Реферат: Производство карбамида
--PAGE_BREAK--6.1 Материальный балансCO2+ 2 NH3= NH2COOONH4+ 38ккал (1)
NH2COOONH4= H2O+ NH2CONH2(2)
1.Теоретический расход аммиака и двуокиси углерода на 1 т 100% — ой мочевины
m(NH3) = n ∙MNH3 ∙m(CONH2)2/MCO(NH2)2 [1 c.244]
где MNH3 — молярная масса аммиака MNH3 = 17 кг/кмоль
m(CONH2)2 – масса карбамида m(CONH2)2 = 1000кг
n – стехиометрический коэффициент n = 2
MCO(NH2)2– молярная масса карбамида, MCO(NH2)2 = 60кг/кмоль
m(NH3)= 2 ∙17 ∙1000/60 = <metricconverter productid=«566,67 кг» w:st=«on»>566,67 кг
m(CO2) = MCO2 ∙m(CONH2)2/MCO(NH2)2 [1 c.244]
где ΜCO2 – молярная масса углекислого газа, ΜCO2 = 44 кг/кмоль.
Следовательно
m(СО2) = 44 ∙1000/60 = <metricconverter productid=«733,33 кг» w:st=«on»>733,33 кг
2. Расход на 1 т. 98% — ой мочевины
m(NH3) = 2 ∙17 ∙1000∙0,98/60 = <metricconverter productid=«555,34 кг» w:st=«on»>555,34 кг
m(CO2) = 44 ∙1000∙0,98/60 = <metricconverter productid=«718,66 кг» w:st=«on»>718,66 кг
3. В колонне синтеза с учетом потерь на 1 т. готовой продукции должно получиться мочевины
980∙1,15 = <metricconverter productid=«1127 кг» w:st=«on»>1127 кг.
На образование этого количества мочевины необходимо
m1(NH3) = m(NH3) ∙1,15 = 555,34∙1,15 = <metricconverter productid=«638,64 кг» w:st=«on»>638,64 кг
m1(CO2) = m(CO2) ∙1,15 = 718,66∙1,15 = <metricconverter productid=«826,46 кг» w:st=«on»>826,46 кг
4. Практический расход аммиака и углекислоты на 1 т. мочевины (без учета примесей в аммиаке и двуокиси углерода)
m2(NH3) = m(NH3) ∙1,15∙n∙100/MCO(NH2)2 = 555,34∙1,15∙2∙100/60 = <metricconverter productid=«2128,8 кг» w:st=«on»>2128,8 кг
m2(CO2) = m(CO2) ∙1,15∙100/MCO(NH2)2 = 718, 66∙1,15∙100/60 = <metricconverter productid=«1377,43 кг» w:st=«on»>1377,43 кг
5. Вколоннеобразуетсякарбаматааммония
m(NH2COOONH4) = m2(CO2) ∙ MNH2COOONH4/ MCO2 [1 c.244]
где MNH2COOONH4 – молярная масса карбамата аммония
MNH2COOONH4 = 78 кг/моль
m(NH2COOONH4) = 1377,43 ∙78/44 = <metricconverter productid=«2441,8 кг» w:st=«on»>2441,8 кг
6. На образование карбамата расходуется аммиака
m3(NH3) = m(NH2COOONH4) ∙ n∙ MNH3/ MNH2COOONH4[1 c.245]
m3(NH3) = 2441,8 ∙2 ∙17/78 = <metricconverter productid=«1064,37 кг» w:st=«on»>1064,37 кг
Остается непрореагировавшего аммиака
m2(NH3) — m3(NH3) = 2128,8 – 1064,4 = <metricconverter productid=«1064,4 кг» w:st=«on»>1064,4 кг
7. Образуется мочевины из карбамата аммония
m(CONH2)2 = m(NH2COOONH4) ∙ MCO(NH2)2/ MNH2COOONH4 ∙MCO(NH2)2/100
m(CONH2)2 = 2441,8∙60∙60/78∙100 = <metricconverter productid=«1127 кг» w:st=«on»>1127 кг
Остается непрориагировавшего карбамата аммония
m1(NH2COOONH4) = m(NH2COOONH4) ∙ (100- MCO(NH2)2/100) [1 c.245]
m1(NH2COOONH4) = 2441,8 ∙ (100-60/100) = <metricconverter productid=«976,74 кг» w:st=«on»>976,74 кг
