяется из уравнения теплового баланса:

q = ?₁ (h₁ - h₀) + q₅ + q_м - t₀•CH₂O, кДж/кг влаги, (3.5.2.9)

где ?₁(h₁ - h₀) - расход теплоты для теоретической сушилки;

q_м- расход теплоты на нагрев материала;

q₅- потери теплоты в окружающую среду;

t₀•CH₂O- физическая теплота влаги, вводимая с материалом, подлежащим сушке.

Тогда отклонение процесса в реальной сушильной установке от идеальной может быть определено:

? = t₀•CH₂O - q₅ - q_м , кДж/кг влаги. (3.5.2.10)

Потери теплоты в окружающую среду:

q₅ = 0,1 q₁,(3.5.2.11)

q₅ = 0,1•3978 = 398 кДж/кг.(3.5.2.12)

Потери теплоты на нагрев материала:

q_м = (G₂•с_с/W)•( t₂ - t_с ), (3.5.2.13)

где c_с - теплоемкость сухой слюды, равная 0, 88 кДж/кг,

t_с - начальная температура слюды, равная 20°С;

q_м = ((143/3600)• 0,88 / 0,0164)•(100 - 20) = (3.5.2.14)

= 170 кДж/кг.

Тогда отклонение процесса от теоретического по (3.5.2.10):

? = (1,49+0,00016•20)•20 - 398 - 170 = (3.5.2.15)

= 538 кДж/кг.

Переходим к построению реального процесса сушки (рисунок 3.5.2.1). Для этого из точки 2 на рисунке 3.5.2.1 откладываем отрезок вниз, равный ?/?₁ = 49 кДж/кг (точка 3). Из полученной точки проводится прямая 1-3. Конечная точка действительного процесса определяется пересечением данной политропы с изотермой t₂. Далее определяем энтальпию газов на выходе из сушильной установки и истинное значение влагосодержания x₂:x₂ = 0,095 кг/кг.

Расход теплоносителя на испарение 1 кг влаги в реальной сушильной установке:

? = /(х₂ - х₁),(3.5.2.16)

гдех₁ - влагосодержание теплоносителя на входе в сушильную камеру при заданной температуре t₁ = 330° С, равное 0, 024 кг/кг.

?= 1/(0,095 - 0,024) = 14,08 кг/кг влаги.(3.5.2.17)

Массовый расход свежего теплоносителя:

L = ?•W,(3.5.2.18)

L = 14,08•0,0164 = 0,23 кг/с.(3.5.2.19)

Тогда расход теплоты на сушку:

Q = L(h₁ - h₀), (3.5.2.20)

Q = 0,23•(400 - 38) = 83,3 кВт.(3.5.2.21)

Расход топлива при сушке дымовыми газами с учетом потерь теплоты в камере сгорания:

В = Q / Q^c_н•1, 05,(3.5.2.22)

B = (83,3 / 35742,31)•1,05 = 8,64м³/ч. (3.5.2.23)

3.5.3 Тепловой конструктивный расчет

Тепловой конструктивный расчет проводится для определения основных габаритных размеров аппарата.

Поскольку теплообмен между газом и частицами в кипящем слое заканчивается на высоте равной двум-трем диаметрам частиц слюды, то расчет скорости псевдоожижения проводим при температуре, равной температуре кипящего слоя. При этом средняя плотность газов в слое:

с_г = сс.г. ((t₁ + 273)/(t₂ + 273)),(3.5.3.1)

с_г = 0,584 ((330 + 273)/(100 + 273)) = 0,944 кг/м³. (3.5.3.2)

Находим по таблице3.5.3.1 кинематический коэффициент вязкости газа:

х_г = 23,9•10^-6 м²/с.

Таблица 3.5.3.1

Зависимость кинематического коэффициента вязкости газа от его температуры при давлении, близком к атмосферному

tг, °C	100	120	140	160	180	200	250	300	350
хг• 10-6, м2/с	23,9	26,2	28,7	31,0	33,5	36,0	42,8	49,9	57,3

Определим критерий Архимеда для частицы:

Ar = [(g•d³)/х_г²] • [(с_с - с_г)/с_г] ,(3.5.3.3)

где d- средний размер частиц слоя, равный 0,3 мм;

с_с- плотность слюды флогопит, равная 2700 кг/м³.

Ar = [(9,81•0,3³•10^-9)/2,39² • 10^-10]* (3.5.3.4)

*[(2700 - 0,944)/0,944] = 1326.

Определяем критерий Рейнольдса, соответствующий началу ожижения слоя:

Re_кр= (Ar•е₀^4,75)/(18 + 0,61•(Ar•е₀^4,75)^0,5), (3.5.3.5)

гдее₀- порозность насыпного слоя, равная 0,6.

Re_кр= (1326•0,6^4,75)/(18 + 0,61•(1326•0,6^4,75)^0,5) = 4,76.(3.5.3.6)

Тогда скорость ожижения равна:

щ_кр= Re_кр ?( х_г/d),(3.5.3.7)

щ_кр= 4,76•(23,9 • 10^-6/0,3•10^-3) = 0,37 м/с.(3.5.3.8)

Принимаем значение порозности в рабочих условиях е=0,8.

