Proiectarea Mecanica a Unei Coloane de Fractionare

CAPITOLUL 1

INTRODUCERE

Ideea de tip de coloană în industria chimică este asociată cu ideea de proces de transfer de substanță sau masă (absorbție, desorbție, chemosorbție, rectificare, extracție, adsorbție, etc.).

După extracție petrolul brut este prelucrat în instalații speciale denumite uzual rafinării. În principal prelucrarea petrolului presupune distilare primară, urmată de reformare catalitică și de cracare catalitică. Fracțiile rezultate au utilizări directe sau mai suportă și alte procese de prelucrare denumite „chimizare”.

Prelucrarea primară folosește metode fizice de separare furnizează în principal carburanți și lubrefianți. Prin distilare fracționată la presiune atmosferică – distilare primară – se obțin mai multe tipuri de produse petroliere. Ele distilă și se separă în anumite intervale de temperatură și sunt amestecuri de mai multe componente (omologi și izomeri) cu diferite utilizări.

Distilarea primară a țițeiului se face în instalații prevăzute cu coloane de fracționare în care vaporii urcă de jos în sus, iar lichidul condensat coboară. În acest sistem au loc numeroase condensări și evaporări pe talerele coloanei, la diferite nivele adunându-se fracțiunile dorite.

Fracțiunile ușoare rezultate la distilarea primară sunt tratate cu solvenți selectivi care dizolvă numai hidrocarburile aromatice. Soluțiile obținute sunt separate și supuse distilării fracționate. Prin acest procedeu se obțin hidrocarburi aromatice în stare pură.

Prin distilare fracționată la presiune scăzută (distilare secundară) a păcurii se obțin lubrefianți sau uleiuri minerale. Din păcura țițeiurilor neparafinoase sau asfaltoase se obțin uleiuri de uns obișnuite; din păcura parafinoasă, după îndepărtarea parafinei, se obțin uleiurile speciale pentru

motoarele autovehiculelor și avioanelor. Reziduul acestei distilări îl constituie smoala sau asfaltul folosit în general la acoperirea șoselelor.

Prelucrarea secundară folosește metode fizico-chimice de prelucrare a unora dintre fracțiunile distilării primare. Produsele acestei prelucrări sunt: arene, alchine, alchene, cantități suplimentare de benzină, cocs petrolier.

În prezent, datorită economiei de spațiu în plan orizontal și creșterii capacităților de producție, se manifestă tendința dezvoltării pe verticală a construcției de utilaje pentru industria petrochimică. Din aceste motive au fost concepute și realizate sub formă de aparate de tip coloană, aparate destinate și altor procese fizico-chimice decât procesele de transfer de masă. De exemplu, ideea dispunerii pe verticală, în coloană, a elementelor componente ale instalațiilor a fost recent aplicată și în domeniul proceselor de transfer de căldură.

Totuși, marea majoritate a aparatelor de tip coloană care se întâlnesc în prezent în industrie, sunt utilizate pentru realizarea proceselor de transfer de masă (procese care necesită un contact intim între două faze: gaz-lichid, lichid-lichid, solid-gaz).

Forma coloanei este în prezent cilindrică și este prevăzută cu amenajări interioare (talere, corpuri de umplere, serpentine) și exterioare (scări, platforme, dispozitive de ridicat).

Amenajările și echipamentele interioare favorizează transferul de substanță, iar amenajările exterioare permit realizarea operațiilor de întreținere curentă,montarea sau demontarea amenajărilor interioare ale coloanei.

Pentru a asigura tipul de contact necesar realizării procesului dorit, coloana trebuie să aibă o anumită înălțime, care este un multiplu al diametrului. Din punct de vedere constructiv, paratele de tip coloană se caracterizează printr-un raport H/Di relativ mare (Di-diametrul interior, H-înălțimea coloanei).

În stadiul actual al tehnicii, costul aparatelor de tip coloană reprezintă în instalațiile petrochimice, 10% din totalul investițiilor.

Dacă se ține seama de faptul că procesul pe coloană este determinat de caracteristicile fizice ale substanțelor prelucrate, de mărimi caracteristice procesului fizic sau fizico-chimic și de construcția amenajărilor interioare ale coloanei, devine evidentă importanța calcului și construcției optimea coloanelor.

Calculul complet al aparatelor de tip coloană cuprinde dimensionarea tehnologică și dimensionarea mecanică a aparatului. Aceste două activități au în mod inevitabil zone de interferență.

Lucrarea de față are ca obiectiv dimensionarea mecanică optimă a unei coloane de fracționare din instalația de distilare și pornește de la datele oferite de proiectul tehnologic al aparatului.

CAPITOLUL 2

PREZENTAREA CONSTRUCTIV FUNCȚIONALĂ A APARATELOR DE TIP COLOANĂ

În industria chimică, în majoritatea cazurilor, în aparatele de tip coloană au loc procese de transfer de substanță (adsorbție, desorbție, chemosorbție, rectificare, extracție, absorbție), motiv pentru care ideea de tip coloană este asociată cu transferul de substanță sau de masă.

În general, aparatul de tip coloană este cilindric cu același diametru interior sau cu diametre interioare diferite pe înălțimi (fig.2.1). Un aparat de tip coloană este construit din următoarele părți principale: corpul coloanei, inclusiv sistemul de rezemare; echipamentul sau amenajările interioare; echipamentul cu amenajări exterioare.

Corpul coloanei (aparat de tip recipient) se realizează prin sudarea din virole (cilindrice sau tronconice) sau se asamblează din virole (sudate sau turnate) prevăzute cu flanșe.

Coloana se rezemă pe o virolă suport (coloana autoportantă) pe suporturi laterale sau este rezemată la diverse nivele. Corpul coloanei se realizează din materiale corespunzătoare condițiilor de lucru, ținând seama de tehnologia de fabricare posibil de a fi aplicată.

Interioarele coloanei au drept scop realizarea procesului fizic sau fizico-chimic propus. Acestea depind de tipul procesului fizic sau chimic care are loc în utilaj și trebuie să satisfacă, prin formă și dimensiuni, condițiile pentru realizarea optimului funcțional.

Exterioarele coloanei au drept scop deservirea elementelor funcționale ale coloanei (armături), accesul la gurile de vizitare și control. Acestea sunt constituite din: scări, platforme, dispozitive de ridicat.

Aparatele de tip coloană ating astăzi înălțimi de peste 100m și diametre de peste 15m. Grosimea peretelui coloanei în anumite condiții de fracționare poate ajunge la 20mm și chiar mai mult.

Aparatele de tip coloană se montează în instalație fie independent fie în grup. În acest din urmă caz coloanele pot avea fundații independente sau fundație comună. La fel, platformele de deservire pot fi comune sau individuale.

La coloanele montate în grup, care necesită deservire la multe nivele, în locul platformelor prinse în corpul coloanei, se utilizează o construcție metalică independentă (ca o schelă), care cuprinde toate coloanele, pe laturi și pe înălțimi. Pe partea exterioară, coloana este prevăzută cu inele și cleme pentru fixarea izolației termice.

Fig.2.1. Aparat tip coloană

1,2,3 – tronsoane cilindrice ale corpului coloanei; 4,5 – tronsoane tronconice ale corpului coloanei; 6 – fundație; 7 – suport de rezemare; 8,9,10 – platforme; 11,12,13,14,15 – racorduri; 16 – izolație termică.

PRINCIPIUL DE FUNCȚIONARE AL APARATELOR

DE TIP COLOANĂ PENTRU PROCESELE

DE TRANSFER DE SUBSTANȚĂ

În majoritatea cazurilor coloanele pentru procesele de transfer de substanță sau de masă, lichidul curge de sus în jos sub acțiunea gravitației, iar gazul de jos în sus, sub influența presiunii. Interioarele coloanelor au drept scop crearea și mărirea la maxim a suprafeței de contact între faze. În acest scop: se umple coloana cu corpuri de umplere, peste care curge lichidul supus prelucrării (coloane cu umplutură), sau se pulverizează lichidul; se compartimentează coloana pe înălțime, cu ajutorul unor talere, pe care are loc fie barbotarea gazului prin lichid (coloane cu fracționare cu regim de barbotare), fie pulverizarea lichidului de către gaz (coloană cu fracționare in regim de picături sau de pulverizare).

În coloanele cu umplutură sau cu pulverizare, contracția celor două faze variază continuu pe înălțime. În coloanele cu talere, variația concentrației fazelor se face în trepte, ale căror număr este egal cu cel al talerelor. Se întâlnesc și coloane mixte, cu umplutură șu cu talere (exemplu: în industria sodei caustice, pentru recuperarea CO2 și NH3).

În cele ce urmează vor fi tratate interioarele coloanelor destinate proceselor de transfer de substanță. Nu vor fi tratate probleme legate de cazul numărului de talere teoretice.

În fig. 2.2. sunt prezentate cele două tipuri de coloane (cu umplutură și cu talere). La interiorul coloanei cu umplutură se află un număr de grătare pe care se așează câte un strat de corpuri de umplere. Lichidul „L” trece prin aceste straturi, curgând de sus în jos.

Gazul G sau vaporii V trec de jos în sus prin stratul de umplutură și ies cu compoziția G1. Coloanele cu talere sunt prevăzute cu talere situate la o anumită distanță, H, între ele.

Lichidul trece de sus în jos de la un taler la altul, iar gazul de jos în sus; pe taler se schimbă compoziția lichidului și a gazului.

Construcția interiorului coloanei urmărește mărirea la maxim a suprafeței de contact dintre faze. Umplutura și talerele au în esență acest rol. Lichidul și vaporii (sau gazele) circulă în general în contracurent.

Fig.2.2. Tipuri de coloane

Schița de principiu a aparatelor de tip coloană:

a – cu umplutură: 1-corpul coloanei; 2-straturi de corpuri de umplutură; 3-suporrt de rezemare; 4-dispozitiv de rezemare;5-grătar; 6-taler pentru distribuirea uniformă a gazului pe secțiune; 7-dispozitiv de stropire; 8-grătar limitator de strat;

b – cu talere: 1-corpul coloanei; 2-talere; 3-virolă de rezemare.

ECHIPAMENTUL INTERIOR AL APARATELOR

DE TIP COLOANĂ

COLOANE CU UMPLUTURĂ

La aceste coloane transferul de substanță are loc pe suprafața peliculei de lichid formată pe corpurile de umplere între lichid și vapori (gaze).

Datorită principiilor de funcționare, coloanele cu umplutură nu sunt adecvate pentru a lucra cu gaze sau lichide impurificate.

Impuritățile pot astupa spațiile libere ale umpluturii, ceea ce ar determina creșterea accentuată a rezistenței hidraulice a umpluturii și micșorarea, în timp, a eficacității coloanei. În coloanele cu diametrul interior Di ≥0,8 m, pe anumite porțiuni, gazele (vaporii) și lichidul pot circula pe secțiuni diferite, fără a veni în contact, ceea ce micșorează eficacitatea separării. Deoarece la peretele coloanei volumul de goluri este maxim, lichidul are tendința să se deplaseze în lungul peretelui; zona centrală va fi în acest caz insuficient udată. Pentru a obține, totuși, o eficacitate a separării corespunzătoare este necesară organizarea rațională a regimului de lucru al coloanei. În acest scop, pe înălțimea umpluturii sau între cele două straturi distincte de umplutură se prevăd dispozitive (talere) de redistribuire care aduc lichidul spre zona centrală a umpluturii. Umplutura se pune pe toată înălțimea coloanei sau această coloană se tracționează. Ultima variantă constructivă se adoptă atunci când, datorită greutății umpluturii, dimensiunile grătarelor ar urma să fie prea mari, sau când construcția ar fi puternic solicitată în zona asamblării grătarului cu corpul coloanei.

La coloanele de adsorbție, în partea inferioară a coloanei, se prevăd dispozitive pentru uniformizarea circulației gazelor. Sub grătarul stratului de umplutură, în zona de evacuare a lichidului, se prevede, de exemplu, un taler cu clopote, care are rolul de a egaliza viteza gazelor pe secțiunea coloanei.

Corpurile de umplere și umpluturi. Corpurile de umplere trebuie să aibă: suprafața specifică, σ mare volum lib Impuritățile pot astupa spațiile libere ale umpluturii, ceea ce ar determina creșterea accentuată a rezistenței hidraulice a umpluturii și micșorarea, în timp, a eficacității coloanei. În coloanele cu diametrul interior Di ≥0,8 m, pe anumite porțiuni, gazele (vaporii) și lichidul pot circula pe secțiuni diferite, fără a veni în contact, ceea ce micșorează eficacitatea separării. Deoarece la peretele coloanei volumul de goluri este maxim, lichidul are tendința să se deplaseze în lungul peretelui; zona centrală va fi în acest caz insuficient udată. Pentru a obține, totuși, o eficacitate a separării corespunzătoare este necesară organizarea rațională a regimului de lucru al coloanei. În acest scop, pe înălțimea umpluturii sau între cele două straturi distincte de umplutură se prevăd dispozitive (talere) de redistribuire care aduc lichidul spre zona centrală a umpluturii. Umplutura se pune pe toată înălțimea coloanei sau această coloană se tracționează. Ultima variantă constructivă se adoptă atunci când, datorită greutății umpluturii, dimensiunile grătarelor ar urma să fie prea mari, sau când construcția ar fi puternic solicitată în zona asamblării grătarului cu corpul coloanei.

La coloanele de adsorbție, în partea inferioară a coloanei, se prevăd dispozitive pentru uniformizarea circulației gazelor. Sub grătarul stratului de umplutură, în zona de evacuare a lichidului, se prevede, de exemplu, un taler cu clopote, care are rolul de a egaliza viteza gazelor pe secțiunea coloanei.

Corpurile de umplere și umpluturi. Corpurile de umplere trebuie să aibă: suprafața specifică, σ mare volum liber, V1 mare, densitate în vrac mică, rezistență la coroziune față de substanțele prelucrate, rezistență la compresiune și cost redus.

Corpurile de umplere pot avea formă regulată sau neregulată. Pentru umplutură se poate utiliza orice material (chimic sau mecanic) în condițiile mediului de lucru din coloană.

Așezarea corpurilor de umplere se poate face ordonat sau în vrac.

Materialele de construcție pentru corpurile de umplutură sunt: materiale ceramice, materiale plastice, lemn, metal, cuarț, cocs, fibre de sticlă, grafit.

Corpurile de umplere metalice se obțin prin turnare sub presiune sau din platbandă, iar cele din material plastic se realizează prin injectare. Pentru a obține caracteristici mecanice mai bune se utilizează ca material de umplutură fibre de sticlă în loc de talc, sau fibre de azbest. Utilizarea unor stabilizatori adecvați permit menținerea în timp a caracteristicilor fizice și chimice ale corpurilor de umplere din materiale plastice.

Corpurile de umplere de formă regulată se caracterizează prin eficacitate relativ mare. Se consideră că:

dacă este necesară o cădere de presiune Δp și când nu se impune un grad mare de separare se utilizează umpluturi mai ieftine: inele Rasching, Lessing, Pall, sei Berl și Intalox;

la prelucrarea unor cantități mari de substanță cele mai potrivite sunt umpluturile din site profilate, plăci paralele și din fibre de sticlă;

la separarea componentelor cu volatilități apropiate sunt mai potrivite umpluturile de mare eficacitate: inele Dixon, inele Hy-Pak, rulouri din bandă de plasă de sârmă, demistere.

Dimensiunea cea mai economică a corpurilor de umplere se găsește în jur de 50 mm.

Umplutura metalică se utilizează în cazul în care este posibilă depunerea de sediment și este necesară curățirea repetată a coloanei, în coloane care funcționează sub vacuum. Umplutura ceramică se utilizează când nu este necesară curățirea deasă a coloanei, precum și la prelucrarea mediilor corozive. Grafitul, sticla și materialele plastice se utilizează la prelucrarea produselor agresive.

Elemente componente specifice coloanei cu umplutură

Suporturi pentru umplutură

Stratul de umplutură, în coloană, este susținut de suporturi plane sau ondulate. Acestea trebuie să îndeplinească următoarele condiții: să reziste la coroziune și la greutatea umpluturii și lichidului și să aibă o secțiune liberă care să nu permită căderea corpurilor de umplutură; să se monteze și să se demonteze ușor.

Suportul în formă de grătar din placa perforată nu are secțiunea liberă a suportului pentru corpurile de umplutură mai mare sau cel puțin egal cu secțiunea liberă a umpluturii, motiv pentru care nu este utiliza5t în construcțiile moderne (fig.2.3.a).

