Evaluarea tensiunilor mecanice în zonele de rezemare ale recipientelor [613725]

Anexa 8

MINISTERUL EDUCAȚIEI NA ȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE
UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIEȘTI
FACULTATEA: INGINERIE MECANICĂ Ș I ELECTRICĂ
DEPARTAMENTUL: INGINERIE MECANICĂ
PROGRAMUL DE STUDII: ZI
FORMA DE ÎNVĂ ȚĂMÂNT: IF

Vizat
Facultatea I.M.E.
Aprobat,
Director de departament,
Prof.dr.ing.Nae Ion

PROIECT DE DIPLOMĂ

TEMA: Evaluarea tensiunilor mecanice în zonele de rezemare ale recipientelor
montate in poziție orizontală

Conducător științific:
Șef lucr.univ.dr.ing. ILINCĂ Costin

Absolvent: [anonimizat]
2017

UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN PLOIESTI Anexa 9
FACULTATEA: I.M.E.
DOMENIUL: INGINERIE MECANICĂ
PROGRAMUL DE STUDII: UTILAJE PETROLIERE ȘI PETROCHIMICE
FORMA DE ÎNVĂ ȚĂMÂNT : IF

Aprobat,
Director de departament,
Prof. univ. dr. ing. Nae Ion Declar pe propria răspundere că voi elabora personal
proiectul de diplomă / lucrarea de licență / disertație și nu
voi folosi alte materiale documentare în afara celor
prezentate la capitolul „Bibliografie”.

Semnătură student: [anonimizat] : Drăgoescu Alexandru Traian

1) Tema proiectului : Evaluarea tensiunilor mecanice în zonele de reze mare ale recipientelor montate î n
poziție orizontală
2) Data eliberării temei: 1.11.2016
3) Tema a fost p rimită pentru îndeplinire la data: 06.03.2017
4) Termenul pentr u predarea proiectului : 21.07.2017
5) Elementele i nițiale pentru proiect : schimbător de căldură cu țevi în formă de U în care se vehiculează
benzină debutanizată și motorină grea
6) Enumera rea problemelor care vor fi dezvoltate: calculul principalelor elemente ale unui schimbător de
căldură cu studiul stărilor de tensiuni în zonele de rezemare
7) Enumerarea materialului grafic (acolo unde este cazul): ansamblu schimbător de căldură ; ansam blu
suporți ; detalii
8) Cons ultații pentru proiect , cu indicarea părților din proiect care necesită consultarea: I.P.I.P. S.A.

Conducător științific:
Șef lucr.univ.dr.ing.ILINCĂ Costin Student: [anonimizat]: Semnătura:

UNIVERSITATEA PETROL – GAZE DIN
PLOIESTI Anexa 10
FACULTATEA: Inginerie Mecanică și Electrică
DOMENIUL: Inginerie Mecanică
PROGRAMUL DE STUDII: UTILAJE PETROLIERE ȘI PETROCHIMICE
FORMA DE ÎNVĂȚĂMÂNT: IF

APRECIERE
privind activitatea absolvent: [anonimizat]: Drăgoescu Alexandru Traian
în elaborarea proiectului de diplomă :
Evaluarea tensiunilor mecanice în zonele de rezemare ale recipientelor montate in poziție
orizontală

Nr.
crt. CRITERIUL DE APRECIERE CALIFICATIV
1. Documentare, prelucrarea informațiilor din bibliografie FB
2. Colaborarea ritmică și eficientă cu conducătorul temei proiectului
de diploma /lucrării de licență FB
3. Corectitudinea calculelor, programelor, schemelor, desenelor,
diagramelor și graficelor FB
4. Cercetare teoretică, experimentală și realizare practică FB
5. Elemente de originalitate (dezvoltări teoretice sau aplicații noi ale
unor teorii existente, produse informatice noi sau adaptate, utile în
aplicațiile inginerești)
B
6. Capacitate de sinteză și abilități de studiu individual FB
CALIFICATIV FINAL FB
Calificativele pot fi: nesatisfăcător/satisfăcător/bine /foarte bine /excelent .

Comentarii privin d calitatea proiectului:
Lucrarea răspunde temei propuse și se încadrează în cerințele privind nivelul șt iințific, respectiv
în regulile de tehnoredactare.

Data: 21.07.2017
Conducător științific

Șef lucr.univ.dr.ing. ILINCĂ Costin

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă

CUPRINS :

Introducere…………………………………………………………………………………………………… ……………. 5
CAP 1.Principii generale privind proiectarea si analiza recipientelor sub presiune ………. ……….6
1.1 Generalitati ……… ………………………………………………………………………………………… …….. 6
1.2. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea rezistentei mecanice ……… …………….. 7
1.2.1. Conditiile de rezistenta mecanica privind solicitarile statice de scurta durata ……… …8
1.2.2. Conditiile de rezistenta mecanica privind solicitarile statice de lunga durata ………..8
1.2.3. Conditiile globale de rezistenta m ecanica in situatia solicitarilor statice …………. ….9
1.2.4. Conditiile de securitate tehnica privind asigurarea rezistentei mecanice in
circumstantele solicitarilor ciclic -variabile ……………………………………………………………………. 9
1.3. Criteriile de securitate tehnica privind prevenirea fisurarii si fracturarii
materialului aflat in opera ………………. ………………………………………………………………………….. 9
1.4. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea stabilitatii mecanice …………. ………… 13
1.5. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea etanseitatii ………………………………… 13
CAP 2. Prezentarea instalației de Concentrare Gaze aferentă schimbătorului de căldură ………1 4
2.1.Proprietățile caracteristice ale materiei prime și produse lor obținute ………….. …………. 14
2.2. Parametri de lucru …………… ………………………………………………………………………………1 8
CAP 3.Calculul de dimensionare al mantalei cilindrice aferente …………………………….. ………. 19
CAP 4. Calculul tensiunilor admisibile pentru materialele implicate ………………………………… 20
4.1.Pentru virole și fundul elipsoidal………………………… …………………………………………………. 20
4.1.1 Alegerea materialului pe criterii tehnic o-economice………………. ………………………….. 20
4.1.2. Determinarea compoziției chimice, a caractersticil or elasto -mecanice și fizice.. ……. 22
4.1.3.Calculul rezistențelor admisibile și stabilirea coeficienților
de rezistență pentru îmbinări sudate………………………………………. ………………………………. ……22
4.2.Pentru flanșele de aparat, de racorduri și placa tubulară……………………………………… ……..23
4.2.1.Alegerea materialului pe criterii t ehnico -economice………….. ……………………………… 23
4.2.2.Determinarea compoziției chimice, a caractersticilor elasto -mecanice și fizice…. ……23
4.2.3. Calculul rezistențelor admisibile ………………………………………………………………………. 24
4.3.Pentru ștuțurile racordurilor……………………………………………………………………………….. ….24
4.3.1.Alegerea materialului pe criterii tehnico -economice. ………………………………………….. 24
4.3.2. Determinarea compoziției chimice, a caractersticilor e lasto -mecanice și fizice…… ….24
4.3.3.Calculul rezistențelor admisibile………….. ………………………… ……………………………….. 25

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă

4.4.Pentru organele de asamblare………………………………………………………………………………… 25
4.4.1. Alegerea materialului pe criterii tehnico -economice. …………….. …………………………… 25
4.4.2. Determinarea compoziției chimice, a caractersticilo r elasto -mecanice și fizic…. …….26
4.4.3. Calculul rezistențelor admisibile ……………. ………………………………………………………… 26
CAP 5.Calculul flexibili tații schimbătorului de căldură implicat …………………………………….. 27
CAP 6.Analiza unei flansei utilizand programul ANSYS respectiv metoda presiunii
echivalente (codul ASME) ………………………………… ……………………………………………………….. 35
6.1 Generalitati privind metoda elementelor finite ……… ……………… ………………………… …..35
6.2.Analiza flanșei cu gât din ASME SECTION II Part A,D, utilizând
programul A NSYS………………… ………………………………………. ………………………………………… 38
CAP 7.Mentenanța și fiabilitatea schimbătoarelor de căldură ………………………………………….. 45
7.1.Generalități despre schimbătoare de căldură …………. …………………………………………… ..45
7.2.Mentenanța schimbătoarelor de căldură ……………….. …………………………………………….. 48
Concluzii……………………………………………………………………………. ……………………………………. 51
Bibliografie………………………………………………………………………………………………….. ………….. 52

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
5

Introducere

Realizarea a noi metode tehnologice de construire a materialelor, a semifabricatelor și
a utilajelor a dus la evoluția la scară industrială a multor etape de prelucrare a țițeiului.
Evoluția domeniului tehnologiei fabricației utilajelor si aflarea soluțiilor în legătură cu
creșterea duratei de exploatare a acesteia a fost determinată de perfecționarea tehnologiei din
rafinării, care a avut nevoie de diversificare și creștere neîntreruptă a greutății regimurilor de
muncă din cadrul instalațiilor de pre lucrare.
În ceea ce privește schemele de execuție, multitu dinea utilajel or din rafinării s e
împarte în numeroase categorii, care au atât elemente comune dar și diferite, alcătuirea si
conținutul acestora se deosebesc din multe puncte de vedere, cum ar fi aparatura sau
categoria.
Schimbătoarele de căldură reprezintă o mare par te din cadrul ulilajelor din rafinării,
aproximativ 36%. Acestea sunt alcătuite din numeroase componente: utilaje care au rolul de a
asigura eficiența transferului de căldura de la un corp fluid la altul în procesele de
evaporare,condensare,răcire,fierber e sau încălzire. Se sugerează găsirea unor modalități
operative și de numeroase soluții constructive de capacitate funcțională maxima, în relație cu
mediul de muncă si cu caracteristicile tehnologice, pentru ca aceste schimbătoare de căldură
să asigure cât mai bine realizarea procesului tehnologic.
Plăcile tubulare în care sunt fixate niște țevi, șicane și tiranți de rigidizare sunt parțile
componente ale fasciculelor tubulare, care au rol de subasamblu al schimbătoarelor de
căldură.Din cauza numărului aces tor elemente din cadrul utilajelor din rafinării, una dintre
probleme o reprezintă asigurarea încă din momentul concepției, execuției, proiectării a unor
probe pentru o exploatare performantă și cât mai economică.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
6

CAPITOLUL 1. Principi i generale privind proiectarea ș i
analiza recipientelor sub presiune