Определяем критерий Рейнольдса в рабочих условиях:

Re_р= (1326•0,8^4,75)/(18 + 0,61•(1326•0,8^4,75)^0,5) = 14,76.(3.5.3.9)

Рабочая скорость подачи газа:

щ_р = Re_р?( х_г/d),(3.5.3.10)

щ_р = 14,76(23,9 • 10^-6/0,3•10^-3) = 1,17 м/с.(3.5.3.11)

Число псевдоожижения в рабочих условиях:

W_р = щ_р/щ_кр,(3.5.3.12)

W_р = 1,17/0,37 = 3,16.(3.5.3.13)

Среднее влагосодержание газа:

x_г=(x₁ + x₂)/2,(3.5.3.14)

гдеx₁ - влагосодержание теплоносителя на входе в сушильную камеру при заданной температуре t₁ = 330° С, равное 0, 024 кг/кг;

x₂ - истинное значение влагосодержания, равное 0,095 кг/кг.

x_г = (0, 024 + 0,095)/2 = 0,06 кг/кг.(3.5.3.15)

Определим площадь газораспределительной решетки:

S = (L•(1 + x_г))/( с_г? щ_р),(3.5.3.16)

где L - массовый расход свежего теплоносителя, равный 0, 23 кг/с (3.5.2.19).

S = (0, 23•(1 + 0,06))/(0,944•1,17) = 0,22 м².(3.5.3.17)

Из условия устойчивого псевдоожижения принимаем высоту насыпного слоя H₀=0,3 м.

Тогда масса сухого продукта, находящегося на решетке:

G_с=с_с?(1-е₀)•S• H₀,(3.5.3.18)

G_с = 2700•(1 - 0,6)•0,22•0,3 = 71,3 кг.(3.5.3.19)

Тогда время пребывания частиц в кипящем слое, необходимое для полного протекания процесса сушки:

ф = G_с/G₂,(3.5.3.20)

где G₂ - производительность по сухому продукту, равная 143 кг/ч.

ф =71,3/(143/3600) = 1795 с. (3.5.3.21)

Определяем высоту кипящего слоя в рабочих условиях:

H = H₀?((1 - е₀)/(1 - е)),(3.5.3.22)

H = 0,3•((1 - 0,6)/(1 - 0,7)) = 0,4 м.(3.5.3.23)

Тогда высота сепарационной зоны аппарата:

H_сеп = 4•Н,(3.5.3.24)

H_сеп = 4•0,4 = 1,6 м.(3.5.3.25)

Определяем конструктивную высоту аппарата от газораспределительной решетки до газохода:

H_а = H_сеп + Н,(3.5.3.26)

H_а = 1,6 + 0,4 = 2 м.(3.5.3.27)

Диаметр аппарата:

D₁ = ((4•S)/р)^0,5,(3.5.3.28)

D₁ = ((4•0,22)/3,14)^0,5 = 0,53 м.(3.5.3.29)

Газораспределительная решетка является наиболее ответственным узлом аппарата, от ее работы зависит качество псевдоожижения и, следовательно, интенсивность сушки. На рисунке3.5.3.1 представлена конструкция наиболее распространенного типа колпачковой газораспределительной решетки для сушилок с кипящим слоем.

Рисунок 3.5.3.1. Конструкция наиболее распространенного типа колпачковой газораспределительной решетки

Размерыd₁, H₁, H₂ принимаются конструктивно ( d₁ = 3050 мм, H₂ = 2050 мм, H₁ = 50 100 мм). Шаг s₁ между колпачками выбирается в пределах от 150 до 250 мм. Число отверстий в колпачках n₀- от 4 до 16. Диаметр центрального отверстия колпачкаd₂ должен быть таким, чтобы скорость движения газа в нем составляла щ_г= 2530 м/с.

Принимаем общее число колпачков N = 9 при шаге s₁ = 150 и число отверстий в каждом колпачке n₀ = 16, щ_г= 25 м/с.

Тогда при скорости истечения щ_ист45 м/с диаметр отверстия:

d₀ = ((4•L)/(р•с_с.г.• щ_ист •N• n₀))^0,5,(3.5.3.30)

гдес_с.г. - плотность сухих дымовых газов, равная 0, 584 кг/м³.

d₀ = ((4•0,23)/(3,14•0,584•45•9•16)) ^0,5 = 0,0088 м. (3.5.3.31)

Диаметр центрального отверстия колпачка:

d₂ = ((4•L)/(р•с_с.г.• щ_г •N))^0,5,(3.5.3.32)

d₂ = ((4•0,23)/(3,14•0,584•25•9)) ^0,5 = 0,047 м. (3.5.3.33)



Отношение площадей отверстий:

n = щ_г/щ_ист,(3.5.3.34)

n = 25/45 = 0,56. (3.5.3.35)

Живое сечение решетки:

ц = щ_р/щ_ист,(3.5.3.36)

ц = 1,17/45 = 0,026.(3.5.3.37)

Коэффициент гидродинамического сопротивления вычисляем по формуле:

ж= 1,55?ц^0,07•(2,9•n²•(d₀ / d₂)⁴ + 2,5)*(3.5.3.38)

*(щ_ист•d₀ / х_г)^-0,07,

ж= 1,55•0,02^0,07•(2,9•0,42²•(0,0088 / 0,047)⁴ + 2,5)* (3.5.3.39)

*(45•0,0088 / 23,9•10^-6)^-0,07 = 1,5.

