Proiectul Unui Regenerator cu Catalizator din Cadrul Instalatiei de Conversie a Metanolului la Hidrocarburi Olefine Si Aromarice
-01-
1. STUDIUL PRIVIND INFLUENTA TEMPERATURII DE LUCRUASUPRA CARACTERISTICILOR MECENICE ALE OTELURILOR
1.1.Influenta temperaturilor ridicate asupra proprietatilor mecanice ale metalelor
Comportarea diverselor materiale la temperaturi ridicate sub sarcina, depind atat de valoarea absoluta a temperaturii cat si de intervalul de timp in care echipamentul respectiv lucreaza la aceasta temperatura.Sub influenta temperaturii ridicate, proprietatile materialelor se modifica considerabil astfel incat cunoasterea caracteristicilor de rezistenta si elasticitate ale metalului la temperatura normala numai este nici pe departe suficienta pentru calculul echipamentului executat din metalul respectiv, care lucreaza insa la temperatura ridicata. O data cu cresterea temperaturii modulului de elasticitate si limita de curgere ale metalelor scad mai intii treptat apoi foarte brusc, astfel valoarea modulului de elasticitate al otelului este de 600oC,cu cca 25-30% mai mica decat valoarea sa normala, iar la temperatura de 800oC,cu cca 50%.Valoarea coeficientului de deformatie transversala al otelurilor se mareste de obicei putin cu cresterea temperaturii. Limita de curgere a otelului carbon, in urma cresterii temperaturii creste de obicei putin la inceput iar la temperatura de 200oC ajunge la valoarea sa maxima. Valoarea raportului dintre limita de curgere si rezistenta la rupere a otelului in urma cresterii temperaturii se micsoreaza, de obicei cu atat mai mult cu cat temperatura este mai ridicata; la temperatura de 300-350oC valoarea acestui raport este de 0,35-0,4. Proprietatile plastice ale otelurilor scad putin in urma cresterii temperaturii, de la 20 pana la 200-3000C; daca temperatura continua sa creasca, plasticitatea otelurilor creste de regula din nou .Adaugarea diferitelor elemente de aliere (crom, molibden, vanadiu) incetineste micsorarea rezistentei la rupere a otelului cu cresterea temperaturii.Modificarea rezistentei la oboseala a otelurilor o data cu cresterea temperaturii, corespunde mai mult sau mai putin cu variatia rezistentei la rupere adica initial ea, creste putin ca apoi sa scada brusc.In figura nr.1, sunt redate curbele de variatie ale caracteristicilor de rezistenta si plasticitate de scurta durata ale otelurilor cu continut redus de carbon (sub 0,2% C), in urma cresterii temperaturii pana la 800o C.
fig.nr.1
-02-
1.2.Fenomenul de fluaj si relaxare
Modificarea caracteristicilor de rezistenta si plasticitate de scurta durata a metalelor o data cu cresterea temperaturii, are o foarte mare importanta in calculele de rezistenta ale componentelor echipamentelor.Cel mai esential in comportarea metalelor la temperaturi ridicate este fenomenul de fluaj.
Fluajul reprezinta deformatia care se produce la temperaturi ridicate sub actiunea unor tensiuni constante ca valoare si care creste neintrerupt in timp.Cu cat temperatura este mai ridicata cu atat deformatia de fluaj creste mai repede.La metale, deformatia prin fluaj constitue o deformatie ireversibila a materialului si poate fi considerat ca o curgere lenta a metalului respectiv.In urma cresterii deformatiilor plastice datorita fluajului, in anumite cazuri se produce o modificare a valorii tensiuniilor si chiar o redistribuire a acestora in volumul pisei respective. Datorita relaxarii tensiunilor, etanseitatea imbinarilor pieselor prise prin ajustaj cu strangere poate fi slabita treptat intr-o asemenea masura, incat sa provoace dereglarea functionarii normale a constructiei respective.Studiile experimentale asupra fenomenului de fluaj au inceput in anul 1910; aceste cercetari au capatat oraspandire mai mult sau mai putin larga abia in anul 1920, cand au fost publicate rezultatele primelor cercetari experimentale mai importante.Efectul incercarilor de fluaj prezinta mari dificultati chir in cazul indinderii simple.Incercarile de fuaj sub stari triaxiale de eforturi sunt si mai complicate si mai dificile, de aceea, majoritatea cercetarilor experimentale s-au referit la cazul intinderilor simple. Alura curbei de fluaj depinde atat de natura materialului cat si de valoarea tensiunii si a temperaturii.
Curba teoretica de fuaj este prezentatat in figura nr.2(OABCD)
fig.nr.2
In urma incercarii unei epruvete incalzite pana la o temperatura anumita T,deformatia acesteia creste initial destul de repede de la zero pana la o valoare oarecare OA.Deformatia epruvetei creste treptat in timp iar materialul epruvetei curge.Cresterea deformatiei datorita fluajului de caracterizeaza prin curba ABCD;
ε = εel + εf
Viteza de deformatie prin fluaj dintr-un punct oarecare al curbei, se determina prin valoarea tangentei la curba in acel punct fata de axa abciselor, adica intregul
Vf = dε / dt = tg α
-03-
proces al fluajului poate fi divizat in trei stadii:
-corespune portiunii AB a curbei de fluaj in care deformatia se produce cu o viteza neuniforma, ce scade in timp, asa numitul fluaj neuniform sau nestabilizat ;
-stadiul fluajului uniform sau stabilizat in care deformatia datorita fluajului se produce cu o viteza constanta si totodata cu o viteza minima ce persista pana cand pe epruveta apare o gatuire;
Functie de valoarea temperaturii sau a tesiunii, alura curbelor de fluaj poate varia considerabil.
In figura nr.3 este prezentata variatia curbelor de fluaj functie de nivelul solicitarii;
fig.nr.3
In figura nr.4 este prezentata variatia curbelor de fluaj functie de nivelul temperaturii;
fig.nr.4
In cazul fluajului caracterul ruperii materialului depinde, in esenta, de proprietatile otelului la temperetura data; ruperea otelurilor speciale ,rezistente la temperaturi ridicate, care rezista bine la fluaj este insotita de temperaturi relativ mici si are un caracter fragil. Se numeste relaxare, micsorarea treptata a tensiunilor dintr-o piesa incarcata a carei deformatie totala nu poate varia in timp si este egala cu deformatia elastica produsa in urma incarcarii. In acest caz micsorarea tensiunilor se produce datorita reducerii treptate a deformatiei elastice si a cresterii cu aceeiasi cantitate a deformatiei plastice dupa relatiile:
ε = εel + εf = const. = ε0el
sau
ε* = ε*el + ε*f = 0
-04-
In figura nr.5 este prezentata schematic curba de relaxare prezentata in doua stadii: -primul stadiu in care micsorarea tensiunilor din piesa se produce foarte rapid cu o viteza de relaxare care scade intens;-al doilea stadiu in care micsorarea tensiunilor se produce mult mai accentuat, cu o viteza de relaxare care scade treptat.
fig.nr.5
De obicei se considera ca marimea deformatiei plastice in cursul relaxarii este asemenea cu cresterea acesteia datorita fluajului si pentru acest motiv, viteza de relaxare poate fi confundata cu viteza de fluaj.In urma relaxarii, reducerea tensiunilor din piesa este provocata de cresterea deformatiei plastice pe seama deformatiei elastice, cand lungimea piesei ramane constanta, iar in urma fluajului cresterea deformatiei plastice se produce exclusiv datorita alungirii piesei.
Comportarea la fluaj
Analiza infuentei timpului asupra comportarii materialelor se face in experimente de fluaj simplu (uniaxial) si de relaxare simpla (uniaxiala). In cazurile reale fluajul poate fi stationar sau nestationar. In realitate, fluajul este, in general, nestationar, deoarece chiar cind sarcina aplicata este constatnta in timp, variatia deformatiilor poate fi insotita de variatia tensiunilor. S-a constatat ca tensiunile, in cazul fluajului nestationar, variaza in timp si tind spre valori obtinute in cazul fluajului stationar. Deci, distributia tensiunilor in cazul fluajului stationar este o limita pentru fluajul nestationar si poate fi considerata ca atare dupa un anumit interval de timp. Daca intervalul de timp pentru care se calculeaza piesa este simtitor mai mare decat perioada initiala de redistribuire a tensiunilor, atunci calculul in ipoteza fluajului stationar duce la o eroare relativ mica in comparatie cu calculul cu ipoteza reala, a fluajului nestationar. Pentru durate indelungate de functionare, ca de exemplu pentru utilaje din industria chimica si petrochimica, calculul se face in ipoteza fluajului stationar. Calculul in ipoteza fluajului stationar se face ori de cate ori intereseaza numai starea finala de tensiuni si deformatii. Daca insa intereseaza variatia si redistribuirea in timp a tensiunilor, trebuie utilizata ipoteza fluajului nestationar.Fluajul in elementele componente ale utilajelor are loc, in general, in conditiile inei stari plane sau spatiale de tensiuni. Studiul experimental al comportarii de fluaj se face la solicitare uniaxiala, pe epruvete incarcate continuu la temperatura ridicata.
Fluajul simplu
O epruveta incalzita la temperatura constanta T > Tfl , supusa intinderii cu tensiune o constanta σ = σ0 , se deformeaza continuu in timp. La aplicarea sarcinii la tinpul t = 0, are loc o deformare instantanee ε(0). In timp deformatia specifica ε(t) creste.
-05-
Daca σ0 < σc (T), atunci ε(0) = ε’(0) < εc si deformatia initiala este elastica.
Daca σ0 > σc (T), si ε(0) = ε’’(0) > εc atunci deformatia initiala este elastovascoasa partial reversibila;
– Reprezentarea comportarii la fluaj a) σ- ε si b) t- ε.
Deformatia in timp a epruvetei este determianta de viteza de fulaj
έ = dε/dt = dεv(t)/dt
care caracterizeaza numai variatia componentei elastovascoase a deformatiei εv(t), deoarece la un moment dat „t” : ε(t) = ε(0) + εv(t), in care ε(0) este independent de timp. Pe curba de fluaj ε(t) se deosebesc trei zone caracteristice:
I-zona fluajului primar, in care viteza de fluaj scade continuu;
II-zona fluajului stabilizat sau stationar, in care viteza de fluaj este constanta;
III-zon fluajului accelerat, in care viteza de fluaj creste contunuu pana la rupere.
Ruperea prin fluaj in punctul D, se produce cu gatuire mai mare decat in cazul unei incercari obisnuite de tractiune; desea incercarea este intrerupta de o rupere prematura datorita unor fisuri inercristaline. Alura curbei ε(t) si valoarea vitezei de fluaj depind de valorile lui σ0 si T. La σ0 si T relativ mici, zona fluajului stabilizat este mult extinsa in timp. Pe masura cresterii valorii parametrilor solicitarii exterioare, de ingusteaza zona fluajului stabilizat.
b)
Influenta marimii tensiunii a) si a temperaturii b) asupra variatiei in timp a componentei vascoelastice, εv(t), a deformatiei specifice.
-06-
b)
Curbe de fluaj: a-variatia deformatieie specifice, ε, in timp sub sarcina, σ, constanta;
b-curbe izocrone ε – σ.
Pe baza diagramei ε(t) se traseaza uneori curbele izocrone ale fluajului, din care rezulta ca modulul de elasticitate aparent, Ea si modulul de elasticitate diferential, E, depinde de timp.
Cu cat “t” este mai mare, curba ε – σ corespunzatoare este mai departata de ordonata si, in consecinta, la σ dat, modulul de elasticitate este mai mic.Deci, conditiile de fluaj, modulul de elasticitate, scade in timp. El depinde atat de timp cat si de valoarea solicitarii, σ. Din punct de vedere practic, acest calcul se face luandu-se in considerare dependenta ε(t) pentru diferite valori ale lui σ la temperatura T, data, fie considerand curbele izocrone si modulul de elasticitate corespunzator. Deoarece din momentul punerii in functiune si pana la scoaterea definitiva din functiune a unui utilaj, procesul din interiorul acestuia sufera intreruperi, accidentale sau programate, este necesar sa fie cunoscuta influenta intreruperii incarcarii asupra comportarii la fluaj a materialelor.
Descarcarea fara racire
Se incarca epruveta, la T > Tfl , cu o sarcina care provoaca o tensiune σ0 punct oarecare al curbei, se determina prin valoarea tangentei la curba in acel punct fata de axa abciselor, adica intregul
Vf = dε / dt = tg α
-03-
proces al fluajului poate fi divizat in trei stadii:
-corespune portiunii AB a curbei de fluaj in care deformatia se produce cu o viteza neuniforma, ce scade in timp, asa numitul fluaj neuniform sau nestabilizat ;
-stadiul fluajului uniform sau stabilizat in care deformatia datorita fluajului se produce cu o viteza constanta si totodata cu o viteza minima ce persista pana cand pe epruveta apare o gatuire;
Functie de valoarea temperaturii sau a tesiunii, alura curbelor de fluaj poate varia considerabil.
In figura nr.3 este prezentata variatia curbelor de fluaj functie de nivelul solicitarii;
fig.nr.3
In figura nr.4 este prezentata variatia curbelor de fluaj functie de nivelul temperaturii;
fig.nr.4
In cazul fluajului caracterul ruperii materialului depinde, in esenta, de proprietatile otelului la temperetura data; ruperea otelurilor speciale ,rezistente la temperaturi ridicate, care rezista bine la fluaj este insotita de temperaturi relativ mici si are un caracter fragil. Se numeste relaxare, micsorarea treptata a tensiunilor dintr-o piesa incarcata a carei deformatie totala nu poate varia in timp si este egala cu deformatia elastica produsa in urma incarcarii. In acest caz micsorarea tensiunilor se produce datorita reducerii treptate a deformatiei elastice si a cresterii cu aceeiasi cantitate a deformatiei plastice dupa relatiile:
ε = εel + εf = const. = ε0el
sau
ε* = ε*el + ε*f = 0
-04-
In figura nr.5 este prezentata schematic curba de relaxare prezentata in doua stadii: -primul stadiu in care micsorarea tensiunilor din piesa se produce foarte rapid cu o viteza de relaxare care scade intens;-al doilea stadiu in care micsorarea tensiunilor se produce mult mai accentuat, cu o viteza de relaxare care scade treptat.
fig.nr.5
De obicei se considera ca marimea deformatiei plastice in cursul relaxarii este asemenea cu cresterea acesteia datorita fluajului si pentru acest motiv, viteza de relaxare poate fi confundata cu viteza de fluaj.In urma relaxarii, reducerea tensiunilor din piesa este provocata de cresterea deformatiei plastice pe seama deformatiei elastice, cand lungimea piesei ramane constanta, iar in urma fluajului cresterea deformatiei plastice se produce exclusiv datorita alungirii piesei.
Comportarea la fluaj
Analiza infuentei timpului asupra comportarii materialelor se face in experimente de fluaj simplu (uniaxial) si de relaxare simpla (uniaxiala). In cazurile reale fluajul poate fi stationar sau nestationar. In realitate, fluajul este, in general, nestationar, deoarece chiar cind sarcina aplicata este constatnta in timp, variatia deformatiilor poate fi insotita de variatia tensiunilor. S-a constatat ca tensiunile, in cazul fluajului nestationar, variaza in timp si tind spre valori obtinute in cazul fluajului stationar. Deci, distributia tensiunilor in cazul fluajului stationar este o limita pentru fluajul nestationar si poate fi considerata ca atare dupa un anumit interval de timp. Daca intervalul de timp pentru care se calculeaza piesa este simtitor mai mare decat perioada initiala de redistribuire a tensiunilor, atunci calculul in ipoteza fluajului stationar duce la o eroare relativ mica in comparatie cu calculul cu ipoteza reala, a fluajului nestationar. Pentru durate indelungate de functionare, ca de exemplu pentru utilaje din industria chimica si petrochimica, calculul se face in ipoteza fluajului stationar. Calculul in ipoteza fluajului stationar se face ori de cate ori intereseaza numai starea finala de tensiuni si deformatii. Daca insa intereseaza variatia si redistribuirea in timp a tensiunilor, trebuie utilizata ipoteza fluajului nestationar.Fluajul in elementele componente ale utilajelor are loc, in general, in conditiile inei stari plane sau spatiale de tensiuni. Studiul experimental al comportarii de fluaj se face la solicitare uniaxiala, pe epruvete incarcate continuu la temperatura ridicata.
Fluajul simplu
O epruveta incalzita la temperatura constanta T > Tfl , supusa intinderii cu tensiune o constanta σ = σ0 , se deformeaza continuu in timp. La aplicarea sarcinii la tinpul t = 0, are loc o deformare instantanee ε(0). In timp deformatia specifica ε(t) creste.
-05-
Daca σ0 < σc (T), atunci ε(0) = ε’(0) < εc si deformatia initiala este elastica.
Daca σ0 > σc (T), si ε(0) = ε’’(0) > εc atunci deformatia initiala este elastovascoasa partial reversibila;
– Reprezentarea comportarii la fluaj a) σ- ε si b) t- ε.
Deformatia in timp a epruvetei este determianta de viteza de fulaj
έ = dε/dt = dεv(t)/dt
care caracterizeaza numai variatia componentei elastovascoase a deformatiei εv(t), deoarece la un moment dat „t” : ε(t) = ε(0) + εv(t), in care ε(0) este independent de timp. Pe curba de fluaj ε(t) se deosebesc trei zone caracteristice:
I-zona fluajului primar, in care viteza de fluaj scade continuu;
II-zona fluajului stabilizat sau stationar, in care viteza de fluaj este constanta;
III-zon fluajului accelerat, in care viteza de fluaj creste contunuu pana la rupere.
Ruperea prin fluaj in punctul D, se produce cu gatuire mai mare decat in cazul unei incercari obisnuite de tractiune; desea incercarea este intrerupta de o rupere prematura datorita unor fisuri inercristaline. Alura curbei ε(t) si valoarea vitezei de fluaj depind de valorile lui σ0 si T. La σ0 si T relativ mici, zona fluajului stabilizat este mult extinsa in timp. Pe masura cresterii valorii parametrilor solicitarii exterioare, de ingusteaza zona fluajului stabilizat.
b)
Influenta marimii tensiunii a) si a temperaturii b) asupra variatiei in timp a componentei vascoelastice, εv(t), a deformatiei specifice.
-06-
b)
Curbe de fluaj: a-variatia deformatieie specifice, ε, in timp sub sarcina, σ, constanta;
b-curbe izocrone ε – σ.
Pe baza diagramei ε(t) se traseaza uneori curbele izocrone ale fluajului, din care rezulta ca modulul de elasticitate aparent, Ea si modulul de elasticitate diferential, E, depinde de timp.
