ZБИРКА ЗАДАЧИ ПО ПРОЕКТИРАЊЕ-PTS_zbirka

UNIVERZITET "SV. KLIMENT OHRIDSKI" - BITOLA

TEHNI^KI FAKULTET - BITOLA

BITOLA, 2007

ZБИРКА ЗАДАЧИ ПО ПРОЕКТИРАЊЕНА ТЕХНОЛОШКИ, ТЕРМОТЕХНИЧКИ

И ПРОЦЕСНИ СИСТЕМИ

Владимир И. МИЈАКОВСКИВладимир И. МИЈАКОВСКИ

TEHNI^KI FAKULTET

BITOLA

УНИВЕРЗИТЕТ "Св. КЛИМЕНТ ОХРИДСКИ" ТЕХНИЧКИ ФАКУЛТЕТ – БИТОЛА

ВЛАДИМИР И. МИЈАКОВСКИ

ЗБИРКА ЗАДАЧИ ПО ПРОЕКТИРАЊЕ НА ТЕХНОЛОШКИ, ТЕРМОТЕХНИЧКИ И

ПРОЦЕСНИ СИСТЕМИ

Битола, 2007

Едиција: Машинство – Прво издание

Автор:

м-р Владимир Мијаковски

Наслов:

ЗБИРКА ЗАДАЧИ ПО ТЕХНОЛОШКИ, ТЕРМОТЕХНИЧКИ

И ПРОЦЕСНИ СИСТЕМИ – учебно помагало

прво издание

Рецензенти:

ред. проф. д-р Ѓорѓи Тромбев

ред. проф. д-р Илија Мијаковски

CIP – Каталогизација во публикација,

Матична и универзитетска библиотека

“Св. Климент Охридски“, Битола

XX-XXX;

МИЈАКОВСКИ, Владимир

Збирка задачи по технолошки, термотехнички и процесни системи: [учебно

помагало]/Владимир Мијаковски: (1 изд.); Универзитет “Св. Климент Охридски“,

Битола, Технички факултет, 2007, -139 стр.: илустр.:29 cm

Тираж: 50. – Библиографија: стр. XXX-XXX

ISBN XXXX-XXX-XX-X

ПРЕДГОВОР

Според сегашниот, осовременет наставен план и програм на Техничкиот факултет - Битола, со воведен Европски кредитен трансфер систем (ЕКТС) на Машинскиот отсек, Збирката првенствено е наменета за студентите за изучување на предметите Проектирање на технолошки системи и Процесни и технолошки системи. Предметите се застапени на студиските програми од Општо машинство, Индустриски менаџмент како и на студиските програми од Земјоделско и прехрамбено машинство како стручно - изборни предмети. Збирката може корисно да им послужи и на студентите од останатите технички и природно-математички факултети кои ги изучуваат технолошките, термотехничките и процесните системи во било кој вид и обем. Исто така, оваа збирка можат да ја користат дипломираните машински инженери и сите оние кои работаат со проблемите од технолошки, термотехнички и процесни системи. Еден дел од задачите се конкретни примери од праксата, а поголемиот дел на задачите се земени од наведената литература (во најголем степен од [1] и [3]), обработени и прилагодени за потребите на студентите.

Збирката е пишувана во стил кој овозможува лесно изучување на изложената материја без разлика за која област од Процесната техника се работи. Сите физички и други големини, одговараат на Меѓународниот систем на единици (SI).

На крајот на Збирката даден е посебен прилог кој е во функција на полесното решавање на задачите опфатени со Збирката.

Им се заблагодарувам на рецензентите д-р Ѓорѓи Тромбев, редовен професор и д-р Илија Мијаковски, редовен професор и двата на Техничкиот факултет во Битола, кои внимателно го прочитаа ракописот и со своите сугестии и забелешки придонесоа во оформување на Збиркава. Авторот однапред им се заблагодарува и на оние корисници на трудот, кои по неговото издавање, ќе ги достават своите забелешки што ќе придонесат за подобрување на неговиот квалитет и посодржински состав на трудот, во неговото, евентуално следно издание.

Битола , Декември 2007 Авторот

СОДРЖИНА

Користени ознаки

1. ТЕХНОЛОШКИ ПРОЦЕСИ 1 2. НАПОЈНИ СИСТЕМИ 53 3. КОМПРЕСОРСКИ ПОСТРОЈКИ 69 4. ПРОЦЕСИ НА СОГОРУВАЊЕ 85

ПРИЛОГ 117 Литература 139

I

Користени ознаки

A, m2 површина на попречен пресек.

a, mm страна на каналот со квадратен попречен пресек

C, денари вредност на инвестицијата, проектот или надзорот

cp, kJ/kgK, kJ/m3K изобарски топлински капацитет

D, d, mm дијаметар на цевководот, каналот

ep, J/kg специфична енергија (напор)

H, m висина на оџакот

i , kJ/kg специфична енталпија

i' , kJ/kg специфична енталпија на парeата (кондензатот) на

долната гранична крива, x=0

i'' , kJ/kg специфична енталпија на сувозаситената парeа на

горната гранична крива, x=1

K, N/mm2 цврстина на челикот на соодветна температура

L, m должина на делницата на цевководот

ND, mm номинален дијаметар на отворот

NP, bar номинален притисок

P, kW ангажирана снага (моќност) на погонската машина

p, Pa притисок

pm, Pa манометарски притисок (надпритисок)

p = pm + 105, Pa апсолутен притисок

∆p , Pa пад (загуба) на притисокот

p, % процент

qm, kg/s масен проток

qm,A, kg/s масен проток на компонентата A

qm,B, kg/s масен проток на компонентата B

qm,m, kg/s масен проток на мешавината

qv, m3/s волуменски проток

R = 287 J/kgK универзална гасна константа на воздухот

S, / степен на сигурност

s, mm дебелина на ѕидот на цевката

t, ºC релативна температура

T = t+273,15, K апсолутна температура

II

v, m3/kg специфичен волумен

v', m3/kg специфичен волумен на пареата на долната гранична

крива, x=0

v'', m3/kg специфичен волумен на пареата на горната гранична

крива, x=1

w, m/s брзина на струење на флуидот

λ , / коефициент на триење во цевководот

ρ , kg/m3 специфична густина

ξ , / коефициент на локален отпор

Индекси c циклон

d дупликатор

ekv еквивалентен

g гас

geo геодетска

izl излез

k колено

kom компресор

kon кондензат

loz ложите

m мешавина

n надворешен

odz оџак

pot потисен

r раствор

stv стварна

szp сувозаситена водена пареа

vent вентилатор

vl влез

vn внатрешен

vsis всисен

w вода

1

1.0. ТЕХНОЛОШКИ ПРОЦЕСИ

2

3

Задача 1.1. Во извесен технолошки процес во еден сад за шаржно варење –

дупликатор, се внесува вода (компонента B) во количина од 1000 l/h и цврста

компонента A (густина 1500 kg/m3) во количина од 200 kg/h. На крајот на

процесот на варење, талогот се одстранува од дупликаторот, а продуктот C со волумен од 1000 litri со пумпа се префрла во друг сад - дупликатор за

продолжување на биотехничкиот процес.

Специфичниот топлински капацитет на мешавината во дупликаторот е 4

kJ/(kgK) а мешавината се загрева од 20 °C до 90 °C. Загревањето и варењето

во дупликаторот е предвидено со суво заситена пареа со притисок од 3 bar.

Кондензатот се подладува на 99 °С.

Степенот на полезно дејство на дупликаторот е 0,95. На располагање е

сувозаситена пареа со манометарски притисок 11 bar и квалитетна вода за

ладење на температура од 105 °C.

Продуктот С со густина 800 kg/m3 се внесува во следниот дупликатор во

кој продолжува биотехнолошкиот процес во кој е потребно да се внеси топлина

од 10 W по килограм на продуктот C за еден час. Степенот на полезно дејство

на овој дупликатор е 0,95.

Ладење се врши со вода која на влезот има температура од 0 °C, на

излезот од дупликаторот 6 °C, а ладењето на водата се врши преку посебен

разменувач, односно кула за ладење на вода.

а) Да се нацрта шема на постројката, користејќи ги симболите за мерни и

регулациони кругови;

б) Да се определи количината на свежа пареа и вода за ладење;

в) Да се определи количината на ладна вода во циркулациониот систем

за ладење на дупликаторот;

г) Ако проценетата вредност на постројката изнесува 490.000 денари, да

се определи вредноста за изработка на идејниот проект.

Решение:

a) Шемата на постројката е дадена на Сл. 1.1.

4

Сл. 1.1. Шема на постројка – Задача 1.1.

5

б) Определување на количината на свежа пареа и вода за ладење.

Топлинскиот биланс за дупликаторот е:

( ) ( )kpkpmdpMMm tciqttcq ⋅−⋅⋅=−⋅⋅ ''2,12, η

каде што:

−+= BmAmMm qqq ,,, масен проток на

мешавините на компонентите A и B;

200, =Amq kg/h - масен проток на цврстата

компонента A;

=⋅= BBBm Vq ρ, 998,2 kg/m3·1m3/h=998,2 kg/h -

масен проток на компонентата B;

3,998=Bρ kg/m3 - густина на водата на температура t = 20oC , [4] во

прилог;

1000=vq l/h = 1000 dm3/h = 1m3/h - Волуменски проток на компонента B;

cpk = 4,2149 kJ/kgK- изобарска специфична топлина на кондензатот за tk =

99 oC;

cpM = 4,0 kJ/kgK- изобарска специфична топлина на мешавината во

дупликаторот;

t1 = 20 ºC = 273 + 20 = 293 K - температура на мешавината во

дупликаторот пред загревањето;

t2 = 90 ºC = 273 + 90 = 363 K - температура на мешавината во

дупликаторот после загревањето;

tw = 99 ºC - Температура на подладениот кондензат; ''

2i =2725,5 kJ/kg - Енталпија на суво заситена пареа за p = 3 bar , [4] во

прилогот;

dη = 0,95 – коефициент на полезно дејство на дупликаторот.

Масениот проток на мешавината изнесува:

BmAmMm qqq ,,, += = 998,2 + 200 = 1198,2 kg/h

Од равенката за топлински биланс на дупликаторот се добива масен

проток на сувозаситена водена пареа со притисок p = 3 bar.

( )( )kpkd

pMMmpm tci

ttcqq

⋅−⋅−⋅⋅

= ''2

12,, η

= ( )( )992149,45,272595,0

29336342,1198⋅−⋅

−⋅⋅ = 153 kg/h

6

Материјалниот и топлинскиот биланс за редуцир-станицата изнесуваат:

pmspmwm qqq ,,, =+

''2,

''1,, iqiqtcq pmspmwpwwm ⋅=⋅+⋅⋅

каде:

cpw = 4,2225 kJ/kgK - изобарска

специфична топлина на водата за ладење

за t = 105ºC, [4];

tw = 105 ºC – температура на водата за ладење; ''

1i = 2783,4 kJ/kg – енталпија на сувозаситенете пареа за p = 12 bar, [4];

pmq , = 153 kg/h – масен проток сувозаситена пареа со p = 3 bar.

Од материјалниот биланс се добива: spmpmwm qqq ,,, −= . Со негова замена

во равенката за топлински биланс се определува масениот проток на свежата

пареа:

( ) ''2,

''1,,, iqiqtcqq pmspmwpwspmpm ⋅=⋅+⋅⋅−

односно:

( )wpw

wpwpmspm tci

tciqq

⋅−⋅−⋅

=''1

''2,

, = ( )1052225,44,2783

1052225,45,27251536⋅−

⋅−⋅ =149,2 kg/h

Од ова следи дека масениот проток на водата за ладење изнесува:

spmpmwm qqq ,,, −= = 153-149,2 = 3,8 kg/h

в) Определување на вредноста на масениот проток на вода во циркулациониот

систем за ладење на дупликаторот.

Топлинскиот биланс на дупликаторот е:

( ) dvlezwizlwpwwmcm ttcqqQ η⋅−⋅⋅=⋅ ,,,,

каде што:

Q = 10 W/kg – одведена количина на топлина по еден килограм производ

C за еден час (вредност зададена во задачата);

cmq , = Vc ⋅ρ = 800 kg/m3·1 m3 = 800 kg - количина на производот C;

cpw = 4,2098 kJ/kgK - изобарска специфична топлина на водата за t = 3 oC;

tw,vlez = 0 ºC = 273 + 0 = 273 K – температура на водата за ладење на

влезот во дупликаторот;

7

tw,izlez = 6 ºC = 273 + 6 = 279 K – температура на водата за ладење на

излезот од дупликаторот;

dη = 0,95 – коефициент на полезно дејство на дупликаторот.

Од равенката за топлински биланс на дупликаторот се добива

количината на вода за ладење во циркулациониот систем:

( ) dvlezwizlezwpw

cmwm ttc

qQq

η⋅−⋅⋅

=,,

,, = ( ) 95,0273279102098,4

800103 ⋅−⋅⋅

⋅ = 0,317 kg/s = 1140,2 kg/h

г) Определување на вредноста за изработка на идејниот проект.

Постројката е класифицирана како втора класа на енергетските објекти и

постројки, бидејки се работи за постројка за припрема и развод на течен

медиум (П.2 во прилогот). Инвестиционата вредност на оваа постројка е 490000

денари, а вредноста за изработката на главниот машински проект изнесува:

Cmp = 490000·p = 490000·0,05575 = 27318 DEN

каде што:

p – процент за изработката на технолошката проектна документација

(Табела П.2 во прилогот). Вредноста на процентот се добива со

линеарна интерполација на вредностите дадени во табелата:

p = p1 - ( ) ( )

21

121

CCCCpp

−−⋅− = 6 - ( ) ( )

3820005090003820004900005,56

−−⋅− = 5,575 %

Вредноста на идејниот проект изнесува (15 ÷35)% од Cmp. Бидејќи е потребно

да се изработи идеен проект цената се зголемува за 30%, односно:

Cip = 0,3·1,3· Cmp = 0,3·1,3·27318 = 10654 DEN

8

Задача 1.2. Во еден реактор се внесуваат 1000 l/h вода (компонента A) на

температура од 20 °C и цврста компонента B во количина од 50 kg/h. Со

мешалката во реакторот се постигнува хомогеност на растворот (сметајќи дека

волуменот на растворот не се менува во однос на компонентата A). Во истиот

реактор преку компресорот се внесува воздух поради аерација на растворот.

Капацитетот е 5 Nm3/h, а манометарскиот притисок е 3 bar. За ладење на

компресорот да се предвиди затворен циркулационен систем со кула за ладење

на водата.

Мешавината се одведува до два потрошувачи – на едниот 60%, а на

вториот 40% масен однос. Должината на цевководот до првиот потрошувач е

100 m (локални отпори,Σξ1 = 8), а должината на цевководот до вториот

потрошувач е 200 m (локални отпори, Σξ2 = 12). Големината на коефициентот

на триење во цевководите изнесува 0,04.

а) Да се нацрта шемата на постројката со назначени регулациони кругови

и мерни инструменти;

б) Да се димензионира потисниот цевковод за воздух, всисниот и

потисниот цевковод за растворот;

в) Да се определи специфичната енергија (напорот) на пумпата ако

нејзиниот коефициент на полезно дејство изнесува 0,6;

г) На пресметаните делови од цевководот да се определат

карактеристиките на арматурата.

Решение: а) Шемата на гореопишаната постројка е прикажана на Сл. 1.2.

б) 1. Определување на дијаметарот на потисниот цевковод за воздух.

Волуменскиот проток на воздухот изнесува:

0

1

1

00, T

Tpp

qq vv ⋅⋅= = 5· ( )273

27320104101

5

5 +⋅

⋅⋅ =1,34 m3/h = 3,73·10-4 m3/s

каде што:

qv,0 = 5 Nm3/h - Капацитет на компресорот при нормални услови(p0=1,013

bar, во инженерските пресметки се зема p0 ≈1 и t0=0ºC), тогаш:

p1 = p0 + pm = 1 + 3 = 4 bar – апсолутен притисок на компресорот

9

T1 = 20 + 273 = 293 K - усвоена температура на воздухот на излезот од

компресорот.

Дијаметарот на потисниот цевковод за воздух изнесува:

wqd v

⋅⋅

=π4 =

201073,34 4

⋅⋅⋅ −

π=0,00487 m = 4,87 mm

каде што:

w = 20 m/s - препорачана брзина на струењето на воздухот во

потисниот цевковод за мали клипни компресори (Табела 6 во прилогот).

Се усвојува цевка ND10 (Ø16 x 1,8 mm). Внатрешниот дијаметар на

цевката изнесува (Табела 3 во прилогот):

dvn = 16 - 2·1,8 = 12,4 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во потисниот цевковод:

π⋅⋅

= 2,4

vn

Mvstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

104,121073,34 = 3,088 m/s

2. Определување на всисниот дијаметар на цевководот за раствор.

Бидејќи во задачата е нагласено дека волуменот на растворот не се

менува во однос на компонентата A, тогаш волуменскиот проток на растворот

изнесува:

AvMv qq ,, = = 1000 l/h = 1000 dm3/h = 1 m3/h = 2,78·10-4 m3/s

Дијаметарот на цевководот изнесува:

π⋅⋅

=w

qd Mv

vsis,4

= π⋅⋅⋅ −

0,11078,24 4

= 0,0188 m = 18,3 mm

каде што:

w = 1 m/s – препорачана брзина на струење во всисниот цевковод

(Табелa 5 во прилогот).

Се усвојува цевка ND20 (Ø25 x 2,0 mm). Внатрешниот дијаметар на цевката

изнесува (Табела 3 во прилогот):

dvn = 25 - 2·2,0 = 21 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во всисниот цевовод:

π⋅⋅

= 2,4

vn

Mvstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

100,211078,24 = 0,802 m/s

10

Сл.1.2. Шема на постројка – Задача 1.2.

11

3. Определување на потисниот дијаметар на цевководот за раствор

Дијаметар на цевководот:

π⋅⋅

=w

qd Mv

potis,4

= π⋅⋅⋅ −

5,11078,24 4

= 0,0153 m = 15,3 mm

каде што:

Mvq , = 2,78·10-4 m3/s – волуменски проток на растворот;

w = 1,5 m/s – препорачана брзина на струењето во потисниот цевковод

(Табел 5 во прилогот).

Се усвојува цевка ND15 (Ø21,3 x 2,0 mm). Внатрешниот дијаметар на цевката

изнесува:

dvn = 21,3 - 2·2,0 = 17,3 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во потисниот цевковод

изнесува:

π⋅⋅

= 2,4

vn

Mvstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

103,171078,24 =1,18 m/s

4. Пресметка на цевководот од разделникот до потрошувачот 1

Дијаметар на цевководот:

π⋅⋅

=w

qd v 1,

1

4 =

π⋅⋅⋅ −

5,110668,14 4

= 0,0118 m = 11,8 mm

каде: qm,1 = 0,6·qm,M - масен проток кон потрошувачот 1.

Односно: MvMvM qq ,1, 6,0 ⋅⋅=⋅ ρρ

следи 44,1, 10668,11078,26,06,0 −− ⋅=⋅⋅=⋅= Mvv qq m3/s – волуменски проток кон

потрошувачот 1.

w = 1,5 m/s – брзина на струењето во цевководот.


изнесува:

dvn = 16 - 2·1,8 = 12,4 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во всисниот цевовод:

π⋅⋅

= 21,

,14

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

104,1210668,14 = 1,38 m/s

12

5. Пресметка на цевководот од разделникот до потрошувачот 2


π⋅⋅

=w

qd v 2,

24

= π⋅⋅⋅ −

5,110112,14 4

= 0,0097 m = 9,7 mm

каде:

qm,2 = 0,4·qm,M – масен проток на потрошувачот 2, односно:

qv,2 = 0,4·qv,m = 0,4·2,78·10-4 = 1,112·10-4 m3/s – волуменски проток кон

потрошувачот 2;

w = 1,5 m/s – брзина на струење во цевководот.


изнесува:

dvn = 16 - 2·1,8 = 12,4 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во всисниот цевковод:

π⋅⋅

= 22,

,24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

104,1210112,14 = 0,92 m/s

в) Определување на специфичната енергија (напорот) на пумпата

Падот на притисокот во цевководот се определува со помош на следната

равенка:

2

2wdLp ⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ Σ+⋅=Δ ρξλ , Pa

Падот на притисокот во цевоводот 1 изнесува:

2

2,1

11,

11

stvM

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Σ+⋅=Δ ρξλ =

238,13,10468

0124,010004,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅

Δp1 = 329353 Pa ≈ 3,3 bar

каде што:

Aρ = 998,3 kg/m3 – густина на компонентата A на t = 20 ºC;

3,998,, =⋅= AvAAm qq ρ kg/m3·2,78·10-4 m3/s = 0,277 kg/s – масен проток на

компонента A;

50, =Bmq kg/h = 3600

50 kg/s = 0,0138 kg/s – масен проток на компонента B;

Av

BmAm

Mv

MmM q

qqqq

,

,,

,

, +==ρ = 41078,2

0138,0277,0−⋅

+ = 1046,3 kg/m3 – густина на

мешавината (A+B);

13

λ = 0,04 – коефициент на триење во цевководот;

L1 = 100 m – должина на цевководот до потрошувачот 1;

1,vnd = 0,0124 m – внатрешен дијаметар на цевководот;

1ξΣ = 8 – збирни локални отпори во цевководот.

Пад на притисокот во цевководот 2:

2

2,2

22,

22

stvM

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


292,03,104612

0124,020004,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅

Δp2 = 290987 Pa ≈2,91 bar

каде:

Mρ = 1046,3 kg/m3 – густина на мешавината (A+B);

λ = 0,04 – коефициент на триење во цевководот (зададена вредност во

задачата);

L2 = 200 m – должина на цевководот до потрошувачот 2;

2,vnd = 0,0124 m – внатрешен дијаметар на цевководот;

2ξΣ = 12 – збирни локални отпори во цевководот.

За определување на специфичната енергија (напорот) и снагата на пумпата

меродавен е максималниот пад на притисокот:

1max pp Δ=Δ = 3,3 bar

Специфичната енергија (напорот) на пумпата изнесува:

Mp

peρΔ

= = 3,1046

329353 = 314,78 J/kg

Ангажираната снага на пумпата изнесува:

p

pMm eqP

η⋅

= , =p

pMvM eqη

ρ ⋅⋅ , = 6,0

78,3141078,23,1046 4 ⋅⋅⋅ −

= 152,6 W

каде што:

6,0=pη - коефициент на полезно дејство на пумпата.

г) Дефинирање на арматурата на цевководите

Со помош на дијаграмот за определување на карактеристиките на

арматурата ([2], слика Р 7.1), следат номинални притисоци за делниците:

14

ДЕЛНИЦА ND NP Арматура на цевковод за воздух t = 20 oC, p = 4 bar 10 10 Арматура на цевководот за вода t = 20 oC, p = 4,5 bar - на всисниот дел 20 10 - на потисниот дел 15 10 Арматура на цевководот од потрошувачот За потрошувач 1 10 10 За потрошувач 2 10 10

15

Задача 1.3. Во еден реактор со мешалка, се доведуваат 10 t/h омекната вода

од хемиската припрема и компонента B со проток од 90 t/h и густина 1100 kg/m3. Мешавината, после мешањето, има температура од 60 oC и специфичен

топлински капацитет 4,2 kJ/kgK. Со пумпи мешавината се пренесува во

резервоар со дегазатор во кој гасовите се исфрлаат под дејство на водената

пареа со притисок од 1,5 bar на линија на заситеност. Мешавината истовремено

со дегазацијата се загрева на 100 oC.

Од двете пумпи за префрлање на мешавината во дегазаторот, едната е

со електричен погон а другата е со против-притисна парна турбина. Доводот на

свежа пареа е од разделник со 30 bar заситена пареа со проток од 8 t/h. Од дегазаторот, односно од напојниот резервоар, дегазираната и

загреана мешавина се носи понатаму преку две пумпи во технолошкиот процес.

Од овие две пумпи едната е исто така на електричен погон, а другата од парна

против-притисна турбина – со работни карактеристики како и на претходните

пумпи. Против-притисокот на излезот од турбината е 4 bar и таа пареа се

внесува во разделник од 4 bar заситена пареа од каде се одведува за

потребите на дегазаторот, односно за загревање на мешавината.

а) да се нацрта шемата на постројката со назначени регулациони кругови


б) да се определи потребната количина на пареа за дегазација и

загревање на мешавината во директно мешање и потполна кондензација

на пареата;

в) да се определи димензијата на цевката за мешавина од реакторот до

дегазаторот и понатаму (бидејќи се работи за ист капацитет);

г) да се определи димензијата на цевката со која се доведува заситена

пареа до турбината, ако е во прашање челик Č1214, да се провери

дебелината на ѕидот на цевката и да се определи големината и

карактеристиките на вентилот на тој вод за пареа.

Решение: а) Шематскиот приказ на реакторот со придружните компоненти е даден на Сл.

1.3.

б) Определување на потребната количина на пареа за дегазација и загревање

на мешавината.

16

Топлинскиот биланс за дегазаторот:

wwpwmmmpmmppmmmpmm tcqtcqiqtcq ⋅⋅+⋅⋅=⋅+⋅⋅ ,,2,,,''

,1,,,

каде:

BmAmmm qqq ,,, += = 10 + 90 = 100 t/h =

27,78 kg/s – масен проток на мешавината;

mpc , = 4,2 kJ/kgK – изобарска специфична

топлина на мешавината (A+B);

1,mt = 60 ºC – температура на мешавината на влезот во дегазаторот;

2,mt = 100 ºC – температура на мешавината на излезот од дегазаторот;

''pi = 2693,9 kJ/kg – енталпија на сувозаситената водена пареа на

притисок p = 1,5 bar;

wt = 100ºC – температура на кондензатот;

wpc , = 4,216 kJ/kgK – изобарска специфична топлина на кондензатот на

температура tw = 100 ºC.