În prezent se utilizează grătare și suporturi cu suprafața plană executată din platbande distanțate cu bucșe prin care trec tiranții de solidarizare a platbandelor (fig.2.3.b) sau din platbande sudate în interiorul unui inel metalic (fig.2.3.c).

Fig.2.3. Suporturi pentru umplutură

Suporturile ondulate se realizează din oțel, aluminiu, material ceramic, material plastic armat. La coloanele cu diametru mare, în vederea unei montări ușoare suporturile pentru umplutură se realizează din 2…7 segmente. Acestea pot fi montate pe grinzi transversale executate din laminate.

Dispozitive pentru redistribuirea lichidului

Spre a asigura contactul optim între fazele aflate în coloană este necesară evitarea formării de canale verticale prin care să aibă loc scurgerea preferențială a fluidelor.

Acestea se obțin prin repartizarea uniformă a fazei lichide pe suprafața umpluturii și prin fracționarea umpluturii în straturi de înălțime mică, între care se intercalează dispozitive pentru colectarea și redistribuirea lichidului (fig.2.4.). Acestea trebuie să îndeplinească următoarele condiții: să nu îngusteze simțitor secțiunea aparatului, să asigure distribuirea uniformă a lichidului și să nu fie complicate din punct de vedere funcțional.(fig.2.4.a). Ca dispozitive de colectare și redistribuire se utilizează conuri cu găuri ștanțate, buzunare inelare, talere speciale ș rozete.

La conurile cu găuri ștanțate (fig.2.4.b) lichidul, care se scurge pe pereții coloanei, este dirijat către centrul acesteia. În dreptul conului 2, viteza vaporilor se mărește, fără a deranja prea mult funcționarea coloanei datorită prezenței găurilor 3.

Buzunarele inelare (fig.2.4.c), relativ înguste, sunt prevăzute cu 3…6 țevi, prin care lichidul colectat este adus spre centrul coloanei.

Fig.2.4. Dispozitive pentru colectare și

redistribuire a lichidului

Astfel se asigură o cădere de presiune minimă a ansamblului redistribuitor – suport pentru umplutură, ca urmare a neîntrepătrunderii traiectoriilor lichidului și vaporilor.

Racorduri specifice

Racordurile prin care se introduc vaporii în coloană trebuie astfel concepute încât să împiedice intrarea directă în ele a lichidului. Acestea se taie înclinat față de axă (fig.2.5.a)sau se prevăd cu o degajare în partea inferioară și cu capac frontal (fig.2.5.b). Racordurile talerelor de distribuție sau de redistribuire a vaporilor sau gazelor se acoperă cu capace.

Fig.2.5. Racordurile talerelor

Racordurile pentru ieșirea vaporilor sau gazelor nu trebuie să permită trecerea mai departe a picăturilor antrenate în curentul de vapori sau de gaz. În acest scop în calea vaporilor se prevăd separatoare de picături sau în jurul intrării în racord se prevăd buzunare deschise în partea superioară (fig.2.6.). Racordurile pentru ieșirea fazei lichide trebuie să permită trecerea debitului, dar să împiedice trecerea vaporilor sau a gazelor. La aparatele care funcționează la presiune mică se utilizează închizătoare hidraulice simple. La presiuni mari în coloană se utilizează închideri hidraulice din țeavă în formă de U.

Fig.2.6. Racord special

Construirea coloanelor cu umplutură

Înălțimea coloanei și forma constructivă depinde de concepția generală adoptată. Astfel, fierbătorul, care prin evaporarea lichidului transmite acestuia energia necesară învingerii rezistențelor opuse pe parcurs până la ieșirea din coloană, poate face corp comun cu coloana sau poate fi prevăzut independent de coloană.

Corpul coloanei se construiește, în general, din oțel laminat. În cazuri speciale se recurge la fontă sau oțel turnat. Au fost realizate, de asemenea, emailate la suprafața interioară. În acest caz interioarele se emailează. Pentru condiții de coroziune au fost realizate coloane din elemente modulate, din grafit.

COLOANE CU TALERE

Transferul de substanță la aceste coloane are loc în zona de spumare sau de pulverizare de pe taler. Față de coloanele cu umplutură, coloanele cu talere au următoarele dezavantaje: căderi de presiune mari, construcție mai complicată, cost mai mare și întreținere mai pretențioasă. În unele cazuri s-a ajuns la diametre de 7…9 m, având înălțimi de 100 m, 170…200 de talere și masă, în condiții de funcționare, de 1500 t. Acești giganți ai industriei chimice pun probleme dificile, în egală măsură cercetării, fabricării, proiectării, transportului, montării, întreținerii.

CIRCULAȚIA LICHIDULUI ȘI A VAPORILOR ÎN COLOANĂ

Spațiul coloanei este împărțit într-un număr de compartimente egal cu „n+1”, în care „n” este numărul de talere. Circulația lichidului și a vaporilor în coloană depinde de soluția constructivă adoptată pentru elementele talerului. Această entitate funcțională caracteristică a coloanei este cea care hotărăște eficacitatea și construcția coloanei. Din punct de vedere funcțional talerele pot fi cu barbotarea gazului prin lichid, pulverizarea lichidului de pe taler.

Din punct de vedere al circulației lichidului între talere, coloanele cu talere se subîmpart în: coloane cu deversare (interior sau exterior) și coloane fără deversoare.

La coloanele cu deversoare, scurgerea lichidului de la un taler la celălalt se face prin deversor (fig.2.7.a), pe când la coloanele fără deversoare scurgerea lichidului se face prin aceleași deschideri prin care circulă vaporii (fig.2.7.b).

Fig.2.7. Deversoare

La coloana cu deversor, lichidul curge de pe talerul superior prin tubul deversor, parcurge suprafața talerului, trece pe un taler deversor, care fixează nivelul lichidului pe taler și curge prin spațiul dintre coloană și placă, pe talerul inferior. Tubul deversor se afundă în lichidul de pe talerul inferior formând, împreună cu placa, o închidere hidraulică; aceasta împiedică trecerea vaporilor de la talerul inferior la cel superior, prin zona deversorului. Circulația lichidului pe taler influențează eficacitatea acestuia. La coloanele cu diametru mare și cu debite mari de lichid care curge pe taler nu este orizontal; acesta are o grosime mai mare la intrarea pe taler și mai mică în dreptul pragului de deversare. Rezultatul este că vaporii trec cu debit mai mare prin zona unde rezistența hidraulică este mai mică.

Pentru a micșora denivelarea Δ se utilizează un deversor central pe un taler și două deversoare laterale pe talerul următor. În cazul coloanelor cu deversor central tubular pe un taler și cu 4…6 deversoare laterale, lichidul curge radial, lungimea drumului parcurs pe taler fiind aproape cât raza coloanei. Coloanele cu diametre mari pot fi prevăzute cu 4 circuite de lichid.

Talere cu clopoței

Talerele cu clopote au fost până nu demult cele mai frecvent utilizate, datorită eficacității și flexibilității lor în funcționare. În ultimul caz, un capac poate acoperi două sau mai multe racorduri prin care intră vaporii. Clopotele dreptunghiulare se așează paralel între ele, iar clopotele rotunde se așează, în general, în centrele unei rețele hexagonale.

Fig.2.8. Schița de principiu a unui taler cu clopote

Fig.2.9. Tipuri de capace pentru clopote

a – rotund cu zimți; b – rotund cu fante dreptunghiulare; c – clopot tunel care acoperă mai multe racorduri.

Talerele se execută, în general, din același material cu cel al corpului coloanei. Clopotul se execută fie din același material cu talerul, fie din material ceramic sau plastic. Alegerea materialului pentru construcția talerului depinde de temperatura și de presiunea de lucru ale coloanei. Utilizarea clopotelor din materiale plastice duce la economii importante, determinând micșorarea costului coloanei și a greutății totale.

Clopotele din oțel și cupru se matrițează, iar cele din fontă se toarnă. Racordurile deasupra cărora se montează clopotele se asamblează pe taler nedemontabil prin sudare sau prin mandrinare. Din fig.2.10. rezultă piesele componente ale unui clopot cu capac demontabil.

Fig.2.10. Piesele componente ale unui clopot

1 – capac; 2 – racord; 3 – șurub; 4 – piuliță; 5 – contrapiuliță;

Taler cu elemente în formă de S

Talere coloanelor pot fi realizate prin asamblarea din elemente separate care, în secțiunea transversală au formă de S.

Pe latura prin care se barbotează gazul sau vaporii în lichid sunt prevăzute fante triunghiulare sau trapezoidale.

Vaporii trec de jos în sus prin zona neobturată a S-ului, apoi prin fantele triunghiulare intră în lichidul aflat pe S-ul următor; se produce barbotarea vaporilor prin lichid. În cazul de față, vaporii ies la fiecare element în aceeași direcție, și anume în direcția curgerii lichidului. Diferența între nivelul lichidului la intrare pe taler și nivelul lichidului la ieșirea de pe taler este mai mică decât la coloanele cu clopote. Capacele elementelor în formă de S se închid la capete cu plăci obturate. În acest fel vaporii vor fi obligați să iasă prin fantele frontale.

Talere cu supape

La aceste tipuri de talere, găurile din taler pentru trecerea vaporilor sau gazului sunt acoperite cu supape de formă cilindrică sau dreptunghiulară. Sub acțiunea presiunii vaporilor supapa se ridică, permițându-le să treacă și să barboteze prin lichidul de pe taler. În fig.2.11. sunt prezentate trei tipuri constructive de supape. Supapa 1 din fig.2.11. este un simplu disc care obturează deschiderea din taler. Un limitator, 2, reține supapa în poziție corespunzătoare deschiderii maxime.

Un taler cu asemenea supape are nevoie de găuri de drenaj. Supapa 1, din figura 2.11.b este prevăzută cu 4 piciorușe distanțiere, 4, care țin rondela 1, la 2…2,5 mm de talerul 3; aceasta reprezintă deschiderea minimă a supapei. Deschiderea maximă este limitată de limitatorul 2. Supapa din figura 2.11.c, lucrează în două etape: la debite mici se ridică discul 1, după care, la un anumit debit, discul 1 atinge deschiderea sa maximă, determinată de rondela inelară 5 prevăzută cu 5 piciorușe (4). Mărirea în continuare a debitului de vapori este limitată de limitatorul 2.

Talerele cu supape au eficacitate mare, se autoreglează în funcționare și au construcție simplă. Supapele se asamblează după o rețea hexagonală; plăci deversoare, închidere hidraulică, buzunare deversoare ,circulația lichidului pe taler se realizează la fel ca la talerele cu clopote.

Fig.2.11.Funcționarea talerelor cu supape circulare

1-disc circular; 2-limitator al cursei supapei; 3-taler; 4-picirușe.

Taler sită

Talerele sită se construiesc în două variante: cu deversoare și fără deversoare. Viteza gazului sau a vaporilor prin orificiile talerului determină o presiune dinamică, care echilibrează coloana de lichid de la un taler se face prin deversor. Deversoarele sunt, în general, interioare coloanei. Uneori se folosesc și deversoare exterioare, de exemplu în cazul prelucrării suspensiilor. Deversoarele exterioare se întâlnesc la coloanele din fontă. Talerele sită se remarcă prin simplitate. Cu cât diametrul talerului este mai mare, cu atât este mai neuniformă funcționarea talerului între intrare și ieșire a lichidului, iar eficacitatea talerului scade.

CORPUL ȘI REZEMAREA APARATELOR DE TIP COLOANĂ

Corpul aparatelor de tip coloană

De corpul coloanei se asamblează amenajări interioare și exterioare. Diametrul pe înălțimea coloanei depinde de desfășurarea procesului fizic sau fizico-chimic în lungul coloanei. Grosimea corpului este determinată de intensitatea sarcinilor care acționează pe înălțimea coloanei. Grosimea virolei crește de la vârful coloanei spre baza acesteia. Corpul coloanei se obține prin asamblarea unor tronsoane de grosimi diferite, prin sudare; de corpul coloanei se asamblează diferite racorduri sau guri de vizitare, platforme, scări, inele pentru izolație termică. În partea superioară, la vârful coloanei, se racordează conducta de vapori. La coloanele foarte înalte, cu temperatură ridicată la vârful coloanei, conducta de vapori pune probleme deosebite, în special cu privire la dilatările termice, ghidarea și susținerea ei.

După asamblarea corpurilor coloanei și verificarea orizontalității, ovalității secțiunii, săgeți pe întreaga lungime, perpendicularității planurilor frontale ale virolelor de capăt față de axa longitudinală urmează trasarea poziției și montarea talerelor și grătarelor.

Rezemarea aparatelor de tip coloană

Corpul coloanei se rezemă cel mai des pe o virolă suport cilindrică sau tronconică. Uneori rezemarea coloanei se poate face lateral pe suporturi sau pe inel continuu nervurat, precum și pe picioare, ca la recipiente.

Suporturile pentru coloane autoportante asigură încastrarea elastică a acestora în fundație. În cazul virolei suport, corpul cilindric al coloanei se prelungește în partea inferioară pe o virolă cilindrică sau tronconică (fig.2.12.), prin intermediul căreia coloana se rezemă pe fundație. Suportul coloanei este prevăzut cu ferestre sau cu decupări pentru trecerea conductelor tehnologice, pentru controlul etanșeității flanșelor sau pentru manevrarea robinetelor, dar și pentru controlul vizual al cordoanelor de sudură.

Fig.2.12. Suporturi pentru coloane autoportante

1-corpul coloanei; 2-virola suport; 3-fundație; 4-șuruburi de fundație.

Suporturile cu înălțime mai mare de 3000 mm au scară interioară (fig.2.13.).

Fig.2.13. Suport pentru rezemarea coloanei

1-suport; 2-corpul coloanei; 3-conductă; 4-deschidere pentru control; 5-orificiu pentru aerisire; 6-scară; 7-pinteni pentru prinderea coloanei pe fundație; 8-nervuri; 9-inel continuu.

Sudarea suporturilor de rezemare de coloană se face după una din soluțiile constructive indicate în fig.2.14.

Fig.2.14. Îmbinări prin sudare între suportul

coloanei și corpul coloanei.

Fixarea suportului coloanei de fundație se face cu ajutorul șuruburilor de fundație. În acest scop talpa suportului este prevăzută cu decupări sau găuri corespunzătoare prin care trec șuruburile de fundație cu diametrul ds.

Fixarea în fundație a șuruburilor are următoarele dezavantaje: înlăturarea șuruburilor distruse sau corectarea imperfecțiunilor de execuție ale fundației se poate face prin distrugerea betonului. Utilizarea șuruburilor de fundație cu cap ciocan, înlătură aceste neajunsuri; soluția fiind însă mai scumpă. Ancorarea în fundație a șuruburilor se face ca în fig.2.15.

Fig.2.15. Ancorări ale șuruburilor de fundație

În scopul deservirii coloanei, în dreptul gurilor de vizitare și de control principal și a armăturilor importante, se prevăd platforme fixate de coloană, fără a împiedica dilatarea liberă a acesteia.

CAPITOLUL 3

CALCULUL DE PROIECTARE MECANICĂ AL COLOANEI

3.1. ALEGEREA MATERIALELOR ȘI CALCULUL

TENSIUNILOR ADMISIBILE

În practica de proiectare, exploatare și întreținere a utilajului tehnologic petrochimic, de cele mai multe ori se pune în mod curent problema alegerii dintr-o grupă de materiale, respectiv de oțeluri, mai mult sau mai puțin corespunzătoare cerințelor sau scopului care ne interesează, a unui tip de material sau a unei anumite mărci de oțel, dintre diferitele materiale posibile și de regulă justificată din punct de vedere economic. Așadar, în final, alegerea concretă a materialului va fi hotărâtă pe baza unor criterii tehnico-economice.

Criteriile organismelor oficiale de supraveghere tehnică de tip ISCIR pentru alegerea materialelor metalice se referă la precizia corectă a tipurilor de materiale și a mărcilor de oțeluri standardizate, folosite în construcția de recipiente sub presiune stabilă, calde sau reci, rezervoare și alte mijloace de depozitare industrială a produselor lichide sau lichefiate, conductelor tehnologice, țevilor și altor elemente tubulare.

În cazul acestei coloane, materialul se alege în funcție de următorii parametrii: presiunea de lucru, temperatura de lucru și mediul tehnologic.