Cu cat “t” este mai mare, curba ε – σ corespunzatoare este mai departata de ordonata si, in consecinta, la σ dat, modulul de elasticitate este mai mic.Deci, conditiile de fluaj, modulul de elasticitate, scade in timp. El depinde atat de timp cat si de valoarea solicitarii, σ. Din punct de vedere practic, acest calcul se face luandu-se in considerare dependenta ε(t) pentru diferite valori ale lui σ la temperatura T, data, fie considerand curbele izocrone si modulul de elasticitate corespunzator. Deoarece din momentul punerii in functiune si pana la scoaterea definitiva din functiune a unui utilaj, procesul din interiorul acestuia sufera intreruperi, accidentale sau programate, este necesar sa fie cunoscuta influenta intreruperii incarcarii asupra comportarii la fluaj a materialelor.
Descarcarea fara racire
Se incarca epruveta, la T > Tfl , cu o sarcina care provoaca o tensiune σ0 , astfel ca deformatia initiala ε(0) este elastica, . Deformatia variaza in timp dupa curba ABCD.
a)elastic; b)plastic;
Curbe de fluaj in cazul descarcarii fara racire pentru fluaj:
-07-
Daca la un moment dat td , in puctul E se indeparteaza sarcina, fara a varia temperatura,(T > Tfl), atunci deformatia scade brusc , cu valoare adeformatiei elastice ε(0) = .In continuare, in decursul timpului, deformatia scade lent tinzand catre zero, in cazul fluajului elastic sau catre o valoare finita, εrem (deformatia remanenta), in cazul fluajului plastic. Fenomenul de micsorare in timp a deformatiei plastice, la temperatura constanta, poarta numele de fluaj invers sau de deformatie izoterma inversa.
Racire fara descarcare
Daca la un moment dat t1 , in cursul fluajului epruvetei, aceasata este racita de la temperatura de lucru, la T = T0 , fara a o decarca, pe o durata ∆t1, iar apoi este reancalzita pana la temperatura initiala, se constata ca o asemenea intrerupere nu influenteaza practic alura curbei de fluaj.
b)
Curba de fluaj in cazul racirii fara descarcare.
In perioada ∆t1, cat T = T0 , deformatia ramane constanta in timp. La reancalzire, procesul se reia, astfel ca punctul C, corespunzator sfarsitului zonei fluajului stabilizat, se deplaseaza in C’, la o diferenta de timp fata de C, egala cu suma duratelor intreruperilor ∆ti. Daca pe diagrama ε(t) nu se inscriu duratele ∆ti de intrerupere a incalzirii, ci se marcheaza numai efectul intreruperii se constata ca alura curbei ramane neschimbata, iar durata efectiva a zonei fluajului stabilizat BC este aceeiasi ca si in cazul lipsit de intreruperi.
Descarcarea cu racire
Daca in puctul E al curbei de fluaj se produce descarcarea epruvetei (σ0= 0;T = T0) atunci deformatia scade brusc cu = ε(0) . Daca dupa un interval de timp ∆t se produce reancarcarea si reancalzirea epruvetei pana la valorile initiale, noua curba de fluaj va fi in prelungirea curbei BE. In consecinta, intreruperile in functionarea utilajelor solicitate in conditii de fluaj nu influenteaza comportarea la fluaj a acestora.
Curba de fluaj in cazul descarcarii cu racire.
-08-
Pentru efectuarea calculelor in proiectare este necesara uneori cunoasterea deformatiei ε , de la sfarsitul zonei fluajului stabilizat, denumita rezerva de plasticitate. Aceasta poate fi de cateva ori mai mica decat deformatia remanenta finala la ruper, εr.
Relaxare simpla
Experimentele de relaxare simpla constau in determinarea variatiei in timp a tensiunilor in urmatoarele conditii:
– deformatia specifica, ε, este constanta in timp;
– tensiunea initiala σ0 este uniaxiala si inferioara limitei de proportionalitate la temperatura incercarii.
Rezulta ca deformatia specifica la un moment dat moment dat:
Deoarece, in timp, εv(t), creste comform figurii de mai jos, inseamna ca εe(t), scade; componentele deformatieie totale se redistribuie in decursul timpului.
Curbe de relaxare simpla in reprezentare:
La t = 0, fig. a), intreaga deformatie este elastica εv(0) = 0, astfel ca in baza ecuatiei lui Hooke:
iar la t > 0,
.
Din relatiile precedente rezulta ca la t > 0:
-09-
de unde :
Deoarece εr(t) creste in timp, inseamna ca σ(t) scade in timp (relaxeaza). Daca , atunce εr(t) ε(0) si εe(t) 0, si in consecinta, , fig.b). In diagrama σ-ε, reprezentarea relaxarii tensiunilor (σ < σp), la deformatie specifica totala constanta, rezulta din fig.c). La relaxarea simpla, valoarea deformatiei specifice vascoleastice (plastice) nu depaseste deformatia formata initial, εr(t) < ε(0). In cazul fluajului simplu insa, deformatia vascoelstica εv(t) creste continuu pana la valoarea corespunzatoare ruperii, εr(t). In cazul fluajului la temperatura constanta, viteza de fluaj έ , la un moment dat t, depinde, dupa cum s-a constatat experimental, de valoarea instantanee a deformatiei specifice, de tensiunea aplicata σ, si de temperatura:
έ = f (ε, σ, T).
O asemenea ecuatie se numeste ecuatie de stare reologica sau ecuatie constitutiva. Deformatia specifica totala la un moment dat rezulta prin inegrarea expresiei de mai sus, pentru έ;
Aceasta relatie este insa valabila numai daca σ(t) = σ = const si T(t) = T = const, nu sunt variabile in timp, respectiv:
In cele ce preced s-a considerat ca temperature T > Tfl este constanta in timp. In cazul variatiei periodice a temperaturii, influenta istoriei solicitarii termice, anterioare momentului considerat, asupra comportarii la fluaj, este mica, incat din punct de vedere practic poate fi neglijata.
In cazul variatiei temperaturii ca sin cazul variatiei tensiunii, in general se determina o temperatura echivalenta, Tech , caracteristica, diferita de temperatura de regim , T > Tfl. Fluajul in conditiile solicitarii variabile la temperatura T este echivalenta cu fluajul la temperatura constanta, Tech. Temperatura constanta echivalenta se calculeaza in functie de caracteristicile comportarii la fluaj.
Ecuatiile constitutive pentru descrierea comportarii in conditii de fluaj
Comportarea materialelor, respectiv raspunsul la o anumita solicitare exterioara este este o caracteristica intriseca a acestora. In cazul solicitarilor de natura mecanica, raspunsul depinde, in general, de intensitatea solicitarii, de felul solicitarii si de temperatura. La temperaturi superioare temperaturii de fluaj, valoarea raspunsului la o solicitare data depinde de durata solicitarii, in timp. Comportarea materialelor in conditii de fluaj este descrisa de ecuatia constitutiva care exprima legatura dintre tensiune, pe de o parte, si de deformatiile specifice, pe de alta parte. Ecuatiile constitutive dau functiile de raspuns ale materialelor.
-10-
Fluajul la solicitare constanta in timp
In cazul solicitarii uniaxiale la temperatura si la tensiune constanta in timp, comportarea la fluaj poate fi descrisa de relatii relativ simple care dau lagatura dintre viteza de deformare, έv, si tensiunea aplicata, σ, sau dintre deformatia specifica de fluaj, εv, tensiunea, σ, si timpul, t.
Fluaj primar
Pentru zona fluajului primar, in cazul solicitarii uniaxiale la temperatura constanta, comportarea la fluaj este descrisa cu suficienta exactitate de ecuatia:
in care εI este deformatia specifica corespunzatoare fluajului primar; A, n, m- constante dependente, pentru un material dat, de temperatura; t- timp. Expresia vitezei de fluaj in zona fluajului primar, έI depinde de ipoteza care se face in legatura cu ecruisarea materialului. Zona fluajului primar este neglijabila pentru duratele specifice utilajului chimic.
Fluaj stabilizat
In zona fluajului stabilizat, viteza de fluaj atinge valoarea sa minima έmin si este constanta in timp. Pentru majoritatea utilajelor, din punct de vedere practic, intereseaza zona fluajului stabilizat. Pentru έmin au fost propuse mai multe relatii. Dintre multiplele ecuatii propuse, cele mai bune rezultate le-au dat urmatoarele:
ecuatia Norton- Baylei-Kacianov, pentru care o denumim in continuare pentru simplicitate, ecuatia NBK sau ecuatia functie de putere:
έmin = B(t) in care, pentru materialul dat, B(t) este functie de timp si de temperature; n- exponent functie de temperatura. Aceasta relatie este mult utilizata in tehnica.
ecuatia Nadai:
έmin = C , in care C si k sunt constante.
c) ecuatia generala a vitezei de deformare in procesul de fluaj simplu:
έmin = in care: m, n, , k sunt constante de material; ε-deformatia specifica; εv–deformatia specifica elastovascoasa ; σ = P/A0 , in care P este deformatia aplicata epruvetei; A0 – aria sectiunii trasversale a epruvetei la inceputul solicitarii (t = 0). Produsul reda variatia relativa a ariei sectiunii transversale a epruvetei. Daca P const, atunci σ are expresia de forma:
, in care este tensiunea corespunzatoare incercarii initiale (P0) la t = 0. Dupa dezvoltarea in serie a exponentialei, tinand seama ca produsul este subunitar, se poate scrie:
.
-11-
Daca P = const, , incat:
έ =
Fluaj la solicitari variabile in timp
Variatia in timp a solicitarii, in cursul fluajului, poate fi determinata de variatia temperaturii sau a tensiunii. Daca variaza tensiunea faptul acesta poate fi lut in consideratie prin utilizarea relatiei de mai jos, in care se introduce expresia corespunzatoare a lui σ. In cele ce urmeaza se considera cazul in care variaza temperatura in timpul procesului de fluaj.
Fluaj primar. Pentru a pune in evidenta efectul temperaturii, expresia fluajului primar se scrie sub forma:
, in care A0 si K sunt constante dependente de tensiunea σ. Din aceasta relatie rezulta:
Daca temperatura variaza, avand perioada tp, deformatia totala rezulta prin integrare pe periaoda tp. Astefel, rezulta relatia:
Relaxarea tensiunilor in cazul unui proces de incarcare repetata.
sau , in care .
Rezulta ca fluajul primar in cazul temperaturii variabile in timp, cu perioada tp, este echivalent cu fluajul primar la temperatura constanta echivalenta, Tech.
-12-
Variatia in timp a temperaturii
Constantele K si m se obtin din experimente de fluaj simplu la temperatura si tensiune constante in timp.
Fluaj stabilizat. S-a demonstrat ca, in cazul fluajului stabilizat, efectul variatiei temperaturii se ia in consideratie, ca si in cazul fluajului primar, prin calculul temperaturii constante echivalente. Daca temperatura are o variatie gen treapta, atunci:
Pentru , rezulta si Tech = T0 , ceea ce corespunde fluajului la temperatura constanta T0.
Pentru , se obtine Tech = T0 + ; deci fluaj la temperature constanta T0 + ;
-13-
2. INFLUENTA DIVERSILOR FACTORI ASUPRA FLUAJULUI
Mecanismul fenomenului de fluaj guvernat de generarea si miscarea dislocatiilor si vacantelor cu exceptia posibila cand fluajul se dezvolta prin deschiderea progresiva a rosturilor, comportarea metalelor si aliajelor fata de acest fenomen este desigur influentata de acei factori ce favorizeaza sau impiedica dezvoltarea modificarilor din metale, care produc fluajul.
Efectul actiunii factorilor externi asupra comportarii la fluaj
Mediul in contact cu materialul metalic ca si istoria solicitarii acestuia influenteaza comportarea la fluaj. De exemplu, medii care produc carburarea sau nitrurarea suprafetei, maresc durata de viata la fluaj pe cand iradierea cu neutroni o micsireaza. In mediu de hidrogenotelurile rezista mai putin la fluaj. Hidrogenul sub actiunea presiunii ridicate si/sau a temperaturii ridicate produce doua efecte:
-o difuzie de metal sub forma de hidrogen atomar, urmata de recombinarea lui in stare moleculara in interiorul microspatiilor structurii metalului (defecte, goluri), provocand umflaturi locale;
– decarburarea otelului.
Ca urmare se micsoreaza ductilitatea si rezistenta la rupere; ruperea este de tip fragil. Efectul nefavorabil „atacului” hidrogenului creste cu intensitatea starii de solicitare, deci cu atat mai mult in zonele de concentrare a tensiunilor. Otelurile cu Cr si Mo, deci aliate cu elemente care formeaza carburi stabile, sunt utilizate frecvent in medii de hidrogen. Hidrogenul migreaza in material in lungul gradientului de tensiune inspre fisuri si determina ruperea fragila intarziata. Durata pana la rupere poate fi de ordinul minutelor sau zilelor, in functie de viteza de difuzie a hidrogenului. Aceasta creste in conditii de fluaj, la temperaturi ridicate. Prezenta tensiunilor remanente fac materialul mai susceptibil la rupere fragila intarziata, datorita actiunii hidrogenului. Analiza comportarii lafluaj a unui otel cu 1%Cr; 0,5%Mo si a unui otel cu 0,5%Mo solicitat in prezenta hidrogenului au aratat ca:
-hidrogenul reduce mult rezistenta la rupera (cu peste 60%);
-decarburarea provocata de hidrogen este accelerata de fluaj;
-durata pana la rupere scade drastic;
-viteza de fluaj creste in prezenta hidrogenului.
Este cunoscut faptul ca prin ecriusare se produce micsorarea ductilitatii, iar partile ecruisate (σ > σc) sunt mai sensibile decat celelalte, la actiunea agentilor chimici; coroziunea se „propaga” in material dupa suprafetele de alunecare. Comportarea la fluaj este de asemenea influentata de ecruisarea prealabila. Pentru a pune in evidenta aceasta influenta se considera trei epruvete din otel ductil supuse fluajului, dintre care doua neecruisate si una ecruisata. Se constata ca epruveta ecruisata in prealabil, supusa apoi fluajului la o tensiune de 10-20% mai mica decat σc , manifesta o variatie in timp foarte pronuntata a deformatiei speciale, εv(t). Deformatiile de fluaj sunt in acest caz cu un ordin de marime superioara celor observate in absenta unei ecruisari preliminare. Alura in S a curbei 3 din fig, este caracteristica fluajului dupa ecruisare; in acest caz, fluajul se accentueaza dupa cateva ore si sfarseste dupa cateva ore. In fiecare caz suma dintre deformatia permanenta initiala si deformatia ca urmare a fluajului este aproape egala cu lungimea palierului de curgere. Rezulta ca, este contraindicat a se conta pe autofretaj in cazul in care se lucreaza la temperaturi la care se manifesta fluajul sau in medii chimice active.
-14-
2.1.Tipul retelei
Rezistenta unei retele cristaline la alunecare este cu atat mai ridicata cu cat numarul planelor de alunecare posibile este mai mic. Aceasta rezistenta este deci mai mare pentru un metal cu retea hexagonala decat pentru un metal cu retea cubica cu fete centrate. Structurile mixte care rezulta din transformarile alotropice lente ale cobaltului opun o rezistenta foarte puternica alunecarii.
2.2.Marimea grauntelui de austenita
Influenta marimii grauntelui de austenita asupra caracteristicilor de fluaj a constituit, numerosi ani, obiectul unor opinii destul de divergente. Proprietatile gruntilor si cele ale rosturilor intervin fiecare in conditii diferite determinand comportarea la fluaj a unui metal. Experientele lui Clark si White efectuate pe un otel alit cu Mo,confirma urmatoarele:
– sub temperatura de recristalizare, viteza de fluaj este cu atat mai mica, cu cat grauntii sunt mai mici;
–deasupra temperaturii de recristalizare, viteza de fluaj este cu atat mai mica, cu cat
grauntii sunt mai mari.
Sedille si Morlet au aratat, pe un otel austenitic Cr-Ni-W, ca viteza de fluaj poate varia de la 1 la 10 in functie de marimea grauntelui austenitic.Aceste experimente confirma teoria lui Hanson si Wheeler si arata ca marimea grauntelui austenitic constitue un parametru important. Se observa ca dimensiunea grauntelui n-are nici un efect asupra rezistentei la fluaj a otelului nestebilizat, in timp ce in cazul otelului stabilizat, tensiunea de rupere extrapolata la 100 000 h creste cu 0,1…0,2 Kgf/cm2, cand grauntele devine foarte mare (0,1…0,3). Deci, nu este posibil a se atribui dimensiunii grauntelui de austenita un rol major in inbunatatirea duratelor de fluaj inaintea ruperii. In concluzie, marimea grauntelui de austenita constitue unul din factorii de care depinte comportare la fluaj a metalelor.
2.3.Elementele de aliere
Elementele de aliere Mo, V, W, Ti, Nb, N si intr-un grad mai mic Cr,amelioreaza rezistenta la fluaj a otelurilor si sunt introduse in acelasi scop si in aliajele superrefractare. Aceste elemente ridica sensibil temperatura de recristalizare a fierului ceea ce explica cel putin in parte influenta favorabila asupra rezistentei la fluaj a otelurilor. In practica influenta elementelor de aliere asupra comportarii
-15-
la fluaj a otelurilor se manifesta chiar pentru cantitati foarte mici, considerate in alte conditii – ca impuritati. Daca distorsiunea retelei reprezinta un factor favorabil asupra rezistentei la flambaj, in mod contrar, adaugarea in cantitate suficienta a unui al doile element conduce de cele mai multe ori la scaderea punctului de topire, deci la o crestere a mobilitatii atomilor, factor care va micsora rezistenta la fluaj. Diversele moduri de influenta a proprietatilor de fluaj prin adaugarea elementelor de aliere se pot cumula intr-o maniera complexa, cu consecinte a caror interpretare este dificila,f acand orice previziune imposibila.
2.3.1.Influenta elementelor de aliere
In aceasta categorie intra Mo, V, W, Ti, Nb si Cr care sunt elemente puternic alfagene. Experienta a aratat ca suprimarea chiar partiala a transformarii (α-γ) are drept efect scaderea rezistentei la fluaj; in consecinta, nu este posibila a spori continutul in aceste elemente peste o anumita valoare care depinde de continutul de carbon al otelului respectiv.Cresterea acestuia permite cresterea continutului de elemente de aliere alfagene fara ca transformarea (α-γ) sa fie suprimata,partial sau total.