Бидејќи целокупната количина на водената пареа се кондензира ( wmpm qq ,, = ), од

топлинскиот биланс на дегазаторот се определува потребната количина на

пареа за дегазација и загревање на мешавината.

( )wwpp

mmmpmmpm tci

ttcqq

⋅−−⋅⋅

=,

''1,2,,,

, = ( )100216,49,2693601002,478,27

⋅−−⋅⋅ = 2,055 kg/s

в) Определување на димензијата на цевката за мешавина.

Волуменскиот проток на мешавината изнесува:

B

Bm

A

AmBvAvmv

qqqqq

ρρ,,

,,, +=+= = 1100

253,998

78,2+ = 0,0255 m3/s

17

Сл. 1.3. Шематски приказ на реакторска постројка со придружни елементи

18

каде што: Amq , = 10 t/h = 2,78 kg/s – масен проток на компонентата A (вода);

Bmq , = 90 t/h = 25 kg/s – масен проток на компонентата B;

Aρ = 998,3 kg/m3 – густина на водата на температура t = 20 ºC; Bρ = 1100 kg/m3 – густина на компонентата B.

Густината на мешавината изнесува:

0255,078,27

,

, ==mv

mmm q

qρ = 1089,4 kg/m3

За брзината на струењето во цевководот се усвојува брзината w = 1,6 m/s.

Дијаметарот на цевководот за мешавина изнесува:

π⋅⋅

=w

qd mv ,4

=π⋅

⋅6,10255,04 = 0,142 m = 142 mm


изнесува:

dvn = 159 - 2·4,5 = 150 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во потисниот цевовод:

π⋅⋅

= 2,4

vn

mvstv d

qw =

π⋅⋅

215,00255,04 = 1,44 m/s

г) 1. Определување на димензија на цевка за сувозаситена пареа за довод

до турбината.

Волуменскиот проток на сувозаситена пареа со притисок p = 30 bar

360006662,010008''

,,⋅⋅

=⋅= vqq pmpv = 0,148 m3/s

pmq , = 8 t/h – масен проток на сувозаситената пареа;

''v =0,06662 m3/kg – специфичен волумен на сувозаситената пареа на

притисок p = 30 bar [4].

Препорачан интервал на брзина на струење за сува пареа е w = (20 ÷ 30)

m/s (Табела 6 во прилогот). Се усвојува w = 30 m/s. Дијаметарот на цевководот за пареа изнесува:

π⋅⋅

=w

qd pv

p,4

= π⋅

⋅30

148,04 = 0,0792 m = 79,2 mm

Се усвојува цевка ND80 (Ø88,9 x 3,2 mm). Внатрешниот дијаметар на цевката

изнесува:

dvn = 88,9 - 2·3,2 = 82,5 mm

19

Стварната брзина на струење на сувозаситената пареа во цевководот

изнесува:

π⋅⋅

= 2,4

vn

pvstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23105,82

148,04 = 27,7 m/s

2. Проверка на дебелината на ѕидот на цевката

Дебелината на ѕидот на цевката се определува според равенката:

21

20CC

pvSK

pDs nad +++⋅⋅

⋅= mm

За цевката ND80 (Ø 88,9 x 3,2mm) и материјал Č1214 од литература [2],

односно соодветни табели, избрани се вредности кои се користат во равенката

за проверка на дебелината на ѕидот на цевката

K = 167 N/mm2 - цврстина на челикот Č1214 за температура t = 250 ºC, (Табела P3.7);

S = 1,5 - степен на сигурност според границата на развлекување за валан

и кован челик (Табела P5.1);

v = 1 - коефициент на ослабување;

C1 = 0,48 - Додаток на дозволено отстапување на димензиите на

материјалот (Табела P4.9);

C2 = 1 - додаток на корозија и абење.

Дебелината на ѕидот на цевката изнесува:

21

20CC

pvSK

pDs nad +++⋅⋅

⋅= = 148,0

3015,1

16720

309,88++

+⋅⋅

⋅ = 2,66 mm

p = 30 bar - апсолутен притисок на сувозаситена пареа;

Dnad = 88,9 mm - надворешен дијаметар на цевката.

Бидејќи пресметаната дебелина на ѕидот на цевката е помала од усвоената

(2,66 < 3,2) следи дека цевката ND80 (Ø 88,9 x 3,2 mm) може да се користи за

сувозаситена водена пареа.

3. Карактеристики на арматурата на цевководот за сувозаситена водена пареа

За притисок p = 30 bar и t = 233,83 ºC од дијаграмот за определување на

карактеристиките на арматурата ([2], слика P7,1) се добива NP40, се усвојува

карактеристиката на вентилот: ND80, NP40.

20

Задача 1.4. Во еден реактор се дозира вода (компонента A) со проток 2200

kg/h, потоа течна компонента B (ρB = 2100 kg/m3) со проток од 100 kg/h и цврста

компонента C (ρC = 2400 kg/m3) со проток од 50 kg/h. Се смета дека цврстата

компонента C не влијае на промената на волуменот. Баротропската

специфична топлина на мешавината изнесува cp,m = 4,0 kJ/kgK.

Мешавината со пумпа се транспортира низ топлиноразменувачот во кој

мешавината се загрева од (20 ÷ 80) ºC. Мешавината се загрева со сувозаситена

водена пареа со надпритисок 2 bar. Кондензатот во разменувачот на топлина се

подладува на 90 ºC и потоа се носи во собирникот. Коефициентот на полезно

дејство на разменувачот е iη = 0,97.

Загреаната мешавина се уфрлува во резервоар со голем попречен

пресек поврзан со атмосферата. Во него се дозира компонента D и се одржува

температура со директно вбризгување на пареа со надпритисок од 2 bar.

Сувозаситената водена пареа со надпритисок од 2 bar се добива со

редуцирање на сувозаситена пареа со апсолутен притисок од 14 bar. а) да се нацрта шемата на постројката со назначени регулациони

кругови и мерни инструменти на страна на водената пареа;

б) Да се определи количината на свежа пареа ако температурата на

водата за ладење изнесува 105 ºC; в) Да се определи потребната специфична енергија (напор) на пумпата

ако падот на притисокот низ разменувачот изнесува 1000 Pa, локалните

отпори изнесуваат ξΣ = 28, должината на цевководот L=38 m,

коефициентот на триење во цевководот 0,05 и нема геодетска разлика во

висините;

г) Ако вредноста на постројката изнесува 126.000 ден, колку би изнесувал

надзорот на градбата ако таа ставка е 3,5% од вредноста на главниот

машински проект?

Решение:

a) Шемата на постројката опишана во задачата е прикажана на Сл. 1.4.

б) Определување на масениот проток на свежа пареа

Материјалниот и топлинскиот биланс за редуцир станицата е:

21

wmbarpmbarpm qqq ,14,,3,, +=

wpwwmbarpbarpmbarpbarpm ctqiqiq ,,''14,14,,

''3,3,, ⋅⋅+⋅=⋅

каде што:

barpmq 3,, - масен проток на сувозаситената пареа на

притисок p = 1 + 2 = 3 bar;

barpmq 14,, - масен проток на сувозаситената пареа на

притисок p = 14 bar;

wmq , - масен проток на вода за ладење на температура tw = 105 °C;

''3, barpi = 2725,5 kJ/kg – енталпија на сувозаситената пареа на p = 3 bar;

''14, barpi = 2788,4 kJ/kg – енталпија на сувозаситената пареа со p = 14 bar.

1. Определување на масениот проток на сувозаситена пареа со p = 3 bar


CmBmAmmm qqqq ,,,, ++= = 2200 + 100 + 50 = 2350 kg/h

Amq , = 2200 kg/h - масен проток на компонентата A (вода);

Bmq , = 100 kg/h - масен проток на компонентата B;

Cmq , = 50 kg/h - масен проток на компонентата C.

Топлинскиот биланс на топлиноизменувачот е:

( ) ( ) iCkonbarpbarpmmmmpmm iiqttcq η⋅−⋅=−⋅⋅ o90,''

3,3,,1,2,,,

Од оваа равенка се определува масениот проток на сувозаситената пареа на

притисок од p = 3 bar:

( )( ) iCkonbarp

mmmpmmbarpm ii

ttcqq

η⋅−

−⋅⋅=

o90,''

3,

1,2,,,3,, = ( )

( ) 97,094,3765,27253600208042350

⋅−⋅−⋅⋅ = 0,0688 kg/s

22


23

каде што:

1,mt = 20 ºC - температура на мешавината пред влезот во разменувачот

на топлина;

2,mt = 80 ºC - температура на мешавината на излез од разменувачот на

топлина;

mpc , = 4,0 kJ/kgK – баротропска специфична топлина на мешавината,

зададена во задачата;

Ckoni o90, = 376,94 kJ/kg – енталпија на кондензатот за t = 90 ºC;

iη = 0,97 – коефициент на полезно дејство на разменувачот.

2. Определување на масениот проток на сувозаситена пареа на p = 14 bar Од материјалниот биланс за редуцир-станицата следува масениот

проток на водата за ладење:

barpmbarpmwm qqq 14,,3,,, −=

Со замена на оваа вредност во равенката за топлински биланс за редуцир-

станицата се добива:

( ) wpwbarpmbarpmbarpbarpmbarpbarpm ctqqiqiq ,14,,3,,''14,14,,

''3,3,, ⋅⋅−+⋅=⋅

( ) ( )wpwbarpbarpmwpwbarpbarpm ctiqctiq ,''14,14,,,

''3,3,, ⋅−⋅=⋅−⋅

односно, количината на свежа пареа p = 14 bar изнесува:

( )wpwbarp

wpwbarpbarpmbarpm cti

ctiqq

,''14,

,''

3.3,,14,, ⋅−

⋅−⋅= = ( )

225,41054,2788225,41055.27250688,0

⋅−⋅−⋅

qm,p,14 bar = 0,0669 kg/s

каде што:

wpc , = 4,225 kJ/kgK – баротропска специфична топлина на вода за

ладење за tw = 105 °C, [4].

в) Определување на потребниот напор на пумпата

Волуменскиот проток на мешавината изнесува:

B

Bm

A

Ammv

qqq

ρρ,,

, += =2100100

3,9982200

+ = 2,2516 m3/h

додека нејзината густина е:

24

mv

mmm q

q

,

,=ρ =2516,2

2350 = 1043,7 kg/m3

Напомена: Цврстата компонента C не е земена во предвид бидејќи во задачата

е назначено дека цврстата компонента С не влијае на промената на волуменот.

Дијаметарот на цевководот на делницата од пумпата до разменувачот на

топлина изнесува:

π⋅⋅

=w

qd mv ,4

=π⋅

⋅

5,136002516,24

=0,023 m = 23 mm

каде што:

w = (1,5 ÷ 3,5) m/s - препорачана брзина на струење на водата во

потисниот цевковод (Табела 5 во прилогот). Се усвојува w = 1,5 m/s. Се усвојува цевка ND25 (Ø30 x 2,6 mm). Внатрешниот дијаметар на усвоената

цевка:

dvn = 30 - 2·2,6 = 24,8 mm

Стварната брзина на струењето на мешавината во потисниот цевовод:

π⋅⋅

= 2,

,

4

vn

mvstvm d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅

− 23108,2436002516,24

= 1,29 m/s

Падот на притисокот на цевководот е еднаков на збирот од падот на

притисокот во разменувачот на топлина (∆p = 1000 Pa) и падот на притисокот

поради локалниот отпор и триење, односно:

trlokraz ppp ,Δ+Δ=Δ

Падот на притисок поради локалните отпори и триење изнесува:

21

2,

,stvm

mtrlok

vdLp ⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +Σ+⋅=Δ ρξλ =

229.17,1043128

0248,03805,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++⋅

Δplok,tr = 91716 Pa

Вкупниот пад на притисок во цевководот изнесува:

trlokraz ppp ,Δ+Δ=Δ = 1000 + 91716 = 92716 Pa

каде што:

ξΣ = 28 – збир на коефициентите на локалните отпори;

λ = 0,05 - коефициент на триење во цевоводот;

L = 38 m - должина на цевководот.

25

Од добиените вредности може да се определи потребната специфична

енергија (напор) на пумпата:

mp

peρΔ

= = 7,1043

92716 = 88,83 J/kg

г) Определување на вредноста на надзорот над изградбата

Бидејќи се работи за постројка за припрема, складирање и развој на

течниот медиум, истата припаѓа на втора класа енергетски објекти и постројки

(П.2 во прилогот). Инвестиционата вредност на оваа постројка е 126.000

денари, изработката на главниот машински проект би изнесувала:

Cm,pr=126000·p = 126000·0,08023 = 10109 DEN

каде што:

р - процент за изработка на технолошко-проектната документација


линеарна интерполација на вредностите наведени во табелата:

( ) ( )21

1211 CC

CCpppp−

−⋅−−= = 8,4- ( ) ( )

1020001530001020001260006,74,8

−−⋅− = 8,023%

За утврдување на нормативот и процентот за поединечните фази на

проектирање, вредностите во основните табели се делат на поединечни фази

за проектирање. Надзорот над изградбата изнесува 3,5% од вредноста на

главниот машински проект, а бидејќи во прашање е проект за добивање

градежна дозвола и изведување (процентуалното учество од 65 ÷ 85%),

следува:

Cnad=0,035·0,7·Cm,pr=0,035·0,7·10109 = 248 DEN

26

Задача 1.5. За потребите на еден технолошки процес треба да се обезбедат 5

t/h сувозаситена водена пареа со надпритисок од 16 bar. Исто така, треба да се

обезбеди и уште 10 t/h иста ваква пареа која се редуцира на надпритисок од 4,5

bar и треба да е во сувозаситена состојба. Еден дел од таа пареа (2 t/h) се

користи за потребите на дупликаторот, додека остатокот се одведува за друг

технолошки потрошувач.

Од котларницата се добива свежа сувозаситена водена пареа со

надпритисок од 30 bar. За ладење на пареата на располагање е вода со

температура од 105 ºC и притисок од 40 bar. а) Да се нацрта шемата за постројката со назначени регулациони кругови


б) Да се определи протокот на свежа пареа од котлара, вкупниот проток

на вода за ладење, како и протокот на пареа која се одведува кај другиот

технолошки потрошувач;

в) Да се определат димензиите и карактеристиките на арматурата од

парните цевководи;

г) Ако вредноста на постројките е 160.000 денари, колку би изнесувала

изработката на главниот машински проект, а колку само изработката на

идејниот проект?

Решение: а) Шемата на постројката со означените регулациони кругови и мерни

инструменти е прикажана на Сл. 1.5.

б) 1. Определување на масениот проток на свежа пареа од котларата

Масениот и топлинскиот биланс за првата редуцир-станица е:

5,4,2,1, mmmm qqqq +=+

( ) ''45,4,22,

''11, iqqiqiq mmmm ⋅+=⋅+⋅

27

каде:

1,mq , t/h - непознат масен проток на пареа од котловската постројка;

2,mq , t/h - непознат масен проток на водата за ладење (p = 40 bar , t =

105 ºC);

5,4, mm qq + = 5 + 10 = 15 t/h - потреба за сувозаситена пареа со p = 17 bar

''1i =2801,9 kJ/kg - енталпија на пареа во состојба на заситување при p =

31 bar, [4];

2i =443 kJ/kg - енталпија на водата при p = 40 bar, t = 105 ºC, [4]; ''

4i = 2793,8 kJ/kg - енталпија на водена пареа во состојба на заситување

при p = 17 bar.

Од билансната равенка се добива:

за 2,5,4,1, mmmm qqqq −+= = 15 - 0,057 = 14,943 t/h, се добива:

( )2

''1

''4

''1

5,4,2, iiiiqqq mmm −

−⋅+= =

4439,28018,27939,280115

−−

⋅ = 0,0515 t/h

Според тоа, 1,mq =15 – 0,0515 = 14,9485 t/h.

2. Определување на вкупната количина на вода за ладење и количината на

пареа која се носи кон вториот потрошувач:

За да се определи вкупната количина вода за ладење (qm,2 + qm,3), мора

да биде познат масениот проток qm,3. Значи, се поставуваат билансните

равенки за редуцир-станицата која го намалува притисокот на пареата од 17 на

5,5 bar, односно:

7,6,5,3, mmmm qqqq +=+

( ) ''67,6,

''55,33, iqqiqiq mmmm ⋅+=⋅+⋅

каде што:

28

3,mq , t/h - непознат масен проток на водата за ладење (p=40 bar, t = 105

ºC), за втората редуцир-станица;

6,mq , t/h – непознат масен проток (потрошувачка на пареа) на вториот

технолошки потрошувач (p = 5,5 bar);

7,mq = 2 t/h - потрошувачка на пареа за дупликаторот (p = 5,5 bar);

23 ii = = 443 kJ/kg - енталпија на вода за ладење при p=40 bar и t=105ºC; ''

4''

5 ii = =2793,8 kJ/kg - енталпија на водена пареа во состојба на

заситување при p = 17 bar; ''

6i =2752,7 kJ/kg - енталпија на водена пареа во состојба на заситување

при p = 5,5 bar.

Од билансните равенки се добива:

за 5,7,6,3, mmmm qqqq −+= = 8,182 + 2 – 10 = 0,182 t/h, се добива:

( ) ( )3

''6

''637,3

''55,

6, iiiiqiiq

q mmm −

−⋅+−⋅= = ( ) ( )

4437,27527,275244324438,279310

−−⋅+−⋅ = 8,18 t/h

=3,mq 8,18 + 2 – 10 = 0,18 t/h

Масениот проток на пареа која се одведува кон вториот потрошувач

изнесува 6,mq = 8,18 t/h , додека вкупната количина на вода за ладење е:

3,2, mm qq + = 0,0515 + 0,18 = 0,2315 t/h

в) Определување на димензиите и карактеристиките на арматурата од

цевководите за пареа

1) Делница од котелот кон првата редуцир-станица

Волуменски проток на пареа:

''11,1, vqq mv ⋅= = 0645,0

3600109485,14 3

⋅⋅ = 0,268 m3/s

каде што: ''1v = 0,0645 m3/kg - специфичен волумен на пареата за p = 31 bar,[4].

Препорачаниот интервал на брзините при струење на сувозаситена водена

пареа е w = (20 ÷ 30) m/s (Табела 5 во прилогот). Се усвојува за сите делници

w = 20 m/s.

Дијаметарот на делницата 1 изнесува:

π⋅⋅

=w

qd v 1,

1

4 =

π⋅⋅20

268,04 = 0,131 m

29

Сл. 1.5. Шематски приказ на постројката – Задача 1.5.

30

Се усвојува цевка ND125 (Ø139,7 x 4 mm),(Табела 3 во прилог). За номинален

притисок се усвојува NP40 (за t = 135,66 oC и p = 31 bar), ([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 139,7 - 2·4 = 131,7 mm. Стварната

брзина на струење во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23107,131

268,04 = 19,67 m/s

2) Делница од првата редуцир – станица до разделникот за p = 17bar

Волуменскиот проток на пареа изнесува:

( ) ''25,4,2, vqqq mmv ⋅+= = ( ) 1163,0

360010105 3

⋅⋅+ = 0,486 m3/s

каде што: ''

2v = 0,1163 m3/kg - специфичен волумен на водена пареа при p = 17 bar.

Дијаметар на делницата 2:

π⋅⋅

=w

qd v 2,

24

= π⋅

⋅20

486,04 = 0,175 m

Се усвојува цевка ND175 (Ø193,7 x 5,6 mm),(Табела 3 во прилог). За номинален

притисок се усвојува NP25 (за t = 204,3oC и p = 17 bar), ([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 193,7 - 2·5,6 = 182,5 mm. Стварната

брзина на струење во цевководот:

π⋅⋅

= 22,

2,,2

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23105,182

486,04 = 18,58 m/s

3) Делница кон потрошувачот 4,mq =5 t/h за p = 17 bar.

Волуменскиот проток на пареата:

''34,3, vqq mv ⋅= = 1163,0

3600105 3

⋅⋅ = 0,162 m3/s

каде што: ''

2v = 0,1163 m3/kg - специфичен волумен на водена пареа при p = 17 bar.


π⋅⋅

=w

qd v 3,

34

= π⋅

⋅20

162,04 = 0,102 m

Се усвојува цевка ND100 (Ø114,3 x 3,6 mm),(Табела 3 во прилог). За номинален

притисок се усвојува NP25 (за t = 204,3 oC и p = 17 bar) ([2], дијаграм Р7.1).

31



π⋅⋅

= 23,

3,,3

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23101,107

162,04 = 17,98 m/s

4) Делница од разделникот до втората редуцир – станица за p = 17 bar. Волуменски проток на пареа изнесува:

3,4, 2 vv qq ⋅= = 2·36005000 =2·0,162 = 0,323 m3/s

Дијаметар на делницата 4 изнесува:

π⋅⋅

=w

qd v 4,

44

= π⋅

⋅20

323,04 = 0,143 m

Се усвојува цевка ND150 (Ø159 x 4,5 mm),(Табела 3 во прилогот). За номинален

притисок се усвојува NP25 (за t = 204,3oC и p = 17 bar),([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 159 - 2·4,5 = 150 mm. Стварната

брзина на струење во цевководот:

π⋅⋅

= 24,

4,,4

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 2310150

323,04 = 18,28 m/s

5) Делница од втората редуцир – станица до разделникот p = 5,5 bar Волуменски проток на пареата изнесува:

( ) ''57,6,5, vqqq mmv ⋅+= = ( ) 3426,0

360010218,8 3

⋅⋅+ = 0,969 m3/s

каде што: ''

7''

6''

5 vvv == = 0,3426 m3/kg - специфичен волумен на пареа при p = 5,5 bar


π⋅⋅

=w

qd v 5,

54

= π⋅

⋅20

969,04 = 0,248 m

Се усвојува цевка ND250 (Ø267 x 6,3 mm),(Табела 3 во прилог). За номинален

притисок се усвојува NP10 (за t = 155,5oC и p = 5,5 bar), ([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 267 - 2·6,3 = 254,4 mm. Стварната


π⋅⋅

= 25,

5,,5

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23104,254

969,04 = 19,06 m/s

6) Делница кај потрошувачот со 6,mq = 8,18 t/h за p = 5,5 bar.

32

Волуменскиот проток на пареа изнесува:

''66,6, vqq mv ⋅= = 3426,0

36001018,8 3

⋅⋅ = 0,778 m3/s


π⋅⋅

=w

qd v 6,

64

= π⋅

⋅20

778,04 = 0,226 m


притисок се усвојува NP10 (за t = 155,5 oC и p = 5,5 bar), ([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 267 - 2·6,3 = 254,4 mm. Стварната


π⋅⋅

= 26,

6,,6

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23104,254

778,04 = 15,3 m/s

7) Делница кон дупликаторот

Волуменски проток на пареа изнесува:

''77,7, vqq mv ⋅= = 3426,0

3600100,2 3

⋅⋅ = 0,19 m3/s

Дијаметар на делницата 7 изнесува:

π⋅⋅

=w

qd v 7,

74

= π⋅

⋅20

19,04 = 0,11 m


притисок се усвојува NP10 (за t = 155,5 oC и p = 5,5 bar), ([2], дијаграм Р7.1).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 133 - 2·4,0 = 125 mm. Стварната


π⋅⋅

= 27,

7,,7

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 231012519,04 = 15,48 m/s

г) Определување на цената на идејниот и главниот машински проект

Бидејќи инвестиционата вредност на овие постројки е 160.000 Денари, а

постројките припаѓаат на втората класа енергетски објект и постројки (П.2 во

прилог), затоа што во прашање е постројка за припрема, складирање и развод

на гасовите и течни медиуми. Вредноста за изработка на главниот машински

проект би изнесувала:

Cm,pr = 160000·p = 160000·0,0753 = 12048 DEN

каде:

33

p – процент за изработка на технолошко – проектна документација


линеарна интерполација на вредностите добиени од табелата:

( ) ( )21

1211 CC

CCpppp−

−⋅−−= = 7,6 - ( ) ( )

1530002550001530001600006,66,7

−−⋅− = 7,53%

Вредноста на идејниот проект изнесува од(15 ÷ 35)% од Cm,pr:

Ci,pr = 0,3·Cm,pr = 0,3·12050 = 3615 DEN

Во случај да е договорена само една фаза за изграба, односно само

идејниот проект, оваа вредност се зголемува за 30%. Ci,pr=0,3·1,3·Cm,pr = 0,3·1,3·12048 = 4700 DEN

34

Задача 1.6. Компонентата A од бункерот преку дозаторот се ситни во млин и

после класификацијата се меша со вода (компонента B) во реакторот со помош

на мешалка. Крупните честички се враќаат во процесот за ситнење.

Вкупната количина на компонентата A е 5% од компонентата B.

Компонентата А потполно се раствора и не го менува волуменот на

компонентата В. Нивото на водата во реакторот се регулира преку вентилот за

дозирање на компонентата B.

Мешавината се загрева со директно вбризгување на заситената водена

пареа со надпритисок од 3 bar. Волуменскиот проток на вода е 1000 kg/h, а

нејзината температура изнесува 20 °C. Мешавината се загрева на 86 °C.

Заситената водена пареа се добива со редукција на заситена водена пареа од

15 bar надпритисок. Густината на компонентата A изнесува 2000 kg/m3. Мешавината понатаму се транспортира на оддалеченост од 180 m преку

цевковод со коефициент на триење 0,04. Збирот на локалните отпори е 18.