În construirea, montarea sau repararea recipientelor pot fi folosite materiale prevăzute în prescripțiile tehnice care să reziste la solicitări mecanice (statice și dinamice), termice, chimice, corespunzător condițiilor de exploatare in vederea funcționării sigure a instalațiilor. Alegerea mărcilor de materiale se va face din gama celor tipizate sau echivalente ale acestora conform reglementărilor în vigoare. În cazul recipientelor supuse presiunii unui fluid care staționează permanent sau temporar la valoare peste 20% din presiunea de calcul a recipientului se va ține seama de temperatura cea mai scăzută pe timp de iarnă a zonei în care va funcționa recipientul.

Se aleg următoarele materiale (tabelul nr.1).

Tabelul nr.1

Compoziția chimică și caracteristicile mecanice, tehnologice și fizice ale materialelor folosite la fabricarea coloanei sunt prezentate în tabelele 2…7.

Tabelul nr.2

Tabelul nr.3

Tabelul nr.4

Tabelul nr.5

Tabelul nr.6

Caracteristicile de rezistență ale materialului care se iau în considerare la determinarea tensiunilor admisibile sunt:

σr20 – rezistența de rupere la întindere la temperatura de 20oC;

σrt – rezistența de rupere la întindere la temperatura de calcul;

σc20 – limita de curgere la temperatura de 20oC;

σct – limita de curgere convențională la temperatura de calcul;

σa20 – rezistența admisibilă la 20oC;

σat – rezistența admisibilă la temperatura de calcul;

Temperatura de calcul t= 350oC.

σa1t – rezistența admisibilă a materialului calculată la temperatura de lucru pe baza caracteristicilor mecanice stabilite prin încercări de scurtă durată;

σa2t – rezistența admisibilă a materialului calculată la temperatura de lucru pe baza caracteristicilor mecanice stabilite prin încercări de lungă durată.

σa20=min(σr20 / cr; σc20 / cc); cr=2,4

σrt=min(σr20 / cr; σct / cc); cc=1,5

Valoarea rezistenței σct se obține prin interpolare.

σct1> σct2 ; t1<t<t2 => σct = σct2-[( σct1- σct2 )/(t2-t1)]∙(t-t2)

Datorită faptului că temperatura maximă de lucru este de 350 oC nu apare fenomenul de fluaj.

Rezultatele se trec în tabelul nr.7

Tabelul nr.7

Stabilirea coeficienților de rezistență ai îmbinărilor sudate

Raportul dintre rezistența admisibilă a materialului de adaos al cusăturii sudate și rezistența admisibilă a materialului de bază se numește coeficient de rezistență al sudurii și se notează cu φ, rezultând următoarea formulă pentru calculul rezistenței admisibile σas :

σas=φ∙σa

Coeficientul φ depinde de o serie întreagă de factori, dintre care se menționează, ca fiind importanți următorii: tipul constructiv al îmbinării sudate, sudabilitatea materialului de bază, tratamentul termic al cusăturii sudate, modul și mijloacele de control defectoscopic nedistructiv folosite, caracteristicile fizico-mecanice ale materialului sudurii.

Formula generală de calcul a coeficientului de rezistență al sudurii este următoarea:

φ = φo∙K1∙K2∙K3∙K4

φo – cifra teoretică de rezistență a îmbinării sudate care este în funcție de procedeul d sudare și de modul de prelucrare al marginilor tablelor; φo=0,9

K1 – coeficient de corecție ce ține seama de sudabilitatea materialului:

K1=1;

K2 – coeficient de corecție ce ține seama de tratamentul termic:

K2=0,96;

K3 – coeficient de corecție ce ține seama de examinarea defectoscopică:

K3=1;

K4 – coeficient de corecție ce ține seama de examinarea aspectului exterior și de numărul încercărilor mecanice:

K4=1.

φ = 0,9∙1∙0,96∙1∙1 = 0,864

3.2.CALCULUL DE PREDIMENSIONARE

AL CORPULUI COLOANEI

3.2.1.Tronsonarea coloanei

Pentru calcule coloana se împarte convențional pe înălțime în „n” tronsoane, numerotarea fiecărui tronson se face începând de la secțiunea de sprijin a coloanei către extremitatea acesteia.

Se adoptă n=5 tronsoane.

Tronsonul 0 (piciorul coloanei) H0=………mm

Tronsonul 1 H1=………mm

Tronsonul 2 H2=………mm

Tronsonul 3 H3=………mm

Tronsonul 4 H4=………mm

Tronsonul 5 H5=………mm

La tronsonarea reală se va ține seama de următoarele recomandări:

Fiecare tronson trebuie să aibă pe cât posibil o repartiție uniformă a sarcinilor gravitaționale și eoliene;

Fiecare tronson trebuie să aibă moment de inerție cdonstant;

Fiecare tronson să nu conțină mai mult de o platformă de deservire (pentru simplificarea calcului);

Se recomandă ca sudurile circulare ale corpului coloanei să constituie limite de tronsonare.

3.2.2.Calculul de predimensionare al mantalei

Mărimile constructiv-funcționale reprezentative (fig.3.2.2.):

Fig.3.2.2. Mărimile constructiv-funcționale

AR – axa de revoluție;

SI – suprafața interioară a peretelui de rezistență;

SIT – suprafața interioară tehnologică;

SM – suprafața mediană a peretelui de rezistență;

SE – suprafața exterioară;

Di – diametrul interior al secțiunii de rezistență;

Dit – diametrul interior tehnologic;

Dm – diametrul mediu;

De – diametrul exterior;

Sa – grosimea de adaos.

sa=c1+cr1, unde:

c1 – adaos de coroziune; (coloana este placată în interior cu Monel, c=3mm);

c1=0 mm

cr1 – adaos tehnologic mecanic, stabilit în funcție de toleranța negativă de fabricație la grosimea tablei peretelui.

Mantaua cilindrică este supusă acțiunii unei presiuni interioare uniforme.

Cunoscând rezistențele admisibile atât ale materialului de bază și a îmbinărilor sudate, pe baza unor teorii de rezistență se va determina expresia grosimii de rezistență a mantalei recipientului.

Structura cilindrică se caracterizează prin următoarele mărimi geometrice cunoscute, pornind de la ecuația Laplace:

R1 → ∞ R2 =Rm pz = pc

Din ecuația Laplace rezultă efortul inelar: Nt=pc∙Rm

Tensiunea tangențială se calculează cu relația:

Din ecuația de echilibru a zonei de înveliș, rezultă efortul meridional:

Tensiunea meridională se calculează cu relația:

În vederea obținerii relației de dimensionare se va apela la teoria de ordinul III de rezistență:

Dacă se ține seama că: Dm=Di+δ, condiția de rezistență devine:

pc=presiunea de calcul; pc=pm+ph , unde:

pm=presiunea maximă admisibilă de lucru; pm=0,392 Mpa

ph=presiunea hidrostatică la baza tronsonului respectiv.

Calculul de predimensionare se face pentru fiecare tronson în parte:

Tronsonul 1

formula de calcul: Di=5400 mm

ph=ρ∙g∙h=1000∙9,8∙50,097=4,9∙105 N/mm2; ph=0,490 N/mm2

pc= pm+ph=0,392+0,490=0,882 N/mm2

sp=17,07+0,90=17,97 mm

Se adoptă: s1=25 mm

Tronsonul 2

formula de calcul: Di=5400 mm

ph=ρ∙g∙h=1000∙9,8∙41,122=4,03∙105 N/mm2; ph=0,403 N/mm2

pc= pm+ph=0,392+0,403=0,795 N/mm2

sp=15,36+0,90=16,26 mm

Se adoptă: s2=20 mm

Tronsonul 3

formula de calcul: Di=5400 mm

ph=ρ∙g∙h=1000∙9,8∙23,922=2,34∙105 N/mm2; ph=0,234 N/mm2

pc= pm+ph=0,392+0,234=0,626 N/mm2

sp=12,08+0,90=12,98 mm

Se adoptă: s3=16 mm

Tronsonul 4

formula de calcul: Di=5400 mm

ph=ρ∙g∙h=1000∙9,8∙10,097=1,21∙105 N/mm2; ph=0,121 N/mm2

pc= pm+ph=0,392+0,121=0,513 N/mm2

sp=9,87+0,90=10,77 mm

Se adoptă: s3=12 mm

3.2.3.Calculul de predimensionare al fundurilor semisferice

Fundurile semisferice sunt utilizate, în mod rațional, numai pentru aparatele de tip recipient cilindric cu diametrul mare D>2500 mm sau care funcționează sub vacuum la presiuni ridicate. Ele se execută prin ambutisare, la cald sau la rece, dintr-un singur semifabricat, din mai multe semifabricate, sau din segmenți asamblați prin sudare.

Mărimile constructiv-funcționale reprezentative (fig.3.2.3.):

Fig.3.2.3.Fund semisferic

SIT – suprafața interioară tehnologică;

SM – suprafața mediană a peretelui de rezistență;

AR – axa de revoluție;

IR – începutul racordării;

H – înălțimea zonei bombate a fundului semisferic:

H=0,5∙Dm=0,5∙5400=2700 mm

Dm – diametrul mediu al mantalei cilindrice conjugate;

Sa=c1+cr1+st ; unde:

Sa – grosimea de adaos;

c1 – adaos de coroziune; c1=3 mm

cr1 – adaosul tehnologic mecanic, stabilit în funcție de toleranța negativă de fabricație la grosimea tablei peretelui;

st – grosimea de adaos tehnologic pentru compensarea subțierii prin ambutisare: st=(0,7…0,8) mm

Se alege: st=0,8 mm

Sa=0,9+0,8=1,7 mm

Dimensionarea fundului inferior

pc=0,882 N/mm2 Di=5400 mm

sf1=sf+30%∙sf+sa=9,39+30%∙9,39+1,7=14 mm

Din considerente tehnologice și de sudură se alege grosimea fundului semisferic inferior egală cu grosimea mantalei la partea inferioară:

Sfi=25 mm

Dimensionarea fundului superior

pc=0,513 N/mm2 Di=5400 mm

sf1=sf+30%∙sf+sa=5,80+30%∙5,80+1,7=9,24 mm

Din considerente tehnologice și de sudură se alege grosimea fundului semisferic superior egală cu grosimea mantalei la partea inferioară:

Sfs=16 mm

Diametrul fundurilor semisferice:

Sfi=25 mm Sfs=16 mm

H – înălțimea zonei bombate a fundului semisferic: H=2700 mm

h – înălțimea fustei cilindrice: hmin=100 mm

Ht – înălțimea totală a fundului: Ht=2800 mm

CALCULUL DE VERIFICARE LA PRESIUNE

HIDRAULICĂ

a) Calculul presiunii de probă:

unde:

pc – presiunea de calcul conform fiecărui tronson în parte;

σa20 – rezistența admisibilă la 20 oC, σa20=170 N/mm2

σa350 – rezistența admisibilă la 350 oC, σa350=147,8 N/mm2

b) Verificarea la rezistență:

Rezultatele se trec în tabelul nr. 8

Tabelul nr.8

3.3. ALEGEREA RACORDURILOR ȘI CALCULUL

DE CONSOLIDARE A ZONELOR SLĂBITE

Legăturile recipientelor cu celelalte utilaje ale liniei tehnologice se realizează prin intermediul racordurilor, montate în scopuri tehnologice (umplere, golire, aer, abur, etc.) pe fundurilor sau mantaua recipientelor sub presiune. De asemenea, în scopul montării în interiorul recipientelor sau demontării, ori reviziei amenajărilor interioare ale recipientelor, acestea sunt prevăzute cu guri de vizitare.

Racordurile cu flanșe au o largă utilizare în construcția aparatelor de tip coloană, ele prezentându-se a fi sudate pe manta cu sau fără consolidarea orificiilor. Schița constructivă principală a unui racord cu flanșă pentru sudare este prezentată în figura 3.3.1.

Fig.3.3.1. Racord cu flanșă pentru sudare

1-mantaua cilindrică; 2-inel de consolidare; 3-ștuț; 4-flanșa cu gât a racordului; 5-garnitura îmbinării; 6-contraflanșa racordului.

Calculul consolidării orificiilor cu metoda ISCIR

Orificiile ce trebuie compensate se află pe elementul cilindric de recipient și trebuie satisfăcută relația:

D∙sp≤4000 cm2

D=diametrul interior al elementului cilindric pe care se găsește orificiul; D=5400 mm

sp=grosimea de proiectare a elementului de recipient pe care se află orificiul ce trebuie compensat; sp=25 mm

540∙2,5≤4000 <=> 1350≤4000 cm2

Se verifică din ce categorie fac parte orificiile ce trebuie compensate:

Un orificiu se consideră izolat dacă distanța față de orificiul cel mai apropiat, satisface condiția:

Dc=diametrul interior de calcul al elementelor de recipient pe care se află amplasat orificiul ce trebuie compensat;

ao=distanța dintre suprafețele exterioare a două orificii învecinate;

Diametrul maxim al unui orificiu izolat, care nu necesită compensare, este dat de relația:

don= diametrul maxim al unui orificiu ce nu necesită compensare;

so=grosimea de rezistență a elementului de recipient în care se află orificiul ce trebuie compensat;

Schema de calcul este redată în figura 3.3.2., iar rezultatele sunt trecute în următoarele tabele (9,10,11,12):

Pentru compensarea orificiilor prin îngroșarea peretelui elementului sau al racordului prin adăugarea unui inel de compensare sau prin combinarea acestora, trebuie îndeplinită condiția:

Fig.3.3.2. Dimensionarea inelului de consolidare

Condiția pe care trebuie să o îndeplinească un orificiu este ca suprafața secțiunii din materialul decupat să fie înlocuită cu o suprafață cel puțin echivalentă din cadrul dreptunghiului de consolidare.

Tabelul 9

Tabelul 10

Tabelul 11

Tabelul 12

3.4.CALCULUL ASAMBLĂRII DEMONTABILE

PRIN FLANȘE PENTRU RACORDUL INTRARE

COMBUSTIBIL R1 CU METODA ISCIR

Acest calcul presupune adaptarea dimensiunilor îmbinării și ulterior verificarea condițiilor de rezistență.

Flanșa mare se alege în funcție de:

– presiunea nominală:

– diametrul nominal:

Dn=500 mm

Se alege conform STAS 9801/6-87: flanșă cu gât pentru sudare cu suprafața de etanșare plană cu umăr sau cu prag și adâncitură conform figurii nr. 3.4.1., caracterizată de următoarele mărimi:

Fig.3.4.1. Flanșă

Dn=500 mm ; pn=6,47 bar ; di=500 mm ; d1=615 mm ;

d2=570 mm ; nxd3=20×22 ; d4=524 mm ; s=8 mm ;

b=35 mm ; h1=67 mm ; h2=12 mm ; r=8 mm ;

c=543 mm ; c1=576 mm ; c2=577 mm ;

Simbol filet: M27 ; Masa în kg/buc: 32,1

Garnitura are următoarele dimensiuni:

Dn=500 mm; d1=570 mm; d2=615 mm; s=3 mm.

Se fac următoarele notații:

D=di=500 mm; D1=d1=615 mm;

D2=d2=570 mm; D4=d4=524 mm; s=spo=8 mm

h=b-2=33 mm

L=h1-h2-b=22 mm

D=diametrul interior al flanșei;

D1= diametrul exterior al flanșei;

D2=diametrul cercurilor de așezare al șuruburilor;

D4=diametrul cercurilor de început al gâtului flanșei;

` spo=grosimea de proiectare a gâtului flanșei la capătul dinspre elementul de recipient;

sp1= grosimea de proiectare a gâtului flanșei la capătul dinspre taler

h=grosimea talerului flanșei;

L= lungimea gâtului flanșei;

Grosimea de etanșare se alege conform STAS:

garnitura este din material metalo-plastic:

Deg=615 mm

Dig=570 mm

Sg=3 mm

Determinarea unghiului la gâtul flanșei:

Determinarea dimensiunilor caracteristice ale garniturii de etanșare:

b= latura eficace de calcul;

B= lățimea efectivă a garniturii;

D3= diametrul cercului de-a lungul căruia este repartizată forța de etanșare, rezultantă a garniturii.