1.1 Generalitati

Conceptul de ” aparat tehnologic ” desemneaza – in contextul industriilor chimica,
petrochimica si de rafinare a petrolului – acele structuri sau corpuri materiale in care au loc
procese fizice si/sau chimice si in care nu intervin elemente in miscare, diferite de substantele
utile (medii le de lucru sau tehnologice) care sint vehiculate sau stationeaza prin/in aparat.
Dintre tipurile reprezentative de aparate tehnologice se amintesc structurile de speta
recipientelor sub presiune (reactoare tehnologice, coloane de fractionare, vase sepa ratoare,
schimbatoare termice tubulare – recuperatoare, racitoare, refierbatoare, vaporizatoare etc. -,
vase tampon etc.), cazanele de abur, rezervoarele de depozitare (atmosferica sau sub presiune)
a fluidelor etc.
Aparatele tehnologice in discutie sint alcatuite din diferite componente structurale .
Dintre componentele tipice ale aparaturii tehnologice utilizate in industriile de proces
nominalizate, se amintesc: corpurile structurilor de tip recipient (mantale, funduri, capace);
racordurile tehnologice; gurile de iluminare, control, vizitare etc.; imbinarile demontabile prin
flanse; placile si fasciculele tubulare; serpentinele tubulare; sistemele de rezemare/sustinere
etc. De asemenea, consideratiile si fundamentele teoretice dezvoltate in acest capitol sint
valabile si in situatia tubulaturii (sau a materialului tubular al) sistemelor de conducte.
Functionarea sub sarcina a componentelor aparaturii tehnologice utilizate in industriile
chimica, petrochimica si de rafinare a petrolului – respectiv exploata rea acestor componente in
circumstantele exercitarii continue si nemijlocite a solicitarilor mecanice si/sau termice
implicate, sub actiunea directa a mediilor de lucru si/sau ambiante agresive -, se desfasoara in
conditii deosebit de dificile, sub influen ta permenenta si indelungata a unui complex de
factori materiali, cu efect nefavorabil asupra disponibilitatii de capacitate portanta a
sistemelor respective.
Exploatarea eficienta a liniilor si instalatiilor tehnologice presupune functionarea
cvasicontinu a a acestora, prin diminuarea substantiala a ponderii opririlor cauzate de diferite
cedari/defectari, in circumstantele protejarii corespunzatoare a sanatatii personalului muncitor
si a populatiei, in contextul conservarii calitatii mediului ambiant. Asada r, punerea in opera a
aparaturii tehnologice utilizate in industriile de proces necesita asigurarea – pe parcursul
tuturor fazelor caracteristice (conceptia, executia si exploatarea), a – unor niveluri ridicate de
fiabilitate si de securitate tehnica . Inde plinirea acestui deziderat este conditionata, in esenta,
de indeplinirea urmatoarelor criterii mecanice de securitate tehnica (v. fig. 1):
a) asigurarea rezistentei mecanice a componentelor structurale ; aceasta presupune
evitarea atingerii starilor -limita – critice (potential periculoase) sau ultime (distructive/
urarii si a catastrofale) – de solicitare privind materialul pus in opera;
b) prevenirea fis fracturarii materialelor aflate in opera ;
c) asigurarea stabilitatii mecanice a (altfel spus, a rigiditatii) componentelor
structurale , respectiv mentinerea formei geometrice initiale a fiecarei componente, pe
parcursul intregii durate de functionare sub sarcina;
d) asigurarea etanseitatii incintelor tehnologi ce.

Nivelul global al securitatii tehnice este in mod direct determinat de nivelurile securitatii
tehnice corespunzatoare fiecarui criteriu nominalizat in parte.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
7

1.2. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea rezistentei mecanice

Asigurarea r ezistentei mecanice presupune evitarea – la nivelul tuturor componentelor
structurale, a – atingerii starilor -limita de solicitare privind materialul aflat in opera. Sint avute
in vedere starile -limita critice sau potential periculoase – respectiv initiere a curgerii tehnice a
materialului si depasirea starii -limita de deformatie prin fluaj – si starile -limita ultime
(distructive sau catastrofale), respectiv initierea ruperii, ruperea/distrugerea prin fluaj si
ruperea/distrugerea prin oboseala.
Formularea ac estor criterii de securitate tehnica consta, in esenta, in limitarea nivelului
tensiunilor mecanice normale echivalente, primara nominala nom – indusa de catre solicitarile
mecanice primare caracteristice (presurizarea, sarcinile gravitationale, actiunile eoliene sau
seismice etc., nu si solicitarile termice) si neafectata de eventualele efecte concentratoare – si,
respectiv, efectiva rezultanta ef (indusa de catre ansamblul tuturor solicitarilor aplicate,
inclusiv actiunile termice si incluzind efectele concentratoare specifice), in raport cu valorile
maxime admisibile, corespunzatoare starilor -limita de solicitare si naturii solicitarilor avute in
vedere.
Tensiunile mecanice normale echivalente sint evaluate, de regula, potrivit criteriului
tensiunii ta ngentiale maxime (Coulomb -Tresca), in conditiile aplicarii preceptelor calculului
liniar -elastic al structurilor.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
8

Securitatea mecanica a aparaturii tehnologice din

Asigurarea rezistentei mecanice
La solicitari
statice de
scurta durata
La solicitari
statice de
lunga durata
La solicitari
ciclic
variabile
Preveni
rea
initierii
ruperii
Preveni
rea
initierii
curgerii
tehnice

Prevenir
ea
ruperii/
/distruge
-rii prin
fluaj
Prevenir
ea
depasirii
starii –
-limita
de
deformat
ie prin
fluaj
Prevenirea
epuizarii
disponibilitat
ii de
capacitate
portanta din
punctul de
vedere al
numarului de
cicluri
Prevenirea fisurarii si fracturarii
materialului aflat in opera
Prevenirea
fracturarii
materialului
in medii de
lucru neutre
Prevenirea
fisurarii
materialului
in
circumstante
de CORFIS
Prevenirea
fisurarii
materalului
in
circumstante
de oboseala
Asigurarea
stabilitatii
mecanice
Asigurare
a
stabilitatii
in mic
Asigurare
a
stabilitatii
in mare
Asigu –
rarea
etanse –
itatii
Fig. 1 Principalele criterii de securitate mecanica privind aparatura tehnologica
din industriile chimica, petrochimica si de rafinare a petrolului.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
9

1.2.1. Conditiile de rezistenta mecanica privind solicitarile statice de scurta durata
 Conditia de securitate fata de initierea ruperii:
2020
r
rr
nomck 
; (1)
 Conditiile de securitate fata de initierea curgerii tehnice:
t
c
ct
c
nomck 
; (2)
t
c
ct
c
efc 23
; (3)
 Conditia de securitate corespunzatoare incercarii de presiune ( IP 
hidraulica sau pneumatica):
20 20
c c IP nom  
; (4)
202c IPef
, (5)
in care:
20
r
= valoarea minima a rezistentei conventionale la rupere a materialului pus in opera,
la temperatura standard -normala
C20nt , exprimata in N/mm2;
t
c c,20
= limita tehnica/conventionala de curgere a materialului aflat in opera, la
temperatura standard -normala
C20nt , respectiv la temperatura de calcul t [oC],
exprimata in N/mm2;
cr, cc = coeficientii de siguranta (sau de securitate tehnica) fata de ruperea, respectiv fata
de initierea curgerii tehnice a materialului pus in opera; in mod obisnuit, cr = 2,40 … 4,00 iar
cc = 1,50;
k = factorul/coeficientul de corectie privind tensiunea maxima admisibila, in functie de
natura si combinatia solicitarilor aplicate componentei structurale; in cazul solicitarilor statice
permanente, k = 1,00; in situatia cumularii solicitarilor statice pe rmanente cu solicitarile
ocazionale (temporare sau accidentale), k = 1,20 … 1,33;
 = coeficient/factor de siguranta privind prevenirea initierii curgerii tehnice in
circumstantele IP; in conditiile incercarii de presiune hidrostatice ( IPH),  = 0,90, in t imp ce
pentru incercarea de presiune pneumatica (IPP),  = 0,80.

1.2.2. Conditiile de rezistenta mecanica privind solicitarile statice de lunga durata
 Conditiile de securitate fata de ruperea/distrugerea prin fluaj:
t
r
dt
r
nomss
c 
; (6)
dd
sc

; (7)
 Conditiile de securitate fata de depasirea starii limita de deformatie prin
fluaj:
t
ft
noms afs af
c

,,
; (8)
af f ,
, (9)

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
10

în care:

t
rs
= rezistenta tehnica de durata, corespunzatoare temperaturii de calcul t [oC] si duratei de
functionare sub sarcina s [h], exprimata in N/mm2;

t
s af
,
= limita conventionala/tehnica la fluaj, corespunzatoare temperaturii de calcul t
[oC], duratei de functionare sub sarcina s [h] si valorii admisibile a deformatiei specifice
remanente prin fluaj f,a (uzual f,a = 10-2 = 1%), exprimata in N/mm2; in limitele practicii
obisnuite ingineresti, valoarea admisibila a deformatiei specifice rem anente prin fluaj si limita
conventionala/tehnica la fluaj sint corelate potrivit urmatoarei dependente:
mt
s afs afA
, ,
, (10)
unde A = A(t) si m = m(t) sint parametrii caracteristici materialului aflat in opera;
d = durata de distrugere prin f luaj, exprimata in h;
f = deformatia specifica remanenta prin fluaj;
cd, cf, c = coeficientii de siguranta (sau de securitate tehnica) fata de: atingerea
rezistentei tehnice de durata, atingerea limitei conventionale/tehnice la fluaj si, respectiv,
atingerea duratei de distrugere prin fluaj; in mod obisnuit, cd = 1,50 , cf = 1,00 ia r
n
dc c ,
unde n reprezinta exponentul caracteristic corelatiei
nt
r ddB
, (11)
definite prin parametrii de material B = B(t) si n = n(t).

1.1.2.3. Conditiile globale de rezistenta mecanica in situatia solicitarilor statice
Aceste criterii de securitate reprezinta o sinteza acoperitoare a criteriilor explicitate
anterior si se formuleaza astfel:
t
a nom k
; (12)
t
a ef 3
, (13)
in care





ft
dt
r
ct
c
rr t
ac c ccs af s,, ,, min20
(14)
reprezinta ten siunea admisibila a materialului aflat in opera la solicitari statice.