Зная значение этого коэффициента, можем вычислить аэродинамическое сопротивление решетки:

Р_р = ж•(с_с.г.•щ_ист²/2),(3.5.3.40)

Р_р = 1,5•(0,584•45²/2) = 887 Па.(3.5.3.41)

Аэродинамическое сопротивление кипящего слоя:

Р_к.с. = Н•с_с•g(1 - е),(3.5.3.42)

где с_с - плотность слюды флогопит, равная 2700 кг/м³;

е - порозность в рабочих условиях, равная 0,8.

Р_к.с. = 0,4•2700•9,81•(1 - 0,7) = 3178 Па. (3.5.3.43)

Живое сечение решетки не должно превышать (в долях единицы) 0,05. Аэродинамическое сопротивление решетки должно составлять около 30% от сопротивления слоя. При несоответствии полученных параметров (ц и Р_р) данным требованиям необходимо задаться другой скоростью истечении щ_ист либо изменить конструктивные характеристики и повторить расчет.

Поскольку соотношение Р_к.с./Р_р = 3,5, расчет газораспределительной решетки считаем законченным. [5], [6], [7]

После проведенных расчетов необходимо определить, какой формы будет сушильная камера, для этого проверим условие уноса мелких частиц из аппарата. Принимает размер мелкой частицы равным 0,1 мм.

Тогда Критерий Архимеда для частиц с минимальным диаметром:

Ar = [(g•d_min³)/х_г²] • [(с_с - с_г)/с_г],(3.5.3.44)

где d_min- размер мелких частиц слоя, равный 0,1 мм;

с_с - плотность слюды флогопит, равная 2700 кг/м³;

с_г- средняя плотность газов в слое, равная 0,944 кг/м³;

х_г- кинематический коэффициент вязкости газа, равный 23,9•10^-6 м²/с.

Ar = [(9,81•0,1³•10^-9)/2,39² • 10^-10]*(3.5.3.45)

*[(2700 - 0,944)/0,944] = 49,2.

Определяем критерий Рейнольдса, соответствующий началу ожижения слоя:

Re= Ar/(18 + 0,61•(Ar^0,5)),(3.5.3.46)

Re= 49,2/(18 + 0,61•(49,2^0,5)) = 2,21.(3.5.3.47)



Тогда скорость витания частиц равна:

щ_в= Re?( х_г/d_min),(3.5.3.48)

щ_кр= 2,21•(23,9 • 10^-6/0,1•10^-3) = 0,53 м/с.(3.5.3.49)

Полученное значение скорости витания частиц меньше, чем рабочая скорость подачи газа по (3.5.3.11). Поэтому для снижения уноса частиц корпус сушильной камеры выполняем расширяющимся над газораспределительной решеткой.[8]

В результате выполненного расчета сушилка с кипящим слоем расширяющегося по высоте сечения имеет следующие характеристики:

диаметр аппарата D₁ = 0,53 м;

высота сепарационной зоны аппарата H_сеп = 1,6 м;

высота аппарата от газораспределительной решетки до газохода H_а = 2 м;

высота кипящего слояH = 0,4 м.

3.6 Подбор циклона

Циклон для улавливания уноса выбираем по объемному расходу газов на выходе из установки.

Объемный расход газа:

V₂ = (L•(1 + x₂)/с_г),(3.6.1)

гдеx₂ - истинное значение влагосодержания, равное 0,095 кг/кг, найденное по h-x диаграмме влажного воздуха в пункте 3.5.2;

с_г - средняя плотность газов в слое, равная 0,944 кг/м³(3.5.3.2).

V₂ = (0, 23•(1 + 0,095)/0,944) = 0,27 м³/с.(3.6.2)

Задаваясь скоростью газа на полное сечение цилиндрической камеры циклона щ_ц = 4 м/с, получаем ориентировочный диаметр циклона:

D_ц = ((4/р)?( V₂/щ_ц))^0,5,(3.6.3)

D_ц = ((4/3,14)•( 0,27/4))^0,5 = 0,24 м.(3.6.4)

Выбираем к установке 1 циклон ЦН-15-250, технические характеристики которого представлены в таблице 3.6.1.

Таблица 3.6.1

Технические характеристики ЦН-15-250

Производительность по воздуху, м3/ч	828954
Диаметр, мм	250
Высота, мм	1140
Масса, кг	79

3.7 Подбор фильтра

Подбор рукавного фильтра осуществляем по поверхности фильтрации F_ф.

Учитывая неагрессивность газов, принимаем фильтровальную ткань (лавсан с начесом), допускающую максимальную температуру газа около 130°. Примем температуру газа на входе в фильтр (после смешения с подсасываемым воздухом) t_см= 70 °С.

Расход подсасываемого воздуха, обеспечивающего снижение температуры газа от t_г=100 до 70 °С:

V_п.в. = V₂?(с_г•(t_г - t_см)/с_в•(t_см - t_в)), (3.7.1)

гдеV₂ -объемный расход газа, равный 0,27 м³/с по (3.6.2);

с_г -плотность газа, равная 0,944 кг/мі;

с_в - плотность воздуха при нормальном атмосферном давлении и температуре 20 °С, равная 1,2 кг/мі;

t_в-температура воздуха, равная 20°С.

V_п.в. = 0,27(0,944(100 - 70)/1,2(70 - 20)) = 0,127 м³/с. (3.7.2)

Расход воздуха, подаваемого на продувку, примем:

V_пр = 0,2•V₂, (3.7.3)

V_пр = 0,2•0,27 = 0,054 м³/с. (3.7.4)

Тогда площадь поверхности фильтрации при скорости газа в фильтре щ_г = 0,2 м/с:

F_ф = (V₂ + V_пр + V_п.в.)/0,2, (3.7.5)

F_ф = (0,27+ 0,054 + 0,127)/0,2 = 2,3м³. (3.7.6)

Принимаем к установке 1 фильтр марки ФРКИ-8, его технические характеристики представлены в таблице 3.7.1.