În funcție de suprafața de etanșare cu prag și adâncitură se stabilește conform I.S.C.I.R. lățimea de referință bo a garniturii:

b) În funcție de b0 se stabilește lățimea eficace de calcul și D3:

b0>6,35 mm

D3=Deg-2b=615-2∙8,35=598,3 mm

Se stabilesc caracteristicile garniturii:

m= coeficient specific;

m=3,75

q= tensiunea minimă de proiectare la stângere;

q= 37,9 N/mm2

În condiții de strângere:

T= 20 oC ; P= 0 bar ; pe=q

În condiții de regim:

t=350 oC ; p=0,392 bar ; pe=2∙m∙q=0,393 N/mm2

Calculul forțelor care acționează asupra îmbinării:

În condiții de strângere:

Fd=Ft=0 Fg=Fq=q Ps=ps0

În condiții de regim:

Fq= forța rezultantă la strângere (forța teoretică de strângere):

Fq= π∙D3∙b∙pe= π∙D3∙q= π∙598,3∙8,35∙392=6,168∙106 N

FG= forța rezultantă de etanșare în condiții de regim:

FG= π∙D2∙b∙pe= π∙D3∙b∙(2∙m∙pc)= π∙598,3∙8,35∙3925=3,341∙105 N

FD= forța hidrostatică de capăt, ce acționează asupra îmbinării:

FD= π/4∙D2∙pc= π/4∙5002∙0,392= 7,69∙106 N

FT= forța hidrostatică diferențială;

FT= π/4∙(D32-D2)∙pc= π/4∙(598,32-5002)∙0,392=3,31∙104 N

ps0= forța totală de strângere din prezoane în condiții de montaj și care într-o primă aproximare se consideră egală cu Fq=6,168∙106 N

ps= forța totală de strângere din prezoane în condiții de regim;

ps=FG+FD+FT=4,531∙105 N

Verificarea condiției de rezistență pentru prezoanele îmbinării prin flanșă respectiv a ariei de rezistență a prezoanelor:

Aq= aria necesară în condiții de strângere (aria totală a șuruburilor);

Ar= aria necesară în condiții de regim;

Aria necesară pentru secțiunea totală a prezoanelor:

Anec= max(Aq; Ar)= Ar= 2737,3 mm2

Anec≤n∙Ad=Aef

d1=0,925∙dn= 0,925∙22=19,8 mm

Se verifică condițiile de strângere:

Evaluarea solicitărilor la încovoiere exercitate asupra flanșei:

brațele cuplurilor caracteristice:

Momentul de încovoiere:

a) În condiții de strângere:

Ms,o=ps,o∙aG=9,431∙105∙14,15∙=1,331∙107 N∙mm

b) În condiții de regim:

Ms=FG∙aG+FD∙aD+FT∙aT

Ms=7,17∙106 N∙mm

Momentul de încovoiere de calcul al îmbinării prin flanșe:

Mc=9,15∙106 N∙mm

8. Factorii de formă ai flanșelor:

Tabelar se calculează f(k) coeficienții (factorii de formă ai flanșei):

U=19,75 T=1,87 y=17,97 z=9,3

Verificarea coeficienților KF (KFC); KV (KVC); Kf în funcție de raporturile: L/L0 și sp1/sp0

KF=0,88 KV=0,32 Kf=2,2

KM= max(1; 1,524)= 1,524

Valorile eforturilor unitare din flanșă:

fA= efortul unitar normal pe direcția axială;

fR= efortul unitar normal pe direcția radială;

fT= efortul unitar normal pe direcția tangențială;

Se verifică condiția de rezistență:

120,18≤1,5∙125=187,5

28,93 ; 91,16 ≤ 125

; ; 74,89<=>125

; ; 82,3<=>125

Toate condițiile de rezistență se verifică, deci, FLANȘA A FOST CORECT ALEASĂ.

CAPITOLUL 4

EVALUAREA ÎNCĂRCĂRILOR ACCIDENTALE ȘI EXTRAORDINARE PE COLOANĂ

Solicitările aparatelor de tip coloană sunt, fie rezultatul forțelor determinate de gravitație, vânt, zăpadă, cutremure, presiuni, împingerea pământului deasupra fundației, fie rezultatul acțiunii deformațiilor determinate de diferențe de temperaturi, de fluaj, de căderi ale reazemului

Sarcinile care solicită coloana depind de amplasarea acesteia și de etapele în care se găsește (montaj, probă hidraulică, faza de exploatare).

Coloana este solicitată în funcționare de:

greutate proprie;

presiune interioară;

presiune exterioară;

încărcări climatice (vânt, zăpadă, variații de temperatură);

temperaturi și variații de temperaturi tehnologice;

sarcini seismice.

4.1. DETERMINAREA SARCINILOR GRAVITAȚIONALE

Greutatea proprie a coloanei reprezintă sarcina permanentă a acesteia. Ea rezultă ca sumă a greutăților elementelor componente (corp, amenajări interioare, amenajări exterioare).

Notații folosite:

G1 – greutatea corpului coloanei goale (fără amenajări interioare, fără amenajări exterioare);

G2 – greutatea coloanei în condiții de probă hidraulică care cuprinde:

greutatea corpului coloanei goale;

greutatea amenajărilor interioare și exterioare;

greutatea lichidului de probă;

greutatea izolației;

greutatea conductei de vapori.

G3 – greutatea coloanei în condiții de exploatare (se calculează precum G2 în care se înlocuiește greutatea apei cu a fluidului de lucru în condiții de exploatare).

1.Calculul greutății mantalei cilindrice

n – numărul de tronsoane cu grosime constantă n=5

spi – grosimea de calcul a mantalei pe tronsonul de rang „i”

Pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): sp0=25+3 mm

Pentru tronsonul 1: sp1=25+3 mm

Pentru tronsonul 2: sp2=20+3 mm

Pentru tronsonul 3: sp3=16+3 mm

Pentru tronsonul 4: sp4=16+3 mm

Pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf): sp5=16+3 mm

Dmi – diametrul mediu al mantalei pe tronsonul de rang „i”

Pentru tronsonul 0(piciorul coloanei): Dm0=Di+sp0=5428 mm

Pentru tronsonul 1: Dm1=Di+sp1=5428 mm

Pentru tronsonul 2: Dm2=Di+sp2=5423 mm

Pentru tronsonul 3: Dm3=Di+sp3=5419 mm

Pentru tronsonul 4: Dm4=Di+sp4=5419 mm

Pentru tronsonul 5(tronsonul de vârf): Dm5=Di+sp5=5419 mm

Hi – înălțimea pe tronsonul de rang „i”

Pentru tronsonul 0(piciorul coloanei): Ht0=2700 mm

Pentru tronsonul 1:Ht1=8878 mm

Pentru tronsonul 2:Ht2=17200 mm

Pentru tronsonul 3:Ht3=11519 mm

Pentru tronsonul 4:Ht4=6200 mm

Pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):Ht5=2700 mm

γ0 =78,5 kN/m3 – greutatea volumică a oțelului.

Greutatea pe tronsoane a mantalei cilindrice

Pentru tronsonul 1

Gm1=π∙Dm1∙sp1∙Ht1∙γ0∙10-6

Gm1=π∙5428∙28∙8878∙78,5∙10-6=3,327∙105 N

Pentru tronsonul 2

Gm2=π∙Dm2∙sp2∙Ht2∙γ0∙10-6

Gm2=π∙5423∙23∙17200∙78,5∙10-6=5,290∙105 N

Pentru tronsonul 3

Gm3=π∙Dm3∙sp3∙Ht3∙γ0∙10-6

Gm3=π∙5419∙19∙11519∙78,5∙10-6=2,924∙105 N

Pentru tronsonul 4

Gm4=π∙Dm4∙sp4∙Ht4∙γ0∙10-6

Gm4=π∙5419∙19∙6200∙78,5∙10-6=1,547∙105 N

Greutatea fundurilor semisferice

Greutatea totală a mantalei

Gm=Gm1+Gm2+Gm3+Gm4+2∙Gf1=1,423∙106 N

2.Calculul greutății gurilor de vizitare

Determinarea greutăților gurilor de vizitare se face din tabele conform [1] în funcție de diametrul nominal Dn al gurilor de vizitare și presiunea nominală Pn.

Dn=700 Pn=0,392 N/mm2

Se aleg guri de vizitare cu căptușeală din oțel rezistent la coroziune

mgv=293 kg/buc.

Greutatea unei guri de vizitare se face cu relația următoare:

Ggv=mgv∙g=293∙9,81=2,871∙103 N

Determinarea greutății totale a gurilor de vizitare pe tronsoane:

Pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): Ggv0=0

Pentru tronsonul 1: Ggv1=2∙Ggv=5,742∙103 N

Pentru tronsonul 2: Ggv2=3∙Ggv=8,613∙103 N

Pentru tronsonul 3:Ggv3=2∙Ggv=5,742∙103 N

Pentru tronsonul 4:Ggv4=2∙Ggv=5,742∙103 N

Pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):Ggv5=0

Greutatea totală a gurilor de vizitare:

Ggvt=9∙Ggv=9∙2,871∙103=2,583∙104 N

3.Determinarea greutății racordurilor

Determinarea greutății racordurilor se face din tabelele conform [1] în funcție de diametrul nominal Dn,presiunea nominală Pn Si grosimea inelului de întărire (pentru racorduri cu inele de întărire).

Determinarea greutății racordurilor pe tronsoane:

Pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): Gr0=Gr2=0,95∙103 N

Pentru tronsonul 1 : GrI=Gr1+2∙Gr12+Gr14+Gr16+Gr18+2∙Gr19

GrI=4,01∙103 N

Pentru tronsonul 2 : Gr2=Gr8+Gr10+Gr11+Gr12a+Gr13+Gr13a

Gr2=2,775∙103 N

Pentru tronsonul 3 : Gr3=Gr6+Gr6a+Gr7+Gr9

Gr3=2,25∙103 N

Pentru tronsonul 4 : Gr4=Gr4+Gr5+Gr8

Gr4=1,9∙103 N

Pentru tronsonul 5 : Gr5=Gr3+Gr13+2∙Gr15+Gr17

Gr5=3,2∙103 N

4.Determinerea greutății inelului pentru

susținerea talerului

Date de calcul:

L – lungimea cercului descris de diametrul interior al mantalei

L=π∙Di∙10-3 L=π∙5400∙10-3=16,96 m

Gil – greutatea unitară a profilului ales care se determină din STAS 425-86 : se alege un profil cornier cu aripi neegale cu dimensiunile 60x30x5 – greutatea profilului ales Gil=3,37 kg/m

Gi – greutatea inelului de susținere a talerului

Gi=L∙Gil∙g=16,96∙3,37∙9,81=560,12 N

Determinarea greutății inelelor de susținere pe tronsoane:

Pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): Gil=0

Pentru tronsonul 1: Gi1=3,36∙103 N

Pentru tronsonul 2: Gi2=1,68∙103 N

Pentru tronsonul 3: Gi3=1,4∙103 N

Pentru tronsonul 4: Gi4=0 N

Pentru tronsonul 5(tronsonul de vârf): Gi5=0 N

5.Determinarea greutății talerelor cu clapete

Determinarea greutății talerelor cu clapete se face în mod grafic conform [1], în funcție de diametrul interior al coloanei.

Pentru Di=5400 mm Gt=4000 N/buc.

Determinarea greutății talerelor pe tronsoane:

Pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): Gt0=0

Pentru tronsonul 1: Gt1=2∙104 N

Pentru tronsonul 2: Gt2=30∙Gt=1,2∙105 N

Pentru tronsonul 3: Gt3=105 N

Pentru tronsonul 4: Gt4=0 N

Pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf): Gt5=0 N

6.Determinarea greutății piciorului coloanei

Etape:

a) greutatea inelului de rezemare, care se consideră în execuție masivă, neglijându-se găurile șuruburilor, se determină cu relația:

Dii=(0,90…0,95)∙De=0,92∙De=0,92∙5400=5014 mm

Dei=(1,00…1,18)∙De=1,10∙De=1,10∙5450=5900 mm

Ginel=78,5∙10-6∙π/4∙(59002-50142)∙50=2,62∙104 N

b) greutatea inelului superior se determină cu relația:

Di=Dei+150=5900+150=6050 mm

Gci=1,557∙104 N

c) greutatea guseelor de rigidizare se determină cu relația următoare:

Gg=ng∙γo∙l∙h∙s3 unde:

ng – numărul de gusee; ng=16

l – lățimea unui guseu

h – înălțimea unui guseu;

h=hi-(s1+s2)=500-(50+50)=400 mm

Gg=16∙78,5∙10-6∙336∙400∙50=9,19∙103 N

d)greutatea fustei (piciorul propriu-zis)

Gf=γo∙π∙Dmf∙s1p∙Hf unde:

Dmf – diametrul mediu al fustei obținut cu formula:

Dmf=Dip+s1p=5459+25=5484 mm

Hf – înălțimea fustei Hf=2200 mm

Gf=78,5∙10-6∙π∙5484∙25∙2200=7,438∙104 N

e) greutatea totală a piciorului

Gp=Gi+Gci+Gg+Gf=2,62∙104∙1,557∙104∙7,438∙104=12,534∙104 N

7. Determinarea greutății izolației termice

Această greutate cuprinde:

a) greutatea izolației extraordinare a mantalei cilindrice

Gizm=γiz∙π∙(De-se,iz)∙H∙siz unde:

γiz – greutatea specifică a izolației γiz=980 N/m3

siz – grosimea izolației siz=180 mm

Pentru tronsonul 1: Giz1=8,738∙104 N

Pentru tronsonul 2: Giz2=5,31∙104 N

Pentru tronsonul 3: Giz3=1,13∙104 N

Pentru tronsonul 4: Giz4=6,102∙104 N

Greutatea totală a izolației de pe manta este Gizm=7,914∙104 N

b) greutatea izolației exterioare a fundurilor exterioare

– se determină cu următoarea formulă: Gizf=γiz∙π∙(De+seiz)2∙siz

Gizm=980∙10-9∙π∙(5450+180)∙180=1,75∙104 N

c) greutatea izolației exterioare a piciorului coloanei

– se determină cu următoarea formulă: Gizp= γiz∙π∙(De+seiz)∙H∙siz

Gizp=980∙10-9∙π∙(5509+180)∙2090∙180=6,589∙103 N

Greutatea totală a izolației pe coloană

Giz=Gizm+2∙Gizf+Gizp=7,914∙104+2∙1,75∙104+0,06589∙104

Giz=12,072∙104 N

8. Determinarea greutății produsului din coloană

Ipoteză: aparatul se consideră plin cu produs (sau apă)

a) greutatea produsului cuprins în mantaua cilindrică

Pentru tronsonul 1

Gpm1=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht1=8750∙10-9∙(π∙54002/4)∙8878=1,779∙106 N

Pentru tronsonul 2

Gpm2=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht2=8750∙10-9∙(π∙54002/4)∙17200=3,446∙106 N

Pentru tronsonul 3

Gpm3=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht3=8750∙10-9∙(π∙54002/4)∙11519=2,308∙106 N

Pentru tronsonul 4

Gpm4=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht4=8750∙10-9∙(π∙54002/4)∙6200=1,24∙106 N

– greutatea totală a produsului Gpm=8,773∙106 N

b) greutatea apei cuprinsă în mantaua cilindrică

Pentru tronsonul 1

Gpa1=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht1=1000∙10-9∙(π∙54002/4)∙8878=1,992∙106 N

Pentru tronsonul 2

Gpa2=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht2=1000∙10-9∙(π∙54002/4)∙17200=3,860∙106 N

Pentru tronsonul 3

Gpa3=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht3=1000∙10-9∙(π∙54002/4)∙11519=2,585∙106 N

Pentru tronsonul 4

Gpa4=γp∙(π∙Dit4/4)∙Ht4=1000∙10-9∙(π∙54002/4)∙6200=1,391∙106 N

– greutatea totală a apei din manta Gpa=9,826∙106

c) greutatea produsului din fundul semisferic

Gpf=γp∙(π/12)∙Di3=8750∙10-9∙(π/12)∙54003=3,607∙105 N

d) greutatea apei din fundul semisferic

Gaf=γp∙(π/12)∙Di3=1000∙10-9∙(π/12)∙54003=4,039∙105 N

e) greutatea totală a produsului din coloană

Gp=Gpm+2∙Gpf

Gp=9,133∙106 N

f) greutatea totală a apei din coloană

Ga=Gam+2∙Gaf

Ga=10,229∙106 N

9. Determinarea greutății podețului de vârf

Greutatea podețului de vârf se determină cu următoarea formulă:

Gpv=Apv∙Gpv unde:

Apv – aria suprafeței podețului de vârf

Gpv – greutatea podețului conform [1] Gpv=600 N/m2

Depv – diametrul exterior al podețului de vârf

se adoptă Depv=2 m

Gpv= 3,141∙600=1,884∙103 N

10. Determinarea greutății podețelor circulare

Greutatea podețului circulare se calculează cu relația următoare:

Gpc=π∙[(Re+Lpc)/180]∙αpc∙Gpc unde:

Re – raza exterioară a coloanei în dreptul podețului

Re=2725 mm

Lpc – lățimea podețului Lpc=800 mm

αpc – unghiul la centru corespunzătoare podețului αpc=360o

Gpc – greutatea podețului conform [1] Gpc=600 N/m

pentru tronsonul 1: Gp1=2,64∙104 N

pentru tronsonul 2: Gp2=3,96∙104 N

pentru tronsonul 3: Gp3=3,96∙104 N

pentru tronsonul 4: Gp4=2,82∙104 N

Greutatea totală a podețelor

Gp=np∙Gpc=10∙ Gpc=1,33∙105 N np – numărul de podețe

11.Determinarea greutății scării pisică

Greutatea scării pisică se determină cu relația:

Gsp=∑ni∙Lspi∙Gspi unde:

ni – numărul scărilor pisică de lungime Lsp ni=10

Lspi – lungimea scării pisică Lspi=6,5 m

∑ni∙Lspi=9,116∙104 mm Gsp=5,47∙104

12. Determinarea greutății dispozitivelor de ridicat

– se adoptă conform [1] tabelul 4.4.