1.2.4. Conditiile de securitate tehnica privind asigurarea rezistentei mecanice in
circumstantele solicitarilor ciclic -variabile

In conditiile in care ruperea/distrugerea prin oboseal a se produce preponderent in
domeniul oboselii oligociclice – altfel spus, in urma unui numar relativ redus de cicluri de
solicitare ( N  104…105 cicluri) -, in circumstantele solicitarii elasto -plastice sau plastice a
materialului aflat in opera (la nivel ul concentratorilor, globali sau locali, de tensiuni
mecanice), asigurarea rezistentei mecanice presupune prevenirea epuizarii disponibilitatii de
capacitate portanta din punctul de vedere al numarului de cicluri de solicitare.
In acest context, conditia d e securitate tehnica se identifica cu un criteriu de durabilitate,
care limiteaza numarul ciclurilor de solicitare sub sarcina ( N) in functie de numarul ciclurilor
de solicitare pana la ruperea/distrugerea prin oboseala ( Nr), respectiv:
r
NrNcNN
,

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
11

în care cN (cN > 1,00, uzual cN = 3,33 … 20) reprezinta coeficientul de siguranta (sau de
securitate tehnica) fata de atingerea numarului de cicluri de solicitare corespunzator
ruperii/distrugerii prin oboseala.
In contextul practicii curente ingin eresti, numarul ciclurilor de solicitare corespunzator
ruperii/distrugerii prin oboseala oligociclica, poate fi estimat pe baza ecuatiei generale Coffin –
Manson, care exprima dependenta dintre intervalul maxim de variatie a lungirii specifice

efective rez ultante (ef) sau a tensiunii mecanice normale echivalente efective rezultante
(ef), pe de o parte si numarul ciclurilor de solicitare pina la ruperea/distrugerea prin
oboseala ( Nr), pe de alta parte, respectiv:
 
r refNC
NC2 1
; (16,1)
 
r rtef
NC
NC
E2 1
, (16,2)
in care Et reprezinta modulul de elasticitate transversal al materialului aflat in opera,
considerat la temperatura de calcul t [oC] si exprimat in N/mm2;
Coeficientii C1, C2,  si  depind de natura materialului aflat in opera si de
caracteristicile regimului de solicitare. Astfel, daca efectul variatiei temperaturii este
neglijabil – altfel spus, in conditii de oboseala oligociclica de natura mecanica -, ecuatia
Coffin -Manson se exprima sub forma pantelor universale, re zultind:
6,0 ;12,0 ;100100ln ;5,36,0
2 1 
  
t tt
r
ZCEC
, (17)
in care:
t
r
= valoarea rezistentei conventionale la rupere a materialului pus in opera la
temperatura de calcul t [oC], exprimata in N/mm2;
Zt = gituirea specifica la rupere corespunzatoare temperaturii de calcul t [oC], exprimata
in procente (%).
In cazul oboselii oligociclice de natura termica sau termomecanica – altfel spus, daca
efectul variatiei ciclice a temperaturii este semnificativ -, parametrii C1, C2,  si  depind de
caracteristicile si de natura regimului variabil de solicitare. De obicei, ecuatia Coffin -Manson
capata in aceste circumstante urmatoarea forma particulara:
5,02 2
rtt
c
tef
NC
E E
. (18)

1.3. Criteriile de securitate tehnica privind prevenirea fisurarii si fracturarii
materialului aflat in opera

Fisurile se constituie in concentratori locali de tensiuni mecanice de acuitate extrema si,
in functie de natura materialului aflat in opera si de conditiile de solicitare a a cestuia (natura si
intensitatea starilor de tensiuni mecanice dezvoltate in vecinatatea fisurii, temperatura de
solicitare, agresivitatea mediului de lucru, caracterul dinamic sau ciclic variabil al sarcinilor
mecanice aplicate), se pot transforma in amors e (puncte de initiere) ale ruperii fragile .
Initierea extinerii instabile a unei fisuri sau, altfel spus, debutul fracturarii materialului aflat
in opera (fenomen ce se identifica, la scara macroscopica, cu amorsarea ruperii fragile ),
constituie rezultatul unei anume distributii a tensiunilor mecanice in imediata vecinatate a
virfului defectului, corelata cu geometria acestuia, forma si dimensiunile componentei
structurale si cu tenacitatea materialului in discutie (respectiv capacitatea acestuia de a
neces ita un consum energetic cit mai ridicat in vederea deformarii si ruperii sale).

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
12

Acceptind ca extinderea defectelor de tip fisura are loc potrivit modului fundamental I ,
concentrarea tensiunilor mecanice in vecinatatea virfului fisurii este descrisa, din punctul de
vedere cantitativ, prin intermediul factorului de intensitate a tensiunii KI Nmm-3/2. Acesta
este definit printr -o formula generala structurata astfel:
d Kef I
, (19)

in care:
d = dimensiunea caracteristica a defectului de tip fisura, in mm;
ef = tensiunea mecanica normala efectiva rezultanta, indusa la virful fisurii,
perpendiculara pe planul acesteia, evaluata in absenta defectului potrivit preceptelor calculului
liniar -elasti c al structurilor si exprimata in N/mm2;
 = reprezinta parametrul (adimensional) de forma al fisurii, dependent de geometria
peretelui componentei structurale, geometria fisurii si amplasamentul acesteia.
Initierea extinderii instabile a unei fisuri corespunde atingerii starii critice de solicitare
la virful defectului . Aceasta presupune atingerea, de catre factorul de intensitate a tensiunii KI,
a valorii tenacitatii la rupere a materialului , KI,C [Nmm-3/2] (cazul solicitarilor statice) sau
KI,d [Nmm-3/2] (cazul solicitarilor dinamice).
In circumstantele solicitarii statice sau dinamice , in conditiile unui mediu de lucru
neutru (neagresiv) , conditia de securitate tehnica privind prevenirea fracturarii mat erialului
aflat in opera , se formuleaza generalizat astfel:
)(,)(,
dCI
FdCI
I KcKK 
, (20)
unde cF (cF > 1,00) este factorul de siguranta (sau de securitate tehnica) fata de initierea
fracturarii materialului.
In circumstantele solicitarii ciclic -variabile , in prezenta unui mediu de lucru neutru
(neagresiv) , intervalul maxim de variatie a factorului de intensitate a tensiunii la virful fisurii
(KI) se exprima in functie de intervalul maxim de variatie a tensiunii mecanice normale
efective rezultante ( ef) printr -o formula similara cu (2.19). Daca intervalul maxim de
variatie a factorului de intensitate a tensiunii ( KI) depaseste o valoare de limita (prag) Kt
[Nmm-3/2] – dependenta de natura materialului pus in opera, agresivitatea medi ului de lucru,
regimul termic de solicitare etc. -, se produce extinderea fisurii o data cu cresterea numarului
ciclurilor de solicitare. Fracturarea materialului debuteaza atunci cind dimensiunea
caracteristica a defectului atinge valoarea sa critica, res pectiv atunci cind valoarea maxima a
factorului de intensitate a tensiunii atinge valoarea KI,C. In aceste circumstante, conditia de
securitate urmeaza sa previna fisurarea materialului . Asadar:
t
Ft
ef I KcKd K  
, (21)
In alternativa unui cuplu mate rial-mediu care manifesta sensibilitate/susceptibilitate la
coroziune fisuranta sub tensiune/sarcina (CORFIS  SCC), solicitarea statica – sub sarcina
constanta – a materialului aflat in opera poate induce extinderea fisurii o data cu cresterea
duratei fun ctionarii sub sarcina, daca nivelul factorului de intensitate a tensiunii depaseste
valoarea limita (prag) KI,SCC, respectiv KI,C  KI  KI,SCC. Fracturarea materialului debuteaza
atunci cind dimensiunea caracteristica a defectului atinge valoarea sa critica, respectiv KI 
KI,C. In aceste circumstante, se impune formularea conditiei de securitate la fisurare coroziva ,
respectiv:
SCCI
FSCCI
I KcKK,,
. (22)

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
13

1.4. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea stabilitatii mecanice

Se admite ca regimul de solicitare mecanica sau termomecanica a
structurii/componentei considerate, presupune exercitarea unui sistem de sarcini exterioare
generalizate Pj (j  1,2,…), care induc in peretele componentei structurale tensiuni mecanice
de com presiune .
Formularea criteriului global de securitate tehnica presupune analiza individuala a
actiunii fiecarei sarcini exterioare aplicate, in urma careia se determina nivelurile critice
caracteristice , respectiv valoarea critica superioara, corespunzatoa re pierderii stabilitatii in
mic, Pj,sup si valoarea critica inferoara, corespunzatoare pierderii stabilitatii in mare , Pj,inf.
Prin intermediul acestor doua sarcini caracteristice, se stabileste valoarea admisibila –
din punctul de vedere al asigurarii s tabilitatii mecanice – a sarcinii generalizate de rang j ,
respectiv
,…2,1 , , min
inf,inf,
sup,sup,
, 



 jcP
cPP
jj
jj
sj (23)
in care cj,sup si cj,inf (cj,sup, cj,inf > 1,00) reprezinta coeficientii de siguranta (sau de securitate
tehnica) fata de pierderea stabilitatii in mic, respectiv fata de pierderea stabilitatii in mare,
asociati sarcinii exterioare generalizate de rang j, j = 1,2,… .
Conditia globala de stabilit ate mecanica se formuleaza astfel:

j sjj
PP00,1
,
, (24)
suma fiind extinsa pentru toate componentele sistemului de sarcini generalizate P j (j = 1,2,…).

1.5. Criteriile de securitate tehnica privind asigurarea etanseitatii

Aceste criterii de securitate tehnica pot fi formulate fie in functie de valorile presiunii de
etansare, fie in functie de valorile deformatiei caracteristice dezvoltate la nivelul suprafetei de
etansare.
Daca se utilizeaza valorile presiunii de etansare, atunci trebuie impuse urmatoarele
conditii: a) la montaj (in conditii de stringere), presiunea efectiva dezvoltata la nivelul
suprafetelor de etansare ( qs) nu trebuie fie mai mica decit valoarea minima necesara a apasarii
specifice pe garnitura ( qmin), ca re determina umplerea microasperitatilor suprafetelor de
etansare si, in acelasi timp, nu trebuie sa atinga valoarea presiunii de distrugere a garniturii
prin strivire/comprimare ( qstr); b) in conditiile regimului de solicitare mecanica sau
termomecanica, presiunea efectiva de etansare ( q), trebuie sa fie mai mare decit nivelul
presiunii manometrice interioare maxime admisibile de lucru (de calcul – pc). In aceste
circumstante, conditiile de securitate tehnica se exprima astfel:
, ;m in qcqpqcqq q
ec str
strstr
s 
(25)
unde cstr si ce (cstr, ce > 1,00) reprezinta coeficientii de siguranta (sau de securitate tehnica)
fata de strivirea garniturii (sau a elementului) de etansare, respectiv fata de pierderea
etanseitatii.
Daca se utilizeaza valorile deformatiei caracter istice (deplasare liniara sau rotire)
dezvoltate la nivelul suprafetei de etansare, atunci se impune restrictia ca, in conditiile
regimului de solicitare mecanica sau termomecanica, deformatia efectiva ( ) sa fie mai mica
decit deformatia limita ( lim) cor espunzatoare pierderii etanseitatii:
limlim
ec
. (26)

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
14

CAPITOLUL 2.Prezentarea instalației de Concentrare Gaze aferentă
schimbătorului de căldură
Instalația Concentrare Gaze – GASCON face parte din Complexul de Cracare
Catalitică și are ca scop prelucrarea gazelor rezultate în sectorul de fracționare, în vederea
obținerii componenților valoroși C 3 și C 4. Procedeul utilizat constă în absorbția gazelor cu
ajutorul unor absorbanți disponibili în instalație: benzina nestabilizată și motorina ușoară de la
coloana de fracționare și benzina debutanizată obținută la baza coloanei de debutanizare.
2.1. PROPRIETĂȚILE C ARACTERISTICE ALE MA TERIEI PRIME ȘI
PRODUSELOR OBȚINUTE

