В таблице 3 представлен состав сырого газа (на входе в адсорбер), состав осушенного и очищенного от сернистых соединений газа, т. е. товарного газа (на выходе из адсорбера), который применяется в качестве газов регенерации и охлаждения цеолита в способе по прототипу, и состав газа после блока низкотемпературной конденсации и ректификации, дожимной компрессорной станции и блока очистки от паров компрессорного масла, который мы используем в качестве газов регенерации и охлаждения цеолита по предлагаемому способу.

Как видно из таблицы 3, состав газов регенерации и охлаждения по предлагаемому способу значительно отличается от состава товарного газа, применяемого в качестве газа регенерации и охлаждения согласно способу - прототипу, количественным содержанием сероводорода, углекислого газа, меркаптанов, воды (точка росы) и углеводородов С2 и выше. Применение значительно более чистого и сухого газа, представленного, в основном, метаном, в качестве газов регенерации и охлаждения цеолита по предлагаемому способу обеспечивает более качественную регенерацию цеолита.

Ожидаемые результаты предлагаемого способа в сравнении с прототипом представлены в таблице 4.

Таблица № 3

Компонентный состав	Состав сырого газа	Состав газов регенерации, охлаждения
		По прототипу	По предлагаемом способу
Меркаптаны, мг/м3 Н2S, мг/м3 СО2, мг/м3 Точка росы, 0С N2, % об. С1, % об. С2, % об. С3, % об. С4, % об. С5, % об. С6, % об. Масло компрессорное	411,01 10,6 520,0 от 0 до -5 5,98 85,70 5,16 2,00 0,82 0,29 0,05 -	35,82 6,1 486,0 не менее -65 5,98 85,70 5,16 2,00 0,82 0,29 0,05 -	10,68 2,68 291,0 не менее -85 5,97 89,69 3,40 0,73 0,18 0,03 отс. -

Таблица № 4

Показатели	Способ - прототип	Предлагаемый способ
Количество дополнительно полученных: Этана, тыс. тонн ШФЛУ, тыс. тонн	- -	2,6 5,6

Очевидно, что предлагаемый способ позволяет за счет обеспечения более высокой степени регенерации цеолита достичь увеличения продолжительности цикла адсорбции, снижения числа циклов регенерации, определяющих срок службы цеолита, и, кроме того, улучшения качества товарного газа. Как видно из таблицы 4 предлагаемый способ обеспечит также получение дополнительного полезного продукта - выделенных на блоке низкотемпературной конденсации и ректификации этановой фракции и ШФЛУ из газа регенерации и охлаждения, что позволит увеличить производительность установки.

Задача предлагаемого способа в дипломном проекте состоит в том, чтобы сконструировать и рассчитать узел очистки метановой фракции среднего давления от паров компрессорного масла, поз. 8 на Рис № 4.



Рис. 4



II. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

2.1 Назначение и общая характеристика узла очистки

Узел очистки метановой фракции среднего давления (МФСД) предназначен для очистки метановой фракции поступающей с нагнетания компрессоров дожимного компрессорного цеха (ДКЦ) от масла.

Сырьем для узла служит МФСД после нагнетания компрессоров ДКС.

Продукцией узла является - очищенная от масла МФСД, подаваемая в качестве газов регенерации и охлаждения к отделениям очистки товарного газа от остаточных количеств сероводорода, меркаптанов и влаги.

Очистка МФСД от масла осуществляется в адсорбере А 01 на отработанных цеолитах. Процесс очистки производится непрерывно. В случае появления масла в МФСД адсорбент подлежит замене. Направление движения потока снизу вверх.

Регенерация цеолитов (при необходимости ремонта адсорберов и замене цеолита) в адсорберах блока очистки МФСД от масла производится продувкой их горячим очищенным и осушенным природным газом, подаваемым из отделения очистки природного газа, с температурой не выше 320 ⁰С.

Узел очистки МФСД состоит из:

входного сепаратора, предназначенного для отделения из МФСД масла находящегося в мелкодисперсном состоянии;

адсорбера, заполненного отработанными цеолитами;

фильтра-пылеуловителя, предназначенного для очистки МФСД от пыли адсорбента, образующейся в процессе его механического разрушения.

2.2 Описание технологической схемы

2.2.1 Очистка МФСД

МФСД подается в блок очистки с нагнетания компрессоров ДКС с давлением не более 55 кгс/см² и температурой до 45 ⁰С в количестве 12000 нм³/час через пневмокран. После снижения давления до 47 кгс/см² на клапане-регуляторе давления, поток МФСД поступает в сепаратор С 01, который представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат с отбойным устройством жалюзийного типа в верхней части аппарата и паровым змеевиком в нижней части.

Для защиты от превышения давления сепаратор оснащается предохранительными клапанами (ППК). Давление срабатывания предохранительных клапанов до 64 кгс/см². Сброс МФСД после ППК осуществляется в обогреваемый факельный коллектор.

Масло, отделенное от потока МФСД, собирается в нижней части сепаратора и по мере накопления сбрасывается вручную через клапаны-регуляторы. Уровень в сепараторе замеряется датчиком, с сигнализацией максимального уровня на щите в операторной, в случае повышения уровня выше отметки.

По ходу МФСД производится замер следующих параметров:

температуры на входе в узел по месту ртутным термометром;

давления на входе в узел до клапана-регулятора по месту техническим манометром;

давления на входе в узел после клапана-регулятора по месту техническим манометром и датчиком с индикацией и регистрацией значения на щите в операторной (сигнализация 47 кгс/см²);

давления в сепараторе по месту техническим манометром.

Отсепарированный поток МФСД подается на очистку в адсорбер А 01. Направление движения потока снизу вверх. Адсорбер загружен отработанным цеолитом.

Адсорбер А 01 представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат, диаметром 2000 мм, с одним слоем отработанного цеолита.

Для защиты от превышения давления адсорбер оснащен двумя предохранительными клапанами с давлением срабатывания 55 кгс/см². Сброс МФСД после ППК осуществляется в обогреваемый факельный коллектор.

Для возможности контроля работы адсорбера предусмотрен замер следующих параметров по аппарату:

температуры в пяти точках по высоте слоя адсорбента по месту ртутными термометрами;

давления по месту техническим манометром;

перепада давлений датчиком с индикацией значений на щите в операторной (сигнализация 0,3 кг/см²).

В адсорбере, проходя через слой отработанных цеолитов снизу вверх, МФСД очищается от паров масла и выводится в коллектор очищенного газа. Процесс очистки производится непрерывно до появления масла в МФСД. Затем производится замена адсорбента.