Мешавината се излива во голем резервоар.

Погонот на пумпите за транспорт на мешавината е со електромотори.

Коефициентот на полезно дејство на пумпата е 0,69.

а) да се нацрта шема на постројката со назначени регулациони кругови и

мерни инструменти;

б) да се определи потребната количина на пареа и дополнителна вода

за ладење;

в) да се димензионираат цевководите за пареа;

г) да се определи ангажираната снага на електромоторот на пумпата.

Решение: а) Шемата на млинска постројка со реактор и мешалка прикажана е на Сл. 1.6.

б) Определување на количината на пареа и дополнителната вода за ладење

Материјалниот и топлинскиот биланс на редуцир – станицата:

barpmwmbarpm qqq 4,,,16,, =+

''4,4,,,,

''16,16,, barpbarpmwpwwmbarpbarpm iqctqiq ⋅=⋅⋅+⋅

каде што: barpmq 4,, - масен проток на

сувозаситена пареа на p = 1 + 3 = 4 bar;

35

barpmq 16,, - масен проток на сувозаситена пареа на p = 16 bar;

wmq , - масен проток на водата;

''4, barpi = 2738,5 kJ/kg – енталпија на сувозаситената пареа со p = 4 bar;

''16, barpi = 2792,2 kJ/kg – енталпија на сувозаситената пареа со p = 16 bar.

1. Определување на количината на сувозаситена пареа на притисок p= 4 bar Масен проток на мешавина од компонентите A и B

BmAmmm qqq ,,, += = 0,05·1000 + 1000 = 1050 kg/h = 0,292 kg/s

каде што:

=⋅= BmAm qq ,, 05,0 0,05·1000 kg/h = 50 kg/h = 0,014 kg/s – масен проток на

компонентата A;

Bmq , = 1000 kg/h = 0,278 kg/s – масен проток на компонентата B.

Топлинскиот биланс на реакторот е:

2,,4,,2,,,''

4,4,,1,,, mwpbarpmmmpmmbarpbarpmmmpmm tcqtcqiqtcq ⋅⋅+⋅⋅=⋅+⋅⋅односно:

( ) ( )2,,''

4,4,,1,2,,, mwpbarpbarpmmmmpmm tciqttcq ⋅−⋅=−⋅⋅

( )2,,

''4,

1,2,,,4,,

mwpbarp

mmmpmmbarpm tci

ttcqq

⋅−−⋅⋅

= = ( )862018,45,273820861822,4292,0

⋅−−⋅⋅

qm,p,4 bar = 0,034 kg/s

каде што:

1,mt =20ºC - температура на вода, односно мешавина на влезот во реакторот;

2,mt =86ºC - температура на мешавината после излезот од реакторот;

mpc , =4,1822 kJ/kgK – изобарска специфична топлина на мешавината на

средна температура 2

2086 +=srt = 53ºC, [4];

wpc , = 4,2018 kJ/kgK – изобарска специфична топлина на водата за t = 86 °C.

2. Определување на количината на сувозаситена пареа со притисок p = 16 bar и

количината на вода за ладење

Од материјалниот биланс за редуцир – станицата следува волуменски

проток на вода за ладење:

36


37

barpmbarpmwm qqq 16,,4,,, −=

Со замена на овој равенка во равенката за топлотен биланс за редуцир –

станицатата следува:

( ) wpwbarpmbarpmbarpbarpmbarpbarpm ctqqiqiq ,16,,4,,''16,16,,

''4,4,, ⋅⋅−+⋅=⋅

( ) ( )wpwbarpbarpmwpwbarpbarpm ctiqctiq ,''16,16,,,

''4.4,, ⋅−⋅=⋅−⋅

односно:

( )wpwbarp

wpwbarpbarpmbarpm cti

ctiqq

,''16,

,''4,4,,

16,, ⋅−⋅−⋅

= = ( )182,4202,2792

182,4205,2738034,0⋅−

⋅−⋅ = 0,33 kg/s

каде што:

wpc , = 4,182 kJ/kg/K – изобарска специфична топлина на вода за t=20 ºC. Напомена: Бидејќи во задачата не е дадена температурата на водата за

ладење се усвојува t = 20ºC. Масeниот проток на сувозаситена пареа со притисок p = 16 bar изнесува:

barpmq 16,, = 0,033 kg/s

масeниот проток на вода за ладење изнесува:

barpmbarpmwm qqq 16,,4,,, −= = 0,034 – 0,033 = 0,001 kg/s

в) Димензионирање на цевката за водена пареа

1. Димензионирање на цевката на сувозаситена пареа p = 16 bar

Волуменскиот проток на сувозаситена пареа p = 16 bar:

ρbarpm

barpv

qq 16,,

16,, = = ''1616,, barbarpm vq ⋅ = 0,033·0,12368 = 0,004 m3/s

каде што: ''

16barv =0,12368 m3/kg - специфичен волумен на пареата при p = 16 bar, [4]. Дијаметарот на цевководот изнесува:

π⋅⋅

=wq

d barpv 16,,4=

π⋅⋅25

004,04 = 0,0142 m = 14,2 mm

каде што:

w = (20 ÷ 30) m/s – препорачана брзина на струење на сувозаситената пареа. Се усвојува w = 25 m/s (Табела 5 во прилогот).

Се усвојува цевка ND15 (Ø20 x 2 mm). (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn = 20 - 2·2 = 16 mm. Стварната брзина на струење во

цевководот изнесува:

38

π⋅⋅

= 216,,4

vn

barpvstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 231016004,04 = 19,89 m/s

2. Димензионирање на цевките за сувозаситена пареа p = 4 bar Волуменскиот проток на сувозаситена пара p = 4 bar:

barpvq 4,, = ''44,, barbarpm vq ⋅ = 0,034·0,46242 = 0,0157 m3/s

каде: ''

4barv = 0,46242 m3/kg - специфичен волумен на сувозаситена пареа со p = 4 bar.


π⋅⋅

=wq

d barpv 4,,4=

π⋅⋅25

0157,04 = 0,0283 m = 28,3 mm

каде што:

w = (20 ÷ 30) m/s – препорачана брзина на струење на сувозаситената

пареа (Табела 5 во прилогот). Се усвојува w = 25 m/s. Се усвојува цевка ND32 (Ø38 x 2,6 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn = 38 - 2·2,6 = 32,8 mm. Стварната брзина на струење

во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 24,,4

vn

barpvstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23108,32

0157,04 = 18,6 m/s

г) Определување на ангажираната снага на електромоторот на пумпата.

Волуменскиот проток на мешавината на излезот од реакторот:

kondvBvmv qqq ,,, += =Cw

barpm

B

Bm qq086,

4,,,

ρρ+ =

3,998278,0 +

8,96734,0 = 3,14·10-4 m3/s

каде што:

B

BmBv

qq

ρ,

, = =3,998

278,0 = 2,78·10-4 m3/s - волуменски проток на компонентата B

(вода); Bρ = 998,3 kg/m3 - густина на водата на t = 20 oC;

Cw

barpmkondv

qq

o86,

4,,, ρ

= =9,967

034,0 =0,35·10-4 m3/s - волуменски проток на кондензи-

раната пареа; o86,wρ = 967,8 kg/m3 - густина на водата (кондензирана пареа) на t = 86 °C.

Напомена: При пресметка на волуменскиот проток на мешавината која излегува

од реакторот не е земен волуменски проток на компонентата A затоа што во

39

задачата е нагласено дека компонентата A потполно се раствора, и не го

менува волуменот на компонентата B.


π⋅⋅

=w

qd mv ,4

=π⋅⋅⋅ −

5,11014,34 4

= 0,0163 m = 16,3 mm

каде што:

w = (0,7 ÷ 1,5) m/s – препорачана брзина на струење во всисните цевководи (Табела 5 во прилог). Се усвојува w = 1,5 m/s.

Се усвојува цевка ND15 (Ø21,3 x 2 mm). (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn = 21,3 - 2·2 = 17,3 mm. Стварната брзина на струење

во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 2,

,4

vn

mvstvm d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅⋅−

−

23

4

103,171014,34 = 1,335 m/s

Густина на мешавината на излезот од реакторот изнесува:

kondvBv

barpmBmAmm qq

qqq

,,

4,,,,

+

++=ρ = 44 1035,01078,2

034,0278,0014,0−− ⋅+⋅

++ = 1041,53 kg/m3

меродавниот пад на притисок во цевководот изнесува:

21

2,stvm

mv

dLp ⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ++⋅= ρξΣλΔ =

2335,153,1041118

0173,018004,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++⋅ = 403904 Pa

каде што:

ξΣ = 18 – збирен коефициент на локалните отпори; λ = 0,04 - коефициент на триење во цевководот; L = 180 m - должина на цевководот.

Потребната специфична енергија (напор) на пумпата изнесува:

mp

peρΔ

= = 53,1041

403904 = 387,8 J/kg

Ангажираната снага на пумпата изнесува:

P = p

mmp qeη

,⋅ =

69,0326,08,387 ⋅ = 183,22 W

каде што: pη = 0,69 – коефициент на полезно дејство на пумпата.

326,036001000

360050034,0,,4,,, =++=++= BmAmbarpmmm qqqq kg/s

40

Задача 1.7. Во реактор со мешалка се доведуваат компонентите A и B. После

мешањето се добива мешавина со волуменски проток од 100 m3/h и густина 1,1

kg/dm3. Оваа мешавина поминува низ разменувач каде се лади со вода. Водата

за ладење се обезбедува од затворениот циркулационен круг преку кулата за

ладење на вода. Мешавината се одведува во разделникот од каде се води до

потрошувачот 1 со волуменски проток од 70 m3/h и кон потрошувачот 2 со

волуменски проток од 30 m3/h. Расположливиот надпритисок во разделникот е 6 bar. Кај потрошувачот 1

кој е оддалечен во рамнина 100 m треба да се обезбеди притисок од 4 bar, а кај

потрошувачот 2 кој е оддалечен 80 m треба да се обезбеди притисок од 3,5 bar. а) да се нацрта шема на постројката со назначени регулациони кругови и


б) да се определат димензиите на цевководот за мешавината;

в) да се определи притисокот на мешавината, при коефициентот на

триење 0,045, а збирните локални отпори во двата случаи изнесуваат

ξΣ =21;

г) да се определи количината на вода за ладење ако е предвидено

мешавината да се лади од 50 oC на 35 oC. Вредноста на изобарската

специфична топлина на мешавината приближна е како и за водата, а таа

се загрева од 25 ºC до 31 oC.

Решение:

а) Шемата на реакторската постројка со елементите е дадена на Сл. 1.7.

б) Димензионирање на цевководот за мешавина

1. Делница, од реакторот до разделникот – всисен дел


π⋅⋅

=w

qd mv

vsis,4

=π⋅

⋅1

0277,04 = 0,188 m = 188 mm

каде што:

mvq , = 100 m3/h = 0,0278 m3/s – волуменски проток на мешавината на

излезот од реакторот;

w = 1 m/s – препорачана брзина на струење во всисниот цевковод

(Табелa 5 во прилогот).

41

Се усвојува цевка ND200 (Ø216 x 6 mm), (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,vsis = 200 - 2·6 = 204 mm. Стварната брзина на

струење во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 2,

,4

vsisvn

mvstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 2310204

0278,04 = 0,85 m/s

2. Делница од реакторот до разделникот – потисниот дел


π⋅⋅

=w

qd mv

pot,4

=π⋅

⋅5,10278,04 = 0,154 m = 154 mm

каде што:

w = 1,5 m/s – препорачана брзина на струење во потисниот цевковод

(Табела 5 во прилог). Се усвојува цевка ND150 (Ø168,3 x 4,5 mm). (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,pot = 168,3 - 2·4,5 = 159,3 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

,4

potvn

mvstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,159

0278,04 = 1,39 m/s

3. Делница кон потрошувачот 1

За двата потрошувачи се усвојува брзина на струење на мешавината w =

1,5 m/s.


π⋅⋅

=w

qd v 1,

14

=π⋅

⋅5,10194,04 = 0,129 m = 129 mm

каде што:

1,vq = 70 m3/h = 0,0194 m3/s – волуменски проток кон потрошувачот 1;

w = 1,5 m/s – препорачана брзина на струење во потисниот цевковод

(Табела 5 во прилог). Се усвојува цевка ND125 (Ø139,7 x 4 mm), (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,1 = 139,7 - 2·4 = 131,7 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23107,131

0194,04 = 1,42 m/s

42


43

4. Делница кон потрошувачот 2


π⋅⋅

=w

qd v 2,

24

=π⋅

⋅5,10083,04 = 0,084 m = 84 mm

1,vq = 30 m3/h = 0,0083 m3/s – волуменски проток кон потрошувачот 2.

Се усвојува цевка ND100 (Ø108 x 3,6 mm), (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,2 = 108 - 2·3,6 = 100,8 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 22,

2,,2

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23108,100

0083,04 = 1,04 m/s

в) Определување на падовите на притисоците.

Бидејќи расположливиот надпритисок во разделникот е 6 bar, а кај

потрошувачот 1 треба да се обезбеди притисок од 4 bar, максимално

дозволениот пад на притисокот од разделникот до потрошувачот 1 е 3 bar. За

потрошувачот 2 максимално дозволениот пад на притисокот изнесува 3,5 bar. Пад на притисокот во цевководот од разделникот до потрошувачот 1:

2

21,

11,

11

stvm

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


242,1110021

1317,0100045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 61183 Pa

1pΔ = 61183 Pa ≅ 0,61 bar < 3 bar

каде што:

mρ =1100 kg/m3 - густина на мешавината од компоненти А и B (дадено во

задачата);

λ =0,045 - коефициент на триење во цевководот;

L1 = 100 m - должина на цевководот до потрошувачот 1;

dvn,1 =131,7 mm - внатрешен дијаметар на цевководот до потрошувачот 1;

1ξΣ = 21 - локални отпори.

Пад на притисокот во цевководот од разделникот до потрошувачот 2:

2

22,

22,

22

stvm

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


204,1110021

1008,080045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 33738 Pa

2pΔ = 33738 Pa ≅ 0,34 bar < 3,5 bar

каде што:

λ =0,045 - коефициент на триење во цевководот;

44

L2 = 80 m - должина на цевководот до потрошувачот 2;

dvn,1 =100,8 mm - внатрешен дијаметар на цевководот до потрошувачот 2;

1ξΣ = 21 - локални отпори.

Напомена: Бараниот притисок од 4 bar кај потрошувачот 1 ќе се обезбеди со

намалување на дијаметарот на цевката.




π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23108,100

0194,04 = 2,43 m/s

Следува дека падот на притисокот во цевководот од разделникот до

потрошувачот 1 изнесува:

2

21,

11,

11

stvm

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


243,2110021

1008,0100045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 213188 Pa

1pΔ = 213188 Pa ≅ 2,14 bar < 3 bar

Сега се усвојува цевка ND80 (Ø88,9 x 3,2 mm), (Табела 3 во прилог).

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn,1 = 88,9 - 2·3,2 = 82,5 mm. Стварната


π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23105,82

0194,04 = 3,63 m/s

За овај случај падот на притисокот во цевководот од разделникот до

потрошувачот 1:

2

21,

11,

11

stvm

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


263,3110021

0825,0100045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 547500 Pa

1pΔ = 547500 Pa ≅ 5,5 bar > 3 bar

Значи, цевката со номинален дијаметар ND80 (Ø88,9 x 3,2 mm), не

одговара за дадениот случај, бидејќи не го задоволува условот поставен во

задачата дека кај потрошувачот 1 се остварува бараниот притисок од 4 bar. Затоа според предходната пресметка за дел на цевководот од разделникот до

потрошувачот 1 се усвојува цевка ND100 (Ø108 x 3,6 mm). Ако се сака

притисокот кај потрошувачот 1 да биде точно 4 bar, тоа може да се постигне со

помош на регулациона постројка.

45

Аналогно, за потрошувачот 2 се усвојува цевка ND65 (Ø76,1 x 2,9 mm),

Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn,2 = 76,1 - 2·2,9 = 70,3 mm. Стварната


π⋅⋅

= 22,

2,,2

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

0083,04 = 2,14 m/s

За овoј случај падот на притисокот во цевководот од разделникот до

потрошувачот 2 изнесува:

2

22,

22,

22

stvm

vn

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


214,2110021

0703,080045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 181879 Pa

1pΔ = 181879 Pa ≅ 1,8 bar < 3,5 bar

г) Определување на количината на вода за ладење

Со помош на топлинскиот биланс на топлиноизменувачот се добива:

( ) ( )1,2,,,,2,1,, wwwpwmmmmpmm ttcqttcq −⋅⋅=−⋅⋅


mvmmm qq ,, ⋅= ρ =1100·0,0278 = 30,58 kg/s

Од топлинскиот биланс се добива бараната количина на вода:

( )( )1,2,,

,2,1,,,

wwwp

mmmpmmwm ttc

ttcqq

−⋅

−⋅⋅=

Во задачата е нагласено дека изобарската специфична топлина на

мешавината приближно е еднаквa на изобарската специфична топлина на

водата. Согласно овој услов, горната равенка се сведува на:

( )1,2,

,2,1,,

ww

mmmmwm tt

ttqq

−−⋅

= = ( )2531

355058,30−

−⋅ = 76,45 kg/s

46

Задача 1.8. Постројката е составена од еден реактор со мешалка во која се

дозира vq = 100 m3/h омекната вода од хемиската припрема на водата (HPV) и

10% масена цврсто растворлива компонента B со густина Bρ = 2000 kg/m3 која

се доведува од посебен бункер. После реакторот растворот се загрева во еден

разменувач на топлината, разгледуван како да е во прашање чиста вода, од t1 =

20 ºC до t2 = 60 ºC и се транспортира со пумпа кон три потрошувачи со

волуменски протоци 1,vq = 50 m3/h, 2,vq = 30m3/h , 3,vq = 20 m3/h. За загревање на

растворот на има на располагање сувозаситена водена пареа со притисок p = 4

bar. а) да се нацрта шемата на постројката со назначени регулациони кругови


б) да се димензионира цевководот за водена пареа и кондензат;

в) да се димензионираат сите цевководи за вода за соодветниот

волуменски проток, а да се занемарат специфичните енергии (напорите)

на пумпите, односно тие да се сметаат за познати.

Решение:

a) Шемата на постројката е дадена на Сл. 1.8.

б) Димензионирање на цевководот за водена пареа

Равенка на топлинскиот биланс за топлиноизменувачот е:

'',,,,, vlezppmvlezrrprm iqtcq ⋅+⋅⋅ = '

,,/,,, izlezppmezzizrrprm iqtcq ⋅+⋅⋅

каде што:

pmq , , kg/s - непознат масен проток на пареата;

47

vlezrt , = t1 = 20 ºC - температура на растворот на влезот во разменувачот на

топлина;

izlezrt , = t2 = 60 ºC - температура на растворот на излезот од разменувачот

на топлина; '',vlezpi = 2738,5 kJ/kg – енталпија на сувозаситената водена пареа за

притисок p = 4 bar; ',izlezpi = 604,7 kJ/kg – енталпија на кондензатот (врела вода) за притисок p

= 4 bar;

rpc , = 4,1824 kJ/kgK – средна изобарска специфична топлина на

растворот (вредноста е земена за вода поради малата концентрација на

компонентата B);

wρ = 998,3 kg/m3 – густина на водата на 20 ºC.

Масениот проток на растворот изнесува:

wwvwmBmwmrm qqqqq ρ⋅⋅+=+= ,,,,, 1,0 = 3600

3,9981001,1 ⋅⋅ = 30,5 kg/s

Од топлинскиот биланс за разменувачот на топлината следува дека

масениот проток на водената пареа е:

( )',

'',

,,,,,

izlezpvlezp

vlezrizlezrrprmpm ii

ttcqq

−

−⋅⋅= = ( )

7,6045,273820601824,45,30

−−⋅

⋅ = 2,39 kg/s

Волуменскиот проток на жешка вода (кондензатот) изнесува: '

,' vqq pmv ⋅= = 2,39·0,0010839 = 0,0026 m3/s

а волуменскиот проток на сувозаситена пареа е: ''

vq = '', vq pm ⋅ = 2,39·0,46242 = 1,1051 m3/s

каде што: 'vq =0,0010839 m3/kg - специфичен волумен на жешката вода (кондензат)

за p= 4 bar; ''v = 0,46242 m3/kg - специфичен волумен на сувозаситена водена пареа

за p= 4 bar, [4].

Делница за сувозаситена водена пареа со притисок p = 4 bar

48

Сл. 1.8. Шема на постројката со соодветните мерни инструменти

49

Дијаметарот на делницата за сувозаситена пареа:

π⋅⋅

=szp

vszp w

qd''4 =

π⋅⋅25

1051,14 = 0,237 m = 237 mm

каде што:

wszp = 25 m/s – усвоена брзина на струењето на сувозаситената водена

пареа од препорачаниот интервал на брзини w = (20 ÷ 30) m/s (Табела 5

во прилогот). Се усвојува цевка ND250 (Ø267 x 6,3 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,szp = 267 - 2·6,3 = 254,4 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

''

,4

szpvn

vszpstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23104,254

1051,14 = 21,74 m/s

Делница за транспорт на кондензатот.

Дијаметарот на делницата за кондензат изнесува:

π⋅⋅

=kon

vkon w

qd'4 =

π⋅⋅2

0026,04 = 0,0407 m = 40,7 mm

каде што:

wkon = 2 m/s – усвоена брзина на струење на кондензатот (Табела 5 во

прилог).

Се усвојува цевка ND40 (Ø48,3 x 2,3 mm) (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,kon = 48,3 - 2·2,6 = 43,1 mm . Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

'

,4

konvn

vkonstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23101,43

0026,04 = 1,78 m/s

Димензионирање на цевководите низ кој протекува вода и воден раствор

Делница од HPV до реакторот

Дијаметарот на делницата за вода:

π⋅⋅

=I

vI w

qd 4 =π⋅

⋅

236001004

= 0,133 m = 133 mm


дијаметар на цевката е dvn,I = 159 - 2·4,5 = 150 mm. Стварната брзина на


50

π⋅⋅

= 2,

,4

Ivn

vstvI d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅

− 231015036001004

= 1,57 m/s

Делница од реакторот кон пумпата – всисен цевковод

Од препорачаниот интервал на брзини при струење на вода во всисни

цевководи (w = 0,7 ÷ 1 m/s) се усвојува брзина wII = 1 m/s (Табела 5 во

прилогот).

Волуменскиот проток на растворот изнесува:

BBww

Bmwm

r

rmrv xx

qqqq

ρρρ ⋅+⋅+

== ~~,,,

, = 20001,03,9989,0

5,30⋅+⋅

= 0,0278 m3/s

Дијаметарот на делницата за раствор изнесува:

π⋅⋅

=II

rvII w

qd ,4

=π⋅

⋅1

0278,04 = 0,188 m = 188 mm

Се усвојува цевка ND200 (Ø219,1 x 5,9 mm) (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,II = 219,1 - 2·5,9 = 207,3 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

,,

4

IIvn

rvstvII d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,207

0278,04 = 0,82 m/s

Делницата од пумпите до разделникот – потисен цевковод

Од препорачаниот интервал на брзини при струење на вода во потисни

цевководи (w = 1 ÷ 2 m/s) се усвојува брзина wIII = 2 m/s (Табела 5 во прилогот).

Дијаметарот на делницата до разделникот изнесува:

π⋅⋅

=III

rvIII w

qd ,4

=π⋅

⋅2

0278,04 = 0,133 m = 133 mm

Се усвојува цевка ND150 (Ø159 x 4,5 mm) (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,III = 159 - 2·4,5 = 150 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

,,

4

IIIvn

rvstvIII d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 2310150

0278,04 = 1,57 m/s

Делница кон потрошувачот 1

Дијаметарот на делницата изнесува:

51

π⋅⋅

=1

1,1

4w

qd v =

π⋅

⋅

23600

504 = 0,094 m = 94 mm

Се усвојува цевка ND100 (Ø108 x 3,6 mm) (Табела 3 во прилог). Внатрешниот



π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅

− 23108,1003600

504 = 1,74 m/s



π⋅⋅

=2

2,2

4w

qd v =

π⋅

⋅

23600

304 = 0,073 m = 73 mm

Се усвојува цевка ND80 (Ø88,9 x 3,2 mm), (Табела 3 во прилог). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,2 = 88,9 - 2·3,2 = 82,5 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 22,

2,,2

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅

− 23105,823600

304 = 1,56 m/s



π⋅⋅

=3

3,3

4w

qd v =

π⋅

⋅

23600

204 = 0,059 m = 59 mm

Се усвојува цевка ND65 (Ø76,1 x 2,9 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот



π⋅⋅

= 23,

3,,3

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅

− 23103,703600

204 = 1,43 m/s

53

2.0. НАПОЈНИ СИСТЕМИ

54

55

Задача 2.1. Постројката за напојување се состои од резервоар со дегазатор

(колона за дегазација и за загревање на водата во резервоарот) и две пумпи

кои ја транспортираат водата од резервоарот со кондензат. Едната пумпа има

погон со електромотор, а другата со парна турбина. Секогаш работи онаа со

парна турбина, а со електромоторот е резервна. Во резервоарот со кондензат

од хемиската подготовка на вода се додава потребна количина свежа вода, која

е загубена и не се враќа во облик на кондензат.

Капацитетот на пумпата е 60 t/h. Парната турбина користи прегреана

водена пареа со следните карактеристики: p = 40 bar, t = 450 °C, v = 0,08001

m3/kg. Количината на пареа е 8000 kg/h. Од турбината излегува заситена

водена пареа: p″ = 5 bar, t″ = 151 °C, и v″ = 0,3747 m3/kg. Дел од таа пареа оди

во дегазаторот, дел за загревање на напојниот резервоар, а дел за технолошки

потреби (околу 50 %) кој не се враќа во системот во облик на кондензат.