Compoziția materiei prime și a produselor obținute este prezentată în tabel ul următor:
Denumire Gaze umede
de la Inst.
Fracționare Benzina
nestabilizată de
la Inst.
Fracționare GPL – la
Inst.
MEROX Gaze
Comb. – la
DGRS Benzina
debutanizată –
la Inst.
MEROX Gaze
recirculate la
Inst.
Fracționare
(Spill -Back)
Hidrogen 7,73 0,01 – 18,46 – 7,73
Hidrogen
sulfurat 4,95 0,29 2,17 9,01 – 4,95
Azot 5,17 0,01 – 12,34 – 5,17
Dioxid de
carbon 0,87 0,02 – 2,03 – 0,87
Monoxid de
carbon 0,28 – – 0,68 – 0,28
Metan 10,54 0,06 – 25,00 – 10,54
Etilenă 5,80 0,15 – 13,40 – 5,80
Etan 5,37 0,21 – 12,23 – 5,37
Propilenã 13,89 1,55 29,43 3,93 – 13,89
Propan 3,17 0,41 8,06 0,54 – 3,17
Butenã 11,96 4,33 34,93 0,63 0,97 11,96
Butan 6,24 1,83 16,84 0,37 0,17 6,24
Butan 2,01 0,85 8,50 0,15 0,61 2,01
Pentenă 5,68 7,37 0,03 0,06 14,03 5,68
Pentan 4,43 4,43 0,04 0,16 9,74 4,43
Pentan 0,59 0,75 – 0,01 1,45 0,59

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
15
C5+ 6,71 77,51 – 0,07 73,03 6,71
H2O 4,61 0,22 – 0,93 – 4,61
TOTAL 100 100 100 100 100 100
Densitate la
150C 552 759 566 411 751 552
Masa
Moleculară 41,87 101,84 51,06 22,39 99,35 41,87

În instalația CONCENTRARE GAZE sunt două fluxuri principale de proces și anume:
gazele bogate și benzina nestabilizată, ambele provenind de la vasul de reflux 09F -V9 al
coloanei principale 09F -V8, din cadrul instalației de Cracare Catalitică propriu -zisă.
Descrierea tehnologica a echipamentelor din schema tehnnologica se face conform
tabelului de mai jos :
Poziția de
montaj Funcția tehnologică Scop și tip
1 2 3
G-V3
Coloană de absorbție
primară – separarea hidrocarburilor ușoare C 3 – C4 din fluxul de
gaze bogate rezultate în vasul separator G -V2 prin
absorbția lor în benzină (absorbant bogat).

G-V4

Coloană de absorbție
secundară – absorbția hidrocarburilor ușoare antrenate de fluxul de
gaze rezultat din coloana de absorbție primară G -V3;
– absorbția se realizează cu motorină ușoară (absorbant
sărac).

G-V5

Coloană de stripare – îndepărtarea hidrocarburilor ușoare (C 1, C 2, C 2”) și
H2S dizolvat în benzina nestabilizată ce alimentează
instalația.

G-V6

Coloană de
debutanizare
– stabilizarea benzinei prin îndepărtarea fracției C 3 –
C4.
G-V2
Vas separator de faze – asigură separarea gazelor de apă;
– vas cilindric orizontal prevăzut la partea inferioară cu
domă
G-V7
Vas reflux – asigură refluxul rece la vârful coloanei G -V6;
– vas cilindric orizontal

G-A1

Condensator –răcitor
cu aer – asigură condensarea și răcirea produsului la vârful
coloanei G -V6;
– tip țevi cu aripioare

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
16
Poziția de
montaj Funcția tehnologică Scop și tip
1 2 3
G-E1A,B
Condensator gaze
umede – răcește și condensează amestecul lichid – vapori
înainte de intrarea în vasul separator G -V2;
– tip tubular, AJS orizontal;
– circulația fluidelor:
manta – gaze umede
tuburi – apă recirculată
G-E2
Răcitor absorbant
recirculat -răcește un flux de benzină intermediar preluat de pe
talerul 17 al coloanei de absorbție primară G -V3;
-tip tubular, AES orizontal;
-circulația fluidelor:
manta – benzină
tuburi – apă recirculată
G-E4
Refierbător re ciclu
striper – aport de căldură la baza coloanei de stripare G -V5;
– tip tubular, AJS orizontal;
– circulația fluidelor: manta – benzină ;
tuburi – benzină debutanizată
G-E5
Răcitor benzină
debutanizată – răcește final benzina debutanizată;
– tip tubular, AES orizontal;
– circulația fluidelor:
manta – benzină debutanizată
tuburi – apă recirculată

G-E6

Schimbător de
căldură benzină
debutanizată –
benzină -răcește benzina debutanizată prin încălzirea benzinei
ce alimentează coloana de stripare G -V5;
-tip tubular, AES orizontal;
– circulația fluidelor: manta – benzină debutanizată ;
tuburi – benzină
G-E7
Refierbător coloană
debutanizare – aport de căldură la baza coloanei de debutanizare G –
V6;
– tip tubular, AEU orizontal;
– circulația fluidelor:
manta – benzină debutanizată
tuburi – motorină grea
G-E8
Condensator vârf
coloana de
debutanizare G-V6 – asigură condensarea totală și răcirea produsului la
vârful coloanei G -V6;
– tip tubular, AES orizontal;
– circulația fluidelor:
manta – GPL
tuburi – apă recirculată

G-E20

Refierbător coloana
de stripare G-V5 – aport de căldură la baza coloanei de stripare G -V5;
– tip KETTLE, AKU orizontal;
– circulația fluidelor:
manta – benzină nestabilizată
tuburi – motorină ușoară

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
17
Poziția de
montaj Funcția tehnologică Scop și tip
1 2 3
G-E21 Refierbător coloana
de debutanizare
G-V6 – aport de caldură la baza coloanei de debutanizare G –
V6;
-tip KETTLE, BKU orizontal
– circulația fluidelor:
manta – benzină debutanizată
tuburi – motorină grea
G-P2A,B
Pompă alimentare
coloana de stripare – aspiră produsul din vasul separator de faze G -V2 și
asigură alimentarea coloanei de stripare G -V5;
– tip centrifugă

G-P3A,B

Pompă absorbant
bogat
– aspiră absorbantul bogat (benzina) din baza coloanei
de absorbție primară G -V3 și o recirculă la
condensatorul
G-E1A,B;
– tip centrifugă

G-P4A,B

Pompă recirculare
absorbant – aspiră fluxul de absorbant de pe talerul 17 al coloanei
de absorbție primară G -V3 și îl refulează pe talerul 16
al coloanei;
– asigură recircularea la coloana G -V3;
– tip centrifugă

G-P5A,B

Pompă motorină
ușoară – aspiră o cantitate de motorină ușoară (absorbant sărac)
și asigură alimentarea coloanei de absorbție secundară
G-V4;
– tip centrifugă
G-P6A,B
Pompă GPL – aspiră produsul din vasul de reflux
G-V7 și asigură refluxul rece la vârful coloanei de
debutanizare G -V6;
– tip centrifugă
G-P23A,B
Pompă recirculare
benzină debutanizată – aspiră o cantitate de benzină debutanizată, după
răcitorul G -E5 și o recirculă la vârful coloanei de
absorbție primară G -V3;
-tip centrifugă
G-P24A,B
Pompă alimentare
MEROX – Benzină – aspiră benzina deb utanizată, după răcitorul G -E5 și
alimentează instalația MEROX – Benzină;
– tip centrifugă

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
18

2.2. Parametri de lucru

Instalația Concentrare Gaze – GASCON face parte din Complexul de Cracare Catalitică și
are o capacitate nominală de prelucrare de 1 148 544 t/an pentru 8000 ore de funcționare pe
an.
Bilanțul material al instalației de Concentrare Gaze este prezentat în tabelul de mai jos.
MATERIE PRIMĂ t/an kg/h % gr
Gaze umede de la Inst.
Fracționare 546 304 68 288 47,56
Benzina nestabilizată de la
Inst. Fracționare 602 240 75 280 52,44
TOTAL 1 148 544 143 568 100

PRODUSE OBȚINUTE t/an kg/h % gr
GPL – la Inst. MEROX 261 448 32 681 22,76
Gaze Comb. – la DGRS 109 264 13 658 9,51
Benzina debutanizată – la
Inst. MEROX 720 240 90 030 62,71
Gaze recirculate la Inst.
Fracționare 54 624 6 828 4,76
Consum tehnologic 2 968 371 0,26
TOTAL 1 148 544 143 568 100

Materia primă se primește astfel:
 Benzina nestabilizată, direct de la vasul de reflux (F -V9) al coloanei principale de
fracționare (F -V8);
 Gazele umede, direct de la vasul de reflux (F -V9) al coloanei principale de
fracționare (F -V8);
Produsele obținute se direcționează astfel:
 Gazele petroliere lichefiate (GPL) – la instalația de tratare MEROX GPL;
 Gazele combustibile cu H2S – la instalația Desulfurare Gaze;
 Benzina debutanizată (stabilizată) – la instalația de tratare MEROX Benzină.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
19

Capitolul 3.Calculul de dimensionare și al probei de presiune al
mantalei cilindrice aferente

Date de calcul:
– Diametrul interior : Di = 386 mm
– Presiunea de calcul: pc = 0,4 MPa
– Temperatura de calcul : tc = 300 °C
– Adaosul de coroziune: c1 = 3 mm
– Abaterea neglijabilă la grosimea tablei STAS 437 -87: c2 = 1 mm
– Abaterea imediat superioară la o grosime standarizată: c3 = 1,42 m m
– Coeficientul de rezistență al îmbinării sudate : z = 1
– Rezistența la rupere la 200C, minimă:
2 20/6.482 mmNr
– Limita de curgere convențională la 200C:
2 20/ 262 mmNc
– Limita de curgere la temperatura de calcul: t = 3000C,
2 300/3.204 mmNc
– Ccoeficient de siguranță global față de σ r; cr = 3,5
– Coeficient de siguranță global față de σ c; cc = 1,5
– Tensiunea admisibilă la 20°C :
20
a 137,8 N/mm2
– Tensiunea admisibilă la 300°C :
300
a 136,2 N/mm2
Se calcule aza cu relaț ia:
ct
ai c
pDps

2
=
4.08.137123864.0
 = 0,56 mm

1…95,0
– se admite
 =1

– cifra de calitate a imbinarii sudate;

