Izmjenjivac Ulje-dp Proracun 2-V02

3. HIDRAULIČKI PRORAČUN IZMJENJIVAČA

3.1. Pad tlaka na strani primara

Pri strujanju dimnih plinova dolazi do pada tlaka uslijed promjene presjeka strujanja (pri ulazu i izlazu iz izmjenjivača) i u cijevima. Ukupni pad tlaka jednak je njihovom zbroju.

3.1.1. Pad tlaka uslijed promjene presjeka strujanja Prema Bernoulliju, pad tlaka iznosi:

Pa9.312

113513.05.12wp

22DPDP

kpp ⋅=⋅

⋅=⋅ρ

⋅ξ=Δ

sm11wDP ⋅=

3DP mkg3513.0 ⋅=ρ

ξk = ξk,u + ξk,i = 0.5 + 1 = 1.5 – predložene iskustvene vrijednosti za koeficijent otpora zbog promjene presjeka strujanja na ulazu i izlazu dimnih plinova iz izmjenjivača topline

3.1.2. Pad tlaka uslijed strujanja kroz cijev

Pri strujanju kroz cijev dolazi do trenja fluida koji struji i stijenke cijevi, uslijed čega se javlja pad tlaka prema izrazu:

Pa7.1402

113513.00285.0093.40461.0

2w

dLp

22DPDP

uc ⋅=

⋅⋅⋅=

⋅ρ⋅⋅ξ=Δ

m093.4L ⋅= – duljina cijevnog snopa

m0285.0du ⋅= – unutarnji promjer cijevi

Za bešavnu čeličnu cijev apsolutna hrapavost stijenke cijevi: mm03.0k ⋅=

Relativna hrapavost stijenke cijevi:

00105.05.28

03.0dk

u

===ε ⇒ 950kd1 u ==

ε

23008.28861004.3815

3513.00285.011dwdwRe 8DP

DPuDP

DP

uDP >=⋅⋅⋅

=η

ρ⋅⋅=

υ⋅

=−

Koeficijent trenja ξ očitan iz Moddyevog dijagrama: 046.0=ξ

ili prema izrazu koji daje Filonenko (2320 < Re < 108):

( ) ( ) 0461.064.18.2886log82.164.1Relog82.1 22 =−⋅=−⋅=ξ −−

Izmjenjivač ULJE – DIMNI PLINOVI

29

3.1.3. Ukupan pad tlaka na strani primara

Ukupni pad tlaka uslijed strujanja dimnih plinova može se izraziti kao suma pojedinih padova tlakova.

Pa6.1727.1409.31ppp cPPDP ⋅=+=Δ+Δ=Δ

3.2. Pad tlaka na strani sekundara

Na strani ulja dolazi do pada tlaka uslijed strujanja između segmentnih pregrada u plaštu izmjenjivača, pada tlaka u priključcima, pada tlaka zbog promjene presjeka strujanja (samo na ulazu) i pada tlaka na prigušnici za odzračivanje.

Pad tlaka u plaštu može se podijeliti na pad tlaka u krajnjoj zoni, pad tlaka u međuzoni i pad tlaka u uzdužnoj zoni. Njihovim sumiranjem dolazimo do ukupnog pada tlaka na strani ulja.

3.2.1. Pad tlaka u priključcima Za pad tlaka u priključcima općenito vrijedi:

Pa4.15662

63.11.7865.12w

p22

prUprpr ⋅=

⋅⋅=

⋅ρ⋅ξ=Δ

Iskustvene vrijednosti za koeficijente otpora na ulazu, odnosno na izlazu iz izmjenjivača su:

5.0ul.pr =ξ

1iz.pr =ξ ⇒ 5.115.0iz.prul.prpr =+=ξ+ξ=ξ

Kako su priključci aparata ulaza i izlaza isti, za brzine strujanja u priključcima vrijedi:

wpr = 1.63 m/s

ρU = 786.1 kg/m3

3.2.2. Pad tlaka uslijed promjene presjeka strujanja

Kako je priključak za dovod ulja spojen na komoru za ulaz ulja, ulje ne ulazi direktno u plašt izmjenjivača nego se iz komore, kroz otvor na plaštu, raspoređuje po cijevnom snopu. Tu dolazi do pada tlaka uslijed promjene presjeka strujanja.

Pa7.1622

91.01.7865.02wp

22otvU

kpp ⋅=⋅

⋅=⋅ρ

⋅ξ=Δ

ξk = 0.5 – iskustveni koeficijent otpora kod promjene presjeka strujanja

wotv = 0.91 m/s – vidi poglavlje


30

3.2.3. Pad tlaka u krajnjoj zoni

Pod pojmom krajnja zona podrazumijeva se dio izmjenjivača između cijevne stijene i najbliže segmentne pregrade. To je dio izmjenjivača gdje se nalaze priključci za ulaz, odnosno izlaz ulja. Sve cijevi aparata su u ovoj zoni poprečno nastrujane.