Gdr=5∙103 N

13.Determinarea greutății conductelor de vapori și/sau gaze

și a altor amenajări

– se adoptă conform [1] Gc=2,5∙104 N

Rezultatele centralizate sunt trecute în tabelul nr. 13:

4.2.DETERMINAREA PERIOADEI OSCILAȚIILOR PROPRII

Determinarea liniei elastice a coloanei

În scopul găsirii liniei elastice a coloanei, deci a integrării ecuației diferențiale a fibrei medii deformate, se parcurg următoarele etape:

a) Împărțirea coloanei pe tronsoane:

– tronsonarea a fost realizată în capitolul 3.2.1.

b) Determinarea sarcinilor masice:

Sarcinile masice vor fi însumate corespunzător pentru fiecare tronson și în funcție de cele 3 stări de solicitare a coloanei (coloană goală, coloană plină cu apă, coloană plină cu produs).

b1) Distribuirea greutății coloanei goale pe tronsoane:

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei)

Gt0=Gp+Gf+Gizf+Gizp

Gt0=12,534∙104+5,06∙104+1,75∙104+0,658∙104=2∙104 N

pentru tronsonul 1: Gt1=4∙105 N

pentru tronsonul 2: Gt2=7,69∙105 N

pentru tronsonul 3: Gt3=4,23∙105 N

pentru tronsonul 4: Gt4=1,99∙105 N

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf): Gt5=7,34∙104 N

b2) Distribuirea greutății coloanei pline cu apă pe tronsoane:

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei):

Gt0a=Gt0+Gaf=2∙105+4,039∙105=6,039∙105 N

pentru tronsonul 1:

Gt1a=Gt1+Gam1=4∙105+1,995∙106=2,395∙106 N

pentru tronsonul 2:

Gt2a= Gt2+Gam2=7,69∙105 +3,86∙106=4,56∙106 N

pentru tronsonul 3:

Gt3a= Gt3+Gam3=4,23∙105+2,585∙106=3,008∙106 N

pentru tronsonul 4:

Gt4a= Gt4+Gam4=1,99∙105+1,391∙106=2,39∙106 N

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):

Gt5a= Gt5+Gam5=7,31∙104+4,039∙105=4,87∙105 N

b3) Distribuirea greutății coloanei pline cu produs pe tronsoane:

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei):

Gt0p=Gt0+Gpm=2∙105+3,607∙105=5,607∙105 N

pentru tronsonul 1:

Gt1p=Gt1+Gpm1=4∙105+1,779∙106=2,179∙106 N

pentru tronsonul 2:

Gt2p= Gt2+Gpm2=7,69∙105 +3,446∙106=4,315∙106 N

pentru tronsonul 3:

Gt3p= Gt3+Gpm3=4,23∙105+2,308∙106=2,271∙106 N

pentru tronsonul 4:

Gt4p= Gt4+Gpm4=1,99∙105+1,24∙106=1,439∙106 N

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):

Gt5p= Gt5+Gpm5=7,31∙104+3,607∙105=4,338∙105 N

Construirea diagramei de momente încovoietoare

În scopul determinării momentelor încovoietoare, coloana se consideră în poziție orizontală, încastrată în zona de ancorare și supusă acțiunii forțelor din greutate, concentrate în centrele de masă ale tronsoanelor.

Calculul momentelor încovoietoare, în fiecare secțiune, se face pe cale analitică conform figurii 4.2.1.

Fig.4.2.1. Diagrama momentelor încovoietoare

Se calculează momentul încovoietor și forța tăietoare în punctele considerate, notațiile fiind folosite conform figurii 4.2.2.

Fig.4.2.2. Momentul încovoietor și forța tăietoare

c1) Calculul momentului încovoietor la stânga punctului „i” pentru starea 1 de solicitare (coloana goală)

Momentului încovoietor la stânga punctului „i” se determină cu relația următoare:

unde:

– forțele de greutate aflate în dreapta secțiunii „i-1”;

hi – distanța de la baza coloanei și până la punctul de aplicație al forței de greutate de rang „i” aflată la dreapta secțiunii „i-1”, în mm

h0=1350 mm; h1=7139 mm;

h2=20178 mm; h3=34538 mm;

h4=43397 mm; h5=49847 mm.

hist – distanța de la baza coloanei și până la secțiunea „i-1”

h0,st=0 mm; h1,st=2700 mm;

h2,st=11578 mm; h3,st=28778 mm;

h4,st=40297 mm; h5,st=46497 mm.

Mi,st – momentul încovoietor la stânga secțiunii „i-1”0

M6,st=0 N∙m

M5,st=Gt5∙(h5-h5,st)∙10-3

M5,st=7,31∙104∙(49847-46497)∙10-3=2,448∙5 N∙m

M4,st=Gt5∙(h5-h5,st)∙10-3 + Gt4∙(h4-h4,st)∙10-3

M4,st=7,31∙104∙(49847-46497)∙10-3+1,99∙105∙(43397-40297)∙103

M4,st=1,315∙105 N∙m

M3,st=Gt5∙(h5-h3,st)∙10-3 + Gt4∙(h4-h3,st)∙10-3+ Gt3∙(h3-h3,st)∙10-3

M3,st=6,88∙106 N∙m

M2,st=Gt5∙(h5-h2,st)∙10-3+Gt4∙(h4-h2,st)∙10-3+Gt3∙(h3-h2,st)∙10-3+ +Gt2∙(h2-h2,st)∙10-3 ; M2,st=2,54∙107 N∙m

M1,st=Gt5∙(h5-h1,st)∙10-3+Gt4∙(h4-h1,st)∙10-3+Gt3∙(h3-h1,st)∙10-3+ +Gt2∙(h2-h1,st)∙10-3+ Gt1∙(h1-h1,st)∙10-3 ; M1,st=4,023∙107 N∙m

M0,st=Gt5∙(h5-h0,st)∙10-3+Gt4∙(h4-h0,st)∙10-3+Gt3∙(h3-h0,st)∙10-3+ +Gt2∙(h2-h0,st)∙10-3+ Gt1∙(h1-h0,st)∙10-3+ Gt0∙(h0-h0,st)∙10-3

M0,st=4,553∙107 N∙m

Calculul momentului încovoietor în punctul „i”

M5=0 N∙m

M4=Gt5∙(h5-h4)∙10-3 ; M4=4,715∙105 N∙m

M3=Gt5∙(h5-h3)∙10-3 + Gt4∙(h4-h3)∙10-3 ; M3=2,882∙106 N∙m

M2=Gt5∙(h5-h2)∙10-3 + Gt4∙(h4-h2)∙10-3 + Gt3∙(h3-h2)∙10-3

M2=1,286∙107 N∙m

M1=Gt5∙(h5-h1)∙10-3+Gt4∙(h4-h1)∙10-3+Gt3∙(h3-h1)∙10-3+

+Gt2∙(h2-h1,st)∙10-3 ; M1=3,195∙107 N∙m

M0=Gt5∙(h5-h0)∙10-3+Gt4∙(h4-h0)∙10-3+Gt3∙(h3-h0)∙10-3+

+Gt2∙(h2-h0)∙10-3+ Gt1∙(h1-h0)∙10-3 ; M0=4,275∙107 N∙m

c2) Calculul momentului încovoietor la stânga punctului „i” pentru starea 2 a coloanei (coloana plină cu apă)

Momentul încovoietor la stânga punctului „i”

M6,st=0 N∙m

M5,st=1,631∙106 N∙m

M4,st=1,206∙107 N∙m

M3,st=6,253∙107 N∙m

M2,st=2,03∙108 N∙m

M1,st=3,063∙108 N∙m

Momentului încovoietor în punctul „i”

M5=0 N∙m

M4=3,141∙106 N∙m

M3=2,863∙107 N∙m

M2=1,131∙108 N∙m

M1=2,493∙108 N∙m

M0=3,237∙108 N∙m

Calculul momentelor încovoietoare fictive

În scopul determinării momentelor încovoietoare fictive se va folosi grinda reciprocă, la care încărcarea provine din sarcina fictivă distribuită, care are o repartiție trapezoidală pe tronsoanele „1,2,…,n-1”, iar pe tronsonul „n” are o repartiție triunghiulară pe intervalul „nst-n” și este nulă pe intervalul „n=(n+1)st”, conform figurii 4.2.3.

Fig.4.2.3. Grinda reciprocă

Se înlocuiește sarcina fictivă distribuită printr-o forță elastică fictivă, concentrată în centrul de greutate al tronsonului respectiv.

Forțele elastice fictive se calculează cu formula:

N/m2 unde:

Ai – aria corespunzătoare porțiunii de rang „i” din diagrama de momente N/m2

Ii – momentul de inerție al secțiunii de rang „i” m4

Imax – momentul de inerție cel mai mare dintre toate momentele de inerție ale coloanei m4

d1) Calculul momentului de inerție al tuturor secțiunilor și stabilirea momentului de inerție maxim

formula de calcul:

unde:

De – diametrul exterior corespunzător fiecărui tronson;

Di – diametrul interior al coloanei

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei)

De=5509 mm ; Di=5400 mm ; → I0=1,619 m4

pentru tronsonul 1

De=5450 mm ; Di=5400 mm ; → I1=1,568 m4

pentru tronsonul 2

De=5446 mm ; Di=5400 mm ; → I2=1,441 m4

pentru tronsonul 3

De=5438 mm ; Di=5400 mm ; → I3=1,187 m4

pentru tronsonul 4

De=5438 mm ; Di=5400 mm ; → I4=1,187 m4

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf)

R=2700 mm ; → I5=0,825 m4

d2) Calculul ariilor corespunzătoare porțiunii de rang „i”

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei)

A0,st=6,4∙107 N∙m2 A0=6,016∙107 N∙m2

pentru tronsonul 1

A1,st=1,602∙107 N∙m2 A1=1,274∙107 N∙m2

pentru tronsonul 2

A2,st=1,648∙108 N∙m2 A2=8,492∙107 N∙m2

pentru tronsonul 3

A3,st=2,813∙107 N∙m2 A3=1,209∙107 N∙m2

pentru tronsonul 4

A4,st=2,796∙106 N∙m2 A4=3,798∙105 N∙m2

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf)

A5,st=1,653∙106 N∙m2 A5=0 N∙m2

d3) Calculul forțelor elastice fictive

– formula de calcul:

N/m2

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei)

F0,st=6,4∙107 N∙m2 F0=6,016∙107 N∙m2

pentru tronsonul 1

F1,st=1,654∙108 N∙m2 F1=1,212∙108 N∙m2

pentru tronsonul 2

F2,st=1,852∙108 N∙m2 F2=9,541∙107 N∙m2

pentru tronsonul 3

F3,st=3,837∙107 N∙m2 F3=1,649∙107 N∙m2

pentru tronsonul 4

F4,st=3,777∙106 N∙m2 F4=5,18∙105 N∙m2

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf)

F5,st=2,794∙105 N∙m2 F5=0 N∙m2

d4) Calculul punctelor de aplicație al forțelor elastice fictive

– coordonatele Xi se determină cu formula:

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei)

X0,st=0,682 m X0=0,681 m

pentru tronsonul 1

X1,st=0,725 m X1=0,731 m

pentru tronsonul 2

X2,st=0,845 m X2=0,842 m

pentru tronsonul 3

X3,st=1,026 m X3=1,027 m

pentru tronsonul 4

X4,st=1,187 m X4=1,192 m

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf)

X5,st=0,992 m X5=0 m

d5) Determinarea momentelor încovoietoare fictive

Considerând grinda conjugată din figura 4.2.4. încărcată cu forțele elastice fictive, momentele generate de aceste forțe se calculează în raport cu punctul „(n+1)st” al grinzii reciproce, care este o încastrare și care pe grinda reală este capăt liber.

Fig.4.2.4. Încărcarea grinzii reciproce cu forțe fictive

Într-o secțiune oarecare a grinzii reciproce „z”momentul încovoietor este dat de formula:

unde:

li , li,st – brațele forțelor fictive, m

z – cota secțiunii curente, m

Ffi – forța elastică fictivă, N∙m2

d6) Determinarea săgeții statice în secțiunea curentă

Într-o secțiune curentă, săgeata statică căpătată de coloană, se poate determina pe baza proprietății grinzii conjugate, cu formula:

[m] unde:

MxF – momentul încovoietor fictiv în secțiunea curentă;]

Et – modulul de elasticitate longitudinal al materialului de bază din care se confecționează mantaua;

Imax – momentul de inerție al secțiunii transversale considerate.

Valorile numerice obținute sunt trecute în tabelele 14,15, 16:

Momentul încovoietor fictiv Tabelul nr. 14

Perioada oscilațiilor proprii Tabelul nr. 14 (continuare)

Momentul încovoietor fictiv Tabelul nr. 15

Perioada oscilațiilor proprii Tabelul nr. 15 (continuare)

Momentul încovoietor fictiv Tabelul nr. 16

Perioada oscilațiilor proprii Tabelul nr. 16 (continuare)

d7) Determinarea perioadei oscilațiilor proprii

Sub acțiunea forțelor orizontale, aparatele de tip coloană, lucrează în general la încovoiere, ca niște console, și, în consecință, oscilațiile lor sunt condiționate de rigiditatea proprie la încovoiere, Et∙I.

În cazul în care nu se ia în considerare săgeata datorată fundației, perioada oscilațiilor proprii se calculează cu formula:

4.3. EVALUAREA EFECTULOR ACȚIUNII

VÂNTULUI

Aparatele cilindrice de tip coloană, caracterizate prin valori mari ale raportului H/D, sunt montate, în cazurile cele mai frecvente, sub cerul liber, fiind supuse acțiunii vântului. Ca urmare a acțiunii neregulate sau temporare a vântului, sarcinile eoliene sunt considerate accidentale.

În scopul determinării prin calcul a eforturilor ce apar, datorită vântului, asupra aparatelor de tip coloană, acestea se consideră ca niște grinzi încastrate elastic, încastrarea se consideră la nivelul de rezemare.

Evaluarea sarcinilor eoliene

Acțiunea vântului se manifestă prin forțe exterioare, orientate în mod preponderent normal pe suprafața expusă, dar având și componente tangențiale. În calculele practice se va lua în considerare rezultanta forțelor, rezultantă ce poate acționa în orice direcție.

a) Efectul vântului asupra aparatelor de tip coloană în condiții de montaj

a1) Presiunea vântului corespunzătoare înălțimii Hi a tronsonului de rang „i” se determină cu formula:

pvi=ct∙βi∙gvi unde:

ct – coeficientul rezultantei acțiunii vântului; ct=0

βi – coeficient dinamic; βi=1+3,3∙ξi∙ri în care:

ξi – coeficient aerodinamic ce depinde de perioada oscilațiilor proprii; ξi=0,25

ri – coeficient de rafală; ri=0,36

gvi – presiunea dinamică de bază a vântului, conform [1] pag. 122, tabelul 4.11:

pentru H= (0…10) m → gv1=850 N/m2 ; pv1=661,47 N/m2

pentru H=(10…20) m → gv2=1010 N/m2 ; pv2=785,98 N/m2

pentru H=(20…30) m → gv3=1120 N/m2 ; pv3=871,58 N/m2

pentru H=(30…40) m → gv4=1210 N/m2 ; pv4=941,62 N/m2

pentru H=(40…50) m → gv5=1280 N/m2 ; pv5=996,06 N/m2

a2) Rezultanta presiunii vântului pe tronsonul de rang „i” se aplică la jumătatea tronsonului respectiv și se calculează cu relația:

Fvi= pvi∙De,iz∙Hi ; unde:

De,iz – diametrul exterior al izolației pe tronsonul de rang „i”

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): Fv0=1,037∙104 N

pentru tronsonul 1: Fv1=3,337∙104 N

pentru tronsonul 2: Fv2=7,768∙104 N

pentru tronsonul 3: Fv3=5,761∙104 N

pentru tronsonul 4: Fv4=3,350∙104 N

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):Fv5=1,543∙104 N

Forțele eoliene determinate astfel pentru fiecare tronson se aplică în centrele de presiune ale fiecărui tronson, conform figurii 4.3.1, în vederea determinării diagramei momentului încovoietor eolian pe coloană.

