ieap
TRANSCRIPT
1
UNIVERSITATEA PETROL ŞI GAZE PLOIEŞTI
FACULTATEA: TEHNOLOGIA PETROLULUI ŞI PETROCHIMIEI
SPECIALIZARE: INGINERIA ŞI PROTECŢIA MEDIULUI ÎN INDUSTRIE
DISCIPLINA : INGINERIA ECHIPAMENTRLOR ANTIPOLUANTE
Titular de proiect:
Dr. ing. Bogdan Ilie
Student,
Sarateanu Florina
Nicoleta
PLOIEŞTI – 2014
2
Cuprins
Introducere .................................................................................. Error! Bookmark not defined.
1. Prezentarea constructiv- funcţională a aparatului ................................................................. 6
2.Schema de functionare a aparatului……………………………………………………….- 8 -
Elementele componente ale coloanei: ................................................................................. 11
3.Date de proiectare ................................................................................................................. 12
4 calculul mecanic de predimensionare ...................................... Error! Bookmark not defined.
Datele tehnice ....................................................................................................................... 13
5 Criteriul iscir pentru alegerea materialelor ........................................................................... 16
6. Calculul rezistenţei admisibile .............................................................................................. 19
7 Calculul de predimensionare ................................................................................................. 23
7.1 Calculul de predimensionare al mantalei cilindrice ........... Error! Bookmark not defined.
7.2. Calculul de predimensionare a fundurilor ....................... Error! Bookmark not defined.
7.3. Calculul de predimensionare al sistemului de rezemare............................................... 31
7.4 Evaluarea Sarcinilor Gravitaţionale................................................................................. 33
8. Calculul Perioadei Proprii De Vibraţie ................................................................................... 41
9.Evaluarea actiunii seismece…………………………………………………………………………………………………………-45-
BIBLIOGRAFIE: ........................................................................................................................... 64
3
Introducere
În industria petrolieră prelucrătoare, chimică şi petrochimică, precum şi alte industrii, se
întâlnesc aparate tehnologice care, prin forma şi dimensiune, intră în categoria aparatelor de tip
coloană, aparate cu raport relativ mare între înălţime şi diametru.
Conceptul de aparat de tip coloană, în general, este asociat cu cel de transfer de substanţă sau
de masă.
Alegerea principiului funcţional pentru realizarea procesului fizic sau fizico-chimic cerut, ca şi
calculul şi construcţia aparatelor de tip coloană au un pronunţat aspect tehnico-economic. Dacă se ţine
seama de faptul că procesul de separare din coloană este determinat de caracteristicile fizice ale
substanţelor prelucrate, de mărimi caracteristice procesului fizic sau fizico-chimic şi de construcţia
amenajărilor interioare coloanei, devine evidentă importanţa calcului şi construcţiei optime a
coloanelor.
Calculul complet al unui aparat de tip coloană include dimensionarea tehnologică şi
dimensionarea mecanică, ambele fiind interdependente. Pentru a asigura durata necesară realizării
procesului urmărit, coloana trebuie să aibă o anumită înălţime şi un anumit diametru tehnologic.
Constructiv, aparatele de tip coloană se caracterizează printr-un simplex dimensional H/Dit relativ mare,
unde H este înălţimea gabaritică a aparatului (mm) şi Dit este diametrul interior tehnologic.
Forma aparatelor de tip coloană este, în general, cilindrică şi în ansamblul său, aparatul de tip
coloană se compune din corp şi amenajările interioare şi exterioare corespunzătoare. Amenajările
interioare corespunzătoare au forme şi funcţii diferite, concordante cu tipul procesului tehnologic.
Amenajările exterioare permit executarea operaţiilor de exploatare şi întreţinere curentă, montarea sau
demontarea, supravegherea tehnică în condiţii sigure de securitate şi protecţie a muncii.
Aparatele de tip coloană nu sunt totdeauna structuri statice, fără elemente în mişcare.
S-au construit coloane cu dispozitive de antrenare a fazelor sau cu dispozitive de amestecare.
Aceste aparate nu ating însă înălţimi mai mari aşa cum întâlnim în cazul de faţă.
Se consideră ca fiind aparatele de tip coloană, toate aparatele tehnologice cilindrice verticale
care îndeplinesc una din următoarele două condiţii: Ht/Dit > 5 dacă Ht < 10 m, respectiv Ht/Dit = oarecare
4
Ht > 10 m, în care Ht este înălţimea gabaritică a aparatului şi Dit este diametrul interior tehnologic al
aparatului.
Aparatele de tip coloană pot avea diferite coloane, cum ar fi:
- coloane cu umplutură;
- coloane cu talere;
- coloane cu rafturi şi cu şicane;
- coloane cu sisteme de injectare a vaporilor prin lichid sau de ejectare a lichidului;
- coloane cu elemente tubulare;
- coloane cu elemente rotative.
Coloanele cu umplutură se utilizează îndeosebi la prelucrarea substanţelor agresive sau de mare
viscozitate, ca şi atunci când sunt necesare căderi mici de presiune sau când cantitatea de lichid din
coloană este mică. Coloanele cu umplutură se utilizează de exemplu la operaţii de distilare fracţionată în
vid (cădere mică de presiune), sau în operaţii de fracţionare discontinuă, ca şi în instalaţiile pilot şi semi-
industriale şi în lucrările de cercetare în laborator. Noile tipuri de umplutură de mare eficacitate permit
separarea în coloane cu umplutură a componentelor care au temperaturi de fierbere apropiate. Unele
coloane cu umplutură, în care lichidul este pulverizat, servesc la curăţirea, răcirea sau umezirea gazelor.
Aceste coloane se numesc scrubere.
Construcţia interiorului coloanei urmăreşte mărirea la maximum a suprafeţei de contact dintre
faze. Umplutura are în esenţă acest rol. Lichidul şi vaporii (sau gazele) circulă în general în contracurent.
În cazul unor procese de absorbţie sau de extracţie se poate pune şi problema circulaţiei în echicurent.
Transferul de substanţă are loc “pe suprafaţă” peliculei de lichid formată pe corpurile de umplere, între
lichid şi vapori (sau gaze).
Datorită principiului lor de funcţionare, coloanele cu umplutură nu sunt adecvate pentru a lucra
cu gaze sau cu lichide impurificate. Impurităţile pot astupa spaţiile libere ale umpluturii, ceea ce ar
determina creşterea accentuată a rezistenţei hidraulice (rezistenţa la trecerea gazelor sau vaporilor) a
umpluturii şi micşorarea, în timp, a eficacităţii coloanei.
5
Intensitatea contactului gaz-lichid, într-un caz dat (coloana şi corpuri de umplere de dimensiuni
date), depinde de dinamica lichidului şi a gazelor (vaporilor) prin coloană.
Funcţionarea optimă a coloanei are loc la rapoarte determinate între cantitatea de lichid care
udă umplutura şi viteza (cantitatea) gazelor sau vaporilor care circulă în contracurent. Stropirea
umpluturii cu o cantitate de lichid insuficientă duce la micşorarea “suprafeţei” de contact între gaze şi
lichide. Stropirea în exces duce la înecarea coloanei: spaţiile dintre corpurile umpluturii se umple cu
lichid şi partea respectivă a umpluturii nu mai participă la procesul de transfer de substanţă. În ambele
cazuri se înrăutăţeşte funcţionarea coloanei.
Viteza gazului sau vaporilor prin coloană trebuie să fie inferioară vitezei critice, care corespunde
începutului saturării umpluturii. Aceasta are loc în momentul egalării forţei de frecare dintre gaz şi lichid
cu forţa de gravitaţie care acţionează asupra lichidului ceea ce duce la încetarea curgerii lichidului. La
viteze ale gazului mai mari decât viteza critică, bulele de gaz pătrund în lichid (care ocupă întregul volum
liber) şi produce emulsionarea acestuia. Starea procesului care marchează trecerea la regimul de
emulsionare, corespunde “punctului de înecare”, după care lichidul va fi antrenat afară din coloană.
La o cantitate dată de lichid de stropire, intensitatea transferului de substanţă depinde de viteza
gazului (vaporilor).
Menţinerea regimului de lucru a coloanelor cu umplutură, aproape de viteza critică, în condiţii
industriale, implică unele greutăţi determinate de gama îngustă a încărcării cu vapori sau cu gaze. Spre a
evita aceste neajunsuri au fost elaborate coloane care permit folosirea volumului umpluturii aproximativ
cu aceeaşi eficacitate ca şi în regimuri apropiate de viteză critică, şi care sunt practic insensibile la
schimbări, în anumite limite, ale regimului de lucru. Aceste coloane, denumite cu umplutură înecată (sau
cu funcţionare în regim de emulsionare forţată), se umplu cu lichid până la o astfel de înălţime încât în
timpul funcţionării nivelul lichidului barbotat de gaz să ajungă până la suprafaţa exterioară a umpluturii.
Umplutura se pune pe toată înălţimea coloanei sau această înălţime se fracţionează. Această din
urmă variantă constructivă se adoptă atunci când datorită greutăţii umpluturii dimensiunilor grătarelor
ar urma să fie prea mari, sau când construcţia ar fi puternic solicitată în zona asamblării grătarului cu
corpul coloanei.