Таблица 3.7.1

Технические характеристики ФРКИ-8

Производительность по воздуху, м3/ч	800
Площадь фильтрации, м2	8
Диаметр фильтра, мм	1000
Высота фильтра без бункера, мм	4178
Высота фильтра с бункером, мм	4780



3.8 Расчет топочного устройства

Диаметр топочного устройства выбираем таким, чтобы скорость движения теплоносителя на свободное сечение топки не превышала 5 м/с. Объем топочной камеры определяют по величине допустимых тепловых напряжений объема топочного пространства q_v= 0,6 МВт/м³.

Тогда объем топки:

Vт = Q/q_v, (3.8.1)

где Q - расход теплоты на сушку, равный 83,3 кВт по (3.5.2.21).

Vт = 83,3•10^-3/0,6 = 0,139 м³. (3.8.2)

При соотношении длины топки ?т к ее диаметру Dт, равной примерно 2, получаем:

Dт = ,(3.8.3)

Dт = = 0,45м.(3.8.4)

?т = 2•Dт,(3.8.5)

?т = 2•0,45 = 0,9м. (3.8.6)

Принимаем к установке топку с диаметром, равным 0,5 м, и длинной 1 м.[6]

3.9 Подбор газодувки

Вентиляционное оборудование подбираем, исходя из значения суммарного аэродинамического сопротивления сушилки с газоочистной аппаратурой (циклон и рукавный фильтр) и производительности по сушильному агенту.

Суммарное аэродинамическое сопротивление:

Р = Р_р + Р_к.с. + Р_ц + Р_р.ф.,(3.9.1)

где Рр - аэродинамическое сопротивление решетки, равное 887 Па по (3.5.3.32);

Рк.с. - аэродинамическое сопротивление кипящего слоя 3178 Па по (3.5.3.32);

Рц - аэродинамическое сопротивление циклона, равное 500 Па;

Рр.ф. -аэродинамическое сопротивление рукавного фильтра, равное 1000 Па.

Р = 887 + 3178 + 1000 + 500 = 5565 Па.(3.9.2)

Объемный расход газа равен 0,27 м³/с.

Выбираем вентилятор высокого давления ТВ-25-1,1, технические характеристики которого приведены в таблице 3.9.1.

Таблица 3.9.1

Технические характеристики ТВ-25-1,1

Производительность, м3/с	Напор, Па	Частота вращения, с-1	Электродвигатель
			тип	NН, кВт	?дв
0,833	10000	48,3	АО2-71-2	22	0,88

3.10 Подбор питателей

Часовая объемная производительность сушильной установки:



Q = G/_н = 143/500 = 0,286 м³/час, (3.10.1)

где _н = 500 кг/м³- насыпная плотность слюды.

По объемной производительности выбираем к установке для загрузки сушилки винтовой питатель типа Ш3-15, его технические характеристики приведены в таблице3.10.1.

Таблица 3.10.1

Технические характеристики Ш3-15

Производительность, м3/час	0,15
Диаметр шнека, мм	150
Мощность привода, кВт	0,752,2
Крупность материала, мм	до 0,5

Для разгрузки сушилки выбираем шлюзовой питатель типа ПШ1-250,его технические характеристики приведены в таблице3.10.2.

Таблица 3.10.2

Технические характеристики ПШ1-250

Производительность, м3/час	0,181,65
Частота вращения ротора, об/мин	от 2,55
Мощность привода, кВт	0,55
Частота вращения двигателя синхронная, об/мин	1000



4. КОНСТРУКТИВНЫЕ РАСЧЕТЫ

4.1 Расчет сушилки кипящего слоя

4.1.1 Выбор материала аппарата

Среда, в которой работает аппарат, не является агрессивной, поэтому нет потребности в материале, обладающим повышенной стойкостью в химически активных средах. С другой стороны необходимо подобрать материал, который был бы жаростоек, т.к. сушилка работает в условиях повышенной температуры до 350 °С.

Наиболее целесообразно выполнить аппарат из качественной углеродистой конструкционной стали 20К или низколегированной конструкционной стали для сварных конструкций 16ГС. Сталь 20К характеризуется хорошим сочетанием механических и механо-технологических свойств. Назначение - обечайки, днища, крышки, плоские фланцы и другие детали аппаратов, работающих при температуре от - 40 °С до 450 °С. Свариваемость - без ограничений, способы сварки: АДС под флюсом с газовой защитой, РДС, ЭШС. Сталь неустойчива во многих агрессивных средах, однако в некоторых средах она показывает удовлетворительную устойчивость. Назначение стали 16ГС аналогично назначению 20К. Из стали 16ГС изготавливают элементы сварных конструкции, работающие при температуре от - 70 °С до 475 °С. Сваривается без ограничений, также как и 20К неустойчива во многих агрессивных средах. Допускаемые напряжения при 350 °С для проката из стали 16ГС выше, чем из стали 20К, соответственно 140 МПа против 106 МПа. Следовательно применение стали 16ГС сделает аппарат более легким, а значит и более дешевым, так как разница в цене этих сталей незначительна. Таким образом, для изготовления корпуса сушилки с кипящим слоем используем низколегированную конструкционную сталь для сварных конструкций 16ГС.

