Cercetari Teoretice Privind Proiectarea Unui Rezervor Cilindric Orizontal cu Programul Pv Elite. Analiza Tdocx
=== Cercetari teoretice privind proiectarea unui rezervor cilindric orizontal cu programul PV Elite. Analiza t ===
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA DE INGINERIE MECANICĂ ȘI ELECTRICĂ
DOMENIUL DE LICENȚĂ: INGINERIE MECANICĂ
SPECIALIZAREA: UTILAJ PENTRU TRANSPORTUL ȘI DEPOZITAREA HIDROCARBURILOR
Lucrare de licenta
Cercetari teoretice privind proiectarea unui
Rezervor cilindric orizontal cu programul PV Elite.Analiza tensiunilor pe sistemul de rezemare cu metoda Zick.Elaborarea unui plan de analiza cu metode non-distructive
Coordonator stiintific: Student:
Sef lucr.Dr.Ing.DoinaPetrescu Simion Mihai Cosmin
PLOIEȘTI
2016
Cuprins
Capitolul 1. Calculul si constructia rezervorului cilindric orizontal
1.1 Notiuni generale
1.2 Calculul elementelor rezervorului orizontal
1.2.1 Tensiuni admisibile in materialul metalic, in speta mantaua cilindrica
1.2.2 Calculul de dimensionare si verificare pentru mantale cilindrice
1.3 Alegerea racordurilor
1.3.1. Ștuțul
1.3.2. Flanșa racordului
1.3.3. Garnituri de etanșare
Capitolul 2: Analiza elementelor constructive si a solicitarilor
cu programul PV Elite
2.2.1 Analiza tensiunilor produse de actiunea seismica
2.2.2 Analiza tensiunilor produse de actiunea vantului
2.2.3 Analiza tensiunilor produse de actiunea presiunii exterioare
2.2.4 Analiza tensiunilor produse de actiunea presiunii interioare
2.3 Analiza tensiunilor dezvoltate in racorduri
Capitolul 3:Analiza solicitarilor statice si dinamice pe suportul de tip “sa”
al rezervorului cilindric orizontal
3.1 Suporturi pentru recipiente orizontale
3.2 Analiza tensiunilor dezvoltate in suportul de tip “sa”
Capitolul 4: Test cu metoda Zick pe suporturile de tip “sa” si verificarea
sudurilor cu metode nondistructive
4.1 Test de rezistenta pe suporturile de tip “sa”
4.2 Verificarea sudurilor cu metode nondestructive
4.2.1 Examinarea vizuală
4.2.2 Particule magnetice
4.2.3 Radiații penetrante
4.2.4 Ultrasunete
4.2.5 Pulberi magnetice
4.2.6 Radiații penetrante
4.2.7 Etanșeitate
Capitolul 5: Concluzii generale
5.1 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea seismica
5.2 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea vantului
5.3 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea presiunii exterioare
5.4 Concluzii privind interpretarea rezultatelor din actiunea presiunii interioare:
Bibliografie
Capitolul 1
Calculul si constructia rezervorului cilindric orizontal
1.1 Notiuni generale :
Rezervor orizontal, reprezinta orice invelis metalic , inchis etans , care contine in interiorul “sa”u in conditii sigure de rezistenta si etanseitate, un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decat presiunea atmosferica si in care pot avea loc procese fizice “sa”u chimice.
Rezervorul cilindric orizontal este realizat din otel carbon laminat “sa”u otel aliat.El este compus in cazul cel mai general(fig 1.1) din :
Elementele componente:
Rezervorul cilindric orizontal propriu – zis compus din : mantaua , fundurile ( capacele ) , racordul de incarcare , racordul de tras ( golire ) , gura de vizitare , racordul prin manometru , racordul pentru supapa de siguranta , racordul pentru indicatorul de nivel , sistemul de sustinere ( suporturile ) etc ;
Echipamentul obligatoriu construit din : supapa de siguranta , manometrul ( eventual si termometru ) , indicatorul de nivel , placa de timbru
Echipamentul interior impus de scopurile tehnologice si care este intalnit la recipientele ( aparatele ) cu destinatie speciala ( de ex: talerele in cazul coloanelor de fractionare ) si care nu necesita calcule mecanice deosebite;
Constructii de deservire ( in general metalice ) pentru crearea conditiilor optime de exploatare si intretinere a rezervorul cilindric orizontalui compuse din podete , scari , dispozitive de ridicare etc .
Mantaua cilindrica a recipientelor este realizata , in general , din virole sudate cap la cap . Virolele sunt realizate prin valtuire , dintr-un numar minim de table , latimile tablelor trebuind “sa” corespunda latimilor standardizate de tabla ( cu exceptia virolei de inchidere ).
Rezervoarele orizontale se construiesc in uzine si fabric specializate , din materiale insotite de buletine de calitate emise de producator , sub controlul I.S.C.I.R.-ului , fiecare recipient avand o carte a “sa” cu caracteristici , in care se trec toate observatiile si modificarile facute pe tot parcursul duratei “sa”le de serviciu .
Fig 1.1 Rezervor cilindric orizontal:
1 – Mantaua ;
2 – Fundurile ; 3 – Racordul de incarcare; 4 – Racordul de tras ( golire) ;
5 – Gura de vizitare ;
6 – Racordul pentru manometru ( termometru ) ;
7 – Racordul pentru supapa de siguranta ;
8 – Racordurie pentru indcatorul de nivel ,
9 – Sistemul de sustinere ( suporturile ) , 10 – Supapa de siguranta ; 11 – Manometrul ; 12 – Indicatorul de nivel ; 13 – Placa de timbru.
1.2 Calculul elementelor rezervorului orizontal:
La proiectarea unui recipient sub presiune trebuie analizat care solicitare este predominanta si eventual facuta o insumare a efetctelor solicitarilor.
1.2.1 Tensiuni admisibile in materialul metalic, in speta mantaua cilindrica:
La calculul de dimensionare si verificare a elementelor componente recipientelor sub presiune se iau in considerare urmatoarele solicitari :
Solicitari datorate presiunii , care pot fi:
Interioara , manometrica “sa”u hidrostatica;
Exterioara – propriu-zi”sa” ( la aparatele cu manta dubla ) “sa”u datorita vacuumului din interior ( de exemplu la coloanele de distilatie in vid ).
Solicitari speciale provenite din :
“sa”rcini masice ( mediu tehnologic si greutatea proprie );
“sa”rcini accidentale , in general “sa”rcini climatice cum ar fi solicitarile eoliene(importante la recipientele care ofera o suprafata traver”sa”la mare actiunii vantului , cum ar fi coloanele
“sa”rcini extraordinare , in general seismice , la recipientele inalte si zvelte ( de exemplu la coloane ).
Solicitari diverse cum ar fi:
Solicitari locale datorate rezemarii pe suporturi “sa”u impingerii axiale din conductele calde de interconectare ale recipientelor;
Solicitari dinamice de rezonanta;
Solicitari provenite din explozii , detonatii , etc;
Solicitari datorita impingerii pamantului la recipientele ingropate.
In cazul unui recipient cilindric orizontal de presiune mare , predominanta este solicitarea din presiunea interioara , iar in cazul aparatelor de tip coloana , predominante sunt solicitarile masice , eoliene si eventual seismice , care trebuiesc insumate.
1.2.2 Calculul de dimensionare si verificare pentru mantale cilindrice:
Pentru recipientele cu perete subtire, in speta rezervoare ), calculul de dimensionare pentru mantaua cilindrica se face pe baza teoriei de membrana considerandu-se mantaua ca fiind un invelis de rotatie , avand profilul determinat de o curba meridiana , sectiunile transver”sa”le pe axa longitudinala fiind cercuri.
Fig. 1.2.1– Schema de calcul a mantalelor cilindrice
Consideram un element din mantaua rezervorul cilindric orizontalui ( fig. 1.3) , separat la o distanta destul de mare de sistemul de rezemare “sa”u de imbinarea fund-manta tensiuneile rezultante sunt:
x- Tensiunea orientata dupa directia meridionala , in N/m2
θ- Tensiunea orientata dupa paralel ( directia inelara “sa”u tangentiala), in N/m2;
R1 – Raza de curbura pentru meridian , in m;
R2 – Raza de curbura pentru paralel , in m;
P – Presiunea interioara , in N/m2;
s1 – Grosimea de rezistenta a peretului rezervorul cilindric orizontalui , in m.
Mantaua cilindrica este caracterizata prin aceea ca are raza de curbura pentru meridian infinita , iar cea pentru paralel ( circumferentiala) constanta si egala cu raza medie a mantalei.
Mantaua rezervorul cilindric orizontalui se află în stare plană de tensiuni, σx și σθ fiind tensiunile principale. A treia tensiune principală, pe direcția normalei, este σR = -p la suprafața interioară și σR = 0, la cea exterioară;intrucât rezervor cilindric orizontal cu pereți subțiri se construiesc pentru presiuni relativ mici (maxim câțiva MN/m2), σR se neglijează.
Fig. 1.2.2 – Schema de calcul pentru determinarea tensiunii
dupa directia meridionala
Fax= (1.2.1)
Aplicand teoria a III-a de rezistenta ( teoria tensiunilor tangentiale maxime), rezulta: “sa”u () (1.2.2)
Deoarece:
(1.2.3)
si
(1.2.4)
1.3 Alegerea racordurilor:
Lungimea unui racord se alege ținând seama de grosimea stratului de izolație termică și de necesitatea introducerii fara dificultate a șuruburilor și piulițelor de strângere. Lungimea cea mai mică se obține cu ajutorul bo”sa”jelor “sa”u cu ajutorul mufelor.
Elementele componente ale unui racord se prezintă în fig.1.3.
Fig. 1.3.1 Racord
1 – manta cilindrică;
2 – inel de consolidare;
3 – ștuț;
4 – flanșa racordului;
5 – contraflanșa racordului;
6 – garnitură;
7 – șuruburi
Diametrul interior al unui racord se determină, în general, în funcție de debitul și viteza fluidului tehnologic vehiculat, cu următoarea relație:
it[mm] (1.3.1)
Unde: Q – debitul fluidului tehnologic vehiculat, în mm3 /s
V -viteza fluidului tehnologic vehiculat, în mm/s.
Pentru viteză se recomandă următoarele valori orientative: v = 0,5…2 m/s – pentru lichide; v = 10…20 m /s – pentru gaze; v = 10…30 m /s – pentru abur.
1.3.1. Ștuțul
Se execută din oțeluri pentru țevi utilizate la temperaturi ridicate, având caracteristicile date în tabelul 4.1 (extras din STAS 8184-87).
Tabelul 1.3.1
1.3.2. Flanșa racordului:
Se recomandă utilizarea flanșelor plate executate din oțel forjat “sa”u laminat, având suprafața plană de etanșare. Flanșele se utilizează pentru sudare la capătul țevilor, în scopul îmbinării elementelor de conductă.
Tabelul 1.3.2
Fig. 1.3.2 A”sa”mblare flan”sa”-stut
1.3.3. Garnituri de etanșare:
Se recomandă utilizarea garniturilor nemetalice (materiale pe bază de azbest, cauciuc, teflon, fibre vegetale etc.) pentru suprafețe de etanșare plane (extras din STAS 1733-89).
Fig 1.3.3 Garnitura de etan”sa”re
]
Capitolul 2:
Analiza elementelor constructive si a solicitarilor
cu programul PV Elite:
2.1 Notiuni generale:
2.1.1 Metoda elementului finit
Avantajul important ale folosirii unui program de calcul ce utilizeaza metoda elementelor finite este simplitatea conceptelor de bază.Importanta însușirii și a întelegerii corecte a acestora rezultă din faptul că aceste concepte includ anumite ipoteze, simplificări și generalizări a căror ignorare poate duce la erori grave în modelarea și analiza cu elemente finite (FEA).
Elementele finite utilizate pentru modelarea unei structuri trebuie să poată asigura cât mai bine “rolul functional” al structurii date, adică, de exemplu, o grindă cu zăbrele trebuie modelată cu elemente de tip bară, un capac din tablă subtire trebuie modelat prin elemente de tip placă, o fundatie prin elemente de tip cărămidă etc.
Din aceste considerente elementele sunt de tip punct (element de masă “sa”u de tip arc), de tip linie (elemente de bare drepte “sa”u curbe, în plan “sa”u în spatiu) de tip suprafată (elemente de plăci plane “sa”u curbe, groase “sa”u subtiri, în plan “sa”u în spatiu, elemente axial simetrice, de membrană etc) “sa”u de tip volum (elemente spatiale, – 3D – pentru structuri “solide”, compozite, cu număr variabil de noduri, pentru fluide, piezoelectrice, magnetice etc). .
2.1.2 Programul PV Elite:
PV Elite este un program de proiectare și software de analiză pentru recipiente sub presiune bazat pe metoda elementului finit , comercializat și vândut de COADE Software Engineering
Software-ul este un pachet de nouăsprezece aplicatii pentru proiectarea și analiza recipientelor sub presiune și schimbătoare de căldură.
Scopul programului este de a oferi inginerilor mecanici o metoda de analiza a rezervoarelor ușor de utilizat , rapoarte detaliate din punct de vedere tehnic , bine structurate cu calcule care contin tabele si valori simplu de interpretat, comentarii si concluzii , ceea ce va accelera și simplifica “sa”rcina de proiectare evaluare “sa”u de implementare a unor servicii.
Ca si aplicatii permite analiza tensiunilor din suporturile de tip șa , folosind metoda lui L. P. Zick.Rezultatele includ tensiunile aplicate șeilor , punctului median (apartinand mantalei cilindrice) și în capetele rezervorului .
Inelele de rigidizare utilizate în proiectarea rezervorului orizontal sunt , de asemenea, evaluate. Incarcarile din vant si seismice sunt de asemenea luate în considerare . În plus , suporturile de tip șa, sudurile și imbinarile de orice tip sunt verificate pentru “sa”rcini seismice și de vânt externe .
2.2 Analiza si elementele constructive ale rezervorului cilindric orizontal:
S-a efectuat analiza la diferite solicitari si incarcari a rezervorului orizontal din plan”sa” 1 folosind programul PV Elite ce opereaza cu metoda elementelor finite si metoda Zick (pentru suportul de tip “sa”) folosind urmatoarele date de intrare:
Date de intrare:
PV Elite Vessel Analysis Program: Input Data:
DISCHARGE PUL”SA”TION DAMPER 2
Design Internal Pressure (for Hydrotest) 15.000 bar
Design Internal Temperature 160 C
Type of Hydrotest User Defined Hydro
Hydrotest Position Horizontal
Projection of Nozzle from Vessel Top 0.0000 mm
Projection of Nozzle from Vessel Bottom 0.0000 mm
Minimum Design Metal Temperature -15 C
Type of Construction Welded
Special Service None
Degree of Radiography RT 1
Miscellaneous Weight Percent 0
Use Higher Longitudinal Stresses (Flag) N
Select t for Internal Pressure (Flag) N
Select t for External Pressure (Flag) N
Select t for Axial Stress (Flag) N
Select Location for Stiff. Rings (Flag) N
Consider Vortex Shedding N
Perform a Corroded Hydrotest Y
Is this a Heat Exchanger No
User Defined Hydro. Press. (Used if > 0) 22.500 bar
User defined MAWP 15.000 bar
User defined MAPnc 0.0000 bar
Wind Design Code UBC-97
UBC Design Wind Speed 25.000 m/sec
UBC Exposure Constant C
UBC Importance Factor 1.15
UBC Base Elevation 0.0000 mm
UBC Percent Wind for Hydrotest 100.