а) да се нацрта шема на постројката со oзначени регулациони кругови и


б) да се димензионираат одводните и доводните цевководи за пареа;

в) да се димензионира цевководот за вода од резервоар за кондензат,

преку пумпата, до напојниот резервоар, и цевководот за дополнителна

вода која се додава од хемиската подготовка на вода;

г) да се дефинира арматура на цевководот врз основа на познатите

податоци.

Решение:

а) Шема на постројката е дадена на Сл. 2.1.

б) Димензионирање на одводните и доводните цевководи за пареа

1. Определување на дијаметарот на доводната цевка за пареа

Дијаметарот на цевката изнесува:

π⋅⋅

=w

qd vdov

4 =π⋅

⋅40

1778,04 = 0,075 m = 75 mm

каде што:

wkon = 40 m/s – усвоена брзина на струење прегреаната пареа (Табела 5

во прилог);

56

Сл. 2.1. Шематски приказ на систем за припрема и транспорт на напојна вода

57

vq =ρmq - волуменски проток на прегреаната пареа во доводниот

цевковод;

08001,011

==v

ρ = 12,498 kg/m3 – густина на прегреаната пареа за p = 40

bar и t = 450 ºC;

mq = 8000 kg/h=2,222 kg/s – масен проток на пареа за p=40 bar и t=450 ºC;

ρm

vqq = = qm⋅v = 2,222·0,08001 = 0,1778 m3/s.


дијаметар на цевката е dvn = 88,9 - 2·3,2 = 82,5 mm . Стварната брзина на


π⋅⋅

= 24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23105,82

1778,04 = 33,26 m/s

2. Определување на дијаметарот одводната цевка за пареа


π⋅⋅

=w

qd vodv

4 =π⋅

⋅25

8325,04 = 0,2059 m = 205,9 mm

wkon = 25 m/s – усвоена брзина на струење на сувозаситената пареа

(Табела 5 во прилог);

vq =ρmq - волуменски проток на сувозаситената пареа во одводниот

цевковод;

3747,011

'' ==v

ρ = 2,668 kg/m3 – густина на сувозаситената пареа за p=5

bar и t = 151 ºC;

mq =8000 kg/h = 2,222 kg/s – масен проток на сувата пареа за p=5 bar и

t = 151 ºC.

ρm

vqq = = ''vqm ⋅ =2,222·0,3747 = 0,8325 m3/s.

Се усвојува цевка ND200 (Ø219,1 x 5,9 mm), (Табела 3 во прилогот).



58

π⋅⋅

= 24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,207

8325,04 = 24,66 m/s

в) Димензионирање на цевководот за вода

1. Определување на дијаметарот на цевката за вода од резервоарот за

кондензат до пумпата


π⋅⋅

=w

qd v4 =π⋅

⋅1

0167,04 = 0,1458 m = 145,8 mm

wkon = 1 ÷ 2 m/s – препорачана брзина на струење на водата. Усвоена е w

=1 m/s;

vq =ρmq =

3,998666,16 =0,0167 m3/s - волуменски проток на вода;

ρ = 998,3 kg/m3 – густина на водата на температура од t = 20 ºC;

mq =60 t/h = 3600

100060 ⋅ = 16,666 kg/s – масен проток на водата.

Се усвојува цевка ND150 (Ø159 x 4,5 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn = 159 - 2·4,5 = 150 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 2310150

0167,04 = 0,945 m/s

2. Определување на дијаметарот на цевката за вода од пумпата до напојниот

резервоар.


π⋅⋅

=w

qd v4 =π⋅

⋅2

0167,04 = 0,103 m = 103 mm

Каде што:

wkon = 1 ÷ 2 m/s – препорачана брзина на струење на водата. Усвоена е w

=2 m/s;

vq =ρmq =

3,998666,16 =0,0167 m3/s - волуменски проток на вода;

ρ = 998,3 kg/m3 – густина на водата на температура од t = 20 ºC;

mq =60 t/h = 3600

100060 ⋅ = 16,666 kg/s – масен проток на водата.

59


дијаметар на цевката е dvn = 114,3 - 2·3,6 = 107,1 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23101,107

0167,04 = 1,85 m/s

3. Димензионирање на цевководот за вода од хемискa подготовка на вода

(HPV) до резервоарот на кондензатот.


π⋅⋅

=wq

d HPVv ,4=

π⋅⋅2

0501,04 = 0,1785 m = 178,5 mm

w = 2 m/s – препорачана брзина на струење на водата;

( ) wvHPVv qq ,, 42 ⋅÷= - волуменски проток на вода.

Напомена: Волуменскиот проток на вода од HPV се зема да биде од 2 до 4 пати

поголем од номиналниот.

Се усвојува 3,998

666,1633 ,, ⋅=⋅= wvHPVv qq = 0,0501 m3/s

Се усвојува цевка ND175 (Ø193,7 x 5,4 mm), (Табела 3 во прилогот).



π⋅⋅

= 24

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23109,182

0501,04 = 1,9 m/s

г) Дефинирање на арматурата на цевководите

Од дијаграмот за определување на на карактеристиките на арматурата

([2], слика P7.1) се добива:

Делница Вентил ND NP Од HPV до резервоарот на кондензат II 175 10 Од резерв. за кондензат до пумпите II 150 10

II 100 10 Од пумпите до напојниот резервоар клапна 100 10 - довод на пареа до турбината II 80 100 - одвод на пареа од турбината II 200 10

60

Задача 2.2. Во составот на една постројка, од цевководот за висок притисок,

прегреаната водена пареа со масен проток mq = 5 t/h (p1 = 40 bar, t1 = 300 ºC, i1 =

2961,5 kJ/kg , v1 = 0,05888 m3/kg) се носи во редуцир-станицата, во која се врши

редукција на притисокот на p2 = 16 bar, од каде се снабдуваат два потрошувачи.

Поради нерамномерноста на потрошувачката, помеѓу цевководот за висок

притисок и разделникот од 16 bar, паралелно е поврзан акумулатор на пареа.

При редукција на прегреаната водена пареа со состојба 1 на притисок p2

= 16 bar, пареата е прегреана на температура t = 270 ºC. Оваа пареа се лади до

состојба 2 на линија на заситување (x = 1, односно p2 = 16 bar, t2 = 201,37 ºC, ''2i

= 2792,2 kJ/kg, ''2v = 0,12368 m3/kg). Ладењето на оваа редуцирана пареа се

врши од редуцирот на напојната вода (pw = 50 bar, tw = 120ºC, iw = 507,1 kJ/kg)

а) да се нацрта шемата на постројката со одбележани регулациони

кругови и мерни инструменти;

б) да се определи потребната количина на вода за ладење и количината

на добиената сувозаситена пареа;

в) да се димензионира цевководот и арматурата пред и после редуцир-

станицата, како и цевководот за водата за ладење.

Решение: а) Шемата на постројката опишана во Задачата е дадена на Сл. 2.2.

б) Определување на потребната количина на сувозаситена пареа и вода за

ладење

Материјалниот и топлинскиот биланс на редуцир-станицата:

2,,1, mwmm qqq =+

''22,,11, iqiqiq mwwmm ⋅=⋅+⋅

61

каде што:

1,mq = 5 t/h – масен проток на прегреаната водена пареа (p = 40 bar, t =

300ºC);

wmq , , t/h – непознат масен проток на водата за ладење (pw = 50 bar, tw =

120ºC);

2,mq , t/h – непознат масен проток на сувозаситената пареа (p2 = 16 bar, t2

= 201,37ºC);

1i = 2961,5 kJ/kg – енталпија на прегреаната водена пареа (p = 40 bar, t =

300ºC);

wi =507,1 kJ/kg – енталпија на водата за ладење (pw = 50 bar, tw = 120ºC); ''

2i = 2792,2 kJ/kg – енталпија на сувозаситената водена пареа (p2 = 16

bar, t2 = 201,37ºC).

Од равенките за материјалниот и топлинскиот биланс се добиваат бараните

масени протоци:

w

wmm ii

iiqq−−

⋅= ''2

11,2, =

1,5072,27921,5075,29615

−−

⋅ = 5,37 t/h

1,2,, mmwm qqq −= = 5,37 – 5 = 0,37 t/h

в) Димензионирање на цевководите и определување на карактеристиките на

арматурата

Делница за висок притисок за прегреаната водена пареа

Волуменски проток на прегреаната водена пареа:

11,1, vqq mv ⋅= = ⋅⋅360010005 0,05885 = 0,818 m3/s

каде што:

1v = 0,05885 m3/kg – специфичен волумен на преграната водена пареа (p

= 40 bar, t = 300ºC);

Од препорачаниот интервал на брзини при струење на прегреана водена пареа

(w = 30 ÷ 50 m/s) се усвојува брзина wI = 40 m/s (Табела 5 во прилогот).

Дијаметарот на цевката на делницата за прегреана водена пареа изнесува:

π⋅⋅

=1

1,1

4w

qd v =

π⋅⋅40

0818,04 = 0,051 m = 51 mm

62

Сл.2.2. Шема на постројка – Задача 2.2.

63

Се усвојува цевка ND50 (Ø57 x 2,9 mm), (Табела 3 во прилогот). За номинален притисок се усвојува NP64 (за p = 40 bar, t = 300 ºC). Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn = 57 - 2·2,9 = 51,2 mm. Стварната брзина на струење во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 21,

1,,1

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23102,51

0818,04 = 39,7 m/s

Делница од редуцир-станицата кон разделникот

Волуменскиот проток на сувозаситената водена пареа

''22,2, vqq mv ⋅= = 12368,0

3600100037,5

⋅⋅ = 0,184 m3/s

каде што: ''2v = 0,12368 m3/kg – специфичен волумен на сувозаситената водена

пареа (p2 = 16 bar, t2 = 201,37ºC).

Од препорачаниот интервал на брзини при струење на сувозаситена водена пареа (w = 20 ÷ 30 m/s) се усвојува брзина wI = 25 m/s (Табела 5 во прилогот). Дијаметарот на цевката на делницата за сувозаситена водена пареа изнесува:

π⋅⋅

=2

2,2

4w

qd v =

π⋅⋅25

184,04 = 0,0968 m = 96,8 mm

Се усвојува цевка ND100 (Ø108 x 3,6 mm), (Табела 3 во прилог). За номинален

притисок се усвојува NP25 (за p = 16 bar, t = 201,36 ºC). Внатрешниот дијаметар

на цевката е dvn,2 = 108 - 2·3,6 = 100,8 mm. Стварната брзина на струење во

цевководот:

π⋅⋅

= 22,

2,,2

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23108,100

184,04 = 23 m/s

Делница за довод на вода за ладење.

Волуменски проток на водата за ладење:

wwmwv vqq ⋅= ,, = 00105679,03600

100037,0⋅

⋅ = 0,000108 m3/s

каде што: wv = 0,0010569 m3/kg – специфичен волумен на водата за ладење (pw = 50 bar, tw = 120ºC). Од препорачаниот интервал на брзини при струење на жешката вода (w = 1,5 ÷ 3,5 m/s) се усвојува брзина wI = 2 m/s (Табела 5 во прилог). Дијаметарот на цевката на делницата за сувозаситена водена пареа изнесува:

π⋅⋅

=w

wvw w

qd ,4

=π⋅

⋅2000108,04 = 0,00829 m = 8,29 mm

Се усвојува цевка ND10 (Ø16 x 1,8 mm), (Табела 3 во прилог). За номинален притисок се усвојува NP64 (за p = 50 bar, t = 120ºC). Внатрешниот дијаметар на цевката е dvn,w = 16 - 2·1,8 = 12,4 mm. Стварната брзина на струење во цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 2,

,,

4

wvn

wvstvw d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23104,12

000108,04 = 0,89 m/s

64

Задача 2.3. Vо еден сложен процесен систем од котелот со водена пареа се

снабдува акумулатор на пареа (p = 60 bar, t = 500 ºC, i = 3422,2 kJ/kg, v =

0,05662 m3/kg). Од акумулаторот, сувозаситената пареа (p = 25 bar, t = 223,94

ºC, i’ = 962 kJ/kg, i" = 2800,8 kJ/kg, v'' = 0,0799 m3/kg) се одведува до пет

паралелно врзани потрошувачи. Овие потрошувачи просечно трошат 5000

kg/h сувозаситена пареа со притисок p = 25 bar. Акумулаторот се дополнува со

напојна котловска вода.

По завршувањето на процесот кај потрошувачите, нечистиот кондензат

се води на неутрализација. Кондензатот се испушта во собирниот базен со

температура 110 ºC (i’ =461,32 kJ/kg, i’’=2691,8 kJ/kg, p = 1,43 bar), а потоа

слободно испарува во атмосферата до состојбата во околината до 100 ºC (i’

=419,1 kJ/kg, i’’=2676 kJ/kg, p = 1,02 bar).

а) да се нацрта шема на овој дел од постројката со означени

регулациони кругови и мерни инструменти;

б) да се определи количината на свежа прегреана пара која треба да се

донесе во акумулаторот;

в) да се определи количината на кондензат кој ќе испари во атмосфера;

г) да се димензионира доводната цевка за прегреаната пареа и

одводната цевка за сувозаситената пареа до потрошувачите;

д) да се определат карактеристиките на арматурата на овој цевковод.

Решение:

а) Шема на постројката е прикажана на Сл. 2.3.

б) Определување на количината на свежа прегреана пареа која се доведува во

акумулаторот. Материjалниот и топлинскиот биланс за акумулаторот на пареа:

2,3,1, mmm qqq =+

''22,

'33,11, iqiqiq mmm ⋅=⋅+⋅

каде што:

1i =3422,2 kJ/kg - енталпија на прегреаната

водена пареа p = 60 bar, и t = 500 ºC;

65

''2i =2800,8 kJ/kg - енталпија на сувозаситената водена пареа p = 25 bar; '3i =962 kJ/kg - енталпија на жешката вода на притисок p = 25 bar;

2,mq = 5000 kg/h - масен проток на сувозаситената пареа p = 25 bar;

1,mq , kg/h - nепознатиот масен проток на прегреаната пареа p = 60 bar;

3,mq , kg/h - масен проток на напојната котловска вода.

Од материјалниот и топлотниот биланс се добива:

'31

'3

''2

2,1, iiii

qq mm −−

⋅= = 9622,34229628,28005000

−−

⋅ = 3735,9 kg/h

в) Определување на количината на кондензат кој испарува во атмосферата

Oд материјалниот и топлотниот биланс за базенот се добива:

5,4,2, mmm qqq +=

'55,

''44,

'22, iqiqiq mmm ⋅=⋅=⋅

каде што: '2i = 461,32 kJ/kg - енталпија на кондензатот кој се испушта во собирниот

базен; ''

4i = 2676,3 kJ/kg - енталпија на пареата која isparuva во атмосферата; '5i = 419,1 kJ/kg - енталпија на кондензатот кој се носи на неутрализација;

66


67

4,mq , kg/h - непознат масен проток на кондензатот кој испарува во

атмосферата;

5,mq , kg/h - масен проток на кондензатот кој се носи на неутрализација.

Од материјалниот и топлинскиот биланс се добиваат непознатите масени

протоци:

'5

''4

'5

'2

2,4, iiii

qq mm −−

⋅= = 1,4193,26761,41932,4615000

−−

⋅ = 93,52 kg/h

4,2,5, mmm qqq −= = 5000 – 93,52 = 4906,48 kg/h

в) Определување на димензиите на цевководот

1.Димензионирање на цевководот за довод на прегреана пареа


π⋅⋅⋅⋅

=w

vqd m

36004 11,

1 =π⋅⋅

⋅⋅403600

05562,09,37354 = 0,043 m = 43 mm

каде што:

1v = 0,05562 m3/kg – специфичен волумен на прегреаната пареа на p =

60 bar;

w = 40 m/s – усвоена брзина на струење на прегреаната пареа (Табела 5

во прилог).




π⋅⋅⋅⋅

= 21,

11,,1 3600

4

vn

mstv d

vqw = ( ) π⋅⋅⋅

⋅⋅− 23101,433600

05567,09,37354 = 39,56 m/s

2. Димензионирање на цевководот за сувозаситена пареа


π⋅⋅⋅⋅

=w

vqd m

36004 22,

2 =π⋅⋅

⋅⋅253600

0799,050004 = 0,075 m = 75 mm

каде што:

2v =0,0799 m3/kg – специфичен волумен на водената пареа на p = 25 bar;

w = 25 m/s – усвоена брзина на струење на сувозаситената пареа.

68




π⋅⋅⋅⋅

= 22,

22,,2 3600

4

vn

mstv d

vqw =

( ) π⋅⋅⋅

⋅⋅− 23105,823600

0799,050004 = 20,76 m/s

г) Дефинирање на карактеристиките на арматурата на цевководот

Цевковод за прегреана пареа:

За притисок p = 60 bar и температура t = 500 ºC од дијаграмот за определување

на карактеристиките на арматурата ([2],слика P7.1) се добива NP250. Се

усвојуваат карактеристиките на арматурата: ND40, NP250.

Цевковод за сувозаситена пареа:

На ист начин за сувозаситената водена пареа со притисок p = 25 bar и

температура t = 223,94 ºC од дијаграмот се добива NP40. Според тоа се

усвојува арматура ND80, NP40.

69

3.0 КОМПРЕСОРСКИ ПОСТРОЈКИ

70

71

Задача 3.1. Во еден релативно запрашен погон се наоѓаат компресори (работни

и резервни) со капацитет од по 1000 Nm3/h, и надпритисок од 10 bar.

Температурата на воздухот во просторијата е 20 °C. На излезот од компресорот

температурата на воздухот е 70 °C, а потоа се воведува во резервоар со

компримиран воздух (пуфер) во кој се лади до 40 °C. Компресорите се

исклучуваат кога ќе се постигне 10,1 bar, а се вклучуваат на 6,1 bar надпритисок

во резервоарот. Од резервоарот до разделникот, преку редуцир-вентил се

снабдуваат потрошувачите. Редуцир-вентилот го редуцира притисокот на

воздухот од 10 на 3 bar, односно од 6 на 3 bar надпритисок.

Потрошувачот A кој се наоѓа на 50 m од разделникот троши 60% од

воздухот (локалните отпори се 1ξΣ = 12), а потрошувачот B кој се наоѓа на 120 m

(локалните отпори се 2ξΣ =25) троши 40% воздух. Се смета дека цевките се

положени во една рамнина, а коефициентот на триење во цевките е 0,045.



б) да се димензионира цевката за воздух од компресор до потрошувач,

така да кај потрошувачот се оствари минимален надпритисок од 2,5 bar.

Доколку тоа не е можно, или цевките се предимензионирани, да се

предложи друго решение;

в) да се определи ангажираната снагата на моторот за компресорот, ако

степенот на полезно дејство на копресорот изнесува 0,66;

г) колкава е вредноста на надзорот над изградбата (3% од вредноста на

главниот машински проект), ако вредноста на машинскиот дел на

постројката изнесува 945.000 денари.

Решение:

а) Шематскиот приказ на постројката е даден на Сл. 3.1.

б) Димензионирање на цевната мрежа

1. Дијаметар на цевката на делницата од компресорот до резервоарот

Волуменскиот проток изнесува:

0

1

1

00, T

Tpp

qq vv ⋅⋅= = 1000· ( )273

273701011

1015

5 +⋅

⋅⋅ = 114,22 m3/h = 0,032 m3/s

каде што:

72

0,vq =1000 Nm³/h - капацитет на компресорот при нормални услови (p0 =

1,013 bar, T0 = 273 K).

Напомена: p0=1,013 bar, меѓутоа во инженерската пракса обично се зема за

p0=1 bar, па заради тоа пресметката се одвива на следниот начин:

p1 = p0 + pm = 1 + 10 = 11 bar - притисок на воздухот на излез од

компресорот;

T1 = 70 + 273 = 343 K - температура на воздухот на излез од компресорот.


π⋅⋅

=w

qd v4 =π⋅

⋅20

032,04 = 0,0451 m = 45,1 mm

каде што:

w = 20 m/s – препорачана брзина на струење на воздухот во потисни

цевководи за мали клипни компресори (Табела 6 во прилогот).




π⋅⋅

= 21,

4vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23102,51

032,04 = 15,54 m/s

2. Дијаметар на цевката на делницата од резервоарот до редуцир-вентилот.


0

1

1

00, T

Tpp

qq vv ⋅⋅= = 1000· ( )273

273401011

1015

5 +⋅

⋅⋅ = 104,23 m3/h = 0,029 m3/s

каде што:

qv,0 = 1000 Nm³/h - капацитет на компресорот при нормални услови;

p1 = p0 + pm = 1 + 10 = 11 bar - притисок на воздухот;

T1 = 40 + 273 = 313 K - температура на воздухот на излез од резервоарот.

Напомена: За димензионирање на цевководот се зема максималната вредност

на притисокот.


π⋅⋅

=w

qd v4 =π⋅

⋅20

029,04 = 0,0429 m = 42,9 mm

73

Сл. 3.1. Шематски приказ на компресорска постројка и разводна мрежа

74




π⋅⋅

= 22,

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23102,51

029,04 = 14,08 m/s

3. Дијаметар на цевководот на делница од редуцир-вентилот до разделникот на

компримиран воздух


0

1

1

00, T

Tpp

qq vv ⋅⋅= = 1000· ( )273

27340104101

5

5 +⋅

⋅⋅ = 286,63 m3/h = 0,0796 m3/s

каде што:

0,vq =1000 Nm³/h - капацитет на компресорот при нормални услови;

p1 = p0 + pm = 1 + 3 = 4 bar - притисок на воздухот;

T1 = 40 + 273 = 313 K - температура на воздухот на излез од резервоарот.


π⋅⋅

=w

qd v4 =π⋅

⋅20

0796,04 = 0,071 m = 71 mm




π⋅⋅

= 23,

4vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23105,82

0796,04 = 14,89 m/s

4. Дијаметри на цевководите од разделникот на компримиран воздух до

потрошувачите

Густината на воздухот при притисок p = 4 bar и T = 40 + 273 = 313 K изнесува:

TRp

g ⋅=ρ = ( )27340287

104 5

+⋅⋅ = 4,45 kg/m3

каде што:

Rg = 287 J/kg K – универзална гасна константа за воздух (Табела 2 во

прилог).

Потрошувач A

Во задачата се бара кај потрошувачот да се оствари минимален

надпритисок p = 2,5 bar , односно pA = 1 + 2,5 = 3,5 bar.

75

Волуменскиот проток на воздух за потрошувачот A изнесува:

vAv qq ⋅= 6,0, = 0,6·0,0796 = 0,04776 m3/s Дијаметарот на цевководот:

π⋅⋅

=w

qd Av

A,4

=π⋅

⋅20

04776,04 = 0,055 m = 55 mm


дијаметар на цевката е dvn,A = 76,1 - 2·2,9 = 70,3 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

,,

4

Avn

AvstvA d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

04776,04 = 12,3 m/s

Потрошувач B

Волуменски проток на воздух за потрошувач B:

AvvBv qqq ,, −= = 0,0796 – 0,04776 = 0,03184 m3/s


π⋅⋅

=w

qd Bv

B,4

=π⋅

⋅20

03184,04 = 0,045 m = 45 mm


дијаметар на цевката е dvn,B = 57 - 2·2,9 = 51,2 mm. Стварната брзина на

струење во цевководот:

π⋅⋅

= 2,

,,

4

Bvn

BvstvA d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23102,51

03184,04 = 15,46 m/s

5. Падови на притисокот во цевководите

Потрошувач А

Падот на притисокот во цевководот изнесува:

2

2,

1stvA

A

AA

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


23,1245,412

0703,050045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ =14813 Pa

ApΔ = 14813 Pa ≅ 0,15 bar

каде:

λ = 0,045 - коефициент на триење во цевката;

LA = 50 m - должина на цевководот;

dA = 70,3 mm - внатрешен дијаметар на цевководот;

ξΣ = 12 – збирен коефициент на локални отпори.

76

pA,krajno = 4 - 0,15 = 3,85 bar > 3,5 bar – задоволен е условот поставен во

задачата, кај потрошувачот да се оствари минимален надпритисок од 2,5 bar.

Потрошувач B


2

2,

2stvB

B

BB

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


246,1545,425

0512,0120045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ =69383 Pa

BpΔ = 69383 Pa ≅ 0,7 bar

PB,krajno = 4 - 0,7 = 3,3 bar < 3,5 bar – не е задоволен условот поставен во

задачата, кај потрошувачот да се оствари минимален надпритисок од 2,5 bar.


дијаметар на цевката е dvn,B = 76,1 - 2·2,9 = 70,3 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

= 2,

,,

4

Bvn

BvstvB d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

03184,04 = 8,2 m/s


2

2,

2stvB

B

BB

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


22,845,425

0703,0120045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ =15232 Pa

BpΔ = 15232 Pa ≅ 0,15 bar

pB,krajno = 4 - 0,15 = 3,85 bar > 3,5 bar – задоволен е условот поставен во

задачата.

в) Одредување на ангажираната снага на моторот за копмресорите

Густината на воздухот за p = 11 bar и T = 70 + 273 = 343 K изнесува:

TRp

g ⋅=ρ = ( )27370287

1011 5

+⋅⋅ = 11,174 kg/m3

Масениот проток на воздухот изнесува:

vm qq ⋅= ρ = 11,174·0,032 = 0,3575 kg/s

Специфичната енергија (напорот) на компресорот изнесува:

ρpekomp

Δ= =

174,111010 5⋅ = 89493,47 J/kg

Снага на моторот за компресорот изнесува:

ηmkom qe

P⋅

= = 66,0

3575,089493 ⋅ = 48475 W = 48,47 kW

каде што: η = 0,66 - степен на полезно дејство на компресорот.