6
La coloanele de absorbţie, în partea inferioară a coloanei, se prevăd dispozitive pentru
uniformizarea circulării gazelor. Sub grătarul stratului de umplutură, în zona de evacuare a lichidului, se
prevede cu un taler cu clopote care are rolul de a egaliza viteza gazelor pe secţiunea coloanei.
Corpurile de umplere pot avea formă regulată sau neregulată. Pentru umplutură se poate utiliza
orice material rezistent (chimic şi mecanic) în condiţiile regimului de lucru din coloană. Aşezarea
corpurilor de umplere în coloană se poate face ordonat după o anumită reţea, sau în vrac.
Materialele de construcţie pentru corpurile de umplere sunt materiale ceramice, materiale
plastice (policlorura de vinil, polistiren, poliamida, polietilena), lemn, metale (oţel, aluminiu, cupru),
cuarţ, cocs, fibre de sticlă, grafit etc. Datorită rezistenţei la coroziune, materialele ceramice sunt cele mai
răspândite. Natura materialului corpurilor de umplere influenţează eficacitatea procesului, prin
capacitatea de udare a acestuia faţă de lichidul prelucrat în coloană.
Buna funcţionare a coloanelor cu umplutură depinde de repartizarea uniformă a lichidului în
stratul de umplutură. Neirigarea întregii umpluturi, formarea de canale în interiorul umpluturii, curgerea
preferenţială a lichidului în apropierea pereţilor sunt cauzele principale care micşorează producţia
coloanei ca urmare a distribuţiei defectuoase a fazei lichide.
Prin aranjarea ordonată a umpluturii se poate evita scurgerea pe pereţi a lichidului. Această
operaţie se poate aplica numai la coloanele de diametru mare şi este o operaţie foarte greoaie, de
durată şi costisitoare.
Mărirea eficacităţii transferului de substanţă în coloană se poate realiza prin:
- asigurarea unui regim de emulsionare forţată;
- vibrarea coloanei cu frecvenţe mici de vibrare;
- pulsarea uneia dintre faze şi aplicarea tehnicii fluidizării.
7
1. Prezentarea constructiv- funcţională a aparatului
În industria petrolieră prelucrătoare chimică şi petrochimică, precum şi în alte industrii se întâlnesc
aparate tehnologice, care prin forma şi dimensiuni, intră în categoria aparatelor de tip coloană, cu raport
relativ mare între înălţime şi diametru.
Tendinţa actuală este către aparatele cu înălţimi din ce în ce mai mari, în condiţiile în care creşte
şi diametrul acestora – date fiind cerinţele realizării diferitelor procese tehnologice, justifică
preocuparea pentru sistematizarea cunoştinţelor privitoare la aparatele de tip coloană.
Conceptul de aparat de tip coloană în general, este asociat cu cel de proces de transfer de
substanţă sau de masă (absorbţie, desorbţie, chemosorbţie, adsorbţie, fracţionare, extracţie). Din punct
de vedere constructiv aparatele de tip coloană se caracterizează de cele mai multe ori printr-un simplex
dimensional H/Dit relativ mare.
Forma aparatelor de tip coloană în general este cilindrică. În ansamblul său, aparatul de tip
coloană se compune dintr-un corp şi amenajări interioare.
- amenajări interioare au forme şi funcţii diverse (talere, corpuri de umplere, serpentine),
concordate cu tipul procesului tehnologic;
- amenajările exterioare (scări, platforme, dispozitive de ridicare) permit executarea operaţiilor de
exploatare şi întreţinerea curentă, în condiţii sigure de securitate şi protecţia muncii.
În funcţie de complexitatea constructivă, respectiv de frecvenţa deservirii aparatului, podestele
şi/sau platformele sunt prevăzute numai pe de-o parte din circumferinţa mantalei. Evident, forma
constructivă a podestelor şi a platformelor influenţează deservirea coloanei şi masa (greutatea)
totală a acesteia.
Se consideră ca fiind aparate de tip coloană, toate aparatele tehnologice care îndeplinesc una
din următoarele două condiţii:
,5itech
t
D
H dacă Ht ≤ 10 m
respectiv
8
itech
t
D
Hoarecare, dacă Ht > 10 m
în care:
Ht – înălţimea totală (gabaritică) a aparatului în mm,
Ditech – diametru interior tehnologic echivalent al aparatului în mm.
2. Schema de funcţionare a aparatului
Aparat hidraulic static pentru captarea prafului industrial.
Mişcarea lichidului şi a gazului se produc în contra curent. gazul ce urmează să fie purificat
trecând de jos în sus iar lichidul se scurge de sus în jos prin pulverizarea acestuia la partea
superioară (vârful aparatului).
Fig. 1. Schema de funcţionare a aparatului
9
1- coloana cu umplutură
2- umplutura
3- răcitor
4- pompă
5- racordul de intrare al gazului
6- racordul de evacuare al gazului purificat
7- racordul de intrare al lichidului absorbant
8- racordul de evacuare al lichidului
9- pulverizator (sistem de pulverizare tip păianjen).
Prin mişcarea lichidului absorbant realizează o extracţie completă a poluantului din amestecul
gazos. Pentru eliminarea căldurii care se degajă în timpul epurării şi totodată pentru mărirea densităţii
de stropire, în coloanele cu umplutură se realizează recircularea lichidului absorbant. Parţial aceasta
este evacuat, introducându-se în locul lui absorbant proaspăt.
Aparatele pentru purificarea umedă a gazelor se mai numesc şi aparate hidraulice, statice
pentru captarea prafului.
Modul de comportare a umpluturii:
În general la peretele coloanei fracţia de goluri este maximă şi în consecinţă rezistenţa hidraulică
este mică.
În consecinţă lichidul are tendinţa să se deplaseze preferenţial în lungul peretelui. Ca urmare
zona centrală va fi insuficient udată. Pentru a se evita acest lucru, pe înălţimea aparatului între două
straturi distincte de umplutură se prevăd dispozitive de redistribuire care dirijează lichidul spre zona
centrală a umpluturii.
La aparatele de absorbţie în zona inferioară a coloanei se prevăd dispozitive pentru
uniformizarea circulaţiei gazului. Sub grătarul stratului de umplutură în zona de evacuare a lichidului se
prevede un taler cu clopote care are rolul de egalizare a vitezelor gazelor pe secţiunea coloanei.
10
Fig. 2. Aparatul tip coloană
11
Elementele componente ale coloanei: 1. Peretele metalic al aparatului cu înălţimea Hm, diametrul interior tehnologic Dit şi grosimea de perete
sl. Peretele metalic este de tip manta cilindrică alcătuită din virole cilindrice sudate cap la cap.
2. Fundul superior al aparatului – este bombat elipsoidal, de înălţime H1f şi grosime s1f .
2.a Partea cilindrică a fundului superior h= 100 mm
2.b Partea bombată elipsoidal a fundului superior H = Dit/4
3. Fundul inferior al aparatului – fiind bombat elipsoidal de imălţime H1f şi grosime s1f .
4. Piciorul de rezemare al aparatului cu înălţimea totală Hp şi diametrul interior Dip.
5. Sistemul de pulverizare (stropire de tip păianjen)
6. Grătarul sau suportul pentru susţinerea umpluturii realizat din platbande fixate cu tiranţi
7. Dispozitivul pentru colectarea şi redistribuirea lichidului – sunt structuri conice prevăzute cu goluri
ştanţate
8. Sistemul de tip taler pentru distribuţia uniformă a gazului pe secţiune
9. Termocuple – sunt amplasate pe înălţimea aparatului; sunt fixate cu racorduri cu diametrul nominal
Dn40
10. Racordurile aparatului: R1, R2, R3, R4
R1 – racordul de intrare a gazului;
R2 – racordul de evacuare a lichidului;
R3 – racordul de evacuare a gazului;
R4 – racordul de acces al lichidului proaspăt.
Se caracterizează prin: Pn – presiunea nominală; tipul materialului (oţelul); tipul suprafeţei de
etanşare; diametrul nominal
12
11. Gurile de vizitare (GV) – sunt caracterizate prin diametrul nominal Dn, presiunea nominală Pn, şi
suprafaţa de etanşare. Sunt amplasate pe toată înălţimea aparatului. Gurile de vizitare pot fi prevăzute
cu capace care pot fi rabatabile, pivotante sau detaşabile.
12. Umplutura – este de tip inele Raschig ceramice ¾ inch
13. Fundaţia inelară din beton armat
Platforma betonată, ±0,00 – cota platformei sau terenului amenajat.