8. При превращении карбамата аммония в мочевину по реакции (2) выделится вода
m(H2О) = m(NH2COOONH4) ∙(МH2О/MNH2COOONH4) ∙(MCO(NH2)2/100) [1 c.245]
m(H2О) = 2441,8 ∙18/78 ∙600/100 = 388,09 кг
9. Выделившаяся в колонне вода взаимодействует с избыточным аммиаком с образованием гидрата аммония в количестве:
m(NH4OH) = m(H2О) ·MNH4OH/ МH2О [1 c.245]
m(NH4OH) = 338,09 ·35/18 = <metricconverter productid=«657,4 кг» w:st=«on»>657,4 кг
10. На образование гидрата аммония затрачивается аммиака:
m4(NH3) = m(NH4OH) ·МNH3/ MNH4OH [1 c.245]
m4(NH3) = 657,4 ·17/35 = <metricconverter productid=«319,31 кг» w:st=«on»>319,31 кг
Остается избыточного аммиака:
mизб(NH3) = m3(NH3) — m4(NH3) [1 c.245]
mизб(NH3) = 1064,4 – 319,31 = <metricconverter productid=«745,09 кг» w:st=«on»>745,09 кг
продолжение
--PAGE_BREAK--6.2 Тепловой баланс
1.Приход тепла
1.1 Тепло, поступающее с СО2:
Q1 = m2(CO2)·C(CO2)·T [1 c.249]
где C(CO2) – теплоемкость СО2 при Т
C(CO2) = 0,208 ккал/кг ·град; Т = 35°С
Q1 = 1377,4 ·0,208 ·35 = 10080 ккал
1.2 Тепло, поступающее с жидким аммиаком:
Q2 = m2(NH3) ·С(NH3) ·Т [1 c.249]
где С(NH3) – теплоемкость NH3 при Т
С(NH3) = 1,054 ккал/кг ·град; Т = 25 °С
Q2 = 2128,8 ·1,054 ·25 = 56093,9 ккал
1.3 Тепло образования карбамата аммония:
Q3 = m1(NH2COOONH4)/ MNH2COOONH4 ·(q1 – q2) [1 c.249]
где q1 – теплота образования твердого карбамата аммония из газообразных NH3 и CO2
q1 = 38000 ккал/кг ·моль
q2 – теплота плавления карбамата
q2 = 18 500 ккал/кг ·моль
Q3 = 2441,8/78 ·(38000 – 18500) = 610450 ккал
1.4 Тепло образования гидрата аммония
Q4= m(NH4OH)/MNH4OH·q3[1 c.249]
где q3 – теплота образования гидрата аммония
q3 = 2538 ккал/кг ·моль
Q4 = 657,4/35 ·2538 = 47671 ккал
1.5Суммарный приход тепла
Qпр = Q1+ Q2+ Q3+ Q4 [1 c.249]
Qпр = 108 00+56093,9+610450+47671 = 754295 ккал
2. Расход тепла
2.1 На образование мочевины:
Q1 = m(CONH2)2/ MCO(NH2)2 · q4 [1 c.250]
где q4 – теплота образования мочевины
q4 = 4400 ккал/кг ·моль
Q1 = 1127/60 ·4400 = 74300 ккал
2.2 На подогрев образующегося карбамата аммония:
Q2 = m1(NH2COOONH4) · С(NH2COOONH4) ·(Тк — Тсм) [1 c.250]
где С(NH2COOONH4) – теплоемкость карбамата аммония
С(NH2COOONH4) = 0,466 ккал/кг ·град
Тк = 200 °С; Тсм = 170 °С
Q2 = 2441,8 ·0,466 ·(200-170) = 34136,4 ккал
2.3 На подогрев избыточного аммиака:
Q3 = mизб(NH3) · C(NH3) ·(Тк — Тсм) [1 c.250]
где mизб(NH3) – избыточная масса аммиака
mизб(NH3) = <metricconverter productid=«745,09 кг» w:st=«on»>745,09 кг
C(NH3) – теплоемкость аммиака
C(NH3) = 0,54 ккал/кг ·град
Q3 = 745,09 ·0,54 ·(200 — 170) = 12070,1 ккал
2.4 На подогрев гидрата аммония
Q4 = m(NH4OH) ·(Тк — Тсм) [1 c.250]
Q4 = 657,4 ·(200-170) = 19722 ккал
2.5 На подогрев аммиака от 25 °С до 132,9 °С
Q5 = m2(NH3) · С(NH3) ·(Т* — Т) [1 c.250]
где Т* — температура образования карбамата аммония
Т* = 132,9 °С
Т = 25 °С