Za pad pritiska u krajnjoj zoni aparata vrijedi izraz:

B

2ekvU

k f2wp ⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Ekvivalentna brzina wekv se računa za fiktivni presjek koji dobijemo preko izraza:

9/5

i8.1

iekv A

1A−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ∑ - ekvivalentni presjek,

gdje su:

ni – broj cijevi u pojedinom poprečno nastrujanom redu cijevi

Ai = (Du` - ni ⋅ dv) ⋅ Lk – slobodni presjeci strujanja za svaki poprečno nastrujani red [Slika 1]

Du` - duljina tetive i-tog reda cijevi

Du `

ni

Du

Slika 1 – Presjek poprečno nastrujanih cijevi u krajnjoj zoni


31

Koeficijent otpora ξ za poprečno nastrujani snop cijevi i šahovski raspored cijevi:

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ ,

gdje su:

sp = 43 mm – korak cijevi

dv = 33.7 mm – vanjski promjer cijevi

Re – Reynoldsov broj za ekvivalentnu brzinu strujanja wekv

Za korekcioni faktor uslijed obilaznog strujanja fB vrijedi izraz:

[ ])z/z1(RCexpf 3KBBBB −⋅⋅−= ,

gdje su:

zB = 0 – broj brtvenih traka B

zK = 8 – broj poprečno nastrujanih redova cijevi u krajnjoj zoni [Slika 1]

CB = 3.7 – konstanta B

M

BB A

AR = = Kvou

Kcu

L)dND(L)eDD(⋅⋅−⋅−−

= )7.3310500()3.9470500(

⋅−−−

= 0.127

Dc – promjer kruga, koji tangira one cijevi koje su najudaljenije od centra

N0 = 10 – broj cijevi u središnjoj liniji aparata

e = 9.3 mm – razmak između cijevi

fB = 0.6251 B

Zbog različitog razmaka između stijenke cijevi i najbliže pregrade na ulazu i izlazu iz aparata, pad tlaka nije isti za ulaznu i izlaznu krajnju zonu.


32

Pad tlaka za ulaznu krajnju zonu:

LK,ul = 150 mm – razmak između pregrada ulazne krajnje zone

2

9/5

i8.1

iekv m006589.0

A1A ⋅=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

−

∑ – [Tablica 1]

Red broj

Du` (m)Broj

cijevi u redu ni

Razmak između segmentnih

pregrada Lk (m)

Slobodni presjek za

pojedini red Ai

(m2)

1/Ai1.8

1 0,4773 10 0,150 0,021045 1043,1142 0,4944 11 0,150 0,018555 1308,4903 0,5000 10 0,150 0,024450 796,3394 0,4944 11 0,150 0,018555 1308,4905 0,4773 10 0,150 0,021045 1043,1146 0,4473 9 0,150 0,021600 995,3677 0,4016 8 0,150 0,019800 1164,1338 0,3337 5 0,150 0,024780 777,352

Tablica 1 – Izračunavanje ekvivalentnog presjeka kod krajnje zone ulaza, Lk = 150 mm

sm3728.3

006589.03600

80

AVw

ekv

Uekv ⋅===

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ =

2.02.0 346892)17.33

43(

3

⋅− = 0.3026

346892102576.0

1.7860337.03728.3dwRe 3U

Uvekv =⋅

⋅⋅=

ηρ⋅⋅

=−

Pad tlaka u krajnjoj zoni ulaza aparata:

Pa8466251.02

3728.31.7863026.0f2wp

2

B

2ekvU

ul.k ⋅=⋅⋅

⋅=⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ


33

Pad tlaka za izlaznu krajnju zonu:

Isti postupak, samo za LK,iz = 280 mm

2

9/5

i8.1

iekv m012299.0

A1A ⋅=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

−

∑ - [Tablica 2]

sm8068.1

012299.03600

80

AVw

ekv

Uekv ⋅===

Red broj

Du` (m)Broj

cijevi u redu ni

Razmak između

segmentnih pregrada Lk (m)

Slobodni presjek za

pojedini red Ai

(m2)

1/Ai1.8

1 0,4773 10 0,280 0,039284 339,1662 0,4944 11 0,280 0,034636 425,4523 0,5000 10 0,280 0,045640 258,9274 0,4944 11 0,280 0,034636 425,4525 0,4773 10 0,280 0,039284 339,1666 0,4473 9 0,280 0,040320 323,6417 0,4016 8 0,280 0,036960 378,5148 0,3337 5 0,280 0,046256 252,754

Tablica 2 - Izračunavanje ekvivalentnog presjeka kod krajnje zone izlaza, Lk = 280 mm

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ =

2.02.0 185829)17.33

43(

3

⋅− = 0.3429

185829102576.0

1.7860337.08068.1dwRe 3U

Uvekv =⋅

⋅⋅=

ηρ⋅⋅

=−

Pad tlaka u krajnjoj zoni izlaza aparata:

Pa2756251.02

8068.11.7863429.0f2wp

2

B

2ekvU

iz.k ⋅=⋅⋅

⋅=⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Ukupni pad tlaka u krajnjoj zoni izmjenjivača topline:

Pa1121275846ppp iz.kul.kk ⋅=+=Δ+Δ=Δ


34

3.2.4. Pad tlaka u međuzoni

Prostor između dvije susjedne segmentne pregrade u kojima su cijevi poprečno nastrujane naziva se, kod proračuna pada tlaka u aparatu sa segmentnim pregradama, međuzona. Postupak proračuna je gotovo identičan proračunu pada tlaka u krajnjoj zoni, osim što je broj poprečno nastrujanih redova manji. Također se izraz za pad tlaka mora pomnožiti sa faktorom lekažnog strujanja.