3.Date de proiectare
3.1 Tipul tehnologic: Coloana cu umplutura scrubere pentru purificarea umedă a gazelor
3.2 Tipul constructiv: Aparat cilindric vertical
nmin = 3
Dit = 2720mm
Ht = 25190mm
N = 35
3.3 Echipament tehnologic interior
Corpuri de umplutura inele RASCHING 3/4 inch
Dispozitiv de pulverizare a fluidului tip păianjen
Dispozitiv pentru colectarea si redistribuirea fluidului
3.4 Parametri tehnologici principali
Densitatea gazului – ρa = 1,3 kg/m3N
Densitatea fluidului - ρe = 1000 kg/m3
Vâscozitatea cinematică a fluidului la t = 600C –ɤ = 0,47∙10
-6 m
2/s
Căderea de presiune pe metru de înălţime a stratului de umplutură
Δp= 42 mmH2O/m
Debitul de gaz – Qg 60/ ρa = (119+10∙N) m3/min
Suprafaţa totală de contact a umpluturii – S = (12150+300∙N), m2
Temperatura peretelui – tm = (200+5N),0C
Mediul corosiv- wc = 0,16mm/an
Durata de serviciu – τs = 105 h
Presiunea – Pi = 16 bar
Densitatea umpluturii – ρu = 640 kg/m3
13
3.5 Zona climatică – evaluarea acţiunii eoliene, conform NP-082-04: „Cod de proiectare .
Bazele proiectării şi acţiunii asupra construcţiilor. Acţiunea vântului” ; qref = 0,5kPa
3.6 Zona seismică – B , confrom normativului P100-1/2006, ag = 0,28m/s, Tc = 1.0sec
3.7 Sistem constructiv termoizolant – vată minerală
4. Calculul mecanic de predimensionare
Datele tehnice
Calculul diametrului interior tehnologic
ς – suprafaţa specifică a umpluturii
ς = 255 m2/m3
ςu = ψ ∙ ς
ςu – reprezintă suprafaţa specifică a umpluturii udate, *m2/m3+, reprezintă suprafaţa umpluturii
cuprinsă într-un volum de 1 m3.
ψ – coeficientul de udare şi caracterizare a capacităţii de udare a umpluturii alese;
ψ = 0,6÷0,9;
ψ = 0,8 m2/m3
ςu = 0,8∙255 = 204 m2/m3
Suprafaţa totală de contact a umpluturii
N=35
S = (12150 + 300 ∙ N), m2
S = (12150 + 300 ∙ 35) =22650 m2
14
Debitul de gaz
Qg = 60/ρa = 116+10∙N, m3/min
Qg = 116 + 10 ∙ 35= 466 m3/min → din graficul Dependenţa dintre debitul de gaze exprimat în
m3/min şi diametrul nominal Dn → Dit = 3.2 m = 3200 mm
Calculul înălţimii interioare tehnologice
h1 = 1.5 m
h2 = 1,6 m
h3 = 1.5 m
h = 40….100 mm = 100 mm
m3/min
Q(Dn)60/ρa
Fig. 3 Dependenţa dintre debitul de gaz exprimat în m3/min şi
diametrul nominal Dn
Dn
15
S = Vunec ∙ σu
22650111.029
204u
u
SV
m3
Vu – volumul de umplutură necesar;2
it
u u
DV H
4
2 2
it
4Vu 4 111.0.29Hunec 13.8m 14m
D 3.2
n
i
uiu hH1
hu = kh ∙ Dit; hu = 2 ∙ 3.2 = 6.4 m
nnec = umec
u
H 13.52.16
h 6.4 ≈ 3 straturi
hu1 = 4 m = 4000 mm
hu2 = 5 m = 5000 mm
hu3 = 5 m = 5000 mm
Hp = 2.2 m = 2200 mm
n
i
ui
n
i
im hhH11
Hm = 1,5 + 4,0 + 1,5 + 5,0 + 1,5 + 5 + 1,6 = 20.1 m = 20100 mm
Tabelul 1 – Valorile diametrului interior tehnologic
Dit, [m] 0,4 0,5….1,2 1,4…2,2 2,4….3
kh 10 6 3 2
16
1 – zona cilindrică a fundului bombat elipsoidal;
2 – zona bombată propriu-zisă;
SIT – suprafaţa interioară tehnologică;
SM – suprafaţa mediană a peretelui de rezistenţă (stabilitate);
SE – suprafaţa exterioară;
AR – axa de rezoluţie;
CG – curba generatoare;
IR – începutul racordări.
Fig. 4. Fundul elipsoidal al aparatului
17
5. Criteriul ISCIR pentru alegerea materialelor
Pentru a face alegerea materialului din care se va confecţiona aparatul de tip coloană, se aplică
criteriul ISCIR (Inspecţia de Stat pentru Cazane sub Presiune şi Instalaţii de Ridicat), care prevede o
clasificare a utilajelor în funcţie de presiunea de lucru şi temperatura peretelui metalic.
T=200+5*N
T=200+5*35=375 ºC
Pentru T =375 ºC şi presiunea de lucru până la 50 bar, recipientul în cauză se încadrează în
categoria a III-a de periculozitate. Pentru această clasă se recomandă: oţeluri destinate tablelor de
cazane şi recipiente sub presiune lucrând la temperatură ridicată, ambiantă sau scăzută,.oţeluri sudabile
destinate construcţiilor sudate, oţeluri carbon de uz general cu prescripţii de calitate.
Potrivit criteriului ISCIR recipientele sunt clasificate în cinci clase de periculozitate.
Clasificarea recipientelor se realizează în funcţie de parametrii tehnici (presiune, temperatură).
Tabelul 2 – Clasificare recipientelor sub presiune stabile care lucrează la temperaturi ridicate. Criteriul
ISCIR.
Categoria
recipientului cald
Presiunea maximă de lucru la
funcţionarea în regim,
Temperatura maximă a peretelui metalic
T, [K] t, ºC
I până la 850 până la 1023 până la 750
II până la 850 până la 823 până la 550
III până la 850 până la 748 până la 475
IV până la 50 până la 623 până la 350
V până la 16 până la 473 până la 200
Se va alege categoria IV a recipientului cald.
18
Pint = 16 bar
tint = (200+5N)0C
Tabelul 3 – Tipurile de oţeluri recomandate pentru a fi utilizate în construcţia recipientelor sub
presiune stabile, care lucrează la temperaturi ridicate
Categoria recipientului cald Oţeluri admise
I + II Oţeluri aliate special
Oţeluri aliate destinate tablelor de cazane şi recipiente sub
presiune lucrând la temperaturi ridicate
III Oţeluri slab aliate, oţeluri carbon de calitate normalizate, oţeluri
destinate tablelor de cazane şi recipiente sub presiune lucrând la
temperaturi ridicate
IV Oţeluri destinate tablelor de cazane şi recipiente sub presiune
lucrând la temperatură ridicată, ambiantă sau scăzută, oţeluri
sudabile destinate construcţiilor sudate, oţeluri carbon de uz
general cu prescripţii de calitate
V Oţeluri destinate tablelor de cazane şi recipiente sub presiune
lucrând la temperatură ridicată, ambiantă sau scăzută, oţeluri
sudabile destinate construcţiilor sudate, oţeluri carbon de uz
general cu sau fără prescripţii de calitate
Tabelul 4 – Oţeluri recomandate pentru a fi folosite în construcţia recipientelor calde
Temperatura maximă (de
utilizare) a peretelui metalic
Categoria
recipientului
cald
Marca oţelului STAS
K ºC
748 475 III OLC10
OLC15
K41
OLC20
OLC25
880-80
2883/1-76
19
K47
K52
2883/3-88
2883/3-86
Conform tabelului 3 a fost aleasă categoria III: Oţeluri slab aliate, oţeluri carbon de calitate
normalizate, oţeluri destinate tablelor de cazane şi recipiente sub presiune lucrând la temperaturi
ridicate (realizată de Institutul Român de Standardizare), iar din tabelul 4 oţelul ales a fost K 47 conform
STAS 2883/3-88, P295GH SR-EN 10028-2:2004
K – oţeluri destinate recipientelor care lucrează la temperatura ambiantă sau ridicată.
470 – reprezintă rezistenţa de rupere minimă la temperatura standard normală de 20 ºC,
exprimată în N/mm2 conform STAS 2883/3-88.
295 – limita tehnică de curgere Rpo2, exprimată în N/mm2, pentru cele mai mici grosimi de perete
P – oţeluri pentru recipiente sub presiune
H – temperatura ridicată
6. Calculul rezistenţei admisibile
La proiectarea aparatelor tehnologice un element foarte important, care trebuie luat în
consideraţie şi care în mare măsură este hotărâtor atât pentru preţul aparatului cât şi pentru
modul de comportare şi durabilitate în exploatare, îl constituie calculul rezistenţei admisibile.
Pentru efectuarea acestui calcul este necesară, pe de o parte, cunoaşterea cât mai completă a
condiţiilor de lucru, iar pe de altă parte folosirea unor relaţii de calcul cât mai corecte, stabile şi
verificate în condiţiile cât mai apropiate de cele reale. Astfel, se poate ajunge la o dimensionare
exactă şi în consecinţă se poate ajunge la o economie de materiale, capacitatea construcţiei
nefiind cu nimic periclitată.
Metode şi criteriile de calcul corespunzătoare rezistenţei admisibile a materialului de
bază pentru solicitarea statică la întindere
20
Pentru calculul rezistenţelor admisibile, minimal este necesară cunoaşterea următorilor
factori: regimul de lucru al aparatului (în special regimul de temperatură), calitatea materialului
de bază utilizat, tehnologia de execuţie adoptată, metodele de control folosite, caracteristicile
mediilor de lucru, caracterul solicitărilor, durata de serviciu, precizia calculului. În ţara noastră,
în practica de proiectare a aparatelor tehnologice, calculul rezistenţei admisibile se efectuează de
regulă pe baza unui coeficient global de siguranţă. În alte ţări, însă pe lângă această metodă, o
extindere deosebită a fost realizată de metoda de calcul la stările limită.