Q5 = 2128,8 ·1,054 ·(132,9 — 25) = 242101,18 ккал
2.6 На подогрев двуокиси углерода от 35 °С до 132,9 °С
Q6 = m2(CO2) · C(CO2) ·(Т* — Т) [1 c.250]
где Т = 35°С
Q6 = 1377,43·0,208·(132,9 — 35) = 28700 ккал
2.7 Тепло, уходящее с плавом при температуре tx
Q7 = mпр·Ср· tx [1 c.251]
Ср = 0,322 ·0,321+0,2785 ·0,466+0,0965 ·1+0,303 ·0,54 = 0,493 ккал/кг·град
Q7 = 1727·tx
2.8 Суммарный расход тепла
Qрасх = Q1+ Q2+ Q3 +Q4+ Q5+ Q6 +Q7 [1 c.251]
Qрасх = 74300+ 34136,4+12070,1+19722+242101,18+28700+1727·tx
Qпр = Qрасх
780501 = 411020,7+ 1727·tx
tx = 199°С, что совпадает с принятой температурой 200°С
7. Механические расчеты
продолжение
--PAGE_BREAK--7.1 Выбор конструкционного материала и допускаемые напряжения
Расчетное давление Р = 28 МПа.
Расчетная температура равна температуре внутри аппарата t= 200 °С.
В качестве основного конструкционного материала выбираем сталь 12ХГНМ [2 c.120], толщина листа <metricconverter productid=«4 мм» w:st=«on»>4 мм, для которой при 200 °С:
σв= 666 МПа, σт= 468 МПа [2c.120].
Нормативное допускаемое напряжение:
σ* = min(σв/nв; σт/nт) [2 c.120]
nв = 2,6; nт= 1,5 – коэффициенты запаса прочности
σ* = min(666/2,6 = 256 МПа; 468/1,5=312 МПа) = 256 МПа
Допускаемое напряжение:
[σ] = ησ* = 1,0·256 = 256 МПа
η= 1,0 – поправочный коэффициент учитывающий условия эксплуатации.
Поправка на коррозию
С = ПТа =0,0001·10 = <metricconverter productid=«0,001 м» w:st=«on»>0,001 м
где П = 0,0001 м/год – скорость коррозии
Та = 10 – срок службы аппарата
Давление гидравлических испытаний
Рги = 1,25Р[σ]20/[σ]250 = 1,25·28·283/256 = 39 МПа
Принимаем Рги = 39 МПа
При 20 °С: σв= 736 МПа, σт= 540 МПа [1c.120].
σ* = min(736/2,6 = 283 МПа; 540/1,5=360 МПа) = 283 МПа
Допускаемое напряжение:
[σ] = ησ* = 1,0·283 = 283 МПа
7.2 Расчет толщины стенки корпуса аппарата
<img border=«0» width=«215» height=«315» src=«ref-1_1733702432-10510.coolpic» v:shapes="_x0000_i1034">
Рисунок4 – расчетная схема колонны
Расчетный коэффициент толстостенности [3 с.3]:
lnβ= pp/[σ]φ= 28/(256·1) = 0,1 → β= 1,105
φ= 1 – коэффициент прочности сварного шва
Расчетная толщина стенки [3 с.3]:
sр= 0,5D(β– 1) = 0,5·2(1,105 – 1) = <metricconverter productid=«0,105 м» w:st=«on»>0,105 м
Исполнительная толщина обечайки:
s> sp+ C= 0,315 + 0,001 = 0,106
При гидравлических испытаниях
lnβ= pp/[σ]φ= 39/(256·1) = 0,15 → β= 1,162
sр= 0,5D(β– 1) = 0,5·2(1,162 – 1) = <metricconverter productid=«0,162 м» w:st=«on»>0,162 м
s> sp+ C= 0,461 + 0,001 = <metricconverter productid=«0,163 м» w:st=«on»>0,163 м
Принимаем по ГОСТ 19903–74 s=180 мм.
Тогда коэффициент толстостенности:
β= (D+2s)/(D+<metricconverter productid=«2C» w:st=«on»>2C) = (2,0+2·0,18)/(2,0+ 2·0,001) = 1,179
Допускаемое рабочее давление [3 с.3]:
[p] = [σ]φlnβ= 256·1,0·ln1,179 =42,24 МПа
Условие р < [p] выполняется.