По ходу газа производится замер следующих параметров:

температуры на входе в адсорбер по месту ртутным термометром и термопарой с индикацией и регистрацией значений на щите в операторной;

расхода на выходе из адсорбера диафрагмой и датчиком с индикацией и регистрацией на щите в операторной;

температуры на выходе из адсорбера по месту ртутным термометром и термопарой с индикацией и регистрацией значений на щите в операторной.

На выходе из адсорбера очищенная МФСД собирается в общий коллектор, из которого затем подается в фильтр-пылеуловитель Ц 01 для очистки от пыли адсорбента. Фильтр-пылеуловитель представляет собой вертикальный цилиндрический аппарат с установленным в верхней части быстросъемным затвором для ускорения замены и ремонта фильтрующих патронов. Процесс очистки газа от пыли происходит на поверхности фильтрующих патронов, которые выполнены в виде вертикальных полых перфорированных цилиндров, обтянутых тканью. Ткань служит фильтрующим элементом. В нижней части аппарата установлен конусный бункер с люком для сбора и выгрузки пыли. Для защиты от превышения давления на фильтре предусмотрена установка предохранительного клапана с давлением срабатывания 63,5 кгс/см². Сброс газа после ППК осуществляется в обогреваемый факельный коллектор.

После фильтра-пылеуловителя, очищенная от масла, МФСД через пневмокран выводится с установки и подается в качестве газов регенерации и охлаждения.

Перед выводом с блока МФСД производится замер следующих параметров:

температуры газа по месту ртутным термометром;

давления по месту техническим манометром.

Отбор МФСД для анализа на содержание масла осуществляется на входе и выходе с блока очистки МФСД, а также с коллектора выхода адсорбера А 01.

При обнаружении проскока масла после адсорбера А 01 перевести отделения по очистке товарного газа от сернистых соединений на работу по резервной схеме с использованием очищенного товарного газа с установки очистки природного газа для регенерации и охлаждения адсорберов.

2.2.2. Регенерация адсорбента

На блоке очистки МФСД регенерация адсорберов производится только перед выводом аппарата на ремонт и заменой цеолита. Регенерация ведется продувкой горячим природным газом с температурой 320 ⁰С с целью освобождения адсорбента от масла и сернистых соединений. Направление движения потока сверху вниз.

Газ на регенерацию адсорбента отбирается из потока газа, поступающего на установку с блока огневых подогревателей.

Расход газа регенерации замеряется диафрагмой FE 06 и FT 06 с индикацией и регистрацией на щите в операторной. Газ регенерации после адсорберов подмешивается к общему потоку газа регенерации и далее идет через кран ВХ 01 на выход с установки.

Газ на охлаждение адсорбента также отбирается из общего потока газа охлаждения, подаваемого на установку, а после адсорберов подмешивается к общему потоку газа охлаждения. Вся арматура обвязки адсорберов выполнена с ручным приводом.

Управление технологическим процессом узла очистки МФСД от паров компрессорного масла, а также контроль за его ведением осуществляется из операторной, на щит которой выведены все необходимые параметры, блокировки и сигнализации.

На рис. № 5 представлена технологическая схема узла очистки МФСД.

I - горячий газ регенерации от блока огневых подогревателей

II - очищенный природный газ на охлаждение

III - факельная линия с обогревом

IV - очищенная от масла МФСД

V - очищенная от масла МФСД в поток очищенного природного газа на охлаждение

VI - дренаж жидкости из сепаратора

VII - пар водяной низкого давления

VIII - конденсат водяного пара

IX - МФСД с нагнетания компрессоров ДКС

X - вода техническая из сантехсооружений

С 01 - сепаратор для отделения масла, находящегося в мелкодисперсном, состоянии от МФСД

А 01 - адсорбер для очистки МФСД от остаточного количества паров масла, после сепаратора

Ц 01 - фильтр - пылеуловитель

2.3 Процесс сепарации

Для отделения основного количества паров масла из МФСД выбираем сепаратор вертикальный цилиндрический с отбойным устройством жалюзийного типа. Габаритные размеры аппарата определяем по графику на рис № 6, /ист. 11, стр. 20/.

График зависимости производительности жалюзийных сепараторов от давления

Рис. № 6

Диаметр сепаратора: 1 - 800 мм; 2 - 1000 мм; 3 - 1200 мм; 4 - 1400 мм; 5 - 1600 мм.

Выбираем сепаратор диаметром 800 мм. Сепаратор вертикальный цилиндрический с отбойным устройством жалюзийного типа в верхней части колонны. Эффективность очистки газа 98 - 99 %. /ист. 11, стр16/.

Количество масла в МФСД на входе в сепаратор в одном нм³ газа - 3,247 · 10 -⁷ кг. После очистки в сепараторе его содержание - 3,247 · 10 -⁵ кг.

2.4 Процесс адсорбции

После очистки МФСД от паров компрессорного масла сепарационным методом, содержание масла в МФСД станет незначительным и для его извлечения целесообразно применение процесса адсорбции.

2.4.1. Назначение адсорбера

Адсорбер предназначен для очистки МФСД от паров компрессорного масла.

В основу процесса очистки МФСД заложен адсорбционный метод. В качестве адсорбента используется отработанный синтетический цеолит, марки NaX. Процесс очистки МФСД является постоянным до полного засорения адсорбента, после чего этот цеолит утилизируется, а аппарат заполняется новой партией отработанного цеолита. Регенерация цеолитов проводится только перед выводом аппарата на ремонт и замены цеолита. Регенерация ведется продувкой очищенным природным газом, предварительно нагретым.

Очищенная в процессе адсорбции МФСД не должна содержать паров масла.

2.4.2 Технологический расчет аппарата

Расчет процесса адсорбции. Для расчета процесса адсорбционной очистки газа от сернистых соединений и влаги в качестве исходных данных используют:

Производительность блока - 105,12 млн. нм³ / г.

Давление очищаемого газа - 4,7 МПа.

Температура очищаемого газа - 308 318 ^оК;

Точка росы газа - не менее минус 188 ^оК.

Продолжительность цикла адсорбции - непрерывен до замены цеолита.

Количество адсорбента в одном адсорбере - 10 тон.

Средняя молекулярная масса газа поступающего на очистку - 17.

Плотность газа при нормальных условиях - 0,759 кг/м ³.

Плотность газа при рабочих условиях - 30,6 кг/м ³.

На стадии адсорбции, на блоке находится один адсорбер. Всего на блоке один адсорбер.