4.1.2 Расчет толщины обечайки

Толщину стенки цилиндрической части сушилки определяем согласно нормам и методам расчета по ГОСТ 14249-89 «Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность».

Толщина цилиндрической обечайки рассчитывается по формуле:

ss_p + c,(4.1.2.1)

где s_p- расчетная толщина стенки;

с - суммарная прибавка к расчетной толщине стенки.

Расчетная толщина стенки - это минимальное значение толщины стенки, которое должно остаться у оболочки на исходе расчетного срока службы, чтобы обеспечить ей эксплуатационную прочность с максимально возросшим в её материале значением напряжения, равном допускаемому напряжению в потенциально опасном месте (сечении). С учетом этого расчетная толщина стенки цилиндрической обечайки определяется по формуле:

s_p = (р•D)/(2•[у]•ц-p),(4.1.2.2)

где р - расчетное давление;

Аппарат работает под небольшим избыточным давлением, обусловленным работой вентилятора высокого давления. С учетом суммарного аэродинамического сопротивления имеем:

p = p_атм + p_изб =0,1 + (0,01-0,005565) = 0,105 МПа;

D - диаметр цилиндрической части аппарата, равный 0,53 м по (3.5.3.29);

[у] - допускаемое напряжение для проката из стали 16ГС при температуре 350 °С, равное 140•10⁶ Па, согласно ГОСТ 14249-89;

ц- коэффициент прочности стыкового сварного шва, выполняемого вручную с одной стороны, равный 0,9 по ГОСТ 14249-89.

s_p = (10⁵•0,53)/(2•140•10⁶•0,9-10,5⁵) =(4.1.2.3)

= 0,0002 м = 0,2 мм.

Суммарная прибавка к расчетной толщине стенки:

с = с₁ + с₂ +с₃,(4.1.2.4)

где с₁ - прибавка для компенсации коррозийно-эрозийного износа стенки проката в рассматриваемом сечении;

с₂- прибавка для компенсации минусового допуска по толщине стенки проката, используемого для изготовления аппарата, равная 1 мм.

с₃ - прибавка для компенсации технологического утонения стенки проката в рассматриваем сечении при изготовлении из него рассчитываемого элемента, равная нулю для цилиндрической обечайки.

Прибавку с₁определяем по формуле:

с₁= П•ф,(4.1.2.5)

где П - интенсивность (скорость) корозийно-эрозийного износа стенки, равная 0,1 мм/год;

ф - расчетный срок службы, равный 30 годам.

Тогда с₁= 0,1•30 = 3 мм.(4.1.2.6)

Таким образом, суммарная прибавка к расчетной толщине стенки:

с = 3 + 1 + 0 = 4 мм.(4.1.2.7)



Тогда толщина стенки (исполнительное значение):

s0,2 + 4 = 5 мм.(4.1.2.8)

Принимаем исполнительную толщину стенки, равной 5 мм.

Исполнительную толщину стенки конической обечайки находим по формуле аналогичной (4.1.2.1):

s_p = (р•D)/((2•[у]•ц-p)•cosб),(4.1.2.9)

s_p = (10,5⁵•0,53)/((2•140•10⁶•0,9-10,5⁵)•cos10°) =(4.1.2.10)

= 0,0002 м = 0,2 мм.

С учетом прибавок, толщина будет равна так же 5 мм. Принимаем толщину обечайки во всех сечениях равной 5 мм.

Снизу аппарат закрыт плоским круглым неотбортованным днищем по ГОСТ 12622-78, приваренным непосредственно к обечайке, а сверху - коническим отбортованным с углом при вершине 120° по ГОСТ 12623-67.

4.1.3 Расчет толщины газораспределительной решетки

Рассчитаем толщину газораспределительной решетки. Номинальная расчетная толщина плоской цельной круглой решетки s' (м), опирающейся по окружности на какое-либо опорное устройство и не имеющей дополнительных опор в виде ребер, балок и т.д., определяется по формуле:

s' = 0,45•D_р•(p/у_и•ц₀)^0,5*,(4.1.3.1)

где D_р- диаметр решетки;

у_и - допускаемое напряжение на изгиб для материала решетки, стали 16ГС;

p - давление на решетку от силы тяжести слоя материала и массы собственно тарелки с учетом дополнительных нагрузок;

ц₀ - коэффициент ослабления решетки отверстиями.

ц₀= (t - d)/t,(4.1.3.2)

где t-расстояние между центрами отверстий в тарелке, равное 0,15 м;

d-диаметр отверстий, равный 0,047 м по (3.5.3.33),

ц₀= (0,15 - 0,047)/0,15 = 0,69.(4.1.3.3)

* Получена из формулы (1) табл. 26 с введением в знаменатель подкоренного выражения коэффициента ц.

Диаметр решетки принимают на 13% больше наружного диаметра цилиндрической обечайки:

D_р = 1,02•D_н,(4.1.3.4)

где D_н - наружный диаметр обечайки, равный сумме внутреннего диаметра и толщины стенки, D_н = D + 2•s = 0,53 + 2•0,005 = 0,54 м; (4.1.3.5)

D - диаметр аппарата, равный 0,53 м по (3.5.3.29);

s - толщина стенки цилиндрической обечайки, равная 0,005 м по (4.1.2.8).