In figura nr.6 sunt prezentate intr-o maniera mai precisa,alura functie de continutul de carbon, continutul maxim de elemente alfagene ce nu trebuie depasit pentru a valorifica la maxim influenta pozitiva a acestor elemente asupra proprietatilor de fluaj.
fig.nr.6
Holtman,sustine ca actiunea alfagena a mai multor elemente se executa cumulativ si deci se poate imagina o formula care sa reprezinte limita superioara a sumei elementelor alfagene ce nu trebuie depasita. O astfel de formula se poate scrie astfel:
(% Cr) 100 + (% Si) 100 + (% Mo) 100 + (% V) 100 =M
Cr(c) Si(c) Mo(cr) V(cr)
unde Cr(c), Si(c), Mo(cr) si V(cr) reprezinta continuturile critice care delimiteaza pentru un continut dat de carbon, zona austenitica la temperaturi ridicate.
-16-
A.Molibdenul reprezinta elemental de aliere cel mai util pentru cazurile in care comportarea la fluaj constitue principala proprietate de utilizare.Actiunea milibdenului se face simtita la continuturi foarte scazute (0,1%) si creste progresiv cu marimea acestuia. Molibdenul se adauga in continuturi cel mai adesea cuprinse intre 0,4% si 1%, numai in mod exceptional, depasindu-se 2%. Eficacitatea particulara a molibdenului este expusa clar in tabelul nr.1(dupa Climax Molibdenu Company).
Tabelul 1
Trebuie facuta o observatie in ceea ce priveste dezavantejul pe care-l prezinta introducerea unei prea mari cantitati de Mo, dezajantaj care consta in aceea ca ii comfera otelului o oarecare tendinta de fragilizare.
B.Vanadiul reprezinta o imbunatatire neta a rezistentei la fluaj la adaugarea lui in otelurile ce contin molibden.Chiar fara molibden, un otel normalizat care contine 0,2% V curge la 450oC, de zece ori mai incet decat un otel carbon avand aceeiasi marime de graunte.
In figura nr.7(a) sunt prezentate curbe experimentale de fluaj pentru otelurile cu 0,5% Mo normalizat-dupa J.Glen
In figura nr.7(b)sunt prezentate curbe experimentale de fluaj
pentru otelul cu 0,5% Mo si 0,2% V-dupa J.Glen
fig.nr.7(a) fig.nr.7(b)
C.Wolframul prezinta date mai putin numeroase cu privire la actiunea lui asupra rezistentei la fluaj, unii autori ca Bullens prevazand o influenta asemanatoare cu cea a molibdenului, dar de doua ori mai slaba. In plus, pretul mai ridicat al wolframului reduce utilizarea lui.
D.Titanul este foarte favorabil rezistentei la fluaj; continutul optim corespunde raportului Ti/C = 6…9, ceea ce arata ca influenta titanului nu este in mod unic datorata formarii carburii de titan. Punerea in solutie a carburii de titan fiind lenta, influenta titanului nu se manufesta decat dupa un tratament termic la
1150 oC …1200oC, ceea ce antreneaza mari dificultati tehnologice.
-17-
E.Niobiul – actiunea acestui element se face simtita cand continutul de niobium depaseste raportul Nb/C necesar formarii de carburi; in acest caz, actiunea este legata de formarea unui compus intermetalic si este asemanatoare cu cea a titanului.
F.Cromul – adaugarea cromului mareste rezistnta la fluaj cand continutul nu depaseste cca .2% ; deasupra acestui continut rezistenta la fluaj scade. Aceasta scadere a rezistentei la fluaj se poate explica prin aceea ca ele devin autocalibile si dau dupa racire in aer o structura martensitica, mai putin favorabila pentru fluaj. Peste 2…3% Cr natura si compozitia carburilor se schimba brusc,fapt ce poate modifica toate fenomenele de precipitare, difuziune si globalizare in timpul tratamentului termic si in timpul fluajului.
2.3.2.Influenta altor elemente de aliere
A.Nichelul – adaugarea lui pana la 5% nu are practic nici un efect si otelurile aliate numai cu nichel nu sunt niciodata utilizate in conditii de fluaj.Desi otelurile cu Cr-Ni-Mo sunt frecvent utilizate,nu sunt cunoscute date precise asupra actiunii specifice a acestui element de aliere.
B.Azotul – se considera ca azotul joaca un rol important in ceea ce priveste rezistenta la fluaj; in cazul in care el este present sub forma unui precipitat provoaca cresterea vitezei de fluaj, ca urmare a finisarii structurii.Cand este dizolvat el formeaza nori in jurul dislocatiilor si impiedica astfel deplasarea lor, incetinind dezvoltarea fluajului.
C.Cobaltul –nu are in cazul otelurilor termostabile o influenta prea puternica; in otelurile austenitice el ridica insa sensibil rezistenta la fluaj.
D.Fosforul – Cross si Krause au aratat ca un adaos de 0,2% P intr-un otel care contine 0,12% Cr produce la 450oC acelasi efect ca o cantitate de 0,2% Mo; la 510oC un adaos de 0,5% P actioneaza ca si o cantitate de 0,5% Mo, dar ii ofera otelului o mai mare fragilitate. Astfel, un otel cu 1% Mo continand 0,09% P atinge o alungire de 1% in 10 000 h la 540oC, sub o tensiune de 30% mai ridicata decat acelasi otel fara fosfor.
2.4.Tratamentul termic si structura
Se semnaleaza faptul ca si in acest caz rezultatul depinde de temperatura de incercare. Datorita aspectelor cu privire la influenta deplasarii atomilor este evident ca orice tratament care confera otelului o structura stabila la temperatura de incercare are o influenta favorabila asupra rezistentei la fluaj. Din acest punct de vedere s-a putut preciza ca austenitizarea facuta la o temperatura care asigura punerea in solutie a tuturor constituentilor are un efect favorabil asupra comportarii la fluaj a otelurilor, intrucat prin aceasta se evita in timpul revenirii precipitarile de noi carburi in jurul carburilor preexistente, deci aglomerarile de carburi. In acest context este amintit fenomenul de “calire termica” cum a fost denumit de descoperitorul lui, Bailey, fenomen ce se produce in timpul fluajului.Acest fenomen consta in micsorari ale vitezei de fluaj sau chiar stagnari ale fluajului, care se observa dupa durate relativ lungi de incercare.Fenomenul se gaseste in stransa legatura cu modificarile structurale ce se produc in timpul fluajului, modificari ce constau in precipitarea elementelor de aliere aflate in solutie si formarea de carburi complexe fie de rosturi, avand ca efect franarea alunecarii dintre graunti.
-18-
El este, deci, un fenomen de durificare prin precipitare datorita efectului combinat al tensiunii si temperaturii si are un efect analog fenomenului de “imbatranire prin deformare mecanica”.
Tratamentul termic constitue unul din principalele mijloace de sporire rezistentei de fluaj a aliajelor; tratamnetele termice adecvate permit obtinerea unor structuri, care pot conduce la blocari ale dislocatiilor micsorari ale difuziunii elementelor de aliere din solutie si precipitate de carburi, precipitari de carburi convenabile pe rosturi.
2.5.Influenta ecruisarii
S-a constatat ca o ecruisare prealabila are drept efect disparitia primului stadiu al fluajului; acest fapt este evident daca se admite ca atat ecruisarea cat si primul stadiu al fluajului sunt legate de o aceeiasi modificare a retelei, deplasarea dislocatiilor. Daca sub actiunea tensiunii aplicate metalului pentru a-l ecruisa, dislocatiile se deplasesza, ele nu vor mai putea ulterior sa participe la fluaj. S-a aratat ca exista uni grad optim de ecruisare, care depinde de temperatura de incercare, peste care micsorarea vitezei de deformare prin fluaj este mai putin eficace.
2.6.Fibrajul
Influenta fibrajului cu privire la comportarea la fluaj a metaleleor si aliajelor nu s-au efectuat studii sistematice. Cu toate acestea, se pare ca fibrajul are si el o oarecare importanta si ca la folosirea metalului trebuie tinut seama de acest factor. Se mentioneaza un studiu efectuat de catre Pawleck si Pfender pe aliaje de Zn trase si forjate, care pot varia de la 1 la 3 ca ordin de marime, in functie de orientarea structurii.
2.7.Efectul de crestatura
Comportarea unei piese in exploatare, in special din punct de vedere al modului in care se produce ruperea sa, este modificata radial de existenta unei crestaturi. Cu toate ca o practica buna de proiectare evita in mod obisnuit, prin solutii constructive corespunzatoare efectul de crestatura, exista totusi cazuri in practica in care increstarile nu pot fi evitate, ele constituind o caracteristica inerenta a unora dintre componentele echipamentelor.Este necesar sa se prezinte (pe scurt) ce efect au crestaturile asupra comportarii diferitelor elemente ce lucreaza in regim de durata la temperaturi ridicate. Introducerea unei crestaturi are ca urmare o concentrare locala de tensiune la radacina crestaturii.Figura nr.8 ilustreaza distributia neuniforma a tensiunii longitudinaledintr-o epruveta crestata solicitata la intindere, aratand ca ea poate atinge local o valoare de trei ori mai mare decat tensiunea medie, forta necesarapentru a produce ruperea fiind la limita si redusa la o treime din valoarea normala.
-19-
fig.nr.8
Figura nr.9 reda grafic rezultatul acestei reduceri de tensiune, in care F1 este rezistenta la rupere iar F2 corespunde efectului care trebuie aplicat epruvetei pentru ca tensiunea sa atinga local valoarea F1.
fig.nr.9
Un asemenea material este complet fragil,cand prezinta o crestatura suficient de profunda.
Dupa producerea curgerii, concentrarea tensiunii longitudinale de la baza crestaturii se reduce, in timp ce tensiunile radiale si circumferentiale nu sunt influentate sensibil. Este necesar ca in zona crestaturii toate fortele de intindere sa fie preluate de metalul din centrul epruvetei, deci, ca drept rezultat va exista o masa relativ mare de material mai putin solicitat.In consecinta, materialul din zona centrala cauta sa se contracte din cauza efectului Poisson, dar este impiedicat de matalul inconjurator mai putin solicitat. Opozitia materialului solicitat fata de deformarea zonei centrale produce tensiuni radiale si circumferentiale, creand o stare triaxiala de tensiune si crescand valoarea tensiunii longitudinale critice, de la care incepe curgerea.Pentru simpificare, se presupune ca deformarea plastica incepe la o tensiune tangentiala critica (τcr).In cazul unei epruvete netede, tensiunea tangentiala are valoare:
τc = (σ2 – 0) / 2
iar in cazul unei epruvete crestate are valoarea:
τc = (σ2 – σr) / 2
In figura nr.10 sunt prezentate grafic consecintele modificarii starii de tensiune dintr-un material in zona crestaturii care reprezinta tensiunea de deformare plastica si tensiunea de rupere corespunzatoare cazului analizat.
-20-
fig.nr.10
In cazul materialelor cu tendinta de fragiliate la fluaj, efectul de crestatura este, evident, cel descris pentru temperatura ambianta, rezistentele de fluaj obtinute pe epruvetele crestate fiind mai mici decat in cazul epruvetelor netede
-21-
3.PROBLEMELE PRINCIPALE ALE UTILIZARII OTELURILOR LA TEMPERATURI RIDICATE
3.1.Tensiuni admisibile de calcul
Datorita complexitatii fenomenelor ce insotesc temperaturile ridicate, proiectarea elementelor ce lucreaza in aceste conditii prezinta aspecte multiple, putandu-se baza pe diferitele caracteristici care reliefeaza comportarea la cald a unui metal.
In aceste conditii, este evident ca tipul retelei ce se proiecteaza, conditiile sale functionale,t ehnologice si de razistenta, sunt determinate pentru alegerea tensiunilor admisibile de calcul.
Cazurile intalnite in practica pot fi impartite in patru mari categorii:
paletele turbinelor cu aburi sau gaze – in acest caz, jocurile dintre rotor si carcasa trebuiesc mentinute mici, pe o durata lunga de functionare si in consecinta proiectarea se bazeaza pe limita de fluaj, corespunzatoare unor deformatii foarte mici (max.0,25%);
retelele termice – in acest caz, variatia dimensionala este relativ neimportanta, iar starea periculoasa limita o constitue ruperea, care nu trebuie sa se produca in cadrul duratei stabilita la proiectare;
imbinarile prin suruburi – dimensionarea suruburilor ce lucreaza la temperaturi ridicate necesita cunoasterea datelor experimentale de relaxare sau a celor calculate pe baza datelor experimentale de fluaj sau sarcina constanta;
elemente supuse la forte de compresiune – dimensionarea acestora si valoarea tensiunilor admisibile se bazeaza pe considerente de stabilitate (flambaj).
In toate cazurile, poate cu exceptia acelora in care ruperea constitue conditia limita de proiectare, tensiunile admisibile vor trebui sa razulte din datele experimentale, pe baza analizei starii de tensiune, specifica piesei ce se dimensioneaza. Atunci cand ruperea constitue conditia limita in locul deformatiei admisibile maxime de fluaj, proiectantul trebuie sa determine prin calcul durata pana la rupere atat in cazul unor solicitari simple cat si in cazul unor solicitari compuse. Durata de serviciu pentru care este proiectat un echipament sau o piesa este de o importanta evidenta cu privire la ceea ce priveste alegerea materialelor si tensiunilor admisibile de calcul. Durata de calcul la proiectare va determina in ce masura proprietatile de scurta durata la cald sunt importante in comparatie cu proprietatile de lunga durata. In multe cazuri practice, atat tensiunile cat si temperatura prezinta variatii. Se are in vedere prezentarea, in primul rand a proprietatilor mecanice statice; cu toate acestea nu pot fi neglijate o serie de alte fenomene care au loc la temperaturi ridicate si care pot influenta comportarea metalelor. Un factor de o importanta mai mica ce trebuie avut in vedere la proiectare, il constitue cel economic: posibilitatea de aprovizionare si pretul de cost. Pot fi intalnite cazuri cand pretul de cost poate influenta durata de calcul a unui echipament. In afara cerintelor de cost si a proprietatilor de utilizare, metalele si aliajele folosite la temperaturi ridicate trebuie sa prezinte proprietati tehnologice corespunzatoare care sa permita punerea lor in evidenta, inclusiv sudarea daca aceasta este necesara. In general, problemele de fabricatie cresc pe masura ce materialul devine mai rezistent in conditii de fluaj.
-22-
3.2.Temperaturile de la care fluajul devine important pentru oteluri si trebuie tinut cont de ele la proiectare
In cele mai multe cazuri de folosire a otelului la temperatura normala, fluajul se poate neglija in dimensionare, in timp ce la temperaturi suficient de ridicate, calculele de dimensionare se bazeaza in intregime pe consideratii de fluaj.O examinare a temperaturilor si conditiilor de proiectare se poate baza oarecum arbitrar, pe cele trei intervale de temperatura in care comportarea si calculele sunt determinate de: a)-proprietati de scurta durata; b)-proprietati de scurta durata asociate cu cele de lunga durata (fluajul); c)-proprietatile de fluaj.Un cod german pentru incercare la fluaj a otelurilor,stabileste ca limita de curgere da informatii corespunzatoare in ceea ce priveste comportarea sub sarcini statice la tractiune pana la 3500C in cazul otelurilor carbon si pana la 4500C in cazul celor aliate. Limita superioara a intervalului la care se refera valorile de calcul prescrise, este considerata adesea ca fiind 3900C pentru otelurile carbon si cele termostabile Cr-Mo, in loc de 3000C –limita data anterior.“Codul ASME referitor la recipiente sub presiune, fara foc si cu privire la cazane” prescriu in cazul (a), drept tensiuni admisibile de calcul cele mai mici valori dintre:
-25% din rezistenta de rupere la tractiune, minima prescrisa la temperatura normala;
-25% din rezistenta la rupere la tractiune, minima scontata, la temperatura de utilizare;
-62,5% din limita de curgere ,minima scontata pentru o deformatie de 0,2%, la temperatura de utilizare.
Codul ASME referitor la recipiente sub presiune fara foc prescrie urmatoarele pentru domeniul de temperaturi la care trebuie considerate numai proprietatile de fluaj (categoria c): – “la temperaturi ridicate, valorile tensiunilor de calcul sunt bazate pe 100% din limita de fluaj; valorile astfel alese rezultand ca o medie a datelor experimentale obtinute din numeroase incercari si prelucrar e de catre subcomitetul de specialitate de pe langa ASME. Codul ASME pentru cazane, admite aceeiasi tensiune bazata pe limita de fluaj, insa numai 60% din medie sau 80% din redistenta de fluaj pe 100 000 ore. Pentru domeniul intermediar de temperaturi, Codul ASME pentru recipiente sub presiune fara foc specifica urmatoarele:
– “in intervalul de temperaturi intermediare, tensiunile vor fi limitate la valorile obtinute dintr-o curba continua care uneste valorile corespunzatoare intervalelor de temperatura scazute si ridicate, curba gasindu-se pe sau sub curba de 62,5% din limita de curgere, minimum scontata, la temperatura de proiectare.Prescriptiile se aplica recipientelor sub presiune si cazanelor cu o durata calculata de cel putin 100 000 ore. Alegerea coeficientilor de siguranta va depinde desigur de natura echipamentului ce se dimensioneaza.
3.3.Efectul variatiilor mici de temperatura si tensiune
Se analizeaza influenta variatiilor mici ale temperaturii si tensiunii asupra deformatiei totale de fluaj si a duratei pana la rupere.Variatiile mari de temperatura, care se pot produce la pornirea / oprirea unui echipament, produc gradienti de temperatura si tensiuni termice corespunzatoare. In acest caz se admite ca modificarile de temperatura sunt destul de mici pentru a nu produce tensiuni termice.Deformatia totala de fluaj se presupune a fi suma deformatiilor care se produc pe fiecare treapta. La o anumita treapta, fractiunea duratei de rupere consumata, este data de raportul:
-23-
Durata de tensiune si temperature data (*)
Durata la rupere la o tensiune si o temperatura
data,in cazul unei incercari clasice de fluaj
Pentru a studia efectul variatiei de temperatura asupra deformatiilor de fluaj, se va analiza numai fluajul stationar, in care, concluziile vor fi strict valabile numai pentru durata la care fluajul primar este neglijabil fata de cel secundar. Reprezentarea empirica, acceptata in modul cel mai general, a datelor de fluaj stationar, este urmatoarea:
ε f = Aσn * e – α / T
unde A , n si α sunt constante.
Daca nu este analizat un interval prea larg de temperatura, se poate admite o alta relatie empirica de forma:
ε f = Aσn * e (kn) T / 100
Daca o piesa proiectata pentru o viteza de fluaj (εf0) lucreaza jumatate din perioada sa de functionare la o temperatura ∆T peste temperatura medie, iar cealalta jumatate la o temperatura cu ∆T sub medie, se va observa in relatia de mai jos ca viteza neta de fluaj va fi:
ε f = Aσn * e (kn) T / 100= εf0 ch (kn ∆T/100)
Aceasta ecuatie se aplica, de asemenea, la o epruveta de tractiune a carei jumatate din lungimea sa se gaseste la o temperatura superioara, iar cealalta la o temperatura inferioara, cu acelasi gradient, fata de temperatura nominala.La o epruveta, a carei temperatura variaza liniar in timp, intr-un interval de temperatura 2T sau pentru 5 epruvete de tractiune a carei temperatura variaza liniar pe lungimea ei de la ∆T peste, pana la ∆T sub temperatura de proiectare:
εf = εf0 s h (kn ∆T/100)
kn ∆T /100
Importanta relativa in cazul incercarilor clasice de fluaj a variatiilor temperaturii medii si a diferentelor de temperatura fata de medie, poate fi dedusa din ultimele doua ecuatii.