Za pad pritiska u međuzoni aparata vrijedi izraz:

LB

2ekvU

m ff2wp ⋅⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Ekvivalentna brzina wekv se računa preko istih izraza kao u poglavlju 3.2.3, samo što međuzoni ima manje nastrujanih cijevi [Slika 2]

Du `

ni

Du

136°

Slika 2– Presjek poprečno nastrujanih cijevi u međuzoni

Za korekcioni faktor za lekažno strujanje fL vrijedi izraz:

fL = exp [-1.33 ⋅ (1 + RP) ⋅ RLn]

Prstenasti presjek za lekažno strujanje između otvora u segmentnim pregradama i cijevi iznosi:

AL,c = (N - Nu) ⋅ 4

)( 22 π⋅− vB dd = (96 – 22) ⋅

4)7.3334( 22 π⋅−

AL,c = 1180.41 mm2


35

N = 96 – ukupni broj cijevi

Nu = 22 – broj cijevi u odsječku pregrada

dB = 34 mm – promjer otvora u segmentnim pregradama B

Prstenasti presjek između segmentne pregrade i plašta aparata iznosi:

AL,PS = 360

3604

)( 22 γπ −⋅

⋅− Su DD=

360136360

4)496500( 22 −

⋅⋅− π

=1946.95 mm2

Centralni kut segmentne pregrade:

γ = 2 ⋅ arc cos (1 - SDH2

) = 2 ⋅arc cos (1-4961552 ⋅

) = 136 °

Ukupni prostor za lekažno strujanje iznosi:

AL = AL,c + AL,PS = 1180.41 + 1946.95 = 3127.36 mm2

RP = AL,PS / AL = 1946.95/3127.36 = 0.6225

RL = AL / A3 – pri čemu je A3 najuži presjek strujanja na simetrali aparata

Eksponent n iznosi:

n = 0.65 – 0.15 ⋅ RP = 0.65 – 0.15 ⋅ 0.6225 = 0.5566

U aparatu postoji 8 međuzona sa 3 različita razmaka segmentnih pregrada:

LM1 = 0.23 m

LM2 = 0.4 m

LM3 do LM8 = 0.5 m

Pad tlaka u međuzoni 1:

LM1 = 230 mm – razmak između pregrada prve međuzone

9/5

i8.1

iekv A

1A−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ∑ = 0.012814 m2 – [Tablica 3]

ekv

Uekv A

Vw = = 012814.0

3600/80 = 1.7342 m/s

RL = AL / A3 = 3127.36 / 37490 = 0.08342

fL=exp[-1.33 ⋅ (1+RP) ⋅ RLn]=exp [-1.33 ⋅ (1+0.6225) ⋅ 0.08342 0.5566] = 0.5819


36

Red broj

Du` (m) Broj cijevi u redu ni

Razmak između

segmentnih pregrada LM (m)

Karakteristični presjek za pojedini

red Ai (m2)

1/Ai1.8

1 0,4773 10 0,230 0,032269 483,26582 0,4944 11 0,230 0,028451 606,21193 0,5000 10 0,230 0,037490 368,9374 0,4944 11 0,230 0,028451 606,21195 0,4773 10 0,230 0,032269 483,2658

Tablica 3 - Izračunavanje ekvivalentnog presjeka kod prve međuzone , LM = 230 mm

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ =

2.02.0 60964)17.33

43(

3

⋅− = 0.3457

U

Uvekv dwRe

ηρ⋅⋅

= = 3102576.01.7860337.07342.1

−⋅⋅⋅

= 178362

Pad tlaka u međuzoni 1 aparata:

5819.06251.02

7342.11.7863457.0ff2wp

2

LB

2ekvU

1m ⋅⋅⋅

⋅=⋅⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Pa66.148p 1m ⋅=Δ


LM2 = 400 mm – razmak između pregrada druge međuzone

Aekv = 0.022285 m2 – [Tablica 4]

Red broj


Razmak između



red Ai (m2)

1/Ai1.8

1 0,4773 10 0,400 0,056120 178,47942 0,4944 11 0,400 0,049480 223,88583 0,5000 10 0,400 0,065200 136,25564 0,4944 11 0,400 0,049480 223,88585 0,4773 10 0,400 0,056120 178,4794

Tablica 4 - Izračunavanje ekvivalentnog presjeka kod druge međuzone , LM = 400 mm

ekv

Uekv A

Vw = =

022285.03600/80

= 0.9972 m/s


37

RL = AL / A3 = 3127.36 / 65200 = 0.04797

fL=exp[-1.33 ⋅ (1+RP) ⋅ RLn]=exp [-1.33 ⋅ (1+0.6225) ⋅ 0.04797 0.5566 = 0.6717

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ =

2.02.0 102562)17.33

43(

3

⋅− = 0.3861

U

Uvekv dwReη

ρ⋅⋅= = 3102576.0

1.7860337.09972.0−⋅⋅⋅

= 102562

Pad tlaka u međuzoni 2 aparata:

6717.06251.02

9972.01.7863861.0ff2wp

2

LB

2ekvU

2m ⋅⋅⋅

⋅=⋅⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Pa37.63p 2m ⋅=Δ


LM3 do LM8 = 500 mm – razmak između pregrada ostalih međuzona

Aekv = 0.027856 m2 – [Tablica 5]

Red broj


Razmak između



red Ai (m2)

1/Ai1.8

1 0,4773 10 0,500 0,070150 119,44012 0,4944 11 0,500 0,061850 149,82653 0,5000 10 0,500 0,081500 91,183514 0,4944 11 0,500 0,061850 149,82655 0,4773 10 0,500 0,070150 119,4401

Tablica 5 - Izračunavanje ekvivalentnog presjeka kod ostalih međuzona , LM = 500 mm

ekv

Uekv A

Vw = =

027856.03600/80

= 0.7978 m/s

RL = AL / A3 = 3127.36 / 81500 = 0.03837

fL=exp[-1.33 ⋅ (1+RP) ⋅ RLn]=exp [-1.33 ⋅ (1+0.6225) ⋅ 0.03837 0.5566 = 0.7037

2.02.0

v

p Re)1ds

(

3

⋅−=ξ =

2.02.0 28044)17.33

43(

3

⋅− = 0.4038


38

U

Uvekv dwReη

ρ⋅⋅= = 3102576.0

1.7860337.07978.0−⋅⋅⋅

= 82054

Pad tlaka u 3-8 međuzoni aparata:

7037.06251.02

7978.01.7864038.0ff2wp

2

LB

2ekvU

3m ⋅⋅⋅

⋅=⋅⋅⋅ρ

⋅ξ=Δ

Pa44.44p 3m ⋅=Δ

Ukupni pad tlaka u međuzoni izmjenjivača:

Δpm = Δpm1 + Δpm2 + 6 ⋅ Δpm3 = 148.66 + 63.37 + 6 ⋅ 44.44 = 478.67 Pa

3.2.5. Pad tlaka u uzdužnoj zoni

Uzdužnom zonom se naziva dio aparata u kojem su cijevi uzdužno nastrujane. Na slici [Slika 3] se vide u presjeku cijevi, u kružnom odsječku između donjeg ruba segmentne pregrade i plašta izmjenjivača, koje su uzdužno nastrujane.

Nu

Du

136°

Slika 3 – Presjek uzdužno nastrujanih cijevi – uzdužna zona

Za pad pritiska u uzdužnoj nastrujanoj zoni vrijedi prema Donohueu izraz:

2wzp

2UU

suu⋅ρ

⋅⋅ξ=Δ

pri čemu je:

zs = 9 – broj segmentnih pregrada


39

Brzina strujanja wu koja se odnosi na slobodan presjek strujanja u uzdužnoj zoni iznosi:

u

Uu A

Vw = =

03285.03600/80

= 0.6766 m/s

4dNsin

1808DA

2v

u

2u

uπ⋅

⋅−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ γ−

π⋅γ⋅=

40337.022136sin

180136

85.0A

22

Uπ⋅

⋅−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

π⋅⋅= = 0.03285 m2

Koeficijent otpora ξu dobivamo iz izraza:

845.0u

u Re2862.2 +=ξ

Reynoldsov broj računamo sa četverostrukim hidrauličkim promjerom dh i uzdužnom brzinom strujanja wu

328458)d4(wReU

Uhuu =

μρ⋅⋅⋅

=

m0388.0

2sinD

360D

dN

A4d

uu

vu

uh ⋅=

γ⋅+

γ⋅π⋅+π⋅⋅

⋅=

2062.2328458

2862.2 845.0u =+=ξ

Pad tlaka u uzdužno nastrujanoj zoni iznosi:

Pa06.35732

6766.01.78692062.22wzp

22UU

suu ⋅=⋅

⋅⋅=⋅ρ

⋅⋅ξ=Δ

3.2.6. Pad tlaka na prigušnici Pad tlaka na prigušnici iznosi:

22U

2U

prig A2Vp

⋅α⋅ρ⋅

=Δ = Pa8662)108113.6(695.02

1.786022222.0232

2

⋅=⋅⋅⋅

⋅−

gdje je:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=α

2

Ddf = f (0.5) = 0.695 – koeficijent protjecanja – očitan iz Krauta

d – promjer otvora protjecanja prigušnice


40

D = 0.1317 m – unutarnji promjer cijevnog nastavka priključka za izlaz ulja

A = d2⋅π/4 = 0.5 ⋅ D2π/4 = 6.8113 ⋅ 10-3 m2– površina najužeg otvora prigušnice

d = 0.09313 m

3.2.7. Ukupni pad tlaka sekundara

Ukupni pad tlaka na strani ulja jednak je zbroju gore izračunatih padova tlaka.

ΔpU = Δppr + Δppp + Δpk + Δpm + Δpu + Δpprig

ΔpU = 1566.4 + 162.7 + 1121 + 478.67 + 3573.06 + 8662 = 15563.83 Pa


41

4. PRORAČUN ČVRSTOĆE

4.1. Vrsta i klasa posude pod tlakom

Posudom pod tlakom smatra se posuda koja zadovoljava bar jedan od slijedećih uvjeta:

− tlak p ≥ 1 [bara pretlaka]

− akumulirana energija p ⋅ Vg >0.3 [bar m3]

Volumen posude pod tlakom, V (m3), je ukupan unutarnji volumen posude.

Volumen plina, Vg (m3), je volumen plina ili plina i tekućine u posudi ili pojedinom njezinom dijelu u kojem vlada tlak, i koji pri kritičnom otkazu posude trenutno prelazi u plinovito stanje, koje se računa za tlak 1 bar i temperaturu 15°C.

Tlak, p (bar), je najveći pretlak u posudi ili nekom njezinom dijelu u kojem vlada tlak.

Temperatura, t (°C), je najviša temperatura radne tvari koja se može javiti u posudi.

Masa posude, M ( t ), je masa prazne posude s oblogom bez armature i izolacije.

Kritični otkaz posude je lom jednog dijela posude pod tlakom ili popuštanje vijaka za zatvaranje glavnih dijelova posude pri čemu dolazi do brzog izlaženja veće količine radne tvari iz posude.

4.1.1. Vrsta posude pod tlakom Posude pod tlakom dijele se prema obliku, izvedbi i namjeni.

− prema obliku

− prema izvedbi

− prema namjeni

4.1.2. Klasa posude pod tlakom

Klasa posude pod tlakom predstavlja nivo pouzdanosti rada posude u predviđenim uvjetima i vijeku trajanja. Razlikuju se projektna, izvedbena i trenutna klasa posude. Projektna klasa posude predstavlja traženi nivo pouzdanosti posude. Određuje se na osnovi rizika za okolinu u slučaju kritičnog otkaza posude. Rizik za okolinu definiran je utjecajnim faktorima koji se dijele na opće i lokacijske. Općim faktorima pridružuju se bodovi navedeni u podacima za fizikalno – geometrijske karakteristike posude pod tlakom i karakteristike radne tvari, a njihova suma predstavlja ukupan rizik za okolinu. Lokacijskim faktorima nije moguće jednoznačno odrediti parametre jer se oni razlikuju od slučaja do slučaja. Njihov utjecaj na ukupan rizik za okolinu uzima se u obzir svrstavanjem posude u rizičniju klasu od one dobivene na osnovi sume bodova preko općih faktora.