În calculul rezistenţelor admisibile, coeficientul global de siguranţă este singurul care ţine
seama de cea mai mare parte a factorilor variabili, şi anume: variabilitatea sarcinilor în aceeaşi
grupare de sarcini, neuniformitatea calităţii materialului, abaterile de execuţie, aproximaţiile de
calcul, etc. Din această cauză, aparatele calculate pe baza rezistenţelor admisibile având drept
bază coeficientul global de siguranţă, nu prezintă o securitate tehnică uniformă, nici chiar în
ansamblul aceluiaşi sistem.
Un factor important de care trebuie să se ţină seama în calculul rezistenţelor admisibile
este temperatura. Temperaturile mediilor de lucru şi ale mediilor înconjurătoare de o parte şi de
alta a peretelui unei structuri de cele mai multe ori sunt diferite, deseori ele variind şi cu
lungimea sau cu diametrul aparatului respectiv.
Utilajele sunt dimensionate lucrând cu metoda rezistenţei admisibile (materialul să rămână în
domeniul elastic). a - rezistenţa admisibilă; N/mm2
c
tm
po
r
tn
m
ac
R
c
R 2;min
cr – coeficientul global de securitate tehnică, cr = 2,4;
cc – coeficientul de siguranţă în raport cu Rp, cc = 1,5;
a = 460 166.5
min ;2,4 1,5
a = Min [191,67;111]N/mm2 a = 111N/mm2
tn
mR = 460…..580 N/mm2, tn
mR = 460 N/mm2
21
200
2POR = 225 N/mm2
400
2POR = 158 N/mm2
350
2POR = 175 N/mm2
375
PO2R – reprezintă limita tehnică de curgere a materialului la temperatura peretelui metalic de
375ºC egală cu temperatura internă a mediului tehnologic (tm)
σa – rezistenţa admisibilă normată a materialului de bază
Tabelul 5 – Oţelurile destinate tablelor de aparate şi recipiente sub presiune pentru temperaturile
ambiantă şi ridicată. Caracteristici mecanice (σr, σ0,2min), în N/mm2
Marca
oţelului
σr la
20ºC
ς0,2min la 20ºC Pentru
grosimea
ς0,2min la temperatura în ºC, de
200 250 300 350 400 450 500
a≤16 16<a≤40 40<a≤60
K47 460-
550
285 275 265 a≤16
16<a≤40
40<a≤60
245
225
215
227
206
194
205
189
176
171
175
168
158
158
158
158
142
136
-
aas
a - rezistenţa admisibilă; N/mm2;
sa - rezistenţa admisibilă sudurii; N/mm2;
- coeficientul de rezistenţă al sudurii, = 0,85.
as 0.85 111 94.35 N/mm2;
as = 94.35 N/mm2.
N/mm2
22
Fig. 5. Cordonul de sudură al materialului tehnologic
1 – MB material de bază,
2 – MA material adaos (cordonul de sudură CS, sudura S);
ZIT – zona de influenţă tehnică
În zona de influenţă tehnică tensiunile mecanice sunt mult mai mari - as
aas
- coeficientul de rezistenţă al sudurii sau coeficientul de calitate al sudurii, rezultă din
calibrarea a cinci termeni:
= k1∙k2∙k3∙k4∙ 0
k1..4 – coeficienţi de reducere (de corecţie)
k1 – ţine cont de tipul sudurii şi modul de realizare a sudurii;
k2 – ţine cont de caracterul materialului din punct de vedere al sudabilităţii, ţine seama şi de metoda
de tratament termic (integral, parţial sau absent);
k3 – ţine cont de volumul examinării nedistructive;
k4 – ia în considerare metoda de încercare a îmbinării sudate.
23
Tabelul 6 – Valorile coeficientului de rezistenţă al sudurii
Tipul sudurii şi felul sudurii Volumul examinării nedistructive
Sudură cap la cap executată manual cu control
parţial nedistructiv
0,85
7. Calculul de predimensionare
7.1 Calculul de predimensionare al mantalei cilindrice Mantaua cilindrică solicitată la presiune interioară a aparatului de tip coloană este un
înveliş cilindric, fiind respectată restricţia De/Di 1,5.
Ţinând seama de aceasta precum şi de faptul că, în cazul mantalelor cilindrice, Dn = Dit,
grosimea totală de perete a mantalei date se determină cu formula:
a
ca
ic
a1 sp2
Dpsss
, [mm];
s1 – grosimea totală a peretelui;
s – grosimea peretelui de rezistenţă
pc – presiunea de calcul (la temperatura de calcul) care se determină astfel:
pc = pi + ph + pu
pi – presiunea interioară = 16 bar = 16 ∙ 105N/m
2;
ph – presiunea hidrostatică de la baza tronsoanelor, în N/mm2; ph = · h;
pu – presiunea dată de umplutură;
Di – diametrul interior al secţiunii de rezistenţă, determinat cu formula:
Di = Dit + 2sa, [mm].
– coeficientul de rezistenţă;
a – rezistenţa admisibilă, în N/mm2;
sa – grosimea de adaos, obţinută cu formula: sa = sc + st, [mm].
sc – adaosul de coroziune, determinat cu formula: sc = wc ∙ s, [mm].
s – durata de serviciu, 12,5 ani;
24
wc – viteza de coroziune, 0,16 mm/an;
st – adaosul tehnologic mecanic, st = 0,8 mm;
ρu – densitatea umpluturii = 640 kg/m3
ρfluid – densitatea fluidului = 1000 kg/m3
Fig. 5. Mărimile constructiv – dimensionale reprezentative
AR – axa de rezoluţie; SIT – suprafaţa interioară tehnologică; SI – suprafaţa interioară a peretelui de
rezistenţă (stabilitate); SM – suprafaţa mediană a peretelui de rezistenţă;
SE – suprafaţa exterioară.
sc = wc ∙ s, [mm], sc = 0,16 ∙ 12,5 = 2,0 mm
sa = sc + st, [mm], sa = 2,0 + 0,8 = 2.8 mm
Di = Dit + 2sa, [mm], Di = 3200 + 2∙2.8 = 3205,6 mm = 3.2056 m
pc = pi + ph + pu
pi – presiunea interioară = 16 bar = 16 ∙ 105N/m
2;
ph – presiunea hidrostatică de la baza tronsoanelor, în N/mm2; ph = · h;
pu – presiunea dată de umplutură
ph = hi∙γfl
g = 9.81 m/s2 – acceleraţia gravitaţională;
25
ρf = 1000 kg/m3 – densitatea fluidului;
γfl – greutatea specifică a fluidului;
γfl = ρf∙g = 1000∙9.81 = 9810 Kg/s2∙m2
phi – presiunea hidrostatică a tronsonului i;
Fig. 7. Determinarea presiunii de calcul pc.