3.4.Tensiunile termice produse ca urmare a modificarilor mari de solicitare si temperatura
In conditiile de solicitare elastica, se produc deseori concentrari locale de tensiune acolo unde forma constructiei se modifica brusc. Astfel, filetele, crestaturile, imbinarea unei tevi la un recipient, suportii si multe altele pot fi citate drept concentrari de tensiune. La recipientele supuse unei presiuni interioare, concentrarile de tensiune se produc in jurul gurilor de vizitare, imbinarilor dintre manta si funduri, racordurilor de ajutaje. In afara cazurilor de solicitare periodica variabila, acesti concentratori sunt considerati ca neglijabili, intrucat chiar si in cazul unor coeficienti teoretici de concentrare foarte mari, o deformatie plastica locala mica va limita varfurile de tensiune, la valori care nu depasesc cu mult limita de curgere. In cazul solicitarilor variabile, si in general in cazul celor alternante, tensiunile locale pot eventual provoca ruperea, cu toate ca tensiunile din
-24-
restul materialului se gasesc sub rezistenta la oboseala a unei epruvete netede. Pentru acest motiv, coeficientul de siguranta in cazul existentei filetelor, gurilor de vizitare etc. a fost analizat cu multa atentie. Examinand tensiunile dezvoltate de sarcinile exterioare, se poate observa ca dupa o anumita perioada de functionare la temperatura, tensiunile locale(secundare)aproape dispar ca o consecinta a procesului de detensionare.Descarcarea dupa o durata reletiv mare la temperaturi ridicate, produce o tensiune opusa si aproape egala cu tensiunea initiala dezvoltata de presiune, admitand ca fluajul nu a avut timp sa se manifeste in timpul descarcarii. Incarcarea ulterioara si descarcarea produc cicluri oscilante ale tensiunilor secundare (fig.12)cu starea faratensiuni, corespunzatoare perioadei de incalzire. Deformatiile sunt mici si in afara cazului in care numarul de cicluri este foarte mare,acest tip de solicitare nu produce ruperea.
Fig.nr.11-Schema de modificare a tensiunilor secundare (produse de fortele exterioare) datorita functionarii la temperaturi ridicate(perioadele de pornire si oprire sunt reprezentate exagerat).
fig.nr.11
1-relaxarea la temperaturi ridicate; 2-descarcarea; 3-pornirea; 4-oprirea;
5-fuctionarea la temperaturi ridicate; 6-pornirea initiala.
Singura exceptie ar constitui-o probabil piesele executate din material fragil,proiectete a lucra la tensiuni locale mari de compresiune.In acest caz, inversarea incarcarii datorita fluajului ar face sa se produca tractiunea si sa creasca pericolul ruperii. Starea de tensiune tenso-termica apare oriunde dilatarea sau contractia libera este impiedicata. Este posibil ca gradientii de temperetura existenti intr-un agregat sa nu permita dilatarea libera a tutor partilor componente; in acest caz, se vor produce tensiuni termice. Conditiile temporare de incalzire sau racire brusca, asa cum se intampla in timpul pornirii sau opririi reactoarelor chimice sau nucleare sau in timpul tratamentelor termice ale otelurilor conduc la gradienti mari de temperatura. Tensiunile termice care rezulta, sunt adesea atat de mari incat viteza cu care sunt incalzite sau racite agregatele trebuie sa fie limitata. Tensiunile termice pot fi dezvoltate nu numai de constrangeri interioare datorate gradientilor de temperatura ci si de legaturile exterioare. Din acest motiv, dispozitivele de detensionare, precum lirele de dilatare din sistemele de retele termice, imbinarile de dilatare si suportii flotanti sunt utilizate in mod obisnuit ori de cate ori este de asteptat o dilatare termica.Diferenta principala dintre tensiunile dezvoltate de o presiune sau alte forte exterioare si tensiunile de natura termica, in special in conditii de fluctuatii, consta in aceea ca primele creiaza concentrari de tensini, iar celelate concentrari de deformatii. Fluajul poate inversa sensul tensiunilor termice intr-un mod similar aceluia descris pentru cazul tensiunilor secundare datorate presiunii.
-25-
Fig.nr.12.Influenta fluajului asupra tensiunilor de natura termica.
fig.nr.12
a)-traseul O1214, variatia tensiunilor produsa de variatia temperaturii;
b)-traseul O1234, variatia tensiunilor produsa de fluaj.
Un alt efect important apare in cazul unor elemente cu rezistenta variabila care sufera o detensionare datorita fluajului. Coffin a denumit acest fenomen “amplificare prin deformatie”.
3.5.Oboseala si capacitatea de amortizare la temperaturi ridicate
O serie de cercetari au facut cunoscute date privind obosela la temperaturi ridicate, date care reliefeaza pe de o parte o tensiune mult redusa pentru rupere la un numar dat de cicluri atunci cand temperatura este marita, iar pe de alta parte o tendinta ca durabilitatea sa scada. Diferenta dintre incercarile obisnuite si incercarile la oboseala termica a fost analizata in paragraful anterior; principala concluzie, de altfel foarte importanta, rezulta din lucrarile lui Coffin si consta in aceea ca exploatarea in conditii de temperaturi ridicate sporeste rezistenta la oboseala datorita tensiunilor variabile, dar o va scadea pe aceea de deformatii variabile.O explicatie simplificata a acestei concluzii poate fi data in fig.13, in care liniile pline si intrerupte reprezinta curbele tensiune-deformatie corespunzatoare materialului recopt si deformat la rece.Fig.nr.13. Plasticitatea statica la cald pentru:
fig.nr.13
. a)-otel cu 0,5% Mo;
b)-otel cu 0,8% Cr si 0,5% Mo – dupa J.Glen
-26-
Incercarile de oboseala la temperaturi ridicate sunt complicate la valoarea nesigura a modului de elasticitate si de influenta a fluajului. Tipul ruperii depinde de timp si deci frecventa incercarii este importanta; in foarte multe cazuri, influenta fluajului si a oboselii sunt greu de separat. In acest caz, un mod comod de a determina fenomenul care guverneaza dimensionarea este cel din fig.14.
Fig.nr.14. Diagrama lui Godman modificata; domeniul durabilitatii la oboseala si al rezistentei la fluaj.
fig.nr.14
Pentru o temperatura data, se duce in abcisa σm (tensiunea medie), iar in ordonata σmax (tensiunea maxia). Domeniul de durabilitate la oboseala este limitat in acesta diagrama de conturul ABD, in timp cel al rezistentei la fluaj este reprezentat de curba ECE’.Se determina astfel tensiunea maxima “S” admisibila pentru temperatura considerata. Sub acesta tensiune ruperea se face face prin obosela, fara fluaj si domeniul de durabilitate este limitat de arcul AB, care reprezinta locul geometric al tensiunilor minime admisibile, fara a se produce ruperea. Deasupra lui “S”, exista fluajul si curba BC indica limita pe care nu o poate depasi tensiunea maxima de utilizare, fara ca sa apara o anumita alungire permanenta.
-27-
1.DESCRIEREA ECHIPAMENTULUI SI A ROLULUI FUNCTIONAL
1.1.Proces de regenerare; generalitati
Majoritatea proceselor industriale au la baza reactii intre fluide, catalizate pe suprafete solide. Catalizatorii considerati sunt substante solide, care pot avea structuri deosebit de variate. Prezenta lor intr-un sistem de reactii nu modifica echilibrul acestuia, dar pentru unele reactii ale sistemului se observa o marire si o selectivitate. Actiunea catalitica sufera un declin in timp, perioada de actiune putand sa se intinda de la cateva secunde, la ani de zile.Dezactivarea catalizatorului se realizeaza in principal pe trei cai:
a)- o blocare chimica a centrilor activi care poate fi reversibila sau ireversibila;
b)- o blocare mecanica a porilor de catre suspensiile solide antrenate de fluid;
c)- prin sinterizare sau transformari de faza,datorita eventualelor supraincalziri locale.
Actiunea catalitica poate fi influentata prin introducerea in compozitia catalizatorului a promotorilor sau a inhibitorilor, in special la reactiile multiple. Reactia chimica se desfasoara exclusiv pe suprafata catalizatorului, de aceea marimea si natura suprafetei sunt determinate pentru viteza acestuia. Pentru majoritatea proceselor se folosesc catalizatori a caror suprafata specifica este de ordinal zecilor sau sutelor de m2/g. Din punct de vedere al realizarii suprafetei speciale, catalizatorii sunt clasificati in catalizatori porosi si neporosi. In cazul celor porosi, suprafata provine din suprafata desfasurata a tuturor porilor, suprafata geometrica externa fiind neglijata, pentu cei neporosi.Suprafata este identica cu cea geometrica, externa, acestia fiind lipsiti de suprafata interna. Catalizatorii porosi se prezinta sub forma unor granule, ca in figura de mai jos, obtinute prin pastifare din microgranule rezultate in mod direct in procesul de preparare (precipitare, depunere de microgranule de inert). Dimensiunea (raza) porilor existenti este distribuita pe un domeniu larg de dimensiuni, comform figurii de mai jos. Conform acestei interpretari, solidul ofera reactiilor, elemente ale suprafetei numite – centrii activi, care participa efectiv la reactie. Procesul catalitic se realizeaza printr-o succesiune de etape reprezentate schematic in figura alaturata.
-28-
Reprezentarea procesului catalitic se face cu un model fizic ca in figura de mai jos:
1)Reactorul “A” trebuie sa fie transportat prin stratul stagnat (sau prin stratul limita) spre suprafata granulei (difuzie externa).
2)Reactorul trebuie sa difuzeze prin pori (difuzia interna), deoarece in interiorul granulei se afla practice toata suprafata de contact.
3)Reactorul trebuie adus apoi in contact cu centrii activi, printr-un proces de absorbtie activata.
4)Concentratia reactorului absorbit este necesar sa fie asa de mare incat sa aiba loc reactia de suprafata “A→P”.
5)Produsul “P” trebuie sa ajunga in faza fluida din interiorul porilor printr-un proces de desorbtie.
6)Produsul ajunge in zona convectiva in jurul granulei prin difuziune prin stratul stagnat.
Deoarece multe reactii catalitice sunt rapide si cu efecte termice importante, poate sa apara o anumita rezistenta termica la transportul caldurii dinspre si inspre granula influentand viteza procesului.
1.2.Etape de suprafata
Reprezentarea fenomenelor de suprafata s-a facut cu ajutorul modelelor
LAHGMUIR-HINSHELWOOD(1940),dezvoltate mai tarziu de HONGEN SI WATSON(1947) rezultand teoria “LHHW”. Conform acestei teorii reactia catalitica are loc intre reactantii adsorbiti intr-un strat molecular pe regiuni active ale suprafetei catalizatorului. Suprafata activa a catalizatorului este distribuita omogen si reprezinta o mica parte a suprafetei totale, nu se ajunge la o interactiune a componentelor adsorbite. In realitate, pe suprafata catalizatorului se gasesc centrii activi care se deosebesc prin energia si activitatea lor ; pentru o anumita reactie se presupune ca sunt folositi doar centrii avand un interval restrans de energie si de activitate, astfel incat cu acestea, catalizatorul este aparent omogen. Molecula adsorbita reactioneaza fie cu o molecula atasata altui centru activ (mecanism cu centrii adiacenti, dual), fie cu o molecula din faza gazoasa (mecanism cu centru activ). Produsii atasati centrilor activi se desorb, eliberandu-i pe acestia.
(a) → AB → P
⁄ x x \
A↓/x →(a) → A→ P → P↑
adsorbtie \ x x
(a) → AB→ P ⁄
x x x
-29-
A+B ↔ P+R (reactie reversibila)
Conform teoriei “LHHW “secventa desfasurarii procesului de suprafata este reprezentata prin:
A+X ↔ AX adsobtie;
B+X ↔ BX adsorbtie;
AX+BX ↔ PX+RX reactie de suprafata;
RX↔ R+X desorbtie.
unde X-centrii activi neocupati.
1.3.Difuzia interna
Cea mai mare parte a suprafetei catalitice este cea interna, a peretilor porilor granulei. Pe masura transportului reactantilor de la exterior spre centrul granulei, printr-un mecanism de difuzie interna, se stabileste un profil de concentratie descrescator, deoarece reactantii sunt transformati prin reactie. Astfel, suprafata interna a catalizatorului este cu atat mai inaccesibila reactantului, la concetratia exterioara data, cu cat este situata mai departe de periferia granulei. Difuzia in pori poate avea loc prin urmatoarele mecanisme:
difuziune moleculara;
difuziune Kmdsen;
difuziune de suprafata.
Difuziunea moleculara este caracterizata printr-un coeficient de difuziune molecular care ia in considerare faptul ca traiectoria de difuziune nu este dreapta si porii au geometrii variate.
Difuziunea Kmdsen este caracterizata de faptul ca fiecare molecula se comporta ca si cum ar fi singura: in cazul cand densitatea gazului este mica sau porii au dimensiuni mici, moleculele ciocnindu-se mai frecvent de peretii porilor decat intre ele; apoi fiind reflectate in directii intamplatoare.
Difuziunea de suprafata este neglijabila (determinata pe cale experimentala).
1.4.Difuzia externa
Spre deosebire de difuzia interna, difuzia externa actioneaza in serie cu celelate etape ale procesului, astfel incat influenta ei asupra vitezei procesului este evidentiata direct. Transportul reactantilor la suprafata externa a granulei se face prin difuziune moleculara prin stratul stagnat.Viteza acestui proces determina legatura intre concentratia in zona convectiva si concentratia la suprafata granulei.Marimea difereantei de concentratie depinde de viteza fluidului in jurul granulei, de proprietatile fizice ale fluidului si de viteza cu care este consumat in granula de catalizator.
1.5.Dezactivarea catalizatorului
Asa cum s-a aratat anterior catalizatorii prezinta o diminuare a activitatii catalitice in timp (de la cateva secunde pana la cativa ani). Dezactivarea poate fi mecanica prin colmatarea porilor sau chimica prin chemosorbtia pe centrii activi.
Dezactivarea mecanica, apare in special, in reactiile de degradare consecutive, in care ultimul produs, carbonul, blocheaza intrarea porilor. Aceasta dezactivare este temporara prin combustia carbonului cu aerul (eventual imbogatit cu oxigen), catalizatorul este regenerat.
Dezactivarea chimica este produsa de substante, care insotesc curentul reactant sau care apar in curentul reactant ca urmare a unor reactii secundare.Chemosorbtia acestor substante pe centrii activi poate fi reversibila, caz in care catalizatorul poate fi reactivat printr-un tratament adecvat, sau ireversibila, catalizatorul trebuie inlocuit. Un mecanism suplimentar de dezactivare, provine prin expunerea catalizatorului la conditii extreme de temperatura cand structura suprafetei
-30-
catalitice este distrusa fizic (sinterizare) sau chimic. Acest mecanism este numit “dezactivare independenta”. Cazul reactorului proiectat este o dezactivare mecanica a catalizatorului uzat.
1.6.Reactoare cu strat fluidizat
Reactoarele cu catalizator in strat fluidizat sunt utilizate pentru reactii endoterme la care se inpune regenerarea practic continua a catalizatorului. Contactarea dintre cele doua faze, gazoasa si solida, se face la viteze ale gazului, la care particulele solide sunt suspendate in curentul de gaz. Starea de strat fluidizat, este un fenomen complex, cuprinzand interactiuni particula-particula si particula-gaz, influentat de multi factori: – debitul de gaz; – diametrul particulelor; -diametrul stratului;
– caracteristicile distribuitorului. Pentru a intelege mai bine problemele care apar la dimensionarea reactorului, se prezinta in figura de mai jos o comportare tipica a unui strat de granule monodisperse la cresterea debitului gazului care trece prin acesta. Pe ordonata se reprezinta pierderea de presiune a gazului in strat, iar pe abcisa, viteza fictiva raportata la sectiunea stratului.