Fig.4.3.1. Schema de calcul a sarcinilor eoliene

a3) Într-o secțiune „x”, momentul încovoietor eolian, dar de acțiunea forțelor eoliene Fvi asupra aparatului fără amenajări, va fi:

unde:

hi – distanța de la baza coloanei la suportul forței Fvi

pentru tronsonul 0 (piciorul coloanei): h0=H0/2=1350 mm

pentru tronsonul 1: h1=H0+H1/2=7139 mm

pentru tronsonul 2: h2=H0+H1+H2/2=20180 mm

pentru tronsonul 3:h3=H0+ H1+H2+H3/2=34540 mm

pentru tronsonul 4:h4=H0+ H1+H2+H3+H4/2=43400 mm

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):

h5=H0+ H1+H2+H3+H4+H5/2=47850 mm

x – secțiunea în care se calculează momentul încovoietor eolian

Momentul încovoietor la baza tronsonului suport al coloanei (momentul maxim):

Mv0=(Fv0∙h0+ Fv1∙h1+ Fv2∙h2+ Fv3∙h3+ Fv4∙h4+ Fv5∙h5)∙10-3

Mv0=6,021∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 1 al coloanei:

Mv1=[Fv1∙(h1-H0)+ Fv2∙(h2-H0)+ Fv3∙(h3-H0)+ Fv4∙(h4-H0)+

+ Fv5∙(h5-H0)]∙10-3 Mv1=5,214∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 2 al coloanei:

se notează:

A=H0+H1

Mv2=[Fv2∙(h2-A)+ Fv3∙(h3-A)+ Fv4∙(h4-A)+Fv5∙(h5-A)]∙10-3 Mv2=3,616∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 3 al coloanei:

se notează:

B=H0+H1+H2

Mv3=[Fv3∙(h3-B)+ Fv4∙(h4-B)+Fv5∙(h5-B)]∙10-3 Mv3=1,116∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 4 al coloanei:

se notează:

C=H0+H1+H2+H3

Mv4=[Fv4∙(h4-C)+Fv5∙(h5-C)]∙10-3

Mv4=2,204∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 5 al coloanei:

se notează:

D=H0+H1+H2+H3+H4

Mv5=Fv5∙(h5-D)∙10-3 Mv5=2,083∙105 N∙m

b) Efectul acțiunii vântului asupra amenajărilor interioare

Rezultanta presiunii vântului asupra unei amenajări exterioare se consideră ca fiind aplicată la baza amenajării respective, în locul de fixare al acestuia la aparat.

b1) Presiunea vântului, corespunzătoare amenajării de rang „i” se determină cu relația:

pavi=1,4∙βi∙gvi unde:

βi – coeficient dinamic; βi=1+3,3∙ξi∙ri în care:

ξi – coeficient aerodinamic ce depinde de perioada oscilațiilor proprii; ξi=0,25

ri – coeficient de rafală; ri=0,36

βi=1+3,3∙0,25∙0,36=1,297

gvi – presiunea dinamică de bază a vântului, conform [1] pag. 122, tabelul 4.11:

pentru H= (0…10) m → ; pav1=1543 N/m2

pentru H=(10…20) m → ;pav2=1834 N/m2

pentru H=(20…30) m → ; pav3=2034 N/m2

pentru H=(30…40) m → ; pav4=2197 N/m2

pentru H=(40…50) m → ; pav5=2324 N/m2

b2) Rezultanta presiunii vântului pe amenajările exterioare de rang „i” se calculează cu următoarea formulă:

Favi=pavi∙Aa; unde:

Aa – aria suprafețelor amenajărilor exterioare de rang „i” aflată în afara zonei de umbră aerodinamică;

Aria podețului și schema de calcul a acesteia este prezentată în figura 4.3.2.

Fig.4.3.2. Aria podețului

1. Determinarea ariei podețelor de pe mantaua cilindrică:

De,iz=5750 mm Lp=800 mm

De,p=De,iz+2∙ Lp=7350 mm

α=arccos(De,iz/De,p) => α=61,65o

Aa=A1+A2=10,854 m2

2. Determinarea ariei podețului de vârf

De,iz=5738 mm Lp=800 mm]

De,p=De,iz+2∙ Lp=7338 mm

α=arccos(De,iz/De,p) => α=60,68o

A`a=A1+A2=10,253 m2

Calculul forțelor Favi=pavi∙Aa

pentru tronsonul 1: Favi1=pavi1∙Aa=1,631∙104 N

pentru tronsonul 2: Favi2=pavi2∙Aa=1,938∙104 N

pentru tronsonul 3: Favi3=pavi3∙Aa=2,149∙104 N

pentru tronsonul 4: Favi4=pavi4∙Aa=2,322∙104 N

pentru tronsonul 5 (tronsonul de vârf):

Favi5=pavi5∙Aa=2,456∙104 N

Faviv=paviv∙A`a=2,379∙104 N

b3) Într-o secțiune X momentul încovoietor eolian, dar de acțiunea forțelor eoliene Favi asupra amenajărilor exterioare, va fi:

Mavx=∑Favi∙(hai-X) unde:

hai – distanța de la baza coloanei la suportul forței Favi;

X – secțiunea în care se calculează momentul încovoietor;

Momentul încovoietor la baza tronsonului suport al coloanei (momentul maxim):

Mav0=(Fav1∙ha,1+ Fav2∙ha,2+ Fav3∙ha,3+ Fav4∙ha,4+ Fav5∙ha,5+ Favv∙ha,v)∙10-3

Mav0=4,571∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 1 al coloanei:

Mav1=[Fav1∙(ha,1-H0)+Fav2∙(ha,2-H0)+Fav3∙(ha,3-H0)+Fav4∙(ha,4-H0)+ +Fav5∙(ha,5-H0)+ Favv∙(ha,v-H0)]∙10-3

Mav1=4,224∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 2 al coloanei

– se notează: A=H0+H1

Mav2=[Fav2∙(ha,2-A)+Fav3∙(ha,3-A)+Fav4∙(ha,4-A)+Fav5∙(ha,5-A)+

+Favv∙(hav-A)]∙10-3

Mav2=3,153∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 3 al coloanei:

– se notează: B=H0+H1+H2

Mav3=[Fav3∙(ha,3-B)+Fav4∙(ha,4-B)+Fav5∙(ha,5-B)+Favv∙(hav-B)]∙10-3

Mav3=1,385∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 4 al coloanei:

– se notează: C=H0+H1+H2+H3

Mav4=[Fav4∙(ha,4-C)+Fav5∙(ha,5-C)+Favv∙(hav-C)]∙10-3

Mav4=4,370∙104 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 5 al coloanei:

– se notează: D=H0+H1+H2+H3+H4

Mav5=[Fav5∙(ha,5-D)+Favv∙(hav-D)]∙10-3

Mav5=6,528∙104 N∙m

Se face o suprapunere de efecte, se determină efectul rezultant al acțiunii sarcinii eoliene asupra aparatului de tip coloană.

Momentele încovoietoare rezultante, date de acțiunea sarcinii eoliene asupra coloanei vor avea următoarele valori:

Me0=Mv0+Mav0 => Me0=1,058 ∙107 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 1 al coloanei:

Me1=Mv1+Mav1 => Me1=9,625 ∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 2 al coloanei:

Me2=Mv2+Mav2 => Me2=6,769 ∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 3 al coloanei:

Me3=Mv3+Mav3 => Me3=1,116 ∙106 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 4 al coloanei:

Me4=Mv4+Mav4 => Me4=2,204 ∙105 N∙m

Momentul încovoietor la baza tronsonului 5 al coloanei:

Me5=Mv5+Mav5 => Me5=8,611 ∙104 N∙m

4.4. EVALUAREA EFECTELOR ACȚIUNII

SARCINILOR SEISMICE

Ipoteze și schema de calcul

Pentru calculul acțiunii sarcinilor seismice a aparatelor de tip coloană, se iau în considerare următoarele4 ipoteze:

– sarcinile seismice pot acționa după oricare direcție în spațiu, dar în cazul aparatelor de tip coloană, se vor lua în considerare numai sarcinile seismice orizontale;

– sarcinile seismice au un caracter convențional, considerându-se ca niște forțe orizontale, ce acționează static, în centrul de greutate al tronsonului respectiv;

– greutatea ansamblului „aparat de tip coloană – bloc de fundație” se concentrează în câteva puncte în care ansamblul respectiv se împarte în tronsoane;

– pentru ușurința calculelor se păstrează aceleași tronsoane.

Schema de calcul este reprezentată în figura 4.4.1:

Fig.4.4.1. Schema de calcul pentru sarcinile seismice

Determinarea sarcinilor seismice

Sarcina seismică totală se determină cu formula următoare:

Fs=Ks∙βr∙ψ∙εr∙G unde:

Ks – coeficient seismic corespunzător gradului de protecție antiseismică a coloanei; Ks=0,5

βr – coeficient dinamic, corespunzător modului propriu de vibrații al coloanei; βr=3

ψ – coeficient de reducere a efectelor sarcinilor seismice, care ține seama de durabilitatea construcției, de capacitatea de redistribuire a eforturilor și de efectul amortizării vibrațiilor; ψ=0,35

G – greutatea totală a ansamblului „aparat de tip coloană – bloc de fundație”

εr – coeficient de echivalare a unui sistem cu mai multe grade de libertate cu un sistem cu un singur grad de libertate corespunzător modului propriu de vibrații al coloanei;

unde:

Gji – greutatea tronsonului de rang „i” în cele trei situații de utilizare;

Yi – săgeata căpătată de coloană în dreptul centrului de greutate al tronsonului de rang „i”.

Sarcina seismică orizontală totală se repartizează pe înălțimea ansamblului „aparat de tip coloană – bloc de fundație”, forța seismică se determină cu formula:

Sarcinile seismice orizontale trebuie să îndeplinească condiția:

Fs≥0,02∙∑Gji

OBSERVAȚIE: În cazul în care nu se respectă condiția, se vor majora forțele seismice.

Deoarece „T<0,6 s”, momentul încovoietor seismic la baza ansamblului „aparat de tip coloană – bloc de fundație” se calculează cu formula:

Msx=∑Fsi∙(hi-x)

Rezultatele obținute se trec în tabelele 17,18:

Momentul încovoietor seismic și eolian Tabelul nr. 17

Momentul încovoietor seismic și eolian Tabelul nr. 18

CAPITOLUL 5

CALCULUL MECANIC DE VERIFICARE LA REZISTENȚĂ ȘI STABILITATE

5.1. DETERMINAREA EFORTURILOR UNIATRE

A. Determinarea eforturilor unitare în manta

În mantaua aparatului de tip coloană sunt generate toate cele trei tipuri de eforturi unitare principale: radiale, meridionale și inelare.

1. Efortul unitar radial maxim este datorat presiunii interioare de calcul, formula de calcul fiind:

σr=pc =>σr=0,392 N/mm2

2. Efortul unitar inelar (circumferențiar) este datorat presiunii interioare de calcul, formula de calcul fiind:

σt=(pc∙Dm)/2∙sm =>σt=52,53 N/mm2

3. Efortul unitar meridional este datorat greutății aparatului, momentului de încovoiere (eolian sau seismic) și presiunii de calcul. Formulele de calcul pentru efortul meridional sunt diferite pentru fibra întinsă și cea comprimată într0o secțiune determinată:

a) Eforturile unitare meridionale datorate greutății se calculează pentru:

– colana goală: σmG1=-(G1i/π∙Dm∙sm) N/mm2

– colana în exploatare: σmG3=-(G3i/π∙Dm∙sm) N/mm2

b) Eforturile unitare meridionale datorate presiunii interioare se calculează pentru coloana în exploatare: σmp=(pc∙Dm)/4∙sm N/mm2

c) Eforturile unitare meridionale datorate momentului încovoietor maxim:

– colana goală: σmM1=M1i/W N/mm2

– colana în exploatare: σmM3=M3i/W N/mm2

d) Eforturile unitare meridionale totale pentru fibra întinsă:

– colana goală: σmt1=M1i/W-( G1i/π∙Dm∙sm) N/mm2

– colana în exploatare: σmt3=M3i/W -( G3i/π∙Dm∙sm) N/mm2

e) Eforturile unitare meridionale totale pentru fibra comprimată:

– colana goală: σmt1=-M1i/W-( G1i/π∙Dm∙sm) N/mm2

– colana în exploatare: σmt3=-M3i/W -( G3i/π∙Dm∙sm) N/mm2

Semnificația termenilor folosiți:

G1i și G3i – greutățile aferente aparatului deasupra secțiunii „i” considerate [N];

Dm – diametrul mediu al secțiunii transversale de rezistență a mantalei la presiunea considerată [mm];

pc – presiunea de calcul [N/mm2];

M1i și M3i – momentele încovoietoare maxime (momentul încovoietor eolian sau momentul încovoietor seismic), în secțiunea considerată [N∙m];

W – modulul de rezistență al secțiunii transversale inelare considerate [mm3].

B. Determinarea eforturilor unitare în sistemul de rezemare

În sistemul de rezemare al coloanei apar numai eforturule meridionale.

Efortul unitar meridional în sistemul de rezemare este datorat greutății aparatului și momentului de încovoiere. Formulele de calcul pentru efortul unitar meridional sunt diferite pentru fibra întinsă și pentru fibra comprimată.

a) Eforturile unitare meridionale totale pentru fibra întinsă:

– colana goală: σmt1=M1i/W-( G1i/π∙Dm∙sm) N/mm2

– colana în exploatare:

σmt3=M3i/W -(pc∙Dm)/4∙sm-( G3i/π∙Dm∙sm) N/mm2

b) Eforturile unitare meridionale totale pentru fibra comprimată:

– colana goală: σmt1=-M1i/W-( G1i/π∙Dm∙sm) N/mm2

– colana în exploatare: σmt3=-M3i/W -( G3i/π∙Dm∙sm) N/mm2

Valorile numerice obținute sunt trecute în tabelul numărul 19:

Calculul tensiunilor Tabelul nr. 19

Calculul tensiunilor Tabelul nr. 19(continuare)

5.2. VERIFICAREA CONDIȚIILOR DE REZISTENȚĂ ȘI

DE STABILITATE

A. Condițiile de rezistență și stabilitate pentru manta

Condiția de rezistență și cea de stabilitate se formulează prin compararea eforturilor unitare efective cu cele admisibile, respectiv:

– pentru formularea condiției de rezistență în fibrele întinse sau comprimate, pe baza eforturilor unitare efective se determină un efort unitar echivalent, conform uneia din condițiile de rezistență, efortul unitar echivalent maxim se compară apoi cu efortul unitar admisibil corespunzător;

– pentru formularea condiției de stabilitate în fibrele comprimate, se stabilește efortul unitar critic, apoi valoarea de calcul a efortului unitar respectiv și cu acesta din urmă se compară efortul unitar efectiv maxim sau echivalent maxim de compresiune;

Deoarece în calculele de verificare, acțiunile eoliene și seismice nu se vor considera niciodată ca fiind simultane, din punct de vedere al formulării condițiilor de rezistență și stabilitate se deosebesc următoarele două cazuri:

Cazul I: Dintre cele două momente încovoietoare, preponderent este cel eolian;

Meo1>Mseis , în acest caz se admite că: Mi,max= Meo1=M

Cazul II: Dintre cele două momente încovoietoare, preponderent este cel seismic;

Meo1<Mseis , în acest caz se admite că: Mi,max= Mseis=M

1. Coloana goală

Meo1=1,058∙107 N∙m Mseis= 4,651∙106 N∙m

Conform teoriei I de rezistență, condiția de rezistență este:

σmax= σech= σm=∑σmi< σas=0,9∙ σasm unde:

σm=max(σm+; σm-)=max(6,805;6,915)=6,915 N/mm2 < σas=147,8 N/mm2

=> MANTAUA ESTE CORECT DIMENSIONATĂ

Condiția de stabilitate se formează astfel:

unde:

σs – rezistența admisibilă la compresiune axială uniformă N/mm2

σ1s – rezistența admisibilă la compresiune din încovoiere N/mm2

a) Determinarea rezistenței admisibile la compresiune axială uniformă (σs):

Valorile critice ale eforturile unitare de compresiune axială uniformă se determină cu formulele:

– pentru σsup (formula Lorentz – Timoshenko):

σsup=2,15∙103 N/mm2

– pentru σinf (formula Karma – Tsien):

σinf=495,147 N/mm2

Valorile coeficienților globali de siguranță, din punct de vedere al stabilității, se adoptă: csup=5 cinf=2

Deci:

σs1=σsup/csup => σs1=425,947 N/mm2

σs2=σinf/cinf => σs2=241,111 N/mm2

σs=min(σs1; σs1) => σs =241,111 N/mm2

b) Determinarea rezistenței admisibile la compresiune din încovoiere (σ1s):

Valorile critice ale eforturile unitare de compresiune axială uniformă se determină cu formulele:

– pentru σ1sup (formula Lorentz – Timoshenko):

σ1sup=2,15∙103 N/mm2

– pentru σ1inf (formula Karma – Tsien):

σinf=495,147 N/mm2

Valorile coeficienților globali de siguranță, din punct de vedere al stabilității, se adoptă: c1sup=4 c1inf=1,5

Deci:

σ`s1=σ1sup/c1sup => σ`s1=543,947 N/mm2

σ`s2=σ1inf/c1inf => σ`s2=285,485 N/mm2

σs=min(σs1; σs1) => σs =285,485 N/mm2

c) Verificarea condiției la stabilitate:

=>MANTAUA ESTE CORECT DIMENSIONATĂ

2) Coloana în exploatare

Meo1=5,298∙107 N∙m Mseis= 1,303∙107 N∙m

Meo1> Mseis =>M=5,298∙107 N∙m

Conform teoriei I de rezistență, condiția de rezistență este:

σmax= σech= σm=∑σmi< σas=0,9∙ σasm unde:

σm=max(σm+; σm-)=max(25,79;21,47)=25,79 N/mm2 < σas=147,8 N/mm2

=> MANTAUA ESTE CORECT DIMENSIONATĂ

Condiția de stabilitate se formează astfel:

unde:

σs – rezistența admisibilă la compresiune axială uniformă N/mm2

σ1s – rezistența admisibilă la compresiune din încovoiere N/mm2

a) Determinarea rezistenței admisibile la compresiune axială uniformă (σs):

Valorile critice ale eforturile unitare de compresiune axială uniformă se determină cu formulele:

– pentru σsup (formula Lorentz – Timoshenko):

σsup=2,15∙103 N/mm2

– pentru σinf (formula Karma – Tsien):

σinf=495,147 N/mm2

Valorile coeficienților globali de siguranță, din punct de vedere al stabilității, se adoptă: csup=5 cinf=2

Deci:

σs1=σsup/csup => σs1=425,947 N/mm2

σs2=σinf/cinf => σs2=241,111 N/mm2

σs=min(σs1; σs1) => σs =241,111 N/mm2

b) Determinarea rezistenței admisibile la compresiune din încovoiere (σ1s):

Valorile critice ale eforturile unitare de compresiune axială uniformă se determină cu formulele:

– pentru σ1sup (formula Lorentz – Timoshenko):

σ1sup=2,15∙103 N/mm2

– pentru σ1inf (formula Karma – Tsien):

σinf=495,147 N/mm2

Valorile coeficienților globali de siguranță, din punct de vedere al stabilității, se adoptă: c1sup=4 c1inf=1,5

Deci:

σ`s1=σ1sup/c1sup => σ`s1=543,947 N/mm2

σ`s2=σ1inf/c1inf => σ`s2=285,485 N/mm2

σs=min(σs1; σs1) => σs =285,485 N/mm2

c) Verificarea condiției la stabilitate:

=>MANTAUA ESTE CORECT DIMENSIONATĂ

CAPITOLUL 6

CALCULUL SISTEMULUI DE REZEMARE

Suporturile se utilizează de obicei, în cazurile aparatelor cilindrice verticale zvelte (diametrul mic în raport cu înălțimea), conferindu-le acestora o bună stabilitate la răsturnare.

Suportul pentru coloana proiectată este prezentat în figura 6.1, iar etapele de calcul, conform [1] pagina 61 sunt următoarele:

Fig.6.1. Suport colană

1) Date inițiale necesare dimensionării și calculului de rezistență pentru sistemul de rezemare sunt:

– momentul încovoietor de calcul în secțiunea de fixare a coloanei la fundație: Mc=5,298∙107 N∙m

– tensiunea admisibilă la încovoiere a materialului inelelor de fixare a coloanei la fundație: σa,i=410 N/mm2

– tensiunea admisibilă la tracțiune a materialului șuruburilor de fundație: σa,s=410 N/mm2

– diametrul interior al virolei suport: Dv=5400 mm

– grosimea de perete a virolei suport: sv=25 mm

– unghiul format de generatoarea suprafeței mediane a virolei suport cu axa de revoluție a mantalei recipientului: α=0o

2) Stabilirea dimensiunilor sistemului de rezemare:

– Diametrul exterior al inelului inferior de rezemare:

Dei=D2=Dv+2∙(sv+135) => Dei=5900 mm

– Diametrul interior al inelului inferior de rezemare:

Dii=D1=Dv+2∙(sv+205) => Dii=5040 mm

– se adoptă următoarele dimensiuni constructive:

H=500 mm b=110 mm l=135 mm

s1=60 mm s2=50 mm s3=25 mm

În continuare se adoptă numărul de șuruburi de fundație, în general sub forma unui multiplu de 4, verificându-se ca pasul dintre șuruburi să fie cel puțin egal cu pasul impus. Se alege șurub M 56 cu dimensiunile:

– diametrul exterior al filetului: d=56 mm;

– diametrul mediu al filetului: d2=52,428 mm;

– diametrul interior al filetului: d1=50,04 mm;

– pasul filetului: p=5,5 mm;

– pasul dintre șuruburi: ts=7∙d=392 mm.

– se determină distanța de la centrul găurii șurubului din inelul de sprijin până la diametrul exterior al piciorului coloanei:

a=(Dei -Dep)/2 ; Dep=Di+2∙s=5450 mm => a=125 mm; – se determină diametrul de calcul al șuruburilor:

Dcs=Di+2∙(a+sp) => Dcs=5470 mm;

– se determină numărul de șuruburi cu formula:

ns=π∙Dcs/ts => ns=46,28 se adoptă: ns=48 buc

3) Calculul de rezistență al șuruburilor de fundație:

Diametrul interior necesar al filetului șurubului de fundație se calculează cu formula:

c1 – adaosul pentru coroziune atmosferică; c1=0 datorită placării cu Monel

d1nec=35,24 mm d1nec<d1 d1=50,04 mm => SE VERIFICĂ

4) Calculul de rezistență al inelului inferior de rezemare:

Calculul constă în verificarea grosimii inelului inferior de rezemare. Astfel, grosimea necesară inelului inferior de rezemare se calculează ținând seama de efectul găurii șurubului de fundație, respectiv:

M – momentul încovoietor maxim al tălpii inelare, între două nervuri de rigidizare, fiind dat de relația:

M=max[(kx∙σMc∙F3);( ky∙σMc∙A3) =>M=1,35∙107 N∙m unde:

σMc – tensiunea normală de compresiune considerată în valoare absolută maximă pe fundație, respectiv:

F – distanța dintre două nervuri consecutive, măsurată pe circumferința de diametru Dei:

kx;ky – coeficienți dependenți de raportul 1/F

l/F=135/128,76=1,04>0 =>kx=0,133 ; ky=-0,125

Grosimea inelului de rezemare trebuie să satisfacă condiția:

s1≥max(s1nec;1,5∙sv)=>s1≥max(12,35;37,5)

<=>s1=60 mm SE VERIFICĂ

5) Calculul de rezistență al inelului superior de rezemare:

Calculul constă în verificarea grosimii inelului superior de rezemare. Astfel, grosimea necesară inelului superior de rezemare se calculează cu formula:

M0 – momentul încovoietor maxim al inelului de rezemare între două nervuri:

k – coeficient definit prin relațiile:

e – jumătatea deschiderii cheii pentru piuliță;

e=38,15 mm

γ1;γ2 – coeficienți dependenți de raportul:

γ1=0,58 ; γ2=0,11 => k=0,12

M0=1,21∙105 N∙mm/mm => s2nec=38,54 mm

Grosimea inelului de rezemare trebuie să satisfacă condiția:

S2≥max(s2nec;1,5∙sv)=>s2≥max(38,54;37,5)

<=>s2=50 mm SE VERIFICĂ

CAPITOLUL 7

ANALIZA CONSTRUCTIVĂ A TIPURILOR DE AMENAJĂRI INTERIOARE DE LA COLOANE

7.1.ELEMENTE COMPONENTE SPECIFICE ALE

COLOANEI CU UMPLUTUĂ

Suporturi pentru umplutură

Stratul de umplutură, în coloană este susținut de suporturi plane sau ondulate. Acestea trebuie să îndeplinească următoarele condiții:să reziste la coroziune și la greutatea umpluturii și lichidului, și să aibă o secțiune liberă care să nu permită căderea corpurilor de umplere, dar care să fie suficient de mare pentru trecerea fluidelor; să se monteze și să se demonteze ușor.

Suporturile pentru susținerea umpluturii sunt, în prezent, grătare din plăci perforate, grătare din platbande fixate demontabil cu tiranți transversali, grătare din platbande sudate.

Suporturile (pentru umplutură) cu suprafața plană, au două dezavantaje majore: 1) lichidul și gazul circulă în contracurent prin aceleași orificii, motiv pentru care pe suprafața suportului se adună un strat de lichid, prin care se amestecă gazul; 2) stratul de umplutură din vecinătatea suprafeței suportului plan, obturează parțial spațiile libere ale acestuia. Ambele dezavantaje au ca efect reducerea capacității coloanei.

Grătarele limitatoare de strat se realizează din metal (oțel sau oțel laminat), material termoplastic (polipropilenă, policlorură de vinil) din 2-7 segmente care se asamblează între ele la montaj.

Dispozitive pentru redistribuirea lichidului

Ca dispozitive de colectare și redistribuire se utilizează conuri cu găuri ștanțate, „buzunare” inelare, și talere speciale.

„Buzunarele” inelare, relativ înguste, sunt prevăzute cu 3-6 țevi, prin care lichidul colectat este adus spre centrul coloanei.

Rozetele redistribuitoare reprezintă o clasă specială de redistribuitoare, utilizate atunci când eficiența coloanei cu umplutură poate scădea datorită procentului ridicat de lichid care ar curge în preajma suprafeței peretelui coloanei. Aceste rozete pot fi amplasate în interiorul stratului de umplutură, deasupra stratului de umplutură sau deasupra unui distribuitor obișnuit. Ele se prind etanș de suporturi inelare prevăzute pe interiorul coloanei, sau se instalează între flanșe.

Ca talere speciale avem: talere de redistribuire a lichidului propus de firma Glitisch, talere de redistribuire a lichidului cu țevi deversoare prevăzute cu fante în partea superioară.

Dispozitive de stropire

Dispozitivele de stropire trebuie să îndeplinească următoarele condiții: să asigure o distribuție uniformă a lichidului asupra umpluturii, să nu se înfunde în timpul funcționării și să nu fie necesară o presiune prea mare pentru o funcționare perfectă. Funcționarea coloanei este influențată de uniformitatea distribuției lichidului pe umplutură.

Dispozitivele de stropire sunt de două categorii:

dispozitive care asigură stropirea într-un număr determinat de puncte pe secțiunea umpluturii (de tip A);

dispozitive care asigură stropirea sub formă de picături a umpluturii (de tip B).

Dispozitive de stropire de tip A

Plăcile pentru distribuirea lichidului sunt prevăzute cu țevi care ajung până la nivelul umpluturii. Diametrul țevilor de scurgere se alege astfel ca nivelul lichidului să se afle în permanență deasupra capetelor superioare ale țevilor.

Talerul de distribuție este format dintr-o placă prevăzută cu racorduri sudate ale căror capete se află în același plan orizontal. Orizontalitatea plăcii se reglează cu ajutorul șuruburilor.

Dispozitivele de stropire de tip „păianjen” reprezintă o construcție robustă care se utilizează la colanele cu diametre nu prea mari. Deversorul zimțat, amplasat între cilindrul central de alimentare și încălzitorul hidraulic de deasupra țevilor de stropire, asigură uniformitatea și liniștirea nivelului lichidului.

Jgheaburile se utilizează pentru distribuirea uniformă a lichidului în coloane cu diametrul mare. Lichidul alimentat în jgheabul central este repartizat în jgheaburile transversale de unde curge prin cădere liberă prin deversoare, cu secțiunea triunghiulară sau, în unele cazuri, trapezoidală. Funcționarea corectă a jgheaburilor impune o foarte bună reglare a orizontalității acestora.

Dispozitivele de stropire din țevi perforate sunt eficiente și micșorează mai puțin decât celelalte dispozitive aria liberă a secțiunii transversale. Datorită pericolului de înfundare cu impurități a orificiilor, aceste dispozitive sunt recomandate pentru stropirea sub presiune a lichidelor curate, eventual filtrate în prealabil.

Dispozitivul de stropire cu ajutaje se utilizează în aceleași condiții cu dispozitivele de stropire din țevi perforate. Brațele transversale ale acestui dispozitiv sunt prinse de țeava centrală cu flanșe. Prin reglarea ajutajelor se poate uniformiza debitul de stropire pe toată secțiunea coloanei.

Dispozitivele de stropire pentru umpluturi sub formă de plăci trebuie să asigure stropirea pe toată lățimea plăcilor.

Dispozitive de stropire de tip B

Deflectoarele sunt simple, din punct de vedere constructiv, permit stropirea unor debite mari de lichid și nu se înfundă. Cea mai simplă construcție a unui deflector constă dintr-o țeavă de care este sudat, la o anumită distanță, discul deflector. Lovindu-se de deflector, lichidul se transformă în picături în toate părțile. Placa deflectoare (plană, bombată sau conică) este prevăzută cu orificii pentru a asigura și stropirea părții centrale a umpluturii.

Dispozitivele de stropire centrifugale sunt constituite dintr-un element rotitor pe care cade lichidul. Datorită acțiunii forței centrifuge, lichidul este răspândit sub formă de picături deasupra umpluturii. Rotorul este construit dintr-un arbore pe care este asamblat un disc „stea”, soluție utilizată de exemplu la stropirea în turnurile fabricilor de acid sulfuric.

7.2. ELEMENTE COMPONENTE SPECIFICE

ALE COLOANEI CU TALERE

Tipuri de talere:

Talere cu clopote

Talerele cu clopote au fost până nu demult talerele cele mai frecvent utilizate, datorită eficacității și flexibilității lor în funcționare. Capacele clopotelor sunt de formă circulară, dreptunghiulară sau tunel. În ultimul caz, un capac poate acoperi două sau mai multe racorduri prin care intră vaporii.

Clopotele dreptunghiulare se așează paralel între ele, iar clopotele rotunde se așează, în general, în centrele unei rețele hexagonale.

Clopotele dreptunghiulare au avantajul că, pe un taler, ele sunt în număr mai mic și, ca urmare, se montează mai ușor; sunt indicate atunci când din cauza impurităților, coloana trebuie curățată des. De obicei este nevoie de două sau trei mărimi de clopote, cu lungimi diferite, pentru a fi adaptată la secțiunea circulară a talerului. Clopotele rotunde obișnuite se adaptează mai bine, se pot distribui mai uniform pe taler și obțin o eficiență mai mare a talerului.

Fig.7.2.1. Piesele componente ale unui clopot

1 – capac; 2 – racord; 3 – șurub; 4 – piuliță; 5 – contrapiuliță;

Talerele cu clopote sunt de mai multe tipuri:

talere sub formă de placă circulară;

talere nervurate;

talere din discuri inelare concentrice.