ph1 = h1 ∙ γfl = (hu1 + h1+ s
fH + h) ∙ γfl = (4 + 1.5 + 0,81 + 0,1) ∙ 9810 = 62882.1 N/m2
ph1 = 62882.1 N/m2 = 0,0629 N/mm2
hII = 23 uI hhh = 6.41 + 1,5 + 5 = 12.91 m
phII = h2 ∙ γfl = 12.91 ∙ 9810 = 126647.1 N/m2 = 0,1266 N/mm2
IIIh = 33 uII hhh = 12.91 + 1,5 + 5 =19.41 m
hIIIp = IIIh ∙ γfl = 19.91 ∙ 9810 =195317.1 N/m2 = 0,1953 N/mm2
H1fs
h1
hu1
h3
hu2
h3
hu3
h2
H1hi
Hm
hI
hII
hIII
hIV
I
II
III
IV
pc1
=p
hI+
pu
1+
pi
pc2
=p
hII+
pu
2+
pi
pc3
=p
hIII+
pu
3+
pi
pc4
=p
hIV
+p
u4
+p
i
pu1
pu2
pu3
pi
ph1
ph2
ph3
ph4
26
hIV= 21 hHh i
fIII = 19.91 + 0,81 + 1,6= 22.32 m
phIV = hIV∙ γfl = 22.32 ∙9810 = 218959.2 N/m2 = 0,2189 N/mm2
pu = hu ∙ γu
hui – înălţimea stratului de umplutură;
ρu – densitatea umpluturii;
γu – greutatea specifică a umpluturii
γu = ρu ∙ g
ρu = 640 kg/m3
γu = 640∙9.81 = 6278.4 N/m3
pu1 = pu2=γu ∙ hu1 = 6278.4 ∙ 4.0 = 25113.6 N/m2 = 0,0251 N/mm2
p3 = γu ∙ hu3 = 6278.4 ∙ 5= 31392 N/m2 = 0,0314 N/mm2
pci – presiunea de calcul pe tronsonul i;
pc1 = ph1 + pu1 + pi = = 0,0629 + 0.0251+ 1.6 =1.6880 N/mm2
pc1 = 1.6880 N/mm2
pcII = phII + puII + pi = 0,1266 + 0.0314 + 1.6 =1.7580 N/mm2
pcII = 1,7580N/mm2
pcIII = phIII + puIII + pi = 0,1953 + 0.0314 + 1.6 = 1.8267 N/mm2
pcIII = 1,8267 N/mm2
pcIV = phIV + pi = 0. 2189 + 1.6 = 1.8189 N/mm2
pcIV = 1,8189 N/mm2
27
Determinarea grosimii de perete
c i
1 a a
a c
p Ds s s s
2 p
a
cia
ici
i sp
Dps
21
a
cIa
icII sp
Dps
21 =
3200
2 0.85 111 1.688
1 880
0
.6
+ 2.8 =31.34 mm
a
cIIa
icIIII sp
Dps
21 =
3200
2 0,85 111 1,758
1 580
0
,7
+ 2.8= 32.89mm
a
cIIIa
icIIIIII sp
Dps
21 =
3200
2 0,85
1,8267
1,8261 711
+2.8 =34.08 mm
a
cIVa
icIVIV sp
Dps
21 =
3200
2 0,85
1,8189
1,8181 911
+2.8 =33.95 mm
Ţinând cont şi de celelalte acţiuni la care este supus aparatul, grosimea se majorează cu 1,3 , astfel
se obţin următoarele valori:
snecesar = 1,3 ∙s1 (prin majorare)
1 11,3I I
necesars s = 1,3 ∙ 31.34 = 40.742 mm
1 11,3Il II
necesars s = 1,3 ∙ 32.89= 42.757 mm
1 11,3Ill III
necesars s = 1,3 ∙ 34.08 = 44.304 mm
1 11,3lV IV
necesars s = 1,3 ∙ 33.95 = 44.135 mm
Prin standardizare conform STAS vom avea:
I
STASs = 41 mm = 0,041 m
II
STASs = 43 mm = 0,043 m
28
III
STASs = 45 mm = 0,045 m
IV
STASs = 45 mm = 0,045 m
Di = Dit + 2sa, [mm], Di = 3200 + 2∙2,8 =3205.6 mm =3.2056m
De = Dit + 2s1,
I
eD = 3200 + 2∙ 41 = 3282 mm = 3.282 m
II
eD = 3200 + 2∙ 43 = 3286 mm = 3.286 m
III
eD = 3200 + 2∙ 45 = 3290 mm = 3.290 m
IV
eD = 3200 + 2∙ 45 = 3290 mm = 3.290 m
Mantaua cilindrică a aparatului de tip coloană este un înveliş cilindric cu perete subţire, fiind
respectată restricţia De/Di < 1,5.
Tabelul 7 – Valorile presiunilor de calcul, grosimilor de perete şi diametrelor
Tronson phi,
[N/mm2]
pci,
[N/mm2]
s,
[mm]
s1 nec,
[mm]
s1 STAS,
[mm]
De,
[mm]
I 0,0629 1,6880 40.742 31.34 41 3282
II 0,1266 1,7580 42.757 32.89 43 3286
III 0,1953 1,8267 44.304 34.08 45 3290
IV 0,2189 1,8189 44.135 33.95 45 3290
29
7.2. Calculul de predimensionare a fundurilor
Fundurile elipsoidale solicitate la presiune interioară sunt standardizate din punct de
vedere dimensional, fiind executate prin ambutisare, fie dintr-un singur semifabricat, fie din
segmenţi preasamblaţi prin sudare.
Grosimea totală de perete se evaluează cu următoarea formulă:
a
eca
ice
afif syp
Dpysss
2; [mm]
unde:
ye este coeficientul de suprasolicitare în calculele practice considerându-se, de regulă, ye
= 1,00;
sa – grosimea de adaos, care se determină cu următoarea formulă:
sa = sc + st +'
ts , [mm]
'
ts – reprezintă grosimea de adaos tehnologic pentru compensarea subţierii tablei, prin
ambutisare, care ia valori între 0,7 - 0,8 mm; '
ts = 0,8 mm.
Fig. 8. Fundul elipsoidal.
Exemplificare schematică principală:
30
1 – zona cilindrică a fundului bombat elipsoidal;
2 – zona bombată propriu-zisă;
SIT – suprafaţa interioară tehnologică;
SM – suprafaţa mediană a peretelui de rezistenţă;
SE – suprafaţă exterioară;
AR – axa de revoluţie;
CG – curba generatoare;
IR – începutul racordării.
sa = sc + st +'
ts , [mm]
sc = wc ∙ τs
sc = wc ∙ s, [mm], sc = 0,16 ∙ 12,5 = 2,0 mm
sa = sc + st, [mm], sa = 2,0 + 0,8 = 2.8 mm
sa = 2,0 + 0,8 + 0,8 = 3.6 [mm]
- pentru fundul elipsoidal superior:
i
fs
h
fs
c ppp ph1 + pi = 0,0629 + 1,6 = 1,6629 N/mm2
sup
sup
sup
2 ca
ic
afp
Dpss
= 3.6 +
1.6629
2 0,85
3205
111 1.66
6
29
.
= 32.10mm
sup sup1,3fnec fs s = 1,3 ∙ 32.10 = 41.73mm; sup 43fSTASs mm
- pentru fundul elipsoidal inferior:
i
f
h
f
c ppp infinf phIV + pi = 0,2189 + 1,6 = 1,8189 N/mm2
inf
inf
inf
2 ca
ic
afp
Dpss
= 3,6 +
1.8189
2 0,85
3205
111 1,81
6
89
.
= 34.85 mm
inf inf1,3fnec fs s = 1.3 ∙ 34.85= 59.605 mm; inf 60fSTASs mm
31
7.3. Calculul de predimensionare al sistemului de rezemare
Fig. 9. Sistemul de rezemare al aparatului de tip coloană
Dip – diametrul interior al piciorului; Dii – diametrul interior al inelului; Dei – diametrul exterior al inelului;
De – diametrul exterior al mantalei cilindrice; s1 – grosimea de perete; s1p – grosimea de perete a
mantalei cilindrice; s1 – grosimea de perete a inelului,
1 – mantaua cilindrică a aparatului;
2 – fundul elipsoidal; 3 – mantaua cilindrică a sistemului de rezemare (sau a piciorului de rezemare –
fusta cilindrică);4 – inelul de rezemare; 5 – contrainelul de rezemare cu grosimea de perete s2 şi
diametrul exterior D1; 6 – nervură de rigidizare sau guşeu; 7 – şuruburile de ancoraj ale aparatului
(şuruburi de fundaţie sau buloane); 8 – cordonul de sudură dintre mantaua cilindrică şi fundul elipsoidal;
9 – cordonul de sudură în colţ dintre piciorul de rezemare 3 şi fundul elipsoidal 2; 10 – cordonul de
sudură dintre mantaua cilindrică 3 şi inelul de rezemare 4 (sudură bilaterală în colţ); 11 – cordonul de
sudură inelar în colţ dintre contrainelul 5 şi mantaua cilindrică 3; 12 – fundaţia de beton armat (inelară).