Grosimea standardizata a materialului se determina pe baza urmatoarei relatii:

mm cccs sSTAS 98,5 42,11356,03 2 1 

Grosime adoptată : s = 10 mm

Proba de presiune presupune introducerea unui volum de apa in interior la o presiune mai
mare decat presiunea de calcul.
Stabilirea presiunii se va realiza pe baza relatiei:
𝑃𝑝ℎ=1,25∗𝑃𝑐∗𝑚𝑖𝑛 (
30020
aa
 )=1,25∗0,4∗𝑚𝑖𝑛 (137,8
136,2)=0,505 𝑀𝑃𝑎 (𝑏𝑎𝑟)

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
20

CAPITOLUL 4. Calculul tensiunilor admisibile pentru materialele
implicate

4.1. Pentru virole si fundul elipsoidal

4.1.1. Alegerea materialului pe criterii tehnico -economice:
-Folosirea oțelurilor carbon la fabricarea aparaturii tehnologice este dictată în
principal de costurile relativ scăzute ale acestora. Posibilitățile și domeniile de utilizare ale
oțelurilor carbon la fabricarea aparaturii teh nologice sub presiune sunt însă limitate, deoarece
majoritatea codurilor de proiectare prevăd următoarele condiții de calitate privind oțelurile
carbon din care se confecționează semifabricatele destinate realizării eleme ntelor componente
ale acestei a paraturi:
a) oțelurile trebuie elaborate în cuptoare Siemens Martin, cuptoare electrice sau
convertizoare cu oxigen și trebuie obligatoriu calmate (oțelurile trebuie să aibă în compoziție
min. 0,30 % Mn, min.0,17 % Si și Al introduse la elaborare pentru dezox idare);
b) concentrațiile masice de impurități ( fosfor și sulf) determinate pe oțelul lichi d nu
trebuie să depășească 0,05 % în cazu l oțelurilor de uz general și 0,045 % în cazul oțelurilor
de calitate (table, țevi, elemente forjate) și oțelurilor turnat e;
c) concentrațiile masice de carbon la oțelurile destinate elementelor de aparatură ce se
realizează în construcție sudată trebuie să fie de max.0,25 % (determinate pe oțel lichid);
d) oțelurile trebuie să aibă plasticitatea garantată, impunându -se ca valorile al ungirii
procentuale după rupere să îndeplinească condiția: A ≥ max (10000/R m; A r)
– Rm este rezistența la tracțiune a oțelului, exprimată în N/mm2
– Ar este o valoare de referință pentru caracteristica A;
Ar = 14 % pentru semi fabricatele forjate sau turnate
Ar = 16 % pentru semifabr icatele de tip tablă sau platbandă
Ar = 18 % pentru semifabricatele de tip țeavă
e) oțelurile trebuie aă aibă tenacitatea garantată cel pu țin la temperatura ambiantă ,
valorile caracteristicilor de tenacitate d eterminate prin încercarea de încovoiere prin șoc
trebuie să depășească an umite valori prescrise;

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
21

f) oțelurile din care se realizează elementele de aparatură exploatate la rece sau la cald
trebuie să aibă garantate anumite caracteristici mecanice la t emperaturile limită de servici:
– dacă elementele de aparatură sunt destinate utilizării la temperaturi scăzute, se pot
folosi numai oțelurile carbon elaborate în clasele de calitate 2, 3 sau 4, conform prescripțiilor
prezentate în tabelul 1;
– dacă elementele de aparatură urmează a fi exploatate la temperaturi ridicate
(200…3800C), oțelurile carbon din care se confecționează trebuie să aibă garantate valorile
minime ale limitei de curgere la temperatura maximă de lucru.

TABEL NR.1
Clasa de calitate a
oțelului 1 2 3 4
Temperatura
minimă la care se
garantează
tenacitatea Oțeluri fără
garanții privind
tenacitatea +200C 00C -200C

Caracteristica
garantată – Energia de rupere
sau reziliența,
determinate pe
epruvete (ISO) cu
crestătura în U Energia de
rupere, KV ≥
27J* Energia de
rupere, KV ≥
27J*
* la oțelurile turnate, KV ≥ 21 J

Vom alege oțelul SA -516 Gr. 70 (ASME SECTION II Part A,D), echivalent cu EN10028
P355GH.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
22

4.1.2. Determinarea compoziției chimice, a caracteristicilor elasto -mecanice și fizice

Compoziția chimică conform ASME SA -516

Proprietăți mecanice conform ASME CODE SECTION II Part D
– limita de curgere convențională la 200C, minimă: se adoptă
2 20/ 262 mmNc
– limita de curgere la temperatura de calcul: t = 3000C,
2 300/3.204 mmNc
– rezistența la rupere la 200C, minimă:
2 20/6.482 mmNr

4.1.3. Calculul rezistețelor admisibile și stabilirea coeficienților de rezistență pentru îmbinări
sudate
a) Rezistența admisibilă la 200C:
 
cc
rr
ac c20 20
20; min
=
 5,1262;5,36.482min min(137,8 ; 174.6) = 137,8 N/mm2
unde: c r = coeficient de siguranță global față de σ r; cr = 3,5
cc = coeficient de siguranță global față de σ c; cc = 1,5

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
23
b) Rezistența admisibilă la temperatura de calcul:
 2300 20
300/2,1362,136;8,137min5,13.204;5,36.482min ; min mmNc ccc
rr
a  






c) Rezistența admisibilă a îmbinărilor sudate:
2 300 300/2,1362,1361 mmNa as

1

4.2. Pentru flanșele de aparat, de racorduri și placa tubulară
4.2.1. A legerea materialului pe criterii tehnico -economice
Se alege materialul SA -266 Cl.2, ASME CODE SECTION II Part A,D.
4.2.2. Determinarea compoziției chimice, a caracteristicilor elasto -mecanice și fizice

Compoziția chimică conform SA -266/SA -266M

Proprietăți mecanice conform ASME CODE SECTION II Part D
– limita de curgere convențională la 200C, minimă: se adoptă
2 20/2.248 mmNc
– limita de curgere la temperatura de calcul: t = 3000C,
2 300/6.193 mmNc
– rezistența la rupere la 200C, minimă:
2 20/6.482 mmNr

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
24

4.2.3. CALCULUL REZI STEȚELOR ADMISIBILE

a) Rezistența admisibilă la 200C:
 
cc
rr
ac c20 20
20; min
=
 5,12,248;5,36.482min min(137,8 ; 165,4) = 137,8 N/mm2
unde: c r = coeficient de siguranță global față de σ r; cr = 3,5
cc = coeficient de siguranță global față de σ c; cc = 1,5

b) Rezistența admisibilă la temperatura de calcul:
2300 20
300/ 129 129;8,137min5,16,193;5,36,482min ; min mmNc ccc
rr
a  






4.3 Pentru ștuțurile racordurilor:
4.3.1. Alegerea materialului pe criterii tehnico -economice:
Se alege materialul SA -106 B, ASME CODE SECTION II Part A,D.
4.3.2. Determinarea compoziției chimice, a caracteristicilor elasto -mecanice și fizice
Compoziția chimică conform SA -106/SA -106M

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
25

Proprietăți mecanice conform ASME CODE SECTION II Part D
– limita de curgere convențională la 200C, minimă: se adoptă
2 20/3.241 mmNc
– limita de curgere la temperatura de calcul: t = 3000C,
2 300/1.188 mmNc
– rezistența la rupere la 200C, minimă:
2 20/7.413 mmNr
4.3.3. Calculul rezistețelor admisibile

a) Rezistența admisibilă la 200C:
 
cc
rr
ac c20 20
20; min
=
 5,13,241;5,37,413min min(118,2 ; 160,8) = 118,2 N/mm2
unde: c r = coeficient de siguranță global față de σ r; cr = 3,5
cc = coeficient de siguranță global față de σ c; cc = 1,5
b)Rezistența admisibilă la temperatura de calcul:
 2300 20
300/2,1184,125;2,118min5,11,188;5,37,413min ; min mmNc ccc
rr
a  






4.4 Pentru organele de asamblare:
4.4.1. A legerea materialului pe criterii tehnico -economice:

Pentru prezoane se alege materialul SA -193 B7, ASME CODE SECTION II Part A,D.
Pentru piulițe se alege materialul SA -194 2H, ASME CODE SECTION II Part A,D.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
26

4.4.2. Determinarea compoziției chimice, a caracteristicilor elasto -mecanice și fizice
Compoziția chimică conform ASME SA -193/SA -193M

Proprietăți mecanice conform ASME CODE SECTION II Part D

Pentru grosimi s ≤ 2 ½ :
– limita de curgere convențională la 200C, minimă: se adoptă
2 20/9.723 mmNc
– limita de curgere la temperatura de calcul: t = 3000C,
2 300/3.594 mmNc
– rezistența la rupere la 200C, minimă:
2 20/8.861 mmNr

4.4.3 . Calculul rezistețelor admisibile
a) Rezistența admisibilă la 200C:
 
cc
rr
ac c20 20
20; min
=
 49,723;58,861min min(172,3 ; 180,9) = 172,3 N/mm2
b) Rezistența admisibilă la temperatura de calcul:
 2300 20 20
300/3,1722,366;9,180;3,172min5.13,594;49,723;58,861min ; ; min mmNcc c ccc
rr
a  






Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
27

CAPITOLUL 5. Calculul flexibilitații schimbătorului
de căldură implicat

Verificarea tensiunilor în zonele de rezemare ale schimbătorului de căldură s -a realizat
cu ajutorul programului PV -Elite.
Intergraph PV Elite oferă inginerilor, proiectanților, fabricanților și inspectorilor
soluții adecvate pentru analiza vaselor sub presiune și a schimbătoarelor de căldură.
Deoarece programul este ușor de învățat și folosit, el este un instrumen t perfect atât
pentru utilizatorii frecvenți ca și pentru cei ocazionali ce au nevoie să realizeze rapid și în
deplină confidență calcule conforme cu standardele de siguranță aplicabile.
Programul de -asemenea evaluează și r e-calibrează vase sub presiune existente, include
analiza de tip Fitness for Service, și abordează vasul în anasamblu, luând în considerație toate
regulile de calcul a grosimilor, a tensiunilor și încărcări precum acelea din vânt și seism.
Cu ajutorul aces tui soft a fost modelat echipamentul, iar rezultatele obținute sunt
prezentate mai jos :

Greutatea echipamentului

Greutatea din fabrică 1126.6 kg. [Ggol]
Greutatea de testare – greutatea din fabrică+apa 15511.7 kg.
Greutatea de livrare 1126.6 kg.
Greutatea în picioare (drept) 1126.6 kg.
Greutatea de operare fără lichid 1126.6 kg.
Greutatea de operare 1443.4 kg.

Analiza rezervorului orizontal: stresul din suportul de tip șa din stanga (codul ASME
sec.8 div 2 bazata pe metoda Zick)

Calculul tensiunii vasului orizontal : Caz de operare

Fig. 5.1 Schema clasică de calcul dupa metoda L.P. Zick

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
28

Schema de calcul pentru schimbătorul analizat este prezentată în continuare. Suportul
din stânga este cel mai solicitat, deoarece centrul de masă al echipamentului este mai apropiat
de acest suport.