D_р = 1,02•0,54 = 0,55 м.(4.1.3.6)

Обычно считается, что для сталей предел выносливости при изгибе составляет, грубо говоря, половину от предела прочности:

у_и(0,40,5)у_вр,(4.1.3.7)



где у_вр- предел прочности для стали 16ГС при температуре 350 °С, равный 140 МПа.

Так как сталь низколегированная, то выбираем нижнюю границу:

у_и= 0,4•140 = 56 МПа.(4.1.3.8)

Находим значение давления на газораспределительную решетку. По (3.5.3.19) масса сухой слюды, находящейся на решетке равна 71,3 кг. С учетом находящейся на решетке влаги и веса самой решетки масса будет равна более 100 кг, но так как материал частично в определенный момент времени находится во взвешенном состоянии, принимаем расчетную массу равной 100 кг. Тогда вес равен 981 Н, а давление на единицу площади газораспределительной решетки:

р = Р/S_р,(4.1.3.9)

где S_р- площадь решетки, равная 2рr², равная 1,7 м²;

р = 981/1,7 = 577 Н/м²= 0,000577 МН/м².(4.1.3.10)

Таким образом (4.1.3.1) принимает вид:

s' = 0,45•0,55•(0,000577/56•0,69)^0,5 = 0,001 м.(4.1.3.11)

С учетом прибавок на компенсацию коррозийного износа, минусового допуска, влияния абразивных свойств слюды принимаем толщину газораспределительной решетки равной 5 мм.[18]

4.1.4 Расчет штуцеров и подбор фланцев

Диаметр штуцеров для входа и выхода теплоносителя рассчитываем по формуле:

d =(G/(0,785•с•щ))^0,5,(4.1.4.1)

где G - массовый расход теплоносителя, равный 0,23 кг/с по (3.5.2.19);

с - плотность теплоносителя, равная на входе и выходе в сушилку 0,584 и 0,944 кг/м³соответственно по (3.5.1.2.31) и (3.5.3.2);

щ - скорость движения теплоносителя в штуцере, принятая равной 25 м/с.

Диаметр входного штуцера:

d₁ =(0,23/(0,785•0,584•25))^0,5 = 0,14 м.(4.1.4.2)

Диаметр выходного штуцера:

d₂ =(0,23/(0,785•0,944•25))^0,5 = 0,11 м.(4.1.4.3)

Рассчитываем диаметры штуцеров для подачи влажной слюды в аппарат со скорость 0,01 м/с:

d₃ =(0,056/(0,785•2700•0,01))^0,5 = 0,05 м,(4.1.4.4)

здесь 0,056 кг/с - расход влажного материала по (3.5.2.4).

Диаметр штуцера для вывода сухой слюды из аппарата принимаем равным также 0,05 м.

Все штуцеры снабжаются фланцами. Для разъемного соединения цилиндрической части аппарата в месте установки газораспределительной решетки используем плоские приварные фланцы с Dвн = 530 мм, по ГОСТ 12820-80, их конструкция приведены на рисунке 4.1.3.1.

Рисунок 4.1.3.1. Плоский приварной фланец

Для штуцеров для подачи теплоносителя, вывода теплоносителя из аппарата, для подачи и вывода слюды используем свободные фланцы на приварном кольце по ГОСТ 12822-80. Конструкция свободного фланца приведена на рисунке 4.1.3.2. Такой фланец отличается от остальных видов удобством монтажа, так как к трубе приваривается только кольцо, а сам фланец остается свободным, что обеспечивает легкую стыковку болтовых отверстий свободного фланца с болтовыми отверстиями фланца арматуры или оборудования без поворота трубы.

Рисунок 4.1.3.2. Свободный фланец на приварном кольце



4.1.5 Расчет фланцевого соединения

Рассчитываем фланцевое соединение крышки и корпуса сушилки кипящего слоя. Выбираем плоские приварные фланцы или приварные встык и гладкую уплотнительную поверхность или поверхность типа «шип-паз». Их конструкции приведены на рисунках 4.1.5.1 и 4.1.5.2 соответственно.

Рисунок 4.1.5.1. Конструкция плоского приварного фланца. Расчетная схема

Рисунок 4.1.5.2. Уплотнительная поверхность типа «шип-паз»:

1 - фланцы; 2 - болт; 3 - прокладка

4.1.5.1 Определение конструктивных размеров фланца

Исходными данными для расчета являются внутренний диаметр аппарата D = 920 мм, толщина стенки обечайки s = 5 мм, температура обрабатываемой среды t = 300 °С. Прибавку к расчетной толщине стенки принимаем равной 1 мм. Материал корпуса и крышки - сталь 16ГС, коэффициент прочности сварных швов ц = 0,9, давление в аппарате 0,1 МПа.

Толщину втулки фланца принимаем s₀ = 7 мм, что удовлетворяет условию s₀>s (7 мм > 5 мм).

Высота втулки тогда будет равна:

h_в> 0,5(D•(s₀ - c))^0,5,(4.1.5.1.1)

h_в = 0,5(920•(7 - 1))^0,5 = 37,15 мм.(4.1.5.1.2)

Принимаем h_в = 50мм.

Диаметр болтовой окружности:

D_б = D + 2•(2•s₀+d_б+ u),(4.1.5.1.3)

где d_б- наружный диаметр болта при D = 920 мм, р_р = 0,105 МПа, равный 20 мм;

u-нормативный зазор, равный 4 мм.