32
Grosimea de perete a mantalei cilindrice a piciorului de rezemare este egală cu grosimea
de perete a mantalei cilindrice a ultimului tronson al aparatului:
Diametrul interior al piciorului
1IVip e it sD D 2 3 D 2 6
Dip = 3200+2∙45+2∙3= 3296mm= 3.296 m
Diametrul exterior al piciorului
Dep= Dip+2∙slp= 3296+2∙41=3378 m = 3.378 m
Diametrul interior al inelului
bi= 400 mm (lăţimea inelului de rezemare)
Dii = Dip + s1p – bi = 3296+ 41 – 400 = 2937 mm = 2.937 m
Diametrul exterior al inelului
Dei = Dip + s1 + bi = 3296+ 41 + 400 = 3737 mm = 3.737 m
Diametrul exterior al contrainelului
Dl = Dei+200= 3737+200= 3937 mm = 3.937m
Diametrul circular după care sunt amplasate şuruburile
Dcs = Dip +2∙(a+ s1p)
d = 48 mm
a ≥ d + 20 mm → a ≥ 48 + 20 → a ≥ 68 mm
Dcs= 3296+2∙(68+41) = 3514 mm= 3.514 m
Grosimea de perete a inelului de rezemare
1s = 1,6 ∙ s1p = 1,6 ∙ 41 = 65.6 mm = 0,0656 m
Grosimea de perete a containerului de rezemare
2s = 0,75 ∙ 1s = 0,75 ∙ 65.6 = 49.2 mm = 0,0492 m
Grosimea de perete a nervurilor de rigidizare
3s = 0,6 ∙ 2s = 0,6∙ 49.2= 29,52 mm = 0,02952 m
33
Pasul dintre şuruburi
d = 48 mm
ts = 7∙d = 7∙48 = 336 mm = 0,0336 m
Numărul de şuruburi
s
cs
st
Dn
= 3.14 3514
336
= 32.84 33 şuruburi
Numărul de nervuri de rigidizare sau GUSEE
GUSEEn =2∙33=66 GUSEE
7.4 Evaluarea Sarcinilor Gravitaţionale
Greutatea mantalei cilindrice
01
1 2
i
ik
i
i
it
i
e
m hSDD
G , [N]
în care:
k – reprezintă numărul de tronsoane cu grosimea de perete constantă;
γ0 – greutatea volumică a oţelului, γ0 = 78,5 kN/m3 = 78500 N/m3;
0
1
2
II
ite
mI hsDD
G = ( 3.2)
0.0413.2
5.5 78502
820
= 180237.48N
02
IIII
iteII
mII hsDD
G = (3.286 3.2)
0.043 6.5 785002
=223536.42 N
02
IIIIII
iteIII
mIII hsDD
G = ( 3.2)
0.0453.2
6.5 78502
900
=234077.73 N
02
IVIV
iteIV
mIV hsDD
G = (3.290 3.2)
0.045 1.6 785002
=57619.13
34
Gm = GmI + GmII + GmIII + GmIV =695470.76 N
Greutatea fundului elipsoidal
2
it
2
emin
3
it
3
e0o
s
f DDh4
DD1309,0VG , [N]
s 3 3 2 2
fG 78500 0,1309 3.2 0,1 3.282 3.23.24
82
= 29830.78 N
2
it
2
emin
3
it
3
e0o
i
f DDh4
DD1309,0VG , [N]
i 3 3 2 2
fG 78500 0,1309 3.290 3.2 0,1 3.290 3.24
= 32817.84 N
ftG 29830.78 32817.84 62648.62 N
Greutatea gurilor de vizitare
Avem 6 guri de vizitare cu căptuşeală din oţel rezistent la coroziune
Tabelul nr. 8 – Determinarea greutăţilor gurilor de vizitare
Dn Pn Masa netă, kg/buc
Guri de vizitare cu căptuşeală
pr pp
500 16 194 232
GGV = 232 ∙ 10 = 2320 N
GGV = 6 ∙ 2320 = 13920 N
Greutatea piciorului de rezemare
a. Greutatea inelului de rezemare care se consideră ca fiind în execuţie masivă, neglijând găurile
şuruburilor:
35
1
22
04
sDDG iieiinel
, [N]
2 2
inel 3.737 2.93G 78500 0.06564
7 = 21594.32 N
b. Greutatea inelului superior (contrainelul)
2
2
1
2
10 24
ssDDG pipcinel
D1 = Dei + 200 = 3737 + 200 = 3937 mm = 3,937 m
22
cinelG 78500 3.937 3. 0,04282 2 0,04924
1
= 12689.99 N
c. Greutatea fustei piciorului (piciorul propriu-zis)
fp
f
mf HsDG 10
Hf= Hp = 2200 mm = 2,2 m
f
mD = Dip + s1p = 3.282 + 0,041 = 3.323 m = 3323 mm
fG 78500 3.323 0,041 2,2 = 73919.05 N
Gp = Ginel + Gcinel + Gf = 21594.32 +12689.99 += 73919.05 =108203.36 N
Greutatea talelor cu clopoţei ambutisaţi
- folosim decât un taler
Gt = 1800 N/m2
Gtclop= π Dit2/4 ∙ 1800, N
Gt1
23,14 3.21800
4
= 14476.46 N
- greutatea plăcilor inelare care susţin umplutura de tip jgheab, stelajul de rigidizare
Gtjgheab= 3∙π Dit2/4 ∙ 1700
36
Gt2
23,14 3.23 1700
4
= 41016.63 N
- dispozitivul de stropire de la vârful aparatului tip păianjen
Gpăianjen = 2
it tD G
22
t paianjen
3.14 3.2 2500G 2500N / m G
4
20096N
Greutatea produsului din coloană considerând aparatul plin cu apă
a. Greutatea produsului cuprins în mantaua cilindrică
- folosim apă
HD
G it
p
m
p
4
2
= 23.2
10000 20.14
= 1777387.46 N
p – greutatea volumică a produsului, 10 000 N/m3;
b. Greutatea produsului cuprins în fundul elipsoidal
min
23
41309,0 hDDG ititp
fl
p
fl 3 2
pG 10000 0,1309 3.2 3.2 0,14
= 45406.57 N
c. Greutatea umpluturii
Gu= γu∙πDit2/4 ∙ Hu = 6400 ∙ 3,14∙3.22/4 ∙ 14 = 720240.64 N
Gp coloană = 1777387.46 + 45406.57 =1822794.03 N
Greutatea izolaţiilor termice (exterioare)
a. Greutatea izolaţiilor exterioare a mantalei cilindrice - folosim vată de sticlă
izizeiz
m
iz sHsDG = 1000∙π∙(3.29 + 0,16)∙20.1 ∙0.16 = 38324.92 N
37
iz 1000 N/m3 – greutatea volumică a izolaţiei
siz = 160 mm = 0,16 m – grosimea izolaţiei
b. Greutatea izolaţiei exterioare a fundului elipsoidal
]2
)(3,1[
2
min iz
ize
izizeiz
fl
iz ssD
hssDG
, [N]
2
fs
iz
(3.29 0,16)G 1000 [ 3.29 0,16 0,16 0,1 1,3 0,16]
2
=4062.27 N
2
fli
iz
(3.281 0,16)G 1000 [ 3.281 0,16 0,16 0,1 1,3 0,16]
2
=4041.55 N
fl
izG = 4062.27+4041.55=8103.82N
Greutatea izolaţiei antifoc a piciorului
p
izG = γantifiz ∙π∙(Dep +santif
iz )∙ santif
iz ∙ Hp
p
izG = 1500∙3.14∙(3.378 +0.04)∙0.04 ∙ 2.2 = 1416.69 N
Greutatea peretelui inelar (greutatea podestelor de acces din dreptul gurilor de vizitare)
Fig. 10 Schiţa podestului
De – diametrul exterior al peretelui metalic, lpc – lăţimea podestului
Greutatea peretelui inelar (circular) a podestelor de acces
Greutatea podestului circular
38
pc
/
/
l 1100mm 1.1m
lpRe
2Gpc pc G pc180
G pc 105daN / m 1050N / m
DeRe
2
Tronsonul I:
II
De 3.282Re 1.641m
2 2
1.11.641
2Gpc 3.14 180 1050 7223.73180
N
Tronsonul II
IIII
De 3.286Re 1.643m
2 2
1.11.643
2Gpc 3.14* 360 1050 14460.64180
N
Tronsonul III:
IIIIII
De 3.290Re 1.645m
2 2
1.11.645
2Gpc 3.14* 180 1050 7236.92N180
39
Tronsonul IV:
IV IV
3.290Re De : 2 1.645m
2
1.11.645
2Gpc 3.14* *360*1050 14473.83N180
Gpc total = 43395.12 N
Greutatea podestului de vârf inclusiv dispozitivul de ridicat.
22
'
'
90090
][,
m
N
m
daNG
NGAG
pv
pvpvpv
Apv – aria suprafeţei podestului de vârf, *m2];
Gpv – greutatea podestului, [N].
2 2200 2,2pv pcl l mm m
2
I
e pv 2
pv
D lA 3.14 ,m
4
Apv=3.14∙2
2(3.282 2.2)23.60m
4
pvG 23.60 900 21240N
40
Gdisp din grafic în funcţie de diametrul interior al aparatului
Gdisp = 1100 daN = 11000 N
Greutatea scării pisică.
Figura 10 – Schiţa amplasării scărilor pisică
Gsp= HT G’sp
HT = Hm +Hf+Hp+h = 20.1+0,81+2,2+0.1= 25,21 m
/
spG 300N / m
Gsp 25.21 300 7563N
Greutatea conductelor şi a celorlalte amenajări.
KNNGc 5050000
41
Greutatea totală a aparatului.
Greutăţi N Masa kg
Manta cilindrică 695470.76 70894.06
Fund superior 29830.78 3040.85
Fund inferior 32817.84 3345.26
Guri de vizitare 13920 1418.86
Picior de rezemare 108203.36 11029.90
Talere clopoţei 14476.46 1475.68
Talere jgheab 41016.63 4181.10
Sistem pulverizare 20096 2048.52
Produs din manta 1777387.46 181181.142
Produs din capac inferior 45406.57 4628.60
Umplutură 720240.64 73419.026
Termoizolaţie manta 38324.92 3906.72
Termoizolaţie capace 8103.82 826.077
Izolaţie antifoc picior 1416.69 144.42
Podeste circulare 43395.12 4423.56
Podeste de vârf 21240 2165.14
Dispozitiv de ridicat 11000 1121.30
Scară pisică 7563 770.85
Conducte vapori 50000 5096.84
TOTAL 3679910.05 375118.25
42
8. Calculul Perioadei Proprii De Vibraţie
Generalităţi
În scopul stabilirii valorii perioadei oscilaţiilor proprii a aparatelor cilindrice de tip coloană, este
necesar a se efectua integrarea ecuaţiei diferenţiale a fibrei medii deformate a coloanei aflate sub
acţiunea încărcărilor gravitaţionale. Integrarea respectivă se poate efectua analitic, grafic sau grafo-
analitic.
Figura 11 – Reprezentarea modului fundamental de vibraţie
Modul 1 de vibraţie se caracterizează prin perioada de vibraţie T1.
Modul 2 de vibraţie se intersectează într-un punct.
Modul 3 de vibraţie se intersectează în două puncte, este caracterizat prin formele de vibraţie.
Determinarea perioadei proprii de vibraţie în modul fundamental
Sub acţiunea forţelor orizontale, aparatele de tip coloană lucrează, în general, la încovoiere, ca nişte
console şi în consecinţă oscilaţiile lor sunt condiţionate – în primul rând – de rigiditatea proprie la
încovoiere Et ∙I.