Using User defined Wind Press. Vs Elev. N
Seismic Design Code UBC 1997
UBC Seismic Zone (1=1,2=2a,3=2b,4=3,5=4) 4
UBC Importance Factor 1.250
UBC Seismic Coefficient Ca 0.360
UBC Seismic Coefficient Cv 0.540
UBC Seismic Coefficient Nv 1.000
UBC Horizontal Force Factor 2.200
Design Nozzle for Des. Press. + St. Head Y
Consider MAP New and Cold in Noz. Design N
Consider External Loads for Nozzle Des. Y
Material Database Year 2009
Lista elementelor si detaliilor ce apartin rezervorului orizontal din plan”sa” 1 este :
Complete Listing of Vessel Elements and Details:
Element From Node 10
Element To Node 20
Element Type Elliptical
Description Left end
Distance "FROM" to "TO" 24.000 mm
Inside Diameter 480.00 mm
Element Thickness 10.500 mm
Internal Corrosion Allowance 3.2000 mm
Nominal Thickness 12.000 mm
External Corrosion Allowance 0.0000 mm
Design Internal Pressure 15.000 bar
Design Temperature Internal Pressure 160 C
Design External Pressure 1.0342 bar
Design Temperature External Pressure 160 C
Effective Diameter Multiplier 1.2
Material Name [Normalized] “SA”-516 70
Allowable Stress, Ambient 137.90 N/mm²
Allowable Stress, Operating 137.90 N/mm²
Allowable Stress, Hydrotest 235.80 N/mm²
Material Density 7833.4 kg/m³
P Number Thickness 30.988 mm
Yield Stress, Operating 230.10 N/mm²
UCS-66 Chart Curve Designation D
External Pressure Chart Name CS-2
UNS Number K02700
Product Form Plate
Efficiency, Longitudinal Seam 1.
Efficiency, Circumferential Seam 1.
Elliptical Head Factor 2.
Element From Node 10
Detail Type Insulation
Detail ID Ins: 10
Dist. from "FROM" Node / Offset dist -120.00 mm
Height/Length of Insulation 144.00 mm
Thickness of Insulation 50.000 mm
Density 80.000 kg/m³
2.2.1 Analiza tensiunilor produse de actiunea seismica:
Analiza tensiunilor ce apar in caz de seism a fost facuta cu programul PV Elite in concordanta cu standardul ASME Sec. VIII Div. in care au fost introduse date privind perioada de control a spectrului de raspuns Tc in zona de ampla”sa”ment a rezervorului , si anume Ploiesti (Tc=1.25 s), dupa cum se precizeaza in harta de zonare a Romaniei in termeni de perioada de control Tc (fig 2.2.1).
Fig. 2.2.1 Zonarea teritoriului Romaniei in termeni de perioada de control
a spectrului de raspuns
Earthquake Analysis Results
The UBC Zone Factor for the Vessel is …………. 0.3000
The Importance Factor as Specified by the User is . 1.250
The UBC Force Factor as Specified by the User is .. 2.200
The UBC Total Weight (W) for the Vessel is …….. 3374.8 N
The UBC Total Shear (V) for the Vessel is ……… 1063.1 N
The UBC Seismic Coefficient Value Ca is ……….. 0.360
The UBC Seismic Coefficient Value Cv is ……….. 0.540
Calculation Steps for Computing the design Base Shear (V) per UBC 1997
Computation of V per equation (34-1):
V = 0.7 * Ca * I * W
V = 0.7 * 0.360 * 1.250 * 3374
V = 1063.1 N
Computation of V per equation (30-5):
V = 2.5 * Ca * I * W / R
V = 2.5 * 0.360 * 1.25 * 3374 / 2.200
V = 1725.7 N
The computed base shear is the minimum of V from 34-1 and 30-5.
Computation of V per equation (34-2), minimum V. V cannot be less than
this value !
V = 0.56 * Ca * I * W
V = 0.56 * 0.360 * 1.250 * 3374
V = 850.4 N
Next Sum the earthquake weights times their heights (wi*hi):
Current Sum = Prev. Sum + Wght 675. * Hght 240.000 = 162.
Current Sum = Prev. Sum + Wght 675. * Hght 240.300 = 324.
Current Sum = Prev. Sum + Wght 675. * Hght 240.300 = 487.
Current Sum = Prev. Sum + Wght 675. * Hght 240.300 = 649.
Current Sum = Prev. Sum + Wght 675. * Hght 240.000 = 811.
Compute the load at each level based on equation 30-15 and multiply
by the load case scalar. The sum will be the total adjusted shear.
Fx = ( V * wx * hx / ( sum of ( wi * hi ))) * EqFact
Fx = [(1063.) * 675. * 240.000 / 811.]*1.0000 = 212.
Fx = [(1063.) * 675. * 240.300 / 811.]*1.0000 = 213.
Fx = [(1063.) * 675. * 240.300 / 811.]*1.0000 = 213.
Fx = [(1063.) * 675. * 240.300 / 811.]*1.0000 = 213.
Fx = [(1063.) * 675. * 240.000 / 811.]*1.0000 = 212.
Earthquake Load Calculation
| | Earthquake | Earthquake | Element |
From| To | Height | Weight | Ope Load |
| | mm | N | N |
––––––––––––––––-
10| 20| 240.000 | 674.960 | 212.453 |
20|”sa”dl| 240.300 | 674.960 | 212.719 |
“sa”dl| 30| 240.300 | 674.960 | 212.719 |
20| 30| 240.300 | 674.960 | 212.719 |
30| 40| 240.000 | 674.960 | 212.453 |
2.2.2 Analiza tensiunilor produse de actiunea vantului:
Analiza tensiunilor ce apar din actiunea vantului asupra rezervorului cilindric orizontal a fost facuta cu programul PV Elite in concordanta cu standardul ASME Sec. VIII Div. in care au fost introduse date privind viteza vantului in zona de ampla”sa”ment a rezervorului , si anume Ploiesti , dupa cum se precizeaza in harta de disribuie a vitezei vantului pe fiecare regiune a Romaniei.
Fig. 2.2.2 Harta vitezei vantului in Romania
Wind Analysis Results per UBC 1997
Importance Factor as Entered by the User is 1.150
Wind Stagnation Pressure (qs) from Table 16-F 603.3 N/m²
Pressure Coefficient from Table 16-H Cq 0.800
User Entered Basic Wind Speed 25.0 m/sec
P(height) = Ce(height,Exp) * Cq * qs * Imp Fact. [18-1](1994) or [20-1](1997)
The values of Ce are shown as the in the table below:
Element Ce
–––––––––––
From: 10 1.0600
From: 20 1.0600
From: 30 1.0600
Wind Load Calculation
| | Wind | Wind | Wind | Height | Element |
From| To | Height | Diameter | Area | Factor | Wind Load |
| | mm | mm | mm² | N/m² | N |
–––––––––––––––––––––––––
10| 20| 495.000 | 601.200 | 65778.5 | 588.314 | 38.6975 |
20| 30| 495.000 | 609.600 | 731520. | 588.314 | 430.354 |
30| 40| 495.000 | 601.200 | 65778.5 | 588.314 | 38.6975 |
2.2.3 Analiza tensiunilor produse de actiunea presiunii exterioare:
External Pressure Calculation Results :
ASME Code, Section VIII, Division 1, 2010
Elliptical Head From 10 to 20 Ext. Chart: CS-2 at 160 C
Left end
Elastic Modulus from Chart: CS-2 at 160 C : 0.199E+06 N/mm²
Results for Maximum Allowable External Pressure (MAEP):
Tca OD D/t Factor A B
7.300 501.00 68.63 0.0020237 101.54
EMAP = B/(K0*D/t) = 101.5393 /(0.9000 *68.6301 ) = 16.4390 bar
Results for Required Thickness (Tca):
Tca OD D/t Factor A B
1.302 501.00 384.89 0.0003609 35.83
EMAP = B/(K0*D/t) = 35.8276 /(0.9000 *384.8886 ) = 1.0343 bar
Material UNS Number: K02700
Required Thickness due to Internal Pressure [tr]:
= (P*D*K)/(2*S*E-0.2*P) Appendix 1-4(c)
= (1.727*486.4000*1.000)/(2*137.90*1.00-0.2*1.727)
= 0.3046 + 3.2000 = 3.5046 mm
Max. Allowable Working Pressure at given Thickness, corroded [MAWP]:
= ((2*S*E*t)/(K*D+0.2*t))/1.67 per Appendix 1-4 (c)
= ((2*137.90*1.00*7.3000)/(1.000*486.4000+0.2*7.3000))/1.67
= 24.712 bar
Maximum Allowable External Pressure [MAEP]:
= min( MAEP, MAWP )
= min( 16.44 , 24.7119 )
= 16.439 bar
Cylindrical ShellFrom 20 to 30 Ext. Chart: CS-2 at 160 C
Shell
Elastic Modulus from Chart: CS-2 at 160 C : 0.199E+06 N/mm²
Results for Maximum Allowable External Pressure (MAEP):
Tca OD SLEN D/t L/D Factor A B
10.500 508.00 1328.00 48.38 2.6142 0.0015152 94.84
EMAP = (4*B)/(3*(D/t)) = (4*94.8366 )/(3*48.3810 ) = 26.1361 bar
Results for Required Thickness (Tca):
Tca OD SLEN D/t L/D Factor A B
2.411 508.00 1328.00 210.67 2.6142 0.0001646 16.34
EMAP = (4*B)/(3*(D/t)) = (4*16.3412 )/(3*210.6663 ) = 1.0343 bar
Results for Maximum Stiffened Length (Slen):
Tca OD SLEN D/t L/D Factor A B
10.500 508.00 83003.48 48.38 50.0000 0.0004699 46.66
EMAP = (4*B)/(3*(D/t)) = (4*46.6583 )/(3*48.3810 ) = 12.8586 bar
Elliptical Head From 30 to 40 Ext. Chart: CS-2 at 160 C
Right end
Elastic Modulus from Chart: CS-2 at 160 C : 0.199E+06 N/mm²
Results for Maximum Allowable External Pressure (MAEP):
Tca OD D/t Factor A B
7.300 501.00 68.63 0.0020237 101.54
EMAP = B/(K0*D/t) = 101.5393 /(0.9000 *68.6301 ) = 16.4390 bar
Results for Required Thickness (Tca):
Tca OD D/t Factor A B
1.302 501.00 384.89 0.0003609 35.83
EMAP = B/(K0*D/t) = 35.8276 /(0.9000 *384.8886 ) = 1.0343 bar
Material UNS Number: K02700
Required Thickness due to Internal Pressure [tr]:
= (P*D*K)/(2*S*E-0.2*P) Appendix 1-4(c)
= (1.727*486.4000*1.000)/(2*137.90*1.00-0.2*1.727)
= 0.3046 + 3.2000 = 3.5046 mm
Max. Allowable Working Pressure at given Thickness, corroded [MAWP]:
= ((2*S*E*t)/(K*D+0.2*t))/1.67 per Appendix 1-4 (c)
= ((2*137.90*1.00*7.3000)/(1.000*486.4000+0.2*7.3000))/1.67
= 24.712 bar
Maximum Allowable External Pressure [MAEP]:
= min( MAEP, MAWP )
= min( 16.44 , 24.7119 )
= 16.439 bar
External Pressure Calculations
| | Section | Outside | Corroded | Factor | Factor |
From| To | Length | Diameter | Thickness | A | B |
| | mm | mm | mm | | N/mm² |
–––––––––––––––––––––––––
10| 20| No Calc | 501.000 | 7.30000 | 0.0020237 | 101.539 |
20| 30| 1328.00 | 508.000 | 10.5000 | 0.0015152 | 94.8366 |
30| 40| No Calc | 501.000 | 7.30000 | 0.0020237 | 101.539 |
External Pressure Calculations
| | External | External | External | External |
From| To | Actual T. | Required T.|Des. Press. | M.A.W.P. |
| | mm | mm | bar | bar |
–––––––––––––––––––––-
10| 20| 10.5000 | 4.70000 | 1.03421 | 16.4390 |
20| 30| 13.7000 | 5.61140 | 1.03421 | 26.1361 |
30| 40| 10.5000 | 4.70000 | 1.03421 | 16.4390 |
Minimum 16.439
External Pressure Calculations
| | Actual Len.| Allow. Len.| Ring Inertia | Ring Inertia |
From| To | Bet. Stiff.| Bet. Stiff.| Required | Available |
| | mm | mm | mm**4 | mm**4 |
––––––––––––––––––––––-
10| 20| No Calc | No Calc | No Calc | No Calc |
20| 30| 1328.00 | 83003.5 | No Calc | No Calc |
30| 40| No Calc | No Calc | No Calc | No Calc |
ElementsSuitable for External Pressure.
Nozzle Flange MAWP Results :
Nozzle –– Flange Rating
Description Operating Ambient Temperature Class Grade|Group
barbar C
–––––––––––––––––––––––––-
A 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
B 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
#SN V 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
#SN T1 44.9 51.0 160 300 GR 1.1
H1 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
#SN T2 44.9 51.0 160 300 GR 1.1
#SN D 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
H2 15.4 19.7 160 150 GR 1.1
–––––––––––––––––––––––––-
Minimum Rating 15.445 19.650 bar
Note: Ratings are per /ASME B16.5 2003 Edition
2.2.4 Analiza tensiunilor produse de actiunea presiunii interioare:
Internal Pressure Calculation Results :
ASME Code, Section VIII, Division 1, 2010
Elliptical Head From 10 To 20 “SA”-516 70 , UCS-66 Crv. D at 160 C
Left end
Material UNS Number: K02700
Required Thickness due to Internal Pressure [tr]:
= (P*D*K)/(2*S*E-0.2*P) Appendix 1-4(c)
= (15.000*486.4000*1.000)/(2*137.90*1.00-0.2*15.000)
= 2.6483 + 3.2000 = 5.8483 mm
Max. Allowable Working Pressure at given Thickness, corroded [MAWP]:
= (2*S*E*t)/(K*D+0.2*t) per Appendix 1-4 (c)
= (2*137.90*1.00*7.3000)/(1.000*486.4000+0.2*7.3000)
= 41.269 bar
Maximum Allowable Pressure, New and Cold [MAPNC]:
= (2*S*E*t)/(K*D+0.2*t) per Appendix 1-4 (c)
= (2*137.90*1.00*10.5000)/(1.000*480.0000+0.2*10.5000)
= 60.068 bar
Actual stress at given pressure and thickness, corroded [“sa”ct]:
= (P*(K*D+0.2*t))/(2*E*t)
= (15.000*(1.000*486.4000+0.2*7.3000))/(2*1.00*7.3000)
= 50.123 N/mm²
Straight Flange Required Thickness:
= (P*R)/(S*E-0.6*P) + c per UG-27 (c)(1)
= (15.000*243.2000)/(137.90*1.00-0.6*15.000)+3.200
= 5.863 mm
Straight Flange Maximum Allowable Working Pressure:
= (S*E*t)/(R+0.6*t) per UG-27 (c)(1)
= (137.90 * 1.00 * 8.8000 ) / (243.2000 + 0.6 * 8.8000 )
= 48.838 bar
Required Thickness per UG-32(b) [trUG-32b]:
= ((P*R)/(2*S-0.2*P))/Ecirc per UG-32(b)
= ((15.000*243.2000)/(2*137.90-0.2*15.000))/1.00
= 1.3241 + 3.2000 = 4.5241 mm
Required Thickness per UG-32(b) and Appendix 1
= max( trUG-32b, tr )
= max( 4.524 , 5.848 )
= 5.848 mm
Percent Elong. per UCS-79, VIII-1-01-57 (75*tnom/Rf)*(1-Rf/Ro) 10.274 %
Note: Please Check Requirements of UCS-79 as Elongation is > 5%.