Определяем максимально-допустимую линейную скорость газа в адсорбере, по уравнению Леду:

U_г = (78 C p_ад g/p_г)



где U_г - линейная скорость газа, м/с;

С - константа (С = 0,025 0,33, берем С = 0,03);

р_г - плотность газа при рабочих условиях, кг/м ³;

р_ад - средняя плотность адсорбента, кг/м ³ (для цеолитов можно принять р_ад = 700 кг / м ³);

d_ад - средний диаметр гранул адсорбента, м (по данным химической лаборатории ГЗ, d_ад = 3,2 мм);

g - ускорение силы тяжести (g = 9,81 м/с ²).

Из уравнения находим U_г = 1,296 м /с = 77,78 м/мин

Принимаем рабочую допустимую линейную скорость газа в адсорбере примерно в два раза ниже расчетного значения U_г:

U_р = U_г /2 м/мин.

Рассчитываем количество масла поступающего в адсорбер с МФСД за 1 час, кг.

G₁ = C_масла * G_г

где C_масла - концентрация масла в МФСД на входе в адсорбер, кг/нм³ (3,247 * 10 -⁷);

G_г - количество газа поступающего в адсорбер, м ³/ч.

G₁ = 0,0038964 кг/час

Рассчитываем количество масла, которое способен поглотить адсорбент, кг:

G₂ = G₀ · A_s

где A_s - динамическая активность адсорбента по маслу, (для цеолита NaX принято A_s = 3%) /ист. 21/.

G₀ - весовая загрузка адсорбента в аппарат, кг (G₀ = 8 тонн).

G₂ = 8000 * 0,03 = 240 кг

По исходным данным рассчитываем внутренний диаметр адсорбера, м:

D = V_p / (0,785 * U_p)

где V_p - объем газа, поступающего в адсорбер при рабочих условиях, м³/мин.:

V_p = V_г * P_o * T / (T_o* P) * (1 / 60)

где Т - температура адсорбции, К;

Т_о = 273 К;

Р - давление в адсорбере, МПа;

Р_о - атмосферное давление (Р_о = 0,1 МПа);

U_p - рабочая допустимая линейная скорость газа в адсорбере, м / мин.;

60 - минут в одном часу.

V_p = 12000* 318 * 0,1 / (273 *4,7) * (1 / 60) = 4,56м ³ / мин.

D = 4,56 / (0,785 * 35) = 0,4 м.

Диаметр адсорбера ближайший по нормали 0,5 м. Принимаем внутренний диаметр адсорбера 2 м по конструктивным соображениям.

Линейная скорость газа в свободном сечении адсорбера, при рабочих условиях.

U₁ = V_p / (0,785 * D ²) = 4,56 / (0,785 * 2²) = 2,27 м/мин.

Так как U₁ U_p, диаметр аппарата оставляем прежним.

Найдем высоту слоя адсорбента:

h = V/ R²

где V - объем адсорбента;

- константа (3,14);

R - радиус адсорбера (1 м).

V = G₀/_цеол

G₀ - весовая загрузка в аппарат цеолита;

_цеол - насыпная плотность цеолита (0,6 * 10³ кг/м³, по данным Волго-Урал НИПИ газ).

V = 16,666 м³;

h = 6,632 м.

Принимаем высоту слоя адсорбента, м:

Н = 5D

Н = 5 * 2 = 10 м

Так как Н h то проводим дальнейший механический расчет, оставляя прежнее значение высоты слоя адсорбента.

Процесс регенерации

Процесс адсорбции непрерывен до появления в газе масла, поэтому регенерация адсорбента предусмотрена только в случае его замены и в случае ремонта аппарата, узла.

2.5 Процесс фильтрования

После адсорбционной очистки в МФСД появляется пыль цеолита, появившаяся в результате механического разрушения от действия нагрузки, создаваемой потоком газа в процессе адсорбции.

Характеристика среды:

Состав среды - осушенная до - 85^оС МФСД и измельченный адсорбент - цеолиты d X.

Частицы 0 - 10 мкм - 3 %;

10-15 мкм - 5 %;

свыше 15 мкм - 92 %.

Поэтому выбираем процесс фильтрования для дальнейшей очистки газа. Аппарат в котором будет происходить процесс называется фильтр-пылеуловитель.

Фильтр-пылеуловитель представляет собой вертикальный аппарат диаметром 1,4 м, установленный на четырех опорах (лапах). Внутри фильтра-пылеуловителя установлено 48 цилиндрических фильтрующих патрона, в которых происходит очистка газа от пыли цеолитов. В верхней части аппарат имеет быстросъемный затвор D_у 1,4 м, через который осуществляется установка и выемка решетки с пакетом фильтрующих патронов. Решетка устанавливается на опорное кольцо и прижимается с помощью 30 струбцин равномерно распределенных по периметру аппарата. Для предотвращения воздействия прямого потока газа на фильтрующие патроны, напротив штуцера входа установлен съемный отбойный лист.

В нижней части аппарата установлен конусный бункер для сбора пыли.

Фильтр-пылеуловитель работает следующим образом. Неочищенный газ поступает в аппарат через штуцер входа, проходит через фильтрующую поверхность патронов внутри и очищенный выходит через штуцер выхода. Пыль, задержанная на поверхности патронов, осыпается в бункер и затем периодически выгружается через штуцер дренажа.

Затвор быстросъемный включает в себя сам затвор, панель управления и три гибких шланга. Запирание затвора происходит сегментами, приводимыми в движение с помощью их гидроцилиндров. Сегменты и гидроцилиндры смонтированы на крышке. Положение сегментов на крышке фиксируется зажимными штурвалами и пальцами.

Панель управления состоит из панели распределения масла насоса и бака, соединенных между собой гибкими соединяющими узлами.

III. МЕХАНИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

3.1 Характеристика сред

На входе в режиме адсорбции осушенная до точки росы 188 К метановая фракция с содержанием масла 0,3247 * 10-⁷ кг/м³, H₂S - 2,62 мг/м³, RSH - 10,68 мг / м³, CO₂ - 291 мг / м³.

Давление питающего источника не должно превышать 4,7 МПа (47 кг с/см ²).

Коррозионность среды: скорость коррозии Vк до 0,15 мм / год.

3.2 Выбор материала

При выборе материалов для изготовления сборочных единиц, деталей сосудов должны учитываться: расчётное давление, температура стенки (минимальная отрицательная и максимальная расчётная), химический состав и характер среды, технологические свойства и коррозионная стойкость материалов.

При выборе материалов для сосудов, устанавливаемых на открытой площадке, так же необходимо учитывать:

абсолютную минимальную температуру окружающего воздуха данного района, если температура стенки сосуда, находящегося под давлением, может стать отрицательной от воздействия окружающего воздуха,

среднюю температуру воздуха наиболее холодной пятидневки данного района.

