ieap.doc
TRANSCRIPT
-
7/30/2019 IEAP.doc
1/48
UNIVERSITATEA PETROL GAZE PLOIETI
FACULTATEA: TEHNOLOGIA PETROLULUI I PETROCHIMIE
SPECIALIZAREA: INGINERIA PROTECIEI MEDIULUI
PROIECT
INGINERIA ECHIPAMENTELOR
ANTIPOLUANTE
NDRUMTOR PROIECT: STUDENT:
Conf. dr. ing. Gh. DUMITRU
2012
-
7/30/2019 IEAP.doc
2/48
CUPRINS
1. TEMA PROIECTULUI................................................................................................3
1.1. TIPUL TEHNOLOGIC.........................................................................................3
1.2. TIPUL CONSTRUCTIV........................................................................................3
1.3. ECHIPAMENTUL TEHNOLOGIC INTERIOR...............................................3
1.4. PARAMETRII TEHNOLOGICI PRINCIPALI.................................................3
1.5. ZONA CLIMATIC..............................................................................................4
1.6. ZONA SEISMIC..................................................................................................4
1.7. SISTEMUL CONSTRUCTIV TERMOIZOLANT.............................................4
2. PLANUL TEMATIC.....................................................................................................72.1. PREZENTAREA CONSTRUCTIV-FUNCIONAL A APARATULUI.......7
2.1.1. SCHEMA FUNCIONAL A APARATULUI.........................................7
2.1.2. MODUL DE COMPORTARE A UMPLUTURII.....................................9
2.2 CALCULUL MECANIC DE PREDIMENSIONARE.........................................9
2.2.1. DATE TEHNICE..........................................................................................9
2.2.2. ALEGEREA MATERIALELOR..............................................................12
2.2.3. CALCULUL REZISTENELOR ADMISIBILE...................................14
2.3. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE A MANTALEI CILINDRICE......17
2.4. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE A FUNDURILOR I
CAPACELOR APARATULUI DE TIP COLOAN...................................................21
2.5. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE A SISTEMULUI DE
REZEMARE....................................................................................................................23
2.6. EVALUAREA SARCINILOR I SOLICITRILOR
CORESPUNZTOARE..................................................................................................25
2.7. CALCULUL PERIOADEI PROPRII DE VIBRAIE.....................................32
2.8. CALCULUL SARCINILOR I SOLICITRILOR SEISMICE....................34
2.9. CALCULUL MECANIC DE VERIFICARE LA REZISTEN I
STABILITATE................................................................................................................40
2
-
7/30/2019 IEAP.doc
3/48
BIBLIOGRAFIE..............................................................................................................48
1. TEMA PROIECTULUI
Se proiecteaz din punct de vedere mecanic la nivel de proiect tehnic un aparat
hidraulic de tip static pentru captarea prafului industrial .Datele de proiect sunt urmtoarele:
1.1. TIPUL TEHNOLOGIC
Coloan cu umplutur scrubere pentru purificarea umed a gazelor
1.2. TIPUL CONSTRUCTIV :
- aparat cilindric vertical;
- numrul minim al straturilor de umplutur nmin = 3;
- diametrul interior tehnologic Dit;
- nlimea total Hit.
1.3. ECHIPAMENTUL TEHNOLOGIC INTERIOR
- corpuri de umplutur de tip inele ceramice Raschig, cu diametrul inch ;
- dispozitive de pulverizare a fluidului de tip pianjen;
- dispozitiv pentru colectarea i redistribuirea fluidului
1.4. PARAMETRII TEHNOLOGICI PRINCIPALI
- N = 26;
- densitatea gazului: a = 1,3 kg/m3;
- densitatea lichidului: l = 1000 kg/m3;
- viscozitatea cinematic a fluidului la 60 0C: 60 = 0,47 10-6 m/s2;
- cderea de presiune a straturilor de umplutur: p = 42 mm H2O/m;- debitul de gaz : Qg 60/a = (110+11N) m3/min ;
- suprafaa total de contact a umpluturii: S = (12000+300N) m2;
- mediul coroziv cu viteza de coroziune: wc = 0,16 mm/an;
- durata de serviciu a aparatului: s = 105 h.
3
-
7/30/2019 IEAP.doc
4/48
1.5. ZONA CLIMATIC
Evaluarea aciunii eoliene, conform NP-082-04 : Cod de proiectare. Bazele
proiectrii i aciuni asupra construciilor. Aciunea vntului .
1.6. ZONA SEISMIC
Zona seismic B, conform normativului P100-1/2006 : Cod de proiectare
seismic Partea I - Prevederi de proiectare pentru cldiri; ag = 0,28g; Tc = 1,0 s
1.7. SISTEMUL CONSTRUCTIV TERMOIZOLANT
Vat mineral
Pentru elaborarea proiectului se utilizeaz prescripia tehnic ISCIR PT
C4/2-2003 : Ghid pentru proiectarea, construirea, montarea i repararea recipientelor
metalice sub presiune.
4
-
7/30/2019 IEAP.doc
5/48
Fig 1. Aparatul de tip coloan
5
-
7/30/2019 IEAP.doc
6/48
Legenda:
1. Mantaua cilindric a aparatului cu diametrul interior tehnologic D it, nlimea Hm i
grosimea de perete s1. Peretele metalic este de tip manta cilindric alcatuit din virole
cilindrice sudate cap la cap.
2. Fundul superior al aparatului cu grosimea de perete s1f i nlimea H1fs. Este bombat
elipsoidal.
3. Fundul inferior al aparatului cu grosimea de perete s1fi nlimea H1fi
4. Sistemul de susinere i rezemare al aparatului cu nlimea HP
5. Stratul de umplutur din corpuri ceramice cu nlimea umpluturii hu
6. Sistem de susinere a umpluturii format din platbante fixate cu tirani
7. Gratare limitatoare de straturi8. Dispozitive pentru colectarea i redistribuirea lichidul absorbant (structuri tronconice
cu goluri stanate).
9. Sistemul de pulverizare a fluidului absorbant de tip pianjen.
10. Taler pentru distribuia uniform a gazului pe seciune.
11. Fundaia inelar din beton armat.
R1- racordul de intrare a gazului ce trebuie purificat, cu Dn 250.
R2- racordul de distribuie a absorbantului, cu Dn 80.R3- racordul de evacuare a gazului purificat, cu Dn 250.
R4- racordul de evacuare a absorbantului uzat, cu Dn 250.
G1G6- guri de ncrcare/descrcare a umpluturii, cu Dn 200.
GV- guri de vizitare circulare, cu Dn 500 i cu capac pivotant.
6
-
7/30/2019 IEAP.doc
7/48
2. PLANUL TEMATIC
2.1. PREZENTAREA CONSTRUCTIV-FUNCIONAL A APARATULUI
n industria petrolier chimic i petrochimic, precum i n alte industrii, se
ntlnesc aparate tehnologice care, prin form i dimensiuni, intr n categoria aparatelor
de tip coloan, cu raport relativ mare ntre nlime i diametru.
Conceptul de aparat de tip coloan, n general, este asociat cu cel de proces de
transfer de substane sau de mas (absorbie, desorbie, chemosorbie, adsorbie,
fracionare, extracie).
Din punct de vedere constructiv, aparatele de tip coloan se caracterizeaz, de
cele mai multe ori, printr-un simplex dimensional H/Dit relativ mare.