În cazul de față, suporții nu sunt amplasati simetric și ca urmare, momentul și forța
tăietoare pe fiecar e supo rt se evaluează în mod separat.

Valori introduse si calculate:
Raza rezervorului Rm=199.50 mm. [Rm=ID+Thk.+CA/2]
Înăltimea rezervorului L=3023.00 mm. [Lmanta+TLfund]
Distanța de la suport la tangenta rezervorului a=600.00 mm.
Lățimea suportului b=160.00 mm.
Unghiul rulmentului din suport theta=12 0.00 degrees
Lățimea tablei b1=220.00 mm.
Unghiul rulmentului din placa de suport theta1=136.50 degrees
Grosimea tablei tr=10.0 mm .
Rezistența admisibilă a plă cii de suport Sr=134.90 N./ 𝑚𝑚2
Încărcarea admisibilă în manta folosită î n calcule 134.90 N./𝑚𝑚2
Încărcare a admisibilă în capac folosită în calcule 129.19 N./𝑚𝑚2

Eficiența circumferențială î n planul suportului 1.00
Eficiența circumferențială at Mid -Span 1.00

Forța Q a suportului , Caz de operare 10006.19 N.

Analiza orizontală a rezervorului : Actual Allow able

Tensiunea longitudinal ă at Top of Midspan 3.87 124.90 N./𝑚𝑚2(SE)
Tensiunea longitudinal ă at Bottom of Midspan 7.58 134.90 N./𝑚𝑚2(SE)
Tensiunea longitudinal ă în vârful suporț ilor 17.79 134.90 N./ 𝑚𝑚2(SE)
Tensiunea longitudinal ă la baza suporț ilor -0.96 -484.91 N./ 𝑚𝑚2(SC)
Tensiunea longitudinal ă la baza suporț ilor 0.96 134.90 N./𝑚𝑚2(SE)

Tensiunea de forfecare tangențiala în manta 5.06 107.92 N./𝑚𝑚2(0.8S)
Circ. Stress at Horn of Saddles 3.42 168.63 N./𝑚𝑚2 (1.25S)
Circ.Compressive Stress in Shell 0.50 134.90 N./𝑚𝑚2 (S)

Load Combination Results for Q + Wind or Seismic [Q] :
=Saddle Load + Max(Fwl, Fwt, Fsl, Fst)=10006 + Max(0, 0, 0, 0)=100006.2 N.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
29

Rezumatul încărcărilor la baza suportului :

Încărcarea pe verticală(incluzâ nd greutatea suportului) 10194.49 N.[%Gope/Suport+Gsuport]
Încărcarea transve rsală a suportului 0.00 N. {fara seism/vant}
Încărcarea longitudinal ă a suportului 0.00 N. {fara seism/vant}

Formule pentru analiza rezervorului orizontal:
Notă:(virola este sudata de capac), k=0.1

The Computed K values : Factori din ASME SECTION VIII Div.2

K1=0.1066 K2=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 K6p=0.0402 K7p=0.0402

Acești factori vor fi utilizați în calcularea momentelor în puncte variate, care vor fi
folosite pentru calcularea stressului din puncte.

Fig. 5.2

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
30

Fig. 5.3

Note: Dimensiunea A este mai mare sau egală ca Rm
2
a=0.2*L=0.2*3023 = 605 mm > Rm
2 = 199 .5
2 = 100 mm

Rezultă rigiditatea mantalei în zona de îmbinare cu suportul. Mantaua nu este întărită
de inelede întărire în dreptul suportului, de o parte și de alta a acestuia sau de fundurile
eliptice de capăt. For mulele pentru σ3 si σ4 sunt diferite pentru manta întărită sau manta
neîntărită, iar softul PV -Elite alege corespunzător formula conform ASME CODE SECTION
VIII Div.2

Moment per Equation [M1] :

=−𝑄∗𝑎[1−1−(𝑎
𝐿+𝑅2−ℎ22
2𝑎∗𝐿)
1+4∗ℎ2
3𝐿]==−10.006 ∗600 [1−1−600
3023+199 .52−02
2∗600 ∗3023
1+4∗0
3∗3023]
==−1162 .2 𝑁𝑚

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
31

Tensiunile σ1 și σ2 datorate momentului M2.

Tensiunea longitudinală în vârful capacului [ σ1]:

=𝑃∗𝑅𝑚
2𝑡−𝑀2
𝜋∗𝑅𝑚2∗𝑡=4.016 ∗199 .5
2∗7−1625
𝜋∗199 .52∗7=3.87 𝑁/𝑚𝑚2

Tensiunea longitudinală la fundul capacului [ σ2]:

=𝑃∗𝑅𝑚
2𝑡−𝑀2
𝜋∗𝑅𝑚2∗𝑡=4.016 ∗199 .5
2∗7+1625
𝜋∗199 .52∗7=7.58 𝑁/𝑚𝑚2

Aici tensiunea longitudinală este combinată cu tensiunea din membrane+stresul de încovoiere
PR/2t=PD/4t – tensiunea longitudinală a membranei ce acționează c ircumferențial
PD/4t – tensiunea circumferențială a membranei ce acționează longitudinal
M/Z – tensiunea de încovoiere, unde Z este secțiunea cilindrului

Fig. 5.4

Tensiunea σ2 și σ3 datorate momentului M1, manta neîntărită.

Tensiunea longitudinală în vârful capacului și suportului [ σ*3]:

=𝑃∗𝑅𝑚
2𝑡−𝑀1
𝐾1∗𝜋∗𝑅𝑚2∗𝑡=4.016 ∗199 .5
2∗7−−1126 .2
0.1066 ∗𝜋∗199 .52∗7=17.79 𝑁/𝑚𝑚2

Tensiunea longitudinală în fundul capacului si suportului [ σ*4]:

=𝑃∗𝑅𝑚
2𝑡−𝑀1
𝐾1∗𝜋∗𝑅𝑚2∗𝑡=4.016 ∗199 .5
2∗7+−1126 .2
0.1066 ∗𝜋∗199 .52∗7
=−0.96 𝑁/𝑚𝑚2

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
32

Criterii:

1. Valoarea absolută pentru σ1, σ2 and σ3, σ4 or σ*3, σ*4, să nu depașească SE.

2. Dacă vreo tensiune este negativă atunci valoarea absolută a tensiunii să nu depășească
Sc, unde K=1.0 pentru condiții de operare normală și K=1.35 pentru condiții
excepționale de operare.

𝑆𝑐=𝐾𝑡∗𝐸𝑦
16𝑅𝑚
Unde:

Sc- tensiunea de compresibilitate a materialului din care es te format capacul la temperatura de
proiectare
σ3* and σ4* tensiunea longitudinală a suportului daca mantaua nu este întărită

Tensiuni de forfecare:

Până acum s -a calculat tensiunea de încovoiere longitudinală. Acum calculăm forța de
forfecare.Sunt 3 cazuri diferite

Caz 1: Mantaua are un singur inel de intă rire în planul suportului
Caz 2 : Mantaua are două inele de intărire în planul suportului
Case 3 : Manta fără inele de întărire (a≤0.5 Rm).

Fig. 5.5

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
33

Cazul analizat este cazul 3.

Forța maximă de forfecare în suport [T]:
=𝑄∗𝐿−2𝑎
𝐿+(4∗ℎ2
3)=10006 ∗3023 −2∗600
3023 +(4∗0
3)=6034 𝑁
Tensiunea de forfecare din manta fără inele, fara întărire [τ2]:

=𝐾2∗𝑇
𝑅𝑚∗𝑡=1.1707 ∗6034 .17
199 .5∗7=5.06 𝑁/𝑚𝑚2

Criterii de acceptar e:

1. Valoarea absolută a τ1, τ2 și τ3 dupa caz , nu trebuie să depășească 0,8S pentru
materialele feritice și 0,6S pentru toate celelalte materiale .
2. Valoarea absolută a τ3* dupa caz , nu trebuie să depășească 0,8S h pentru
materialele feritice și 0,6S h pentru toate celelalte materiale .
3. Valoarea absolută a σ5 dupa caz , nu trebuie să depășească 1,25 Sh

Sh- Tensiunea admisibilă a capacului la temperatura de proiectare .

Lungimea decăderii [x1, x2]:

=0.78∗√𝑅𝑚∗𝑡=0.78∗√199 .5∗7=29.148 𝑚𝑚

Fig. 5.6

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
34

Tensiunea circumferențială în manta, fără inele [σ6]:
=−𝐾5∗𝑄∗𝑘
𝑡∗(𝑏+𝑋1+𝑋2)=−0.7603 ∗10006 ∗0.1
7(160 +29.15+29.15)=−0.50 𝑁/𝑚𝑚2

Valoarea efectivă a lățimii plăcii [B1]:
=𝑚𝑖𝑛 (𝑏+1.56∗√𝑅𝑚∗𝑡,2𝑎)=𝑚𝑖𝑛 (160 +1.56∗√199 .5∗7,2∗600 )=218 .3 𝑚𝑚

Raportul tensiunii [η]:
=𝑚𝑖𝑛 (𝑆𝑟
𝑆,1)=𝑚𝑖𝑛 (134 .905
134 .905,1)=1

Tensiunea circumferențială a plăcii de uzură [σ6,r]:

=−𝐾5∗𝑄∗𝑘
𝐵1∗(𝑡+η∗𝑡𝑟)=−0.7603 ∗10006 ∗0.1
218 .297 ∗(7+1∗10)=−0.21 𝑁/𝑚𝑚2

Tensiunea circumferențială în vârful suportului , L >= 8Rm [ σ7,r]:

=−𝑄
4(𝑡+η∗𝑡𝑟)−3∗𝐾7∗𝑄
2(𝑡+η∗𝑡𝑟)=−10006
4(7+1∗10)∗218 .297−3∗0.053 ∗10006
2(7+1∗10)2
=−3.42 𝑁/𝑚𝑚2

Criterii de acceptare :

1. Valoarea absolută a σ6 sau σ6,r, dupa caz, nu trebuie să depășească S
2. Valoarea absolută a σ*6, dupa caz, nu trebuie să depășească min[S , Sr]
3. Valoarea absolută σ7, σ7*, σ7,r , σ7,r*, σ7,1 , σ7,1*, σ8, σ8*, σ10 și σ10* , dupa
caz, nu trebuie să depășească 1,25S
4. Valoarea absolută σ9, σ9*, σ11 și σ11* , dupa caz, nu trebuie să depășească 1,25Sg

Rezultate :

Lungimea plăcii de bază Bplen 380.0000 mm
Grosimea plăcii de bază B pthk 12.0000 mm
Lățimea plăcii de bază Bpwid 110.0000 mm
Numărul de șuruburi Nribs 2
Grosimea șurubului Ribtk 6.0000 mm
Web Thickness Webtk 6.0000 mm
Web Location Webloc Side