Принимаем толщину внутренней обечайки <metricconverter productid=«20 мм» w:st=«on»>20 мм.
7.3 Расчет толщины стенки эллиптического днища корпуса
Внутренняя высота эллиптической части днища:
Нд = 0,25D= 0,25·2,0 = <metricconverter productid=«0,5 м» w:st=«on»>0,5 м
Расчетная толщина эллиптического днища [3 с.5]:
sд.р= <img border=«0» width=«113» height=«47» src=«ref-1_1733712942-350.coolpic» v:shapes="_x0000_i1035">
φ = 1,0 – коэффициент прочности сварных соединений
sд.р= 28·2.0·2,0/[(4·256·1,0 – 70)2·0,5] = <metricconverter productid=«0,113 м» w:st=«on»>0,113 м
Исполнительная толщина днища
sд= sд.р+ С = 0,113 + 0,001 = <metricconverter productid=«0,114 м» w:st=«on»>0,114 м
Принимаем sд.= <metricconverter productid=«0,12 м» w:st=«on»>0,12 м
Рабочее допускаемое давление [3 с.6]:
[p] = <img border=«0» width=«117» height=«67» src=«ref-1_1733713292-406.coolpic» v:shapes="_x0000_i1036">
= 4·256·1,0/[2,0·2,0/2·0,5(0,12-0,001) + 1] = 30 МПа
Условие р < [p] выполняется.
Фактический коэффициент толстостенности
β= (D+2s)/(D+<metricconverter productid=«2C» w:st=«on»>2C) = (2,0+2·0,12)/(2,0+ 2·0,001) = 1,12
Высота отбортовки днища [3 с.6]
ho> 0,5D(β– 1) = 0,5·2,0(1,12 – 1) = <metricconverter productid=«0,12 м» w:st=«on»>0,12 м
Принимаем ho= 0,12 м
<img border=«0» width=«354» height=«234» src=«ref-1_1733713698-3791.coolpic» v:shapes="_x0000_i1037">
Рисунок5 – Днище эллиптическое
продолжение
--PAGE_BREAK--7.4 Расчет толщины стенки плоской крышки корпуса
Толщину плоской крышки определяют по следующей формуле [4 с.132]:
<img border=«0» width=«235» height=«56» src=«ref-1_1733717489-722.coolpic» v:shapes="_x0000_i1038">
где Dа – наружный диаметр крышки;
Dб – диаметр окружности центров шпилек;
dош – диаметр отверстия под крепежную шпильку;
F – расчетное усилие;
(Расчет данных величин см. в следующем пункте).
Имеем Dа = <metricconverter productid=«3020 мм» w:st=«on»>3020 мм; Dб = <metricconverter productid=«2700 мм» w:st=«on»>2700 мм; dош = <metricconverter productid=«158 мм» w:st=«on»>158 мм; Dср = <metricconverter productid=«1100 мм» w:st=«on»>1100 мм;
<img border=«0» width=«416» height=«52» src=«ref-1_1733718211-1028.coolpic» v:shapes="_x0000_i1039">
<img border=«0» width=«309» height=«122» src=«ref-1_1733719239-4738.coolpic» v:shapes="_x0000_i1040">
Рисунок 6 – Крышка плоская
7.5 Расчет затвора соединения фланца с крышкой
Выбираем затвор с двухконусным обтюратором. Размеры обтюратора:
Dcp= <metricconverter productid=«2200 мм» w:st=«on»>2200 мм; h= <metricconverter productid=«85 мм» w:st=«on»>85 мм; h2= <metricconverter productid=«42 мм» w:st=«on»>42 мм; hcp= <metricconverter productid=«64,0 мм» w:st=«on»>64,0 мм; α= 30є [2 c.146],
<img border=«0» width=«413» height=«426» src=«ref-1_1733723977-8160.coolpic» v:shapes="_x0000_i1041">
Рисунок7 – Конструкция двухконусного затвора
Равнодействующая внутреннего давления на крышку [5 с.2]:
Fp= πDcp2pp/4 = π2,22·28/4 = 53,4 МПа
Равнодействующая внутреннего давления на обтюраторное кольцо [5 с.2]:
Fo= 0,5πk3ppDcphcptgα
k3= 1,0 – коэффициент, учитывающий влияние предварительной затяжки.