Исходя из вышеприведённых характеристик аппарата наиболее подходящим материалом для изготовления сосуда согласно ОСТ 26291 - 79 является Сталь листовая 16 ГС - 17 ГОСТ 5520 - 79 (приложение 2, стр.125).

Основные механические свойства листовой низколегированной стали. Для стали толщиной свыше 60 до 160 мм:

_в = 460 МПа,

_т = 280 МПа.

Ударная вязкость:

при t _расч ^о С + 20 - 40-70

а_н, НДж/м² 0,6 0,3 0,25

₅ = 21% - относительное удлинение.

Расчетное значение модуля продольной упругости Е (ГОСТ 14249 - 80). Для углеродистых и низколегированных сталей:

при t_R ⁰C 20 350

Е, МПа 1,99*10⁺⁵ 1,64*10⁺⁵

Расчетное значение коэффициентов линейного расширения в зависимости от температуры

углеродистые при t ^оС от 20 до 400 ^оС, = 13,44*10^-6, 1/ ^оС

легированные при t ^оС от 20 до 400 ^оС, = 13,3*10-6, 1/ ^оС

Химический состав стали 16 ГС (ГОСТ 19281 - 89).

углерод от 0,12 до 0,18 %

марганец от 0,90 до 1,20 %

кремний от 0,40 до 0,70 %

хром 0,30 %

никель 0,30 %

молибден

медь 0,3 %

сера 0,04 %

фосфор 0,035 %

мышьяк 0,08 %

3.3 Расчёт колонны

Расчёт цилиндрической обечайки

Материал обечайки принимаем Лист 16 ГС-12 ГОСТ 5520-79.

Расчет обечаек, нагруженных избыточным внутренним давлением, определяется по формуле (рис № 7):

S_R = P_R D/(2_р [ ]_доб - P_R)

S_R = 5,17*2/(2*1*110 - 5,17) = 0,0481 м

где P_R - расчётное давление

P_R = 1,1 * P_раб = 1,1 * 4,7 = 5,17 Мпа

Р_раб = 4,7 МПа - рабочее давление в аппарате

[ ] - допускаемое напряжение при расчётной температуре

[]_доп = *

[ ]_доп = 0,9 * 123 = 110 МПа

где * = 123 МПа - нормативное допускаемое напряжение стенки при расчётной температуре. /ГОСТ 14249 - 89 табл. 5/.

= 0,9 - поправочный коэффициент для взрывопожароопасных продуктов.(ОСТ 26 - 01 - 102 - 70)

Т_раб = 593^оК - максимальная рабочая температура среды в режиме регенерации.

При наличии у аппарата тепловой изоляции расчётная температура его стенок принимается равной температуре поверхности изоляции, соприкасающейся со стенкой, плюс 20^оК.

Для расчёта примем Т_R = 623^оК.

Коэффициент прочности сварного шва =1.

S = S_R + C

S = 0,0481 + 0,0075 = 0,0556 м

где С = С₁ + С₂ + С₃

С₁ = 0,0024 м - прибавка на коррозию, т.к. скорость коррозии для данной среды составляет 0,15 мм/год.

Срок службы принимаем 16 лет.

С₂ = 0,0031 м - прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине листа.

С₃ = 0,002 м - технологическая прибавка в зависимости от принятой технологии изготовления листа.

Принимаем толщину обечайки S равную 0,06 мм.

Полная высота обечайки складывается из следующих величин:

Н_ц - высота слоя цеолита - 6,5 м;

Н_ш - высота слоя фарфоровых шаров - 0,6 м;

Н_г - высота слоя гравия - 0,7 м;

Н_а - высота алюминия - 0,6 м;

Н_п - высота пустого пространства - 1м.

Полная высота адсорбера получается равной:

Н = 6,5+0,6+0,7+0,6+1 = 9,4 м.

Проверочный расчет на механическую прочность. Для углеродистых сталей при расчётной температуре t_R 653 ^оК и низколегированных сталей t_R 693 ^оК допускаемое напряжение принимается равным меньшему из значений:

[] = _т / n_т или [] = _в / n_в

Значения коэффициентов запаса прочности (ГОСТ 14249 - 89):

n_т = 1,5 n_в = 2,4; (табл. 1)

при Т = 293 ^оК _т = 280 МПа

при Т = 623 ^оК _т = 185 МПа

при Т = 293 ^оК _в = 460 МПа

При отсутствии данных по значениям _в при расчётной температуре для сталей, у которых _в /_т 0,75 допускается принимать значение _в для Т = 293 ^оК /ГОСТ 14249 - 89/.

280 /460 = 0,609 0,75

= 1 - поправочный коэффициент.

[] = 185/1,5 = 123,33 МПа

[] = 460/2,4 = 191,7 МПа

Принимаем [ ] = 123 МПа

Пробное давление при гидравлическом испытании /ист. 18, стр. 28/:

Р_пр = 1,25 P_R [ ]₂₀ / [ ]_t

P_пр = 1,25*4,7*183/129,8 = 8,3 МПа

Для Т_раб = 593 ^оК

Р_пр = 1,5 Р_р

Р_пр = 7,0 МПа

[ ]₃₂₀ = 129,8 МПа - допускаемое напряжение при рабочей температуре

Давление при гидравлическом испытании

Р_г = Р_пр + Н*10^-2

Р_г = 7,0+0,10 = 7,1 МПа

где Н = 10 м - высота столба воды

= Р_г (D + S)/(2S) 0,9_т

7,1 (1,6 + 0,06)/(2*0,06*1) 0,9*280

98,22 252

Формула для расчёта толщины обечайки верна, т.к. соблюдается неравенство: (S-C)/D 0,1; 0,0525/2,0 = 0,026 0,1

Расчёт толщины эллиптического днища

Днище адсорбционной колонны выбираем эллиптическое. Для эллиптических днищ меридиональную кривую выполняют по полуэллипсу (рис. № 8). У края днища поверхность эллипсоида переходит в цилиндрический борт высотой h_У. Эллиптические днища преимущественно применяют в аппаратуре, так как по форме они наиболее выгодны в прочностном отношении, чем например коробовые днища. Это объясняется тем, что распределение напряжений в них более равномерное вследствие постепенного и непрерывного изменения радиусов кривизны в направлении от центра к краю. Материал днища принимаем 16 ГС 12 ГОСТ 5520 - 79.

Эскиз эллиптического днища

Рис № 8

Материал для эллиптического днища такой же как и для обечайки примем 16 ГС.