D_б = 920 + 2•(2•7+ 20 + 4) = 996 мм = 0,996 м.(4.1.5.1.4)

Наружный диаметр фланца:

D_н= D_б+ a,(4.1.5.1.5)

где а - конструктивная добавка, равная 40 мм для шестигранных гаек при d_б= 20 мм, тогда

D_н= 996+ 40 = 1036 мм.(4.1.5.1.6)

Наружный диаметр прокладки:

D_н.п. = D_б - е,(4.1.5.1.7)

где е - нормативный параметр, равный 30 мм для плоских прокладок, тогда

D_н.п. = 996-30 = 966 мм.(4.1.5.1.8)

Средний диаметр прокладки:

D_с.п. = D_н.п. - b,(4.1.5.1.9)

где b- ширина прокладки, принятая равной 12 мм, тогда

D_с.п. = 966- 12 = 954 мм = 0,954 м. (4.1.5.1.10)

Количество болтов, необходимых для обеспечения герметичности соединения:

n_б> р?D_б/t_ш, (4.1.5.1.11)

где t_ш- шаг размещения болтов М20 на болтовой окружности при 0,1 МПа,

t_ш = 4,5•d_б= 4,5•20 = 90 мм, тогда(4.1.5.1.12)

n_б = 3,14•996/90 = 35 шт. (4.1.5.1.13)

Принимаем n_б = 36, кратное четырем.

Высота (толщина) фланца:

h_ф> л_ф•(D•s_эк)^0,5,(4.1.5.1.14)

где л_ф- коэффициент, равный 0,3 для плоских приварных фланцев при 0,1 МПа,

s_эк = s₀ = 7 мм, так как для плоских приварных фланцев в₁ = s₁/s₀ = 1.

h_ф = 0,3•(920•7)^0,5 = 24,1 мм. (4.1.5.1.15)

Принимаем h_ф = 24 мм.

Расчетная длина болта:

?_б = ?_б.о. + 0,28•d_б, (4.1.5.1.16)

где ?_б.о. - расстояние между опорными поверхностями головки болта и гайки при толщине прокладки h_п = 2 мм,

?_б.о. = 2•(h_ф - h_п) = 2•(24 + 2) = 52 мм. (4.1.5.1.17)

?_б = 52 + 0,28•20 = 57,6 мм = 0, 058 м.(4.1.5.1.18)

4.1.5.2 Расчет нагрузок, действующих на фланец

Равнодействующая внутреннего давления:

F_д = р_р?р?D²_с.п./4, (4.1.5.2.1)

F_д = 0,105•3,14•0,954²/4 = 0,07 МН.(4.1.5.2.2)

Реакция прокладки:

R_п = р?D_с.п.•b₀•k_пр•р_р,(4.1.5.2.3)

где b₀ - эффективная ширина прокладки, равная b = 12 мм = 0,012 м, так как b 15 мм;

k_пр- коэффициент для паронита толщиной более 1 мм, равный 2,5.

R_п = 3,14•0,954•0,012•2,5•0,105 = 0,009 МН. (4.1.5.2.4)

Усилие, возникающее от температурных деформаций рассчитываем по формуле:

F_t = (y_б•n_б•f_б•E_б•(б_ф•t_ф - б_б•t_б))/(4.1.5.2.5)/(y_п+ y_б+ 0,5y_ф•(D_б -D_с.п.)²),

где б_ф - коэффициент линейного расширения материала фланца (16ГС), равный 14,7•10^-6 1/°С;

б_б - коэффициент линейного расширения материала ботов (35Х), равный 13,3•10^-6 1/°С;

t_ф- расчетная температура неизолированных фланцев, равная 0,96•t= 0,96•300 = 288 °С;

t_б- расчетная температура болтов, равная 0,95•t = 0,95•300 = 285 °С;

E_б- модуль продольной упругости для болтов из стали 35Х, равный 1,9•10⁵ МПа;

f_б- расчетная площадь поперечного сечения болта, равная 2,35•10^-4 м² для болтов с диаметром d_б = 20 мм;

n_б- количество болтов, равное 36;

y_п, y_б, y_ф- податливости, соответственно болтов, прокладки, фланцев.

Вычисляем значение податливости болтов по формуле:

y_б = ?_б/(E_б•f_б•n_б),(4.1.5.2.6)

где ?_б - расчетная длина болта равная 0,058 м по (4.1.4.1.18).

y_б = 0,058/(1,9•10⁵•2,35•10^-4•36) =(4.1.5.2.7)

= 36•10^-6 м/МН.

Податливость прокладки из паронита равна:

y_п = h_п/(E_п?р?D_с.п.•b),(4.1.5.2.8)

где Е_п - модуль упругости прокладки из паронита, равный 2000 МПа;

h_п - толщина прокладки, равная 2 мм;

b- ширина прокладки, равная 12 мм.

y_п = 2•10^-3/(2000•3,14•0,954•12•10^-3) =(4.1.5.2.9)

= 27,8•10^-6 м/МН.

Податливость фланца:

y_ф= [1 - н•(1 + 0,9•л'_ф)]•ш₂/(h³_ф•Е),(4.1.5.2.10)

где н, л'_ф - безразмерные параметры;

ш₁, ш₂- коэффициенты, определяемые по формулам;

Е - модуль упругости фланца, равный 1,8•10⁵ МПа для стали 16ГС.