77

г) Определување на вредноста на надзор над изградбата

Постројките припаѓаат на втора класа на енергетски објекти и постројки,

бидејќи се работи за компресорска станица за компримиран воздух (П.2 во

прилогот). Инвестициската вредност на овој објект изнесува 945.000 денари,

вредноста за изработка на главниот машински проект би изнесувала:

Cm,pr = 945000·p = 945000·0,04717 = 44576 DEN

каде што:

p - претставува процент за изградба на технолошко-проектна

документација (Табела П.2 во прилогот). Вредноста на процентот се

добива со линеарна интерполација на вредностите дадени во табела:

p = p1 - ( ) ( )

21

121

CCCCpp

−−⋅− = 5 - ( ) ( )

76400010200007640009450006,45

−−⋅− = 7,717 %

Вредноста на надзорот над изградбата изнесува 3% од вредноста на главниот

машински проект, а со оглед дека е во прашање проект за добивање на

градежна дозвола и изведување (процентуално учество 65-85%),следува:

Cn = 0,03·0,7·Cm,pr = 0,03·0,7·44576 = 936 DEN

78

Задача 3.2. Во еден производен погон, релативно запрашен, потребно е да се

предвиди компресорска постројка со еден работен и еден резервен клипен

компресор. Компресорите ги снабдуваат потрошувачите преку резервоар за

компримиран воздух. Распоредот на потрошувачите и должината на разводот

прикажани се на шемата. Разводот се наоѓа во хоризонтала.

Падот на притисокот низ филтерот за воздух изнесува Δpf = 1000 Pa,

падот на притисокот низ резервоарот за воздух за сите приклучоци од влезот

до излезот изнесува Δpr = 2000 Pa. Коефициентот на отпорот на вентилот

изнесува ξv = 2,5 , коефициентот на отпор на коленото изнесува ξk = 0,5 , додека

коефициентот на отпор на рачвата изнесува ξ0 = 0,5. Разводната мрежа се води

на 5 m над котата на подот на компресорската станица, кај потрошувачот.



б) да се димензионира цевководот од разделникот кон потрошувачот;

в) да се определи падот на притисокот, како и најнискиот притисок во

резервоарот на кој компресорите ќе се вклучуваат, ако притисокот кај

потрошувачот е (1 ÷ 3) bar надпритисок .

Решение: а) Шемата на постројката е прикажана на Сл. 3.2.

б) Димензионирање на цевководот од разделникот до потрошувачот

За сите делници се усвојува брзината на воздухот w = 15 m/s.

1. Делница од разделникот до рачвата 1

На шемата на раздводот се гледа вкупниот волуменски проток на

воздухот кој изнесува 5+5+10+20 = 40 m3/min: *

1, RAvq − = 40 m3/min = 0,67 m3/s Притисокот кај оваа делница треба да биде поголем отколку кај

потрошувачот. Затоа се усвојува притисок p = 5 bar (p* = 1 bar) и температура t

= t* = 20 ºC. Поради тоа, се врши корекција на волуменскиот проток :

ppqq RAvRAv

**

1,1, ⋅= −− = 0,67·51 = 0,134 m3/s


π⋅⋅

= −− w

qd RAv

RA1,

14

=π⋅

⋅15

134,04 = 0,106 m = 106 mm

79

Сл. 3.2. Шема на компресорска постројка – Задача 3.2.

80

Се усвојува цевка ND125 (Ø133 x 4 mm), (Табела 3 во прилoгот). Внатрешниот

дијаметар на цевката е dvn,A-R1 = 133 - 2·4 = 125 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

=−

−− 2

1,

1,1,

4

RAvn

RAvRAstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 2310125

134,04 = 10,9 m/s

2. Делница од рачвата 1 до потрошувачот 1

Волуменскиот проток на воздухот на оваа делница изнесува : *

11, −Rvq = 20 m3/min = 0,33 m3/s

Се усвојува притисок p = 3,5 bar (p* = 1 bar) и температура t = t* = 20ºC. Поради

тоа, се врши корекција на волуменскиот проток:

ppqq RvRv

**

11,11, ⋅= −− = 0,33·5,3

1 = 0,094 m3/s


π⋅⋅

= −− w

qd Rv

R11,

114

=π⋅

⋅15

094,04 = 0,0893 m = 89,3 mm


дијаметар на цевката е dvn,R1-1 = 108 - 2·3,6 = 100,8 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

=−

−− 2

11,

11,11,

4

Rvn

RvRstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23108,100

094,04 = 11,78 m/s

3. Делница од рачвата 1 до потрошувач 2

Волуменскиот проток на воздух на оваа делница изнесува: *

21, −Rvq = 10 m3/min = 0,167 m3/s

Се усвојува притисок p = 3,5 bar (p* = 1 bar) и температура T = T* = 20 ºC.

Поради тоа, се врши корекција на волуменскиот проток :

*21,21, −− = RvRv qq ·

pp *

= 0,167·5,3

1 = 0,047 m3/s


π⋅⋅

= −− w

qd Rv

R21,

214

=π⋅

⋅15

047,04 = 0,0631 m = 63,1 mm


дијаметар на цевката е dvn,R1-2 = 76,1 - 2·2,9 = 70,3 mm. Стварната брзина на


81

π⋅⋅

=−

−− 2

21,

21,21,

4

Rvn

RvRstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

047,04 = 12,1 m/s

4. Делница од рачвата 1 до рачвата 2

Бидејќи за оваа делница важат условите на струење ( *21 RRq − = 10 m3/min ,

p = 3,5 bar , t = 20 ºC) како и во случајот 3 (од рачвата 1 до потрошувачот 2),

дијаметарот на цевката за делницата од рачвата 1 до рачвата 2, како и

стварната брзина на струење на воздухот ќе бидат исти како и во делницата 3.

Значи, се усвојува цевка ND65 (Ø76,1 x 2,9 mm), a стварната брзина на струење

во цевководот изнесува: 21, RRstvw − = 12,1 m/s


Волуменскиот проток на воздух на оваа делница изнесува : *

32, −Rvq = 5 m3/min = 0,083 m3/s

Се усвојува притисок p = 3,5 bar (p* = 1 bar) и температура t = t* = 20ºC.

Поради тоа, се врши корекција на волуменскиот проток:

*32,32, −− = RvRv qq ·

pp *

= 0,083·5,3

1 = 0,023 m3/s


π⋅⋅

= −− w

qd Rv

R32,

324

=π⋅

⋅15

023,04 = 0,0441 m = 44,1 mm


дијаметар на цевката е dvn,R2-3 = 57 - 2·2,9 = 51,2 mm. Стварната брзина на


π⋅⋅

=−

−− 2

32,

32,32,

4

Rvn

RvRstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23102,51

023,04 = 11,17 m/s

6.Делница од рачвата 2 до потрошувач 4

Бидејќи за оваа делница важат условите на струење ( *42−Rq = 5 m3/min , p

= 3,5 bar, T = 20 ºC) како и во случајот 5 (од рачвата 2 до потрошувачот 3),

дијаметарот на цевката за делницата од рачвата 2 до потрошувачот 4, како и

стварната брзина на струење на воздухот ќе бидат исти како и во делницата 5.

Значи, ND50 (Ø57 x 2,9 mm), a стварната брзина на струење во цевководот

изнесува: 42, −Rstvw = 11,17 m/s

в) Определување на падот на притисокот на поедини делници

82

1. Делница од разделникот до рачвата 1

Густината на воздухот на оваа делница изнесува :

( )27320287105 5

1 +⋅⋅

=⋅

=− TRp

RAρ = 5,94 kg/m3

каде што:

R = 287 J/kgK - гасна константа за воздух (Табела 2 во прилогот).

За прави кружни цевководи коефициентот на триење λ на праволиниска

делница може да се одреди со помош на следната равенка која дава

задоволителна точност (Равенка (10) во прилог):

λ = 0,0125 + d

0011,0

каде што: d , m – дијаметар на делницата.

За делницата од разделникот до рачвата 1 коефициентот на триење:

1,

0011,00125,0RAvnd −

+=λ = 0,0125+125,00011,0 = 0,021

Падот на притисокот во оваа делница изнесува:

trlokgeoRA ppp ,1 Δ+Δ=Δ − = 2

21,

11,

1RAstv

RAkRAvn

RA

wd

LHg −−

−− ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅+⋅⋅ ρξλρ

односно:

1RAp −Δ = 5,94·9,81·5+29,1094,55,0

125,0105021,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 291 + 6401 = 6692 Pa

каде што:

geopΔ , Pa – пад на притисокот за совладување на геодезиската висина;

trlokp ,Δ , Pa - пад на притисокот поради триењето и локалните отпори во

цеквоводот.


Густината на воздухот на оваа делница, како и на сите останати делници кон

потрошувачите изнесува :

11−Rρ = ( )27320287105,3 5

++⋅

=⋅TRp = 4,16 kg/m3

Коефициентот на триење во цевководот е :

11,

0011,00125,0−

+=Rvnd

λ = 0,0125+1008,00011,0 = 0,023

83

Падот на притисокот во оваа делница, од рачва 1 до потрошувачот 1 изнесува:

=Δ −11Rp 2

211,

1101,

−−

−

⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++⋅ Rstv

RvkAvn

wd

L ρξξξλ

односно:

11−Δ Rp = 278,1116,45,25,05,0

1008,010023,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++⋅ = 1669 Pa



027,00703,00011,00125,00011,00125,0

21,

=+=+=−Rud

λ

Падот на притисокот на делницата од рачвата 1 до потрошувачот 2 изнесува :

,2

221,

2121,

21−

−−

− ⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++⋅=Δ Rstv

RvokRu

R

wd

Lp ρξξξλ

21,1216,45,25,05,0

0703,010027,0

2

21 ⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++⋅=Δ −Rp = 2236 Pa

4. Делница од рачвата 1 до рачвата 2

Бидејќи дијаметарот на оваа делница е ист како и кај дијаметарот кај

делница 3, следува дека коефициентот на триење во цевководот е: λ = 0,027.

Падот на притисокот на делницата од рачвата 1 до рачвата 2:

2

221,

2121,

21RRstv

RRoRRu

RRw

dLp −

−−

− ⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=Δ ρξλ

21,1216,45,0

0703,025027,0

2

21 ⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅=Δ −RRp = 3076 Pa



=+=+=− 0512,0

0011,00125,00011,00125,032,Rud

λ 0,033

Падот на притисокот на притисокот на делницата од рачвата 1 до потрошувачот

3 изнесува:

84

2

232,

32032,

32−

−−

− ⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++⋅=Δ Rstv

RvkRu

R

wd

Lp ρξξξλ

217,1116,45,25,05,0

0512,010033,0

2

32 ⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++⋅=Δ −Rp = 2530 Pa


Бидејки оваа делница според сите карактеристики е иста како и делница

5, падот на притисокот во неа ќе биде 42−RpΔ = 2530 Pa

Најголемиот пад на притисокот од компресорската станица до најодалечениот

потрошувач (потрошувач 3 или потрошувач 4) изнесува :

422114 −−−− ++= RRRRAA pppp ΔΔΔΔ = 6692 + 3076 + 2530 = 12298 Pa

Според тоа, најнискиот притисок во резервоарот, при кој ќе се вклучува

компресорот изнесува:

+++= −4Arfk pppp ΔΔΔΔ 2·105 = 1000+2000+12298+2·105 = 2,153·105 = 2,153 bar

85

4.0 ПРОЦЕСИ НА СОГОРУВАЊЕ

87

Задача 4.1. Во една индустриска постројка согоруваат 100 Nm3/h земјен гас. На

гасната рампа (доводот на гас до горилникот) вообичаено се наоѓаат: еден

запорен вентил, манометар, филтер за гас, блок-вентил кој го затвара доводот

на гас во случај на гаснење на пламенот во ложиштето, редуцир-вентил кој го

редуцира гасот од 3 bar на 100 mbar надпритисок и манометар. Склопот на

горилникот да се смета како дел од ложиштето кој ги содржи елементите

потребни за автоматско регулирање на согорувањето.

На излезот од постројката излегуваат чадни гасови со волуменски проток

од 1500 Nm3/h и температура од 200 ºС, потоа преку каналот за чадни гасови и

со помош на вентилатор се носат во оџакот. На излезот од оџакот притисокот

изнесува ± 0 Ра. Висината на оџакот е 25 метри, а дијаметарот 500 mm.

Висината на оџакот се смета како ефективна, а оџакот е изработен од челичен

лим, како и димниот канал. Пресекот на димниот канал треба да биде

квадратен.

а) да се нацрта шемата на постројката со назначените регулациони

кругови и мерни инструменти;

б) да се димензионираaт цевки за довод на гасот;

в) да се димензионира квадратниот канал ако се земе во предвид дека

коефициентот на триење на чадните гасови е 0,04, а на каналот да

постојат четири колена под агол од 90º. За усвојување брзина треба да

смета како да е во прашање воздух;

г) да се определи специфичната енергија (напорот) на вентилаторот ако

тој мора да совлада 2000 Ра преку ложиштето, да го совлада отпорот на

триење и локалните отпори во каналот за чадни гасови, како и триењето

во оџакот. Да се земе во предвид и влечењето на оџакот. Густината на

чадните гасови во нормални услови е 1,30 kg/Nm3. Должината на

димните канали е 30 метри.

Решение:

а) Шемата на индустриската постројка е дадена на Сл. 4.1.

б) Димензионирање на цевководот за довод на земниот гас до горилникот

1. Делницата на цевководот за земјен гас до редуцир-вентилот

Волуменскиот проток на земјен гас до редуцир-вентилот изнесува:

88

1

0

0

10,1, p

pTTqq vv ⋅⋅= 1 = 0,0277· 5

5

104101

27327320

⋅⋅

⋅+ = 0,0074 m3/s

каде што:

0,vq = 100 Nm3/h = 0,0277 Nm3/s – волуменски проток проток на гас

(нормални услови);

p1 = p0 + pm = 1·105 + 3·105 = 4·105 Pa = 4 bar - притисокот во цевководот

за гас.

Напомена: Усвоени се следните податоци: Температурата на влезниот гас t1 =

20 ºС и брзина на струење на влезниот гас w = 10 m/s.

Дијаметарот на цевководот е:

π⋅⋅

=w

qd v 1,

1

4=

π⋅⋅10

0074,04 = 0,0307 m = 30,7 mm


дијаметар на цевката е dvn,1 = 38 - 2·2,6 = 32,8 mm, а вистинската брзина на


π⋅⋅

= 21,

1,1,

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23108,32

0074,04 = 8,75 m/s

2. Делницата на цевководот од редуцир-вентилот до горилникот

Волуменски проток на земјен гас до горилникот:

2

0

0

10,2, p

pTTqq vv ⋅⋅= 1 = 0,0277· 5

5

101,1101

27327320

⋅⋅

⋅+ = 0,027 m3/s

каде што:

5552,02 101,1101,0101 ⋅=⋅+⋅=+= mррр Pa - притисокот во цевководот.

Дијаметарот на цевководот е:

ππ ⋅⋅

=⋅⋅

=10

027,044 2,2 w

qd v = 0,0586 m = 58,6 mm

Се освојува цевка ND65 (Ø76,1x2,9 mm). Внатрешниот дијаметар на цевката

изнесува dvn,2 = 76,1 - 2·2,9 = 70,3 mm. Стварната брзина на струење во


π⋅⋅

= 22,

2,2,

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

027,04 = 6,96 m/s

89

Сл. 4.1. Шема на индустриска постројка во која се согорува земјен гас

90

в) Димензионирање на квадратниот канал за чадни гасови

Волуменскиот проток на чадните гасови изнесува:

0

0

0

30,200,3, 0 p

pTT

qqq vCvv ⋅⋅== = 0,416·273

273200 + = 0,72 m3/s

каде што:

3,vq = 1500 Nm3/h = 0,416 Nm3/s - волуменски проток на чадните гасови;

T3 = 200 + 273 = 473 K - температурата на чадните гасови.

Еквивалентен дијаметар на каналот:

OAd ⋅

=4

3 = aa⋅⋅

44 2

= a следи: 072,0=== Aadc = 0,268 mm

каде што:

A = 1072,03, =

wqv = 0,072 m2 - површина на попречниот пресек на каналот

на гасовите;

w = 10 m/s – усвоената брзина на струење на чадните гасови во

цевководот.

Се усвојува а = 270 mm, димен канал со квадратен попречен пресек 270x270

mm. Стварната брзина на струење низ каналот изнесува:

23,

aq

w vstv = = 227,0

72,0 = 9,87 m/s

Напомена: Во задачата е зададено дека на каналот постојат четири колена под

агол од 90º. Затоа се усвојува дијаметар R = 2·d. Од Табела 7 (Прилог),

коефициентот на локалниот отпор на коленото изнесува kξ =0,15.

г) Определување напорот на вентилаторот

Се определува според следната равенка:

dimppppp geodklozvent ΔΔΔΔΔ +++=

каде што:

lozpΔ = 2000 Pa - пад на притисокот во ложиштето, вредност зададена во

задачата;

dkpΔ , Pa - непознатиот пад на притисокот, од триење и локални отпори во

димниот канал;

geopΔ , Pa - непознат пад на притисокот поради геодетската висина;

91

dimpΔ , Ра - непознат пад на притисокот во оџакот поради триењето.

Густината на чадните гасови на температура t = 200 ºС изнесува:

TT0

0 ⋅= ρρ = 1,3·273200

273+

= 0,75 kg/m3

На температура t = 20 ºС густината на чадните гасови изнесува:

273202733,10

0 +⋅=⋅= ∗

∗

TTρρ = 1,21 kg/m3

каде што:

0ρ = 1,3 kg/Nm3 - густината на чадните гасови при нормални услови.

Брзината на чадните гасови на излезот од оџакот изнесува:

ππ ⋅⋅

=⋅

⋅= 22

dim

3,

5,072,044

dq

w vizl = 3,67 m/s

Падот на притисокот поради триење и локалните отпори во димните канали

изнесува:

24

2stv

kc

dkw

dLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅+⋅=Δ ρξλ =

287,975,015,04

27,03004,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅+⋅ = 184,3 Pa

каде што:

L = 30 m – должината на димниот канал;

λ = 0,04 – коефициент на триење на чадните гасови во каналот.

Падот на притисокот поради геодезиската висина изнесува:

( ) Hgpgeo ⋅⋅−=Δ ρρ * = (1,21 – 0,75)·9,81·25 = 112,8 Pa

каде што:

Н = 25 m – висина на оџакот.

Падот на притисокот во оџакот поради триење изнесува:

21

2*

dimdim

izwdHp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅=Δ ρλ =

267,321,11

5,02504,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 24,4 Pa

каде што:

dimd = 0,5 m – дијаметар на оџакот.

Специфичната енергија (напорот) на вентилаторот изнесува:

dingeodklozvent ppppp Δ+Δ+Δ+Δ=Δ = 2000 + 184,3 – 112,8 + 24,4 = 2096 Pa

92

Задача 4.2. Од три индустриски печки се испуштаат гасови од продуктите на

согорувањето со волуменски проток од 3 x 10000 Nm3/h. Над секоја индустриска

печка се наоѓа хауба за всисување на гасовите. Осовинското растојание меѓу

отворите на печките е 20 метри. Сите три всисови одат во заеднички собирен

канал. Растојанието од хаубата до заедничкиот канал е 10 метри.

Гасовите од продуктите на согорувањето влегуваат во колоната за

ладење со вода. На излезот од колоната за ладење, гасовите преку вентилатор

- дувалка (еден работен, друг резервен) и циклон се исфрлаат преку оџакот во

околината.

Густината на гасот во нормални услови е 0ρ =1,35 kg/Nm3,

-средниот специфичен топлотен капацитет на гасот е cpm = 1,45 kЈ/kgK;

-температурата на гасот на излезот од печката е t1 = 550 ºС;

-температурата на гасот на излез од колоната е t2 = 250 ºС;

-температурата на водата за ладење tw=20 ºС;

-падот на притисокот во колоната Δрк = 200 Ра;

-падот на притисокот во циклонот Δрс=180 Ра.

Вкупниот локален отпор од колоната до оџакот изнесува kξΣ = 25. Линиската

должина на каналот од колоната до влезот во оџакот Lk = 28 m. Средниот

коефициент на триење низ каналот е mλ =0,045.

а) да се нацрта шемата на постројката со назначените регулациони

кругови и мерните инструменти;

б) да се димензионира каналот од печката до колоната и да се определи

потребната количина на вода за ладење на гасот;

в) да се димензионира каналот од колоната до оџакот;

г) да се определи моќноста (снагата) на вентилаторот ако се земе во

предвид дека степенот на полезно дејство е 0,6, а на влезот од оџакот се

постигнува надпритисок ± 0 Pa (во тој случај природната промаја на

оџакот ги совладува отпорите во оџакот и отпорот при исфрлање на

гасовите во атмосферата).

Решение:

а) Шема на индустриските печки со соодветните елементи е дадена на Сл. 4.2.

б) 1. Димензионирање на димниот канал на делницата печка - колона

93

Бидејќи волуменските протоци на гасовите од продуктите на согорувањето се

исти ( NvNvNvNv qqqq ,3,2,1, === =10000 Nm3/h), ќе бидат исти и димензиите на

димниот канал од индустриските печки кон рачвите. Ако волуменскиот проток

на чадните гасови при нормални услови е Nvq , = 10000 Nm3/h, следува дека

волуменскиот проток vq при t1 = 550 ºC изнесува:

pTpTqq

N

NNvv ⋅

⋅⋅= , = ( )

5

5

10013,127310013,1550273

360010000

⋅⋅⋅⋅+

⋅ = 8,37 m3/s

каде што:

T = t + 273 = 550 + 273 = 823 K – апсолутна температура на гасовите од

продуктите на согорувањето на излезот од печката;

Npp = = 1,013·105 Pa – атмосферскиот притисок;

273+= NN tT =0+273 = 273 К – апсолутна температура на гасовите од

продуктите на согорувањето за нормални услови (p0 = 1 bar и t0 = 0ºC).

Од равенката на континуитетот 2awAwqv ⋅=⋅= и за препорачана брзина на

струење на гасот низ димните канали (w = 20 m/s), се добива:

wqa v= =

2037,8 = 0,647 m

се усвојува а = 650 mm, значи димен канал со квадратен попречен пресек

650x650 mm. Стварната брзина на струење низ каналот изнесува:

22 65,037,8

==aqw v

stv = 19,81 m/s

На делот од димниот канал од рачвата A до рачвата B волуменскиот проток на

чадните гасови е еднаков на збирот на протокот од печка I и II, според тоа:

vABv qq ⋅= 2, = 2·8,37 = 16,74 m3/s. На истиот начин се определуваат димензиите

на каналот:

wq

a ABv ,= =20

74,16 = 0,915 m



22,

92,074,16

==a

qw ABv

stv = 19,78 m/s

94

Сл. 4.2. Шема на индустриски печки со соодветни елементи

95

На делот од рачвата B до колоната за ладење на гасот волуменскиот проток е

еднаков на збирот на протокот на чадните гасови од сите три печки:

vBKv qq ⋅= 3, =3·8,37 = 25,11 m3/s. Димензиите на каналот изнесуваат:

wq

a BKv ,= =20

11,25 = 1,121 m

се усвојува а = 1130 mm, значи димен канал со квадратен попречен пресек 1130

x1130 mm. Стварната брзина на струење низ каналот изнесува:

22,

13,111,25

==a

qw BKv

stv = 19,67 m/s

2. Определување на потребната количина на вода за ладење на гасот

Се претпоставува дека целокупната доведена вода во колоната

испарува. Причината за претпоставката дека целата вода на температура од t =

20 ºС која е донесена во колоната испарува, е таа што бараната температура

на излезот од колоната изнесува t = 250 ºС. Овој процес се случува при

атмосферски притисок. Според равенката на топлинскиот биланс за колоната

следува:

izlwwmmpgmvlwwlmmpgm iqtcqiqtcq ,,2,,,,,1,,, ⋅+⋅⋅=⋅+⋅⋅

каде:

vlwi , = 84 kJ/kg - енталпијата на водата при р = 1 bar и t = 20 ºС, [4];

izlwi , = 2974,2 kJ/kg - енталпијата на прегреаната водена пареа при р = 1

bar и t = 250 ºC.

96

Масeниот проток на гасот изнесува:

Nvgm qq ,0, 3 ⋅⋅= ρ =3600

1000035,13 ⋅⋅ = 11,25 kg/s

каде што:

ρ0 = 1,35 kg/m3 - густината на гасот при нормални услови (зададена

вредност).

Потребната количина на вода за ладење на гасот се определува според

топлинскиот биланс за колоната, односно:

( )vlwizlw

mpgmwm ii

ttcqq

,,

21,,, −

−⋅⋅= = ( )

842,297425055045,125,11

−−⋅⋅ = 1,69 kg/s

в) Димензионирање на димниот канал од колоната до оџакот

Волуменскиот проток на гасот е:

BKvwvVKv qqq ,,, += = 4,06 + 25,11 = 29,17 m3/s

каде што:

06,4406,269,1,, =⋅=⋅= wwmwv vqq m3/s – волуменски проток на прегреаната

пареа;

406,2=wv m3/kg – специфичен волумен на прегреаната водена пареа за

р = 1 bar и t = 250 ºC, [4].