Толщина стенки днища определяется по формуле /ист. 18, стр. 67/

SR = P_R R / (2 [ ] - 0,5 P_R)

SR = 5,17*2,0/(2*1*110 - 0,5*5,17) = 0,0475 м

где R = D ² / 4H_Д - радиус кривизны в вершине днища.

Для стандартных днищ:

R = D = 0,16 м, Н_Д = 0,25D;

Расчётное давление P_R = 5,17 МПа.

= 1 - коэффициент прочности сварного шва.

[] = 110 МПа - допускаемое напряжение при расчётной температуре.

Принятая толщина днища:

S_Д = S_R + C

S_Д = 0,0475 + 0,0089 = 0,057 м

где С = С₁ + С₂ + С₃

С₁ = 0,0024 м - прибавка на коррозию.

С₂ = 0,0055 м - прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине листа.

С₃ = 0,001 м - технологическая прибавка в зависимости от принятой технологии изготовления листа.

Принимаем толщину эллиптического днища S_Д равную 0,06 м.

Если длина цилиндрической отбортованной части h_y 0,8 (D (S_Д -C)) для эллиптического днища, то толщина днища должна быть не менее толщины стенки сопрягаемой с ним обечайки.

h_y = 0,06 м - принятая длина отбортованной части.

h_y 0,8 2,0(0,06-0,0089) = 0,255 м

Формула для расчета толщины эллиптического днища при условии:

0,002 (S_Д-C) / D 0,1

и 0,2 H_Д / D 0,5\

Принятая высота днища H_Д = 0,45 м и

0,002 0,02555 0,1

0,2 0,225 0,5

Расчёт крышки люка D 450

Выбираем конструкцию уплотнения для крышки люка (рис. № 9), /ист. 18, стр. 82/. В качестве уплотнения выберем стальную восьмиугольную прокладку из стали 05 кп. Плоская круглая крышка работает на изгиб как тонкая пластина, равномерно нагруженная по площади давлением. В пластине действуют равномерно распределенные по окружностям удельные изгибающие моменты.



Эскиз крышки люка

Рис № 9

Расчет будем вести для крышки с уплотнением из стальной восьмиугольной прокладки, согласно рекомендации по выбору прокладок, ОСТ 26-373-78 (рис. № 9).

Согласно ОСТ 26-425-79 приделы применения фланцев для аппаратов в зависимости от расчетной температуры и материала (таблица № 5).

Таблица № 5

Ру , МПа	Марка стали фланца	Наибольшее избыточное давление при t = 350 0C, МПа
6,4	16 ГС	4,69
6,4	16 ГС	5,5
6,4	16 ГС	7,0

Принимаем фланец 2 - 450 - 100, ОСТ 26-428-79

Толщина плоской круглой крышки зависит от способа ее закрепления, и ее определяют по формуле /ист. 18, стр. 74/:

S= КD P / [] + С

где С = 0,0024 м - прибавка на коррозию.

Величина коэффициента К зависит от конструкции крышки (рис. № 9) в нашем случае от отношений D_б/D_п и Q_б/Q_Д, определяющих изгибающий момент,

К=0,0515(Dб/Dп + 1) + 0,5(Dб/Dп - 1)(Qб/QД - 1)

где Q_б - нагрузка на болты в условиях эксплуатации;

Q_д - равнодействующая внутреннего давления на площадь по среднему диаметру D_п прокладки,

Q_б = Q_Д + R_п = РDп²/4 + mРD_п2b

где m - коэффициент удельного давления на прокладку, показывающий, во сколько раз удельное давление должно быть больше внутреннего давления, чтобы условие герметичности было выполнено (m = 5,5) /ист. 18, табл. 14, стр. 83/;

b - расчетная ширина прокладки, которую принимают в зависимости от конструкции прокладки и уплотнительных поверхностей (b=14) /табл. 15, стр. 84/;

R_п - нагрузка на прокладку.

Q_Д = РDп²/4

Q_Д = 5,17*3,14*0,525²/4=1,119 МН

Q_б = 5,17*3,14*0,525²/4 + 5,5*5,17*3,14*0,525*2*0,014 = 2,43 МН

К = 0,0515(0,625/0,525 + 1)² + 0,5(0,625/0,525 - 1)(2,43/1,119 - 1)

= 0,599

S = 0,599*0,5255,17/110 + 0,0024 = 0,06 м (толщина крышки S₁)

где b_Е = 0,125 * b_п = 0,125 * 0,014 = 0,00175 м

b_Е - эффективная ширина прокладки.

b_п = 0,014 м - ширина прокладки восьмиугольного сечения для стальных фланцев.

Толщина плоской круглой крышки с дополнительным краевым моментом определяется по формуле

S₂ max (К₂ Р_Б / [ ] ; 0,6 Р_Б / [ ] D_п.с.) + С

Здесь болтовая нагрузка Р_Б принимается большей из двух значений, определенных из условий монтажа и рабочих условий по формулам.

Р_Б1 = тах {Q_Д+ R_п; D_п.с.b_Eф; 0,4 [_Б]₂₀ Z_Б f_Б}

болтовая нагрузка в условиях монтажа (до подачи внутреннего давления).

При Р 0,6 МПа - максимальное значение по данной формуле без учета третьего члена.

= 1 - коэффициент жёсткости фланцевого соединения для фланцев с овальными и восьмиугольными прокладками.

Р_Б1 = 1 * 1,119 + 0,164 = 1,489 МН

Р_Б1 = 3,14 * 0,525 * 0,00175 * 125 = 0,36 МН

Болтовая нагрузка в рабочих условиях:

Р_Б2 = Р_Б1 + (1 - ) Q_Д + Q_t

Усилия, возникающие от температурных деформаций для соединения «фланец - крышка», из одного материала 16 ГС:

Q_t = Z_Б f_Б E_Б (_ф t_ф - _Б t_Б)



- коэффициент податливости деталей соединения.

Для Р_у = 1,0 6,4 МПа; = 0,2 0,3;

Примем = 0,25.

Для не изолированных элементов принимаем согласно таблицы

ОСТ 26 - 373 - 78 /табл. 13.21/.

t_ф = 0,96t t_Б = 0,95t

f_Б = 5,4 * 10 ^-4 м ² - расчётная площадь поперечного сечения шпильки с резьбой М 30 согласно ОСТ 26 - 373 - 78 /табл. 13.27/;

Z_Б = 24 шт. - количество шпилек, согласно выбранному фланцу;

_ф = 13,5 * 10 ^-6 1/ ^? К - коэффициент линейного расширения в зависимости от температуры для фланца и люка из стали 16 ГС;

_Б = 13,7 * 10^-6 1/ ^? К - коэффициент линейного расширения для шпилек из стали 35Х;

Е_Б = 1,64 * 10^-5 МПа - значение модуля продольной упругости для углеродистых и низколегированных сталей.

t_ф = 0,96 * 623 = 609 ^оК

t_Б = 0,95 * 623 = 605,5 ^оК

Q_t = 0,25 * 24 * 5,4 * 10^-4 * 1,64 * 10⁵ * 10^-6 (609 * 13,5 - 605,5 * 13,7)= - 0,1 МН

Если Q_t 0, то при расчёте, болтовая нагрузка в рабочих условиях не учитывается.