Forma aparatelor de tip coloan este, n general, cilindric
n ansamblul su, aparatul de tip coloan se compune din:
- corp;
- amenajri interioare (talere, corpuri de umplere, serpentine);
- amenajri exterioare (scri, platforme, dispozitive de ridicare);
2.1.1. SCHEMA FUNCIONAL A APARATULUI.
Micarea lichidului i a gazului se produc n contracurent, gazul deplasndu-se
de jos n sus, iar lichidul de sus n jos prin pulverizarea lui la partea superioar. Astfel,
lichidul absorbant proaspt realizeaz o extracie complet a prafului din amestecul
gazos.
Acest sistem este mult mai eficient dect cel cu circulaie n echicurent, cnd
mediul gazos evacuat vine n contact cu soluia deja concentrat cu poluantul ce trebuieabsorbit. Se mai numesc i aparate hidraulice statice pentru captarea prafului sau
spltoare de gaz de tip coloane cu umplutur scrubere.
7
-
7/30/2019 IEAP.doc
8/48
Fig 2. Schema de funcionare a aparatului
Legenda:
1- corpul aparatului
2- umplutura cu nlimea Hu
3- pompa care are rolul de evacuare a lichidului absorbant
4- rcitorul
5- racordul de intrare a gazului care urmeaz a fi purificat
6- racordul de evacuare a gazului purificat
7- legturi de conducte la sistemul de alimentare intrare al lichidului absorbant
8- racordul de evacuare al lichidului absorbant
9- racordul de evacuare al lichidului absorbant
10- racord de evacuare a lichidului absorbant din sistem
11- talerul cu clopoei avnd rolul de uniformizare a circulaiei gazului
8
-
7/30/2019 IEAP.doc
9/48
12- sistem de pulverizare a lichidului absorbant .
Prin micarea lichidului absorbant se realizeaz o extracie complet a
poluantului din amestecul gazos. Pentru eliminarea cldurii degajate n timpul epurrii i,
totodat, pentru mrirea densitii de stropire, n coloanele cu umplutur se realizeaz
recircularea lichidului absorbant dup rcirea acestuia. Acesta este evacuat parial, n
locul su introducndu-se absorbant proaspt.
2.1.2. MODUL DE COMPORTARE A UMPLUTURII
n general, la peretele coloanei, fracia de goluri este maxim, iar rezistena
hidraulic este mic. n consecin, lichidul are tendina s se deplaseze preferenial n
lungul peretelui. Ca urmare, zona central va fi insuficient udat. Pentru a se evita acestlucru, pe nalimea aparatului, ntre dou straturi distincte de umplutur, se prevd
dispozitive de redistribuire care dirijeaz lichidul spre zona central a umpluturii.
La aparatele de absorbie, n zona inferioar a coloanei, se prevd dispozitive
pentru uniformizarea circulaiei gazului. Sub grtarul stratului de umplutur, n zona de
evacuare a lichidului, se prevede un taler cu clopote care are rolul de egalizare a vitezelor
gazelor pe seciunea coloanei.
2.2. CALCULUL MECANIC DE PREDIMENSIONARE
2.2.1. DATE TEHNICE
n vederea efecturii calculului mecanic de predimensionare al aparatelor de tip
coloan, este necesar s fie precizate urmtoarele mrimi constructive i de calcul:
Parametrii tehnologici:
- presiunea de lucru: p = 16 bar;
-temperatura de lucru: t = 250 C;
-mediu tehnologic.
Dimensiunile principale:
-diametrul interior tehnologic.
9
-
7/30/2019 IEAP.doc
10/48
Valoarea diametrului interior tehnologic se obine din graficul Dependena
dintre debitul de gaze exprimat n m3/min i diametrul nominal Dn
Fig. 3. Dependena dintre debitul de gaze i diametrul nominal
Suprafaa total de contact a umpluturii
S = Vu u , unde Vu volumul de umplutur necesar [m3];
u suprafaa specific a umpluturii [m2/m3].
u = = 0,8265= 212 m2/m3
- coeficientul de udare i caracterizare a capacitii de udare a umpluturii alese;
= 0,8; = 265 m2/m3
S = (12000+300N) m2 = 12000+30026 = 19800 m2
Debitul de gaz
Qg 60/a = (110+11N) m3
/min = 396 m3
/min Dn = Dit = 2,95m
kh = 2Dit, [m] 0,
40,51,2
1,42,2
2,43
kh 10 6 3 2
10
-
7/30/2019 IEAP.doc
11/48
1980093,396
212u u
SV
= = = m3;
2 2
4 4 93, 396
2,95it
VuHu
D
= =
= 13,67 m = 14 m;
hu = kh Dit = 2 2,95 = 5,9 m
nnec =13,67
2,325,9
unec
u
H
h= = ; deoarece hu 6m => nnec = 3 straturi
Hu1 = 4 m
Hu2 = 5 m
Hu3 = 5 m
h1 = 2 m
h2 = 1,5 mh3 = 1,5 m
Hm = h1+Hu1+h3+Hu2+h3+Hu3+h2 = 2+4+1,5+5+1,5+5+1,5 = 20,5 m
==4
DitH
2950737,5
4mm= = 0,7375 m
S
f
i
f HH 11 = hH += 0, 7375 0,1 0, 8375m= + =
h = 100 mm; Hp = 2,6 m; hp = 50 mm
S
fppmt HHhHH 1+++= 20,5 0, 05 2,6 0,8375= + + + = 23,988m
11
-
7/30/2019 IEAP.doc
12/48
Fig. 4. Fundul ellipsoidal al aparatului
1 zona cilindric a fundului bombat elipsoidal;
2 zona bombat propriu-zis;
SIT suprafaa interioar tehnologic;
SM suprafaa median a peretelui de rezisten (stabilitate);
SE suprafaa exterioar;
AR axa de rezoluie;CG curba generatoare;
IR nceputul racordrii
2.2.2. ALEGEREA MATERIALELOR
Pentru a face alegerea materialului din care se va confeciona aparatul de tip
coloan, se aplic criteriul ISCIR (Inspecia de Stat pentru Cazane sub Presiune i
Instalaii de Ridicat), care prevede o clasificare a utilajelor n funcie de presiunea de
lucru i temperatura peretelui metalic.
Pentru tm = 250 C i presiunea de lucru pn la 50 bar, recipientul n cauz se
ncadreaz n categoria a IV-a de periculozitate. Pentru aceast clas se recomand:
oeluri destinate tablelor de cazane i recipiente sub presiune lucrnd la temperatur
12
-
7/30/2019 IEAP.doc
13/48
ridicat, ambiant sau sczut,.oeluri sudabile destinate construciilor sudate, oeluri
carbon de uz general cu prescripii de calitate.
Potrivit criteriului ISCIR recipientele sunt clasificate n cinci clase de
periculozitate.
Clasificarea recipientelor se realizeaz n funcie de parametrii tehnici (presiune,
temperatur).
Tab.1. Clasificare recipientelor sub presiune stabile care lucreaz la temperaturi
ridicate. Criteriul ISCIR.