Perioada proprie a unei structuri faţă de înălţime creşte. Cu cât structura este mai rigidă, aria este mai
mare, cu cât modulul de elasticitate este mai mare cu atât structura este mai rigidă.
43
Conform STAS 9315/1-73, perioada oscilaţiilor proprii se calculează cu formula:
IEg
HGHT
t
8,11
H – înălţimea aparatului considerată de la suprafaţa solului până la vârful coloanei, *m+;
G – greutatea aparatului în condiţii de funcţionare, *N+;
IE t - rigiditatea proprie la încovoiere;
tE - modulul de elasticitate longitudinal;
I – momentul de inerţie transversal al aparatului, [m4];
g – acceleraţia gravitaţională, *m/s2].
G = 3679910.05N
H = 25,21 m
Modulul de elasticitate longitudinal:
0
it 200 5 N 200 5 35 375 C
0
0
300 C 4 2
400 C 4 2
E 19.2 10 N / mm
E 18.3 10 N / mm
0375 C 4 2E 18.98 10 N / m
4
4(19.2 18.3) 10C 75 18.3 10
400 300
0375 C 4 2E 18.98 10 N / m
44
Momentul de inerţie axial al secţiunii transversale a aparatului :
4 4( )64
e iI D D
i it aD D 2 s 3200 2 2.8 3205.6mm 3.2056m
e i SREND D 2 s 3205.6 2 41 3287.6mm 3.2876m
4 4 4I (3.2876 3.2056 ) 0.551m64
Perioada proprie de vibraţie în modul fundamental :
IEg
HGH8.1T
t1
H=25,21m
G= 3679910.05N
1 10
25.21T 1.8 25.21
9.81 18.9
36799
8 10
10.0
.
5
0 551
1T 0.432s
Perioada proprie de vibraţie în mod fundamental:
Formula lui Geiger
s,f0.2T max1 , unde fmax = m,MAXf;MAXfMAX pGTOT / echivalentă cu g
f2T1 ,
g= 9,81m/s2
45
m,IE8
HPMAXf
t
4TG
p
TOT
TOTG
H
GP
GP 145970.252N / m25.2
367991
1
0.05
4
10
145970.252 25.21f 0.0705m
8 18.98 10 0.551
1
0.0705T 2 0.533s
9.81
1T = MIN(0.432;0.533)=0.533 S
9. Evaluarea acţiunii seismice
Se realizează conform “Codului de proiectare seismică” P100-1:2006.
Potrivit acestui normativ, analiza seismică a unie structuri se face după două metode de
proiectare :
METODA A
Metoda curentă şi obligatorie de proiectare Acţiunea seismică este modelată printr-o forţă echivalentă globală care solicită structura în regim static Calculul se efectuează în domeniul elastic
METODA B
Acţiunea seismică este modelată sub forma unor accelerograme de răspuns ale structurii Structura este analizată în domeniulplastic de răspuns şi în regim static Se aplică în cazul unor structuri deosebit de importante cu grad mare d erepetabilitate sau în cazul unor expertizeale unor structuri afectate de cutremure
46
N,Mq
)T(aF c
gb
unde :
Fb – forţa seismică, N
λi - coeficientul de importanţă al structurii
ag – acceleraţia maximă (de vârf)a terenului corespunzătoare seismului de proiectare pentru
perioada de revenire sau intervalul mediu de recurenţă IMR=100 ani
ß – factorul de amplitudine din structură
q – factor de comportare a structurii
λ – coeficient de echivalenţă
M – masa totală a structurii, kg
N,MaF sb
as – acceleraţia de răspuns a structurii , m/s2
2cgis s/m,
q
)T(aa
Coeficientul de importanţă al structurii
Se determină în funcţie de clasa de importanţă a structurii
Clasa de
importanţă
I II III IV
γi 1,4 1,2 1,0 0,8
CLASA I
Nu se admit avarii sau cedări Sunt considerate structuri de importanţă vitală pentru societate În timpul cutremurului şi imediat după trebuie să fie integral funcţionabile
47
Ex: staţii de pompieri, spitale judeţene, echipamente care produc energie electrică, structuri la care există riscul ca după cutremur, prin cedarea acesteia, să ducă la pierderea de mediu tehnologic în circumstanţele în care acesta este toxic
CLASA II
Structuri de importanţă deosebită la care se impune limitarea avariilor avându-se în vedere consecinţele acestora
Nu se acceptă pierderi de vieţi omeneşti Ex: clădiri de locuit şi publice având peste 400 de persoane , penitenciare, aziluri de
bătrâni, şcoli săli de spectacole cu capacitate de peste 200 de persoane, clădiri şi instalaţii industriale care prezintă risc.
CLASA III
Structuri de importanţă normală Sunt incluse toate structurile care nu fac parte din clasele I,II şi IV
CLASA IV
Structuri de importanţă redusă Ex: locuinţe parter+etaj, industriale de importanţă redusă, construcţii zootehnice .
Aparatul proiectat se încadrează în clasa a II-a de importanţă : γi= 1,2
Acceleraţia de vârf
0.28g
s
a gk
g g
Ks=0.28
g = 9.81m/s
ks- coeficientul seismic corespunzător gradului de proiecţie antiseismică a coloanei
- reprezintă raportul dintre acceleraţia maximă a mişcării seismice a terenului, corespunzătoare
gradului de protecţie antiseismică a coloanei, şi acceleraţia gravitaţională.
Zonarea teritoriului României în termeni de valori de vârf ale acceleraţiei terenului pentru
proiectare ag , pentru cutremur având IMR = 100 ani
48
Zona de seism ks=ag*g
A 0,32
B 0,28
C 0,20
D 0,16
E 0,12
F 0,08
Proiectarea aparatului se face în zona B de seism corespunzătoare oraşului Ploieşti.
ag=0.28*g
ag=0.28*9.81=2.747
g
g g
a 2.747k 0.28 k 0.28 0.0748
g 9.81
49
Coeficientul de amplificare dinamică al structurii
Se determină în funcţie de Tl şi Tc
Tl – perioada proprie de vibraţie Tc – perioada de vibraţie a terenului în amplasament
Zona teritoriului României la termeni de perioadă de control (colţ) Tca a spectrului de răspuns
Spectrul normalizat de răspuns elastic pentru acceleraţiiole componentelor orizontale ale mişcării
terenului , pentru fracţiunea din amortizarea critică, în zona caracterizată prin perioada de control
(colţ)
1.0cT s
50
Factorul de comportare al structurii
Redă modificarea răspunsului elastic în răspuns inelastic; Ia valori în funcţie de capacitatea structurii de a disipa energia indusăde seism ; Reduce sarcina seismică; Ţine seama de ductibilitatea structurii , de capacitatea de redistribuţie a eforturilor , de
ponderea cu care intervin rezervele de rezistenţă neconsiderate în calcul , precum şi de efectele de amortizare ale vibraţiilor, altele decât cele asociate structurii de rezistenţă;
Este standardizat confrom normativului P100-1:2006 Deoarece se lucrează la ductibilităţi mari q=3.
l 1q 3 0.33
2
ψ – coeficientul de reducere a efectelor acţiunii seismice care ţine seama de durabilitatea
construcţiei, de capacitatea de redistribuire a eforturilor şi de efectul amortizării vibraţiilor.
Coeficientul de echivalenţă
λ – coeficientul care realizează echivalarea între modelul dinamic real al structurii şi sistemului
cu un singur grad de libertate corespunzător modului propriu de vibraţie.
51
λ = 1
N,Mq
)T(aF c
gb
b
3671.9F 1
9910..2 0.28 9.81 1 783084.86N
3 9.