Р_Б2 = 1,489 МН

Значение коэффициента К₂ рассчитывается по формуле:

К₂ = 0,8 D_Б / D_п.с. - 1

К₂ = 0,8 0,625 / 0,525 -1 0,35

S₂ = К₂ 1,489 / 110 = 0,35 * 0,1159 = 0,040 м

S₂ = 0,6 * 1,489 / 110 * 0,525 0,0155 м

Принимаем: S₂ = 0,04 + С м

S₁ = 0,06 м

Учитывая прибавку на коррозию С₁ = 0,004 м., принимаем стандартную заглушку - люк, по ОСТ 26 - 2007 - 77, (Люк 2 - 450 - 100 - 80 - 3б - 1). Или по ГОСТ 28459.4 - 90 (Фланец 1-450 - 100 ГОСТ 28459.4 - 90).

Расчёт фланцевого соединения D_у 500

Эскиз фланцевого соединения

Рис № 10. К расчету фланцевого соединения.

Задаемся:

внутренний диаметр фланцевого соединения D = 500 мм

материал фланцев - 16 ГС согласно ОСТ 26 - 425 - 79, «Приделы применения фланцев для аппаратов в зависимости от расчетной температуры и расчетного давления» /табл. 13.6/.

материал шпилек примем 35Х или 25 2 М1Ф., согласно табл. 3.18. ОСТ 26 - 291 - 79 у которых коэффициенты линейного расширения при рабочей температуре близки к коэффициенту линейного расширения материала 16 ГС.

выбираем тип фланцевого соединения в зависимости от Р_R = 5,17 МПа, t_R = 623 ^оК

фланцы с уплотнением под прокладку стальную восьмиугольного сечения.

В связи с тем, что фланец приваривается к сосуду через катушку, примем толщину конической втулки фланца, исходя из рекомендаций при выборе фланца и стандартных фланцев для аппаратов согласно ОСТ 26 - 428 - 79, табл. 13.10.

S₀ = 0,025 м - меньшая толщина конической втулки фланца.

Отношение большей толщины втулки фланца к меньшей = S₁/S₀ для приварных встык фланцев выбираем по графику табл. 13.12.

S₁ = S₀

S₁ = 2 * 0,025 = 0,05 м

Длина втулки приварного встык фланца

L 3 (S₁ - S₀)

L = 3 (0,05 - 0,025) = 0,075 м

Примем L = 0,1 м.

Выбираем диаметр шпилек d_Б по табл. 13.26. Примем d_Б = М 30.

Диаметр болтовой окружности:

D_Б D + 2 (S₁ + d_Б + 0,006)

D_Б = 0,5 + 2 (0,05 + 0,03 + 0,006) = 0,692 м

Принимаем D_Б = 0,695 м.

Наружный диаметр фланца:

D_ф D_Б + а

D_ф = 0,695 + 0,058 = 0,753 0,755 мм.

Наружный диаметр прокладки:

D_п = D_Б - е

D_п = 0,695 - 0,064 = 0,631 м по табл. 13.27.

Средний диаметр прокладки:

D_п.ср. = D_п - b_п

D_п.ср. = 0,631 - 0,016 = 0,615 мм

Эффективная ширина прокладки для восьмиугольного сечения:

b_Е = 0,125 * b_п = 0,125 * 0,016 = 0,002 м.

По табл. 13.28. в зависимости от конструкции и

материала прокладки выбирают ее расчетные

параметры:

т = 5,5 для прокладки из стали

q = 125 МПа 0,5 КП; 0,8 х 13

Ориентировочное число болтов (шпилек):

Z_Б = D_Б / t_Б = 3,14 * 0,695/0,078 = 27,97 28 (штук)

где t_Б = (2,1 2,8) d_Б = 2,6 * 0,03 = 0,078 мм - рекомендуемый шаг болтов в зависимости от d_Б по ОСТ 26 - 373 - 78, табл. 13.29.

Определяются вспомогательные величины:

коэффициент по рис. 13.13

= 1 + ( - 1)х/(х + (1 + ) / 4)

где х = L / D S₀ = 0,1/ (0,5 * 0,025) = 0,89

= 1 + (2 - 1) * 0,89/(0,89 + (1 + 2) / 4) = 1,54

Эквивалентная толщина втулки и фланца:

S_Е = S₀

S_Е = 1,54 * 0,025 = 0,0385 м.

Ориентировочная толщина фланца:

h = DS_E

h = 0,49 0,5 * 0,0385 = 0,068 м.

где = 0,49 - коэффициент, определенный по рис. 13.14.

Безразмерный параметр:

= [ 1 + 0,9 (1 + ₁ * j ²)] ^-1

j = h / S_E = 68 / 38,5 = 1,77

k = D _ф / D = 0,755/0,5 = 1,51

₁ = 1,28 lgK = 1,28 lg1,51 = 1,28 * 0,1789 = 0,23

= [1 + 0,9 * 0,49 (1 + 0,23 * 1,77 ²)] ^-1 = 0,57

Безразмерные параметры:

Т = 1,71 по рис. 13.16.

₂ = (к + 1) / (к - 1)

₂ = (1,51 + 1) / (1,51 - 1) = 4,92

Угловая податливость фланца:

У_ф = [1 - (1 + 0,9)] ₂ / (h ³ * Е_ф)

У_ф = [1 - 0,57 (1 + 0,9 * 0,49)] * 4,92 / (0,068 ³ * 1,64 * 10 ⁵) = 0,017 (1/МН * м)

Е_ф = 1,64 * 10⁵ МПа - модуль продольной упругости материала фланца.

Линейная податливость стальной прокладки: У_п = 0

Расчетная длина шпильки с двумя гайками:

L_Б = L_Бо + 0,56 d

L_Б = 0,2 + 0,56 * 0,03 = 0,22 м.

L_Бо = 0,2 - длина шпилька между опорными поверхностями гаек.