За препорачаната брзина на струење на гасот низ димниот канал (w = 20 m/ѕ)

следува:

wq

a VKv ,= =20

17,29 = 1,21 m



22,

3,117,29

==a

qw VKv

stv = 17,26 m/s

г) Определување на моќноста (снагата) на дувалката-вентилаторот

Прво потребно е да се определи падот на притисокот во цевководот.

Равенката за падот на притисокот во овој случај е:

IIdkcekv

I ppppwdLp =Δ+Δ−Δ−⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅Σ−

2

2

ρξλ

каде што:

97

aa

OAdekv ⋅

⋅=

⋅=

444 2

= a - еквивалентниот дијаметар;

Ip = 1 bar - апсолутниот притисок на излезот од печката I;

cpΔ = 180 Pa - пад на притисокот во циклонот;

kpΔ =200 Pa - пад на притисокот во колоната;

dpΔ , Ра - непознатата разлика на притисокот кој треба да го обезбеди

дувалката-вентилаторот.

Густината на гасовитите продукти од согорувањето изнесува:

TT0

0 ⋅= ρρ = 1,35273550

273+

⋅ = 0,448 kg/m3

каде што:

Т = t1 + 273 = 550+273 = 823 K – апсолутна температурата на гасот на

излезот од печката.

Густината на влажниот гас при температура t = 250 ºС изнесува.

06,411,2569,125,11

,,

,,

,

,

++

=+

+==

wvgv

wmgm

VKv

VKmvl qq

qqqq

ρ = 0,444 kg/m3

Падот на притисокот на делницата од печка I – до рачвата А

На делницата од печка I – до рачвата А постојат следните локални

отпори: колено (α = 90°) и рачва А (α = 30°). Коефициентот на локалниот отпор

на коленот и рачвата А изнесува:

Колено (α = 90°), R0 = 2·D следи ξk = 0,15 (Табела 7 во прилог). Според

Табела 8 (Прилог) се определуваат коефициентите на локалните отпори:

Рачва А (α = 30°) 2

2

2

2

92,065,0

==aa

AA pp = 0,499 ≅ 0,5 ; 5,0

92,065,0

2

2

2

2

===aa

AA BB

5,074,1637,8

,

, ===ABv

v

v

Bv

qq

QQ

следи pξ = 0 (прооден тек)

Падот на притисокот изнесува:

2

2

,stv

ekvAI

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


281,19448,015,0

65,02010045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

+⋅ = 196 Pa

Пад на притисокот на делницата од печка II - до рачвата А

На делницата од печката II – до рачвата А постои рачва како локален

отпор. Коефициентот на локалниот отпор (Заедно со коефициентот на отпорот

на коленото α = 120°), (Табела 8 во прилогот), изнесува:

98

Рачва (α = 30°) 2

2

2

2

92,065,0

==aa

AA pp = 0,499 ≅ 0,5 ; 5,0

92,065,0

2

2

2

2

===aa

AA BB

5,074,1637,8

,

, ===ABv

v

v

Bv

qq

QQ

следи Bξ = 0,5 (страничен тек)


2

2

,stv

ekvAII

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


281,19448,05,0

65,010045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 105 Pa

Падот на притисокот на делницата од рачвата А – до рачвата B

На делницата од рачвата А - до рачвата B како локален отпор е отпорот

на рачвата B. Коефициентот на локалниот отпор добиен е со тростепена

интерполација од (Табела 8 во прилогот), односно:

Рачва (α = 30°) 2

2

2

2

13,192,0

==aa

AA pp = 0,66 ; 33,0

13,165,0

2

2

2

2

===aa

AA BB

33,011,25

37,8,

, ===ABv

v

v

Bv

qq

QQ

следи pξ = 0,149 (прооден тек)


2

2

,stv

ekvBA

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


278,19448,0149,0

92,020045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 99 Pa

Падот на притисокот на делницата од печката III – до рачвата B

На делницата од печката III – до рачвата B постои рачвата како локален

отпор. Коефициентот на локалниот отпор (заедно со коленото α = 120°)

изнесува:

Рачва ( 030=α ) 2

2

2

2

13,192,0

==aa

AA pp =0,66 ; 33,0

13,165,0

2

2

2

2

===aa

AA BB

33,011,25

37,8,

, ===ABv

v

v

Bv

qq

QQ

следи pξ = 0,694 (страничен тек)


2

2

,stv

ekvBIII

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


281,19448,0694,0

65,010045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 122 Pa

Падот на притисокот на делницата од рачвата B – до колоната

На делницата од рачвата B – до колоната нема локален отпор, па падот

на притисокот изнесува:

99

2

2

,stv

ekvKB

wdLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


267,19448,00

13,120045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 69 Pa

Падот на притисокот од колоната – оџакот

Според задачата, вкупните локални отпори од колоната до оџакот

изнесуваат: ξΣ = 25. Според тоа, падот на притисок на оваа делница изнесува:

2

2

,stv

vlekv

OKw

dLp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


226,17444,025

3,128045,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 1717 Pa

Вкупниот пад на притисокот поради локалните отпори и триењето во


OKKBBAAItrlok ppppp ,,,,, Δ+Δ+Δ+Δ=Δ = 196 + 99 + 69 + 1717 = 2081 Pa

Урамнотежување на цевната мрежа

Ако се земе во предвид дека постои разлика помеѓу падовите на

притисокот, AIp ,Δ и BIIIp ,Δ потребно е да се определи разликата Δp во

праволиниските и страничните делови на рачвите.

1. Делници I - A и II – А:

Разликата на падовите на притисокот:

AIIAI ppp ,, Δ−Δ=Δ = 196 – 105 = 91 Pa

Коефициентот на локалниот отпор кој за дадените услови на струење прави пад

на притисок од 91 Ра:

2

2

stvB w

p⋅Δ⋅

=ρ

ξ = 281,19448,0912⋅⋅ = 1,03

За блендата со централно поставен отвор и за 03,1=Bξ следувa од (Табела 9

во прилог):

2

2

1

2 693,0ekv

B

dd

AA

==

каде што:

dekv = 650 mm - еквивалентниот дијаметар на делницата II - A.

Дијаметарот на отворот на блендата изнесува:

=⋅=⋅= 693,0650693,0ekvB dd 541,1 mm

2. Делници I - A, А - B и III - B

Разликата на падот на притисокот изнесува:

100

BIIIBAAI pppp ,,, Δ−Δ+Δ=Δ = 196 + 99 – 122 = 173 Pa

Коефициентот на локалниот отпор кој за дадените услови на струење прави пад

на притисок од 173 Ра:

2

2

stvB w

p⋅Δ⋅

=ρ

ξ = 281,19448,01732⋅⋅ = 1,97

За блендата со централно поставен отвор и за 97,1=Bξ следува:

2

2

1

2 6025,0ekv

B

dd

AA

==

каде што:

ekvd = 650 mm - еквивалентниот дијаметар на делницата III - B.

Дијаметарот на отворот на блендата:

=⋅=⋅= 6025,06506025,0ekvB dd 504,5 mm

Потребниот пад на притисокот кој треба да го оствари оџакот:

=Δ+Δ+Δ=Δ trlokkc pppp ,0 180 + 200 + 2081 = 2461 Pa

Снагата на електромоторот изнесува:

=⋅

=⋅Δ

=6,0

17,292461,0

ηVKvqp

P 119650 W

каде што:

η = 0,6 – коефициент на полезно дејство на дувалката-вентилаторот

Се освојува електромотор со снага:

P = 120 kW

101

Задача 4.3. Во колоната за ладење на гасот се доведува 10500 Nm³/h гас со

температура од 600 ºС. Гасот се лади на температура од 350ºС со помош на

вода со температура од 20 ºС. Густината на гасот при нормални услови е 1,30

kg/m3, a специфичниот топлотен капацитет кој може да се земе како средна

вредност за разгледуваниот интервал на температури изнесува 4,24 kJ/kgK.

Гасот преку дувалки - вентилатори, од кои едниот работи а вториот е

резерва, се носи во постројката за понатамошна обработка.

Должината на каналот помеѓу колоната и вентилаторите е 10 метри

(локалните отпори се Σξvsis = 4), должината на каналот од дувалките -

вентилаторите преку циклонот до постројката е 150 метри (локалните отпори

изнесуваат Σξpot = 16), а падот на притисокот во циклонот е 0,25 bar.

Коефициентот на триење во каналот е 0,1. Специфичната енергија (напорот)

на дувалката - вентилатор изнесува 0,8 bar, а притисокот на влезот во

производниот објект за понатамошна преработка треба да се одржува помеѓу

0,1 до 0,2 bar. Надпритисокот на излезот од колоната е ± 0 bar.

а) да се нацрта шемата за постројката со oзначени регулациони кругови и


б) дали може да се одржи условот за надпритисок во производниот објект

и да се димензионира всисниот и потисниот канал на чадните гасови?

в) да се определи ангажираната снага на електромоторите на

вентилаторите, ако коефициентот на полезно дејство е 0,66;

г) ако вредноста на инвестицијата во објектот изнесува 840.000 дeнари,

колкава е вредноста на главниот машински проект, а колкава е вредноста

само на идејниот машински проект?

Решение: а) Шемата на колоната за ладење на гасот е дадена на Сл. 4.3.

б) Димензионирање на всисниот и потисниот канал на чадните гасови

Материјалниот и топлинскиот биланс за колоната гласи:

102

1,,2,1,, gmispmgmgmwm qqqqq +==+

2,0,0350,1,0,0,, 0 tcqiqtcqtcq gpvCispmgpvwwpwm ⋅⋅⋅+⋅=⋅⋅⋅+⋅⋅ ρρ

Ако се земе во обзир дека во тековниот процес целата количина на вода

испарува (qm,w = qm,isp), масениот проток на водената пареа може да се

определи од топлинскиот биланс, односно:

wwpCgpvispm tci

ttcqq⋅−

−⋅⋅⋅=

,350

21,0,0,

0

ρ = 1,3·20182,43,3175

35060024,43600

10500⋅−

−⋅⋅ = 1,3 kg/s

каде што:

Ci 0350 = 3175,3 kJ/kg – енталпија на прегреаната водена пареа на t = 350

ºС и p = 1 bar, [4];

wpc , = 4,182 kJ/kg – специфичен топлински капацитет на водата на

температура t = 20º C, [4].

Волуменскиот проток на гасот на температура t = 350ºС изнесува:

0

20,2, T

Tqq vgv ⋅= = 273

3502733600

10500 +⋅ = 6,66 m3/s

според тоа следува дека вкупниот волуменски проток на гас на излезот од

колоната:

Cispmgvgv vqqq 0350,2,, ⋅+= = 6,66 + 1,3·2,871 = 10,39 m3/s

каде:

Cv 0350 = 2,871 m3/kg – специфичeн волумен на прегреаната пареа, t = 350

ºC и р = 1 bar, [4].

Вкупниот пад на притисокот од колоната до постројката е:

cpotvsisVK pppp Δ+Δ+Δ=Δ

каде што:

vsispΔ , Ра - пад на притисокот на всисниот дел на каналот;

potpΔ , Ра - пад на притисокот на потисниот дел на каналот;

cpΔ = 0,25 bar – пад на притисокот во циклонот.

Густината на гасот кој струи низ димните канали:

gv

gmispmg q

qq

,

1,, +=ρ =

39,103600

105003,13,1 ⋅+ = 0,49 kg/m3

103

Сл. 4.3. Шема на колона за ладење на гас

104

1. Всисен дел на каналот

За усвоената брзина на струење на чадните гасови w = 15 m/s, може да

се пресмета димензијата на каналот со квадратен попречен пресек:

wq

a gv ,= = 15

39,10 =0,832 m



22,

, 84,039,10

==aq

w gvvsisstv = 14,72 m/s

Падот на притисокот во всисниот дел на каналот изнесува:

2

2vsis

gvsisvsis

vsisw

dL

p ⋅⋅⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ Σ+⋅=Δ ρξλ = 272,1449,04

84,0101,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 276 Pa

2. Потисен дел на каналот

Зa усвоената брзина на струење на чадните гасови w = 20 m/s, може да

се определи димензијата на каналот со квадратен попречен пресек:

wq

a gv ,= = 20

39,10 =0,721 m



22,

, 73,039,10

==aq

w gvpotstv = 19,5 m/s

Падот на притисокот во потисниот дел на каналот изнесува:

2

2pot

gpotpot

pot

wd

Lp ⋅⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝


25,1949,016

73,01501,0

2

⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅ = 3405 Pa

Според тоа, вкупниот пад на притисок од колоната до постројката изнесува:

cpotvsisVK pppp Δ+Δ+Δ=Δ =276 + 3405 + 0,25·105 = 28681 Pa

Надпритисокот на влезот во производниот објект изнесува:

VKvent ppp Δ−Δ=Δ = 0,8·105 – 0,28·105 = 0,52 bar

каде што:

=Δ ventp 0,8 bar - Специфична енергија (напор) на дувалката-

вентилаторот.

105

Значи, не може да се одржи условот за надпритисок на влезот во производниот

објект. Тоа може да се оствари со помош на соодветен регулационен уред.

в) Oпределување на снагата на електромоторот на вентилаторот

Ангажираната снагата на електромоторот на дувалката - вентилатор

изнесува:

ηVKgv pq

PΔ⋅

= , = 66,02868139,10 ⋅ = 451508 W = 451,51 kW

каде што:

η = 0,66 - коефициентот на полезно дејство на електромоторот

г) Oпределување на вредноста на идејниот и главниот машински проект

Бидејќи вредноста за инвестиција за оваа постројка изнесува 840000

денари, а постројката припаѓа на втора класа на енергетски објекти и постројки

(Табела П.2 во прилог). Бидејќи е во прашање постројка за припрема и развод

на гасовити медиуми, вредноста за изработка на главниот машински проект би

била:

pC proektmas ⋅= 840000, = 840000·0,0488125 = 41000 DEN

каде што:

p - процентот за изработка на технолошката-проектна документација

(Табела П.2 во прилогот). Вредноста се добива со линеарна

интерполација на вредностите дадени во табела:

( ) ( )21

1211 CC

CCpppp−

−⋅−−= = 5 - ( ) ( )

76400010200007640008400006,45

−−⋅− = 4,88125 %

Вредноста за изработка на идејниот проект е 15 - 35% од Cmas,proekt, а

доколку се работи само идејниот проект вредноста се зголемува за 30% и

изнесува:

proektmasproektideen CC ,, 3,13,0 ⋅⋅= = 0,3·1,3·41000 ≅ 16000 DEN

106

Задача 4.4. Во индустриска печка согорува 1100 Nm3/h природен гас. Гасот

доаѓа до мерно - регулациската станица пред печката со надпритисок од 3 bar,

а после редукцијата, надпритисокот пред влезот во горилникот изнесува 300

mbar. На низок притисок се врши регулација на притисокот, протокот и мерење

на протокот.

На излезот од печката издувните гасови имаат температура од 500 ºC, а

вкупно се ствараат гасови на согорувањето 15 Nm3/Nm3 природен гас.

Издувните гасови поминуваат низ котелот утилизатор (разменувач на топлина),

во кој се внесува напојна вода со температурa од 105 ºC, а при тоа се добива

сувозаситена водена пареа со апсолутен притисок од 3 bar. Издувните гасови

се ладат во котелот - утилизатор на 80 ºC и со помош на вентилаторот преку

димните канали се исфрлаат во оџакот.



б) Да се димензионира цевководот за гас и да се определи колкава

грешка би се направила во мерењето на протокот ако се занемари

температурата на која природниот гас се наоѓа, а која изнесува

приближно 30 ºC ? в) Да се определи количината на произведена пареа ако се земи дека

средниот специфичен топлотен капацитет на издувните гасови изнесува

1,45 kJ/m3K на разгледуваната температура;

г) Да се димензионираат издувните канали со квадратен попречен

пресек.

Решение:

а) Шемата на постројката опишана погоре прикажана е на Сл. 4.4.

б) Димензионирање на цевководот за природен гас

1. Делница на цевководот до редуцир-станицата.

Волуменскиот проток на природен гас изнесува:

0

1

1

00,1, T

Tppqq vv ⋅⋅= =

273303

104101

36001100

5

5

⋅⋅⋅

⋅ = 0,0848 m3/s

каде што:

0,vq = 1100 Nm3/h - волуменски проток на гасот во нормални услови;

107

273301 +=T = 303 K - апсолутна температура на природниот гас;

1p = 1 + 3 = 4 bar - апсолутен притисок на природниот гас пред редуцир

станица.


π⋅⋅

=w

qd v 1,

1

4 =

π⋅⋅20

0848,04 = 0,0734 m = 73,4 mm

каде што:

w = 20 m/s – усвоена брзина на струење на природниот гас во цевководот



струењето во всисниот дел на цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 21,

1,1,

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23105,82

0848,04 = 15,86 m/s

2. Делница на цевководот од редуцир-станицата до горилникот

0

1

2

00,2, T

Tppqq vv ⋅⋅= =

273303

103,1101

36001100

5

5

⋅⋅⋅

⋅ = 0,261 m3/s

каде што:

p2 = 1 + 0,3 = 1,3 bar - апсолутен притисок на гасот после редуцир -

станицата.


π⋅⋅

=w

qd v 2,

14

= π⋅

⋅20

261,04 = 0,129 m = 129 mm

каде што:


Се усвојува цевка ND125 (Ø139,7 x 4 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот


струењето во потисниот дел на цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 22,

2,2,

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23107,131

261,04 = 19,16 m/s

108


109

3. Определување на грешките при мерењето

Ако се занемари дека природниот гас се наоѓа на температура од t = 30

ºC, волуменскиот проток на гасот би изнесувал:

2

00,

'2, p

pqq vv ⋅= = 5

5

103,1101

36001100

⋅⋅

⋅ = 0,235 m3/s

релативната грешка изнесува :

261,0235,0261,0

2,

'2,2, −=

−=

v

vv

qqq

ε = 0,0996 = 9,96%

в) Определување на количината на произведена сувозаситена водена пареа

Волуменскиот проток на чадните гасови во нормални услови:

0,0,,, 15 vgascadv qq ⋅= = 15·1100 = 16500 Nm3/h = 4,583 Nm3/s

каде што:

0,vq = 1100 Nm3/h - волуменски проток на природниот гас.

Бидејќи чадните гасови доаѓаат со температура tg = 500 ºC, волуменскиот

проток ќе биде:

0

00,,,,, T

Tppqq g

ggascadvgascadv ⋅⋅= =

273273500

103,1101583,4 5

5 +⋅

⋅⋅

⋅ = 9,98 m3/s

Топлинскиот биланс на котелот - утилизатор: ''

,2,,,,,1,,,, ppmcadgaspgascadvwwpwmgascadpgascadv iqtcqtcqtcq ⋅+⋅⋅=⋅⋅+⋅⋅

( ) ( )wwpppmgascadpgascadv tciqttcq ⋅−⋅=−⋅⋅ ,''

,21,,,,

каде што:

gascadpc ,, = 1,45 kJ/m3K - специфичен топлински капацитет на чадните

гасови;

wpc , = 4,2225 kJ/kgK - специфичен топлински капацитет на водата на

температура t =105 ºC; ''

pi = 2725,5 kJ/kg - енталпија на сувозаситена водена пареа при притисок

p = 3 bar [4].

110

Бидејќи целата количина на водата испарува во процесот, од

топлинскиот биланс на котелот - утилизатор се добива количината на

произведената водена пареа.

( )wwpp

gascadpgascadvpm tci

ttcqq

⋅−−⋅⋅

=,

''21,,,,

, = ( )1052225,45,27258050045,198,9⋅−−⋅⋅ = 2,66 kg/s

г) Димензионирање на димниот канал со квадратен попречен пресек.

Површината на каналот за чадните гасови изнесува:

A = w

q kanv dim,, = 1598,9 = 0,6653 m2

каде:

w = 15 m/s – усвоена брзина на струење на чадните гасови во

цевководот.

Димензијата на страната на каналот изнесува:

Aa = = 6653,0 = 0,816 m = 816 mm

Се усвојува: a = 820 mm, димниот канал е со квадратен попречен пресек

820x820 mm. Стварната брзина на струење низ каналите изнесува:

2dim,,

aq

w kanvstv = = 282,0

98,9 = 14,84 m/s

111

Задача 4.5. Во една индустриска печка согорува 1000 Nm3/h природен гас.

Притисокот на гасот на доводот до редуцир - регулациониот вентил изнесува 4

bar. Пред горилникот на печката треба да се обезбеди надпритисок од 200

mbar. Температурата на гасот е 26 ºC, а густината во нормални услови

изнесува 0,90 kg/Nm3. На доводот на гасот се наога еден блок - вентил кој го

затвора доводот на гасот во случај на гаснење на пламенот во печката.

Вкупната количина на продукти од согорувањето на излезот од печката

изнесува 11 Nm3/Nm3, а на излезната прирабница на одводот на чадните гасови

надпритисокот на продуктите од согорувањето е 0 Pa. Температурата на

чадните гасови е 350 ºC , а густината при нормални услови е 1,3 kg/Nm3.



б) Да се димензионира цевководот за гас;

в) Да се димензионира каналот за димни гасови така да нема потреба за

вградување на вентилатор за чадните гасови. Дали во тој случај

задоволува висината на оџакот од 22 m и дијаметар од 1 m?

Растојанието измеѓу печката и оџакот е 20 m. Коефициентот на триење

во каналите изнесува λ =0,04, а во оџакот λ =0,02.

г) Да се определи вредноста за изработка на идејниот и главниот

машински проект на оваа постројка ако вредноста на постројката

изнесува 3460000 денари.

Решение:

а) Шема на индустриска печка која согорува гас е прикажана на Сл. 4.5.

б) Димензионирање на цевковод за гас

1. Делница на цевководот до редуцир - регулациониот вентил

Волуменски проток на природен гас изнесува:

0

1

1

00,1, T

Tpp

qq vv ⋅⋅= = 273299

104101

36001000

5

5

⋅⋅⋅

⋅ = 0,076 m3/s

каде што :

0,vq = 1000 Nm3/h - волуменски проток на гасот во нормални услови;

273261 +=T = 299 K - температура на природниот гас.

112

Сл. 4.5. Шема на индустриска печка на природен гас – Задача 4.5.

113

1p = 4 bar - апсолутен притисок на природниот гас пред редуцир станица.


π⋅⋅

=w

qd v 1,

1

4 =

π⋅⋅20

076,04 = 0,0695 m = 69,5 mm

каде што:


Се усвојува цевка ND65 (Ø76,1 x 2,9 mm), Табела 3 (Прилог). Внатрешниот


струењето во всисниот дел на цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 21,

1,1,

4

vn

vstv d

qw =

( ) π⋅⋅

⋅− 23103,70

076,04 = 19,58 m/s

2.Делница на цевководот од редуцир вентилот до горилникот

Волуменскиот проток на природниот гас изнесува:

0

1

2

00,2, T

Tppqq vv ⋅⋅= =

27327326

102,1101

36001000

5

5 +⋅

⋅⋅

⋅ = 0,253 m3/s

каде што:

2,012 +=p = 1,2 bar - апсолутен притисок на природниот гас зад редуцир

станица.


π⋅⋅

=w

qd v 2,

24

= π⋅

⋅20

253,04 = 0,127 m = 127 mm

каде што:


Се усвојува цевка ND125 (Ø139,7 x 4 mm), (Табела 3 во прилогот). Внатрешниот


струењето во потисниот дел на цевководот изнесува:

π⋅⋅

= 22,

2,2,

4

vn

vstv d

qw = ( ) π⋅⋅

⋅− 23107,131

253,04 = 18,5 m/s

в) Определување на димензиите на каналот за чадни гасови

Според поставената задача, вентилатор за чадните гасови не постои,

односно притисокот на вентилаторот е еднаков на 0 (Δpventilator = 0). Врз основа

на тоа следи равенката:

odzgeodkan ppp Δ+Δ−Δ dim, = 0

114

каде што:

kanalpdim,Δ , Pa - пад на притисокот во димниот канал поради триењето

(локалните отпори не постојат, бидејќи се работи за права делница);

geodpΔ , Pa - влечењето на оџакот (пад на притисокот поради геодетската

висина);

odzpΔ , Pa - пад на притисокот поради триење во оџакот и пад на

притисокот предизвикан од струењето на чадните гасови во оџакот.

Густина на чадните гасови на температура t = 350 °C:

2733502733,10

0 +⋅=⋅=

TT

ρρ = 0,57 kg/m3

При температура од t = 20°C густината изнесува:

273202733,1*

00

*

+⋅=⋅=

TT

ρρ = 1,21 kg/m3

каде што:

0ρ = 1,3 kg/m3 - густина на чадните гасови при нормални услови.

Волуменски проток на чадните гасови при нормални услови:

0,0,, 11 vcadv qq ⋅= = 11·1000 = 11000 Nm3/h = 3,055 Nm3/s каде што:

0,vq = 1000 Nm3/h - волуменски проток на природниот гас.

Температурата на чадните гасови 350=gt °C, па според тоа

волуменскиот проток ќе биде:

0

00,,, T

Tppqq g

gcadvcadv ⋅⋅= =

273273350

104101055,3 5

5 +⋅

⋅⋅

⋅ = 6,97 m3/s

Брзината на чадните гасови на излезот од оџакот изнесува:

π⋅⋅

= 2,4

odz

cadvizlez d

qw =

π⋅⋅21

97,64 = 8,87 m/s

Падот на притисокот (природна промаја на оџакот) според геодетската

висина изнесува:

2281.9)57,021,1()( * ⋅⋅−=⋅⋅−=Δ Hgpgeo ρρ = 138,125 Pa каде што: H = 22 m - висина на оџакот.