38

VRSTA I KLASA POSUDE POD TLAKOM

Prema M.E2.150 i M.E2.151

Karakteristika posude i radne tvari Karakteristika Iznos Broj bodova

Volumen mali 0.79718 m3 0

Debljina stijenke srednja 8 mm

Masa srednja 1980 kg

Tlak srednji 10 bara 1

Temperatura vrlo visoka 1000 °C 2

Akumulirana energija

Fizikalno kemijske karakteristike zapaljiva 3

OPĆ

I FA

KTO

RI

Ukupan broj bodova: 6

Namjena posude: izmjenjivač (zagrijavanje ulja)

Oblik: cilindričan

Izvedba: stabilna, vertikalna, zatvorena, višedjelna, s jednostrukom stijenkom, zaštićena

Materijal i tehnologija izrade:

čelik, zavarena

Rizik:

za ljude srednji

ekonomski srednji LOK

AC

IJS

KI F

AK

TOR

I

ekološki visok

Klasa posude pod tlakom (bez lokacijskih faktora)

Projektna: III klasa

Tablica 6 –Vrsta i klasa posude pod tlakom

4.2. Proračun cilindričnog plašta

Radna podloga za proračun cilindričnih i kuglastih plašteva izvrgnutih djelovanju unutrašnjeg tlaka HRN M.E2.253

Parametri za proračun:

− vanjski promjer mm516Dv ⋅=

− unutarnji promjer mm500Du ⋅=

− debljina stijenke (odabrana) mm8sA ⋅=

− radni tlak bara10p ⋅=

− materijal ČRV 250

− čvrstoća 160K = N/mm2

K = naprezanje tečenja pri temperaturi 265°C


39

− stupanj sigurnosti 5.1S =

− koeficijent zavara 85.0=ν

− dodatak za dozvoljeno odstupanje mjera materijala mm5.0c1 ⋅=

− dodatak zbog smanjenja lima korozijom mm1c2 ⋅=

Uvjeti primjene : 2.1032.1500516

DD

u

v <== (zadovoljava)

Proračun potrebne debljine stijenke :

mm33.415.01085.0

5.116020

10516ccp

SK20

pDs 21V ⋅=++

+⋅⋅

⋅=++

+ν⋅⋅

⋅=

mm8smm33.4s A ⋅=<⋅=

(odabrana debljina stijenke zadovoljava)

Proračun izreza u cilindru plašta – prema HRN M.E2.256 Uvjet primjene je :

1.0D

ccs002.0v

21A ≤−−

≤

Dakle:

0126.0516

15.08D

ccs

v

21A =−−

=−−

(uvjet zadovoljen)

Ojačanje se izvodi povećanjem cjelokupne debljine stijenke plašta:

ss = 4 mm (debljina stijenke cijevnog priključka za izlaz ulja)

0ccsccs

21A

21s =−−−−

(a)

( ) ( ) ( )3.2

)15.08(15.085007.131

ccsccsDd

21A21Au

u =−−⋅−−+

=−−⋅−−+

(b)

Pomoću (a) i (b) dobije se iz dijagrama koeficijent oslabljenja vA =0.46 koji se uvrštava u izraz :

mm705.615.01046.0

5.116020

10516ccp

SK20

pDs 21

A

v ⋅=+++⋅

⋅=++

+ν⋅⋅

⋅=

Budući je sA > s , 8 mm > 6.705 mm, ojačanje nije potrebno.


40

4.3. Proračun cijevne stijenke

Prema HRN M.E2.259


− radni tlak bar10p ⋅=

− promjer najvećeg kruga upisanog u dio sa cijevima d2 = 470 mm

− materijal cijevne stijenke Č 7400

− debljina cijevne stijenke sA = 50 mm

− proračunska čvrstoća cijevne stijenke K = 40 N/mm2

K = Vremenska trajna čvrstoća za 100000 h pri 480 °C

− sigurnost 5.1S =

− modul elastičnosti čelika E = 1.9·1011 N/m2

− slobodna duljina izvijanja lk =0.5·L= 2.075 m

− vanjski promjer cijevi mm7.33dv ⋅=

− unutrašnji promjer cijevi mmdu ⋅= 5.28

Debljina cijevne stijenke:

=⋅⋅

⋅⋅=⋅⋅

⋅⋅=4010

5.1104704.0K10Spd4.0s 2 36.4 mm

Usvajamo pretpostavljenu debljinu mm50sA ⋅=

Minimalna širina zavara:

KdSF4.0q

v

R

⋅⋅

⋅= = mm316.0407.33

5.131.7094.0 ⋅=⋅⋅

⋅

N31.70910101070931.0pAF 53RR ⋅=⋅⋅⋅=⋅= −

4d3

2t

4d3

23h2

34

d34a6A

2v

22v

2

2v

2

Rπ⋅

−⋅=π⋅

−⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅

⋅=π⋅

−⋅⋅=

23222

R m1070931.0mm31.70947.333

243A ⋅⋅=⋅=

π⋅−⋅= −

gdje je:

FR -sila cijevi, N

AR -površina opterećenja koja dolazi na jednu cijev, m2

Kako je najmanja potrebna širina šava zavara 0.316 mm, usvojena je širina zavara q=2 mm.