при рр > 24,52 МПа
Fo= 0,5π1,0·28·2,2·0,064tg30є = 3,6 МПа
Расчетное усилие для затвора [5 с.2]:
F= Fo+Fp= 53,4+3,6= 57 МПа
Расчетный диаметр шпилек [5 с.5]
dс.р= <img border=«0» width=«99» height=«51» src=«ref-1_1733732137-394.coolpic» v:shapes="_x0000_i1042">
k4= 1 – коэффициент учитывающий тангенциальные напряжения, возникающие в шпильке при ее затяжке.
k5= 1,3 – при контролируемой затяжке
dм= <metricconverter productid=«18 мм» w:st=«on»>18 мм – для шпилек с резьбой более М85
n= 12 – число шпилек.
[σ] – допускаемое напряжение для шпилек
Материал шпилек – сталь 34ХН3М, для которой предел текучести
σт = 680 МПа, тогда нормативное допускаемое напряжение [3 с.6]:
σ* = σт/nт= 680/1,5 = 453 МПа
Допускаемое напряжение для шпилек
[σ] = ησ* = 1,0·453 = 453 МПа
η = 1,0 – поправочный коэффициент.
dc.p= (4·1,0·1,3·57/π12·453+0,0182)1/2 = <metricconverter productid=«0,131 м» w:st=«on»>0,131 м.
Принимаем шпильки М150
Диаметр окружности центров шпилек:
Dб= D+dp+2a= 2000+150+2·285 = <metricconverter productid=«2720 мм» w:st=«on»>2720 мм
a> 0,5dp= 0,5·150 = <metricconverter productid=«75 мм» w:st=«on»>75 мм → а = <metricconverter productid=«285 мм» w:st=«on»>285 мм
Наружный диаметр фланца:
Da= Dб+2dp= 2720+2·150 = <metricconverter productid=«3020 мм» w:st=«on»>3020 мм
Конструкция шпильки приводится на рисунке
<img border=«0» width=«551» height=«74» src=«ref-1_1733732531-1792.coolpic» v:shapes="_x0000_i1043">
Рисунок8 – Конструкция шпильки
7.6 Расчет фланца
<img border=«0» width=«275» height=«272» src=«ref-1_1733734323-7491.coolpic» v:shapes="_x0000_i1044">
Рисунок9 – конструкция фланца
Dф=3020 мм
Dк=2200 мм
Dб=2720 мм
h1=308 мм
h=230 мм
Усилия, возникающие от температурных деформаций
<img border=«0» width=«217» height=«27» src=«ref-1_1733741814-381.coolpic» v:shapes="_x0000_i1045"> ,
где fб — расчетная площадь поперечного сечения болта
fб=0,018 м2 [6, табл.5]
Ебt-модуль продольной упругости материалов болтов при расчетной температуре
Ебt=1,97∙105 МПа.
αф, αб –коэффициенты линейного расширения материалов приварного фланца и болтов при расчетной температуре соответственно.
αф=13,1∙10-6 <img border=«0» width=«27» height=«41» src=«ref-1_1733742195-132.coolpic» v:shapes="_x0000_i1046">
αб=11,2∙10-6 <img border=«0» width=«27» height=«41» src=«ref-1_1733742195-132.coolpic» v:shapes="_x0000_i1047">
tф — расчетная температура фланца
tф= 0, 96∙ t
tб=0, 96 ∙200=192 °C
<img border=«0» width=«19» height=«24» src=«ref-1_1733742459-97.coolpic» v:shapes="_x0000_i1048">=0,3
<img border=«0» width=«16» height=«23» src=«ref-1_1733742556-95.coolpic» v:shapes="_x0000_i1049">=0,95
Тогда
<img border=«0» width=«425» height=«25» src=«ref-1_1733742651-640.coolpic» v:shapes="_x0000_i1050"> МН.
Болтовая нагрузка
в условиях монтажа до подачи внутреннего давления
<img border=«0» width=«248» height=«25» src=«ref-1_1733743291-432.coolpic» v:shapes="_x0000_i1051"> ,
где кж — коэффициент жесткости фланцевого соединения
кж=1,26
Подставляем значения:
<img border=«0» width=«545» height=«25» src=«ref-1_1733743723-829.coolpic» v:shapes="_x0000_i1052">
в рабочих условиях
<img border=«0» width=«165» height=«47» src=«ref-1_1733744552-408.coolpic» v:shapes="_x0000_i1053">
где М – внешний изгибающий момент
М=0
<img border=«0» width=«233» height=«24» src=«ref-1_1733744960-389.coolpic» v:shapes="_x0000_i1054">.