MDMT Calculations in the Knuckle Portion:
Govrn. thk, tg = 10.500 , tr = 2.648 , c = 3.2000 mm , E* = 1.00
Stress Ratio = tr * (E*) / (tg – c) = 0.363 , Temp. Reduction = 71 C
Min Metal Temp. w/o impact per UCS-66 -48 C
Min Metal Temp per UCS-66 and UCS-68(c),PWHT credit -65 C
MDMT Calculations in the Head Straight Flange:
Govrn. thk, tg = 12.000 , tr = 2.663 , c = 3.2000 mm , E* = 1.00
Stress Ratio = tr * (E*) / (tg – c) = 0.303 , Temp. Reduction = 78 C
Min Metal Temp. w/o impact per UCS-66 -48 C
Min Metal Temp per UCS-66 and UCS-68(c),PWHT credit -65 C
Min Metal Temp. at Required thickness (UCS 66.1) -104 C
Cylindrical Shell From 20 To 30 “SA”-516 70 , UCS-66 Crv. D at 160 C
Shell
Material UNS Number: K02700
Required Thickness due to Internal Pressure [tr]:
= (P*Ro) / (S*E+0.4*P) per Appendix 1-1 (a)(1)
= (15.000*254.0000)/(137.90*1.00+0.4*15.000)
= 2.7509 + 3.2000 = 5.9509 mm
Max. Allowable Working Pressure at given Thickness, corroded [MAWP]:
= (S*E*t)/(Ro-0.4*t) per Appendix 1-1 (a)(1)
= (137.90*1.00*10.5000)/(254.0000-0.4*10.5000)
= 57.964 bar
Maximum Allowable Pressure, New and Cold [MAPNC]:
= (S*E*t)/(Ro-0.4*t) per Appendix 1-1 (a)(1)
= (137.90*1.00*13.7000)/(254.0000-0.4*13.7000)
= 76.019 bar
Actual stress at given pressure and thickness, corroded [“sa”ct]:
= (P*(Ro-0.4*t))/(E*t)
= (15.000*((254.0000-0.4*10.5000))/(1.00*10.5000)
= 35.686 N/mm²
Percent Elongation per UCS-79 (50*tnom/Rf)*(1-Rf/Ro) 2.834 %
Minimum Design Metal Temperature Results:
Govrn. thk, tg = 13.700 , tr = 2.751 , c = 3.2000 mm , E* = 1.00
Stress Ratio = tr * (E*) / (tg – c) = 0.262 , Temp. Reduction = 78 C
Min Metal Temp. w/o impact per UCS-66 -48 C
Min Metal Temp per UCS-66 and UCS-68(c),PWHT credit -65 C
Min Metal Temp. at Required thickness (UCS 66.1) -104 C
Elliptical Head From 30 To 40 “SA”-516 70 , UCS-66 Crv. D at 160 C
Right end
Material UNS Number: K02700
Required Thickness due to Internal Pressure [tr]:
= (P*D*K)/(2*S*E-0.2*P) Appendix 1-4(c)
= (15.000*486.4000*1.000)/(2*137.90*1.00-0.2*15.000)
= 2.6483 + 3.2000 = 5.8483 mm
Max. Allowable Working Pressure at given Thickness, corroded [MAWP]:
= (2*S*E*t)/(K*D+0.2*t) per Appendix 1-4 (c)
= (2*137.90*1.00*7.3000)/(1.000*486.4000+0.2*7.3000)
= 41.269 bar
Maximum Allowable Pressure, New and Cold [MAPNC]:
= (2*S*E*t)/(K*D+0.2*t) per Appendix 1-4 (c)
= (2*137.90*1.00*10.5000)/(1.000*480.0000+0.2*10.5000)
= 60.068 bar
Actual stress at given pressure and thickness, corroded [“sa”ct]:
= (P*(K*D+0.2*t))/(2*E*t)
= (15.000*(1.000*486.4000+0.2*7.3000))/(2*1.00*7.3000)
= 50.123 N/mm²
Straight Flange Required Thickness:
= (P*R)/(S*E-0.6*P) + c per UG-27 (c)(1)
= (15.000*243.2000)/(137.90*1.00-0.6*15.000)+3.200
= 5.863 mm
Straight Flange Maximum Allowable Working Pressure:
= (S*E*t)/(R+0.6*t) per UG-27 (c)(1)
= (137.90 * 1.00 * 8.8000 ) / (243.2000 + 0.6 * 8.8000 )
= 48.838 bar
Required Thickness per UG-32(b) [trUG-32b]:
= ((P*R)/(2*S-0.2*P))/Ecirc per UG-32(b)
= ((15.000*243.2000)/(2*137.90-0.2*15.000))/1.00
= 1.3241 + 3.2000 = 4.5241 mm
Required Thickness per UG-32(b) and Appendix 1
= max( trUG-32b, tr )
= max( 4.524 , 5.848 )
= 5.848 mm
Percent Elong. per UCS-79, VIII-1-01-57 (75*tnom/Rf)*(1-Rf/Ro) 10.274 %
Note: Please Check Requirements of UCS-79 as Elongation is > 5%.
MDMT Calculations in the Knuckle Portion:
Govrn. thk, tg = 10.500 , tr = 2.648 , c = 3.2000 mm , E* = 1.00
Stress Ratio = tr * (E*) / (tg – c) = 0.363 , Temp. Reduction = 71 C
Min Metal Temp. w/o impact per UCS-66 -48 C
Min Metal Temp per UCS-66 and UCS-68(c),PWHT credit -65 C
MDMT Calculations in the Head Straight Flange:
Govrn. thk, tg = 12.000 , tr = 2.663 , c = 3.2000 mm , E* = 1.00
Stress Ratio = tr * (E*) / (tg – c) = 0.303 , Temp. Reduction = 78 C
Min Metal Temp. w/o impact per UCS-66 -48 C
Min Metal Temp per UCS-66 and UCS-68(c),PWHT credit -65 C
Min Metal Temp. at Required thickness (UCS 66.1) -104 C
Hydrostatic Test Pressure Results:
Pressure per UG99b = 1.3 * M.A.W.P. * “sa”/S 19.500 bar
Pressure per UG99b[34] = 1.3 * Design Pres * “sa”/S 19.500 bar
Pressure per UG99c = 1.3 * M.A.P. – Head(Hyd) 25.545 bar
Pressure per UG100 = 1.1 * M.A.W.P. * “sa”/S 16.500 bar
User Defined Hydrostatic Test Pressure at High Point 22.500 bar
Horizontal Test performed per: User Hydro Pressure
Stresses on Elements due to Hydrostatic Test Pressure:
From To Stress Allowable Ratio Pressure
Left end 75.3 235.8 0.320 22.55
Shell 53.6 235.8 0.228 22.55
Right end 75.3 235.8 0.320 22.55
Elements Suitable for Internal Pressure.
2.3 Analiza tensiunilor dezvoltate in racorduri
In urma analizei tensiunilor dezvoltate in racordurile din detaliile A si B , plan”sa” 2 uilizand programul PV Elite ce opereaza cu metoda elementelor finite in concordanta cu standardul American ASME VIII Div. 2 au reiesit urmatoarele rezultate :
Analiza tensiunilor dezvoltate in racordul din detaliul A:
INPUT VALUES, Nozzle Description: A From : 20
Pressure for Reinforcement Calculations P 15.000 bar
Temperature for Internal Pressure Temp 160 C
Design External Pressure Pext 1.03 bar
Temperature for External Pressure Tempex 160 C
Shell Material [Normalized] “SA”-516 70
Shell Allowable Stress at Temperature S 137.90 N/mm²
Shell Allowable Stress At Ambient “sa” 137.90 N/mm²
Inside Diameter of Cylindrical Shell D 480.00 mm
Design Length of Section L 1328.0000 mm
Shell Finished (Minimum) Thickness t 13.7000 mm
Shell Internal Corrosion Allowance c 3.2000 mm
Shell External Corrosion Allowance co 0.0000 mm
Distance from Bottom/Left Tangent 854.0000 mm
User Entered Minimum Design Metal Temperature -15.00 C
Type of Element Connected to the Shell : Nozzle
Material [Normalized] “SA”-105
Material UNS Number K03504
Material Specification/Type Forgings
Allowable Stress at Temperature Sn 137.90 N/mm²
Allowable Stress At Ambient Sna 137.90 N/mm²
Diameter Basis (for tr calc only) ID
Layout Angle 0.00 deg
Diameter 8.0000 in.
Size and Thickness Basis Actual
Actual Thickness tn 22.4000 mm
Flange Material [Normalized] “SA”-105
Flange Type Long Weld Neck
Corrosion Allowance can 3.2000 mm
Joint Efficiency of Shell Seam at Nozzle E1 1.00
Joint Efficiency of Nozzle Neck En 1.00
Outside Projection ho 165.5000 mm
Weld leg size between Nozzle and Pad/Shell Wo 8.5000 mm
Groove weld depth between Nozzle and Vessel Wgnv 13.7000 mm
Inside Projection h 0.0000 mm
Weld leg size, Inside Element to 0.0000 mm
ASME Code Weld Type per UW-16 None
Class of attached Flange 150
Grade of attached Flange GR 1.1
The Pressure Design option was Design Pressure + static head.
Nozzle Sketch (may not represent actual weld type/configuration)
| |
| |
| |
| |
____________/| |
| \ | |
| \ | |
|____________\|__|
Insert Nozzle No Pad, no Inside projection
Reinforcement CALCULATION, Description: A
ASME Code, Section VIII, Division 1, 2010, UG-37 to UG-45
Actual Inside Diameter Used in Calculation 8.000 in.
Actual Thickness Used in Calculation 0.882 in.
Nozzle input data check completed without errors.
Reqd thk per UG-37(a)of Cylindrical Shell, Tr [Int. Press]
= (P*R)/(S*E-0.6*P) per UG-27 (c)(1)
= (15.00*243.2000)/(137*1.00-0.6*15.00)
= 2.6628 mm
Reqd thk per UG-37(a)of Nozzle Wall, Trn [Int. Press]
= (P*R)/(S*E-0.6*P) per UG-27 (c)(1)
= (15.00*104.80)/(137*1.00-0.6*15.00)
= 1.1474 mm
Required Nozzle thickness under External Pressure per UG-28 : 0.6753 mm
UG-40, Limits of Reinforcement : [Internal Pressure]
Parallel to Vessel Wall (Diameter Limit) Dl 419.2000 mm
Parallel to Vessel Wall, opening length d 209.6000 mm
Normal to Vessel Wall (Thickness Limit), no pad Tlnp 26.2500 mm
Weld Strength Reduction Factor [fr1]:
= min( 1, Sn/S )
= min( 1, 137.9 /137.9 )
= 1.000
Weld Strength Reduction Factor [fr2]:
= min( 1, Sn/S )
= min( 1, 137.9 /137.9 )
= 1.000
Weld Strength Reduction Factor [fr3]:
= min( fr2, fr4 )
= min( 1.0 , 1.0 )
= 1.000
Results of Nozzle Reinforcement Area Calculations:
AVAILABLE, A1 to A5 Design External Mapnc
Area Required Ar 558.117 252.714 NA mm²
Area in Shell A1 1642.682 1695.371 NA mm²
Area in Nozzle Wall A2 947.759 972.546 NA mm²
Area in Inward Nozzle A3 0.000 0.000 NA mm²
Area in Welds A41+A42+A43 72.250 72.250 NA mm²
Area in Element A5 0.000 0.000 NA mm²
TOTAL AVAILABLE Atot 2662.691 2740.167 NA mm²
The Internal Pressure Case Governs the Analysis.
Nozzle Angle Used in Area Calculations 90.00 Degs.
The area available without a pad is Sufficient.
Area Required [A]:
= ( d * tr*F + 2 * tn * tr*F * (1-fr1) ) UG-37(c)
= (209.6000*2.6628*1.0+2*19.2000*2.6628*1.0*(1-1.00))
= 558.117 mm²
Reinforcement Areas per Figure UG-37.1
Area Available in Shell [A1]:
= d( E1*t – F*tr ) – 2 * tn( E1*t – F*tr ) * ( 1 – fr1 )
= 209.600 ( 1.00 * 10.5000 – 1.0 * 2.663 ) – 2 * 19.200
( 1.00 * 10.5000 – 1.0 * 2.6628 ) * ( 1 – 1.000 )
= 1642.682 mm²
Area Available in Nozzle Projecting Outward [A2]:
= ( 2 * tlnp ) * ( tn – trn ) * fr2
= ( 2 * 26.25 ) * ( 19.20 – 1.15 ) * 1.0000 )
= 947.759 mm²
Area Available in Inward Weld + Outward Weld [A41 + A43]:
= Wo² * fr2 + ( Wi-can/0.707 )² * fr2
= 8.5000² * 1.0000 + ( 0.0000 )² * 1.0000
= 72.250 mm²
UG-45 Minimum Nozzle Neck Thickness Requirement: [Int. Press.]
Wall Thickness for Internal/External pressures ta = 4.3474 mm
Wall Thickness per UG16(b), tr16b = 4.7000 mm
Wall Thickness, shell/head, internal pressure trb1 = 5.8628 mm
Wall Thickness tb1 = max(trb1, tr16b) = 5.8628 mm
Wall Thickness tb2 = max(trb2, tr16b) = 4.7000 mm
Wall Thickness per table UG-45 tb3 = 11.3100 mm
Determine Nozzle Thickness candidate [tb]:
= min[ tb3, max( tb1,tb2) ]
= min[ 11.310 , max( 5.863 , 4.700 ) ]
= 5.8628 mm
Minimum Wall Thickness of Nozzle Necks [tUG-45]:
= max( ta, tb )
= max( 4.3474 , 5.8628 )
= 5.8628 mm
Available Nozzle Neck Thickness = 22.4028 mm –> OK
Weld Size Calculations, Description: A
Intermediate Calc. for nozzle/shell Welds Tmin 10.8000 mm
Results Per UW-16.1:
Required Thickness Actual Thickness
Nozzle Weld 6.0000 = Min per Code 6.0095 = 0.7 * Wo mm
Weld Strength and Weld Loads per UG-41.1, Sketch (a) or (b)
Weld Load [W]:
= (A-A1+2*tn*fr1*(E1*t-tr))*Sv
= (558.1174 – 1642.6824 + 2 * 19.2000 * 1.0000 *
(1.00 * 10.5000 – 2.6628 ) ) * 137
= 0.00 N
Note: F is always set to 1.0 throughout the calculation.
Weld Load [W1]:
= (A2+A5+A4-(Wi-Can/.707)²*fr2)*Sv
= ( 947.7590 + 0.0000 + 72.2500 – 0.0000 * 1.00 ) * 137
= 140652.19 N
Weld Load [W2]:
= (A2 + A3 + A4 + (2 * tn * t * fr1)) * Sv
= ( 947.7590 + 0.0000 + 72.2500 + ( 403.2000 ) ) * 137
= 196250.66 N
Weld Load [W3]:
= (A2+A3+A4+A5+(2*tn*t*fr1))*S
= ( 947.7590 + 0.0000 + 72.2500 + 0.0000 + ( 403.2000 ) ) * 137
= 196250.66 N
Analiza tensiunilor dezvoltate in racordul din detaliul B:
INPUT VALUES, Nozzle Description: B From : 20
Pressure for Reinforcement Calculations P 15.000 bar
Temperature for Internal Pressure Temp 160 C
Design External Pressure Pext1.03 bar
Temperature for External Pressure Tempex160 C
Shell Material [Normalized] “SA”-516 70
Shell Allowable Stress at Temperature S 137.90 N/mm²
Shell Allowable Stress At Ambient “sa” 137.90 N/mm²
Inside Diameter of Cylindrical Shell D 480.00 mm
Design Length of Section L 1328.0000 mm
Shell Finished (Minimum) Thickness t 13.7000 mm
Shell Internal Corrosion Allowance c 3.2000 mm
Shell External Corrosion Allowance co 0.0000 mm
Distance from Bottom/Left Tangent 195.0000 mm
User Entered Minimum Design Metal Temperature -15.00 C
Type of Element Connected to the Shell : Nozzle
Material “SA”-105
Material UNS Number K03504
Material Specification/Type Forgings
Allowable Stress at Temperature Sn 137.90 N/mm²
Allowable Stress At Ambient Sna137.90 N/mm²
Diameter Basis (for trcalc only) ID
Layout Angle 90.00 deg
Diameter 6.0000 in.