Линейная податливость шпилек:

У_Б = L_Б / (E_Б * f_Б * Z_Б)

У_Б = 0,22/(1,93 * 10 ⁵ * 5,4 * 10 ^-4 * 28) = 0,75 * 10 ^-4 (м / МН)

Е = 1,93 * 10⁵ МПа - модуль продольной упругости материала шпильки.

f_Б = 5,4 * 10 ^-4 м ² - расчетная площадь поперечного сечения шпильки.

Z = 28 - число шпилек.

Безразмерный коэффициент для соединений с приварными фланцами:

= А * У_Б

= 0,008 * 75 = 0,6

А = [У_п + У_Б + 0,25 (У_ф1 + У_ф2) (D_Б - D_п.ср.)²] -¹

А = [0 + 0,75 * 10 ^-4 + 0,25 * 2 * 0,017 (0,692 - 0,615)²] ^-1 = 0,008 (Н / М)

У_ф = У_ф1 = У_ф2 = 0,017 (1/МН * м)

У_Б = 0,75 * 10 ^-4 (м / МН)

У_п = 0

Коэффициент жесткости фланцевого соединения = 1 (для фланцев с овальными и восьмиугольными прокладками).

Определим нагрузку на шпильки фланцевого соединения от внутреннего давления

Q_Д = 0,785 * D ² * P_R

Q_Д = 0,785 * 0,615 ² * 5,17 = 1,535 МН

Реакция прокладок в рабочих условиях:

R_п = 2 D_п.ср. * b_E * m * P_R



R_п = 2 * 3,14 * 0,615 * 0,002 * 5,5 * 5,17 = 0,22 МН

где т = 5,5 коэффициент, принимаемый по табл. 13.28. ОСТ 26 - 373 - 78

Усилия, возникающие от температурных деформаций (для приварных фланцев из одного материала).

Q_t = Z_Б f_Б E_Б (_ф t_ф - _Б t_Б)

Q_t = 0,6 * 28 * 5,4 * 10 ^-4 * 1,93 * 10 ⁵ (336 * 13,5 - 332,5 * 13,7) = - 0,034 МН

Для не изолированных элементов принимаем согласно табл. 13.21:

t_ф = 0,96 t = 0,96 * 623 = 598^oК

t_Б = 0,95 t = 0,65 * 350 = 404,95^oК

Для фланца из стали 16 ГС:

_ф = 13,5 * 10 ^-6 - коэффициент линейного расширения фланцев.

_Б = 13,7 * 10 ^-6 - коэффициент линейного расширения для шпилек из стали 35Х.

Болтовая нагрузка в условиях монтажа (до подачи внутреннего давления)

Р_Б1 = тах { Q_Д + R_п ; D_п.ср. * b_E * q ; 0,4 [_Б ]²⁰ Z_Б f_Б }

при Р 0,6 МПа без учета третьего члена в данной формуле:

Р_Б1 = 1,78 + 0,25 = 2,03 МН

Р_Б1 = 3,14 * 0,615 * 0,002 * 125 = 0,48 МН

Болтовая нагрузка в рабочих условиях

Р_Б2 = Р_Б1 + (1 - ) Q_Д + Q_t



Р_Б2 = 2,03 МН

Q_t 0 - не учитывается, = 1.

Приведенные изгибающие моменты в диаметральном сечении фланца

М₀₁ = 0,5 * Р_Б1 (D_Б - D_п.ср.)

М₀₁ = 0,5 * 2,03 (0,692 - 0,615) = 0,078 МН * м

М₀₂ = 0,5 [P_Б2 (D_Б - D_п.ср.) + Q_Д (D_п.ср. - D - S_E)] * [ ] ²⁰ / [ ] ^t

М₀₂ = 0,5 [2,03 (0,692 - 0,615) + 1,78 (0,615 - 0,5 - 0,038)] * 183 / 129,8 = 0,207 МН * м

Условие прочности шпилек

Р_Б1 / (Z_Б * f_Б) [ ]²⁰ Р_Б2 / (Z_Б * f_Б) [ ] ^t

2,03 / (28 * 5,4 * 10 ^-4) 230 МПа 2,03 /(28 * 5,4 * 10 ^-4) 215 МПа

134,26 230 МПа 134,26 215 МПа

Условие прочности выполняется.

Расчет укреплений вырезов в стенке корпуса и днищ аппарата для фланцевых соединений /ист. 18/

В корпусе и днищах цилиндрических аппаратов для установки люков и штуцеров вырезают отверстия. Они ослабляют сечение по линии А - А стенки аппарата (рис. № 12), поэтому их необходимо укреплять. Вырезанное сечение металла обычно компенсируют приваркой накладного укрепляющего кольца диаметром D_к по его наружному периметру к корпусу аппарата или утолщением стенки корпуса и патрубка.

Укрепление отверстия обязательно, если условный диаметр патрубка превышает 50 мм или значение

d₀ = 0,25vD_p(S-C),

где D_р - расчетный диаметр, равный диаметру цилиндрической обечайки; S - толщина стенки аппарата; С - прибавка на коррозию. d₀ = 0,076 м. Следовательно укрепление выреза необходимо.

Расчет предельного диаметра неукрепленного отверстия в корпусе

Предельный диаметр неукрепленного отверстия

d₀ = 2[((S-C₁)/S_p-0,875)vD_p(S-C₁)-C]

d₀ = 2[((0,06-0,0056)/0,0481-0,875)v2,0(0,06-0,0056)-0,0015]=0,1659 м;

где S_p = 0,0481 м - расчетная толщина стенки аппарата;

D_p = 2,0 м - расчетный диаметр;

S = 0,06 м - толщина стенки аппарата;

C = 0,0024 м - прибавка на коррозию;

C₁ = 0,0056 м - прибавка на коррозию и минусовой допуск листа.

Расчет предельного диаметра неукрепленного отверстия в днище

Расчет ведем по той же формуле, что и для корпуса. Получаем d₀ равный 0,1456 м. Где С₁ = 0,016 м;

D_р = D²/2H = 2,0²/2*0,45 = 4,45 м;

Расчет укрепления отверстия люка D_у 450 в корпусе аппарата

1 - корпус; 2 - патрубок.

Рис. № 13

Материал - сталь 20 гр. IV - КП 20 ГОСТ 8479 - 70

Расчетная толщина стенки патрубка

S_1p = P(d+2C₁)/(2цу_доп1-P)

где Р = 5,17 МПа - расчетное давление;

ц = 1 - коэффициент прочности сварного шва;

у_доп1 = 90,5 МПа - допускаемое напряжение материала патрубка при расчетной температуре 623 ^оК;

С₁ = 0,0024 м - прибавка на коррозию;

d = 0,45 м - внутренний диаметр штуцера;

S_1p = 5,17(0,45+2*0,0024)/(2*1*90,5-5,17) = 0,01347 м.