Categoriarecipientuluicald
Presiunea maxim de lucrula funcionarea n regim,
Temperatura maxim a pereteluimetalic
T, [K] t, C
I pn la 850 pn la 1023 pn la 750II pn la 850 pn la 823 pn la 550III pn la 850 pn la 748 pn la 475IV pn la 50 pn la 623 pn la 350V pn la 16 pn la 473 pn la 200
Se va alege categoria IV a recipientului cald
Tab.2. Tipurile de oeluri recomandate pentru a fi utilizate n construcia
recipientelor sub presiune stabile, care lucreaz la temperaturi ridicate
Categoria recipientuluicald
Oeluri admise
I + II Oeluri aliate specialOeluri aliate destinate tablelor de cazane i recipiente
sub presiune lucrnd la temperaturi ridicateIII Oeluri slab aliate, oeluri carbon de calitate
normalizate, oeluri destinate tablelor de cazane irecipiente sub presiune lucrnd la temperaturi ridicate
IV Oeluri destinate tablelor de cazane i recipiente sub
presiune lucrnd la temperatur ridicat, ambiant sausczut, oeluri sudabile destinate construciilor sudate,oeluri carbon de uz general cu prescripii de calitate
V Oeluri destinate tablelor de cazane i recipiente subpresiune lucrnd la temperatur ridicat, ambiant sausczut, oeluri sudabile destinate construciilor sudate,oeluri carbon de uz general cu sau fr prescripii de
calitate
13
-
7/30/2019 IEAP.doc
14/48
Tab.3. Oeluri recomandate pentru a fi folosite n construcia recipientelor calde
Temperatura maxim (deutilizare) a peretelui
metalic
Categoriarecipientului
cald
Marca oelului STAS
K C623 350 IV OL34
OL37R37R44R52
OL44OL52K41K47
500/1-78500/2-802883/1-762883/2-802883/3-80
Conform tabelului 2 a fost aleas categoria IV: oeluri destinate tablelor de cazane
i recipiente sub presiune lucrnd la temperatur ambiant i ridicat (realizat de
Institutul Romn de Standardizare), iar din tabelul 3 oelul ales a fost K 41 conform
STAS 2883/3-88.
41 reprezint rezistena de rupere minim la temperatura standard normal de 20 C,
exprimat n N/mm2 conform STAS 2883/3-88.
K oeluri destinate recipientelor care lucreaz la temperatura ambiantsau ridicat.
2.2.3. CALCULUL REZISTENELOR ADMISIBILE
La proiectarea aparatelor tehnologice, un element foarte important care trebuie
luat n considerare i care, n mare msur, este hotrtor att pentru preul aparatului ct
i pentru modul de comportare i durabilitate n exploatare, l constituie calculul
rezistenei admisibile.
Pentru efectuarea acestui calcul este necesar, pe de o parte, cunoaterea ct mai
complet a condiiilor de lucru, iar pe de alt parte folosirea unor relaii de calcul ct mai
corecte, stabile i verificate n condiii ct mai apropiate de cele reale. Astfel, se poate
ajunge la o dimensionare exact i n consecin se poate ajunge la o economie de
materiale, capacitatea construciei nefiind cu nimic periclitat.
14
-
7/30/2019 IEAP.doc
15/48
Metodele i criteriile de calcul corespunztoare rezistenei admisibile a
materialului de baz pentru solicitarea static la ntindere
Pentru calculul rezistenelor admisibile, minimal este necesar cunoaterea
urmtorilor factori: regimul de lucru al aparatului (n special regimul de temperatur),
calitatea materialului de baz utilizat, tehnologia de execuie adoptat, metodele de
control folosite, caracteristicile mediilor de lucru, caracterul solicitrilor, durata de
serviciu, precizia calculului. n ara noastr, n practica de proiectare a aparatelor
tehnologice, calculul rezistenei admisibile se efectueaz de regul pe baza unui
coeficient global de siguran. n alte ri, ns pe lng aceast metod, o extindere
deosebit a fost realizat de metoda de calcul la strile limit.
n calculul rezistenelor admisibile, coeficientul global de siguran este singurulcare ine seama de cea mai mare parte a factorilor variabili, i anume: variabilitatea
sarcinilor n aceeai grupare de sarcini, neuniformitatea calitii materialului, abaterile de
execuie, aproximaiile de calcul, etc. Din aceast cauz, aparatele calculate pe baza
rezistenelor admisibile avnd drept baz coeficientul global de siguran, nu prezint o
securitate tehnic uniform, nici chiar n ansamblul aceluiai sistem.
Un factor important de care trebuie s se in seama n calculul rezistenelor
admisibile este temperatura. Temperaturile mediilor de lucru i ale mediilornconjurtoare de o parte i de alta a peretelui unei structuri de cele mai multe ori sunt
diferite, deseori ele variind i cu lungimea sau cu diametrul aparatului respectiv.
Utilajele sunt dimensionate lucrnd cu metoda rezistenei admisibile (materialul
s rmn n domeniul elastic). a - rezistena admisibil; N/mm2
=
c
tm
po
r
tn
ma
c
R
c
R 2;min
cr coeficientul global de securitate tehnic, cr= 2,4;cc coeficientul de siguran n raport cu Rp, cc = 1,5;
15
-
7/30/2019 IEAP.doc
16/48
a =
4,2
410;
5,1
181min = min [120.67; 170.83]
a = 120.67 N/mm2
tn
mR = 410 N/mm2
tnpR 02 = 265 N/mm2
250
02pR = 181 N/mm2
250
2POR reprezint limita tehnic de curgere a materialului la temperatura peretelui metalic
de 250C egal cu temperatura intern a mediului tehnologic (tm)
a rezistena admisibil normat a materialului de baz
aas =
a - rezistena admisibil; N/mm2;
sa - rezistena admisibil sudurii; N/mm2;
- coeficientul de rezisten al sudurii, = 0,85.
0,85 120,67 102,5as = = N/mm2;
Fig.5. Cordonul de sudur al materialului tehnologic
16
-
7/30/2019 IEAP.doc
17/48
1 MB material de baz;
2 MA material de adaos (cordonul de sudur CS, sudura S);
ZIT zona de influen tehnic
n zona de influen tehnic tensiunile mecanice sunt mult mai mari - as
aas =
- coeficientul de rezisten al sudurii sau coeficientul de calitate al sudurii, rezult din
calibrarea a cinci termeni:
= k1k2k3k4 0
k1..4 coeficieni de reducere (de corecie)
k1 ine cont de tipul sudurii i modul de realizare a sudurii;
k2 ine cont de caracterul materialului din punct de vedere al sudabilitii, ine seama i
de metoda de tratament termic (integral, parial sau absent);
k3 ine cont de volumul examinrii nedistructive;
k4 ia n considerare metoda de ncercare a mbinrii sudate.
Tab. 4. Valorile coeficientului de rezisten a sudurii
Tipul sudurii i felul sudurii Volumul examinrii nedistructiveSudur cap la cap executat manual cu
control parial nedistructiv
0,85
2.3. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE A MANTALEI CILINDRICE
Mantale cilindrice solicitate la presiune interioar
Mantaua cilindric a aparatului de tip coloan este un nveli cilindric cu perete
subire, fiind respectat restricia De/Di < 1,5.
innd seama de aceasta, precum i de faptul c n cazul mantalelor cilindrice Dn Dit,grosimea total de perete a mantalei date se determin cu formula:
a
ca
ica s
p
Dpsss +
+=21
[ ]mm
s1 grosimea total a peretelui;
17
-
7/30/2019 IEAP.doc
18/48
s grosimea peretelui de rezisten;
sa grosimea de adaos ;
pc presiunea de calcul (la temperatura de calcul);
Di diametrul interior al seciunii de rezisten
.