Size and Thickness Basis Actual
Actual Thickness tn22.3000 mm
Flange Material “SA”-105
Flange Type Long Weld Neck
Corrosion Allowance can 3.2000 mm
Joint Efficiency of Shell Seam at Nozzle E1 1.00
Joint Efficiency of Nozzle Neck En 1.00
Outside Projection ho 170.0000 mm
Weld leg size between Nozzle and Pad/Shell Wo8.5000 mm
Groove weld depth between Nozzle and Vessel Wgnv13.7000 mm
Inside Projection h 0.0000 mm
Weld leg size, Inside Element to 0.0000 mm
ASME Code Weld Type per UW-16 None
Class of attached Flange 150
Grade of attached Flange GR 1.1
The Pressure Design option was Design Pressure + static head.
Nozzle Sketch (may not represent actual weld type/configuration)
| |
| |
| |
| |
____________/| |
| \ | |
| \ | |
|____________\|__|
Insert Nozzle No Pad, no Inside projection
Reinforcement CALCULATION, Description: B
ASME Code, Section VIII, Division 1, 2010, UG-37 to UG-45
Actual Inside Diameter Used in Calculation 6.000 in.
Actual Thickness Used in Calculation 0.878 in.
Nozzle input data check completed without errors.
Reqdthk per UG-37(a)of Cylindrical Shell, Tr [Int. Press]
= (P*R)/(S*E-0.6*P) per UG-27 (c)(1)
= (15.00*243.2000)/(137*1.00-0.6*15.00)
= 2.6628 mm
Reqdthk per UG-37(a)of Nozzle Wall, Trn [Int. Press]
= (P*R)/(S*E-0.6*P) per UG-27 (c)(1)
= (15.00*79.40)/(137*1.00-0.6*15.00)
= 0.8694 mm
Required Nozzle thickness under External Pressure per UG-28 : 0.5961 mm
UG-40, Limits of Reinforcement : [Internal Pressure]
Parallel to Vessel Wall (Diameter Limit) Dl 317.6000 mm
Parallel to Vessel Wall, opening length d 158.8000 mm
Normal to Vessel Wall (Thickness Limit), no pad Tlnp26.2500 mm
Weld Strength Reduction Factor [fr1]:
= min( 1, Sn/S )
= min( 1, 137.9 /137.9 )
= 1.000
Weld Strength Reduction Factor [fr2]:
= min( 1, Sn/S )
= min( 1, 137.9 /137.9 )
= 1.000
Weld Strength Reduction Factor [fr3]:
= min( fr2, fr4 )
= min( 1.0 , 1.0 )
= 1.000
Results of Nozzle Reinforcement Area Calculations:
AVAILABLE, A1 to A5 Design ExternalMapnc
Area Required Ar 422.852 191.467 NA mm²
Area in Shell A1 1244.541 1284.459 NA mm²
Area in Nozzle Wall A2 957.075 971.419 NA mm²
Area in Inward Nozzle A3 0.000 0.000 NA mm²
Area in Welds A41+A42+A43 72.247 72.247 NA mm²
Area in Element A5 0.000 0.000 NA mm²
TOTAL AVAILABLE Atot2273.863 2328.125 NA mm²
The Internal Pressure Case Governs the Analysis.
Nozzle Angle Used in Area Calculations 90.00 Degs.
The area available without a pad is Sufficient.
Area Required [A]:
= ( d * tr*F + 2 * tn * tr*F * (1-fr1) ) UG-37(c)
= (158.8000*2.6628*1.0+2*19.1000*2.6628*1.0*(1-1.00))
= 422.852 mm²
Reinforcement Areas per Figure UG-37.1
Area Available in Shell [A1]:
= d( E1*t – F*tr ) – 2 * tn( E1*t – F*tr ) * ( 1 – fr1 )
= 158.800 ( 1.00 * 10.5000 – 1.0 * 2.663 ) – 2 * 19.100
( 1.00 * 10.5000 – 1.0 * 2.6628 ) * ( 1 – 1.000 )
= 1244.541 mm²
Area Available in Nozzle Projecting Outward [A2]:
= ( 2 * tlnp ) * ( tn – trn ) * fr2
= ( 2 * 26.25 ) * ( 19.10 – 0.87 ) * 1.0000 )
= 957.075 mm²
Area Available in Inward Weld + Outward Weld [A41 + A43]:
= Wo² * fr2 + ( Wi-can/0.707 )² * fr2
= 8.5000² * 1.0000 + ( 0.0000 )² * 1.0000
= 72.247 mm²
UG-45 Minimum Nozzle Neck Thickness Requirement: [Int. Press.]
Wall Thickness for Internal/External pressures ta = 4.0694 mm
Wall Thickness per UG16(b), tr16b = 4.7000 mm
Wall Thickness, shell/head, internal pressure trb1 = 5.8628 mm
Wall Thickness tb1 = max(trb1, tr16b) = 5.8628 mm
Wall Thickness tb2 = max(trb2, tr16b) = 4.7000 mm
Wall Thickness per table UG-45 tb3 = 10.3600 mm
Determine Nozzle Thickness candidate [tb]:
= min[ tb3, max( tb1,tb2) ]
= min[ 10.360 , max( 5.863 , 4.700 ) ]
= 5.8628 mm
Minimum Wall Thickness of Nozzle Necks [tUG-45]:
= max( ta, tb )
= max( 4.0694 , 5.8628 )
= 5.8628 mm
Available Nozzle Neck Thickness = 22.3012 mm –> OK
Weld Size Calculations, Description: B
Intermediate Calc. for nozzle/shell Welds Tmin10.8000 mm
Results Per UW-16.1:
Required Thickness Actual Thickness
Nozzle Weld 6.0000 = Min per Code 6.0095 = 0.7 * Wo m
Weld Strength and Weld Loads per UG-41.1, Sketch (a) or (b)
Weld Load [W]:
= (A-A1+2*tn*fr1*(E1*t-tr))*Sv
= (422.8520 – 1244.5409 + 2 * 19.1000 * 1.0000 *
(1.00 * 10.5000 – 2.6628 ) ) * 137
= 0.00 N
Note: F is always set to 1.0 throughout the calculation.
Weld Load [W1]:
= (A2+A5+A4-(Wi-Can/.707)²*fr2)*Sv
= ( 957.0746 + 0.0000 + 72.2475 – 0.0000 * 1.00 ) * 137
= 141936.39 N
Weld Load [W2]:
= (A2 + A3 + A4 + (2 * tn * t * fr1)) * Sv
= ( 957.0746 + 0.0000 + 72.2475 + ( 401.0860 ) ) * 137
= 197243.38 N
Weld Load [W3]:
= (A2+A3+A4+A5+(2*tn*t*fr1))*S
= ( 957.0746 + 0.0000 + 72.2475 + 0.0000 + ( 401.0860 ) ) * 137
= 197243.38 N
Path 3-3 = 509267 N , must exceed W = 0 N or W3 = 197243 N
Maximum Allowable Pressure for this Nozzle at this Location:
Converged Max. Allow. Pressure in Operating case 15.000 bar
Nozzle is O.K. for the External Pressure 1.034 bar
Capitolul 3:
Analiza solicitarilor statice si dinamice pe suportul de tip “sa”
al rezervorului cilindric orizontal
3.1 Suporturi pentru recipiente orizontale:
Suporturi de tip “sa” :
Cele mai utilizate sunt suporturile tip șa rigidizate cu nervuri (fig.3.1.1). Cu creșterea diametrului rezervorului orizontal rezemat, crește gradul de rigidizare produs de nervuri, fie prin mărirea numărului de nervuri, fie prin extinderea lor.
Rezervoarele cilindrice orizontale se fixeaza pe fundatii prin intermediul a doua “sa”u mai multe suporturi de tip “sa”.
Din punct de vedere constructiv , suporturile de tip “sa” folosite la rezemarea lor sunt :
de tip N1, destinate rezervoarelor cilindrice orizontale cu Dn 600…1000,
de tip N2, destinate rezervoarelor cilindrice orizontale cu Dn 1100…2000,
de tip N3, destinate rezervoarelor cilindrice orizontale cu Dn 2200…3600,
Fiecare tip de suport “sa” este realizat in doua variante constructive , si anume , ca suporturi fixe si ca suporturi mobile.
Fig. 3.1.1 Suport de tip “sa” in conditii de solicitare
In zona rezemării, rezervorul cilindric orizontal este solicitat la presiune exterioară, determinată de “sa”rcina de pe reazem. Ca urmare, aici există pericolul pierderii stabilității.
Pentru a evita aceasta, în zona rezemării suportul este prevăzut cu o fâșie de întărire, care se sudează de corp și care are lățimea mai mare decât lățimea reazemului.
In cazul aplicarii unei presiuni interioare cele mai mari tensiuni sunt aproape de porțiunea de șa , deoarece momentele de încovoiere pe circumferință sunt maxime în apropierea șeilor, și , de asemenea, de-a lungul deschiderii grinzilor (fig.3.1.2).
Pentru a evita aceasta, în zona rezemării suportul este prevăzut cu o fâșie de întărire, care se sudează de corp și care are lățimea mai mare decât lățimea reazemului.
In cazul funcționării la temperatură ridicată, unul dintre reazeme este fix, iar celelalte sunt mobile.
Recipientele orizontale sunt solicitate la încovoiere datorită masei proprii și masei lichidului din recipient.
Suporturile se monteaza pe fundatie , prin intermediul unei placi metalice incastrate in fundatie .
Fig 3.1.2 Rezervor cilindric orizontal supus la presiune interioara
).
3.2 Analiza tensiunilor dezvoltate in suportul de tip “sa” :
Analiza tensiunilor ce apar in suportul de tip “sa” s-a realizat cu programul PV Elite folosind metoda Zick in concordanta cu standardul American ASME VIII Div. 2 .Analiza a fost realizata in mod identic pe suportul tip “sa” din partea stanga cat si din partea dreapta iar rezultatele sunt prezentate dupa cum urmeaza :
Analiza pe suportul tip “sa” stanga :
ASME Horizontal Vessel Analysis: Stresses for the Left “sa”ddle
(per ASME Sec. VIII Div. 2 based on the Zick method.)
Horizontal Vessel Stress Calculations : Operating Case
Input and Calculated Values:
Vessel Mean Radius Rm 248.75 mm
Stiffened Vessel Length per 4.15.6 L 1248.00 mm
Distance from “sa”ddle to Vessel tangent a 406.00 mm
“sa”ddle Width b 130.00 mm
“sa”ddle Bearing Angle theta 120.00 degrees
Inside Depth of Head h2 123.20 mm
Shell Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Head Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Circumferential Efficiency in Plane of “sa”ddle 1.00
Circumferential Efficiency at Mid-Span 1.00
“sa”ddle Force Q, Operating Case 3710.62 N
Horizontal Vessel Analysis Results: Actual Allowable
––––––––––––––––––––––-
Long. Stress at Top of Midspan 17.97 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of Midspan 17.56 137.90 N/mm²
Long. Stress at Top of “sa”ddles 20.28 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of “sa”ddles 16.37 137.90 N/mm²
Tangential Shear in Shell 0.51 110.32 N/mm²
Circ. Stress at Horn of “sa”ddle 4.68 172.37 N/mm²
Circ. Compressive Stress in Shell 0.13 137.90 N/mm²
Intermediate Results: “sa”ddle Reaction Q due to Wind or Seismic
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Ft [Fwt]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 507.7 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 875.0 N
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Fl or Friction [Fwl]:
= Max( Fl, Friction Load, Sum of X Forces) * B / Ls
= Max( 143.09 , 563.58 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 416.4 N
“sa”ddle Reaction Force due to Earthquake Fl or Friction [Fsl]:
= Max( Fl, Friction Force, Sum of X Forces ) * B / Ls
= Max( 1063.06 , 563.58 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 785.4 N
“sa”ddle Reaction Force due to Earthquake Ft [Fst]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 1063 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 1832.0 N
Load Combination Results for Q + Wind or Seismic [Q]:
= “sa”ddle Load + Max( Fwl, Fwt, Fsl, Fst )
= 1878 + Max( 416 , 875 , 785 , 1832 )
= 3710.6 N
Summary of Loads at the base of this “sa”ddle:
Vertical Load (including “sa”ddle weight) 4046.92 N
Transverse Shear Load “sa”ddle 531.53 N
Longitudinal Shear Load “sa”ddle 1063.06 N
Formulas and Substitutions for Horizontal Vessel Analysis:
Note: Wear Plate is Welded to the Shell, k = 0.1
The Computed K values from Table 4.15.1:
K1 = 0.1066 = 1.1707 K3 = 0.8799 K4 = 0.4011
K5 = 0.7603 K6 = 0.0529 K7 = 0.0529 K8 = 0.3405
K9 = 0.2711 K10 = 0.0581 K1* = 0.1923
Note: Dimension a is greater than or equal to Rm / 2.
Moment per Equation 4.15.3 [M1]:
= -Q*a [1 – (1- a/L + (R²-h2²)/(2a*L))/(1+(4h2)/3L)]
= -3710*406.00[1-(1-406.00/1248.00+(248.750²-123.200²)/
(2*406.00*1248.00))/(1+(4*123.20)/(3*1248.00))]
= -547.2 N-m
Moment per Equation 4.15.4 [M2]:
= Q*L/4(1+2(R²-h2²)/(L²))/(1+(4h2)/( 3L))-4a/L
= 3710*1248/4(1+2(248²-123²)/(1248²))/(1+(4*123)/
(3*1248))-4*405/1248
= -422.3 N-m
Longitudinal Stress at Top of Shell (4.15.6) [Sigma1]:
= P * Rm/(2t) – M2/(pi*Rm²t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) – -422.3 /(pi*248.8²*10.50 )
= 17.97 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell (4.15.7) [Sigma2]:
= P * Rm/(2t) + M2/(pi * Rm² * t)
= 15.00 * 248.750 /(2 * 10.50 ) + -422.3 /(pi * 248.8² * 10.50 )
= 17.56 N/mm²
Longitudinal Stress at Top of Shell at Support (4.15.10) [Sigma*3]:
= P * Rm/(2t) – M1/(K1*pi*Rm²t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) – -547.2 /(0.1066 *pi*248.8²*10.50 )
= 20.28 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell at Support (4.15.11) [Sigma*4]:
= P * Rm/(2t) + M1/(K1* * pi * Rm² * t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) + -547.2 /(0.1923 * pi * 248.8² * 10.50 )
= 16.37 N/mm²
Maximum Shear Force in the “sa”ddle (4.15.5) [T]:
= Q(L-2a)/(L+(4*h2/3))
= 3710 ( 1248.00 – 2 * 406.00 )/(1248.00 + ( 4 * 123.20 /3))
= 1145.6 N
Shear Stress in the shell no rings, not stiffened (4.15.14) [tau2]:
= * T / ( Rm * t )
= 1.1707 * 1145.55 / ( 248.7500 * 10.5000 )
= 0.51 N/mm²
Decay Length (4.15.22) [x1,x2]:
= 0.78 * sqrt( Rm * t )
= 0.78 * sqrt( 248.750 * 10.500 )
= 39.863 mm
Circumferential Stress in shell, no rings (4.15.23) [sigma6]:
= -K5 * Q * k / ( t * ( b + X1 + X2 ) )
= -0.7603 * 3710 * 0.1 / ( 10.500 * ( 130.00 + 39.86 + 39.86 ) )
= -0.13 N/mm²
Circ. Comp. Stress at Horn of “sa”ddle, L<8Rm (4.15.25) [sigma7*]:
= -Q/(4*t*(b+X1+X2)) – 12*K7*Q*Rm/(L*t²)
= -3710 /(4*10.500 *(130.000 +39.863 +39.863 )) –
12 * 0.053 * 3710 * 248.750 /(1248.000 * 10.500²)
= -4.68 N/mm²
Effective reinforcing plate width (4.15.1) [B1]:
= min( b + 1.56 * sqrt( Rm * t ), 2a )
= min( 130.00 + 1.56 * sqrt( 248.750 * 10.500 ), 2 * 406.000 )
= 209.73 mm
Free Un-Restrained Thermal Expansion between the “sa”ddles [Exp]:
= Alpha * Ls * ( Design Temperature – Ambient Temperature )
= 0.125E-04 * 670.000 * ( 160.0 – 21.1 )
= 1.162 mm
Results for Vessel Ribs, Web and Base:
Baseplate Length Bplen 464.0000 mm
Baseplate Thickness Bpthk 15.0000 mm
Baseplate Width Bpwid 150.0000 mm
Number of Ribs ( inc. outside ribs ) Nribs 2
Rib Thickness Ribtk 10.0000 mm
Web Thickness Webtk 10.0000 mm
Web Location Webloc Center
Moment of Inertia of “sa”ddle – Lateral Direction
Y A AY Io
Shell 5. 2403. 12617. 88319.