Расчетная длина наружной части патрубка

l_1p = 1,25v(d+2C₁)(S₁-C₁)

где S₁ = 0,05 м - исполнительная толщина стенки патрубка;

l_1p = 1,25v(0,45+2*0,0024)(0,05-0,0024) = 0,182 м. Принято 0,185 м.

Расчетная длина внутренней части патрубка

l_2p = 0,5v(d+2C₁)(S₁-2C₁)

l_2p = 0,5v(0,45+2*0,0024)(0,05-0,0024) = 0,0725 м. Принято 0,075 м.

Условие прочности укрепления

[(l_1p+S-S_p-C)(S₁-S_1p-C₁)+l_2p(S₁-2C₁)]ч₁+vD_p(S-C)(S-0,875S_p-C) ?

(d+C₁)S_p

где ч₁ = у_доп1/у_доп ? 1 - коэффициент;

у_доп = 114 МПа - допускаемое напряжение материала при расчетной температуре 623 ^оК;

ч₁ = 90,5/114 = 0,794

[(0,185+0,06-0,0481-0,0056)(0,05-0,01347-0,0024)+0,075(0,05-2*0,0024)]0,794+v2,0(0,06-0,0056)(0,06-0,875*0,00481-0,0056) ? (0,45/2+0,0024)0,0481

1,194 ? 1,094 - условие прочности выполняется

Расчеты укреплений для остальных отверстий ведем по тому же методу, параметры укреплений сведем в таблицу № 6.

Таблица № 6

Dу	d м	S1 м	S1p м	ч1	l1p м	l2p м	Условие укрепления
450 (в днище)	0,45	0,05	0,014	0,794	0,18	0,075	1,495?1,454
400 (в верх. днище)	0,356	0,05	0,012	0,794	0,16	0,06	1,2153?1,157
400 (в ниж. днище)	0,39	0,05	0,013	0,794	0,175	0,065	1,36 ? 1,26
250 (в верх. днище)	0,225	0,045	0,007	0,794	0,12	0,01	0,89 ? 0,74
250 (в ниж. днище)	0,285	0,45	0,009	0,794	0,14	0,05	1,064 ? 0,93

Материал для патрубков берем такой же, какой брали для корпуса - сталь 20 гр. IV - КП 20 ГОСТ 8479 - 70.

Расчет укрепления перемычки между двумя отверстиями по ОСТ 26 - 2045 - 77

Расчет укрепления перемычки между двумя

отверстиями D_у 400 и D_у 250 на нижнем днище

Рис. № 14

Условие укрепления перемычки между двумя отверстиями



[(l_1R+S₁-S_R-C)(S?₁-S?_1R-C)+l?_2R(S?₁-2C)]ч₁+[(l?_1R+S-S_R-C)(S?₁-S?_1R-C)+ l?_2R(S?₁-2C)]ч₁+Д(S-KS_R-C) ? ((d?+d?)/2-d_о)КS_R

d? = 0,285 м; l?₁ = 0,14 м; l?₂ = 0,05 м; S?₁= 0,05 м; S_R = 0,0481 м;

d? = 0,39 м; l?₁ = 0,175 м; l?₂ = 0,065 м; S?₁ = 0,06 м; ? = 0,2775 м.

К = 1/(1+sinв) - для цилиндрических и конических обечаек;

К = 1 - для выпуклых днищ;

в - угол между поперечным сечением и общей осью отверстий;

?<2L_о; L_о = vD_R(S-C).

Наибольший допускаемый диаметр отверстия, не требующего дополнительного укрепления

d?_o = 0,4vD_R(S-C)-2C

d?_o = 0,4v4,45(0,0475-0,0024)-2*0,0024 = 0,1744 м.

Наибольший допускаемый диаметр отверстия, не требующего дополнительного укрепления в случае внутреннего давления при отсутствии избыточной толщины стенки сосуда (S = S_R+C). В случае наружного давления, при S = S_R+C диаметр отверстия d?_o=d.

[(0,0175+0,06-0,0475-0,0056)(0,06-0,01247-0,0024)+0,065(0,06-2*0,0024)] 0,794+[(0,14+0,06-0,0481-0,0056) (0,05-0,00918-0,0024)+0,05(0,05-2*0,0024)] 0,794+0,2775(0,06-0,0475-0,0056)?((0,39+0,285)/2-0,1744) 0,0475;

0,01189 > 0,007747 - условие укрепления выполняется.

Рис. № 15

Расчет укреплений перемычек между другими отверстиями проводим таким же методом, и сводим значения полученные при расчете в таблицу № 7.

Таблица № 7

Отверстия	d?1 м	l?1 м	l?2 м	S?1 М	S?1R м	d1? м	l?1 м	l?2 м	S?1 м	S?1R м	Д м
Dу 400 и Dу 450 на верхнем днище	0,45	0,18	0,08	0,07	0,02	0,36	0,16	0,06	0,06	0,01	0,23
Dу 400 и Dу 250 на верхнем днище	0,36	0,16	0,07	0,06	0,02	0,23	0,12	0,01	0,05	0,73	25,5

Расчет отвода

Материал отвода 16 ГС ГОСТ 5520 - 79

Рис. № 16

Расчетная толщина стенки отвода

S_р = Р*r_вн/(2цу_доп)(2R-r_вн)/(R-r_вн)

где Р - давление расчетное;

ц - коэффициент прочности сварного шва, равный единице;

у_доп = 114 МПа - допускаемое напряжение;

R = 0,6 м - радиус изгиба;

r_вн = 0,186 м - внутренний радиус;

S_р = 0,011 м.

Принятая толщина стенки

S = S_р + С + С₁

где С = 0,0024 м - прибавка на коррозию;

С₁ = 0,015 м - дополнительная прибавка;

S = 0,011 + 0,0024 + 0,015 =0,0284. Принимаем S = 0,03 м.

3.4 Расчёт аппарата на ветровую нагрузку

Адсорбер устанавливается вертикально на открытом воздухе, на который действует ветровая нагрузка.

Определение минимального, максимального и в рабочем состоянии веса аппарата.

Минимальный вес аппарата без внутренних устройств и изоляции Q_min

Q_min = Q_цил + Q_2ДН + Q_оп + Q_{люк,штуц.}

Q_цил = D S H g

D = 2,06 м - средний диаметр стенки цилиндра.

S = 0,06 м - толщина стенки обечайки.

Н = 9,4 м - высота обечайки.

g = 9,81 - ускорение свободного падения.

= 7850 кг/м ³ - плотность стали.

...