Fig. 6. Mrimile constructiv-dimensionale reprezentative
AR axa de rezoluie;SIT suprafaa interioar tehnologic;
SI suprafaa interioar a peretelui de rezisten (stabilitate);
SM suprafaa median a peretelui de rezisten;
SE suprafaa exterioar.
sa = sc + st ; st adaosul tehnologic mecanic, st = 0,8 mm;
sc adaosul pe considerente de coroziune
sc = wc s, [mm]: wc - viteza de coroziune, wc = 0,16 mm/an
s - durata de serviciu, s = 12,5 ani
sc = 0,16 12,5 = 2 mm
sa = 2+0,8 = 2,8 mm
Di = Dit+ 2sa = 2,95+20,0028 = 2,9556 m = 2955,6 mm
18
-
7/30/2019 IEAP.doc
19/48
Determinarea presiunilor de calcul
u densitatea umpluturii = 690 kg/m3;
sc adaosul de coroziune, determinat cu formula: sc = wc s, [mm];
pc presiunea de calcul (la temperatura de calcul) care se determin astfel:
pc = pi + ph + pu;
pi presiunea interioar = 1,6 MPa = 16 bar = 16 105N/m2;
ph presiunea hidrostatic de la baza tronsoanelor, n N/mm2; ph = f h;
fluid densitatea fluidului = 1000 kg/m3
f greutatea specific a fluidului;
f= fg = 1000 10 = 10000 Kg/s2m2
g= 10 m/s2 acceleraia gravitaional
Calculul nlimilor
hI = hu1 + h1 + H1fi = 0.8375+2+4 = 6,8375 m
hII = hI + h3 + hu2 = 6,8375 + 1,5 + 5 = 13,3375 m
hIII = hII + h3 + hu3 + h2 + H1fi = 13,3375+1,5+5+1,5+0,8375 = 22,175 m
Calculul presiunilor hidrostatice
ph1 = f hI = 10000 6,8375 = 68375 N/m2 = 0,068375 N/mm2 (MPa)
ph2 = f hII = 10000 13,3375 = 133375 N/m2
= 0,133375 N/mm2
(MPa)ph3 = f hIII = 10000 22,175 = 221750 N/m2 = 0,22175 N/mm2 (MPa)
Calculul presiunilor echivalente date de umplutur
pu = hu u
hui nlimea stratului de umplutur;
u densitatea umpluturii;
u greutatea specific a umpluturii
u = u g
u = 690 kg/m3
u = 690 10 = 6900 kg/m2s2 = 6900 N/m3
pu1 = hu1 u = 6900 4 = 27600 N/m2 = 0,0276 N/mm2 (MPa)
pu2 = hu2 u = 6900 5 = 34500 N/m2 = 0,0345 N/mm2 (MPa)
pu3 = hu3 u = 6900 5 = 34500 N/m2 = 0,0345 N/mm2 (Mpa)
19
-
7/30/2019 IEAP.doc
20/48
-
7/30/2019 IEAP.doc
21/48
2950 2 38 3026 3,026IIIeD mm m= + = =
Mantaua cilindric a aparatului de tip coloan este un nveli cilindric cu perete
subire, fiind respectat restricia: De/Di
-
7/30/2019 IEAP.doc
22/48
Fig. 7. Fundul elipsoidal. Exemplificare schematic principal
1 zona cilindric a fundului bombat elipsoidal;
2 zona bombat propriu-zis;
SIT suprafaa interioar tehnologic;
SM suprafaa median a peretelui de rezisten;
SE suprafa exterioar;AR axa de revoluie;
CG curba generatoare;
IR nceputul racordrii.
- pentru fundul elipsoidal superior
1
1 1,696 2957,2
2 0,85 120,67 1,696
s
fs
=
+ 3,6 = 28,25 mm
11,2 28,25 33,90sfnecs mm= =
135s
fSTASs mm=
- pentru fundul elipsoidal inferior
1
1 1,856 2957,23,6 30,59
2 0,85 120,67 1,856
i
fs mm
= + =
11,2 30,59 36,71ifnecs mm= =
1 38ifSTASs mm=
Defi
=Dit+ 2 38 = 3026 mm
2.5. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE A SISTEMULUI DE REZEMARE
22
-
7/30/2019 IEAP.doc
23/48
Pentru aparatele de tip coloan se folosesc, n mod obinuit, suporturile nchise
cilindrice sau tronconice, numite n limbaj practic fuste sau picioare portante.
Grosimea total s1 a inelului de fundare
s1 = 1,6 s1p
s1p = s4STAS (grosimea mantalei cilindrice)
s1p = 38 mm
s1 = 1,6 38 = 60,8 mm
Grosimea total a containerului
s2 = s1 = 60,8 mm
Grosimea total a gu eului
s3 = 0,6 s2 = 0,6 60,8 = 36,48 mm => cf. S1-SREN: s3 = 38 mmDet diametrul exterior tehnologic
Dip diametrul interior al piciorului
Dii diametrul interior al inelului
Die diametrul exterior al inelului
De - diametrul exterior al mantalei cilindrice
Dcs diametrul cercului dup care sunt aezateuruburile
502600
p
p
h mmH mm
==
Dip = De3 + 5 = 3026 + 5 = 3031 mm
Dii = Dip + s1p - bi
Bi l imea inelului de funda ie = 300 mm
Dii = 3031 + 38 300 = 2769 mm
Die = Dip + s1p + bi = 3031 + 38 + 300 = 3369 mm
Dcs = Dip + 2 (a + s1p)
De = Die + 100 = 3369+100 = 3469 mm
a = d + 20 mm
d diametrul nominal al filetului
d = 42 mm (M42)
a = 42 + 20 = 62 mm
23
-
7/30/2019 IEAP.doc
24/48
Dcs = 3031 + 2 (62+38) = 3231 mm
s1 grosimea de perete;
s1p grosimea de perete a mantalei cilindrice;
s1 grosimea de perete a inelului
s
cs
st
Dn
=
ns numrul de uruburi
ts pasul dintre uruburi.
ts = 7 d = 7 42 = 294 mm 296 mm
s
cs
st
Dn
=
=
3,14 3231
296
= 34,27 35 uruburi
nr.guee = 2 . 2 35 70nr suruburi = =
Fig. 8. Sistemul de rezemare al aparatului de tip coloan
Legenda
24
-
7/30/2019 IEAP.doc
25/48
1 mantaua cilindric a aparatului; 2 fundul elipsoidal; 3 mantaua cilindric a
sistemului de rezemare (sau a piciorului de rezemare fusta cilindric);
4 inelul de rezemare; 5 contrainelul de rezemare cu grosimea de perete s2 i diametrul
exterior D1; 6 nervur de rigidizare sau gueu; 7 uruburile de ancoraj ale aparatului
(uruburi de fundaie sau buloane); 8 cordonul de sudur dintre mantaua cilindric i
fundul elipsoidal; 9 cordonul de sudur n col dintre piciorul de rezemare 3 i fundul
elipsoidal 2; 10 cordonul de sudur dintre mantaua cilindric 3 i inelul de rezemare 4
(sudur bilateral n col); 11 cordonul de sudur inelar n col dintre contrainelul 5 i
mantaua cilindric 3; 12 fundaia de beton armat (inelar).