Падот на притисокот во оџакот поради триењето изнесува:

287,821,1)1

12202,0(

2)1(

22* ⋅⋅+⋅=⋅⋅+⋅=Δ izlez

odzodzodz

wdHp ρλ = 68,5 Pa

каде што:

115

odzd = 1 m - дијаметар на оџакот;

odzλ = 0,02 - коефициент на триење во оџакот.

Според тоа, падот на притисокот во димните канали треба да изнесува:

odzgcokanal ppp Δ−Δ=Δ dim, = 138,125 – 68,5 = 69,625 Pa ≅ 70 Pa

Падот на притисокот во димните канали изнесува:

2

2

dim,w

dLpekv

kanal ⋅⋅⋅=Δ ρλ

од каде за усвоената брзина на струење на димниот гас (w = 15 m/s) се добива

еквивалентен дијаметар на димните канали:

2

2

dim,

wp

Ldkanal

ekv ⋅⋅Δ⋅= ρλ = 0,04

21557,0

7020 2

⋅⋅⋅ = 0,7328 m

Еквивалентниот дијаметар на каналот е еднаков на страната на каналот со

квадратен попречен пресек:

aaa

OAdekv =

⋅⋅

=⋅

=444 2

, m

се усвојува a = 735 mm , квадратниот попречен пресек на димните канали е

735x735 mm.

г) Определување на вредноста на идејниот и главниот машински проект

Поради тоа што инвестиционата вредност на оваа постројка е 3.460.000

денари, а постројката припаѓа на втора класа енергетски објекти и постројки

(П.2 во прилогот), бидејќи во прашање е постројка за подготвување и развод на

гасовити супстанции, вредноста за изработка на главниот машински проект би

изнесувала:

pC proektmas ⋅= 3460000, = 3460000·0,03385 = 117121 DEN

Каде што:

p - процентот за изработка на технолошко - проектна документација

(Табела П.2 во прилогот). Вредноста се добива со линеарна

интерполација на вредностите дадени во табела:

( ) ( )21

1211 CC

CCpppp−

−⋅−−= = 3,6 - ( ) ( )

25500003820000255000034600003,36,3

−−⋅− = 3,385 %

Вредноста на идејниот проект е 15 - 35% од Cmas,proekt, а доколку се

работи само идејниот проект вредноста се зголемува за 30% и изнесува:

proektmasproektideen CC ,, 3,13,0 ⋅⋅= = 0,3·1,3·117121 ≅ 45677 DEN

117

ПРИЛОГ

119

Edinici za pritisok vo razni sistemi na merki Edinica bar at atm mm Hg mm VS 1 bar=1N/m2 1 1,0197 0,9869 750,06 10197 1at=1kp/cm2 0,98067 1 0,9678 735,56 10000 1atm=760 mm Hg 1,01325 1,0332 1 760 10332 1 mm Hg=1 Torr 0,00133 0,00136 0,00132 1 13,6 1 mmVS=1 kp/m2 0,0000981 0,0001 0,000097 0,07356 1 Edinici za dinami~ka vizkoznost vo razni sistemi na merki Edinica N⋅s/m2 kp⋅s/m2 P (Poise) 1 N⋅s/m2 1 0,10197 10 1 kp⋅s/m2 9,807 1 98,07 1 P (Poise) 0,1 0,010197 1 Edinici za kinematska vizkoznost vo razni sistemi na merki Edinica m2/s St cSt 1 m2/s 1 10000 1000000 1 St=1 cm2/s 0,0001 1 100 1 cSt 0,000001 0,01 1 Edinici za energija vo razni sistemi na merki Edinica J kp⋅m cal 1 J = 1N⋅m = W⋅s 1 0,102 0,239 1 kp⋅m 9,81 1 2,34 1 cal 4,1888 0,427 1 1 Wh 3600 367 860 860⋅1 kWh 3600⋅103 367⋅103 860⋅103 1 kcal 4188,8 427 1000 Edinici za snaga vo razni sistemi na merki Edinica W kp⋅m/s cal/s 1 W = 1J⋅s 1 0,102 0,239 1 kp⋅m/s 9,81 1 2,34 1 cal/s 4,1888 0,427 1 1kW 1000 102 239 1 KS 736 75 175,9 1 kcal/s 4188,8 427 1000

120

Molarni specifi~ni toplini i odnos na molarnite specifi~ni toplini ( )vp cMcM ⋅⋅=κ , na idealnite gasovi (spored kineti~kata terija na

gasovite). Tabela 1.

(M·cp) (M·cv) IDEALEN GAS J/kmol·K kcal/kmol·

K J/kmol·K kcal/kmol·K

κ -

Ednoatomni 12,5 3 20,8 5 1,67 Dvoatomni 20,8 5 29,1 7 1,40 Troatom, i pove}eatomni 29,1 7 37,4 9 1,28 Fizi~ki osobini na nekoi idealni gasovi

Tabela 2 G A S M·103

kg/mol R

J/kg·K cp

kJ/kg·K cv

kJ/kg·K κ -

Acetilen C2H2 26 320 1,44 1,12 1,28 Amonijak NH3 17 489 2,20 1,71 1,28 Argon Ar 40 208 0,52 0,31 1,67 Azot N2 28 297 1,04 0,74 1,40 Benzol C6H6 78 107 0,48 0,37 1,28 Butan C4H10 58 143 0.64 0,50 1,28 Etan C2H6 30 277 1,25 0,97 1,28 Etilen C2H4 28 237 1,34 1,04 1,28 Etilhlorid C2H5Cl 64,5 129 0,58 0,45 1,28 Helijum He 4,0 2078 5,20 3,12 1,67 Hlorovodorod HCl 36,5 228 0,80 0,57 1,40 Kislorod O2 32 260 0,91 0,65 1,40 Metan CH4 16 520 2,34 1,82 1,28 Metilhlorid CH3Cl 50,5 165 0,74 0,58 1,28 Neon Ne 20 416 1,04 0,62 1,67 Ozon O3 48 173 0,78 0,61 1,28 Pentan C5H12 72 115 0,52 0,40 1,28 Propan C3H8 44 189 0,85 0,66 1,28 Sulfurdvooksid SO2 64 130 0,58 0,45 1,28 Sulfurvodorod H2S 34 244 1,10 0,86 1,28 Jaglerod dvooksid CO2 44 189 0,85 0,66 1,28 Jaglerod monoksid CO 28 297 1,04 0,74 1,40 Vozduh - 29 287 1,00 0,72 1,40 Vodorod H2 2 4157 14,55 10,40 1,40 P1. Ma{inski proekti za energetski objekti i postrojki a) Utvrduvawe na investicionite vrednosti. Vkupnata investiciona vrednost na enertgetskite objekti, koja sluì kako parametar za utvrduvawe na normativot i procenkata, e sostavena od tro{kovite za nabavka na opremata, uredite, postrojkite, elementite i materijalot, tro{kovi za transport, eventualno za carina i drugi tro{kovi, tro{kovi za montaà, antikorozivna za{tita, ispituvawe i se drugo {to ja pravi investicionoto vloùvawe vo izgradbata na konkretniot objekt, odnosno postrojka. Vo predvid doa|a se ona {to e predvideno so ma{inskiot

121

proekt, vrz baza na koe se, zaedno so drugata dokumentacija , dobiva grade`nata dozvola. b) Klasifikacija na objektite. Prva klasa - toplovodni kotlari za centralno greewe - vrelovodni kotlari i kotlari na termalno maslo za centralno greewe

Vtora klasa - parni kotlari (tip na paket) so soodvetnata oprema i pripremata na voda - razvodnata mreà za toplificirawe na naselbata - kompresorski stanici za komprimirawe na vozduh i gas - pumpni stanici za op{ta namena - postrojki za priprema, skladirawe i razvod na gasni i te~ni mediumi Treta klasa - parni kotlari so kotli od klasi~na izrabotka (ne od tipot paket) - mali industriski toplani i energani - specifi~ni postrojki za priprenawe, skladirawe i razvod na gasni i te~ni mediumi (peralni za ali{ta, centralni kujni, bolni~ki sterilizacii, razvod vo sloèni gradski uslovi, razvod vo sloèni industriski uslovi) - specifi~ni pumpni stanici 9visokopritisni, za cirkulacioni sistemi) - komplicirani ventilaciski uredi vo industrijata i objekti za javni nameni, odnosno za posebni uslovi na rabota kako {to se ventilacii za kujni i restotorani, ventilaciski uredi za akumulatorski stanici, ventilaciski uredi vo industrijata za boji i lakovi, ventilacija na farbara, ventilacija vo petrohemiskata industrija itn. - pnevmatski tarnsport êtvrta klasa - golemi i sloèni industriski toplani i energani - termoelektrani i hidroelektrani - toplinski uredi za tehnolo{ki procesi - ladilni uredi za ladewe i tehnolo{ki procesi - posebni konstrukcii na kotlari i elektrani od kontenerki tip koga posebno se konstruiraat za nekoja lokacija - postrojki za proizvostvo na kislorod so golem kapacitet - postrojki za odsisuvawe na vozduhot, odnosno pnevmatski transport vo industrijata i pri posebni uslovi na rabota (uredi za otpra{uvawe, lokalno odsisuvawe na {tetni gasovi itn.) - postrojki za sloèna klimatizacija na objekti od visoka gradba, kako teatri, koncertni sali, televizija, robni ku}i itn. Nadvor od klasata - nadvor od klasata se onie objakti koi na se nazna~eni vo niedna od predhodno navedenite klasi. v) Osnovni tabeli za normativot i procenkata Normativ za izrabotka na TPD za energetski objekti i postrojki Tabela P.1

koeficient KLASA

m n

I 0,00293

0,757

II 0,00477

0,741

III 0,00786

0,736

IV 0,0183 0,715

Nekoreg. inv vrednost (V) vo iljada indeksni poeni

Norma-saati 5100 18 24 38 69

10000 30 40 63 113 20000 51 68 104 185

122

36000 78 102 158 277 51000 102 133 205 357 76000 139 180 276 477

102000 172 223 341 586 153000 234 301 460 783 255000 345 439 670 1128 382000 469 593 903 1507 509000 583 734 1115 1851 764000 793 991 1503 2474

1020000 986 1226 1858 3039 1530000 1340 1653 2504 4061 2550000 1972 2418 3646 5851 3820000 2681 3265 4914 7818 5090000 3333 4041 6073 9604 7640000 4531 5458 8185 12834

10180000 5633 6754 10115 15765 15280000 7657 9121 13633 21067 25460000 11272 13318 19855 30354

Procenti za izrabotka na TPD za energetski objekti i postrojki Tabela P.2

koeficient KLASA

m n

I 219

0,243

II 360

0,259

III 600

0,265

IV 1384 0,285


Procenti za presmetka (p) 5100 13,3 18,3 - -

10000 11,3 15,3 - - 20000 9,5 12,7 19,7 - 36000 8,3 11,0 17,0 29,9 51000 7,6 10,1 15,4 27,0 76000 6,9 9,1 13,9 24,0

102000 6,4 8,4 12,8 22,1 153000 5,8 7,6 11,5 19,7 255000 5,2 6,6 10,1 17,1 382000 4,7 6,0 9,0 15,2 509000 4,4 5,5 8,4 14,0 764000 4,0 5,0 7,5 12,5

1020000 3,7 4,6 7,0 11,5 1530000 3,3 4,2 6,3 10,2 2550000 2,9 3,6 5,5 8,8 3820000 2,7 3,3 4,9 7,9 5090000 2,5 3,1 4,6 7,3 7640000 2,3 2,7 4,1 6,5

10180000 2,1 2,5 3,8 6,0 15280000 1,9 2,3 3,4 5,3 25460000 - 2,0 3,0 4,6

g) Utvrduvawe na normativ i procentot za poedini fazi na proektirawe

1) Goleminite vo osnovnite tabeli (tabela P.1 i tabela P.2) se podeleni na poedini fazi na proektirawe:

123

- idejni proekt 15 ÷ 35% - proekt za dobivawe za grade`na dozvola i za izveduvawe na rabotite 65 ÷ 85%. 2) Ako nara~atelot na dogovorot so izveduva~ot e dogovoren samo za edna faza na proektirawe, osnovnite norma-saati odnosno procenti, utvrdeni za taa faza vo to~ka 1) se zgolemuvaat za 30%. d) Ostapuvawa i primedbi 1) Norma-satite i procentite utvrdeni prema to~ka g) se menuvaat vo slednite slu~ai: - koga vo ramkite na izrabotkata na idejniot proekt izrabotuvaat studii za nekoja sloèna energetska postrojka vo industrijata za toplifikacija na naselenite mesta, zgolemuvaweto iznesuva 15 ÷ 50%. 2) Objektite nadvor od klasata se kalkuliraat po op{tata metoda. 3) Vo sodrìnata na ovie uslugi ne se vklu~eni: - rabotilni~kata dokumentacija za iarabotka na opremata, uredite, elementite i sl. - izrabotka na "rekvizicija" za proizvoditelot na opremata, kako i izrabotka na druga dokumentacija za sli~ni nameni. - izrabotka na izometrija na instalacijata. - projektanski nadzor vo tekot na izveduvaweto na rabotite - inènersko-tehni~ki uslugi vrzani za nabavka na opremata, dogovarawe i izveduvawe na rabotite - izrabotka na eleborati za inspektorskite organi - u~estvo vo ispituvawe i pu{tawe vo rabota - izrabotka na napastvie za rakuvawe i odrùvawe. P2. Proekti na ma{inski instalacii i uredi a) Utvrduvawe na investicionite vrednosti. Vkupnata investiciona vrednost na ma{inskite instalacii i uredi e sostavena od vrednosta na opremata, materijalot so montaà i izrabotka, odnosno tro{kovi za ispituvawe, antikorozivna za{tita i ostanato, za instalaciite i uredite za koi kako celina se formira proektni eleborat. Vo predvid doa|a se ona {to e predvideno so proektot, vrz baza na koe se, zaedno so drugata dokumentacija vo sklopot na tehni~kata dokumentacija, dobiva grade`nata dozvola. b) Klasifikacija na objektite. Prva klasa - centralno greewe na stambenite objekti - centralno greewe na objektite vo industrijata koi imaat op{ta namena (pogonski zgradi, magacini i dr.) Vtora klasa - centralno greewe na reprezentativni i sloèni objekti (bolnici, hoteli, biblioteki i sl.) - centralno greewe na industriski objekti bez izbor na na~inot na greewe (vrela voda, topla voda, parea, vozduh gas, i sl.), ako na se baraat specifi~ni re{ewa. - ventilacioni instalacii vo industrijata i objektite od op{ta namena za voobi~aeni re{enija. - dalekovodi za energetskite mediumi (toplovodi, parovodi, gasovodi i sl.)

124

Treta klasa - specifi~ni re{enija na insatlaciite za greewe so vozduh i gas vo objektite (na pr. vo laboratoriite) - specifi~ni re{enija na ventilacioni instalacii. - ednostavni niskopritisni gradski gasni mreì. êtvrta klasa - instalacija na klimatizacija - instalacija na panelno greewe - visokopritisni gasni mreì - stabilni protivpoàrni instalacii i uredi. -instalacii i uredi za neutralizacija i ostranuvawe na {tetnite materii. Nadvor od klasata - nadvor od klasata se specificiraat onie instalacii koi nese nazna~eni vo nekoj od predhodnite klasi, kako i insatlacii ~ija investiciska vrednost e premala vo odnos na goleminata na rabotata pri proektiraweto. v) Osnovni tabeli na normativite i procentite Normativ za izrabotka na TPD za ma{inski instalacii i uredi Tabela P.3

koeficient KLASA

m n

I 0,00367

0,758

II 0,00464

0,756

III 0,00848

0,739

IV 0,0201 0,710


Norma-saati 5,1 23 28 42 71 10 38 47 70 117 20 65 80 117 191 36 99 122 177 284 51 130 159 230 366 76 176 217 311 488

102 219 269 384 598 153 298 366 519 798 255 439 538 757 1147 382 597 731 1021 1529 509 742 909 1263 1876 764 1010 1235 1704 2502

1020 1256 1535 2108 3069 1530 1707 2086 2844 4092 2550 2515 3069 4149 5881 3820 3419 4169 5598 7843 5090 4253 5182 6925 9620 7640 5783 7041 9344 12830

10180 7192 8752 11557 15737 Procenti za izrabotka na TPD za ma{inski instalacii i uredi Tabela P.4

koeficient KLASA

m n

I 276

0,242

II 345

0,243

III 640

0,261

IV 1521 0,291


Procenti za presmetka (p) 5,1 17,0 21,0 - - 10 14,4 17,8 - -

125

20 12,2 15,0 22,1 - 36 10,6 13,1 19,1 - 51 9,7 12,0 17,4 27,3 76 8,8 10,9 15,6 24,3

102 8,2 10,2 14,5 22,3 153 7,5 9,2 13,1 19,8 255 6,6 8,1 11,4 17,1 382 6,0 7,4 10,3 15,2 509 5,6 6,9 9,5 14,0 764 5,1 6,2 8,6 12,4

1020 4,7 5,8 8,0 11,4 1530 4,3 5,3 7,2 10,1 2550 3,8 4,6 6,3 8,7 3820 3,4 4,2 5,6 7,8 5090 3,2 3,9 5,2 7,1 7640 2,9 3,6 4,7 6,4

10180 2,7 3,3 4,4 5,8 g) Utvrduvawe na normativ i procentot za poedini fazi na proektirawe

1) Goleminite vo osnovnite tabeli (tabela P.3 i tabela P.4) se podeleni na poedini fazi na proektirawe: - idejni proekt 20 ÷ 40% - proekt za dobivawe za grade`na dozvola i za izveduvawe na rabotite 60 ÷ 80%. 2) Ako nara~atelot na dogovorot so izveduva~ot e dogovoren samo za edna faza na proektirawe, osnovnite norma-saati odnosno procenti, utvrdeni za taa faza vo to~ka 1) se zgolemuvaat za 30%. d) Ostapuvawa i primedbi 1) Norma-satite i procentite utvrdeni prema to~ka g) se menuvaat vo slednite slu~ai: - pri proektirawe na sekundarni razvodi, odnosno razvodi po ma{inite, se zgolemuva vrednosta za 50 ÷ 100% - pri rekonstrukcija na postoe~kite instalacii, odnosno koga del od postoe~kite instalacii se zadrùva, a se dodavanov del, se zgolemuva vrednosta za 25 ÷ 50% - ako grade`noto, odnosno arhitektonskoto re{enie posebno go komplicira re{enieto na instalacijata, se zgolemuva vrednosta za 20 ÷ 50% 2) Objektite nadvor od klasata se kalkuliraat po op{tata metoda. 3) Vo sodrìnata na ovie uslugi ne se vklu~eni: - rabotilni~kata dokumentacija za iarabotka na delovite na instalacijata i uredite (kako na pr. razvieni oblici na ventilacionite komori i sl.) - izrabotka na "rekvizicija" za proizvoditelot na instalaciite i uredite, kako i izrabotka na druai dokumentacija za sli~na namena. - izrabotka na izometrija na instalacijata. - projektanski nadzor vo tekot na izveduvaweto na rabotite - inènersko-tehni~ki uslugi vrzani za nabavka na opremata, dogovarawe i izveduvawe na rabotite - izrabotka na eleborati za inspektorskite organi - u~estvo vo ispituvawe i pu{tawe vo rabota - izrabotka na napastvie za rakuvawe i odrùvawe.

126

P.3 Tehni~ko konstruktivna dokumentacija a) Utvrduvawe na sloènosta na dokumentacijata Investicionata vrednost na opremata vo ovaj slu~aj ne moè da bide merodaven parametar na goleminata na rabotata. Goleminata na rabotata za izrabotka na crteìte, kako osnoven element na tehni~kata konstruktivna dokumentacija, vo prv red zavisi od sloènosta na crteòt. Poradi toa kako parametar za opredeluvawe na goleminata na rabotata namesto investicionata vrednost, se koristi tipot na grafi~kata dokumentacija vo pogled na sloènosta i toa: a) monta`no-dispoziciski crteì b) monta`ni crteì, sklopovi i podsklopovi v) detalni crteì na sloèna mehani~ka i termi~ka obrabotka g) detalni crteì na ednostavna mehani~ka i termi~ka obrabotka d) crteì na kinematski i funkcionalni {emi |) pregledni crteì, izgledi na opremata ili delovite na opremata i oznaki na opremata. e) {emi na cevkovodi, podma~kuvawe, hidraulika i sl. b) Klasifikacija na opremata Sloènosta na opremata, kako vtor parametar za opredeluvawe na normativot za kalkulacija za izrabotka na dokumentacijata, se opredeluva so klasata na sloènost na opremata, odnosno: Prva klasa Oprema izrabotena prete`no od limovi, profili i delovi so minimalno koristewe na ma{inska obrabotka, kako na primer: - regali, magacinski polici - ko{ovi, prenosni platformi - {ini, ednostavni gravitacioni dodava~i - sadovi, rezervoari, kadi - rampi - ~eli~ni vrati (krilni, vrati so podigawe, rolo-vrati) i sl. Vtora klasa Oprema od ednostavni ma{inski sklopovi so sreden stepen na mehani~ka i termi~ka obrabotka na delovite, kako na primer: - prevozni koli i vagoni - prevlaka~i i potisnuva~i - transporteri, elevatori, mono-{inski prevoz i sl. - trkala - industriski pe~ki (topilni~ki, termi~ka obrabotka i dr.) - su{ari - mehani~ki sita - dodava~i na rastresiti materijali, dozatori - platformi za krevawe, kiperi, riperi Treta klasa Oprema so sloèni mehani~ki sklopovi koi baraat visok stepen na mehani~ka i termi~ka obrabotka na delovite, koko {to se na primer:

- samostalni prevozni srestva (vilu{kari, dizalici za op{ta namena i sl.)

- zemjodelski ma{ini (seja~ki, vr{a~ki e sl.) - grade`ni ma{ini (me{alki na beton, vibro-stolbovi i sl.) - ma{ini za prerabotka na mineralni surovini (drobilki, magnetni i drugi separatori i sl.)

127

- ednostavni ma{ini za prerabotka na metalot (pili, noìci, ma{ina za svitkuvawe i sl.) - ladilni ma{ini - oprema za reciklirawe na otpadot - sloèni sklopovi (reduktori, eshaustori, pumpi, ventilatori i sl.) êtvrta klasa Oprema so golema sloènost i visoki barawa pri koristeweto, specijalna namena i sl. Kako na primer:

- specijalni digalki (metalur{ki, pristani{ni, kova~ki, za visoki tehnolo{ki barawa za prenos na specijalni, opasni i golemi terti)

- sloèni prevozni srestva za tehnolo{ka namena (kova~ki manipulatori)

- specijalni prevozni koli za opasni tereti - sloèni ma{ini za plasti~na obrabotka na metalot (presi,

ekstruderi, ~ekani, poravnuva~i i sl.) - sloèni ma{ini za reèwe na materijalot (noìci, pili,

presi i sl.) - alatni ma{ini i avtomati -turbini - kompresori - ma{ini za ispituvawe - sklopovi so najsloèni i specijalni konstrukcii (planetarni

reduktori, sloèni alati za plasti~na prerabotka, se~ewe, probivawe, izvlekuvawe i sl.) V) Osnovna tabela za normativite Normativite se odnesuvaat za izrabotka na crteì A1 format. Ako crteìte se izrabotuvaat na drugi formati, toga{ se sveduvaat na A1 format. Norma-sati za izrabotka na crteì na A1 format Tabela P.5

KLASA Vrsta na crteòt I II III IV

12 30 45 60 11 27 40 54 - 15 20 25 5 9 10 11 6 18 27 30 4 12 18 24

a b v g d | e 4 9 18 25

So normativite opfateno e

- konstruirawe - konstruktivna razrabotka - crtawe i tu{irawe - izrabotka na tehni~kim opis i presmetki - kopirawe vo 5 primeroci i tehni~ki oformuvawe

g) Ostapuvawa i primedbi 1) Tabelata P.3 ne |i opfa}a izrabotkata na proektnite re{enija na opremata so koi se re{ava principot na funkcionalnosta na opremata i zadovoluvawe na barawata za primena i namena, bidej}i toa e opfateno so normativite za izrabotka na tehnolo{kite proekti.