In punctual “F”este indeplinita conditia de fluidizare incipienta; viteza corespunzatoare suficienta pentru suspendarea granulelor, se numeste “viteza minima de fluidizare” Umf; fluidizarea este omogena. La viteze aproximativ de doua ori mai mari decat viteza minima de fluidizare, apar in stratul fluidizat, regiuni lipsite practic de solid, denumite ‘bule” care se ridica cu viteza apreciabila prin stratul fluidizat si confera acestuia o structura eterogena. Pe masura cresterii vitezei superficiale, diametrul bulelor creste, acestea se reunesc si la o viteza U0 = 5Umf pot ocupa intreaga sectiune a stratului, determinand “fenomenul de pistonare”. La viteze superficiale si mai mari, solidul incepe sa fie antrenat din strat, iar valoarea pierderii de presiune scade spre cea egala cu pierderea din tubul gol. Comportarea unui strat cu granule polidisperse este diferita; pentru o parte din granule se ajunge mai departe la viteza de antrenare si acestea sunt eliminate din strat; in alte situatii este posibila o anumita curgere preferentiala a gazului (canalizare) sau aparitia pistonarii la debite destul de mici, ceea ce face ca determinarea vitezei minime de fluidizare san nu mai fie precisa. In conditiile industriale de operare a stratului fluidizat U0 = 2….30 Umf (pentru obtinerea unor productii economice) comportarea stratului in acest domeniu de viteze, trebuie descrisa cu exactitate, pentru a permite calculul performantelor reactorului. Procesele catalitice in cea mai mare parte, implica pe langa faza de reactie si faza de regenerare a catalizatorului. Faza de regenerare a catalizatorului are drept scop mentinerea la un nivel constant a activitatii catalizatorului care scade pe masura ce apar depuneri de cocs pe suprafata catalizatorului. In procesele catalitice, pe masura contactarii materiei prime cu catalizator, are loc depunerea progresiva a cocsului pe suprafata acestuia, ceea ce duce la
-31-
scaderea treptata a activitatii catalitice. Cu toate ca pierderea completa a activitatii apare numai dupa depunerea a 13-15% g cocs, sau chiar 30-40% g fata de greutatea catalizatorului datorita dificultatilor mari ce apar la generarea catalizatorilor incarcati cu procente mari de cocs, se impune ca reactia sa fie intrerupta si catalizatorul sa fie supus regenerarii cu mult inaintea pierderii complete a a activitatii lui. Functie de tipul procesului si a catalizatorului utilizat, reactia este intrerupta cand procentul de cocs depus pe catalizator atinge 1-3% g. Dupa operatia de regenerare, pe catalizator ramane o cantitate oarecare de cocs remanent de pana la 0,3-0,7% g , cocs ce nu deranjeaza procesul de reactie. Pe de alta parte, o regenerare completa este un proces dificil de realizat si nejustificat cand se impune prin proces. In conditiile practice, catalizatorul actioneaza cu o activitate medie care este functie de continutul initial si final de cocs depus. Timpul dintre doua regenerari, este un factor tehnologic care depinde de realizarea industriala a procesului respectiv. Operatia de regenerare se efectueaza intr-un domeniu de temperatura cuprins intre 150-5500C. Limita superioara depinde de tipul catalizatorului si este fixata la cca.1000C sub temperatura la care se constata pierderea activitatii catalizatorului. Motivul pentru care se pastreaza aceasta diferenta este temperatura in zona de ardere a cocsului ce poate fi neuniforma, aparand zone supraincalzite greu de controlat. Regenerarea catalizatorului, consta in arderea cocsului depus pe catalizator in prezenta aerului. Aerul folosit la regenerare, se incalzeste in prealabil la o temperatura de minim 2500C deoarece aerul rece poate provoca intreruperi locale ale arderii. Durata totala a regenerarii poate veria de la 10 la 60 min. si este determinata de vitaza de ardere a cocsului depus pe catalizator. Viteza de ardere este functie de temperatura, de presiune, de continutul de oxigen in aerul initial si in gazele de regenerare, de continutul de cocs ce se arde in zona respectiva, de procentul de hidrogen continut in cocs si de marimea porilor catalizatorului. Continutul de hidrogen in cocs poate fi de cca.5% g. Reactiile ce au loc in procesul de regenerare sunt:
C + O2 = CO2
2C + O2 = 2CO
2H2 + O2 = 2H2O
Cantitatea de aer necesara pentru procesul de regenerare se calculeaza plecand de la urmatoarele premise:
– cca.95% din carbon reactioneaza la CO2, iar restul la CO;
– cantitatea teoretica de aer necesara pentru arderea a 1kg cocs, comform reactiilor de mai sus rezulta ca fiind cca.13,5kg aer/kg cocs;
– in practica se lucreaza cu un exces de aer x = 1,2 ÷ 1,8 functie de proces si de cantitatea de cocs arsa;
– continutul de H2 in cocs cca.5%.
Reactiile ce au loc la regenerarea catalizatorului sunt exoterme, caldura dezvoltata prin arderea cocsului fiind 8000-9000 kcal/kg cocs.
Descrierea procesului de regenerare : Catalizatorul uzat (cocsat) se introduce in regenerator pe la partea superioara, incarcandu-se pana la nivelul minim. Agentul de regenerare, aerul, se introduce in sistem din atmosfera, cu ajutorul suflantei de aer sau cu un compresor daca instalatia este de capacitate mai mare. Pe aspiratia suflantei s-a prevazut un filtru macanic pentru retinerea impuritatilor mecanice si o baterie de incalzire pentru perioada rece in scopul mentinerii unor conditii de temperatura cat mai constante pe aspiratia suflantei; presiunea de refulare a suflantei se mantine constanta. Aerul de la suflanta se introduce in cuptorul tubular, unde se incalzeste pana la temperatura de 450-5500C cu care se alimenteaza la regenerare. Cuptorul este incalzit cu gaz combustibil; debitul de gaz combustibil este reglat functie de temperatura din zona superiaora a camerei de radiatie la iesirea aerului din cuptor. Aerul cald se introduce la baza zonei de reactie printr-un sistem de distributie ce asigura o distributie cat mai uniforma a aerului in zona de reactie; reactia de regenerare are loc in strat fluidizat. Pentru mentinerea unui nivel
-32-
constant al temperaturii la regenerare s-a prevazut posibilitatea diluarii aerului cu azot si reglarea automata a raportului aer/azot cu mentinerea unui debit total aer + azot, constant.
Debitul de aer + azot este necesar sa se mentina constant pentru asigurarea unei fluidizari uniforme in strat. Catalizatorul regenerat prin cadere libera, in faza densa, se trimite din sistem prin conducta din partea inferioara a utilajului. Debitul de catalizator evacuat este controlat functie de nivelul stratului fluidizat din regenerator. Gazul de ardere se evacueaza din regenerator pa la partea superioara.Pentru separarea catalizatorului antrenat in gazul de ardere, utilajul este prevazut cu o baterie de trei cicloane in serie, cu piciorul ciclonului imersat in strat.Pentru recuperarea caldurii gazelor arse, dupa iesirea din regenerator se trimit printr-un schimbator de caldura tip generator de abur cu spatiu de vapori, unde se produce abur. Aburul format se poate utiliza in proces in alte faze sau se trimite in retea. De asemeni, s-a avut in vedere si recuperarea caldurii catalizatorului regenerat, in scopul producerii de abur, motiv pentru care utilajul este prevazut in zona inferioara cu un schimbator de caldura, tubular, printre tevi circuland catalizator solid si prin tevi condens cu producere de abur. Aerul produs poate fi utilizat in alte faze ale procesului sau se trimite la retea. In scopul usurarii circulatiei catalizatorului solid in zona inferioara a regeneratorului se injecteaza azot prin prize succesive. Catalizatorul regenerat se trimite la reactie fie prin cadere libera daca montajul sistemului reactor-regenerator permite acest lucru, sau prin transport pneumatic, agentul de transport fin dupa caz un inert sau materie prima, functie de proces si de natura reactiilor ce au loc in proces.
-33-
-34-
1.7.Descrierea constructiv functionala a reactorului
Echipamentul proiectat este un aparat tip coloana, in constructie sudata de tip autoportant, care se sprijina pe o constructie metalica prin intermediul unei virole suport si al unui inel de baza fiind ancorat de constructia respectiva cu 12 suruburi M30 dispuse la distanta egala.Reactorul este alcatuit din urmatoarele parti componente:
– un tronson superior izolat la interior cu doua straturi de beton termoizolant; trecerea de la cele doua diametre Ǿ2800 si Ǿ1800 se face printr-o reductie conica;
– o baterie de cicloane, amplasata in interiorul aparatului in zona superioara;
– un dispozitiv de aer in trei variante constructive, amplasat la baza tronsonului superior;
– un tronson inferior prevazut cu o serpentina amplasata in interior;
-racorduri tehnologice cu destinatie functionala stabilita comform procesului ce are loc in ineriorul racordului.
Echipamentul proiectat este destinat regenerarii unui catalizator uzat provenit de la un reactor. Catalizatorul uzat se introduce in partea superioara a regeneratorului, concomitent se introduce agentul de regenerare, aerul prin prin intermediul distribuitorului de aer care trebuie sa asigure o distributie cat mai uniforma in zona de reactie. De asemenea s-a prevazut un record tehnologic de introducere a azotului care sa dilueze aerul si sa mentina un raport constant aer/azot. Pentru separarea catalizatorului antrenat de gazele de ardere ce se degaja in timpul reactiei de regenerare, gaze care sunt evacuate in partea superioara a utilajului; utilajul este prevazut cu o baterie din trei cicloane. Cicloanele sunt montate in interior datorita dimensiunilor mari ale utilajului si pentru evitarea infundarilor pe conducte, deoarece gazele de ardere contin si apa care in contact cu catalizatorul ar conduce la infundari. In constructia aparatului s-a avut in vedere si recuperarea caldurii catalizatorului regenerat, in scopul producerii de abur, motiv pentru care in tronsonul inferior s-a prevazut un schimbator de caldura, tubular. Deoarece stratul de catalizator produce o eroziune puternica a otelului s-a prevazut o captuseala din beton in doua straturi care in acelasi timp asigura o economie de material refractar deficitar.Procesul de regenerare are loc in interiorul utilajului la o temperatura de 4500-5500C ajungand la o atenuare a temperaturii pe peretele exterior de 2000C. Deoarece procesul de regenerare trebuie sa fie bine controlat din punct de vedere al temperaturii, presiunii si a continutului pe langa indicatoarele de presiune, in exterior utilajul este vopsit cu vopsea termoindicatoare care vireaza culoarea la o temperatura mai mare de 200-2500C.
-35-
2. INCADRAREA ECHIPAMENTULUI IN LINIA TEHNOLOGICA
Regeneratorul proiectat face parte din cadrul instalatiei de conversie a metanolului la hidrocarburi olefinice si aromatice. Regeneratorul instalatiei cu catalizator in strat fluidizat este un vas cilindric (sau conic) cu fund conic sau semisferic avand diametrul mai mare decat racordul. Pe inaltimea sa regeneratorul prezinta o zona de separare cu un diametru mai mare si o zona cu un diametru mai mic in zona de ardere. Pentru a preintampina transformarea completa a oxidului de carbon in dioxid de carbon, la partea superioara a zonei de separare sunt prevazute injectoare de abur, unele constructii de regeneratoare fiind prevazute si cu serpentine de racire. Incalzirea catalizatorului la temperatura de ardere se face cu ajutorul injectoarelor de combustibil amplasate pe circumferinta zonei de ardere.Catalizatorul uzat se introduce in regenerator pe la partea superioara incarcandu-se la nivelul minim. Agentul de regenerare, aerul, se introduce in sistem din atmosfera, cu ajutorul unei suflante de aer sau cu un compresor daca instalatia este de capacitate mai mare. Pentru aspiratia suflantei s-a prevazut un filtru mecanic pentru a retine impuritatile mecanice si o baterie de incalzire pentru perioada rece in scopul mentinerii unor conditii de temperatura cat mai constante pe aspiratia suflantei. Presiunea de refulare a aerului se va mentine constanta; aerul de la suflanta se va introduce intr-un cuptor unde se incalzeste pana la temperatura de 4500 – 5500C; cuptorul este incalzit cu gaz combustibil. Debitul de gaz combustibil este reglat functie de temperatura din zona superioara a camerei de radiatie la iesirea aerului din cuptor. Aerul cald se introduce la baza zonei de reactie printr-un sistem de distributie ce asigura o distributie cat mai uniforma a aerului in zona de reactie. In afara instalatiei de cracare catalitica in strat fluidizat cu reactorul si regeneratorul montate unul langa altul sunt si instalatii in care cele doua aparate sunt montate in bloc cunoscute sub numele de ORTOFLOW. Amplasarea celor doua utilaje se face fie cu reactorul deasupra si regeneratorul dedesupt, fie cu regeneratorul deasupra. Prin amplasarea regeneratorului deasupra, transportul catalizatorului se face cu ajutorul jetului de aer.
3.STABILIREA CARACTERISTICILOR FUNCTIONALE SI A PARAMETRILOR DE LUCRU
Utilajul care urmeaza a fi proiectat este un regenerator cu catalizator din cadrul instalatiei de conversie a matenolului la hidrocarburi olefinice si aromatice, avand urmatoarele caracteristici de proiectare:
-temperatura maxima de lucru → 6500C;
-presiunea maxima de lucru → 0,25 MPa;
-diametrul interior corp superior → Ǿ2800 mm;
-diametrul interior corp inferior → Ǿ1800 mm.
Caracteristici tehnice:
in aparat – 0,15 ÷ 0,25MPa
in rebim ⁄
– presiunea ⁄ \ in serpentine – 1,6 ÷ 4MPa
\ in aparat – 0,6MPa
de calcul ⁄
\
in derpentina – 4,4MPa
-36-
in aparat max. – 6500C
in regim ⁄
– temperatura ⁄ \ in serpentine – 2600C
\ in aparat – 6500C
de calcul⁄
\ in serpentine – 3000C
in aparat – 38,95 m3
capacitatea reala ⁄
\ in serpentine – 0,061 m3
in aparat – aer,azot( 75-85)%,CO(0,3÷1,3)%
– mediu de lucru ⁄ CO2(0,4÷3,5)%
\ O2(5÷12)% catalizator
in serpentina – apa + abur
-suprafata de transfer – 9,6 m2
4. JUSTIFICAREA SOLUTIILOR CONSTRUCTIVE SI A MATERIALELOR ADOPTATE
Materialele utilizate pentru constructia recipientelor trebuie sa indeplineasca urmatoarele conditii:
– tehnice : → rezistenta mecanica;
→ rezistenta la eroziune.
tehnologice : → deformabilitate;
→ sudabilitate;
economice :→ materialul sa nu fie scump sau deficitar.
Utilajul proiectat pe baza temei tehnologice se compune din doua tronsoane, in tronsonul superior se dezvolta o temperatura de 2500C si in tronsonul inferior o temperatura de 6500C, presiunea maxima de lucru fiind 0,6 MPa. Tinand seama de aceste conditii de lucru se alege ca material de constructie pentru tronsonul superior, un material frecvent utilizat in constructia recipientelor. Alegerea acestui material pentru constructia tronsonului este justificata prin aceea ca datorita stratului de beton izolant nu exista conditii speciale de temperature si presiune. Caracteristicile mecanice sunt comform STAS 2883/3 – 80.
= 460 MPa ; = 227 MPa
Tronsonul inferior se realizeaza din otel aliat cu crom, nichel si titan si anume 12TiNiCr180 care indeplineste conditiile tehnice. Influenta elementelor de aliere asupra proprietatilor otelului este :
Cr – creste rezistenta la coroziune si implicit creste calibilitatea, durabilitatea, rezistenta la rupere, limita de curgere si de elasticitate;
Ni – determina o structura austenitica, creste rezistenta la rupere la temperaturi ridicate in conditii de coroziune si alierea cu Cr si Ni creste calibilitatea.
Ti – impiedica coroziunea intercristalina la otelurile cu continut ridicat de Cr si Ni.
-37-
Utilizarea otelurilor cu continut ridicat de Cr si Ni este conditionata de stabilitatea cu Ti in vederea prevenirii coroziunii intercristaline. Aceasta forma de coroziune apare intr-un interval critic de temperaturi ca urmare a precipitarii la limita grauntilor metalici a carburii de Cr saracind otelul in elementele care-i da pasivitate la agentii corozivi. Titanul are fata de carbon o afinitate mult mai mare decat cromul si prin adaugarea lui se va forma carbura de Ti, deci otelul nu va mai ramane fara Cr.
Compozitia chimica a otelului 12TiNiCr180 comform STAS 3583 – 80 este:
→ carbon max 0,12%;
→ siliciu max 0,80%;
→ mangan max 2%;
→ crom max 17% – 19%;
→ nichel max 8% – 9,5%;
→ titan max 0,02% – 0,07%.
Caracteristici mecanice: = 500 MPa ; / 100000 = 37 MPa
5.CALCULUL DE DIMENSIONARE SI VERIFICARE PENTRU PRINCIPALELE ELEMENTE CONSTRUCTIVE
5.1.Stabilirea dimensiunilor interioare
Din datele de proiectare se cunoaste diametrul nominal al corpului recipientului Dn = 2800 mm. Corpul recipientului este alcatuit din doua tronsoane, un tronson superior si un tronson inferior. Tronsonul superior are un diametru variabil si anume Ǿ2800 mm si Ǿ1800 mm legatura dintre ele facandu-se prin intermediul unei reductii conice. Utilizarea reductiei conice este impusa de procesul ce se desfasoara in interiorul utilajului si anume are rol de confuzor, adica de descarcare a materialelor pulverulente. Inaltimea partii cilindrice se impune din datele de proiectare si este Hc = 5000 mm pentru tronsonul superior cu Ǿ = 2800 mm. Inaltimea partii cilindrice, pentru tronsonul superior cu Ǿ = 1800 mm se impune a fi 4700 mm.Tronsonul inferior, in care se monteaza schimbatorul de caldura are un diametru de Ǿ500 mm si inaltimea partii cilindrice de 4870 mm. Imbinarea dintre corpul tronsonului superior si capacul si fundul acestuia se face prin cordoane de sudura cu o inaltime cuprinsa intre 30 ÷ 50 functie de grosimea table i se sudeaza. Pentru asigurarea montarii si demontarii schimbatorului de caldura din tronsonul inferior se asigura asamblari demontabile cu flanse. Dimensiunile interioare stabilite pentru corpul recipientului sunt aratate in figura de mai jos, unde:
D1 = 2800 mm – diametru tronson superior;
D1’= 1800 mm – diametru tronson superior;
D2 = 500 mm – diametru tronson inferior;
Hc1 = 5000 mm – inaltimea partii cilindrice pentru Ǿ2800 mm;
H’c1 = 4700 mm – inaltimea partii cilindrice pentru Ǿ1800 mm;
Hc2 = 4870 mm – inaltimea partii cilindrice pentru Ǿ500 mm.
-38-
5.2.Alegerea tipurilor de funduri si capace.
Stabilirea geometriei acestora
Alegerea formei capacelor si fundurilor pentru recipiente depinde de:
-conditiile impuse de procesul fizic sau fizico-chimic din recipient;
-presiunea din recipient;
-posibilitatile de fabricare ale uzinei constructoare.
Profilul suprafetei mediane a invelisului utilizat in acest scop poate fi:
-semisferic; -semielipsoidal;
-sferic cu racordare toroidala sau fara racordare;
-plan cu racordare sau fara racordare si tronconic.
Profilul eliptic este cel mai frecvent utilizat la obtinerea fundurilor si capacelor pentru industria chimica. Tipul de fund sau de capac elipsoidal are o variatie continua a razelor de curbura, ceea ce duce la o repartitie uniforma a tensiunilor. In urma cercetarilor teoretice si experimentale s-a determinat ca pentru un recipient cilindric un fund elipsoidal se realizeaza o concentrare minima de tensiunilor in zona imbinarii, daca raportul semiaxelor fundului este 2, acesta fiind profilul optim. La imbinarea fundului elipsoidal cu corpul cilindric, trebuie prevazuta o portiune cilindrica de lungime minima care are rolul de a scoate cordonul de sudura din zona in care este supus unor eforturi unitare suplimentare.Valorea inaltimii partii cilindrice trebuie corelata cu grosimea peretelui fundului sau capacului. Capacul si fundul tronsonului superior precum si fundul tronsonului inferior se vor realiza prin ambutisare. Pentru dimensiuni mici,
capacele si fundurile elipsoidale se realizeaza dintr-o bucata prin ambutisare la presa, iar pentru dimensiuni mari se realizeaza din doua bucati sudate inainte de ambutisare care vor avea cordonul de sudura amplasat la o distanta de centru a rondelei de 1/5 din diametrul exterior al acesteia, pentru a putea scoate cordonul de sudura in afara planului diametral in care eforturile sunt maxime.
In cazul in care fundurile si capacele strabatute de orificii pentru racordurile de legatura ale recipientului acestea nu se amplaseaza la intamplare. Astfel trebuie pastrata o distanta minima intre marginile orificiilor precum si intre marginile orificiilor si ale fundului ca in figura de mai jos.