Wearplate 18. 2100. 36750. 677424.
Web 125. 2005. 250124. 37919696.
BasePlate 232. 2250. 523125. 121668632.
Totals 380. 8758. 822616. 160354080.
Value C1 = Sumof(Ay)/Sumof(A) = 94. mm
Value I = Sumof(Io) – C1*Sumof(Ay) = 83090176. mm**4
Value As = Sumof(A) – Ashell = 6355. mm²
K1 = (1+(beta)-.5*Sin(beta)² )/(pi-beta+Sin(beta)*Cos(beta)) = 0.2035
Fh = K1 * Q = 0.2035 * 3710.616 = 755.1909 N
Tension Stress, St = ( Fh/As ) = 0.1188 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 0.6 * Yield Str = 124.1058 N/mm²
d = B – R*Sin(theta) / theta = 282.1272 mm
Bending Moment, M = Fh * d = 213.1462 N-m
Bending Stress, Sb = ( M * C1 / I ) = 0.2409 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 2/3 * Yield Str = 137.8953 N/mm²
Minimum Thickness of Baseplate per Moss :
= ( 3 * ( Q + “sa”ddle_Wt ) * BasePlateWidth / ( 4 * BasePlateLength *
AllStress ))½
= ( 3 * (3710 + 336 ) * 150.00 / ( 4 * 464.000 * 137.895 ))½
= 2.668 mm
Calculation of Axial Load, Intermediate Values and Compressive Stress
Effective Baseplate Length [e]:
= ( Bplen – Clearance ) / ( Nribs – 1)
= ( 464.0000 – 25.4 ) / ( 2 – 1 ) = 438.6000 mm
Baseplate Pressure Area [Ap]:
= e * Bpwid / 2
= 438.6000 * 150.0000 / 2 = 32895.0000 mm²
Axial Load [P]:
= Ap * Bp
= 32895.0 * 0.05 = 1753.7 N
Area of the Rib and Web [Ar]:
= ( Bpwid – Clearance – Webtk ) * Ribtk + e/2 * Webtk
= ( 150.000 – 25.4 – 10.000 ) * 10.000 + 438.6000 /2 * 10.000
= 3339.000 mm²
Compressive Stress [Sc]:
= P/Ar
= 1753.7 / 3338.9998 = 0.5253 N/mm²
Check of Outside Ribs:
Inertia of “sa”ddle, Outer Ribs – Longitudinal Direction
Y A AY Ay² Io
Rib 65.0 1173.0 76245.0 0.0 1719109.8
Web 65.0 2193.0 142545.0 0.0 36550.0
Values 65.0 3366.0 218790.0 0.0 1755659.8
Bending Moment [Rm]:
= Fl /( 2 * Bplen ) * e * rl / 2
= 1063.1 /( 2 * 464.00 ) * 438.600 * 356.50 / 2
= 89.595 N-m
KL/R < Cc ( 15.5470 < 138.1348 ) per AISC E2-1
Sca = (1-(Klr)²/(2*Cc²))*Fy/(5/3+3*(Klr)/(8*Cc)-(Klr³)/(8*Cc³)
Sca = ( 1-( 15.55 )²/(2 * 138.13² )) * 206 /
( 5/3+3*(15.55 )/(8* 138.13 )-( 15.55³)/(8*138.13³)
Sca = 120.29 N/mm²
AISC Unity Check on Outside Ribs ( must be <= 1.0 )
Check = Sc/Sca + (Rm/Z)/Sba
Check = 0.53 / 120.29 + (89.60 /27010.150 ) / 137.90
Check = 0.03
Input Data for Base Plate Bolting Calculations:
Total Number of Bolts per BasePlate Nbolts 4
Total Number of Bolts in Tension/Baseplate Nbt 2
Bolt Material Specification “SA”-307 B
Bolt Allowable Stress Stba 48.26 N/mm²
Bolt Corrosion Allowance Bca 0.0000 mm
Distance from Bolts to Edge Edgedis 62.0014 mm
Nominal Bolt Diameter Bnd 20.0000 mm
Thread Series Series TEMA Metric
BasePlate Allowable Stress S 108.25 N/mm²
Area Available in a Single Bolt BltArea 217.0510 mm²
“sa”ddle Load QO (Weight) QO 2214.9 N
“sa”ddle Load QL (Wind/Seismic contribution) QL 785.4 N
Maximum Transverse Force Ft 531.5 N
Maximum Longitudinal Force Fl 1063.1 N
“sa”ddle Bolted to Steel Foundation No
Bolt Area Calculation per Dennis R. Moss
Bolt Area Requirement Due to Longitudinal Load [Bltarearl]:
= 0.0 (QO > QL –> No Uplift in Longitudinal direction)
Bolt Area due to Shear Load [Bltarears]:
= Fl / (Stba * Nbolts)
= 1063.06 / (48.26 * 4.00 )
= 5.5068 mm²
Bolt Area due to Transverse Load
Moment on Baseplate Due to Transverse Load [Rmom]:
= B * Ft + Sum of X Moments
= 495.00 * 531.53 + 0.00
= 263.21 N-m
Eccentricity (e):
= Rmom / QO
= 263.21 / 2214.89
= 118.79 mm > Bplen/6 –> Uplift in Transverse direction
f = Bplen / 2 – Edgedis
= 464.00 / 2 – 62.00
= 170.00 mm
Modular Ratio Of Steel/Concrete (n1):
= ES / EC
= 203395.42 / 21525.57
= 9.45
K1 = 3 (e – 0.5 * Bplen)
= 3 (118.79 – 0.5*464.00 )
= -339.63 mm
= 6 * n1 * At / Bpwid * (f + e)
= 6 * 9.45 * 434.10 / 150.00 * (170.00 + 118.79 )
= 47382.58 mm ²
K3 = – * (0.5 * Bplen + f)
= -47382.57 * (0.5 * 464.00 + 170.00 )
= -19047728.88 mm ³
Iteratively Solving for the Effective Bearing Length:
Y³ + K1 * Y² + * Y + K3 = 0
Y³ + -339.63 * Y² + 47382.57 * Y + -0.2E+08 = 0
Y = 356.56 mm
Num = (Bplen / 2 – Y / 3 – e)
= (464.00 / 2 – 356.56 / 3 – 118.79 )
= -5.64
Denom = (Bplen / 2 – Y / 3 + f)
= (464.00 / 2 – 356.56 / 3 + 170.00 )
= 283.14
Total Bolt Tension Force [Tforce]:
= – QO * Num / Denom
= – 2214.89 * -5.64 / 283.14
= 44.15 N
Bolt Area Required due to Transverse Load [Bltareart]
= Tforce / (Stba * Nbt)
= 44.15 / ( 48.26 * 2.00 )
= 0.4574 mm²
Required of a Single Bolt [Bltarear]
= max[Bltarearl, Bltarears, Bltareart]
= max[0.0000 , 5.5068 , 0.4574 ]
= 5.5068 mm²
Baseplate Thickness Calculation per D. Moss:
Bearing Pressure (fc)
= 2 * (QO + Tforce) / (Y * Bplen)
= 2 * (2214.89 + 44.15 ) / (356.56 * 464.00 )
= 0.27 bar
Distance from Baseplate Edge to the Web [ADIST]:
= (Bplen – Weblngth) / 2
= (464.00 – 413.20 ) / 2
= 25.4000 mm
Overturning Moment due To Bolt Tension [Mt]:
= Tforce * Adist
= 44.15 * 25.40
= 1.12 N-m
Equivalent Bearing Pressure (f1):
= fc * (Y – Adist) / Y
= 0.27 * (356.56 – 25.40 ) / 356.56
= 0.25 bar
Overturning Moment due to Bearing Pressure [Mc]:
= (Adist² * Bpwid / 6) * (f1 + 2 * fc)
= (25.40² * 150.00 / 6) * (0.25 + 2 * 0.27 )
= 1.29 N-m
Baseplate Required Thickness [Treq]:
= (6 * max(Mt,Mc) / (Bpwid * Sba))½
= (6 *max(1.12 ,1.29 / (150.00 * 162.37 ))½
= 0.5637 mm
Analiza pe suportul tip “sa” dreapta :
ASME Horizontal Vessel Analysis: Stresses for the Right “sa”ddle
(per ASME Sec. VIII Div. 2 based on the Zick method.)
Input and Calculated Values:
Vessel Mean Radius Rm 248.75 mm
Stiffened Vessel Length per 4.15.6 L 1248.00 mm
Distance from “sa”ddle to Vessel tangent a 172.00 mm
“sa”ddle Width b 130.00 mm
“sa”ddle Bearing Angle theta 120.00 degrees
Inside Depth of Head h2 123.20 mm
Shell Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Head Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Circumferential Efficiency in Plane of “sa”ddle 1.00
Circumferential Efficiency at Mid-Span 1.00
“sa”ddle Force Q, Operating Case 2655.63 N
Horizontal Vessel Analysis Results: Actual Allowable
––––––––––––––––––––––-
Long. Stress at Top of Midspan 17.61 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of Midspan 17.92 137.90 N/mm²
Long. Stress at Top of “sa”ddles 18.07 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of “sa”ddles 17.60 137.90 N/mm²
Tangential Shear in Shell 0.76 110.32 N/mm²
Circ. Stress at Horn of “sa”ddle 1.94 172.37 N/mm²
Circ. Compressive Stress in Shell 0.09 137.90 N/mm²
Intermediate Results: “sa”ddle Reaction Q due to Wind or Seismic
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Ft [Fwt]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 507.7 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 875.0 N
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Fl or Friction [Fwl]:
= Max( Fl, Friction Load, Sum of X Forces) * B / Ls
= Max( 143.09 , 247.08 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 182.5 N
“sa”ddle Reaction Force due to Earthquake Fl or Friction [Fsl]:
= Max( Fl, Friction Force, Sum of X Forces ) * B / Ls
= Max( 1063.06 , 247.08 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 785.4 N
“sa”ddle Reaction Force due to Earthquake Ft [Fst]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 1063 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 1832.0 N
Load Combination Results for Q + Wind or Seismic [Q]:
= “sa”ddle Load + Max( Fwl, Fwt, Fsl, Fst )
= 823 + Max( 182 , 875 , 785 , 1832 )
= 2655.6 N
Summary of Loads at the base of this “sa”ddle:
Vertical Load (including “sa”ddle weight) 2991.93 N
Transverse Shear Load “sa”ddle 531.53 N
Longitudinal Shear Load “sa”ddle 1063.06 N
Formulas and Substitutions for Horizontal Vessel Analysis:
Note: Wear Plate is Welded to the Shell, k = 0.1
The Computed K values from Table 4.15.1:
K1 = 0.1066 = 1.1707 K3 = 0.8799 K4 = 0.4011
K5 = 0.7603 K6 = 0.0529 K7 = 0.0284 K8 = 0.3405
K9 = 0.2711 K10 = 0.0581 K1* = 0.1923
Moment per Equation 4.15.3 [M1]:
= -Q*a [1 – (1- a/L + (R²-h2²)/(2a*L))/(1+(4h2)/3L)]
= -2655*172.00[1-(1-172.00/1248.00+(248.750²-123.200²)/
(2*172.00*1248.00))/(1+(4*123.20)/(3*1248.00))]
= -64.9 N-m
Moment per Equation 4.15.4 [M2]:
= Q*L/4(1+2(R²-h2²)/(L²))/(1+(4h2)/( 3L))-4a/L
= 2655*1248/4(1+2(248²-123²)/(1248²))/(1+(4*123)/
(3*1248))-4*172/1248
= 319.5 N-m
Longitudinal Stress at Top of Shell (4.15.6) [Sigma1]:
= P * Rm/(2t) – M2/(pi*Rm²t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) – 319.5 /(pi*248.8²*10.50 )
= 17.61 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell (4.15.7) [Sigma2]:
= P * Rm/(2t) + M2/(pi * Rm² * t)
= 15.00 * 248.750 /(2 * 10.50 ) + 319.5 /(pi * 248.8² * 10.50 )
= 17.92 N/mm²
Longitudinal Stress at Top of Shell at Support (4.15.10) [Sigma*3]:
= P * Rm/(2t) – M1/(K1*pi*Rm²t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) – -64.9 /(0.1066 *pi*248.8²*10.50 )
= 18.07 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell at Support (4.15.11) [Sigma*4]:
= P * Rm/(2t) + M1/(K1* * pi * Rm² * t)
= 15.00 * 248.750 /(2*10.50 ) + -64.9 /(0.1923 * pi * 248.8² * 10.50 )
= 17.60 N/mm²
Maximum Shear Force in the “sa”ddle (4.15.5) [T]:
= Q(L-2a)/(L+(4*h2/3))
= 2655 ( 1248.00 – 2 * 172.00 )/(1248.00 + ( 4 * 123.20 /3))
= 1699.9 N
Shear Stress in the shell no rings, not stiffened (4.15.14) [tau2]:
= * T / ( Rm * t )
= 1.1707 * 1699.88 / ( 248.7500 * 10.5000 )
= 0.76 N/mm²
Decay Length (4.15.22) [x1,x2]:
= 0.78 * sqrt( Rm * t )
= 0.78 * sqrt( 248.750 * 10.500 )
= 39.863 mm
Circumferential Stress in shell, no rings (4.15.23) [sigma6]:
= -K5 * Q * k / ( t * ( b + X1 + X2 ) )
= -0.7603 * 2655 * 0.1 / ( 10.500 * ( 130.00 + 39.86 + 39.86 ) )
= -0.09 N/mm²
Circ. Comp. Stress at Horn of “sa”ddle, L<8Rm (4.15.25) [sigma7*]:
= -Q/(4*t*(b+X1+X2)) – 12*K7*Q*Rm/(L*t²)
= -2655 /(4*10.500 *(130.000 +39.863 +39.863 )) –
12 * 0.028 * 2655 * 248.750 /(1248.000 * 10.500²)
= -1.94 N/mm²
Effective reinforcing plate width (4.15.1) [B1]:
= min( b + 1.56 * sqrt( Rm * t ), 2a )
= min( 130.00 + 1.56 * sqrt( 248.750 * 10.500 ), 2 * 172.000 )
= 209.73 mm
Results for Vessel Ribs, Web and Base
Baseplate Length Bplen 464.0000 mm
Baseplate Thickness Bpthk 15.0000 mm
Baseplate Width Bpwid 150.0000 mm
Number of Ribs ( inc. outside ribs ) Nribs 2
Rib Thickness Ribtk 10.0000 mm
Web Thickness Webtk 10.0000 mm
Web Location Webloc Center
Moment of Inertia of “sa”ddle – Lateral Direction
Y A AY Io
Shell 5. 2403. 12617. 88319.
Wearplate 18. 2100. 36750. 677424.
Web 125. 2005. 250124. 37919696.
BasePlate 232. 2250. 523125. 121668632.
Totals 380. 8758. 822616. 160354080.