2.6. EVALUAREA SARCINILOR I SOLICITRILOR CORESPUNZTOARE
Greutatea mantalei cilindrice:
011 2
+
= =
i
ik
i
i
it
i
em hS
DDG , [N]
n care:
k reprezint numrul de tronsoane cu grosimea de perete constant;
0 greutatea volumic a oelului, 0 = 78,5 kN/m3 = 78500 N/m3;
Tronsonul I
s1STAS = 35 mm
HI = h1 + hu1 = 2 + 4 = 6 m
GmI = 3,143,02 2,95
0,035 6 78500 154,512
kN+
=
Tronsonul II
s2STAS = 35 mm
HII = h3 + hu2 = 1,5 + 5 = 6,5 m
GmII = 3,143,02 2,95
0,035 6,5 78500 167,392
kN+
=
25
-
7/30/2019 IEAP.doc
26/48
Tronsonul III
S3STAS = 38 mm
HIII = h3 + hu3 + h2 = 1,5 + 5 + 1,5 = 8 m
GmIII = 3,14
3,026 2,95
0,038 8 78500 181,922 kN
+
=
GmTOT = GmI+GmII+GmIII = 503,82 kN
Greutatea fundurilor elipsoidale
( ) ( )
+== 22min
330 4
1309,0 iteiteof DDhDDVG
, [N]
-Fundul inferior :
hmin = 100mm = 0,1 m
( ) ( )3 3 2 2inf3,14
78500 0,1309 3,026 2,95 0,1 3,026 2,954f
G = +
= 23,72 kN
-Fundul superior :
( ) ( )3 3 2 2sup
3,1478500 0,1309 3,02 2,95 0,1 3,02 2,95
4fG
= + = 21,80 kN
Gf = Gfinf+ Gfsup = 23,72+21,80 = 45,52 kN
Greutatea gurilor de vizitare
S-au proiectat 7 guri de vizitare cu cptueal din oel la coroziune
GGV== 7 200 10 = 14000 N = 14 kN
Greutatea piciorului de rezemare
a. Greutatea inelului de rezemare care se consider ca fiind n execuie masiv,
neglijnd gurile uruburilor:
[ ]1
22
04
sDDG iieiinel =
, [N]
2 23,1478500 3,369 2,769 0,0608
4inel
G = = 13,80 kN
26
-
7/30/2019 IEAP.doc
27/48
b. Greutatea inelului superior (contrainelul)
( )[ ]2
2
1
2
02
4ssDDG pipicinel +=
( )223,14
78500 3,469 3,031 2 0,038 0,06084
cinelG = + = 8,92 kN
c. Greutatea fustei piciorului (piciorul propriu-zis)
fp
f
mf HsDG = 10
Hf nl imea piciorului de rezemare
Hf= Hp = 2,6 m
fmD - diametrul mediu, m
f
mD = Dip + s1p = 3,031 + 0,038 = 3.069 m
78500 3,14 3,069 0,038 2,6fG = = 74,74 kN
Gp = Ginel + Gcinel+ Gf= 13,80+8,92+74,74 = 97,46 kN
Greutatea talerelor
a.Cu clopotei ambutisati:Gt= 1800 N/m2
Gt1
23,14 2,951800
4
=
= 12,30 kN
b. Greutatea talerelor tip sita (stelajul de rigidizare):
2
2
3.14 2.95500 3 10,25
4tG kN
= =
1 2 22,55t t tG G G kN = + =
Greutatea dispozitivului de stropire tip paianjen de la varful aparatului:
Gdisp = 15 kN
27
-
7/30/2019 IEAP.doc
28/48
Greutatea produsului din coloan considernd aparatul plin cu ap
a. Greutatea produsului cuprins n mantaua cilindric
HD
G itpm
p
=4
2
=2
3,14 2,9510000 20,5
4
= 1400,45 kN
p greutatea volumic a produsului, 10 000 N/m3;
b. Greutatea produsului cuprins n fundul elipsoidal
+= min
23
41309,0 hDDG ititp
fl
p
3 23,14
10000 0,1309 2,95 2,95 0,14
fl
pG
= + = 40,44 kNfl
p
m
ppcoloana GGG += 2 = 1400,45+ 2 40,44 = 1481,33 kN
Greutatea umpluturilor
iuit
u HD
V
=4
2
2
3
1
3,14 2,954 27,33
4uV m
= =
23
2
3,14 2,95 5 34,164u
V m= =
2
3
3
3,14 2,955 34,16
4uV m
= =
3
1 2 327, 33 34,16 34,16 95, 65tot u u uV V V V m= + + = + + =
masa umputurii: uuu Vm =
95,65 690 65998,5um kg= =
65998,5 10 659985u uG m g N = = = = 659,985 kN
Greutatea izolaiilor termice (exterioare)
a. Greutatea izolaiilor exterioare ale mantalei cilindrice
( )izizeiz
m
iz sHsDG += = 1200(3,026 + 0,12)20,50,12 = 29,16 kN
28
-
7/30/2019 IEAP.doc
29/48
1200=iz N/m3 greutatea volumic a izolaiei
siz= 120 mm = 0,12 m grosimea izolaiei
b. Greutatea izolaiei exterioare a fundului elipsoidal
( ) ]2
)(3,1[
2
min izize
izizeiz
fl
iz ssD
hssDG +
++= , [kN]
( )23,14 (3,026 0,12)
1200 [3,14 3, 026 0,12 0,12 0,1 1, 3 0,12
fls
izG
+= + + =3,05kN
c. Greutatea izolatiilor exterioare a piciorului(fustei) coloanei:
( pizizepa
iz
p
iz HssDG += , N
3/1500 mNaiz =
( )1500 3,14 3,026 0,04 0,04 2,6 1.50pizG kN= + =
29,16 3, 05 1,50 33, 71izG kN= + + =
Greutatea podestului inelar
Fig. 9. Schia podestului
De diametrul exterior al peretelui metalic, lpc limea podestului
'
180
2pcpc
pc
e
pc G
lR
G +
=
29
-
7/30/2019 IEAP.doc
30/48
pc - unghiul corespunztor podestului;
'pcG - greutatea podestului;
'pcG = 300 N/m
lpc= 1100 mm = 1,1 m
22pce
pc
lDR +=
2pc
epc
lRR +=
( ) '1802 pcpcpcepc
GlDG +
=
( ) ( ) ( )3,14 3,14 3,14
3,02 1,1 360 300 3,02 1,1 360 300 2 3,026 1,1 360 3002 180 2 180 2 180pcG = + + + + +
3881,04 3881,04 3886,69 11648,77N= + + = = 11,65 kN
Greutatea podestului de vrf
Gpv=Apv'pvG
Apv aria suprafeei podestului de vrf
'
pvG
greutatea podestului'pvG = 90 daN/m2 = 900 N/m2
Dpv = De + 21,2 = 3,02 + 2,4 = 5,42 m
Apv =4
2pvD =
25,423,14
4 = 23,06 m2
Gpv= 23,06 900 = 20,75 kN
30
-
7/30/2019 IEAP.doc
31/48
Greutatea scrii pisic
Fig. 10. Schia amplasrii scrilor pisic
'spispiisp GLnG =
'spG = 30 daN/m = 300 N/m - greutatea scrii pisic;
ni numrul scrilor pisic = 1Hsp nlimea scrii pisic
Lspi lungimea scrilor pisic
23 0,8375 23,8375spiL m= + =
Gsp =Hm Gspi = 23,8375 300 1 = 7,15 kN
Greutatea dispozitivelor de ridicare
Gdisp-r= 12100 N = 12,1 kN
Greutatea conductelor vaporilor i/sau gaze
Gc = 50 kN
31
-
7/30/2019 IEAP.doc
32/48
Greutatea total a aparatului cu produs
GTOTAL = 2975,02 kN = 2 975 025 N
2.7. CALCULUL PERIOADEI PROPRII DE VIBRAIE
n scopul stabilirii valorii perioadei oscilaiilor proprii a aparatelor cilindrice de tip
coloan, este necesar a se efectua integrarea ecuaiei difereniale a fibrei medii deformate
a coloanei aflate sub aciunea ncrcrilor gravitaionale. Integrarea respectiv se poate
efectua analitic, grafic sau grafo-analitic.