-39-
In timpul executiei la presa a fundurilor elipsoidale se produce in anumite zone subtierea tablei pana la 10% din grosimea nominala. La alegerea grosimii tablei necesare realizarii capacelor sau fundurilor de o anumita grasime trebuie sa se tina seama de aceasta subtiere, precum si de faptul ca tablele se livreaza cu toleranta negativa. Lungimea partii cilindrice a fundului sau capacului in vederea sudurii cap la cap cu o virola cilindrica trebuie sa aiba urmatoarele valori minime.
Razele de racordare precum si inaltimea fundului sau capacului se determina cu relatiile:
ri = Di / 4 ; Ri = Di / 2 ; Hf = 0,25Di
Pentru capacul tronsonului superior:
D1i = 2800 [mm]
r1i = D1i / 4 = 2800/4 = 700 [mm]
R1i = D1i / 2 = 2800/2 = 1400 [mm]
H1f = 0,25D1i = 0,25×2800 = 700 [mm]
Pentru fundul tronsonului superior:
D2i = 1800 [mm]
r2i = D2i / 4 = 1800/4 = 450 [mm]
R2i = D2i / 2 = 1800/2 = 900 [mm]
H2f = 0,25D2i = 0,25×1800 = 450 [mm]
-40-
Pentru fundul tronsonului inferior:
D3i = 700 [mm];
r3i = D3i / 4 = 175 [mm];
R3i = D3i / 2 = 350 [mm];
H3f = 0,25D3i = 0,25×700 = 175[mm].
Utilajul proiectat este utilizat pentru regenerarea catalizatorului, proces care presupune o cadere gravimetrica a catalizatorului. Din acest motiv, utilajul trebuie prevazut cu reductii conice destinate descarcarii unor materiale pulverulente. In acest scop unghiul ‘α’ trebuie ales astfel incat sa asigure descarcarea materialelor pulverulente, iar unghiul complementar
lui ‘α’ trebuie sa fie mai mare decat unghiul de taluz natural’ψt’al materialului, respectiv 90-α ≥ ψt. Se alege unghiul de varf 2α = 600, comform STAS 7957-81 se vor executa reductii conice Dn2800 / Dn1800 ; Dn700 / Dn500.
Inaltimea partii cilindrice la aceste funduri este:
Fundul tronconic cu racordare se compune dintr-o parte tronconica (1), racordata printr-o portiune toroidala (2) la portiune cilindrica (3). Din punct de vedere mecanic pentru α < 600 (cazul prezentului proiect α = 300) virolele au o rezistenta apropiata de cea a viroleleor cilindrice. La constructia fundurilor tronconice din mai multe virole se respecta indicatiile de la virolele cilindrice in ceea ce priveste amplasarea cordoanelor de sudura. In plus se va avea grija ca in zona cu tensiuni incovoietoare mari (zona de trecere de la fundul conic la virola cilindrica) sa nu fie prevazute suporturi (care duc la solicitari locale suplimentare) sau orificii care sa slabeasca acesta zona.
-41-
5.3.Calculul de dimensionare a corpului superior
1.Capac Dn2800 [mm];
2.Virola cilindrica Dn2800 [mm];
3.Reductie tronconica Dn2800 / 1800 [mm];
4.Fundul ellipsoidal Dn1800 [mm];
6.Virola cilindrica Dn700 [mm];
7.Flansa superioara.
Se dau:
Di = 2800 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,95
fa = min ( fa1 ; fa2 )
Material : K47.2b
-42-
;
unde:
Rt0,2 – limita de curgere la temperatura de calcul [N/mm2];
R20 – rezistenta de rupere la tractiune [N/mm2];
cs1 – coeficient de siguranta;
cs2 – coeficient de siguranta;
Rtr /100000 – rezistenta tehnica de durata la temperatura de calcul [N/mm2]
Rt1 /100000 – rezistenta tehnica de fluaj la temperatura de calcul [N/mm2]
cf1 – coeficient de siguranta;
cf2 – coeficient de siguranta.
Caracteristicile mecanice sunt comform STAS 2883/3-80:
R2500,2 = 227 [N/mm2]
R20 = 460 [N/mm2]
Rtr /100000 = 0 ; Rt1 /100000 = 0
cs1 = 1,5
cs2 = 2,4
[N/mm2]
fa = min (fa1 ; fa2) = 151,33 [N/mm2]
[mm]
c1 = 0 (nu exista coroziune)
c2 = 0,8 [mm] comform STAS 437-80
s = s0+c2 = 6,66 [mm] – grosimea necesara
sp= 12 [mm] – grosime proiectata
Calculul pentru virola: (Dn1800)
Se dau:
Di = 1800 [mm]
pc = 0,6 [MPa ]
z = 0,95
Material: K47.2b
fa = 151,3 [N/mm2] (calculul anterior pentru acelasi material si in aceleasi conditii t = 2500C).
-43-
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 4,56 [mm] – grosime necesara ;
sp = 10 [mm] – grosime proiectata .
Calculul pentru virola: (Dn700)
Se dau:
Di = 700 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,95
fa = 151,3 [N/mm2]
Material: K47.2b
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm]
c3 = 0
s = 2,26 [,m] – grosime necesara ;
sp = 8 [mm] – grosime proiectata .
Calculul pentru virola: (Dn1400)
Se dau:
Di = 1400 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,95
fa = 151,3 [N/mm2]
Material: k47.2b
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 3,72 [mm] – grosimea necesara ;
sp = 10 [mm] – grosime proiectata .
-44-
5.4.Calculul de dimensionare a tronsonului inferior
1.Flansa inferioara
2.Virola cilindrica Dn700 [mm]
3.Virola cilindrica Dn500 [mm]
4.Reductie Dn700 / 500
5.Virola cilindrica Dn700 [mm]
7.Fund elipsoidal Dn700 [mm]
8.Reductie Dn500 / 250
-45-
Calculul pentru virola: (Dn500)
Se dau:
Di = 495 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,9
Material: 12TiNiCr180
fa = min (fa1 ; fa2)
fa1- nu este cazul
[N/mm2] ; Rt1 – nu este cazul
cf1 = 1,5
fa2 = 37/1,5 = 24,66 [N/mm2]
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 7,23 [mm] – grosimea necesara ;
sp = 8 – grosime proiectata ,
Calculul pentru virola: ( Dn250)
Se dau:
Di = 258 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
Material: 10TiNiCr180
z = 0,9
fa = min (fa1 ; fa2)
-46-
= 147 [N/mm2]
R20 = 500 [N/mm2]
cs1 = 1,5
cs2 = 2,4
[N/mm2]
fa = 98 [N/mm2]
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 1,38 [mm] -grosime necesara ;
sp = 8 [mm] – grosime proiectata .
Calculul pentru virala: (Dn700)
Se dau:
Di = 700 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
Material: 10TiNiCr180
z = 0,9
fa = 98 [N/mm2] (calculat anterior pentru acelasi material si aceeiasi temperature t = 2500C)
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 2,89 [mm] -grosime necesara ;
sp = 10 [mm] – grosime proiectata .
5.5.Alegerea grosimii “ STAS “ de tabla
Tinand seama de calculul compensarii orificiilor care se face prin introducerea unui inel de compensare, prin ingrosarea peretelui racordului si mai ales prin ingrosarea peretelui recipientului, precum si de calculul recipientului tip coloana la solicitari seismice si eoliene este bine ca grosimea tablei din care se confectioneaza recipientul sa fie mai mare decat valoarea impusa din calcul. Astfel se aleg urmatoarele grosimi de proiectare comform STAS 43-80: -pentru virola Dn2800 → s = 12 [mm].
-47-
Dn1800 → s = 10 [mm]
Dn1400 → s = 10 [mm]
Dn700 → s = 8 [mm]
Dn500 → s = 8 [mm]
Dn700 → s = 10 [mm]
Dn250 → s = 8 [mm]
Corpul se obtine prin asamblare de virole cilindrice si tronconice. O virola se obtine din tabla prin curbare pe valt si sudare in lungul generatoarei. Latimea tablei se dispune in lungul generatoarei virolei astfel incat fibrajul tablei obtinut prin laminare sa se afle pe directie inelara (directia de solicitare maxima). Lungimea tablei necesare obtinerii unei virole cilindrice este:
L = π (Di+s) – in general
L = π (Di+se+a/2) +b1+b2-2c – cand se cere o precizie mai ridicata
unde:
Di – diametrul interior al virolei recipientului [mm];
se – grosimea efectiva a tablei [mm];
a – abaterea admisibila prin ovalizare [mm];
b1 – contractia cordonului de sudura [mm];
b2 – marimea interstitiului dintre capetele tablei [mm];
c – adaosul pentru prelucrarea marginilor tablei [mm]
Tablele au dimensiuni standardizate (grosimea si inaltimea).Daca lungimea necesara este mai mare decat lungimea din tabla existenta, se recurge la imbinarea prin sudare a doua sau mai multe bucati de tabla, care trebuie alese astfel incat cele doua cusaturi longitudinale ale unei virore sa fie la o distanta mai mare sau cel putin egala cu 800 mm; pentru o singura asemenea distanta se admite sa fie de cel putin 200 mm. O distanta prea mica intre cordoanele de sudura alaturate rigidizeaza zona respective si-i modifica raza de curbura (o mareste). Corpul cilindric sau cilindroconic se obtine prin asamblarea de virole, prin sudare cap la cap cu cordoane de sudura circumferentiale. Astfel, virolele cilindrice 1-3 din figura de mai jos au fost imbinate prin sudare in lungul meridianelor (cordoanele de sudura a,b,c).
Cele trei virole se asambleaza intre ele prin intermediul cordoanelor de sudura inelare A , B astfel incat san nu existe cordoane de sudura in zona intersectarii acestora are loc ingramadire de material de adaos, apar eforturi inelare remanente si deformatiile se accentueaza; intre doua cordoane de sudura meridionale a doua virole alaturate sa existe un decalaj ‘a’, masurat pe circumferinta, mai mare de trei ori decat grosimea tablei, insa minim 100mm.
-48-
Stabilirea dimensiunilor tablei utilizate:
-Tronson superior:
Virola Dn2800, cu inaltimea partii cilindrice H = 5000 [mm], cu grosimea tablei
s = 12[mm]. L = π (Di+s) = π (2800+12) = 8834 [mm]
Virola Dn1800, cu inaltimea partii cilindrice H = 4700[mm], cu grosimea tablei
s = 10 [mm]. L = π (Di+s) = π (1800+10) = 5686 [mm]
Virola Dn1400, cu inaltimea partii cilindrice H = 3000[mm], cu grosimea tablei
s = 10 [mm]. L = π (Di+s) = π (1400+10) = 4429 [mm]
-Tronson inferior:
Virola Dn700, cu inaltimea partii cilindrice H = 4000[mm], cu grosimea tablei
s = 8 [mm]. L = π (Di+s) = π (700+8) = 2224 [mm]
Virola Dn500, cu inaltimea partii cilindrice H = 4870[mm], cu grosimea tablei
s = 8 [mm]. L = π (Di+s) = π (500+8) = 1595 [mm]
Virola Dn700,cu grosimea tablei s = 10 [mm].
L = π (Di+s) = π (700+10) = 2230 [mm]
Virola Dn250,cu grosimea tablei s = 8[mm].
L = π (Di+s) = π (25+8) = 810 [mm]
5.6.Calculul de rezistenta a fundurilor si capacelor
Dimensionarea capacelor si fundurilor sub actiunea presiunii de calcul presupune calculul grosimii de proiectare cunoscand presiunea interioara.
-49-
Capac elipsoidal E2800:
Se dau:
Di = 2800 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
z = 0,95
Material: K47.2b
fa = 151,3 [N/mm2] (calculate in capitolul de dimensionare a partii cilindrice sub actiunea partii interioare)
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0
s = 5,86+0,8+1,6 = 8,26 [mm]
Fund elipsoidal E1800:
Se dau:
Di = 1800 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
z = 1
Material: K47.2b
fa = 151,3 [N/mm2]
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm]
c3 = 0,1,4 [mm]
s = 3,58+0,8+1,4 = 5,78 [mm]
Fund elipsoidal E1400:
Se dau:
Di = 1400 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
z = 1
Material: K47.2b
-50-
fa = 151,3 [N/mm2]
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,08 [cm]
c3 = 0,1 [cm]
s = 2,78+0,8+1 = 4,58 [mm]
Fund elipsoidal E700:
Se dau:
Di = 700 [mm]
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
z = 1
Material: K47.2b
fa = 151,3 [N/mm2]
[mm]
s = s0+c1+c2+c3
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm]
c3 = 0,8 [mm]
s = 2,99 [mm]
-51-
5.7.Calculul de rezistenta a reductiei conice
Reductie Dn2800/ Dn1800:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,9
Material: K47.2b
fa = 151,3 [N/mm2] (calculat anterior la tc = 2500C)
α = 300C – semiunghiul la varf
Spk = max (Spk1 ; Spk2) pentru α ≤ 700C
unde:
pc – presiunea de calcul [MPa];
Spk – grosimea de rezistenta a reductiei;
D – diametrul interior [mm];
k – coeficient ; k = f (α ; r/Di)
fa – rezistenta admisibila a materialului [N/ mm2];
z – coeficientul de rezistenta a imbinarii prin sudura;
Dk – diametrul interior [mm];
c1 – adaos de coroziune [mm];
c2 – abaterea negativa la grosimea tablei [mm];
-52-
c3 – adaos tehnologic [mm];
r – raza interioara de racordare [mm];
k = f (300; 0,15) comform C4 – 83
k = 0,7
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm]
c3 = 1,2 [mm]
[mm]
[mm]
Dk = Di cosα = 2800 x cos300 = 2688 [mm]
Spk = max (Spk1 ; Spk2) = max (6,32 ; 8,85) = 8,85 [mm]
Reductie Dn700/ Dn500:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,9 comform C4 – 83
Material: 12TiNiCr180
fa = 24,66 [N/mm2] (calculat anterior)
α = 300C
Di = 700 [mm]
Dk = Di cosα = 700 x cos300 = 511 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm]
c3 = 0,5 [mm]
k = 0
[mm]
-53-
Reductie Dn400/ Dn250:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,9
Material: 12TiNiCr180
fa = 24,66 [N/mm2] (calculat anterior)
α = 300C
Di = 400 [mm]
Dk = Di cosα = 400 x cos300 = 266,4 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm]
c3 = 0,5 [mm]
k = 0 nu exista racordare – Spk1 = 0
[mm]
Reductie Dn250/ Dn150:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
z = 0,9 comform C4 – 83
Material: 12TiNiCr180
fa = 24,66 [N/mm2] (calculat anterior)
α = 300C
Di = 250 [mm]
Dk = Di cosα = 250 x cos300 = 161[mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm]
c3 = 2,5 [mm]
k = 0 nu exista racordare – Spk1 = 0
[mm]
-54-
Deoarece calculul compensarii orificiilor si calculul coloanei la solicitari seismice si eoliene conduc la ingrosarea peretelui recipientului; pentru ca acesta sa reziste solicitarilor se aleg urmatoarele grosimi de tabla:
Capac E2800 → s = 16 [mm];
Reductie Dn2800/ Dn1800 → s = 12 [mm];
Fund E1800 → s = 14 [mm];
Fund E1400 → s = 10 [mm];
Fund E700 → s = 8 [mm];
Reductie Dn700/ Dn500 → s = 10 [mm];
Reductie Dn400/ Dn250 → s = 10 [mm];
Reductie Dn250/ Dn150 → s = 10 [mm];
5.8.Dimensionarea mantalei recipientului
Temperatura este factorul care influenteaza constantele fizice ale substantelor, vitezele reactiilor, echilibrele chimice, precum si echilibrele dintre fazele unui sistem. Transferul termic se poate face direct, prin contactul dintre agentul termic si materialul ce trebuie incalzit/racit sau indirect cand intre acestea se afla un perete despartitor. In cazul utilajului proiectat, reactiile chimice care au loc in interiorul lui dezvolta o temperatura de 6500C, temperatura la care transmiterea caldurii prin peretii recipientului se va face predominant prin radiatie. In constructia recipientelor sub presiune, mantaua poate avea rol de incalzire sau de racire. Pentru reactorul proiectat mantaua are rol de racire si se monteaza in interiorul aparatului. Mantaua utilizata are rol de izolatie termica astfel incat temperatura de la nivelul peretilor recipientului sa nu depaseasca 2500C temperatura la care se justifica alegerea materialuli K47.2b.Izolatia termica se va executa din doua straturi de beton termoizolant si anume: beton BT-I3CO4 comform STAS 11486-89 si beton B-F82 comform STAS 11209-79.Betonul BT-I3CO4 va fi in contact cu suprafata metalica a aparatului,va avea grosimea de 70 mm si va urmari suprafata interioara a tronsonului superior, cu exceptia fundului. La partea inferioara stratul are suprafata plana, orizontala, racordarea cu peretele vertical facandu-se printr-o zona de trecere conica la 450. Stratul de beton B-F82 va fi in contact cu mediul din interiorul aparatului, va avea grosimea de 80 mm pe toata suprafata. La parte inferioara a tronsonului, suprafata plana a stratului de beton o constitue suprafata de reazem a distribuitorului de aer. Tronsonul inferior se va izola termic cu vata minerala in zona racordurilor tehnologice si a capacelor gurilor de vizitare precum si in spatial dintre distribuitorul de aer si peretele de beton refractar.
-55-
-56-
5.9.Determinarea presiunii de incercare hidraulica
Relatia prin intermediul careia se determina presiunea de incercare hidraulica este:
unde:
pc – presiunea de calcul [MPa];
fap – tensiunea admisibila a elementului determinata pentru pc la temperatura tp la care se face incercarea [N/mm2];
fa – tensiunea admisibila a elementului determinata pentru pc la temperatura de calcul [N/mm2];
unde:
Rc – limita de curgere la temperatura tp la care se face proba [N/mm2];
R20 – rezistenta la rupere [N/mm2];
cs1, cs2 – coeficienti de siguranta comform C4 – 83
cs1 = 1,5
cs2 = 2,4
Determinarea presiunii de proba hidraulica pentru tronsonul superior:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
tp = 200C
Material: K47.2b
Rc = 285 [N/mm2] (la 200C) conform STAS 2883/3 – 80
R20 = 460 [N/mm2] conform STAS 2883/3 – 80
= Rc / cs1 = 285/1,5 = 190 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 460/2,4 = 191,6 [N/mm2]
[N/mm2]
fa = 151,3 [N/mm2] –calculat anterior
[MPa]
pph = 0,95 [MPa] – pentru tronsonul superior
-57-
Determinarea presiunii de proba hidraulica pentru tronsonul inferior:
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
tc = 6500C
tp = 200C
Material: 12TiNiCr180
Rc = 210 [N/mm2] (la 200C)
R20 = 500 [N/mm2]
= Rc / cs1 = 210/1,5 = 140 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 500/2,4 = 208,3 [N/mm2]
fap = min (; ) = 140 [N/mm2]
fa = 24,66 [N/mm2] –calculat anterior pentru materialul 12TiNiCr180 la temperatura
tc = 6500C.