41

Provjera cijevi na izvijanje: Sila zbog toplinskih naprezanja u cijevi je (vidi poglavlje 2.5.3)

Ft = 9.61 kN

24222

u2

v m105403.24

0285.00337.04

ddA ⋅⋅=π⋅−

=π⋅−

= −

Dozvoljena sila izvijanja prema Euleru :

N13469.65 )075.2(

10 30927.1109.1)2/l(

EF 2

12112

2min

2

k ⋅=⋅⋅⋅⋅π

=Ι⋅⋅π

=−

( ) ( ) =−⋅π

=−⋅π

=Ι 444u

4vmin 5.287.33

64 dd

6430927.1 mm4=30927.1⋅10-12 m4

Stupanj vitkosti je:

06.1880285.00337.0

075.24

dd

l4222

u2

v

k =+

⋅=

+

⋅=λ

Dozvoljena sila izvijanja vrijedi ako je:

λ> λ0 = =⋅

⋅π=⋅π40

109.1KE 5

68.92

Taj uvjet je ispunjen jer je 188.06 > 68.92

Budući je Fk > Ft tj 13469.65 N > 9610 N - ne postoji opasnost od izvijanja.

U aparatu postoji i devet segmentnih pregrada koje također služe kao oslonci cijevima u plaštu (manja slobodna duljina izvijanja), a nisu ušli u proračun izvijanja, tako da ne postoji opasnost od izvijanja.

4.4. Proračun vijaka

Parametri za proračun – prema HRN M.E2.257:

− korisna širina brtve bd = 120 mm

− srednji promjer brtve dd = 772 mm

− unutarnji promjer prirubnice du = 470 mm

− radni tlak p=10 bar

− materijal vijka 5.6

− proračunska čvrstoća vijka K20=300 N/mm2

− broj vijaka n = 20


42

Proračun sila u vijku:

N17349440

4701040

dpF22

uRB ⋅=

⋅π⋅=

⋅π⋅=

( ) ( ) N294590 40

4707721040

ddpF222

u2d

FB ⋅=−⋅π⋅

=−⋅π⋅

=

N3783481302.17721010kSd

10pF 1DdDB ⋅=⋅⋅⋅π⋅=⋅⋅⋅π⋅=

SD = 1.2 (odabrano)

k1 - očitano iz tablice 1, odnosno iz crteža za klingeritnu brtvu i iznosi za radno stanje k1 = 130 mm.

Za radno stanje najmanja sila u vijku iznosi:

FSB = FRB + FFB + FDB = 173494 + 294590 + 378348 = 846432 N

Za ugradbeno stanje najmanja sila u vijku iznosi:

FDV = π · dd · k0 · KD = π · 772 · 1500 = 3637964 N

Faktor k0·KD se očita iz tablice 1 u standardu :

k0·KD = 15·bd = 1500 N/mm.

Budući je FDV>FSB slijedi da je :

DVSBDVDV FF8.0F2.0F ⋅⋅+⋅= =

= N213142536379648464328.036379642.0 ⋅=⋅⋅+⋅

Proračun promjera vijaka:

Za radno stanje:

=+⋅

⋅=+⋅

⋅= 320300

84643238.1cnK

FZd 5

SBs 19.4 mm

Z se iz tablice bira i iznosi za ϕ = 1 i za elastične vijke:

Z = 1.38

=⋅

⋅=⋅

⋅20300

84643238.1nK

FZ SB 16.39 mm

Kako je 16.39 < 20 mm slijedi

c5 = 3 mm


43

Za ispitno stanje:

=⋅

⋅=⋅

⋅=20300

84643218.1nK

FZd20

SBs 14.015 mm

Z se bira iz tablice 3 i iznosi za ϕ =1 i elastične vijke:

Z = 1.18 .

Za ugradbeno stanje:

mm2.2220300

213142518.1nK

FZd DVs ⋅=

⋅⋅=

⋅⋅=

Odgovaraju odabrani vijci M30, materijala 5.6 (čelik za vijke).

4.5. Proračun slobodne prirubnice

Parametri za proračun – prema HRN M.E2.258:

− vanjski promjer prirubnice ds = 1025 mm

− unutrašnji promjer osnovnog dijela du = 470 mm

− srednji promjer brtve dD = 772 mm

− promjer kruga sa vijcima dt = 925 mm

− promjer rupa za vijke dl = 33 mm

− vanjski promjer osnovnog dijela d4 = 520 mm

− debljina stijenke osnovnog dijela s1 = 10 mm

− visina oboda prirubnice hF = 130 mm

− materijal prirubnice Č 7400

− čvrstoća K = 40 N/mm2

− radni tlak p = 10 bara

Korisna dvostruka širina prirubnice iznosi:

b = ds - du - 2·dl` = 1025 - 470 – 2 · 17.16 = 520.68 mm

dl` = v ⋅ dl = 0.52 ⋅ 33 = 17.16 mm

v = f (du) = 0.52

Pomoćna vrijednost:

Z = ( du+s1 ) · s12 = (470 + 10) · 100 = 48000

Krak djelovanja sile za pogonsko i ugradno stanje:

mm5.2022

5209252

dda 4t ⋅=

−=

−=

Potrebna visina oboda prirubnice iznosi:


44

mm21.12568.520

642759327.1b

W27.1hf ⋅=⋅

=⋅

=

Za pogonsko stanje vrijedi:

3SB mm64275935.20240

5.1846432aK

SFW ⋅=⋅⋅

=⋅⋅

=

Visina oboda hF = 130 mm zadovoljava opterećenje.

Površinski tlak između privarenog prirubnog ojačanja i slobodne prirubnice provjerava se pomoću formule:

2u

24

SBF dd

F27.1p−

= = 22 47052084643227.1

− = 21.716 N/mm2 < K = 40N/mm2

Prirubnica zadovoljava na tlak.