Fig. 11 Reprezentarea modului fundamental de vibraie
Modul 1 (fundamental) de vibraie se caracterizeaz prin perioada de vibraie
T1= (0,3 s1,6s),Modul 2 de vibraie se intersecteaz ntr-un punct.
Modul 3 de vibraie se intersecteaz n dou puncte, este caracterizat prin formele de
vibraie.
Superpoziia acestor forme de vibraie va da forma real a vibraiei libere
32
-
7/30/2019 IEAP.doc
33/48
Determinarea perioadei proprii de vibraie n mod fundamental
Sub aciunea forelor orizontale, aparatele de tip coloan lucreaz, n general, la
ncovoiere, ca nite console i n consecin oscilaiile lor sunt condiionate n primul
rnd de rigiditatea proprie la ncovoiere EtI.
Perioada proprie a unei structuri fa de nlime crete. Cu ct structura este mai
rigid, aria este mai mare, cu ct modulul de elasticitate este mai mare cu att structura
este mai rigid.
Conform STAS 9315/1-73, perioada oscilaiilor proprii se calculeaz cu formula:
IEg
HGHT
t
= 8,11
H nlimea aparatului considerat de la suprafaa solului pn la vrful coloanei, [m];
G greutatea aparatului n condiii de funcionare, [N];
IEt
- rigiditatea proprie la ncovoiere;tE - modulul de elasticitate longitudinal;
I momentul de inerie transversal al aparatului, [m4];
g acceleraia gravitaional, [m/s2].
( )4464 ie
DDI =
2 3,006i i t aD D s m= + = ; sa = 2,8 mm
2 3,026e it aD D s m= + = ; sa = 3,8 mm
( )4 4 43,14
3,026 3,006 0,10864
I m= =
G = 2 975 025 N
H = 23,988 m
33
-
7/30/2019 IEAP.doc
34/48
24300 /1019,2E mmN= 250 10 219,6 10E N mm= 200 4 2E 21 10 /N mm=
1 10
2975025 23,9881,8 23,988 0,80
9, 81 19, 6 10 0,108
T
= =
s
2.8. CALCULUL SARCINILOR I SOLICITRILOR SEISMICE
Pentru calculul la aciuni seismice a aparatelor cilindrice de tip coloan, se iau n
seam ipotezele:
sarcinile seismice pot aciona dup oricare direcie din spaiu, ns n cazul
coloanei atmosferice se consider doar sarcinile seismice orizontale, fiind cele
mai avantajoase;
aparatul de tip coloan se consider ca o grind n consol, ncastrat elastic,
ncastrarea respectiv presupunndu-se la locul de rezemare;
sarcinile seismice au caracter convenional, considerndu-se la locul de rezemare,
ca nite fore concentrate, ce acioneaz static, n centrul de greutate al tronsonului
respectiv;
greutatea coloanei se concentreaz n cteva puncte, n care scop ansamblul se
tronsoneaz.
Conform P 100-1.2006 exist dou metode de proiectare: metoda A i metoda B.
Metoda A este obligatorie pentru toate construciile, utilajele, echipamentele n
faza de proiectare. Aciunea seismic este modelat printr-o for sesimic echivalent
care solicit structura n regim static. Calculul se efectueaz n domeniul elastic.
Sarcina seismic (Fb) orizontal total, care acioneaz asupra ansamblului aparatde tip scruber considerat ca un sistem cu n grade de libertate dinamic se determin cu
formula:
Fb este o for de baz i rezult din calibrarea a 5 coeficieni i anume: I, (Tc,
T1), , M, ag.
34
-
7/30/2019 IEAP.doc
35/48
( )Ma
q
TTF g
cIb
= 1
,
3,44
1, 2 2,75 1 303264,53 1721329, 472b
F N= =
(T1,Tc) = 0 (Tc/T1) = 2,75 (1/0,8) = 3,44
ag= 0,28g = 2,75 m/s2
M = 303264,53 kg
coeficientul de importan a structurii, se alege n funcie de clasele de importan
Tab. 5. Coeficientul de importan a structurii n funcie de clasele de importan
Clasele deimportan
I II III IV
1,4 1,2 1,0 0,8
Clasa I structuri cu importan n care nu se admit avarii, structura este
capabil s-i ndeplineasc funcia pentru care a fost proiectat
Exemple pentru clasa I: staii pompieri, poliie, spitale, cldirile instituiilor cu
importan, staiile de producere i distribuie a energiei, cldiri care conin gaze toxice.
Se alege clasa a II, construciilor de importan la care se impune limitarea
avariilor avndu-se n vedere consecinele acestora; = 1,2.Exemple pentru clasa II: cldiri de locuit i publice avnd peste 400 persoane,
penitenciare, aziluri de btrni, coli, sli de spectacole cu capacitate de peste 200
persoane, cldiri i instalaii industriale care prezint risc.
Clasa III celelalte construcii industriale.
Clasa IV structuri de mic importan economic.
ks reprezint coeficientul seismic corespunztor gradului de protecie antiseismic a
coloanei. El reprezint raportul dintre acceleraia maxim a micrii seismice a terenului,
corespunztoare gradului de protecie antiseismic a construciei i acceleraia gravitaiei.
ks =g
ag; ag acceleraia cutremurului de proiectare
Proiectarea aparatului se ncadreaz n zona B de seism; deci ks = 0,25
35
-
7/30/2019 IEAP.doc
36/48
i coeficientul de importan a structurii, n funcie de clasele de importan
Clasa de importan este II, => = 1,2. Pentru clasa II structurile de importan
deosebit.
r coeficientul de amplificare dinamic, corespunztor modulului fundamental, funcie
de compoziia spectral a micrii seismice n amplasament de vibraie al coloanei. El se
determin n funcie de perioada proprie de vibraie a aparatului de tip coloan i de
natura terenului de fundaie dup cum urmeaz:
= 0 (T1, Tc)
Tr perioada de vibraie cu structuri n modul r; T1 = 0,80 s;
Tc perioada de vibraie a terenului n timpul cutremurului (perioada de col); Tc= 1 s
Tc > Tr = 2,75 =0
Sd = agq ; ag= 0,28g; q
= 1
q factorul de comportare al structurii sau factor care ine seama de capacitatea structurii
de a disipa energia indus de cutremur;
q coeficient de reducere a efectelor aciunii seismice innd seama de ductilitatea
structurii de capacitatea de redistribuie a eforturilor, de ponder cu care intervin
rezervele de rezisten neconsiderate n calcul, precum i de efectele de amortizare ale
vibraiilor, altele dect cele asociate structurii de rezisten; depinde de tipul materialului,
de tipul structurii i conform P100-1.2006 i de ductibilitatea structurii. Se lucreaz cu
ductibiliti mari deci q = 2;
coeficientul de reducere a efectelor aciunii seismice, care ine seama de durabilitatea
construciei, de capacitatea de redistribuire a eforturilor i de efortul amortizrii
vibraiilor;
coeficientul care realizeaz echivalarea ntre sistemul real i sistemul cu un singur
grad de libertate dinamic, corespunztor modulului r, propriu de vibraie, 1.