Talere cu elemente în formă de „S”

Talerele coloanelor pot fi realizate prin asamblarea din elemente separate care, în secțiunea transversală au formă de „S” (fig. 7.2.2.). Pe latura prin care urmează să barboteze gazul sau vaporii în lichid, sunt prevăzute fante triunghiulare (cu vârful superior racordat cu raza de 3 mm) sau trapezoidale. Distanța, la bază, între două fante alăturate este, orientativ, de 5 mm. Elementele în formă de „S” se obțin prin ștanțarea din table metalice, în general subțiri, de 2-3 mm. În ultimul timp ele se construiesc și din materiale termoplastice (polimetacrilat de metil, viniplast, faolit). Forma acestor elemente le asigură o rigiditate suficientă astfel ca în coloane cu D≤3 m să nu fie necesare nervuri de rigidizare.

Fig. 7.2.2. Element în formă de „S”

Elementele în formă de „S”, ștanțate sau laminate la rece, pot fi realizate cu secțiunea având laturile sub unghiuri de 90o, mai mari de 90o (laturi înclinate) sau de formă sinusoidală. Acestea din urmă determină o eficacitate mai mică, însă sunt mai utile în cazul prelucrării unor lichide cu impurități.

Talere cu supape

Talerele cu supape se aseamănă cu cele cu clopote. Ceea ce le deosebește este construcția părții care le favorizează contactul dintre lichid și vapori (gaz). În cazul în care-l analizăm, dispersarea vaporilor în masa de lichid de pe taler se face prin intermediul supapelor. Supapele, de formă circulară sau dreptunghiulară, acoperă orificiile talerului; sub efectul presiunii vaporilor supapa se ridică și permite trecerea vaporilor care barbotează prin lichidul de pe taler. Deschiderea supapei se reglează automat (între limitele stabilite constructiv) în funcție de independența dintre greutatea supapei și debitul de vapori.

Supapa din figura 7.2.3. lucrează în două etape. La debite relativ mici se ridică discul 1. Cu creșterea debitului și a presiunii dinamice a vaporilor, discul 1 atinge deschiderea sa maximă, determinată de rondela inelară 5, prevăzută cu piciorușele 4. Mărirea în continuare a debitului de vapori determină ridicarea împreună a discului 1 și a rondelei 5. Poziția maximă este limitată de limitatorul superior al cursei supapei.

Fig. 7.2.3. Supapă circulară

unde: 1-disc circular; 2- limitator superior al cursei supapei; 3-taler; 4-piciorușe distanțiere; 5-rondelă inelară.

Talere sită cu deversoare

Talerele sită se construiesc în două variante: cu deversor și fără deversor. Talerele cu deversor funcționează, în principiu, ca și talerele analizate anterior. Viteza gazului sau a vaporilor prin orificiile talerului determină o presiune dinamică ce echilibrează coloana de lichid de pe taler. Circulația lichidului de la un taler la altul se face prin deversor. Deversoarele sunt în general interioare coloanei. Uneori se folosesc și deversoare exterioare, de exemplu în cazul prelucrării suspensiilor. În general, deversoare exterioare se întâlnesc la coloane din fontă. Talerele sită se remarcă prin simplitate.

Talere sită orizontale

Se construiesc din una sau mai multe bucăți, în funcție de diametrul coloanei.

Talere sită verticale

Părțile principale ale coloanelor cu taler vertical (fig. 7.2.4.) sunt: talerul vertical 1, deversoarele 2, camerele de contact dintre faze 3. Lichidul curge sub forma unei pelicule subțiri pe talerul sită vertical; prin el barbotează gazul (vaporii) care trec prin orificii. Lichidul acumulat în deversor trece prin orificiile talerului și udă peretele acestuia pe partea opusă corespunzător camerei de lucru (contact) inferioare. Prin schimbare cu 180o a direcției vaporilor (gazului) picăturile de lichid antrenate sunt separate în fiecare cameră de lucru.

Fig. 7.2.4. Coloană cu taler sită vertical

unde: 1-taler vertical; 2-deversor orizontal; 3-cameră de (lucru) contact.

Talere sită fără deversoare

Talerele fără deversor (numite și talere cu cădere) pot fi orizontale (perpendiculare la axa geometrică a coloanei), verticale (paralele cu axa coloanei) sau înclinate față de axa coloanei. La aceste coloane , lichidul se scurge spre talerele inferioare prin aceleași orificii (fante) prin care urcă vaporii sau gazele.

Talere grătar

Aceste talere se realizează prin asamblare, din bare sau din benzi de oțel. Barele sau benzile se prind , la distanțe egale între ele, pe inelul de rezemare. Transversal se prevăd laminate sau țevi. Acestea din urmă pot fi așezate pe taler sau spiral. În acest caz, talerul poate fi utilizat pentru realizarea simultană a proceselor de transfer de substanță și de căldură.

Talere din tablă perforată

Talerele se obțin din tablă (de oțel,cupru, etc.) cu grosimea cuprinsă între 2,5 mm și 6 mm cu orificii frezate sau ștanțate. Deschiderile în taler pot fi orificii sau fante alungite. Orificiile se așează după o rețea triunghiulară.

Talere cu funcționare în regim de picături sau de pulverizare

Dintre acestea fac parte: talerele jet; talerele jet-sită; talerele cu plăci și talerele de contact Perform.

Talere jet

Talerele jet poartă denumirea și de talere cu solzi, datorită formei lor constructive (fig. 7.2.5.). Faza gazoasă sau de vapori circulă aici, ca și în cazul talerelor cu elemente în formă de „S” în sensul curentului de lichid pe care îl intersectează sub un anumit unghi, dependent de „deschiderea solzilor”. Solzii sunt orientați în general perpendicular pe o direcție dată. Cei de pe un rând sunt amplasați între „solzii” de pe rândurile alăturate, din stânga și din dreapta.

Fig. 7.2.5. Taler jet cu solzi (în paralel)

Talere jet de tip Kittel

Un asemenea taler , în cazul debitelor relativ mici de gaz sau de vapori, este construit din tablă ale cărei orificii se realizează cu câte două crestături paralele, astfel ca una din ele să se afle dedesubtul iar cealaltă deasupra talerului. În acest fel axele orificiilor sunt verticale, însă ieșirea vaporilor se face inclinat, cu tendința spre orizontală. Lichidul și vaporii sau gazele se vor deplasa pe aceeași direcție. Fiecare taler se realizează dintr-un număr de sectoare triunghiulare. Talerele se succed astfel încât pe unul dintre ele lichidul se deplasează de la peretele coloanei spre centrul acesteia, iar pe talerul imediat următor deplasarea lichidului se face perpendicular pe una din laturile dispuse radial, ale sectorului; deplasarea de ansamblu a lichidului are loc de la centru spre peretele coloanei. Talerul nu este prevăzut cu deversor.

Talere jet-sită

Aceste talere fac parte din categoria talerelor cu funcționare în regim de pulverizare și sunt constituite din solzi, înconjurați de orificii (fig. 7.2.6.). Orificiile se realizează cu diametrul, orientativ de 2-5 mm. Solzii prin care vaporii trec sub formă de jet, în același sens cu lichidul de pe taler, împiedică înfundarea orificiilor talerului.

Fig. 7.2.6. Taler jet-sită

Talere cu plăci

Aceste talere se compun din plăci înclinate între care curge gazul (vaporii) și antrenează lichidul în direcția deversării de pe taler. Unele din aceste construcții sunt prevăzute cu șicane, transversale la direcția de curgere a lichidului. Aceste talere nu sunt prevăzute cu placă deversoare la ieșirea lichidului de pe taler.

Talerele cu plăci se utilizează în cazul lichidelor care conțin particule solide.

Talere în cascadă

Talerele in cascadă se realizează fie din segmente de talere sită așezate denivelat și despărțite de plăci deversoare (fig. 7.2.7.), fie de talere realizate din plăci înclinate, drepte sau curbe, și prevăzute cu șicane. Datorită formei talerului lichidul curge in cascadă. Plăcile deversoare sau șicanele perforate permit egalizarea nivelului lichidului de pe taler și micșorează amestecarea pe direcție longitudinală. Debitul de vapori sau de gaz în acest caz poate fi de exemplu, de două ori mai mare decât la talerele cu clopote, în condiții în care rezistența hidraulică este mult mai mică decât la acestea din urmă.

Talerele în cascadă lungesc foarte mult coloana și sunt relativ mai complicate ca execuție; sunt, deci, și mult mai scumpe.

Fig. 7.2.7. Taler în cascadă

Talere jgheab

Aceste talere se aseamănă din punct de vedere funcțional cu talerele cu clopote tunel, al căror „racord” pentru trecerea vaporilor are secțiunea dreptunghiulară. Talerul este format din jgheaburi cu secțiune semicirculară amplasate paralel între ele. Spațiul între marginile a două asemenea jgheaburi formează o fantă prin care trec vaporii. Deasupra acestor fante se fixează demontabil (cu ajutorul șuruburilor) capacele deflectoare prevăzute cu fante laterale. Talerul se prevede cu deversor de intrare și respectiv de ieșire.

Din punct de vedere constructiv acest tip de taler este avantajos, în schimb, eficacitatea sa este relativ scăzută. La proiectarea coloanelor noi nu se recomandă utilizarea talerelor jgheab.

CAPITOLUL 8

NORME TEHNICE DE SECURITATE A MUNCII LA EXPLOATAREA COLOANELOR

ÎN INSTALAȚII

În funcție de necesitățile procesului tehnologic, coloanele prezintă o mare varietate de forme constructive.

Coloanele cu presiuni maxime admisibile de lucru mai mari de 0,7 bar sunt supuse Prescripțiilor Tehnice ISCIR C4 – 90. Ca urmare, condițiile de funcționare, exploatare și verificare vor corespunde indicațiilor acestor norme, având caracter general pentru toate tipurile de coloane, cuprinzând în general următoarele prevederi :

a)Punerea în funcțiune a coloanelor se face numai după obținerea autorizației de funcționare pentru coloanele noi, pentru coloanele vechi montate din nou sau pentru cele aflate în exploatare la scadență.

b) Exploatarea coloanei se face pe bază de instrucțiuni interne, care au în vedere instrucțiunile întreprinderii constructoare și ale proiectantului, cuprinse în cartea coloanei – partea de construcție. Prin aceste instrucțiuni se vor stabili condițiile și ciclurile de funcționare, reparațiile și opririle conform specificului instalației, precum și verificările și încercările care trebuie efectuate de întreprindere în perioadele dintre două verificări periodice oficiale.

c)În timpul funcționării, personalul de servire supraveghează dispozitivele de siguranță și aparatele de măsură și control, luând măsuri pentru înlocuirea celor defecte. Se interzice efectuarea oricăror lucrări la elementele coloanei în timpul când acesta se află în funcționare (reparații prin sudură, strângeri de șuruburi etc.). Verificarea funcționării corespunzătoare a supapelor de siguranță se face numai la intervale de timp stabilite, iar schimbarea sau modificarea reglării dispozitivelor de siguranță se poate face numai cu aprobarea și în prezența organului de verificare ISCIR sau a organelor proprii de supraveghere tehnică.

d)Verificarea oficială periodică constă din revizii interioare, încercări de presiune și revizii exterioare. Revizia interioară presupune examinarea tuturor elementelor coloanei, atât la interior cât și la exterior, în scopul constatării suprafețelor, a îmbinărilor sudate precum și a comportării coloanei față de acțiunea fluidului conținut și a mediului ambiant. Încercarea de presiune se execută în scopul verificării rezistenței și etanșeității coloanei și evidențierii unor eventuale defecte, care nu au putut fi observate la revizia interioară. Revizia exterioară se execută în timpul funcționării coloanei, inopinat și are scopul de a stabili starea generală a coloanei și, în principal, a dispozitivelor de siguranță.

N.T.S. și P.S.I.

La elaborarea normelor departamentale de protecție a muncii privind instalațiile mecanice sub presiune, al căror regim este reglementat prin instrucțiuni tehnice de specialitate, se va ține seama și de prevederile acestora.

Pentru instalațiile mecanice sub presiune care sunt exceptate de la prevederile instrucțiunilor ISCIR, ministerele și celelalte organe centrale deținătoare de asemenea instalații vor introduce prevederi în normele departamentale de protecție a muncii privind proiectarea, construirea, repararea, instalarea, verificarea și exploatarea acestora în condiții de securitate.

La proiectarea instalațiile mecanice sub presiune se vor prevedea dispozitive de siguranță și aparate de măsură și control necesare, care să permită exploatarea acestor instalații în condiții de securitate a muncii.

Materialele folosite pentru construirea și repararea elementelor instalațiilor mecanice sub presiune vor corespunde, în privința condițiilor tehnice, a regulilor pentru verificarea calității, marcării și livrării, instrucțiunilor tehnice ale ISCIR, precum și standardelor de stat în vigoare.

Procesele tehnologice, inclusiv operațiile de control ce trebuie respectate la construirea și repararea instalațiilor mecanice sub presiune vor fi precizate în proiectele respective.

Condițiile de amplasare a instalațiilor mecanice sub presiune se vor stabili în normele departamentale de protecție a muncii, în conformitate cu instrucțiunile tehnice de specialitate și prevederile Normativului republican pentru proiectarea și executarea construcțiilor din punctul de vedere al prevenirii incendiilor.

Proba de presiune de încercare, prevăzută în cartea instalației mecanice sub presiune, se va face după construire, reparare, periodic la scadențe și ori de câte ori condițiile de securitate impun efectuarea acestei operații.

Exploatarea instalațiilor mecanice sub presiune se va face în conformitate cu instrucțiunile întocmite de deținători, cu respectarea instrucțiunilor tehnice ale ISCIR, proiectantului și constructorului.

Personalul de deservire și de exploatare a instalațiilor mecanice sub presiune trebuie să aibă pregătirea corespunzătoare și să fie instruit în acest scop.

CAPITOLUL 9

CONCLUZII

Proiectarea optimă a unui astfel de aparat trebuie să aibă în primul rând un pronunțat aspect tehnico-economic din punct de vedere al consumului de metal, dar satisfăcând în același timp o serie de alte condiții printre care siguranța în exploatare și satisfacerea condiției de estetică industrială.

Dacă ne referim la aspectul economic, ținând seama de faptul că lungimea tronsoanelor reprezintă multipli întregi ai lățimii de calcul a tablei, se apreciază că prin utilizarea tablelor cu lățime de laminare de „1,5 m” se obține,pentru aceleași condiții, o greutate a coloanei mai mică cu „10-15%” decât în cazul utilizării tablei cu lățimea de laminare de 2 m

În începutul lucrării am prezentat coloana din punct de vedere funcțional, apoi, pe scurt, o prezentare a procesului tehnologic al instalației. Următorul pas a fost alegerea materialelor convenabile din punct de vedere economic și în același timp rezistente la temperatura de calcul; am predimensionat corpul coloanei și am verificat coloana la presiune hidraulică. Racordurile și gurile de vizitare se aleg conform ISCIR, precum și calculul de consolidare a zonelor slăbite. Dispozitivul de rezemare l-am calculat conform metodei Brownell-Young.

În următorul capitol am evaluat încărcările accidentale și extraordinare, calculând perioada proprie de vibrații și am văzut comportarea coloanei la solicitări eoliene și seismice, se calculează și se verifică rezistența și stabilitatea aparatului. Normele de întreținere a coloanei sunt prezentate în penultimul capitol.

În ceea ce privește siguranța în funcționare a aparatelor de tip coloană, din punct de vedere al proiectării mecanice, este indicată utilizarea oțelului de mare rezistență mecanică, pentru aparate care funcționează la presiuni medii și mici.

BORDEROU DE DESENE

BIBLIOGRAFIE

1.Pavel A.,Voicu i., „Aparate de tip coloană. Îndrumar pentru proiectul de an”,Ploiești,1980;

2.Voicu i., „Utilajul industriei chimice și petrochimice”,volumele I și II, Ploiești, 1985;

3.Voicu I., „Aparate de tip coloană. Îndrumar de proiect”, Ploiești, 1985;

4.Antonescu N.N.,Ulmanu V., „Fabricarea, repararea și întreținerea utilajului chimic și petrochimic”,Editura Didactică și Pedagogică, București, 1980;

5.Jinescu V., „Aparate de tip coloană”, volumul III, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1978;

6.Pavel A., „Elemente de inginerie mecanică”, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1981;

7.Pavel A., „Siguranța în funcționare a utilajelor petrochimice”, Editura Didactică și Pedagogică, București, 1987;

8.*** „Prescripții tehnice ISCIR C4-90 ”;

9.*** „Colecția STAS”.