45

4.6. Proračun komore za ulaz ulja

Radna podloga za proračun cilindričnih i kuglastih plašteva izvrgnutih djelovanju unutrašnjeg tlaka – prema HRN M. E2. 253


− vanjski promjer Dv = 262 mm

− unutarnji promjer Du = 250 mm

− debljina stijenke (odabrana) mm6sA ⋅=

− radni tlak p = 10 bara


− čvrstoća Κ = 160 N/mm2

K = granica plastičnosti pri temperaturi 265°C

− stupanj sigurnosti 5.1S =

− koeficijent zavara v = 0.85

− dodatak za dozvoljeno odstupanje mjera materijala mm5.0c1 ⋅=

− dodatak zbog smanjenja lima korozijom mm1c2 ⋅=

Uvjeti primjene : 2.1048.1250262

DD

u

v <== (zadovoljava)

Proračun potrebne debljine stijenke:

mm937.215.01085.0

5.116020

10262ccp

SK20

pDs 21V ⋅=++

+⋅⋅

⋅=++

+ν⋅⋅

⋅= =

mm6smm937.2s A ⋅=<⋅=

(odabrana debljina stijenke zadovoljava)

Proračun izreza prema HRN M.E2.256:

Uvjet primjene je :

1.0D

ccs002.0

V

21A ≤−−

≤

Dakle:

0171.0262

15.06D

ccs

V

21A =−−

=−−

(uvjet zadovoljen)


46

Ojačanje se izvodi povećanjem cjelokupne debljine stijenke:

ss = 4 mm (debljina stijenke cijevnog priključka za izlaz ulja)

=−−−−

21A

21s

ccsccs

= 0 (a)

( ) ( ) ( )891.3

)15.06(15.062507.131

ccsccsDd

21A21Au

u =−−⋅−−+

=−−⋅−−+

(b)

Pomoću (a) i (b) dobije se iz dijagrama koeficijent oslabljenja vA =0.34 koji se uvrštava u izraz :

mm063.515.01034.0

5.116020

10262ccpv

SK20

pDs 21

A

v ⋅=+++⋅

⋅=++

+⋅⋅

⋅=

Budući je sA > s , 6 mm > 5.063 mm, ojačanje nije potrebno.

4.7. Proračun ravne podnice komore za ulaz ulja

Radna podloga za proračun neukrućenih ravnih podnica i okruglih, pravokutnih ili eliptičnih ploča bez dodatnog rubnog momenta – prema HRN M.E2.259



− proračunski promjer D1 = 250 mm


− proračunska čvrstoća K = 160 N/mm2

− sigurnost S=1.5

Proračun potrebne debljine stijenke:

s = 16010

511025040101 ⋅

⋅⋅⋅=

⋅⋅

⋅⋅.

.KSpDC = 9.68 mm

s = 9.68 mm < 12 mm - odabrana debljina stijenke zadovoljava.

4.8. Proračun kompenzatora

Valoviti kompenzatori – prema HRN M.E2.262



− srednji unutarnji promjer kompenzatora d = 509 mm

− razlika polumjera vanjskog i unutarnjeg vala h = 75 mm

− radijus oboda kompenzatora r = 12.5 mm

− debljina stijenke kompenzatora s = 3 mm


47

− duljina vala u razvučenom stanju l = 74 mm

− materijal Č 4574

− proračunska čvrstoća K = 260 N/mm2

− koeficijent zavara v = 0.85

− koeficijent sigurnosti S = 1.5

− stupnjeviti parametri:

r/h = 0.16667

d/h = 6.7867

s/h = 0.04

Naprezanje uslijed unutarnjeg tlaka:

σv(p) = p ⋅ R(p) = 10 ⋅ 21.5481 = 215.481 N/mm2

R(p) = 21.5481 – očitano iz tablica 2 do 25 standarda za stupnjevite parametre

Proračun prema statičkom naprezanju:

Najveće aksijalno naprezanje uslijed unutarnjeg pritiska:

σv(p) ≤ KSnvp

⋅

n – osnovna brojka

n = n 0,2 = 1.55 – 2.8 ⋅ 10 -4 ⋅ K = 1.55 – 2.8 ⋅ 10 -4 ⋅ 260 = 1.4772

Svp = 1.2 – koeficijent sigurnosti za aksijalno naprezanje

215.481 ≤ 2602.1

4772.1⋅ = 320.06 – zadovoljava

Za srednje obodno naprezanje uslijed unutarnjeg tlaka vrijedi:

σum = v)hr14.1(Spl)hd(105.2 2

⋅+⋅⋅⋅⋅+⋅ −

≤ umSK

= 5.1

260 = 173.33 N/mm2

Sum = 1.5 – koeficijent sigurnosti za obodno naprezanje

σum = 85.0)755.1214.1(5.11074)75509(105.2 2

⋅+⋅⋅⋅⋅+⋅ −

= 94.94 N/mm2

94.94 N/mm2 ≤ 173.33 N/mm2 – U redu!

Odabrani kompenzator zadovoljava.


48

5. TEHNIČKI OPIS IZMJENJIVAČA – NAČ IN IZRADE – ISPRAVE

5.1. Namjena izmjenjivača

Izmjenjivač je namijenjen za dodatno zagrijavanje ulja pomoću dimnih plinova koji se, nakon što zagriju ulje, bacaju u atmosferu.