Sr = ksr rGt
5,02
11===
q
36
-
7/30/2019 IEAP.doc
37/48
Fig.12. Spectrul normalizat pentru perioada de control Tc=1,0s
Calculul inlimilor
hI = Hp + hp + h2 + hu3 + h3 + hu2 + h3 + ( )11min2
1uhhhH +++
hI = 2,6 + 0,05 + 1,5 + 5 + 1,5 + 5 + 1,5 +2
1 (0,8375 + 2 + 4) = 20,57 m
hII = Hp + hp + h2 + hu3 + h3 + ( )3 21
2uh h +
hII = 2,6 + 0,05 + 1,5 + 5 + 1,5 +2
1 ( 1,5 + 5 ) = 13,9 m
hIII = Hp + hp + h2 + ( )332
1uhh +
hIII = 2,6 + 0,05 + 1,5 +2
1 ( 1,5 + 5 ) = 7,4 m
hIV = ( )21
2p pH h h + +
hIV =2
1 ( 2,6 + 0,05 + 1,5 ) = 2,075 m
Repartizarea greutatilor pe tronsoane
37
1.0
A
B C
D
I II III I
-
7/30/2019 IEAP.doc
38/48
1153478
910140
521993
389414
I
II
III
IV
G N
G N
G N
G N
=
=
=
=
Calculul Fbi pentru fiecare tronson
2
52
1
i ii
i i
i
G hFb Fb
G h=
=
52 2 2 2 2 2
1
389414 2, 075 521993 7, 4 910140 13, 9 1153478 20, 57 694174420,1i ii
G h N m=
= + + + =
11210245bF N=
2436046,90bF N=
370879,97bF N=
44157,60bF N=
5
1 1721329,47b biiF F N== =
Momentul ncovoietor
Momentele ncovoietoare seismice, reduse din diverse seciuni critice, depind de
caracteristicile elastice i de mrimile dimensionale ale aparatului, de la vrf pn n
seciuni considerate.
Seciunea M-M
MSM-M =Fi(hi-x)
X = Hp+0,1 = 2,6+0,05 = 2,65
( )1210245 20,57 2,65 21687590,4M MSIM N m = =
( )436046,9 13,9 2,65 4905527,63M MSIIM N m = =
( )70879, 97 7, 4 2, 65 336679, 86M MSIIIM N m = =
38
-
7/30/2019 IEAP.doc
39/48
( )4157, 6 2, 075 2, 65M MSIVM = - nu se ia n calcul
26929797,89M MSM N m =
Seciunea R-R
i
n
i
i
RR
S hFM = =
1
1210245 20,57 24894739,65M MSIM N m = =
436046,9 13,9 6061051,91R RSIIM N m = =
70879,97 7,4 524511,78R RSIIIM N m = =
4157,6 2,075 8627,02R RSIVM N m = =
31488930,36R RSM N m =
39
-
7/30/2019 IEAP.doc
40/48
Fig. 13. Aciunea momentului ncovoietor
2.9. CALCULUL MECANIC DE VERIFICARE LA REZISTEN I
STABILITATE
Determinarea eforturilor unitare
Manta
n mantaua aparatului de tip coloan sunt generate toate cele trei tipuri de eforturi
unitare principale: radiale, inelare, meridionale (meridiane)
Efortul unitar radial maxim este datorat presiunii interioare (de calcul), pentru
care formula de determinare este urmtoarea :
21,856p IIIr i c
Np p
mm = = =
Se lucreaz cu presiunea corespunztoare tronsonului 4 (seciunea M-M)
Efortul unitar inelar se determin cu urmtoarea formul:
s
pD cmpct
=
2
n care: Dm diametrul mediu al mantalei, n mm; s grosimea de rezisten , n mm;
pc presiunea de calcul, n N/mm2
.
Efortul unitar meridian se determin cu urmtoarea formul:
s
pD cmpcm
=
4
n care: D
m
diametrul mediu al mantalei, n mm; s grosimea de rezisten
, n mm;
pc presiunea de calcul, n N/mm2
.
2
22
ssDD aitm
++=
r tensiunea maecanic radial
40
-
7/30/2019 IEAP.doc
41/48
t efortul unitar inelar
M efortul unitar longitudinal
DmM-M
= De-Sa = 3,026-0,0352 = 2,99 m
S=SIIISR-EN
-Sa= 38-2,8 = 35,3 mm = 0,0352 m
2
2,99 1,85678,83
2 2 0,0352
IIIMM pc m ct
D p N
s mm
= = =
2
2,99 1,85639,41
4 4 0,0352
IIIMM pc m cm
D p N
s mm
= = =
0=Gr
2975025 1153478 1821547M M t IG G G N = = =
( )4
22ieRR DDA
=
( )2 22
3,14 3, 026 2, 95560,33
4m
= =
2
18215475,52
0,33
M MG
m M M
G N
A mm
= = =
MM
MMM
m W
M
= 226929797,89
110,370,244
N
mm =
4 4 4 4
33, 026 2, 95563,14 0,24432 32 3,026
M M e i
e
D DW m
D
= = =
Eforturile meridionale rezultante pentru fibra ntins:
2110, 37 39, 41 5, 52 144, 26pc Gm m m
M N
w mm
+ = + = + =
Eforturile meridionale rezultante pentru fibra comprimat:
( )*
2110,37 5,52 115,89pc Gm m m
M N
w mm
= + = =
Termenul ( )*pcm se exclude din relaia de verificare deoarece fiind pozitiv,are un
efect de descrcare pentru fibra comprimat.
41
-
7/30/2019 IEAP.doc
42/48
( )2
,,maxmm
Nmmm
+=
( ) 2max 144, 26; 115,89 144, 26mN
mm = =
FORMULAREA CONDIIILOR DE REZISTEN I STABILITATE
MANTA
Condiia de rezisten (CR) i condiia de stabilitate (CS) se formuleaz prin
compararea eforturilor unitare efective cu cele admisibile.