128

2) Vo Tabela P.3 ima normativi za izrabotka na voobi~aeniot obem na tehni~kiot opis i presmetki, odnosno: - za slu~aj na o~igledna redukcija na prate~kiot tekstualen del na dokumentacijata, nazna~eniot normativ treba da se namali so mnoèwe od 0,8 do 0,95. - za slu~aj na o~igledno zgolemuvawe na rabotata za izrabotka na tekstualniot del na dokumentacijata (tehni~ki opis i presmetki), nazna~eniot normativ treba da se namali so mnoèwe od 1,10 do1,60. Izbor na dimenzii na cevkite pri nominalen (naziven) dijametar ND vo zavisnost od nominalniot (nazivniot) pritisok NP, bar spored JUS C.B5.122

Tabela 3 Nominalen (naziven) NP pritisok, bar

40 64 80 100 ND

Nadv. dijametar

Dnadv Deb.

yidot Masa

kg Deb.

yidotMasa

kg Deb.

yidotMasa

kg Deb.

yidot Masa

kg 10 16,0

17 1,8

1,8 0,632 0,688

1,8 1,8

0,632 0,688

15 20,0 21,3

2 2

0,890 0,926

2 2

0,890 0,926

20 25 26,9

2 2,3

1,13 1,41

2 2,3

1,13 1,41

25 30,0 33,7

2,6 2,6

1,77 2,01

2,6 2,6

1,77 2,01

32 38,0 42,4

2,6 2,6

2,29 2,57

2,6 2,6

2,29 2,57

40 44,5 48,3

2,6 2,6

2,70 2,95

2,6 2,6

2,70 2,95

50 57,0 60,3

2,9 2,9

3,90 4,14

2,9 2,9

3,90 4,14

65 76,1 2,9 5,28 2,9 5,28 3,6 6,49 80 88,9 3,2 6,81 3,6 7,63 4 8,43

100 108 114,3

3,6 3,6

9,33 9,90

3,6 4

9,33 11,0

4 4

10,3 11,0

5 5

12,7 13,5

125 133 139,7

4 4

12,8 13,5

4,5 5

14,2 16,6

5 5

15,8 16,6

6,3 6,3

19,8 20,8

150 159 168,3

4,5 4,5

17,1 18,1

5,6 5,6

21,1 22,4

5,6 6,3

21,1 25,3

7,1 7,1

26,6 28,3

175 193,7 5,4 25,0 6,3 29,2 7,1 32,8 8,8 40,0 200 216

219,1 6

5,9 31,1 31,0

7,1 7,1

36,6 37,2

8 8

41 41,5

10 10

50,8 51,0

250 267 273

6,3 6,3

40,6 41,6

8,8 8,8

55,8 57,1

10 10

63,4 64,9

11 12,5

69,7 80,9

300 318 323,9

7,5 7,1

57,4 55,6

11 11

83,3 85,3

11 11

83,3 85,3

14,2 14,2

106 109

350 355,6 368

8 8

68,3 70,8

12,5 12,5

107 110

12,5 12,5

107 110

16 16

133 138

ND & NPS : nominalna golemina na cevkata Dnad : nadvore{en dijametar na cevkata Dvn : vnatre{en dijametar na cevkata S : debelina na yidot na cevkata

129

Nominalna golemina na cevkite po DIN2448 Tabela 4

Golemina SI - sistem Inch Dnad S Dvn Dnad S Dvn ND

mm NPS Inch mm mm mm Inch Inch Inch

10 3/8 16,0 1,8 12,4 0,630 0,071 0,488 15 1/2 21,3 2,0 17,3 0,840 0,079 0,681 20 3/4 26,9 2,3 22,3 1,050 0,091 0,878 25 1 33,7 2,6 28,5 1,315 0,102 1,122 32 1 1/4 42,4 2,6 37,2 1,660 0,102 1,465 40 1 1/2 48,3 2,6 43,1 1,902 0,102 1,697 50 2 60,3 2,9 54,5 2,374 0,114 2,146 65 2 1/2 76,1 2,9 70,3 2,996 0,114 2,768 80 3 88,9 3,2 82,5 3,500 0,126 3,248 100 4 114,3 3,6 107,1 4,500 0,142 4,217 125 5 139,7 4,0 131,7 5,500 0,157 5,185 150 6 168,3 4,5 159,3 6,625 0,177 6,272 200 8 219,1 6,3 206,5 8,626 0,248 8,130 250 10 273,0 6,3 260,4 10,748 0,248 10,252 300 12 323,9 7,1 309,7 12,752 0,280 12,193 350 14 355,6 8,0 339,8 14,000 0,315 13,378 400 16 406,4 8,8 388,8 16,000 0,347 15,307 450 18 457,0 10,0 437,0 18,000 0,394 17,205 500 20 508,0 11,0 486,0 20,000 0,433 19,133

1. Prepora~ani brzini na struewe na fluidite niz cevkovodi. Tabela 5 Tip i struewe na fluidot v, m/s 1 pitka i industriska potro{na voda – ladna 1 ÷ 2 2 vsisen cevkovod za napojna voda (topla –preku 100ºC) 0,5 ÷ 1 3 potisen cevkovod za napojna voda 1,5 ÷ 3,5 4 vsisen cevkovod na voda za ladewe 0,7 ÷ 1,5 5 potisen cevkovod na voda za ladewe 1 ÷ 2 6 cevkovod za zasitena vodena parea 20 ÷ 30 7 cevkovod za pregreana vodena parea 30 ÷ 50 8 vsisen cevkovod za te~no gorivo ÷ 0,5 9 potisen cevkovod za te~no gorivo ÷ 1,5 10 brzina na gasovite na produktite na sogoruvawe 5 ÷ 15 2. Prepora~ani brzini na struewe na vozduhot Tabela 6

Tip na kompresorot Vsisen cevkovod

m/s Potisen cevkovod

m/s 1 Mal klipen kompresor 12 20 2 Sreden klipen kompresor 16 20 3 Golem klipen kompresor 20 30 4 Golema duvalka so nizok pritisok 20 25 ÷ 30 5 Centrifugalen i turbo-kompresor 18 ÷ 23 25 ÷ 30

130

Koeficient na lokalniot otpor vo koleno so kruèn napre~en presek

Tabela 7 α, º R=D R=1,5·D R=2·D R=2,5·D R=3·D R=6·D R=10·D 7,5 0,028 0,021 0,018 0,016 0,014 0,010 0,008 15 0,058 0,031 0,037 0,033 0,029 0,021 0,016 30 0,11 0,081 0,069 0,061 0,054 0,038 0,030 60 0,18 0,14 0,12 0,10 0,091 0,064 0,051 90 0,23 0,18 0,15 0,13 0,12 0,083 0,066

120 0,27 0,20 0,17 0,16 0,13 0,10 0,076 150 0,30 0,22 0,19 0,17 0,15 0,11 0,084 180 0,33 0,25 0,21 0,18 0,16 0,12 0,092

Koeficient na lokalniot otpor na vsisni ra~vi

a) nesimetri~na ra~va, b) simetri~na ra~va, c) ~etvorostana ra~va

131

Koeficient na lokalniot otpor na vsisniot cevkovod

Tabela 8

v

vB

qq

α, º

AAp

AAB

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,6 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,2 0,0 -0,5 -4,0

-150 -27 -8 -2,6 -0,6 0,0 0,2 0,4 0,4 0,7 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 -0,1 -2,8

-210 -39 -12 -4,0 -1,2 -0,1 0,2 0,4 0,4 0,8 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,3 -2,3

0,2

-292 -54 -17 -5,4 -1,7 -0,1 0,2 0,4 0,4 0,5 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,2 -0,1 -2,1 -15

- - - - - - - - 0,6 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,2 -0,1 -1,4 -11

-87 -15 -4,0 -1,2 -0,1 0,2 0,3 0,4 0,4 0,7 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,2 0,0 -1,0 -8

-103 -18 -5,0 -1,4 -0,2 0,1 0,3 0,4 0,4 0,8 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,3 0,1 -0,6 -7

0,3

-160 -29 -8,0 -2,4 -0,4 0,1 0,3 0,4 0,4 0,5 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -0,9 -4,6 -28

- - - - - - - - - 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -0,6 -3,2 -20

-65 -12 -3,2 -0,8 0,0 0,2 0,4 0,4 0,4 0,7 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -0,4 -2,4 -14

-76 -13 -3,3 -0,8 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,8 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -0,4 -2,4 -14

0,4

-103 -17 -4,6 -0,8 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,3 0,2 0,2 0,2 0 ,1 -0,3 -1,3 -5,4 -19 -100

-11,7 -1,0 0,6 0,8 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2 0,2 0,2 0,2 -0,1 -0,9 -3,4 -13,6 -75

-22,4 -2,4 0,5 0,8 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,5 -2,1 -8,1 -46

-38 -6,3 -1,2 0,2 0,5 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,1 -1,1 -4,7 -30

-52 -9 -2,5 -0,6 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,7 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,1 -0,9 -4,1 -24

-70 -12 -3,0 -0,8 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,8 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -0,8 -3,8 -23

30º

0,5

-77 -158 -4,0 -0,8 0,0 0,2 0,2 0,2 0,4 Gornata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na proodniot tek ξp, a dolnata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na strani~niot tek ξB

132

Tabela 8

v

vB

qq

α, º

AAp

AAB

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,1 -1,0 -3,0 -8,0 -26 -140

-42 -0,2 0,6 0,9 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,6 -2,1 -6,8 -23 -125

-10,4 -0,8 0,6 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1,5 -5,0 -17 -96

-18 -1,8 0,4 0,8 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,1 -0,8 -2,5 -10 -57

-30 -6,0 -0,1 0,5 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1,2 -6,6 -40

-45 -8,1 -2,3 -0,6 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,7 - - - - - - - -

0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 0,0 -1,0 -4,5 -31

0,6

0,8 - - - - - - - - 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,4 -1,5 -4,0 -12 -38 -200

-3,8 -0,1 0,7 0,9 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,6 -2,5 -8,0 -28 -150

-9,0 -0,6 0,7 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0 1 , 0 0,4 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,3 -1,9 -7,0 -25 -140

-16 -1,2 0,6 0,8 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1,3 -5,0 -16 -91

-25 -4,7 0,0 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,3 -1,6 -7,0 -49

0,7

-40 -7,2 -2,0 -0,6 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,5 -2,0 -5,6 -16 -52 -278

-3,2 0,1 0,7 0,9 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,1 -0,1 -1,1 -3,4 -10,0 -3,5 -192

-8,0 -0,4 0,7 0,9 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,7 -2,8 -9,0 -30 -173

-14 -0,5 0,6 0,8 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,3 -1,8 -6,0 -20 -115

-23 -3,5 0,1 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,4 -2,3 -10 -64

0,8

-36 -6,8 -1,8 -0,4 0,0 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,6 -2,8 -8,3 -23 -74 -387

-2,5 0,2 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1,6 -5,3 -15 -48 -266

-6,3 -0,1 0,8 1,0 1 ,0 1,0 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2 0,2 0,2 0,0 -1,0 -3,5 -11 -36 -206

-12 -0,1 0,7 0,8 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,3 -0,2 -7,0 -24 -137

-19 -2,5 0,2 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,4 -2,3 -12 -80

30º

0,9

-33 -5,9 -1,4 -0,2 0,1 0,2 0,3 0,4 0,4 Gornata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na proodniot tek ξp, a dolnata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na strani~niot tek ξB

133

Tabela 8

v

vB

qq

α, º

AAp

AAB

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,2 0,2 0,2 -0,4 -1,8 -5,2 -13 -34 -105 -540

-2,0 0,3 0,9 1,0 1,0 1 ,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,0 -0,8 -3,2 -8,4 -23 -71 -375

-5,4 0,2 0,- 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 0,4 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1.6 -5,0 -14 -47 -255

-10 -0,4 0,7 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,9 0,5 0,2 0,2 0,2 0,0 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

-15 -1,4 0,3 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,2 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,5 -20,8 -15 -100

30º

1,0

-30 -50 -1,1 -0,1 -0,1 0,3 0,4 0,4 0,4 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,5 0,4 -0,1 -3,0

-170 -30 -9,0 -1,9 -0,8 0,1 0,4 0,5 0,5 0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,3 -1,4

-238 -39 -11 -1,5 -0,9 -0,1 0,4 0,5 0,5 0,8 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,4 -0,4

0,2

-295 -51 -16 -6,0 -1,9 -0,4 0,2 0,4 0,4 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,5 -0,3 -6,3

-126 -23 -6,6 -2,0 -0,4 0,3 0,5 0,5 0,5 0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,0 -4, 1

-171 -30 -8,4 -1,5 -0,6 0,1 0,4 0,5 0,5 0,8 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,2 -2,3

0,3

-221 -40 -12 -8,0 -1,2 -0,1 0,3 0,3 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 -0,8 -10,4

-94 -16 -4,4 -1,0 0,0 0,4 0,5 0,5 0,5 0,7 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 0,0 -4,1

-128 -22 -6,0 -5,0 -0,1 0,3 0,5 0,5 0,5 0,8 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,6 0,5 -0,2 -0,5

0,4

-170 -30 -8,0 -1,4 -0,5 0,2 0,5 0,5 0,5 0,5 0,4 0,4 0,5 0,6 0,5 0,4 -0,2 -3,4 -25

-45 -7,2 -1,5 0,0 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,5 0,1 -1,9 -16

-76 -13 -3,4 -0,8 0,1 0,4 0,5 0,5 0,5 0,7 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,5 0,2 -1,0 -13,3

-106 -18 -4,9 -2,0 0,0 0,3 0,5 0,5 0,5 0,8 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,5 0,4 -0,6 -7,3

45º

0,5

-135 -22 -5,4 -1,5 0,0 0,3 0,5 0,5 0,5 Gornata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na proodniot tek ξp, a dolnata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na strani~niot tek ξB

134

Tabela 8

v

vB

qq

α, º

AAp

AAB

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,1 -1,0 -3,0 -8,0 -26 -140

-3,6 0,3 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,2 -0,1 -1,0 -3,8 -14 -79

-9,0 -0,8 0,1 0,3 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,4 0,2 0,3 0,3 0,3 0,2 -0,2 -2,0 -8,0 -50

-17 -2,0 0,0 0,3 0,4 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,2 0,3 0,4 0,4 0,3 0,0 -1,2 -5,4 -36

-30 -5,0 -0,8 0,2 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,2 0,3 0,4 0,4 0,4 0,1 -0,8 -3,6 -25

0,6

-50 -8,1 -2,0 -0,3 0,2 0,5 0,5 0,5 0,5 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,2 -1,3 -4,0 -12 -38 -200

-2,8 0,4 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,2 -0,1 -1,4 -4,9 -18 -100

-7,7 -0,8 0,1 0,3 0,4 0,5 0,5 0,6 0,6 0,4 0,2 0,3 0,3 0,3 0,1 -0,5 -2,7 -10 -61

-14 -2,0 0,0 0,3 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 -0,1 -1,6 -8,0 -47

-25 -3,8 -0,6 0,2 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 0,3 -1,3 -7,0 -39

0,7

- - - - - - - - - 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,4 -1,6 -5,3 -16 -52 -278

-2,2 0,4 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,1 -0,3 -1,8 -6,4 -23 -128

-6,3 -0,8 0,1 0,4 0,5 0,5 0,5 0,6 0,6 0,4 0,2 0,3 0,3 0,3 0,1 -0,8 -3,6 -13 -77

-12 -1,6 0,0 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 -0,5 -2,9 -11 -58

-19 -2,5 -0,1 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 -0,4 -2,6 -9,0 -52

0,8

- - - - - - - - - 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,6 -2,4 -7,6 -21 -68 -350

-1,6 0,5 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,2 0,0 -0,7 -2,8 -9,0 -30 -166

-5,0 -0,5 0,3 0,5 0,6 0,7 0,7 0,8 0,8 0,4 0,2 0,3 0,3 0,2 0,0 -1,0 -4,5 -16 -97

-10 -1,2 0,1 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,2 0 ,3 0,4 0, 4 0 ,2 -0 , 5 -3, 2 -13 -77

-15 -1,9 0 ,0 0,4 0,5 -0,5 -3,2 -12 -69 0,6 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 0,5 0,5 0,5 0,5

45º

0,9

- - - - - - - - - Gornata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na proodniot tek ξp, a dolnata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na strani~niot tek ξB

135

Tabela 8

v

vB

qq

α, º

AAp

AAB

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 0,2 0,2 0,1 -0,1 -0,8 -3,6 -10 -27 -85 -445

-1,2 0,5 0,8 1,0 1,0 1,0 - - - 0,3 0,2 0,2 0,1 -0,1 -1,2 -4,4 -13 -41 -225

-3,5 -0,1 0,5 0,7 0,8 0,9 0,9 0,9 1,0 0,4 0,2 0,3 0,3 0,2 0,0 -1,2 -5,6 -20 -115

-8,0 -0,6 0,4 0,6 0,7 0,7 0,7 0,7 0,6 0,5 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 -0,5 -3,3 -14 -80

-13 -1,9 0,0 0,4 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,6 0,2 0,3 0,4 0,4 0,2 -0,5 -3,2 -13 -70

45º

1,0

- - - - - - - - - Gornata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na proodniot tek ξp, a dolnata vrednost - koeficient na lokalniot otpor na strani~niot tek ξB

- Koeficient na triewe

Sl.1 Zavisnost na koeficientot na triewe od Reynolds – oviot broj i relativnata rapavost.

Dimenziskata anliza pokaà deka koeficientot na triewe, vo op{t

slu~aj zavisi od Rejnolds – oviot broj Re i od relativnata rapavost δ/D na nakvasenata povr{ina. Vo odreden interval na Rejnolds – oviot broj Re , relativnata rapavost nema vlijanie vrz koeficientot na triewe. Toga{ , debelinata na grani~niot sloj e obratno proporcionalna na kvadratniot koren od Rejnolds – oviot broj Re , i pri mali vrednosti na Rejnolds – oviot

136

broj Re , grani~niot sloj e dovolno debel za da gi pokrie site neravnini, toga{ cevkata se odnesuva kako da e mazna. Ova oblast e oblast na laminarno struewe (koeficientot na triewe se menuva po dolìnata na pravata a-a na Sl 1), i za nejze Navier-Stokes ovite ravenki za cevka so kruèn presek ja definiraat zavisnosta :

λ = eR

64 (1)

Neposredno zad laminarnata oblast , se nao|a preodnata oblast (delot me|u pravite a-a i b-b), vo koja cevkata se odnesuva isto taka kako mazna , bidejki grani~niot sloj seu{te gi pokriva neravninite , a pri toa koeficientot na triewe se menuva spored zakonot na Zaj~enko :

λ = 0,0025⋅ 3eR (2)

ravenkata (2) vaì za Re* <Re < 4000. Ako i pri ponatamo{noto zgolemuvawe na Rejnolds – oviot broj Re nad 4000 , debelinata na grani~niot sloj seu{te e pogolema od neravninite (sekako , ovaa debelina na grani~niot sloj treba da se proveri so pomo{ na edna od pribli`nite ravenki , na primer , Prandtl-

ovata ravenka : δgs = 62,7⋅ 875,0eRD

), cevkata ke se odnesuva kako mazna (se veli

deka cevkata e hidrauli~no mazna) a koeficientot na triewe se menuva po dolìnata na pravata b – b koja aproksimativno e dadena so ravenkata na Blasius za 4000 < Re < 100000

λ = 25,0

3164,0

eR (3)

Vo strujnata oblast me|u pravite b – b i c – c , na koeficientot na triewe ima vlijanie i Re broj i relativnata rapavost δ/D na cevkovodot. Prema Alt{ul, polo`bata na ovie linii opredelena e so grani~nite vrednosti na Re broj, koj se opredeluva spored ravenkite :

R 'e = 7/82

5,59

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅

Dδ

R ''e =

D

Dδ

δ

⋅

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅

⋅−

2

2log765665

Za opredeluvawe na koeficientot na triewe vo ovaa oblast, literaturata nudi golem broj na ravenki, koi ~esto pati davaat razli~ni vrednosti. Vo praksata ~esto se koristat ravenkite na Collebrook i Alt{ul :

λ1 = -2 ⋅ log ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⋅+

⋅ DRe 71,351,2 δλ

(4)

λ = 0,1⋅25,0

10046,1⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⋅

eRDδ = 0,11⋅

25,068

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

eRDδ (5)

Zaradi va`nosta na oblasta me|u pravite b – b i c – c za tehni~kata praksa, opredeleni se vrednostite na koeficientot na triewe spored ravenkata (4) i pretstaveni se na dijagramot na Sl. 2

137

Sl.2 Zavisnost na koeficientot na triewe od Re broj i relativnata rapavost kaj tehni~kite cevki.

Ravenkite na Collebrook i Alt{ul za opredeluvawe na koeficientot na

triewe vo praksata se pokaàa kako dosta to~ni. Ovie ravenki davaat i dosta upotreblivi vrednosti za koeficientot na triewe vo oblasta desno od pravata c–c, za koja oblast se prepora~uva ravenkata na [ifrinson :

λ = 0,111⋅(δ/D)0,25 (6) Ravenkata (6) pretstavuva modificirana ravenka na Alt{ul za mnogu

golemi vrednosti na Re broj, pri {to vtoriot ~len vo ravenkata (19) moè da se zanemari. Za mali vrednosti na rapavosta ravenkata na Alt{ul se sveduva na ravenkata na Blasius (3)

Za opredeluvawe na koeficientot na triewe pri strueweto na surova nafta se prepora~uva ravenkata na Lange, odnosno :

λ = 0,02 + 5,0

7,1

eR (7)

Za hidrauli~na presmetka na gasovodite se koristi ravenkata na Drew-Genereaux, odnosno :

λ1 = 1,6⋅log

2λ⋅eR + 0,6 (8)

Kaj gasovite obi~no 5⋅104 < Re < 5⋅107 , naj~esto se koristi poednostavnata ravenka :

λ = 1505,0

1206,0

eR (9)

Ako vo tekot na presmetkata Re broj e nepoznat , {to vo praksata e ~est slu~aj, za opredeluvawe na pribli`nata vrednost na koeficientot na triewe moàt da posluàt ravenkite na Weymouth i Blessa , odnosno :

λ = 33,0

00941,0D

; λ = 0,0125 + D

0011,0 (10)

Po opredeluvaweto na drugite hidrauli~ni golemini kako i Re broj , mora da se opredeli i to~nata vrednost na koeficientot na triewe spored

138

adekvatnite ravenki, a presmetkata se povtoruva se dodeka ne se zadovoli baranata to~nost.

Na opredeluvaweto na vrednosta na koeficientot na triewe, pri hidrauli~nata presmetka na magistralnite cevkovodi, treba da mu se posveti posebno vnimanie. Ovie cevkovodi se prili~no dolgi , pa moè da se slu~i pri presmetkata na padot na pritisokot poradi trieweto da se napravi golema gre{ka, ako koeficientot na triewe ne e dobro opredelen. Treba da se vodi smetka, deka koeficientot na triewe pri neizotermsko struewe se menuva po dolìnata na cevkovodot vo zavisnost od promenata na viskoznosta predizvikana od razmenata na toplina so okolinata. Pri izotermsko struewe, koeficientot na triewe e konstanten bez ogled dali strueweto e stislivo ili e nestislivo, bidejki se pretpostavuva deka rapavosta na cevkovodot vo nasokata na strueweto ne se menuva. Rapavost na tehni~kite cevki Tabela 9

Vid na cevka, materijal i sostojba Apsolutna rapavost

δ (mm) 1. Vle~eni-bez{avni cevki Tehni~ki mazni cevki, cevki od bakar, mesing ili staklo 0,0015 Novi ~eli~ni cevki 0,002-0,100 êli~ni cevki is~isteni posle dolgotrajna upotreba 0,15-0,40 êli~ni bitumenizirani cevki 0,40 Zar'|ani ~eli~ni cevki 0,40 Mnogu zar'|ani ~eli~ni cevki 3,00 êli~ni cevki za naftovodi 0,20 êli~ni cevki za vodovodi 1,20-1,50 2. Vareni-{avni cevki Novi ~eli~ni cevki, ili stari vo mnogu dobra sostojba 0,04-0,10 Novi bitumenizirani ~eli~ni cevki 0,05 Upotrebuvani bitumenizirani ~eli~ni cevki vo dobra sostojba 0,10-0,15

Dolgo upotrebuvani ~eli~ni cevki 0,50 Prili~no zar'|ani ~eli~ni cevki 1,00-1,50 Mnogu zar'|ani ~eli~ni cevki 2,00-4,00 3. Pocinkuvani ~eli~ni cevki Ramnomerno pocinkuvani novi ~eli~ni cevki za gasovodi itn. 0,05-0,10 Obi~ni pocinkuvani novi ~eli~ni cevki za gasovodi itn. 0,10-0,15 Grubo pocinkuvani novi ~eli~ni cevki za vodovodi 0,50 4. Cevki od lieno èlezo Novi cevki od lieno èlezo 0,25-1,00 Novi bitumenizirani cevki od lieno èlezo 0,10-0,15 Vodovodni upotrebuvani cevki 1,00-1,50 Zar'|ani is~isteni cevki 0,30-1,50 Mnogu zar'|ani cevki 2,00-4,00 5. Betonski i drugi cevki Mazneti betonski cevki 0,30-0,80 Nemazneti betonski cevki 1,30-3,00 Grubo obraboteni betonski cevki 3,00-9,00 Novi azbestno-cementni cevki 0,05-1,00 Drveni fino obraboteni cevki 0,15 Drveni obi~no obraboteni cevki 0,30 Kerami~ki drena`ni cevki 0,45-0,60 Glazirani kanalizaciski cevki 0,25-6,00

139

ЛИТЕРАТУРА

[1] Bogner M., (2002), Projektovanje termotehničkih i procesnih sistema,

SMEITS, Beograd. [2] Bogner M., Petrović A. (1999), Konstrukcije i proračuni procesnih aparata,

Mašinski fakultet, Beograd.

[3] Bogner M., Petrović A. (1999), Procena usluga u izgradnji objekata, II

dopunjeno izdanje, SMEITS, Beograd.

[4] Мијаковски И., (1997), Табели на топлинско-физички особини на

водата и водената пара, Tехнички факултет – Битола.

[5] В. И. Мијаковски (2004), Практикум по Транспорт на флуиди, Технички

факултет - Битола.

[6] В. И. Мијаковски (2004), Транспорт на флуиди, збирка на решени

задачи, Технички факултет - Битола.

[7] Пановски С., (1993), Величини, единици, ознаки, ДНУ, Битола.

Издавач

Технички Факултет-Битола

*

м-р Владимир И. Мијаковски

Збирка задачи по Технолошки, термотехнички

и процесни системи

*

Уредува

Уреднички одбор

*

Компјутерска обработка

м-р Владимир Мијаковски дипл.маш.инж.

*

Идејно и графичко уредување

м-р Владимир Мијаковски дипл.маш.инж.

*

Размножено во Технички Факултет-Битола

*

Декември 2007 год.

Documents

ZБИРКА ЗАДАЧИ ПО ПРОЕКТИРАЊЕ-PTS_zbirka