Value C1 = Sumof(Ay)/Sumof(A) = 94. mm
Value I = Sumof(Io) – C1*Sumof(Ay) = 83090176. mm**4
Value As = Sumof(A) – Ashell = 6355. mm²
K1 = (1+(beta)-.5*Sin(beta)² )/(pi-beta+Sin(beta)*Cos(beta)) = 0.2035
Fh = K1 * Q = 0.2035 * 2655.626 = 540.4776 N
Tension Stress, St = ( Fh/As ) = 0.0851 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 0.6 * Yield Str = 124.1058 N/mm²
d = B – R*Sin(theta) / theta = 282.1272 mm
Bending Moment, M = Fh * d = 152.5452 N-m
Bending Stress, Sb = ( M * C1 / I ) = 0.1724 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 2/3 * Yield Str = 137.8953 N/mm²
Minimum Thickness of Baseplate per Moss :
= ( 3 * ( Q + “sa”ddle_Wt ) * BasePlateWidth / ( 4 * BasePlateLength *
AllStress ))½
= ( 3 * (2655 + 336 ) * 150.00 / ( 4 * 464.000 * 137.895 ))½
= 2.294 mm
Calculation of Axial Load, Intermediate Values and Compressive Stress
Effective Baseplate Length [e]:
= ( Bplen – Clearance ) / ( Nribs – 1)
= ( 464.0000 – 25.4 ) / ( 2 – 1 ) = 438.6000 mm
Baseplate Pressure Area [Ap]:
= e * Bpwid / 2
= 438.6000 * 150.0000 / 2 = 32895.0000 mm²
Axial Load [P]:
= Ap * Bp
= 32895.0 * 0.04 = 1255.1 N
Area of the Rib and Web [Ar]:
= ( Bpwid – Clearance – Webtk ) * Ribtk + e/2 * Webtk
= ( 150.000 – 25.4 – 10.000 ) * 10.000 + 438.6000 /2 * 10.000
= 3339.000 mm²
Compressive Stress [Sc]:
= P/Ar
= 1255.1 / 3338.9998 = 0.3759 N/mm²
Check of Outside Ribs:
Inertia of “sa”ddle, Outer Ribs – Longitudinal Direction
Y A AY Ay² Io
Rib 65.0 1173.0 76245.0 0.0 1719109.8
Web 65.0 2193.0 142545.0 0.0 36550.0
Values 65.0 3366.0 218790.0 0.0 1755659.8
Bending Moment [Rm]:
= Fl /( 2 * Bplen ) * e * rl / 2
= 1063.1 /( 2 * 464.00 ) * 438.600 * 356.50 / 2
= 89.595 N-m
KL/R < Cc ( 15.5470 < 138.1348 ) per AISC E2-1
Sca = (1-(Klr)²/(2*Cc²))*Fy/(5/3+3*(Klr)/(8*Cc)-(Klr³)/(8*Cc³)
Sca = ( 1-( 15.55 )²/(2 * 138.13² )) * 206 /
( 5/3+3*(15.55 )/(8* 138.13 )-( 15.55³)/(8*138.13³)
Sca = 120.29 N/mm²
AISC Unity Check on Outside Ribs ( must be <= 1.0 )
Check = Sc/Sca + (Rm/Z)/Sba
Check = 0.38 / 120.29 + (89.60 /27010.150 ) / 137.90
Check = 0.03
Input Data for Base Plate Bolting Calculations:
Total Number of Bolts per BasePlate Nbolts 4
Total Number of Bolts in Tension/Baseplate Nbt 2
Bolt Material Specification “SA”-307 B
Bolt Allowable Stress Stba 48.26 N/mm²
Bolt Corrosion Allowance Bca 0.0000 mm
Distance from Bolts to Edge Edgedis 62.0014 mm
Nominal Bolt Diameter Bnd 20.0000 mm
Thread Series Series TEMA Metric
BasePlate Allowable Stress S 108.25 N/mm²
Area Available in a Single Bolt BltArea 217.0510 mm²
“sa”ddle Load QO (Weight) QO 1159.9 N
“sa”ddle Load QL (Wind/Seismic contribution) QL 785.4 N
Maximum Transverse Force Ft 531.5 N
Maximum Longitudinal Force Fl 1063.1 N
“sa”ddle Bolted to Steel Foundation No
Bolt Area Calculation per Dennis R. Moss
Bolt Area Requirement Due to Longitudinal Load [Bltarearl]:
= 0.0 (QO > QL –> No Uplift in Longitudinal direction)
Bolt Area due to Shear Load [Bltarears]:
= Fl / (Stba * Nbolts)
= 1063.06 / (48.26 * 4.00 )
= 5.5068 mm²
Bolt Area due to Transverse Load
Moment on Baseplate Due to Transverse Load [Rmom]:
= B * Ft + Sum of X Moments
= 495.00 * 531.53 + 0.00
= 263.21 N-m
Eccentricity (e):
= Rmom / QO
= 263.21 / 1159.90
= 226.84 mm > Bplen/6 –> Uplift in Transverse direction
f = Bplen / 2 – Edgedis
= 464.00 / 2 – 62.00
= 170.00 mm
Modular Ratio Of Steel/Concrete (n1):
= ES / EC
= 203395.42 / 21525.57
= 9.45
K1 = 3 (e – 0.5 * Bplen)
= 3 (226.84 – 0.5*464.00 )
= -15.49 mm
= 6 * n1 * At / Bpwid * (f + e)
= 6 * 9.45 * 434.10 / 150.00 * (170.00 + 226.84 )
= 65109.96 mm ²
K3 = – * (0.5 * Bplen + f)
= -65109.96 * (0.5 * 464.00 + 170.00 )
= -26174114.23 mm ³
Iteratively Solving for the Effective Bearing Length:
Y³ + K1 * Y² + * Y + K3 = 0
Y³ + -15.49 * Y² + 65109.96 * Y + -0.3E+08 = 0
Y = 229.31 mm
Num = (Bplen / 2 – Y / 3 – e)
= (464.00 / 2 – 229.31 / 3 – 226.84 )
= -71.27
Denom = (Bplen / 2 – Y / 3 + f)
= (464.00 / 2 – 229.31 / 3 + 170.00 )
= 325.56
Total Bolt Tension Force [Tforce]:
= – QO * Num / Denom
= – 1159.90 * -71.27 / 325.56
= 253.93 N
Bolt Area Required due to Transverse Load [Bltareart]
= Tforce / (Stba * Nbt)
= 253.93 / ( 48.26 * 2.00 )
= 2.6308 mm²
Required of a Single Bolt [Bltarear]
= max[Bltarearl, Bltarears, Bltareart]
= max[0.0000 , 5.5068 , 2.6308 ]
= 5.5068 mm²
Baseplate Thickness Calculation per D. Moss:
Bearing Pressure (fc)
= 2 * (QO + Tforce) / (Y * Bplen)
= 2 * (1159.90 + 253.93 ) / (229.31 * 464.00 )
= 0.27 bar
Distance from Baseplate Edge to the Web [ADIST]:
= (Bplen – Weblngth) / 2
= (464.00 – 413.20 ) / 2
= 25.4000 mm
Overturning Moment due To Bolt Tension [Mt]:
= Tforce * Adist
= 253.93 * 25.40
= 6.45 N-m
Equivalent Bearing Pressure (f1):
= fc * (Y – Adist) / Y
= 0.27 * (229.31 – 25.40 ) / 229.31
= 0.24 bar
Overturning Moment due to Bearing Pressure [Mc]:
= (Adist² * Bpwid / 6) * (f1 + 2 * fc)
= (25.40² * 150.00 / 6) * (0.24 + 2 * 0.27 )
= 1.24 N-m
Baseplate Required Thickness [Treq]:
= (6 * max(Mt,Mc) / (Bpwid * Sba))½
= (6 *max(6.45 ,1.24 / (150.00 * 162.37 ))½
= 1.2606 mm
Capitolul 4
Test cu metoda Zick pe suporturile de tip “sa” si verificarea
sudurilor cu metode nondistructive
4.1 Test de rezistenta pe suporturile de tip “sa”:
Test pe suportul de tip “sa” de pe partea stanga:
ASME Horizontal Vessel Analysis: Stresses for the Left “sa”ddle
(per ASME Sec. VIII Div. 2 based on the Zick method.)
Horizontal Vessel Stress Calculations : Test Case
Input and Calculated Values:
Vessel Mean Radius Rm 248.75 mm
Stiffened Vessel Length per 4.15.6 L 1248.00 mm
Distance from “sa”ddle to Vessel tangent a 406.00 mm
“sa”ddle Width b 130.00 mm
“sa”ddle Bearing Angle theta 120.00 degrees
Inside Depth of Head h2 123.20 mm
Shell Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Head Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Circumferential Efficiency in Plane of “sa”ddle 1.00
Circumferential Efficiency at Mid-Span 1.00
“sa”ddle Force Q, Test Case, no Ext. Forces 4852.83 N
Horizontal Vessel Analysis Results: Actual Allowable
––––––––––––––––––––––-
Long. Stress at Top of Midspan 26.95 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of Midspan 26.41 137.90 N/mm²
Long. Stress at Top of “sa”ddles 29.97 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of “sa”ddles 24.86 137.90 N/mm²
Tangential Shear in Shell 0.67 110.32 N/mm²
Circ. Stress at Horn of “sa”ddle 6.12 172.37 N/mm²
Circ. Compressive Stress in Shell 0.17 137.90 N/mm²
Intermediate Results: “sa”ddle Reaction Q due to Wind or Seismic
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Ft [Fwt]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 507.7 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 875.0 N
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Fl or Friction [Fwl]:
= Max( Fl, Friction Load, Sum of X Forces) * B / Ls
= Max( 143.09 , 0.00 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 105.7 N
Load Combination Results for Q + Wind or Seismic [Q]:
= “sa”ddle Load + Max( Fwl, Fwt, Fsl, Fst )
= 3977 + Max( 105 , 875 , 0 , 0 )
= 4852.8 N
Summary of Loads at the base of this “sa”ddle:
Vertical Load (including “sa”ddle weight) 5189.14 N
Transverse Shear Load “sa”ddle 253.87 N
Longitudinal Shear Load “sa”ddle 143.09 N
Hydrostatic Test Pressure at center of Vessel: 22.524 bar
Formulas and Substitutions for Horizontal Vessel Analysis:
Note: Wear Plate is Welded to the Shell, k = 0.1
The Computed K values from Table 4.15.1:
K1 = 0.1066 = 1.1707 K3 = 0.8799 K4 = 0.4011
K5 = 0.7603 K6 = 0.0529 K7 = 0.0529 K8 = 0.3405
K9 = 0.2711 K10 = 0.0581 K1* = 0.1923
Moment per Equation 4.15.3 [M1]:
= -Q*a [1 – (1- a/L + (R²-h2²)/(2a*L))/(1+(4h2)/3L)]
= -4852*406.00[1-(1-406.00/1248.00+(248.750²-123.200²)/
(2*406.00*1248.00))/(1+(4*123.20)/(3*1248.00))]
= -715.6 N-m
Moment per Equation 4.15.4 [M2]:
= Q*L/4(1+2(R²-h2²)/(L²))/(1+(4h2)/( 3L))-4a/L
= 4852*1248/4(1+2(248²-123²)/(1248²))/(1+(4*123)/
(3*1248))-4*405/1248
= -552.3 N-m
Longitudinal Stress at Top of Shell (4.15.6) [Sigma1]:
= P * Rm/(2t) – M2/(pi*Rm²t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) – -552.3 /(pi*248.8²*10.50 )
= 26.95 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell (4.15.7) [Sigma2]:
= P * Rm/(2t) + M2/(pi * Rm² * t)
= 22.52 * 248.750 /(2 * 10.50 ) + -552.3 /(pi * 248.8² * 10.50 )
= 26.41 N/mm²
Longitudinal Stress at Top of Shell at Support (4.15.10) [Sigma*3]:
= P * Rm/(2t) – M1/(K1*pi*Rm²t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) – -715.6 /(0.1066 *pi*248.8²*10.50 )
= 29.97 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell at Support (4.15.11) [Sigma*4]:
= P * Rm/(2t) + M1/(K1* * pi * Rm² * t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) + -715.6 /(0.1923 * pi * 248.8² * 10.50 )
= 24.86 N/mm²
Maximum Shear Force in the “sa”ddle (4.15.5) [T]:
= Q(L-2a)/(L+(4*h2/3))
= 4852 ( 1248.00 – 2 * 406.00 )/(1248.00 + ( 4 * 123.20 /3))
= 1498.2 N
Shear Stress in the shell no rings, not stiffened (4.15.14) [tau2]:
= * T / ( Rm * t )
= 1.1707 * 1498.18 / ( 248.7500 * 10.5000 )
= 0.67 N/mm²
Decay Length (4.15.22) [x1,x2]:
= 0.78 * sqrt( Rm * t )
= 0.78 * sqrt( 248.750 * 10.500 )
= 39.863 mm
Circumferential Stress in shell, no rings (4.15.23) [sigma6]:
= -K5 * Q * k / ( t * ( b + X1 + X2 ) )
= -0.7603 * 4852 * 0.1 / ( 10.500 * ( 130.00 + 39.86 + 39.86 ) )
= -0.17 N/mm²
Circ. Comp. Stress at Horn of “sa”ddle, L<8Rm (4.15.25) [sigma7*]:
= -Q/(4*t*(b+X1+X2)) – 12*K7*Q*Rm/(L*t²)
= -4852 /(4*10.500 *(130.000 +39.863 +39.863 )) –
12 * 0.053 * 4852 * 248.750 /(1248.000 * 10.500²)
= -6.12 N/mm²
Effective reinforcing plate width (4.15.1) [B1]:
= min( b + 1.56 * sqrt( Rm * t ), 2a )
= min( 130.00 + 1.56 * sqrt( 248.750 * 10.500 ), 2 * 406.000 )
= 209.73 mm
Results for Vessel Ribs, Web and Base:
Baseplate Length Bplen 464.0000 mm
Baseplate Thickness Bpthk 15.0000 mm
Baseplate Width Bpwid 150.0000 mm
Number of Ribs ( inc. outside ribs ) Nribs 2
Rib Thickness Ribtk 10.0000 mm
Web Thickness Webtk 10.0000 mm
Web Location Webloc Center
Moment of Inertia of “sa”ddle – Lateral Direction
Y A AY Io
Shell 5. 2403. 12617. 88319.
Wearplate 18. 2100. 36750. 677424.
Web 125. 2005. 250124. 37919696.
BasePlate 232. 2250. 523125. 121668632.
Totals 380. 8758. 822616. 160354080.