Dintre cele dou momente ncovoietoare (eolian i seismic), preponderent este
momentul seismic ,adic : MS>Meol n care caz, se admite c Mimax=MS=M.Conform teoriei I ,teoria efortului unitar maxim de ntindere ,condiia de
rezisten se formuleaz astfel:
|| |;| |;| ||ech r t m mMAX = =
2020,9 , /ech m P R N mm =
( )2
,,maxmm
Nmmm
+=
( ) 2max 144, 26; 115,89 144, 26m Nmm = =
2144, 26 120,67 ;
N
mm CONDIIA NU SE VERIFIC
Conform teoriei V se obtine :
222
max ,mm
Nasmtmt
+=
2 2
max 278,83 39, 41 78,83 39, 41 68, 27
N
mm
= + =
max 268,27
N
mm =
2 268,27 120,67 ;
N N
mm mm CONDIIA SE VERIFIC
42
-
7/30/2019 IEAP.doc
43/48
CALCULUL DE VERIFICARE LA STABILITATE PENTRU MANTA
Condiia de stabilitate se formuleaz astfel :
1
10,8
G M
m m
s cr
+
s rezistenta admisibila in raport cu solicitarea statica la compresiune axiala uniforma =
sup inf
sup inf
;s MINC C
=
Coeficienii globali de sigurant au urmtoarele valori :
sup
inf
5
2
C
C
=
=
supC = Coeficientul global de siguran n raport cu sup
infC = Coeficientul de stabilitate n raport cu inf
Valorile critice ale eforturilor unitare de compresiune axial uniform se
determin cu formulele:
2sup,
2605,0
mm
N
D
sE
m
t =
250 10sup 22 0,03520,605 19,6 10 2791,982,99
Nmm
= =
2inf,
2100,0
mm
N
D
sE
m
t =
250 10
inf 2
2 0,03520,100 19,6 10 461,48
2,99
N
mm
= =
2791,98 461,48min ;
5 2s
=
{ }2
min 558,4;230,74 230,74sN
mm = =
Pentru manta, rezistena admisibil din punct de vedere al stabilitii pentru
solicitarea static la compresiune axial uniform se verific conform calculelor :
43
-
7/30/2019 IEAP.doc
44/48
5,52 110,370,323 1
230,74 0,8 461,48+ =
CONDIIA DE STABILITATE SE
VERIFIC
SISTEMUL DE REZEMARE
n sistemul de rezemare (nepresurizat) al aparatului de tip coloan apar numai
eforturi unitare meridionale (mediane ,axiale).
Eforturile unitare meridionale (meridiane,axiale) din greutate , Gm i momentul
ncovoietor maxim , 2, mm
NMm
.
13, 031 0, 038 3, 069R Rm ip pD D s m
= + = + =
( )4
22ieRR DDA
=
( )2 22
3,14 3, 026 2, 95560,331
4m
= =
2
29750258,99
0,331
R RG
m R R
G N
A mm
= = =
RR
RRM
mW
M
=
4 4 4 4
33, 026 2, 95563,14 0,24432 32 3,026
M M e i
e
D DW m
D
= = =
231488930,36
129,050,244
M
m
N
mm = =
Dintre cele dou momente ncovoietoare (eolian i seismic), preponderent este
momentul seismic, adic : MS>MeolConform teoriei I, teoria efortului unitar maxim de ntindere, condiia de
rezisten se formuleaz astfel:
2max,mm
Nasmmech ===
44
-
7/30/2019 IEAP.doc
45/48
2129,05 8,99 138, 04G
m m
M N
w mm
= + = + =
max 2138,04 120,67m
N
mm = = CONDIIA SE VERIFIC
Calculul de verificare la stabilitate pentru sistemul de rezemare
Condiia de stabilitate se formuleaz astfel :
1
10,8
G M
m m
s cr
+
Rezistena admisibil din punct de vedere al stabilitii pentru solicitarea static la
compresiune axial uniform , s , se definete ca fiind valoarea cea mai mica
determinat cu formulele :
2inf
int
sup
supmin ;;min
mm
N
CCCC s
t
s
cr
s
t
S
cr
===
Valorile critice ale eforturilor unitare de compresiune axial uniform se
determin cu formulele :
2sup,
2605,0
mm
N
D
sE
m
tt =
250 10
sup 2
2 0,03520,605 19,6 10 2720,11
3,069
N
mm
= =
2inf,
2100,0
mm
N
D
sE
m
tt =
45
-
7/30/2019 IEAP.doc
46/48
250 10
inf 2
2 0,03520,100 19,6 10 449,61
3,069
N
mm
= =
Coeficienii globali de siguran au urmtoarele valori :
5sup =sC
2inf =sC
2720,11 449,61min ;
5 2s
=
{ }2
min 544,02;224,81 224,81sN
mm = =
Pentru sistemul de rezemare, rezistena admisibil din punct de vedere al
stabilitii pentru solicitarea static la compresiune axial uniform, s , se verific
conform calculelor :
8,99 129,050,337 1
224,81 0,8 544,02+ =
CONDIIA DE STABILITATE SE
VERIFIC
Rezistena admisibil din punctul de vedere al stabilitii pentru solicitarea static
la compresiune din nconvoiere , s1 , se definete ca fiind valoarea cea mai mic :
,;mininf
int
sup
supsup1
===
s
t
s
cr
s
t
S
cr
CCCC
n care coeficienii globali de siguran
au urmtoarele valori :
2sup1,
2605,0
mm
N
D
sE
m
tt =
250 10
1 sup 2
2 0,03520,605 19,6 10 2791,98
2,99
N
mm
= =
2inf1,
2185,0
mm
N
D
sE
m
tt =
250 10
1 inf 2
2 0,03520,185 19,6 10 853,75
2,99
N
mm
= =
46
-
7/30/2019 IEAP.doc
47/48
1 sup
2791,98 853,75min ;
4 1,5
=
{ }1 sup 2min 698;569,17 569,17N
mm = =
Pentru manta, rezistena admisibil din punct de vedere al stabilitii
pentru solicitarea static la compresiune din nconvoiere , s1
, se verific conformcalculelor :
8,99 110,370,177 1
569,17 0,8 853,75+ =
CONDIIA DE STABILITATE SE
VERIFIC
Pentru sistemul de rezemare, rezistena admisibil din punct de vedere al
stabilitii pentru solicitarea static la compresiune din nconvoiere, s1 , se verific
conform calculelor :
2sup1,
2605,0
mm
N
D
sE
m
tt =
250 10
1 sup 2
2 0,03520,605 19,6 10 2791,98
2,99
N
mm
= =
2inf1,
2185,0
mm
N
D
sE
m
tt =
250 10
1 inf 2
2 0,03520,185 19,6 10 853,752,99
N
mm
= =
1 sup
2791,98 853,75min ;
4 1,5
=
{ }1 sup 2min 698;569,17 569,17N
mm = =
8,99 129,050, 202 1
698 0,8 853, 75+ =
CONDIIA DE STABILITATE SE VERIFIC
47
-
7/30/2019 IEAP.doc
48/48
BIBLIOGRAFIE
1. Pavel, A., Voicu, I., Rizea, L., Aparate de tip coloan, ndrumtor pentru proiect de
an, Ploieti, 1980.
2. Jinescu V.V.,Aparate de tip coloan, Bucureti, 1978.
3. Pavel, A., Elemente de ingineria mecanic i ntreinerea utilajelor tehnologice
Petrochimice, fascicul II, Institutul Petrol Gaze, Ploieti, 1976.
4. Pavel, A., Contribuii la elaborarea unui normativ de calcul pentru aparatele de tip
coloan.
5. Dumitru, Ghe.,Note de curs, 2011.