Приведенный изгибающий момент.
<img border=«0» width=«460» height=«48» src=«ref-1_1733745349-978.coolpic» v:shapes="_x0000_i1055"> ,
<img border=«0» width=«303» height=«44» src=«ref-1_1733746327-616.coolpic» v:shapes="_x0000_i1056"><img border=«0» width=«371» height=«41» src=«ref-1_1733746943-702.coolpic» v:shapes="_x0000_i1057">=<img border=«0» width=«80» height=«21» src=«ref-1_1733747645-189.coolpic» v:shapes="_x0000_i1058">
Условие прочности болтов.
<img border=«0» width=«93» height=«47» src=«ref-1_1733747834-297.coolpic» v:shapes="_x0000_i1059">
<img border=«0» width=«119» height=«47» src=«ref-1_1733748131-351.coolpic» v:shapes="_x0000_i1060"> МПа
<img border=«0» width=«69» height=«21» src=«ref-1_1733748482-180.coolpic» v:shapes="_x0000_i1061"> — условие выполняется.
<img border=«0» width=«97» height=«47» src=«ref-1_1733748662-311.coolpic» v:shapes="_x0000_i1062">
<img border=«0» width=«107» height=«47» src=«ref-1_1733748973-329.coolpic» v:shapes="_x0000_i1063"> МПа
<img border=«0» width=«59» height=«21» src=«ref-1_1733749302-164.coolpic» v:shapes="_x0000_i1064"> — условие выполняется.
Расчет усилий, возникающих во фланце.
Максимальное напряжение в сечении S0.
<img border=«0» width=«119» height=«47» src=«ref-1_1733749466-352.coolpic» v:shapes="_x0000_i1065"> ,
где Т=1,8 [5, чертеж 3]
D*=D
<img border=«0» width=«184» height=«45» src=«ref-1_1733749818-521.coolpic» v:shapes="_x0000_i1066"> МПа.
Максимальное напряжение в сечении S0.
<img border=«0» width=«63» height=«24» src=«ref-1_1733750339-158.coolpic» v:shapes="_x0000_i1067"> ,
где f=1,03 [5, чертеж 6]
<img border=«0» width=«75» height=«24» src=«ref-1_1733750497-176.coolpic» v:shapes="_x0000_i1068"> МПа.<img border=«0» width=«12» height=«23» src=«ref-1_1733750673-73.coolpic» v:shapes="_x0000_i1069">
Окружное напряжение в кольце фланца.
<img border=«0» width=«185» height=«43» src=«ref-1_1733750746-461.coolpic» v:shapes="_x0000_i1070">
<img border=«0» width=«263» height=«41» src=«ref-1_1733751207-579.coolpic» v:shapes="_x0000_i1071"> МПа.
Условие прочности.
<img border=«0» width=«176» height=«31» src=«ref-1_1733751786-362.coolpic» v:shapes="_x0000_i1072">,
где <img border=«0» width=«125» height=«24» src=«ref-1_1733752148-262.coolpic» v:shapes="_x0000_i1073"> МПа.
<img border=«0» width=«220» height=«29» src=«ref-1_1733752410-419.coolpic» v:shapes="_x0000_i1074"> МПа
<img border=«0» width=«128» height=«24» src=«ref-1_1733752829-274.coolpic» v:shapes="_x0000_i1075"> — условие выполняется.
Требование к углу поворота фланца.
<img border=«0» width=«115» height=«43» src=«ref-1_1733753103-319.coolpic» v:shapes="_x0000_i1076"> ,
где <img border=«0» width=«24» height=«23» src=«ref-1_1733753422-124.coolpic» v:shapes="_x0000_i1077"> — допустимый угол поворота фланца.
<img border=«0» width=«76» height=«23» src=«ref-1_1733753546-207.coolpic» v:shapes="_x0000_i1078">
<img border=«0» width=«189» height=«47» src=«ref-1_1733753753-462.coolpic» v:shapes="_x0000_i1079">
<img border=«0» width=«89» height=«21» src=«ref-1_1733754215-210.coolpic» v:shapes="_x0000_i1080"> — условие выполняется.
продолжение
--PAGE_BREAK--
еще рефераты
Еще работы по производству