Value C1 = Sumof(Ay)/Sumof(A) = 94. mm
Value I = Sumof(Io) – C1*Sumof(Ay) = 83090176. mm**4
Value As = Sumof(A) – Ashell = 6355. mm²
K1 = (1+(beta)-.5*Sin(beta)² )/(pi-beta+Sin(beta)*Cos(beta)) = 0.2035
Fh = K1 * Q = 0.2035 * 4852.835 = 987.6572 N
Tension Stress, St = ( Fh/As ) = 0.1554 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 0.6 * Yield Str = 124.1058 N/mm²
d = B – R*Sin(theta) / theta = 282.1272 mm
Bending Moment, M = Fh * d = 278.7579 N-m
Bending Stress, Sb = ( M * C1 / I ) = 0.3150 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 2/3 * Yield Str = 137.8953 N/mm²
Minimum Thickness of Baseplate per Moss :
= ( 3 * ( Q + “sa”ddle_Wt ) * BasePlateWidth / ( 4 * BasePlateLength *
AllStress ))½
= ( 3 * (4852 + 336 ) * 150.00 / ( 4 * 464.000 * 137.895 ))½
= 3.021 mm
Calculation of Axial Load, Intermediate Values and Compressive Stress
Effective Baseplate Length [e]:
= ( Bplen – Clearance ) / ( Nribs – 1)
= ( 464.0000 – 25.4 ) / ( 2 – 1 ) = 438.6000 mm
Baseplate Pressure Area [Ap]:
= e * Bpwid / 2
= 438.6000 * 150.0000 / 2 = 32895.0000 mm²
Axial Load [P]:
= Ap * Bp
= 32895.0 * 0.07 = 2293.6 N
Area of the Rib and Web [Ar]:
= ( Bpwid – Clearance – Webtk ) * Ribtk + e/2 * Webtk
= ( 150.000 – 25.4 – 10.000 ) * 10.000 + 438.6000 /2 * 10.000
= 3339.000 mm²
Compressive Stress [Sc]:
= P/Ar
= 2293.6 / 3338.9998 = 0.6869 N/mm²
Check of Outside Ribs:
Inertia of “sa”ddle, Outer Ribs – Longitudinal Direction
Y A AY Ay² Io
Rib 65.0 1173.0 76245.0 0.0 1719109.8
Web 65.0 2193.0 142545.0 0.0 36550.0
Values 65.0 3366.0 218790.0 0.0 1755659.8
Bending Moment [Rm]:
= Fl /( 2 * Bplen ) * e * rl / 2
= 143.1 /( 2 * 464.00 ) * 438.600 * 356.50 / 2
= 12.059 N-m
KL/R < Cc ( 15.5470 < 138.1348 ) per AISC E2-1
Sca = (1-(Klr)²/(2*Cc²))*Fy/(5/3+3*(Klr)/(8*Cc)-(Klr³)/(8*Cc³)
Sca = ( 1-( 15.55 )²/(2 * 138.13² )) * 206 /
( 5/3+3*(15.55 )/(8* 138.13 )-( 15.55³)/(8*138.13³)
Sca = 120.29 N/mm²
AISC Unity Check on Outside Ribs ( must be <= 1.0 )
Check = Sc/Sca + (Rm/Z)/Sba
Check = 0.69 / 120.29 + (12.06 /27010.150 ) / 137.90
Check = 0.01
Input Data for Base Plate Bolting Calculations:
Total Number of Bolts per BasePlate Nbolts 4
Total Number of Bolts in Tension/Baseplate Nbt 2
Bolt Material Specification “SA”-307 B
Bolt Allowable Stress Stba 48.26 N/mm²
Bolt Corrosion Allowance Bca 0.0000 mm
Distance from Bolts to Edge Edgedis 62.0014 mm
Nominal Bolt Diameter Bnd 20.0000 mm
Thread Series Series TEMA Metric
BasePlate Allowable Stress S 108.25 N/mm²
Area Available in a Single Bolt BltArea 217.0510 mm²
“sa”ddle Load QO (Weight) QO 4314.1 N
“sa”ddle Load QL (Wind/Seismic contribution) QL 105.7 N
Maximum Transverse Force Ft 253.9 N
Maximum Longitudinal Force Fl 143.1 N
“sa”ddle Bolted to Steel Foundation No
Bolt Area Calculation per Dennis R. Moss
Bolt Area Requirement Due to Longitudinal Load [Bltarearl]:
= 0.0 (QO > QL –> No Uplift in Longitudinal direction)
Bolt Area due to Shear Load [Bltarears]:
= Fl / (Stba * Nbolts)
= 143.09 / (48.26 * 4.00 )
= 0.7412 mm²
Bolt Area due to Transverse Load
Moment on Baseplate Due to Transverse Load [Rmom]:
= B * Ft + Sum of X Moments
= 495.00 * 253.87 + 0.00
= 125.72 N-m
Eccentricity (e):
= Rmom / QO
= 125.72 / 4314.11
= 29.13 mm < Bplen/6 –> No Uplift in Transverse direction
Bolt Area due to Transverse Load [Bltareart]:
= 0 (No Uplift)
Required of a Single Bolt [Bltarear]
= max[Bltarearl, Bltarears, Bltareart]
= max[0.0000 , 0.7412 , 0.0000 ]
= 0.7412 mm²
Test pe suportul de tip “sa” de pe partea dreapta:
ASME Horizontal Vessel Analysis: Stresses for the Right “sa”ddle
(per ASME Sec. VIII Div. 2 based on the Zick method.)
Input and Calculated Values:
Vessel Mean Radius Rm 248.75 mm
Stiffened Vessel Length per 4.15.6 L 1248.00 mm
Distance from “sa”ddle to Vessel tangent a 172.00 mm
“sa”ddle Width b 130.00 mm
“sa”ddle Bearing Angle theta 120.00 degrees
Inside Depth of Head h2 123.20 mm
Shell Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Head Allowable Stress used in Calculation 137.90 N/mm²
Circumferential Efficiency in Plane of “sa”ddle 1.00
Circumferential Efficiency at Mid-Span 1.00
“sa”ddle Force Q, Test Case, no Ext. Forces 2711.08 N
Horizontal Vessel Analysis Results: Actual Allowable
––––––––––––––––––––––-
Long. Stress at Top of Midspan 26.52 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of Midspan 26.84 137.90 N/mm²
Long. Stress at Top of “sa”ddles 26.98 137.90 N/mm²
Long. Stress at Bottom of “sa”ddles 26.51 137.90 N/mm²
Tangential Shear in Shell 0.78 110.32 N/mm²
Circ. Stress at Horn of “sa”ddle 1.98 172.37 N/mm²
Circ. Compressive Stress in Shell 0.09 137.90 N/mm²
Intermediate Results: “sa”ddle Reaction Q due to Wind or Seismic
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Ft [Fwt]:
= Ftr * ( Ft/Num of “sa”ddles + Z Force Load ) * B / E
= 3.00 * ( 507.7 /2 + 0 ) * 495.0000 / 430.8477
= 875.0 N
“sa”ddle Reaction Force due to Wind Fl or Friction [Fwl]:
= Max( Fl, Friction Load, Sum of X Forces) * B / Ls
= Max( 143.09 , 0.00 , 0 ) * 495.0000 / 670.0000
= 105.7 N
Load Combination Results for Q + Wind or Seismic [Q]:
= “sa”ddle Load + Max( Fwl, Fwt, Fsl, Fst )
= 1836 + Max( 105 , 875 , 0 , 0 )
= 2711.1 N
Summary of Loads at the base of this “sa”ddle:
Vertical Load (including “sa”ddle weight) 3047.39 N
Transverse Shear Load “sa”ddle 253.87 N
Longitudinal Shear Load “sa”ddle 143.09 N
Hydrostatic Test Pressure at center of Vessel: 22.524 bar
Formulas and Substitutions for Horizontal Vessel Analysis:
The Computed K values from Table 4.15.1:
K1 = 0.1066 = 1.1707 K3 = 0.8799 K4 = 0.4011
K5 = 0.7603 K6 = 0.0529 K7 = 0.0284 K8 = 0.3405
K9 = 0.2711 K10 = 0.0581 K1* = 0.1923
Moment per Equation 4.15.3 [M1]:
= -Q*a [1 – (1- a/L + (R²-h2²)/(2a*L))/(1+(4h2)/3L)]
= -2711*172.00[1-(1-172.00/1248.00+(248.750²-123.200²)/
(2*172.00*1248.00))/(1+(4*123.20)/(3*1248.00))]
= -66.2 N-m
Moment per Equation 4.15.4 [M2]:
= Q*L/4(1+2(R²-h2²)/(L²))/(1+(4h2)/( 3L))-4a/L
= 2711*1248/4(1+2(248²-123²)/(1248²))/(1+(4*123)/
(3*1248))-4*172/1248
= 326.1 N-m
Longitudinal Stress at Top of Shell (4.15.6) [Sigma1]:
= P * Rm/(2t) – M2/(pi*Rm²t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) – 326.1 /(pi*248.8²*10.50 )
= 26.52 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell (4.15.7) [Sigma2]:
= P * Rm/(2t) + M2/(pi * Rm² * t)
= 22.52 * 248.750 /(2 * 10.50 ) + 326.1 /(pi * 248.8² * 10.50 )
= 26.84 N/mm²
Longitudinal Stress at Top of Shell at Support (4.15.10) [Sigma*3]:
= P * Rm/(2t) – M1/(K1*pi*Rm²t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) – -66.2 /(0.1066 *pi*248.8²*10.50 )
= 26.98 N/mm²
Longitudinal Stress at Bottom of Shell at Support (4.15.11) [Sigma*4]:
= P * Rm/(2t) + M1/(K1* * pi * Rm² * t)
= 22.52 * 248.750 /(2*10.50 ) + -66.2 /(0.1923 * pi * 248.8² * 10.50 )
= 26.51 N/mm²
Maximum Shear Force in the “sa”ddle (4.15.5) [T]:
= Q(L-2a)/(L+(4*h2/3))
= 2711 ( 1248.00 – 2 * 172.00 )/(1248.00 + ( 4 * 123.20 /3))
= 1735.4 N
Shear Stress in the shell no rings, not stiffened (4.15.14) [tau2]:
= * T / ( Rm * t )
= 1.1707 * 1735.38 / ( 248.7500 * 10.5000 )
= 0.78 N/mm²
Decay Length (4.15.22) [x1,x2]:
= 0.78 * sqrt( Rm * t )
= 0.78 * sqrt( 248.750 * 10.500 )
= 39.863 mm
Circumferential Stress in shell, no rings (4.15.23) [sigma6]:
= -K5 * Q * k / ( t * ( b + X1 + X2 ) )
= -0.7603 * 2711 * 0.1 / ( 10.500 * ( 130.00 + 39.86 + 39.86 ) )
= -0.09 N/mm²
Circ. Comp. Stress at Horn of “sa”ddle, L<8Rm (4.15.25) [sigma7*]:
= -Q/(4*t*(b+X1+X2)) – 12*K7*Q*Rm/(L*t²)
= -2711 /(4*10.500 *(130.000 +39.863 +39.863 )) –
12 * 0.028 * 2711 * 248.750 /(1248.000 * 10.500²)
= -1.98 N/mm²
Effective reinforcing plate width (4.15.1) [B1]:
= min( b + 1.56 * sqrt( Rm * t ), 2a )
= min( 130.00 + 1.56 * sqrt( 248.750 * 10.500 ), 2 * 172.000 )
= 209.73 mm
Results for Vessel Ribs, Web and Base
Baseplate Length Bplen 464.0000 mm
Baseplate Thickness Bpthk 15.0000 mm
Baseplate Width Bpwid 150.0000 mm
Number of Ribs ( inc. outside ribs ) Nribs 2
Rib Thickness Ribtk 10.0000 mm
Web Thickness Webtk 10.0000 mm
Web Location Webloc Center
Moment of Inertia of “sa”ddle – Lateral Direction
Y A AY Io
Shell 5. 2403. 12617. 88319.
Wearplate 18. 2100. 36750. 677424.
Web 125. 2005. 250124. 37919696.
BasePlate 232. 2250. 523125. 121668632.
Totals 380. 8758. 822616. 160354080.
Value C1 = Sumof(Ay)/Sumof(A) = 94. mm
Value I = Sumof(Io) – C1*Sumof(Ay) = 83090176. mm**4
Value As = Sumof(A) – Ashell = 6355. mm²
K1 = (1+(beta)-.5*Sin(beta)² )/(pi-beta+Sin(beta)*Cos(beta)) = 0.2035
Fh = K1 * Q = 0.2035 * 2711.083 = 551.7643 N
Tension Stress, St = ( Fh/As ) = 0.0868 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 0.6 * Yield Str = 124.1058 N/mm²
d = B – R*Sin(theta) / theta = 282.1272 mm
Bending Moment, M = Fh * d = 155.7308 N-m
Bending Stress, Sb = ( M * C1 / I ) = 0.1760 N/mm²
Allowed Stress, “sa” = 2/3 * Yield Str = 137.8953 N/mm²
Minimum Thickness of Baseplate per Moss :
= ( 3 * ( Q + “sa”ddle_Wt ) * BasePlateWidth / ( 4 * BasePlateLength *
AllStress ))½
= ( 3 * (2711 + 336 ) * 150.00 / ( 4 * 464.000 * 137.895 ))½
= 2.315 mm
Calculation of Axial Load, Intermediate Values and Compressive Stress
Effective Baseplate Length [e]:
= ( Bplen – Clearance ) / ( Nribs – 1)
= ( 464.0000 – 25.4 ) / ( 2 – 1 ) = 438.6000 mm
Baseplate Pressure Area [Ap]:
= e * Bpwid / 2
= 438.6000 * 150.0000 / 2 = 32895.0000 mm²
Axial Load [P]:
= Ap * Bp
= 32895.0 * 0.04 = 1281.3 N
Area of the Rib and Web [Ar]:
= ( Bpwid – Clearance – Webtk ) * Ribtk + e/2 * Webtk
= ( 150.000 – 25.4 – 10.000 ) * 10.000 + 438.6000 /2 * 10.000
= 3339.000 mm²
Compressive Stress [Sc]:
= P/Ar
= 1281.3 / 3338.9998 = 0.3838 N/mm²
Check of Outside Ribs:
Inertia of “sa”ddle, Outer Ribs – Longitudinal Direction
Y A AY Ay² Io
Rib 65.0 1173.0 76245.0 0.0 1719109.8
Web 65.0 2193.0 142545.0 0.0 36550.0
Values 65.0 3366.0 218790.0 0.0 1755659.8
Bending Moment [Rm]:
= Fl /( 2 * Bplen ) * e * rl / 2
= 143.1 /( 2 * 464.00 ) * 438.600 * 356.50 / 2
= 12.059 N-m
KL/R < Cc ( 15.5470 < 138.1348 ) per AISC E2-1
Sca = (1-(Klr)²/(2*Cc²))*Fy/(5/3+3*(Klr)/(8*Cc)-(Klr³)/(8*Cc³)
Sca = ( 1-( 15.55 )²/(2 * 138.13² )) * 206 /
( 5/3+3*(15.55 )/(8* 138.13 )-( 15.55³)/(8*138.13³)
Sca = 120.29 N/mm²
AISC Unity Check on Outside Ribs ( must be <= 1.0 )
Check = Sc/Sca + (Rm/Z)/Sba
Check = 0.38 / 120.29 + (12.06 /27010.150 ) / 137.90
Check = 0.01
Input Data for Base Plate Bolting Calculations:
Total Number of Bolts per BasePlate Nbolts 4
Total Number of Bolts in Tension/Baseplate Nbt 2
Bolt Material Specification “SA”-307 B
Bolt Allowable Stress Stba 48.26 N/mm²
Bolt Corrosion Allowance Bca 0.0000 mm
Distance from Bolts to Edge Edgedis 62.0014 mm
Nominal Bolt Diameter Bnd 20.0000 mm
Thread Series Series TEMA Metric
BasePlate Allowable Stress S 108.25 N/mm²
Area Available in a Single Bolt BltArea 217.0510 mm²
“sa”ddle Load QO (Weight) QO 2172.4 N
“sa”ddle Load QL (Wind/Seismic contribution) QL 105.7 N
Maximum Transverse Force Ft 253.9 N
Maximum Longitudinal Force Fl 143.1 N
“sa”ddle Bolted to Steel Foundation No
Bolt Area Calculation per Dennis R. Moss
Bolt Area Requirement Due to Longitudinal Load [Bltarearl]:
= 0.0 (QO > QL –> No Uplift in Longitudinal direction)
Bolt Area due to Shear Load [Bltarears]:
= Fl / (Stba * Nbolts)
= 143.09 / (48.26 * 4.00 )
= 0.7412 mm²
Bolt Area due to Transverse Load
Moment on Baseplate Due to Transverse Load [Rmom]:
= B * Ft + Sum of X Moments
= 495.00 * 253.87 + 0.00
= 125.72 N-m
Eccentricity (e):
= Rmom / QO
= 125.72 / 2172.36
= 57.85 mm < Bplen/6 –> No Uplift in Transverse direction
4.2 Verificarea sudurilor cu metode nondestructive :
Se vor folosi urmatoarele metode de inspectie a sudurilor conform fisei monitoare (Plan”sa” 3) ;toate sudurile vor fi moniorizate 100% visual iar suprafetele virolei corpului in zona de sub seile urechilor de ridicare se vor controla 100% UT inainte de sudarea seilor pentru a verifica daca aceste suprafete nu prezinta defecte de laminare.