ш₁ = 1,28•lg(D_н/D) =(4.1.5.2.11)

= 1,28•lg(1,036/0,92) = 0,07;

ш₂ = (D_н+ D)/(D_н- D) =(4.1.5.2.12)

= (1,036+ 0,92)/( 1,036- 0,92) = 16,9;

л'_ф = h_ф/(D•s_эк)^0,5 =(4.1.5.2.13)

= 0,024/(0,92•7•10^-3)^0,5 = 0,002;

н = 1/(1 + 0,9•л'_ф•(1 + ш₁•h²_ф/s_эк²)) =(4.1.5.2.14)

= 1/(1 + 0,9•0,002•(1 + 0,07•0,024²/0,007²)) = 0,99.

Таким образом,

y_ф= [1 - 0,99•(1 + 0,9•0,002)]•16,9/ (4.1.5.2.15)

/(0,024³•1,8•10⁵) = 68•10^-3 1/(МН•м).

Тогда(4.1.5.2.5) принимает вид

F_t = (36•10^-6•36•2,35•10^-4•1,9•10⁵•(14,7•10^-6•288- (4.1.5.2.16)

-13,3•10^-6•285))/(27,8•10^-6+ 36•10^-6+

+ 0,5•68•10^-3•(0,996 -0,954)²) = 0,17 МН.

Коэффициент жесткости фланцевого соединения:

k_ж = (y_б + 0,5•y_ф•(D_б -D- s_эк)•(D_б -D_с.п.))/ (4.1.5.2.17)

/(y_п + y_б +0,5•y_ф•(D_б - D_с.п.)²),

k_ж = (36•10^-6 + 0,5•68•10^-3•(0,996 - 0,92 - 7•10^-3)* (4.1.5.2.18)

*(0,996 - 0,954))/(27,8•10^-6 + 36•10^-6 +

+ 0,5•68•10^-3•(0,996 - 0,954)²) = 2,24

Болтовая нагрузка в условиях монтажа:

k_ж•F_д + R_п = 2,24•0,07 + 0,009 = 0,166 МН (4.1.5.2.19)

F_б1 = max

0,5?р?D_с.п.•b₀•p_пр = 0,5•3,14•0,954•12•10^-3•20 = 0,36 МН,

где p_пр- минимальное давление обжатия прокладки из паронита, равное 20 МПа.

Болтовая нагрузка в условиях монтажа равна большему из рассчитанных значений, следовательно, F_б1 =0,36 МН.

Болтовая нагрузка в рабочих условиях:

F_б2 = F_б1 + (1 - k_ж) •F_д+ F_t,(4.1.5.2.20)

F_б2 =0,36+ (1 - 2,24)•0,07+ 0,17 = 0,44 МН.(4.1.5.2.21)

Приведенный изгибающий момент вычисляем из условия:

0,5•(D_б - D_с.п.)•F_б1 = 0,5•(0,996 - 0,954)•0,36 = 0,0076 МН•м

М₀ = max

0,5•((D_б-D_с.п.)•F_б2+ (D_с.п. - D - s_эк)•F_д)?[у]₂₀/[у] = (4.1.54.2.2)

= 0,5•((0,996 - 0,954)•0,44 + (0,954 - 0,92 -

- 0,007)•0,07)•170/134 = 0,0129 МН•м,

где [у]₂₀= 170 МПа, [у] = 134 МПа - соответственно для материала фланца при 20 °С и расчетной температуре t = 300 °С. [19]

4.1.5.3 Проверка прочности и герметичности соединения

Условия прочности болтов при монтаже фланцевого соединения и в его рабочем состоянии выполняются так как:

F_б1/(n_б•f_б) < [у]_б.20,(4.1.5.3.1)

0,36/(36•2,35•10^-4) = 43 МПа< 230 МПа;(4.1.5.3.2)

F_б2/(n_б•f_б) < [у]_б.,(4.1.5.3.3)

0,44/(36•2,35•10^-4) = 52 МПа< 220 МПа;(4.1.5.3.4)

Условие прочности выполняется с запасом, поэтому можно уменьшить количество болтов до 12.

Условие прочности прокладки выполняется:

F_бmax/(р•D_с.п.•b) < [p_пр],(4.1.5.3.5)

где [p_пр] = 130 МПа для прокладки из паронита;

F_бmax= max {F_б1; F_б2} = F_б2;

0,44/(3,14•0,954•0,012) = 12,2 < 130 МПа.(4.1.5.3.6)

Максимальное напряжение в сечении, ограниченном размером s₀:



у₀ = f_ф?у₁ = f_ф•Т_ф•М₀?н/(D^*(s₁ - c)²).(4.1.4.3.7)

У плоского приварного фланца втулка цилиндрическая,f_ф = 1, так как s₁/s₀ = 1, D^* = D = 0,92 м, так как D> 20•s₀ (0,92 м > 20•0,007 = 0,14 м).

Безразмерный параметр:

T_ф = (D_н²•(1 + 8,55•lg(D_н/D)) -D²)/(4.1.5.3.8)

/((1,05•D² + 1,945•D_н²)•(D_н/D - 1)),

T_ф = (1,136²•(1 + 8,55•lg(1,136/0,92))-0,92²)/(4.1.5.3.9)

/((1,05•0,92² + 1,945•1,136²)•(1,136/0,92 - 1)) = 0,78.

Таким образом,(4.1.5.3.7) принимает вид

у₀ = 1•0,78•0,0129•0,99/(0,92•(0,007-(4.1.5.3.10)

-0,001)²) = 301 МПа.

Находим напряжения во втулке от внутреннего давления тангенциальное

у_t= p_р•D/(2•(s₀ - c)),(4.1.5.3.11)