0
81
5
Calculul înălţimilor pe tronsoane
1
3 2
s
l u if
l p min 2 u 3 u 3
h h H hh H h h h h h h
2
52
l
1.5 4 0.81 0.1h 2.2 0.1 1.6 5 1.5 5 1.5
2
hl = 20.555m
3 2ll p min 2 u 3 u 3)
1h H h h h h (h h
2
ll
1h 2.2 0.1 1.6 5 1.5 (5 1.5)
2
hll = 13,65m
3lll p 2 u 3
1h H h h (h h )
2
lll
1h 2.2 0.1 1.6 (5 1.5)
2
hlll = 6,65m
p min 2
lV
H h h 2.2 0.1 1.6h
2 2
hlV 1.95 m
Determinarea greutăţii tronsonale
Tronson I Tronson II Tronson III Tronson IV
Manta cilindrică 522761.01 562973.40 562973.40 128679.65
Capac superior 29830.78 - - -
Capac inferior - - - 32817.84
Produs manta 377503.36 377503.36 435580.8 92923.90
Produs din capac inferior - - - 45406.57
Umplutură 205783.04 257228.8 257228.8 -
Termoizolaţie manta 10413.99 12999.6 12999.6 1911.73
Termoizolaţie capace 4041.55 - - 4062.27
53
Izolaţie antifoc - - - 1416.69
Taler clopoţei - - - 14476.46
Taler jgheab 13672.21 13672.21 13672.21 -
Sistem de pulverizare 20096 - - -
Picior de rezemare - - - 108203.36
Podeste circulare 7223.73 14460.64 7236.92 14473.83
Podest de vârf 21240 - - -
Scară pisică 1890.75 1890.75 1890.75 1890.75
Guri vizitare 4640 2320 2320 4640
Dispozitiv de ridicat 11000 - - -
Conducte 12500 12500 12500 12500
TOTAL, N 1242596.42 1255548.76 1306402.48 463373.05
Calculul forţei seismice pe tronsoane
ii
4
1i
bbi
hM
hiMiFF
Tronson
Mi kg
hi , m
Mi*hi, kg*m ii
4
1i
bbi
hM
hiMiFF
I 126666.302 20.555 2603625.83 382644.87
II 127986.622 13.65 1747017.39 256752.43
III 133170.487 6,65 885583.74 130150.84
IV 47234.77 1,95 92107.80 13536.73
5328334.74 783084.87
54
4b3b2bblbi
4
1ib FFFFFF
Fb =783084.87 N
Calculul momentului încovoietor
Momentul încovoietor pe secţiunile M-M şi R-R
Momentul încovoietor pe secţiunea M-M:
3M M
i bi i ii 1
M F (h y ),N m
M M
i bl 1 M M b2 2 M M b3 3 M MM F (h y ) F (h y ) F (h y )
MMiM =382644.87(20.555-2.3)+256752.43(13.65-2.3)+130150.84(6.65-2.3)=10465478.34
N∙m=10465478340 N∙mm
Momentul încovoietor pe secţiunea R-R:
4R R
i bi ii 1
M F h ,N m
R R
i bl l b2 2 b3 3 b4 4M F h F h F h F h
RRiM =12261827.88N*m=12261827880 N∙mm
55
Evaluarea tensiunilor mecanice şi formularea condiţiilor de rezistenţă şi stabilitate
Condiţiile de rezistenţă şi stabilitate se formulează prin compararea eforturilor unitare efective cu
cele admisibile :
pentru formularea condiţiei de rezistenţă în fibrele întinse sau comprimate pe baza eforturilor unitare efective ce determină un efort unitar echivalent conform uneia din teoriile de rezistenţă; efortul unitar echivalent maxim se compară apoi cu efortul unitar admisibil corespunzător.
pentru formularea condiţiei de stabilitate în fibrele comprimate se stabileşte efortul unitar critic (corespunzător pierderii de stabilitate), şi apoi valoarea de calcul (admisibilă) a efortului unitar respectiv şi , cu acesta din urmă, se compară efortul unitar maxim sau echivalent maxim de compresiune.
Aceste condiţii se vor formula în faza de regim a aparatului.
56
Evaluarea tensiunilor mecanice
2
c
mm/N
;P
mm
,s lSTAS s, mm Dm , mm
2
pcr
mm/N
,
2
pct
mm/N
,
2
pcm
mm/N
,
1,6880 41 38.2 3243.8 1,6880 71.67 35.84
1,7580 43 40,2 3245.8 1,7580 70.97 35.49
1,8267 45 42,2 3247.8 1,8267 70.29 35.15
1,8189 45 42,2 3247.8 1,8189 69.99 34.96
Calculul grosimii de rezistenţă
s1 = s1 STAS-sa
s1 = 41-2,8 = 38.2 mm
s2 = 43-2,8 = 40.2 mm
s3 = 45-2,8 = 42.2 mm
s4 = 45-2,8 = 42.2 mm
Diametrul mediu al mantalei
Dmi = Di + sSRENi
Di = Dit +2∙sa = 3200+2∙2.8=3205.6 mm
sSRENi = sa
Dml = 3205.6+38.2=3243.8 mm
Dm2 = 3205.6+40.2=3245.8 mm
Dm3 = Dm4 = 3205.6+42.2=3247.8mm
57
Efortul unitar radial datorat presiunii
pc 2
ri cip ,N / mm
pcrl = 1,6880N/mm2
pc2r = 1,7580N/mm2
pc3r = 1,8267N/mm2
pc4r = 1,8189N/mm2
Efortul unitar inelar datorat presiunii
2mcipcti mm/N,
s2
DP
pc 2
tl
3243.81.68871.67N / mm
2 38.2
pc 2
t2
1.7580 3245.870.97N / mm
2 40.2
pc 2
t3
1.8267 3247.870.29N / mm
2 42.2
pc 2
t4
1.8189 3247.869.99N / mm
2 42.2
Efortul unitar meridional datorat presiunii
pc 2
m1
71.6735.84N / mm
2
pc 2
m2
70.9735.49N / mm
2
pc 2
m3
70.2935.15N / mm
2
58
pc 2
m4
69.9934.96N / mm
2
Eforturile unitare datorate propriei greutăţi
G G
t r0; 0
Efortul unitar meridional datorat propriei greutăţi
În secţiunea M-M avem:
2
MM
iMMG
MmM mm/N,A
G
2
MSRENMMmM
llllllGMmM mm/N,
sD
GGG
G 2
mM M
1242596.42 1255548.76 1306
3247.8
402.488.84N / mm
3.14 *42.2
În secţiunea R-R avem:
2
RR
iRRG
RmR mm/N,A
G
G 2l ll lll lV
mR R
mR R SRENR R
G G G G,N / mm
D s
ip ep
mR R
3296 3378D DD 3337mm
2 2
G 2
mR R
1242596.42 1255548.76 1306402.9.89N / mm
3.14 3337
4
4
8 46
2.2
3373.05
Eforturile unitare datorate momentului seismic
0;0 sMt
sMr
59
Efortul unitar meridional datorat momentului seismic
Secţiunea M-M şi R-R
)insaintfibra("")imatafibracompr(""
2
MM
MMsMMmM mm/N,
W
M
)insaintfibra("")imatafibracompr(""
2
RR
RRsMMRmR mm/N,
W
M
MeM
4MiM
4MeM
MMD
DD
32W
4 43
M M
3.14 3290 3205.6W 345181555.9mm
32 3290
Ms 2
mM M 30.3[N / mm345181555.9
10465478340
ReR
4RiR
4ReR
RRD
DD
32W
4 43
R R
3.14W 354281331.3mm
32 33
3378 329
78
6
Ms 2
mR R 34.61N / mm354281331.
12261827880
3
60
2
MM
lMMmc
MM
MMMMmtotal mm/N,
A
G
s4
DP
W
M
M M
mtotal
274.29 / Nmm30.3 35.15 8.84
213.69N / mm
2
RR
RR
RR
RRRRmtotal mm/N,
A
G
W
M
R R
mtotal
244.54 / mm34.65 9.89
224.76N / mm
Formularea condiţiilor de rezistenţă
Cazul 2 . Dintre cele două momente încovoietoare (eolian şi seismic) preponderent este
momentul seismic, adică:
MeolianMs
Mantaua cilindrică
Conform teoriei I(Galilei-Rankin), avem:
t
max r t m m 02 max( ; ; ) 0.9 74.29 146.9
61
Conform teoriei 5 avem:
t2.0mt
2m
2lechmax 9.0
2 2
max ech 70.29 74.29 70.29 74.29 146.9 72.37 146.9 Verificat
Sistemul de rezemare
Cazul 2
MeolianMs
Conform teoriei I de rezistanţă/teoria Galilei-Rankin, condiţiade rezistenţă se formulează astfel:
2t2.0mmechmax mm/N,9.0
2
m 13.69 13.69N / mm
13.69 146.9 Verificat
Formularea condiţiilor de stabilitate
Rezistenţa admisibilă din punctul de vedere al stabilităţii pentru solicitarea statică la compr
esiune axială uniformă :
t tsup inf
s ssup sin ft t
ssup sin f
min ; ;c 5;c 2c c
Valorile critice pentru eforturile unitare de compresiune axială se determină cu formulele:
Formula LORENTZ-TIMOSENKO
t t 2
sup
m
2 s0.605 E ;N / mm
D
62
t 4 2
sup
2 42.20.605 18.98 10 2984.04N / mm
3247.8
Formula KARMAN-TSIEN
2
m
ttinf mm/N;
D
s2E100.0
t 4 2
inf
2 42.20.100 18.98 10 493.23N / mm
3247.8
2
s
2984.04 493.23min( ; ) min(596.81;246.62 246.62N / mm
5 2
2
inf
20.185 , /t t
lcr
m
sE N mm
D
4 2
lcr
2 42.20.185 18.98 10 912.48N / mm
3247.8
Condiţie de stabilitate manta cilindrică
18.0 lcr
Mm
s
Glm
8.84 74.291 0.066 1
246.62 0.8 912.48
condiţia de stabilitate se verifică
63
Condiţie de stabilitate sistem de rezemare
18.0 lcr
Mm
s
Gm
9.89 44.541 0.021 1
246.62 0.8 912.48
condiţia de stabilitate se verifică
64
BIBLIOGRAFIE:
1, Pavel A., Voicu I., Rizea L., Mateescu C., Aparate de tip coloană. Îndrumător pentru proiect de an,
Institutul de Petrol şi Gaze , Ploieşti, 1980.
2. Dumitru Gheorghe, Note de curs, 2008
3.Pavel A., Elemente de inginerie mecanica si întreţinerea utilajelor tehnologice
petrochimice, fascicul II, Institutul de Petrol si Gaze, Ploieşti, 1976