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
35

CAPITOLUL 6. Analiza unei flansei utilizand programul ANSYS
respectiv metoda presiunii echivalente (codul ASME)

6.1 Generalitati privind metoda elementelor finite

Metoda elementelor finite a apărut ca o necesitate de a studia starea de tensiu ne și
deformație pentru structuri de rezistență de mare complexitate geometrică pentru care calculul
se face mai ușor în cazul în care întregul se împarte în domenii mai simple. Datorită
caracterului de generalitate al acestei metode, ea s -a extins cu rapi ditate aproape în toate
domeniile calcului ingineresc care au la bază metodele fizico matematice de calcul.
Ideea fundamentală a metodei elementelor finite constă în faptul că domeniul dat al
problemei este reprezentat ca un ansamblu de subregiu ni numite elemente finite. Aceste
elemente sunt conectate între ele prin puncte cunoscute sub numele de noduri.
Deși metoda a fost utilizată pe scară largă în domeniul mecanicii structurale ea a fost
aplicată cu succes și pentru rezolvarea alto r tipuri de probleme de inginerie ca de exemplu în
domeniul conductibilității termice, dinamicii fluidelor, curgerilor de infiltrație și câmpurile
electrico -magnetice.
Pe domeniul elementului finit este posibil să se genereze sistematic funcții de
aproximare necesare în soluționarea ecuațiilor diferențiale care descriu comportarea prin
oricare din metodele variațională sau a reziduului ponderat.
O chestiune de maxima importanta in analiza numerica cu metoda elementelor finite
este alege rea celui mai potrivit tip de element finit si pentru aceasta trebuie analizate
urmatoarele aspecte:
– forma elementului;
– numarul si tipul de noduri;
– tipul variabilelor nodale;
– tipul functiilor de interpolare.

Metoda elementelor finite are la bază metoda matriceală a deplasărilor din analiza
structurală. Prin metoda elementelor finite se încearcă modalitatea de a găsi o soluție
aproximativă la o problemă prin a admite că domeniul este divizat în subdo menii sau
elemente finite având forme geometrice simple, iar funcția necunoscută a variabilei de stare
este definită aproximativ pe fiecare element.
Soluția completă este obținută prin combinarea formei gradelor de libertate în așa fel
încât la joncțiunea dintre elemente (în noduri) să fie satisfăcute ecuațiile de echilibru și
compatibilitatea. Spre deosebire de metoda diferențelor finite, metoda elementelor finite se
bazează pe aproximarea locală (pe subdomenii) a variabilelor de câmp ale grade lor de
libertate.

În cadrul acestei metode, ecuațiile care descriu problema având un număr infinit de
grade de libertate, sunt transformate într -un sistem de ecuații cu număr finit de grade de
libertate. Astfel, metoda elementelor finite este o cale foar te convenabilă de a obține soluții
aproximative pentru aproape orice problemă inginerească, devenind astfel un instrument

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
36

comod și necesar în calculele de proiectare și cercetare, eliberând utilizatorul de dificultățile
legate de geometrii neregulate, n eomogenități de material, condiții de contur și inițiale
complexe. Totodată, această metodă permite integrarea prin calcul numeric a ecuațiilor și
sistemelor de ecuații diferențiale pe un domeniu, ținând cont de condițiile la limită sau de
contur ale unei configurații date care descrie diferite probleme și fenomene fizice.

Forma elementului finit determina urmatoarea clasificare:

→elemente unidimensionale – pot fi descrise de o singura variabila locala independenta si
sunt precizate prin doua (ce l mai adesea) sau mai multe noduri. Figura 1.1. prezinta astfel de
elemente. Din aceasta categorie de elemente finite fac parte elementele TRUSS, BEAMS,
PIPES, BELAS, din cadrul bibliotecii programului SAP -05, unul dintre cele mai cunoscute si
folosite pro grame de analiza prin metoda elementelor finite din tara noastra.

Fig.6.1.
→elemente bidimensionale – pot fi descrise prin doua variabile locale independente si au
minimum trei noduri, numarul acestora putand ajunge in mod curent la opt; in figura 1..2 sunt
prezentate astfel de elemente finite.

Fig. 6.2

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
37

→elemente tridimensionale – pot fi descrise prin trei variabile locale independente si au
minimum patru noduri; frecvent aceste elemente sunt reprezentate prin 8, 16 sau 20 de
noduri.

Fig.6.3.

Există trei moduri de formulare a metodei elementelor finite:
a) formularea directă;
b) formularea variațională;
c) formularea reziduală.
Formularea directă se bazează pe calculul matriceal al structurilor cu ajutorul metodei
deplas ărilor.
Formularea variațională are la bază minimizarea energiei potențiale, a solidului
deformabil, în baza unui criteriu de staționare a energiei potențiale. Metodele variaționale
utilizate în mecanica solidului deformabil folosesc principiul lucrului mecanic virtual sau
teoreme energetice cum ar fi: teorema energiei potențiale minime (formularea în deplasări),
formularea energiei complementare minime (formularea în tensiuni), teorema Hellinger –
Reissner (formularea mixtă în tensiuni și deforma ții) și teorema lui Hamilton pentru probleme
dinamice..
Formularea reziduală se poate utiliza în cazul în care nu se dispune de o formulare
funcțională, acesta fiind o formulare mai generală decât formularea variațională. Pentru
formularea reziduală a metodei elementelor finite, se pot utiliza: metoda celor mai mici
pătrate, metoda Galerkin, metoda colocației,etc.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
38

6.2. ANALIZA FLANȘEI CU GÂT DIN ASME SECTION II Part A,D , UTILIZÂND
PROGRAMUL ANSYS

Fig 6.4 Flanșă cu gât pentru sudare ASME CODE SECTION II Part A,D

Flanșă Șuruburi
d D K L ℎ 𝑏 𝑚 s 𝑔 𝑓 n filet
40
6 54
0 49
0 22 75 45 42
6 10 45
8 5 20 M20
Tabelul 6.1 Caracteristici dimensionale flanșă

Materialul din care este confecționată flanșa este SA -266 Cl.2, ASME CODE
SECTION II Part A,D , cu următoarea compoziție chimică:

C Si Mn P S
Max 0.30 0.15-0.35 0.40 – 1.05 max 0.025 max 0.025
Tabelul 6.2. Compoziție chimică material SA -266 Cl 2

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
39
Fig 6.5 Model geometric cu linii aferent flanșei
Fig 6.6 Model geometric cu arii aferent flanșei

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
40
Fig 6.7 Model de discretizare a elementelor finite tip axial simetric
Fig 6.8 Valoarea tensiunilor echivalente cu teoria a 3 -a de rezistența

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
41
Fig 6.9 Model de discretizare a elementelor finite –model 3D
Fig 6.10 Harta t ensiunilor echivalente cu teoria a 3 -a – model 3D

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
42
Fig 6.11 Model geometric cu linii aferent ansamblului manta -fund
Fig 6.12 Model geometric cu arii aferent ansamblului manta -fund

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
43
Fig 6.13 Model de discretizare a elementelor finite tip axial simetric
Fig 6.14 Valoarea tensiunilor echivalente cu teoria a 3 -a de rezistența

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
44
Fig 6.15 Model de discretizare a elementelor finite –model 3D
Fig 6.16 Harta tensiunilor echivalente cu teoria a 3 -a – model 3D

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
45

CAPITOLUL 7. MENTENANȚA SCHIMBĂTOARELOR
DE CĂLDURĂ

Mentenanța reprezintă, în abordarea clasică, totalitatea operațiilor efectuate în scopul
menținerii unui sistem în stare de funcționare și cuprinde operațiile de întreținere și reparație.
Mentenanța poate avea caracter preventiv sau corectiv .
7.1 GENERALITĂȚI DESPRE SCHIMBATOARELE DE CĂLDURĂ
Schimbătoarele de caldură sunt aparate destinate transferului căldurii între două sau
mai multe fluide cu nivele de temperatură diferite.
Transmiterea căldurii între agenții termici se poate realiza in condițiile schimbării
stării de agregare a acestora sau fără schimbarea stării lor de agregare.
Evoluția stării de agregare a agenților termici, în timpul transferului termic,
influențează dir ect asupra construcției schimbătoarelor de caldură, fapt ce face ca soluțiile
constructive ale acestora să fie foarte diverse.
Considerând evoluția stării de agregare a agenților termici, în timpul circulației lor
prin schimbătoarele de caldură, acestea se pot clasifica în două mari grupe, și anume:
– răcitoare și încălzitoare – care sunt schimbătoare de caldură ce servesc la
transmiterea căldurii fără schimbarea stării de agregare a agenților termici;
– evaporatoare și condensatoare – care servesc la transmite rea căldurii cu schimbarea
stării de agregare a unuia sau tuturor agenților termici.
Industria petrochimică utilizează o gamă variată de aparate de schimb de caldură, dar,
marea lor majoritate sunt aparate ce au delimitate două spații pentru circulația sep arată a celor
doi agenți între care are loc schimbul de căldură.

Clasificare :
1. Funcție de modul de realizare al transferului de căldură:
– cu contact direct : cu umplutură si fără umplutură
– cu contact indirect : recuperative, regenerative, cu strat flu idizat
2. Funcție de tipul constructive :
– recuperative : tubulare, plane, cu suprafețe întinse
– regenerative : cu umplutură fixă , cu umplutură mobila

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
46

3. Funcție de numărul de fluide :
– cu 2 fluide
– cu 3 fluide
– cu mai mult de 3 fluide
4. Funcție de starea de agregare a agen ților termici :
– aparate fără schimbarea stării de agregare a agenților termici;
– aparate cu schimbarea stării de agregare a unui agent termic;
– aparate cu schimbarea stării de agregare a ambilor agenți termici.
5. Funcție de compactitatea aparatului :
– compacte
– necompacte
6. Funcție de modul de realizare a curgerii :
– contracurent;
– echicurent;
– curent încrucișat cu ambele fluide amestecate;
– curent încrucișat cu un fluid amestecat și celălalt neameste cat;
– curent încrucișat cu ambele fluide neamestecate;
– curgere compusă.
7. Funcție de destina ție:
– preîncălzitoare;
– răcitoare;
– vaporizatoare
– generatoare de vapori
– condensatoare;
– boilere
8. Funcție de material :
– metalice
– nemetalice