4.2.1 Examinarea vizuală:
1. Denumirea metodei: Examinarea vizuală (VT – Vizual testing)
2. Tipul de examinare: optic; în examinarea vizuală instrumentul optic de
mare complexitate, este ochiul omenesc, iar în examinarea optico-vizuală se
folosesc accesorii optice, pentru prelungirea funcției vizuale și creșterea
sensibilității metodei “sa”u pentru accesul în zone inaccesibile vizual.
3. Agentul de investigare: lumina vizibilă – radiația electromagnetică, în
spectrul vizibil, cu lungimi de undă cuprinse între 380 nm și 740 nm, obținută de la
o sursă de lumină.
4. Fenomenul fizic de bază: reflexia luminii provenită de la sursă pe suprafața
obiectului examinat.
5. Modul de aplicare: obținerea unor informații prin iluminarea obiectului
controlat și receptarea imaginilor de către ochiul omenesc prin observare directă
(examinarea vizuală) “sa”u ajutat de aparate optice (examinare optică).
6. Domeniul de utilizare: orice obiect, semifabricate, piese finite, a”sa”mblări,
statice “sa”u în mișcare. Depistarea deformațiilor, rupturilor, fisurilor, porilor și
incluziunilor de suprafață, defectelor de formă în general.
7. Indicația de defect: imagini
8. Materialul obiectului controlat: oricare
4.2.2 Particule magnetice:
1. Denumirea metodei: Examinarea cu pulberi magnetice
(MT – magnetig testing)
2. Tipul de examinare: magnetic.
3. Agentul de investigare: câmpul magnetic.
4. Fenomenul fizic de bază: producerea câmpurilor de scăpări (de dispersie)
atunci când liniile câmpului magnetic întâlnesc o discontinuitate a materialului.
5. Modul de aplicare: se magnetizează obiectul controlat. Se împrăștie
pulbere magnetică pe suprafața obiectului. Se produc aglomerări de pulbere în
dreptul discontinuităților, marcându-le astfel prezența.
6. Domeniul de utilizare: detectarea discontinuităților de suprafață “sa”u situate
în preajma acesteia.
7. Indicația de defect: pete colorate (roșu, albastru, verde, galben) pe fondul
suprafeței (în lumină albă) “sa”u pete luminoase (galben, galben – verzui) pe fondul
luminos albastru – violet (în lumină ultravioletă).
8. Materialul obiectului controlat: numai feromagnetice (oțel carbon, fontă,
oțel slab aliat, nichel, cobalt și unele aliaje ale acestora).
4.2.3 Radiații penetrante:
1. Denumirea metodei: Examinarea cu radiații penetrante
(RT – Radiation Testing)
2. Tipul de examinare: cu radiații penetrante.
3. Agentul de investigare: radiațiile X “sa”u γ (penetrante, ionizante).
4. Fenomenul fizic de bază: atenuarea radiațiilor la străbaterea unui mediu;
impresionarea peliculelor radiografice de către radiațiile penetrante “sa”u modificarea
gradului de strălucire pe ecrane.
5. Modul de aplicare: peliculele (filmele) fotosensibile sunt impresionate de
către radiațiile penetrante care poartă signatura obiectului pe care l-au străbătut;
discontinuitățile atenuează diferit radiațiile, ceea ce se vede pe film, după
developarea acestuia “sa”u pe ecrane fluorescente speciale se produc pete cu
strălucire variabilă în funcție de intensitatea radiației.
6. Domeniul de utilizare: fisuri, goluri, incluziuni metalice “sa”u nemetalice,
defecte de formă, corectitudinea a”sa”mblării; piese turnate, forjate și sudate.
7. Indicația de defect (relevantă): zone cu înnegrire diferită în raport cu cea a
fondului filmului (la examinarea radiografică), de obicei mai negru “sa”u pete mai
mult “sa”u mai puțin strălucitoare la examinare prin radioscopie.
8. Materialul obiectului controlat: oricare
4.2.4 Ultrasunete
1. Denumirea metodei: Examinarea ultrasonică
(UT – Ultrasound Testing)
2. Tipul de examinare: acustic.
3. Agentul de investigare: ultrasunete emise de traductoare piezoelectrice.
4. Fenomenul fizic de bază: reflexia și refracția undelor ultrasonore.
5. Modul de aplicare: introducerea undelor ultrasonore în materialul
controlat, cu ajutorul unui traductor piezoelectric și reflexia acestora pe suprafața
discontinuităților; reflexiile sunt înregistrate de același traductor “sa”u de un altul,
amplificate și redate pe ecranul unui osciloscop.
6. Domeniul de utilizare: fisuri, goluri, incluziuni, nepătrunderi, delaminări,
măsurări de grosimi etc.
7. Indicația de defect: semnale luminoase pe ecranul osciloscopului.
8. Materialul obiectului controlat: metale și aliaje (aluminiu și aliajele lui,
zirconiu, oțel carbon “sa”u slab aliat; mai greu oțel inoxidabil, alame, bronzuri),
materiale plastice, materiale compozite, betoane (în prezent, cu tehnici speciale,
aproape orice material folosit în domeniul tehnic.
4.2.5 Pulberi magnetice
1. Denumirea metodei: Examinarea cu pulberi magnetice
(MT – magnetig testing)
2. Tipul de examinare: magnetic.
3. Agentul de investigare: câmpul magnetic.
4. Fenomenul fizic de bază: producerea câmpurilor de scăpări (de dispersie)
atunci când liniile câmpului magnetic întâlnesc o discontinuitate a materialului.
5. Modul de aplicare: se magnetizează obiectul controlat. Se împrăștie
pulbere magnetică pe suprafața obiectului. Se produc aglomerări de pulbere în
dreptul discontinuităților, marcându-le astfel prezența.
6. Domeniul de utilizare: detectarea discontinuităților de suprafață “sa”u situate
în preajma acesteia.
7. Indicația de defect: pete colorate (roșu, albastru, verde, galben) pe fondul
suprafeței (în lumină albă) “sa”u pete luminoase (galben, galben – verzui) pe fondul
luminos albastru – violet (în lumină ultravioletă).
8. Materialul obiectului controlat: numai feromagnetice (oțel carbon, fontă,
oțel slab aliat, nichel, cobalt și unele aliaje ale acestora).
4.2.6 Radiații penetrante
1. Denumirea metodei: EXAMINAREA CU RADIAȚII PENETRANTE
(RT – Radiation Testing)
2. Tipul de examinare: cu radiații penetrante.
3. Agentul de investigare: radiațiile X “sa”u γ (penetrante, ionizante).
4. Fenomenul fizic de bază: atenuarea radiațiilor la străbaterea unui mediu;
impresionarea peliculelor radiografice de către radiațiile penetrante “sa”u modificarea
gradului de strălucire pe ecrane.
5. Modul de aplicare: peliculele (filmele) fotosensibile sunt impresionate de
către radiațiile penetrante care poartă signatura obiectului pe care l-au străbătut;
discontinuitățile atenuează diferit radiațiile, ceea ce se vede pe film, după
developarea acestuia “sa”u pe ecrane fluorescente speciale se produc pete cu
strălucire variabilă în funcție de intensitatea radiației.
6. Domeniul de utilizare: fisuri, goluri, incluziuni metalice “sa”u nemetalice,
defecte de formă, corectitudinea a”sa”mblării; piese turnate, forjate și sudate.
7. Indicația de defect (relevantă): zone cu înnegrire diferită în raport cu cea a
fondului filmului (la examinarea radiografică), de obicei mai negru “sa”u pete mai
mult “sa”u mai puțin strălucitoare la examinare prin radioscopie.
8. Materialul obiectului controlat: oricare.
Capiolul 5
Concluzii .Contributii personale.Directii noi de cerectare
5.1 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea seismica :
Proiectarea unei structuri ca și disipativă “sa”u slab-disipativă este la latitudinea proiectantului.
Principial, orice structură poate fi proiectată conform uneia dintre cele două abordări. Alegerea principiului de proiectare este de natură economică și depinde de tipul structurii și de zona seismică. În general, detaliile constructive și cerințele de proiectare menite să asigure ductilitate elementelor disipative conduc la un consum mai ridicat de materiale în structură. De aceea, dacă forțele seismice elastice (nereduse) care acționează asupra unei structuri sunt relativ mici (structura este dimensionată preponderent din alte combinații de încărcări decât cea seismică), se poate folosi principiul de proiectare slab-disipativă a structurii, care, prin omiterea cerințelor de proiectare menite să asigure o comportare globală ductilă, va simplifica procesul de proiectare și va conduce la un consum redus de material.
În consecință, principiul de proiectare slab-disipativă se dovedește economic în cazul unor forțe seismice mici, iar cel de proiectare disipativă este mai economic în cazul unor forțe seismice ridicate.
Forțele seismice fiind forțe de natură inerțială, sunt generate de accelerația care acționează asupra maselor structurii ca urmare a mișcării seismice impuse bazei structurii. De aceea, forțele seismice vor avea valori reduse în cazul unor structuri ușoare și atunci când acțiunea seismică are o intensitate redusă (zone cu seismicitate redusă). Vicever”sa”, forțele seismice au valori importante în cazul structurilor cu mase mari și a structurilor ampla”sa”te în zone cu seismicitate ridicată.
5.2 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea vantului:
În normativul american pentru calculul la acțiunea vântului, ASCE-7-05, se consideră un factor de importanță al structurii, care în cazul unor structuri mai puțin importante poate determina o reducere a încărcării din vânt cu 13%.
Cred că introducerea unui factor de importanță în codul românesc ar rezolva problemele asociate evaluării globale a tuturor structurilor de tip copertină și ar permite dimensionarea acestora în funcție de importanță. Codul românesc nu este îndeajuns de clar în privința situațiilor când ar trebui folosită o forță rezultantă din vânt determinată cu coeficienți de forță și când cu coeficienții de presiune.
Se observă valori mai mari ale forțelor rezultante în situația din urmă. Normativele american și german , la fel ca și vechiul normativ românesc , au preferat o singură variantă de evaluare a forței rezultante din vânt, cea pe baza presiunilor, lăsând astfel deoparte orice ambiguitate de interpretare.
Testele în tunelul aerodinamic ar trebui să fie o variantă acceptată și reglementată și de codul de proiectare, astfel încât pentru anumite structuri “sa”u la dorința beneficiarului să poată fi evaluată “sa”u verificată forța rezultată la nivelul structurii din acțiunea vântului.
5.3 Concluzii privind interpretarea rezultatelor obtinute din actiunea presiunii exterioare:
In zona rezemării, rezervorul cilindric orizontal este solicitat la presiune exterioară, determinată de “sa”rcina de pe reazem, ,ca urmare, aici există pericolul pierderii stabilității.
Pentru a evita aceasta, în zona rezemării suportul este prevăzut cu o fâșie de întărire, care se sudează de corp și care are lățimea mai mare decât lățimea reazemului.
In cazul funcționării la temperatură ridicată, unul dintre reazeme este fix, iar celelalte sunt mobile.
Se constată că ambele tensiuni sunt de compresiune, valori mai mari atingând tensiunea normală circumferențială.
5.4 Concluzii privind interpretarea rezultatelor din actiunea presiunii interioare:
Cea mai mare valoare se obține pentru tensiunea circumferențială σt de la suprafața interioară a tubului.
Pentru tuburile cu presiuni interioare se constată că nu pot prelua valori de presiune oricât de mari, întrucât acestea trebuie să fie mai mici cu cel puțin 50% față de rezistența admisibilă a materialului din care sunt făcute.
Din variația celor două categorii de tensiuni se observă că solicitarea periculoasă a rezervorului cilindric orizontal se produce la interior, unde starea de tensiuni este plană (respectiv spațială, în tuburile închise la capete, la care s-a arătat că tensiunea longitudinală este cât media valorilor celorlalte două), cu tensiunile principale având semne contrare; în astfel de cazuri este util să se calculeze efectul lor global folosind ipoteza de rupere τmax.
Bibliografie
1. Viorel Nicolae-Uilaje statice petrochimice si de rafinarie EdituraUPG 2007
2. Vasile Palade Ioan, I.Stefanescu-Recipiente si aparate tubulare Editura Semne
3. Pavel, Alec”sa”ndru – Rezervoare si gazometre sferice: Monografie. Vol. 1 Ed. UPG
4. Pavel, Alec”sa”ndru- Rezervoare si gazometre sferice: Monografie. Vol. 2 Ed. UPG
5. Society of Mechanical Engineers , G.E. Otto Widera- Journal of pressure vessel technology
6.Recipiente si vase sub presiune. CSCM-Rvp- Culegere de standarde romane, commentate
7..Pavel Alec”sa”ndru- Inginerie mecanica in petrochimie Vol 1
8.Inginerie mecanica in petrochimie. Vol. 2 – Pavel, Alec”sa”ndru
9. Popa Ioan- Rezistenta materialelor Ed. UPG
10. Niculae Grigore-Desen ethnic Ed. UPG
11. Antonescu, Niculae Napoleon – Fabricarea, exploatarea, mentenanta si asigurarea calitatii echipamentelor petroliere
12.http://www.mec.upt.ro/rezi/TRIPA_RM_CursII.pdf
13. http://www.mec.tuiasi.ro/RM2/capitole/Cap10.html
14.https://www.codeware.com/
15.http://www.om.ugal.ro/
13. http://www.wikipedia.com/
16.http://www.ijirset.com/upload/july/55A_Finite.pdf
17.http://waset.org/publications/9999835/design-of-”sa”ddle-support-for-horizontal-pressure-vessel 18.Standarde si coduri de proiectare in vigoare dupa cum urmeaza:
SR EN 1991-1-4 Eurocod 1: Acțiuni asupra structurilor. Partea 1-4: Acțiuni generale – Acțiuni ale vântului (ASRO octombrie 2001);
NP-082-04 Cod de proiectare. Bazele proiectării și acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului (Monitorul Oficial al României partea I nr. 784/29.08.2005);
CR-1-1-4/2011 Cod de proiectare. Bazele proiectării și acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului (revizuire NP 082-04);
DIN 1055-4:2005-03 Einwirkungen auf Tragwerke – Teil 4: Windlasten
NP100/1/2003 Standardul romanesc dimensionare rezervoare la actiunea seismica
SR EN 1092-1-2009 Flanse si racorduri
ISCIR –PT C 4-2010- Recipiente metalice sub presiune / Prescripie tehnica
CR 1-1-4/2012-Cod de proiectare /evaluarea actiunii vantului asupra constructiilor
SR EN 14015 par. 7.2.10
PT-C4/2-2003 si PT-C4/1-2003-Controlului de Stat pentru Cazane , Recipiente si Instalatii de Ridicat ( I.S.C.I.R ).
ASCE-7-05
STAS 10101/20-90 Acțiuni în construcții. Încărcări din vânt;
SR EN 1991-1-4 Eurocod 1: Acțiuni asupra structurilor. Partea 1-4: Acțiuni generale – Acțiuni ale vântului (ASRO octombrie 2001);
NP-082-04 Cod de proiectare. Bazele proiectării și acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului (Monitorul Oficial al României partea I nr. 784/29.08.2005);
CR-1-1-4/2011 Cod de proiectare. Bazele proiectării și acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului (revizuire NP 082-04);
ASME Code, Section VIII, Division 1, 2010
ASME Sec. VIII Div. 2
19.Gh.Amza A. Mihai V.Goanta si altii –Metode modern de detectare a defectelor Ed Politehnica Bucuresti 2011
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Cercetari Teoretice Privind Proiectarea Unui Rezervor Cilindric Orizontal cu Programul Pv Elite. Analiza Tdocx (ID: 111478)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.