5.2. Opis konstrukcije

Izmjenjivač je tipa Shell & Tube, zavarene izvedbe, postavljen vertikalno u prostoru. U cijevima izmjenjivača kao primar prostrujavaju dimni plinovi hladeći se pri tome sa 1000 °C na temperaturu od približno 350 °C. Ulje kao sekundar struji oko cijevi izmjenjivača zagrijavajući se sa polazne temperature od 260 °C na temperaturu od 264.8 °C. Učin izmjenjivača je Q = 200 kW

Konstrukcija izmjenjivača sadrži:

− dvije cijevne stijenke – debljina cijevnih stijenki je 50 mm

− plašt izmjenjivača koji se sastoji od dva djela (plašt na ulazu ulja i plašt na izlazu ulja) i kompenzatora koji se međusobno zavaruju.

− ulazna komora

− cijevni priključak s odgovarajućom prirubnicom za ulaz ulja

− segmentne pregrade – 9 komada

− cijevni priključak s odgovarajućom prirubnicom za izlaz ulja

− cijevi za prolaz dimnih plinova vanjskog promjera 33.7 mm, debljine stijenke 2.6 mm – 96 komada

− 6 šipki koje drže segmentne pregrade, promjera 10 mm

− 36 cijevi koje drže razmak između segmentnih pregrada, promjera 16 mm i debljine stijenke 2 mm raznih duljina:

4 komada L = 147.5 mm 2 komada L = 395 mm

2 komada L = 377.5 mm 2 komada L = 895 mm

2 komada L = 225 mm 12 komada L = 495 mm

2 komada L = 625 mm 10 komada L = 995 mm

− dijelovi koji omogućuju odvod zraka iz izmjenjivača:

cjevčica za odvod zraka,

držač cjevčice za odvod zraka za koji se zavari cjevčica,

prigušnica koja je zavarena u izlaznom cijevnom priključku, a stvara pad tlaka uslijed kojeg dolazi do prostrujavanja zraka kroz cjevčicu iz područja većeg tlaka u područje manjeg tlaka.


49

− 96 turbulatora napravljenih od limene trake 10 mm x 2 mm namotane oko cijevi promjera 25 mm s korakom 80 mm. Turbulatori se objese na izlaznoj cijevnoj stijenci i slobodno vise u cijevima. Na gornjem kraju limene trake zavaruje se šipkica na kojoj turbulator visi, a na donjem kraju šipkica koja drži odstojanje turbulatora od cijevne stijene.

− 3 rebra koji se zavaruju na ulazni dio plašta, međusobno pod kutom od 120°, kako bi omogućili stabilnost cijelog izmjenjivača s obzirom da je položaj izmjenjivača vertikalan.

− izmjenjivač je izvana izoliran mineralnom vunom i zaštitnom oplatom.

5.3. Podaci o izmjenjivaču

5.3.1. Osnovne veličine Prema nacrtu 100-98-00

− unutarnji promjer plašta 500 mm

− debljina stijenke plašta 8 mm

− dužina od ulazne do izlazne cijevne stijenke 4150 mm

− broj cijevi 96

− dimenzije cijevi φ33.7 x 2.6 mm

− veličina ulazne prirubnice DN125PN16

− veličina izlazne prirubnice DN125PN16

− volumen u prostoru plašta 0.4495 m3

− volumen u cijevnom prostoru 0.2486 m3

− težina praznog izmjenjivača 1980 kg

− proračunski tlak 10 bar

− ispitni tlak 13 bar

5.3.2. Materijali Odabrani su čelici za povišene temperature

− plašt ČRV 250

− cijevne stijene Č 7400

− cijevi Č 7400

− pregrade ČRV 250

− ulazna komora ČRV 250

5.4. Montaža

− zavariti donju cijevnu stijenku za ulazni dio plašta

− montirati šipke i segmentne pregrade


50

− zavariti gornju cijevnu stijenku za izlazni dio plašta

− zavariti donji i gornji dio plašta

− očistiti i odmastiti otvore

− uvući cijevi i uvaljati ih

− zavariti ih, zavare obraditi fazonskim glodalom

− zavariti ulaznu komoru

− zavariti priključke

5.5. Žarenje

− lokalno žariti ulaznu stranu izmjenjivača brzinom zagrijavanja od 150 °C/h

− temperatura obrade 680-720 °C

− vrijeme obrade 60 min

− hlađenje u mirnome zraku

5.6. Tlačna proba

− sve priključke zatvoriti

− napuniti izmjenjivač vodom i tlačiti na 13 bara

− tlak mjeriti manometrima


51

Tablica 7 – Isprava posude-opći podaci

Firma, odnosno naziv korisnika

Firma, odnosno naziv proizvođača

Firma, odnosno naziv isporučioca

Industrijski broj/godina izrade

Naziv i oznaka posude

Vrsta i oznaka posude

Vrsta i klasa posude Izmjenjivač, III klasa

Nazivna veličina (m2) 41.6 m2

Oblik i konstruktivne mjere prema crtežu broj 100-98-00

Tablica 8 –Tehnički podaci

Naziv radnog prostora PRIMAR

dimni plinovi

SEKUNDAR

ulje Najveći dozvoljeni radni tlak (bar) 1 10

Proračunski tlak elementa posude prema HRN M.E2.250 (bar) - 10

Ispitni tlak (bar) 13

Ispitna tvar voda

Temperatura ispitne tvari (°C) 20 °C

Najveća i najmanja radna temperatura stijenke 350 °C 350 °C

Radni medij dimni plinovi Dowtherm Q

Karakteristike radnog medija (otrovnost, zapaljivost, eksplozivnost) - ×

Volumen (m3) 0.2486 m2 0.4495 m2

Masa prazne posude (kg) 1980 kg

Najveća masa punjenja (kg) 353.4 kg


52

Documents

Izmjenjivac Ulje-dp Proracun 2-V02