[MPa]
Se dau:
pc = 0,6 [MPa]
tc = 2500C
tp = 200C
Material: 10TiNiCr180
Rc = 200 [N/mm2]
R20 = 500 [N/mm2]
= Rc / cs1 = 200/1,5 = 133,3 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 500/2,4 = 208,3 [N/mm2]
fap = min (; ) = 133,3 [N/mm2]
fa = 98 [N/mm2] –calculat anterior pentru materialul 10TiNiCr180 la temperatura
tc = 2500C.
-58-
[MPa]
Se adopta pentru tronsonul superior si inferior presiunea de proba hidraulica cea mai mica: pph = min (0,95 ; 4,26 ; 1,02) = 0,95 [MPa]
Determinarea presiunii hidraulice pentru serpentina din schimbatorul de caldura montat in piciorul tronsonului inferior:
Se dau:
pc = 4,4 [MPa]
tc = 3000C
tp = 200C
Material: OLT 35K
Rc = 230 [N/mm2] (la 200C) comform STAS 8184-80
R20 = 350 [N/mm2] comform STAS 8184-80
= Rc / cs1 = 230/1,5 = 153,3 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 350/2,4 = 145,8 [N/mm2]
fap = min (; ) = 145,8 [N/mm2]
= 140 [N/mm2] comform STAS 8184-80
fap = min [(140/1,5) ; (350/2,5)] = 93,33 [N/mm2]
[MPa]
Se dau:
pc = 4,4 [MPa]
tc =3000C
tp = 200C
Material: K47
-59-
Rc = 270 [N/mm2] (la 200C) conform STAS2883-80
R20 = 450 [N/mm2] conform STAS2883-80
= 180 [N/mm2] conform STAS 2883-80
= Rc / cs1 = 270/1,5 = 180 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 450/2,4 = 187,5 [N/mm2]
fap = min (; ) = 180 [N/mm2]
fa = min [(R3000,2/ cs1) ; (R20/ cs2)] = min [(180/1,5) ; (450/2,5)] = 120 [N/mm2]
[MPa]
Se dau:
pc = 4,4 [MPa]
tc = 6500C
tp = 200C
Material: 12TiNiCr180
Rc = 210 [N/mm2] (la 200C)
R20 = 500 [N/mm2]
= Rc / cs1 = 230/1,5 = 153,3 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 350/2,4 = 145,8 [N/mm2]
fa = 24,66 [N/mm2] calculate anterior
fap = min (; ) = 145,8 [N/mm2]
= Rc / cs1 = 210/1,5 = 140 [N/mm2]
= R20 / cs2 = 500/2,4 = 208,3 [N/mm2]
[MPa]
Se dopta pentru serpentina presiunea de proba hidraulica cea mai mica: min(8,59 ; 8,25 ; 31,2)
pph = 8,25 [MPa]
-60-
5.10.Verificarea elementelor supuse la presiunea de proba
hidraulica
Se calculeaza grosimea de reziztenta a tablei, necesara la proba hidraulica Snec, care trebuie sa fie mai mica sau egala cu grosimea de proiectare a tablei calculate anterior pentru elementele cilinrice, conice si elipsoidale care intervin in constructia prezentului utilaj.
Snec = Sr+ c1+c2+c3
unde:
pph – presiunea de proba hidraulica determinate anterior;
Sr – grosimea de rezistenta [mm];
pph – presiunea de proba hidraulica determinate anterior;
c1 – adaos de exploatare;
c2 – abaterea negative a tablei;
c3 – adaos tehnologic.
Pentru virola Dn700:
Se dau:
Di = 700 [mm]
pph = 1,65 [MPa]
tp = 200C (temperatura la care se face proba)
Material: 10TiNiCr180
= 200 [N/mm2]
= 180 [N/mm2] (= 0,9)
z = 0,9 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] conform STAS 437-80
c3 = 0
[mm]
Snec = Sr+ c1+c2+c3=2,99 [mm]
Sp ≥ Snec ↔ 10 > 2,99
[N/mm2]
-61-
σef ≤ 0,9 σc20 ↔ 47,7 < 180 se verifica
Fund E700:
Se dau:
Di = 700 [mm]
tp = 200C
Material: K47.2b
= 285 [N/mm2]
= 0,9
= 256 [N/mm2]
z = 1 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,8 [mm] conform STAS 437-80
c3 = 0,8 [mm]
Sp= 8 [mm] (din calculele de la dimensionarea capacelor si fundurilor sub actiunea presiunii interioare) pph = 1,15 [MPa]
[mm]
Snec = Sr+ c1+c2+c3 = 3,17 [mm]
Sp ≥ Snec ↔ 8 > 3,17 [mm]
[N/mm2]
σef ≤ 0,9 σc20 ↔ 63,46 < 256 [N/mm2]
Virola Dn500:
Se dau:
Di = 492 [mm]
tp = 200C
Material: 12TiNiCr180
= 210 [N/mm2]
= 0,9
= 189 [N/mm2]
-62-
z = 0,9 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] conform STAS 437-80
c3 = 0,8 [mm]
Sp= 8 [mm]
pph = 1,15 [MPa]
[mm]
Snec = Sr+ c1+c2+c3 = 2,17 [mm]
Sp ≥ Snec ↔ 8 > 2,17 [mm]
[N/mm2]
σef ≤ 0,5 σc ↔ 42,55 < 189 [MPa]
Verificarea elementelor conice la presiunea de proba hidraulica:
Reductie conica Dn250 / Dn150:
Se dau:
= 210 [N/mm2]
= 0,9
= 189 [N/mm2]
tp = 200C
z = 0,9 [mm]
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] conform STAS 437-80
c3 = 2,5 [mm]
α = 300C –semiunghiul elementului conic.
Dk = 161 [mm] – (valori calculate la dimensionarea capacelor si fundurilor)
Spk = 10 [mm]
[mm]
Sneck = Srk+ c1+c2+c3 = 2,99 [mm]
Sneck = 0,63+0,5+2,5 = 3,63 [mm]
pph = 1,15 [MPa]
-63-
Spk > Sneck ↔ 10 > 3,63 [mm]
[MPa]
σef < 0,5 σc ↔ 17,7 < 189 [MPa]
Reductie conica Dn700/ Dn500:
Se dau:
Material: 12TiNiCr180
= 210 [N/mm2]
= 0,9
= 189 [N/mm2]
tp = 200C
z = 0,9 [mm] comform C4 – 83
c1 = 0
c2 = 0,5 [mm] comform STAS 437-80
c3 = 0,5 [mm]
α = 300C
pph = 1,15 [MPa]
Dk = 511 [mm] – (valori calculate la dimensionarea capacelor si fundurilor)
Spk = 10 [mm]
; Sneck = 3 [mm]
Spk ≥ Sneck ; 10 mm > 3mm
[MPa]
σef ≤ 0,9 σc ↔ 42,64 < 189 [MPa]
Elementele verificate indeplinesc conditia de rezistenta de presiune de proba hidraulica.
-64-
5.11. Alegerea si verificarea flanselor
La calculul imbinarii cu flanse se vor avea in vedere:
-conditiile de strangere ce caracterizeaza solicitarile ce apar in elementele imbinarii cu flanse (suruburi, garnituri, flansa) in momentul strangerii suruburilor la montaj, pentru atingerea presiunii specifice de strangere ‘q’, a garniturii.
Aceste conditii sunt caracterizate de existenta unor presiuni egale, atat in interiorul cat si in exteriorul imbinarilor cu flanse si de temperatura mediului ambiant care este reflectata de calculul valorilor fa20 ; 200C –temperatura de montaj.
-conditiile de exploatare ce caracterizeaza solicitarile ce apar in elementele imbinarii cu flanse in timpul exploatarii, solicitarile tin seama de existanta unei presiuni interioare mai marea decat cea de pe partea exterioara si a unei temperaturi diferite de cea de la montaj.In cazul unor imbinari cu flanse la care conditiile de exploatare nu difera de cele de montaj, calculul imbinarii se rezuma la calculul pentru conditiile de strangere. Zona de etansare este zona in care exista un contact simultan al garniturii pe ambele fete de etansare, este delimitata de diametrele ‘Dec’ si ‘Dic’ si au latimea ‘B0‘. In calcul se ia in considerare o latime eficace ‘b’ mai mica decat ‘B0‘. Calculele se vor efectua utilizand dimensiunile corectate ale flensei, prin luarea in considerare a adaosului pentru conditii de exploatare C1.
Notatii folosite:
Ad – aria efectiva a sectiunii transversale ale unui surub, determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru [cm2];
Aef – aria totala efectiva a sectiunii transversale ale suruburilor determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru [cm2];
Anec – aria totala necesara a sectiunilor transversale ale suruburilor, determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru [cm2];
Aq – aria totala a sectiunilor transversale ale suruburilor ,determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru, necesare in conditiile de strangere a garniturii [cm2];
A0 – aria totala a sectiunii transversale ale suruburilor, determinate la fundul filetului sau in zona celui mai mic diametru, necesara in conditii de exploatare [cm2];
aD – distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este repartizata forta FD, [cm];
aG – distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este repartizata forta FG [cm];
aT – distanta radiala dintre cercul de asezare a suruburilor si cercul pe care este repartizata forta FT [cm];
B – latimea efectiva a garniturii [cm];
B0 – latimea de strangere a garniturii [cm];
Bmin – valoarea minima a latimii de strangere a garniturii [cm];
b0 – latimea de referinta a garniturii [cm];
css, cfs1, cfs2 – coeficientii de siguranta fata de limita de curgere, rezistenta tehnica de durata, respectiv limita tehnica de fluaj;
C1 – adas pentru conditii de exploatare [cm];
D – diametrul interior al flansei [cm];
D1– diametrul exterior al flansei; in cazul flanselor cu suruburi rabatabile, diametrul exterior este definit de cercul tangent locasurilor pentru suruburi [cm];
D2 – diametrul cercului de asezare a suruburilor [cm];
D3 – diametrul cercului pe care este repartizata reactiunea garniturii [cm];
-65-
Dec – diametrul de contact simultan exterior al garniturii [cm];
Dic– diametrul de contact simultan interior al garniturii [cm];
d- diametrul nominal al suruburilor, [cm];
F – forta totala rezultata din aplicarea presiunii pe aria determinata de diametrul D3 [daN];
FD – forta totala rezultata din aplicarea presiunii pe aria determinata de diametrul D [daN];
FG – forta totala de compresiune aplicata pe zona eficace de calcul a suprafetei de etansare [daN];
Fq – forta totala necesara pentru realizarea presiunii de strangere a garniturii [daN];
,– tensiunea admisibila pentru materialul inelului resfrant sau a sudurii la temperatura de 200C, respectiv la temperatura de calcul;
, – tensiunea admisibila pentru materialul suruburilor la temperatura de 200C, respectiv temperatura de calcul [N/mm2];
,– tensiunea admisibila pentru materialul flansei la temperature de 200C, respectiv la temperatura de calcul [N/mm2];
,– tensiunile admisibile la temperatura de calcul a suruburilor care corespund caracteristicilor determinate pe baza incercarilor de scurta durata, respectiv a incercarilor de lunga durata [N/mm2];
fA – tensiunea normala in directia axiala [N/mm2];
fR – tensiunea normala in directia radiala [N/mm2];
fT – tensiunea normala in directia tangentiala [N/mm2];
h – grosimea talerului flansei [cm];
k – raportul dintre diametrele exterior si interior al flansei;
k1,k2,k3 – factori de forma ai flansei;
kV, kF – factori de forma pentru flanse de tip integral;
kFL, kVL – factori de forma pentru flanse de tip liber;
kf – factor de corectie a efortului unitary in directia axiala;
FT – diferenta dintre fortele totale F si FD, [daN];
kM – factor de corectie a momentuli Mc;
L – lungimea gatului flansei, [cm];
L0 – factor linear, [cm];
Mc – valoarea de calcul a momentuli de incovoiere din flanse [daNcm];
M0 – momentul de incovoiere total care apare in conditiile de exploatare;
Ms – momentul de incovoiere rezultat din actiunea fortei PS [daNcm];
m – coeficientul specific garniturii;
n – numarul de suruburi [buc];
PS – forta de calcul din suruburi [daN];
PC – presiunea de calcul pentru flansa [MPa];
q – presiunea de strangere specifica a garniturii [N/mm2];
Sq – grosimea garniturii [cm];
Sp0 – grosimea de proiectare a gatului flansei la capatul dinspre elemental de recipient [cm];
Sp1 – grosimea de proiectare a gatului flansei la capatul dinspre taler;
Si – grosimea inelului rasfrant [cm];
SS – grosimea peretelui stutului [cm];
T,U,Y,Z – factori de forma ai flansei;
,– tensiunea tangentiala din inelul rasfrant sau din sudura,la temperatura de 200C, respectiv la temperatura de calcul [N/mm2].
-66-
Calculul de rezistenta al imbinarii cu flanse se efectueaza determinand si verificand urmatoarele:
b0 = B0 / 2 = 7/2 = 3,5 [mm] ; Daca b0 < 6,3 [mm] atunci b = b0 = 3,5 [mm]
[mm]
b) valorile fortelor ce actioneaza asupra imbinarii: Fq = π D3bq-materialul garniturii – metalo-plastic
m = 3,75
q = 62 [N/mm2]
Fq = π x 5 x 3,5 x 62 = 3406,9 [N]
FG = 2πD3bmpc = 2π x 50 x 3,5 x 0,37 x 0,6 = 247,2 [N]
F = π/4 pc = π/4 x (50)2 x 0,6 = 117,7 [N]
FD = π/4 D2 pc = π/4 x 0,6 x (28)2 = 36,9 [N]
FT = F- FD = 80,7 [N]
-67-
c) ariile sectiunilor suruburilor:
[mm]
[mm2]
[m2] > Anec
4
Anec = max(;) = 30,8 [m2]
d) solicitarea garniturii pentru conditii de strangere:
[mm] < B0
e) valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de strangere:
[N]
[mm]
Ms = ps x aG = 60138 [Nxmm]
f) valoarea momentului de incovoiere pentru conditiile de exploatare:
[mm]
[mm]
Ma = aD x FD + aG x FG + aT x FT = 2,4×3,69+1,75×24,72+2,3×8,07
Ma = 7067 [Nxmm]
g) valoarea de calcul a momentului de incovoiere este cea mai mare valoare obtinuta din relatiile:
sau Mc = Ma
= 60192 [Nxmm] deci Mc = 10592 [Nxmm]
-68-
h) factorii de forma ai flansei:
[mm]
; ;
T = 1; z = 1,15; y = 1,4; U = 1,55; KF = 0,76; KV = 0,12; Kf = 1
k) valorile tensiunilor:
– din flansa
[N/mm2]
[N/mm2]
[N/mm2]
≤ 1,5 ; = 24,66 [N/mm2]
10,9 [N/mm2] ≤ (1,5 x 24,66) [N/mm2]
≤
10,5 [N/mm2] ≤ 24,66 [N/mm2]
18,5 [N/mm2] ≤ 24,66 [N/mm2]
-69-
≤ 24,66 [N/mm2]
≤ 24,66 [N/mm2]
5.12. Calculul de compensare a oroficiilor
Orificiile trebuie amplasate pe funduri si capace astfel incat distanta dintre marginea sudurii racordului sau a sudurii inelului de intarire a racordului si conturului exterior al fundului, masurata in proiectia pe plan perpendicular pe axa de revolutie sau capacului sa fie cel putin cu 1/10 din diametrul exterior al fundului, dar nu mai mic de (0,09Di + s).
Calculul se refera la compensarea orificiilor aflate pe elementele (cilindrice, conice, funduri si capace) de recipient supuse la presiune interioara care indeplinesc conditia DxSp ≤ 400 [cm2].
In conditiile de functionare , d0n > de compensarea orificiilor se face prin ingrosarea peretelui elementului, ingrosarea stutului sau adaugarea unui inel de compensare. Un orificiu se considera izolat daca distanta fata de orificiu cel mai apopiat sadisface conditia:
a0 ≥
Diametrul maxim al unui orificiu izolat care nu necesita compensare este dat de relatia:
d0n – diametrul maxim al orificiului care nu necesita compensare;
Sp– grosimea de proiectare a elementuuli de recipient in care se afla orificiul ce trebuie compensat,rezultata din calculul de rezistenta;
S0 – grosimea de rezistenta a elementului recipientului in care se afla orificiul ce trebuie compensate,rezultata din calculul de rezistanta;
c1 – adaosul de coroziune;
DC – diametrul interior de calcul al elementului de recipient pe care se afla amplasat orificiul ce trebuie compensate;Daca d0n > de orificiul trebuie compensat.
-70-
Pentru compensarea unui orificiu trebuie indeplinita conditia:
unde:
hec- lungimea partii exterioare a racordului care contribuie la compensare;
S0 – grosimea de rezistenta;
Sci – grosimea echivalenta de calcul a inelului de compensare;
Sp – grosimea de proiectare;
c1 – adaos de coroziune;
Spr – grosimea de proiectare a peretilor racordului;
S0r – grosimea de rezistenta a peretilor racordului;
hic – lungimile partilor interioare ale racordului ce participa la compensare;
Kr – raportul intre tensiunile admisibile ale materialului racordului si materialul matalei;
Ki – raportul intre tensiunile admisibile ale materialului inelului de compensare si materialul mantalei;
d – diametrul interior al racordului;
Dc–diametrul interior de calcul al elementului recipientului pe care trebuie amplasat orificiul de compensare.