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
47

Fig. 7.1 Schimbător de căldură cu plăci

Fig. 7. Schimbător de căldură tubular

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
48

7.2. MENTENANȚA SCHIMBĂTOARELOR DE CĂLDURĂ
Funcționarea schimbătoarelor de căldură se bazează pe transferul indirect de căldură
între cei doi agenți termici prin intermediul plăcii schimbătoare de căldură care nu permite
amestecarea agenților de lucru. Pentru a caracteriza funcționarea unui schimbător , este
necesar să se cunoască :
 debitele agenților termici primar și secundar, care determină racordurile de legătură
la schimbător și limitează (inferior și superior) dimensiunile plăcilor (în cazul schimbătoarelor
cu plăci și garnituri);
 numărul unităților de transfer (NUT) care se def inește atât pentru fluidul cald, cât și
pentru cel rece.
Buna funcționare a schimbătoare lor este dependentă, în mare măsură, de modul în care
sunt întreținute, deoarece în timpul funcționării, pe suprafețele plăcilor se pot depune diferite
suspensii, care în timp, pot forma o crustă ce va diminua procesul de transfer termic, va mări
nivelul pierderilor de presiune cu (30…50) % față de cele admise, sau va favoriza 7 apariția
coroziunii.
Pentru prevenirea acestei situații este necesar ca după încheierea fi ecărui proces
tehnologic care se desfășoară în schimbător, acesta să fie spălat cu apă fierbinte sau soluții
chimice adecvate care să circule în contracurent față de sensul normal de curgere a agenților
termici din aparat; apoi trebuie să fie clătit cu apă rece din abundență, ceea ce va conduce
implicit la menținerea performanțelor aparatului și la mărirea duratei de viață a acestuia.
Tratamentele care vor fi aplicate se pot clasifica în preventive și curative și trebuie să
fie studiate pentru fiecare caz în parte, în funcție de natura depunerilor ce pot provoca
înfundare, depuneri de tartru, depuneri biologice, depuneri datorate reacțiilor chimice cu
peretele, sau depuneri speciale . Pentru prevenirea înfundării cu particule de dimensiuni mai
mari este sufi cientă prevederea unor filtre având site cu ochiuri mai mici cu circa 2 mm decât
distanța dintre plăci. Această metodă este insuficientă în cazul particulelor de dimensiuni mici
sau în suspensie și necesită asigurarea unor viteze de circulație a agenților termici suficient de
mari pentru antrenarea particulelor în timpul funcționării.
În condițiile instalațiilor tehnologice moderne, aparatura aflată în dotare este supusă
uzării mai mult sau mai puțin rapide, respectiv avarierii, ponderea cea mai mare (35,8 %)
revenind aparatelor de schimb de căldură.În procesul funcționării, componentelor aparatelor
de schimb de căldură sunt supuse acțiunilor mecanice, termice și chimice, în urma cărora
survine modificarea dimensiunilor, formei și caracteristicilor fizico -mecanice sau, altfel spus,
componentele respective se uzează.
Ca o consecință a frecării, a acțiunii temperaturilor ridicate și a mediului de lucru, de
asemenea a altor factori, toate legate de condițiile funcționării obișnuite a sistemului, survine
așa zisa uzare normală sau naturală, lentă si uniformă în timp.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
49
Uzarea care care se produce considerabil mai repede decât cea normală poartă numele
de uzare de avarie ea putând fi cauzată de :
a) Nerep ararea la timp sau repararea necorespunzătoare
b) Exploatarea incorectă;
c) Greșelile de construcție
d) Montarea necorespunzătoare
e) Manevrarea neglijentă
În funcție de natura cauzelor ce o determină, uzarea poate fi: mecanică, corozivă si
termică.
– Uzarea mecanică apare ca rezultat al acțiunii forțelor de frecare, pe suprafeț elor
aparatelor, țevilor, etc.
– Uzarea corozivă apare ca rezultat al acțiunii apei, aerului și, mai ales, a l ichidelor
sau gazelor agresive.
– Uzarea termică, se datorează acțiunii de durată a temperaturii ridicate și se
materializează prin formarea d e fisuri, arderea și colorarea metalului.

În mare măsură, rezistența mecanică si deci, rezistența la uzare depinde de calitatea
suprafeței. Este stabilit că îmbunătățirea calitativă a suprafeței nu numai ca diminuează
uzarea, dar sporește și rezistența la acțiunea sarcinilor și a coroziunii.
Uzarea este accelerată în măsură considerabilă și de ovalitatea, conicitatea și ondularea
suprafeței. Duritatea suprafeței de asemenea influențiază asupra rezistenței la uzare, ceea ce
impune ca suprafețele afectate di rect de eroziune să se execute din materiale cât mai dure.
Principalele tipuri de defectări, respectiv avarieri, pot fi grupate în 5 grupe :
1) Pentru mantale: găuri străpunse și amprente adânci în virole și ștuțuri; fisuri de
exploatare în manta
2) Pentru capac e (funduri) turnate : subțierea peretelui prin coroziune; perforații și cratere
de coroziune; fisuri.
3) Pentru plăci tubulare: distrugeri prin coroziune ale suprafețelor contactate de mediul
de lucru, fisuri singulare în flanșe, creșterea diametrului.
4) Pentru șicane: distrugerea suprafețelor prin coroziune, fisuri în puntea dintre orificii,
distorsionarea(strâmbarea).
5) Pentru țevi: colapsul peretelui, fisuri în perete, deformare, rupere.

Un alt factor de coroziune îl constituie mediul ambiant. Deoarece multe d intre aparatele
termice din petrochimie sunt executate din oțeluri carbon, corodarea lor este întotdeauna
provocată de prezența apei și a oxigenului.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
50
Corziunea atmosferică este în principal de tip electrochimic, metalul de baza reprezntând
anodul, iar un compus al său, cum ar fi un oxid, fiind catodul.
În anumite condiții, cu totul excepționale, funcționarea la parametrii tehnologici proiectați
poate fi perturbată de prezența:

– stării excesive de eforturi unitare
– suprapresiunii accidentale
– suprasolicitării datorate sarcinilor exterioare
– oboselii de natură mecanică și șocurilor
– oboselii de natură termică

Starea excesivă de eforturi unitare poate apărea chiar în condițiile în care, deși aparatul de
schimb de căldură a fost proiectat corec t, erorile de montare, rezemare, etc. Creează
posibilitatea inducerii unei stări de eforturi unitare remanente, mai mari decâtcea nominală,
fapt ce poate conduce, în anumite cazuri, la avarierea acestuia.
Avariile cauzate de suprapresiune pot apărea atunci când, datorită unor greșeli de operare
sau control al reacțiilor chimice ce se produc în procesul tehnologic, se crează pericolul
creșterii bruște a presiunii, mult peste valoarea sa de lucru, ori în cazul înghețării apei sau a
altor lichide tehnologice î n sistem.
Sarcinile exterioare accidentale pot apărea datorită tasării fundațiilor, a deplasării acestora
în timpul cutremurelor, a acțiunii vântului sau a greutății zăpezii depuse.
Oboseala de natură mecanică, în cazul recipientelor sub presiune și a tubu laturii, poate fi
cauzată de variațiile ciclice ale presiunii de lucru, de modificările fluxului tehnologic, de
suprasolicitării datorate dilatărilor împiedicate ale sistemelor de conducte.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
51

CONCLUZII

Schimbătoarele de căldură sunt ansamble tehnice construite în general din componente
rigide care ajută la transformarea energiei calorice de anumiți parametrii tot în energie
calorică de alți parametrii.
Procesul de schimb de căldură se realizează cu ajutorul a doi agenți:
-un agent termic cald – agentul care se va răci în timpul schimbului
-un agent termic rece – agentul care se va încălzi în urma schimbului
În această l ucrare s -a propus aflarea tensiunilor mecanice din zonele de rezemare ale
unui schimbător de căldură, făcând parte din instala ția concentrare gaze – Gascon.
De-a lungul acestui proiect de diplomă au fost prezentate etapele pentru stabilirea
tensiunilor mecanice a schimbător ului de căldură :
 au fost folosite următoarele materiale:
– pentru crearea tablei s -a folosit mater ialul P355GH
– pentru crearea flanș elor s-a folosit materialul SA -266 Cl .2, conform ASME CODE II A
– pentru racorduri s -a folosit materialul SA -106 B, conform ASME CODE II A
– pentru realizarea organelor de ansamblare s -a folosit materialul SA -193 B7 pentru
prezoane și SA -194 2H pentru piulițe .
 rezistențele admisibile au fost calculate pentru virole, funduri, flanșe, racorduri și organele
de asamblare

 s-a aflat diametrul interior al mantalei Di=386mm și diametrul interior al plăci i tubulare
Di=383mm .

 s-a calculat grosimea tablei pentru crearea mantalei 𝑠𝑀=10 mm și calculul probei de
presiune.

 s-a calculat grosimea tablei pentru crearea virolei camerei 𝑠𝑐=10mm și grosimea tablei
pentru crearea fundurilor 𝑠𝑓=10mm.

 s-au determinat dimensiunile flanșei dintre camera de distribuție și capacul plat .

 s-a analizat flanșa prin MEF , utilizând programul Ansys.

Drăgoescu Alexandru Traian Proiect de diplomă
52

Bibliografie

1) ANTONESCU N -N., ULMANU V. , Fabricarea, repararea și întreținerea utilajului
chimic și petrochimic, Editura didactică și pedagogică , București, 1981.
2) RASEEV D. , ZECHERU Gh. , Tehnologia construcției aparaturii instalațiilor statice
petrochimice și de rafinării, E.T., București, 1982.
3) RASEEV D. , ZECHERU Gh. , Tehnologia fabricării și reparării utiliajului
tehnologic, E.D.P., București, 1983.
4) Colecția de standarde ASME CODE II A,D pentru semifabricate, flanșe, îmbinări
sudate, funduri pentru recipiente, materiale.
5) ZECHERU Gh., Tehnologia fabricației aparaturii instalațiil or statice, petrochimice și
de rafinării,E.T., București, 1982.
6) ZECHERU Gh., T.F.R.U.P., Îndrumar de proiectare, I.P.G., Ploiești, 1976.
7) ULMANU V., ș.a., Tehnologia materialelor, Îndrumar de lucrări practice, I.P.G.,
Ploiești, 1982.
8) Nicolae V., Utilaje statice petrochimice și de rafinării, Editura Universității Petrol –
Gaze din Ploiești, 2007.
9) Nichols R.W., Pressure vessel engineering technology, Elsevier Publishing Co.,
Amsterdam, 1971.
10) ASME CODE SECTION VIII, Div 2 – Rules for construction of pressur e vessels.
11) ASME CODE SECTION VIII, Div 2 – Alternative rules for construction of pressure
vessels.
12) MOSS D., BASIC M., Pressure vessel design manual, Oxford, 2013.
13) Badea, A., Necula, H. Schimǎtoare de cǎldurǎ . Editura AGIR, 2000.
14) STAS 8566 -86 – Schimbăto are de căldură tubulare cu manta, Condiții tehnice
generale de calitate.
15) http://www.steelnumber.com/ . [15.06 .2017]
16) http://docslide.us/documents/asme -horizontal -vessel -analysis.html .[05.07.2017]
17) https://www.scribd.com/doc/39917927/Schimbatoare -de-Caldura.html [09.07.2017]
18) http://documents.t ips/documents/disertatie -schimbatoare -de-caldura.html[ 09.07.2017 ]