[cm]
-71-
Pentru gura de vizitare: G1 – Dn800 ; Pn12,5
Se dau:
Material: K47.2b
= 227 [N/mm2]
R20 = 460 [N/mm2]
cs1 = 1,5 ; cs2 = 2,4
[N/mm2]
d0n > de ↔ G1 – trebuie compensate
de = 800+2×10 = 820 [mm]
hec = he sau
d = 800 [mm]
c1 = 0
hec = [mm]
pc= 0,6 [MPa]
z = 0,95
[mm]
Spr = S0r+ c1+ c2+ c3
c2 = 0,8 [mm] (abaterea negative a tablei)
Spr = 1,58+0,8 = 2,47 [mm]
Se alege o valoare acoperitoare: Spr = 10 [mm]
hic = hi sau
hic = [mm]
Kr = far / fa sau 1,0
Ki = fai / fa sau 1,0
Kr = 151,3/151,3 = 1 = Ki
Sci = 0
Se verifica relatia:
1875 > 1504 daca relatia este indeplinita, este justificata ingrosarea peretelui mantalei (Spr = 10 mm) si Spi = 12 [mm]
-72-
Pentru gura de vizitare G2 – Dn1400 ; Pn8
Se dau:
Material: K47.2b
= 227 [N/mm2]
R20 = 460 [N/mm2]
fa = 151,3 [N/mm2]
d = 1400 [mm]
D = 2800 [mm]
Sp = 12 [mm]
S0 = 5,86 [mm]
c1 = 0
pc= 0,6 [MPa]
z = 0,95
de = d+2s = 1400 + 2×12 = 1424 [mm]
[mm]
430 [mm] > 142,4 [mm] deci relatia NU este indeplinita, astfel este necesara o compensare a orificiului:
Kr = far / fa sau 1,0
Ki = 1
[mm]
Spr = S0r+ c1+ c2+ c3 = 2,93+0,8 = 3,37 [mm]
Se propune ingrosarea peretelui: Spr = 12 [mm]
[mm]
[mm]
deci, Sci = 0,8 [cm] ; Se adopta Spi = 16 [mm]
[mm]
-73-
Calculul compensarii orificiilor la presiunea de incercare hidraulica:
Pentru G1 – gura de vizitare
Se dau:
d = 800 [mm]
de = 820 [mm]
c1 = 0
z = 1
Material: K47.2b
= 285 [N/mm2]
fa = 0,9 = 256,5 [N/mm2]
= Sp-c1-c2-c3
c2 = 0,8 [mm]
c3 = 0
= 10-0,8 = 9,2 [mm]
S0 = 376 [mm]
pc = 1,06 [MPa] (presiunea la care se efectueaza proba hidraulica)
Se verifica relatia: d0n ≥ de
Dc = 1800[mm]
d0n ≥ de 404,5 [mm] < 820 [mm] relatia NU se verifica ,deci este necesara o compensare
Se alege Spr = S’p = 9 [mm]
rezulta: 1752,81 > 1504
-74-
Pentru tronsonul inferior
Se dau:
de = 716 [mm]
S0 = 3,58 [mm]
= Sp-c1-c2-c3
Sp = 12 [mm]
c1 = 0 ; c2 = 0,8 [mm] ; c3 = 0
Material: K47.2b
= 285 [N/mm2]
fa = 0,9 = 256,5 [N/mm2]
D = 1800 [mm]
Dc = D2/4 (pentru funduri elipsoidale)
Hi = D/4 = 1800/4 = 450 [mm]
Dc = 1802/2×45 = 3600 [mm]
Se verifica relatia: d0n ≥ de
d0n > de rezulta 998 [mm] > 715 [mm], relatia este indeplinita deci tronsonul inferior nu necesita compensare.
Pentru racordul iesire catalizator Dn250 , Pn40:
Se dau:
d = 250 [mm]
de = 273 [mm]
z = 1
c1 = 0
Material: 10TiNiCr180 ; =200 [N/mm2]
fa = 0,9 = 180 [N/mm2]
D = 700 [mm]
Hi = D/4 = 70/4 = 175 [cm]
Dc = D2/2H = 702/2×17,5 = 1400 [mm]
S0 = 1,39 [mm]
c2 = 0,8 [mm] ;
c3 = 0,8 [mm]
Sp =0,8 [mm]
= Sp-c1-c2-c3
S’p = 6,4 [cm]
-75-
Se verifica relatia: d0n ≥ de
d0n > de rezulta 706 [mm] > 273 [mm], relatia este indeplinita, deci racordul R4 nu necesita compensare.
Calculul compensarii orificiilor invecinate:
Doua orificii se considera invecinate daca nu este sadisfacuta relatia:
Pentru racordurile 9(R13/1) si (R13/4):
Sp = 1,2-0,08 = 11,2 [mm]
a0 = 140 [mm]
rezulta: 140 [mm] < 350 [mm] orificiile sunt invecinate
Pentru R13/1 ;Kr1 = min(far1/fa ; 1) = min(113,1/151,3 ; 1)
Kr1 = 7,48 [mm]
Pentru R13/4 ; Kr2 = min(far2/fa ; 1) = min(113,1/151,3 ; 1)
Kr2 = 7,48 [mm]
hec1 = he1 sau
hec1 =
hec2 = he2 sau
hec2 = 18,2 [mm]
hic1 = hi1 sau
hic1 = 7,3 [mm]
hic2 = hi2 sau
hic = 7,3 [mm]
-76-
Grosimea de rezistenta:
rezulta: 9,83 > 2,78 –orificiile sunt compensate
5.13.Temperatura peretilor metalici
Deoarece energia interna a unui amestec molecular depinde atat de variabilele de stare (p,T) cat si de compozitia sistemului, o reactie chimica ce provoaca variatia compozitiei amestecului este in totdeauna insotita de o variatie de energie. Aceasta variatie se numeste caldura de reactie sau efectul termic al reactiei si are o deosebita importanta pentru dimensionarea si exploatarea reactorului chimic; suprafetele de transfer termic (racire, incalzire), debitul si temperatura agentului termic, comportarea in exploatare (stabilitatea) a reactorului sunt determinate cantitativ de acestea. Pentru o buna dimensionare a reactorului se impune deci un calcul al transferului termic in zona inzidirii. Ecuatia generala a fluxului de caldura pentru suprafete cilindrice este:
unde:
t1= ti= 6500C, temperatura gazului din reactor;
te = 100C, temperatura la fata exterioara a mantalei reactorului;
λ1 = 1[kcal/mhgrd], pentru beton B-F82 la tmed = 6000C;
λ2 = 0,126 [kcal/mhgrd], pentru beton BT-I3CO4 la tmed = 4000C;
λ3 = 44,5 [kcal/mhgrd], pentru manta metalica la tmed = 800C;
αe = 8+0,05t4 = 8+0,05×80 = 12 [kcal/mhgrd], pentru pereti cu raza de curbura mare;
-77-
Temperatura peretelui aparatului in zona cu diametru mantalei Ǿ2800:
d1 = 2,5 [m];
d2 = 2,66 [m];
d3 = 2,8 [m];
d4 = 2,824 [m].
t1 = 6500C = ti
-78-
Temperatura peretelui aparatului in zona cu diametrul mantalei Ǿ1800:
d1 = 1,5 [m];
d2 = 1,66 [m];
d3 = 1,8 [m];
d4 = 1,82 [m].
t1 =6500C = ti
Temperatura pe capacul superior:
Ecuatia generala a fluxului de caldura pentru suprafete sferice:
d1 = 4,74 [m];
d2 = 4,9 [m];
d3 = 5,04 [m];
d4 = 5,072 [m].
-79-
t1 =6500C = ti
-80-
Calculul temperaturii peretilor metalici in zonele captusite cu vata minerala
Ipoteza de calcul: temperatura pe fata interioara a izolatiei termice este egala cu temperatura mediului din interiorul aparatului.
t1 = ti = 6500C
Ecuatia generala a fluxului de caldura:
In zona inferioara a reactorului:
λ1 = 0,066 [kcal/grdxmh] pentru tmed = 3500C
λ2 = 75 [kcal/grdxmh] pentru tmed = 400C
d1 = 0,496 [m];
d2 = 0,7 [m];
d3 = 0,72 [m];
αe = 8+0,05×43 ~ 10
-81-
t1 =6500C
Temperatura peretelui exterior al racordului R3:
λ1 = 0,071 [kcal/grdxmh] pentru tmed = 4000C
λ2 = 43 [kcal/grdxmh] pentru tmed = 1300C = t3
αe = 8+0,05 x t3 = 8+0,05×130 = 14,5
d1 = 0,168 [m];
d2 = 0,203 [m];
d3 = 0,219 [m];
t1 =6500C
~ 100C
-82-
5.14.Calculul greutatii tronsoanelor in conditii de
montaj, proba hidraulica si exploatare
Calculul greutatii tronsonului 1:
Greutatea tronsonului se va calcula in conditii de:
montaj;
proba hidraulica;
exploatare.
[m3]
G 1 = ρgVc = 7800 x 9,81 x 0,313 = 22384 [N]
[m3]
G 2 = ρg Vb = 22000 [N]
Greutatea amenajarilor interioare: G ai = 9510 [kgm/s2]
[m3]
Greutatea fluidului in proba: G = 48000 [N]
-83-
G M = 54384 [N]
G exp = 102384 [N]
G ph = 54384 [N]
Calculul tronsonului 2:
Calculul greutatii se va executa pentru cele 3 conditii:
montaj;
proba hidraulica;
exloatare.
[m3]
G c = 20418 [N]
[m3]
G bet = 58000 [N]
G ai = 5200 [N]
G r = 13750 [N]
G ff = 18000[N]
G fp = 120000 [N]
unde:
G c – greutatea mantalei corpului;
G bet – grutatea betonului;
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G r – greutatea racordurilor;
-84-
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba.
G M = 97368 [N]
G exp = 115368 [N]
G ph = 217368 [N]
Calculul tronsonului 3:
Se va calcula greutatea pentru:
montaj;
proba hidraulica;
exloatare.
G v = mg = 450 x 9,8 = 4414,5 [N]
G ai = 0
G r = 0
G b = 5500 [N]
G ff = 1000 [N]
G fp = 9000 [N]
unde:
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G r – greutatea racordurilor;
G b –greutatea betonului;
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba.
G M = 9914 [N]
G exp = 10914 [N]
G ph = 18914 [N]
Calculul tronsonului 4:
Se va calcula greutatea pentru:
montaj;
proba hidraulica;
exloatare.
-85-
G ff = 1500 [N]
G fp = 2500 [N]
G ai = 2830 [N]
G r = 650[N]
unde:
G v –greutate vata minerala;
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G r – greutatea racordurilor;
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba.
G M = 4022,4 [N]
G exp = 5522,4 [N]
G ph = 7022,4 [N]
Calculul tronsonului 5:
Se va calcula greutatea pentru:
montaj;
proba hidraulica;
fuctionare.
G ff = 500 [N]
G fp = 1500 [N]
G ai = 1020 [N]
G r = 190[N]
G v = 140 [N]
-86-
unde:
G v –greutate vata minerala;
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G r – greutatea racordurilor;
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba.
G M = 1946,4 [N]
G exp = 2500 [N]
G ph = 3500 [N]
Calculul tronsonului 6:
Se va calcula greutatea pentru:
montaj;
proba hidraulica;
exploatare.
G = ρgV =
G ff = 300 [N]
G fp = 700 [N]
G ai = 340 [N]
unde:
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba.
G M = 1000 [N]
G exp = 1300 [N]
G ph = 1700 [N]
-87-
Calculul tronsonului 7:
G ff = 7000 [N]
G fp = 10000 [N]
G ai = 8020 [N]
G r = 1090[N]
G v = 4960 [N]
G m = 1090 [N]
unde:
G v –greutate vata minerala;
G ff – greutatea fluidului pentru coloana in functionare;
G r – greutatea racordurilor;
G ai – greutatea amenajarilor interioare;
G fp –greutatea fluidului pentru coloana in proba;
G m –greutatea mantalei.
G M = 14070 [N]
G exp = 21070 [N]
G ph = 24070 [N]
5.15.Sarcini ce solicita aparatele de tip coloana
Aparatele de tip coloana din instalatiile chimice se monteaza in general in exteriorul cladirilor. Coloanele montate in exteriorul cladirilor se realizeaza de obicei autoportante.Solicitarile aparatelor de tip coloana sunt fie rezultatul fortelor (determinate de gravitatie, vant, zapada, cutremure), fie rezultatul actiunii deformatiilor (determinate de diferente de temperatura, de fluaj).Sarcinile sau incarcarile (forte sau sisteme de forte) coloanelor pot fi permanente
-88-
(constante in tot timpul functionarii coloanei) sau temporare. Sarcinile ce solicita coloana depind de amplasarea acesteia (in cladiri sau in exterior) si de etape in care se gasesc acestea (montaj, proba hidraulica de presiune, faza de exploatare). Coloanele montate in exterior pot fi solicitate in functionare de greutatea proprie, presiune interioara, presiune exterioara, incarcari climatice (vant, zapada, variatii de temperatura), temperaturi si variatii ale temperaturilor tehnologice, sarcini seismice.In cazul montarii in cladire coloana nu este supusa solicitarilor datorate vantului si zapezii.
5.15.1.Sarcini si efecte datorate de actiunea vantului
Aparatele de tip coloana sunt flexibile astfel ca sub actiunea rafaleleor de vant, acestea oscileaza. Actiunea unei rafale de vant are efectul unui impuls imprimat coloanei. In toate normativele actiunea rafalelor se considera prin majorarea presiunii dinamice calculate pe baza vitezelor mediate qv, tinand seama si de caracteristicile dinamice ale coloanei. Se obtine presiunea de calcul la actiunea vantului: pv = β x qv, in care β > 1 este coeficientul dynamic: β = 1 + ε x mi
ε –factor dinamic sau de repaus dependent de perioada de vibratie proprie T, a coloanei;
mi –factor de pulsatie sau de rafala, dependent de inaltimea solului.
Factorul (ε) tine seama de capacitatea coloanei de a absorbi energia eliberata in miscarea turbulenta a vantului. Actiunea dinamica a vantului asupra coloanei, precum si efectul efortului unitar tangential determinat de aer la scurgerea sa in jurul coloanei se echivaleaza cu actiunea statica denumita forta de antrenare P, a coloanei pe directia si in sensul scurgerii aerului. Pentru un tronson ‘i’ al coloanei aflat la distanta Hi de la sol , forta de antrenare are expresia:
Pi = ca x pv,i x Ai
p v,i = β x qv,H -presiunea de calcul a vantului;
Ai = De x hi –aria proiectiei a coloanei pe un plan perpendicular la directia vantului;
ca –coeficientul aerodinamic de antrenare;
Pi – se aplica la centrul de greutate G i ,al tronsonului de inaltime hi . Efectul fortelor Pi in raport cu un punct al coloanei se obtine reducandu-le in punctul respectiv. Se obtine o forta si un moment incovoietor total: Mv = Mc + Mp
Mc –momentul incovoietor provocat de actiunea vantului asupra corpului cilindric al coloanei;
Mp –momentul incovoietor provocat de actiunea vantului asupra platformelor si a anexelor de deservire.
n –numarul total al tronsoanelor coloanei; numerotarea incepe de la varful coloanei.
z –numarul total de platforme, de deservire.
Σ ai –suma proiectiilor tuturor elementelor platformei dispuse in afara zonei umbrei aerodinamice a coloanei, pe plan vertical.
-89-
5.15.2.Sarcini determinate de actiunea seismelor
Proiectarea coloanelor tinand seama de actiunea seismelor presupune in primul rand stabilirea seismicitatii regiunii in care aceasta va fi amplasata.Urmeaza apoi determinarea raspunsului dinamic al coloanei la actiunea seismica, pe baza modelului de calcul adoptat si calculul starii de solicitare determinate de actiunea seismica. Forta sesmica corespunzatore modului de vibratie fundamental (j = 1) pentru un tronson k, se poate calcula si cu relatiile:
pentru H/Di ≥ 15
pentru H/Di ≤ 15
Gk –greutatea tronsonului k;
Hk –distanta de la baza coloanei la centrul de greutate al tronsonului k;
β –coeficientul dinamic dependent de perioada vibratiei fundamentala, T;
kk –deplasarea relativa a centrului de greutate al tronsonului k;
kH –coeficient dependent de raportul H ;
Hk
H –inaltimea totala a coloanei;
E –modulul de elasticitate al materialului corpului coloanei;
I –momentul de inertie al sectiunii in raport cu axa coloanei;
Iφ –momentul de inertie al bazei fundatiei in raport cu axa coloanei;
cφ –coeficient de tasare neuniforma a terenului.
Momentul incovoietor de calcul la baza coloanei, datorita seismelor se determina :
– pentru T1 < 0,6s → MS = MS,1
– pentru T1 ≥ 0,6s → MS = 1,25MS,1
unde:
In unele normative se considera suprapunerea momentului produs de seism cu o fractiune a momentului produs de vant: MS,V = MS + 0,3 MV
-90-
Dimensiunile principale ale coloanei:
1.Diametrul interior al coloanei: 2.Grosimea efectiva a peretelui
coloanei:
Di1 = 0,492 [m] S1 = 8 x 10-3 [m]
Di2 = 0,596 [m] S2 = 10 x 10-3 [m]
Di3 = 0,7 [m] S3 = 10 x 10-3 [m]
Di4 = 0,7 [m] S4 = 8 x 10-3 [m]
Di5 = 1,25 [m] S5 = 10 x 10-3 [m]
Di6 = 1,8 [m] S6 = 10 x 10-3 [m]
Di7 = 2,3 [m] S7 = 12 x 10-3 [m]
3.Inaltimea: H = 11,83 [m] 4.Aria proiectiei coloanei pe plan
perpendicular la directia vantului:
h1 = 4,6 [m] A1 = 2,34 [m2]
h2 = 0,18 [m] A2 = 0,12 [m2]
h3 = 0,35 [m] A3 = 0,25 [m2]
h4 = 0,6 [m] A4= 0,43 [m2]
h5 = 0,4 [m] A5 = 0,51 [m2]
h6 = 4,7 [m] A6 = 8,55 [m2]
h7 = 1 [m] A7 = 2,32 [m2]
5.Adaosul de coroziune: c = 0;
6.Greutatea corpului coloanei G;
7.Greutatea amenajarilor interioare: Gd = 0,026 [MN];
8.Greutatea izolatiei termice: Giz = 0,086 [MN];
9.Greutatea lichidului in conditii de exploatare: G1 = 0,028 [MN];
10.Greutatea apei din coloana la proba hidraulica: Ga = 0,191 [MN];
11.Diametrul mediu al corpului coloanei: 12.Momentul de inertie:
Dm1 = 0,5 [m] I1 = 3,92 x 10-3 [m4]
Dm2 = 0,606 [m] I2 = 8,73 x 10-3 [m4]
Dm3 = 0,71 [m] I3 = 1,4 x 10-3 [m4]
Dm4 = 0,708 [m] I4= 1,11 x 10-3 [m4]
Dm5 = 1,26 [m] I5 = 7,85 x 10-3 [m4]
Dm6 = 1,81 [m] I6 = 0,027 x 10-3[m4]
Dm7 = 2,312 [m] I7 = 0,05 x 10-3 [m4]
13.Coeficientul ‘j’:
j1 = 0,5 [m]
j2 = 0,5 [m]
j3 = 0,5 [m]
j4 = 0,6 [m]
j5 = 1,75[m]
j6 = 0,6 [m]
-91-
14.Greutatile tronsoanelor:
Pentru determinarea valorii reportului H/Dech a coloanei cu ‘n’ tronsoanede diametre diferite, se calculeaza in prealabil diametrul echivalent.
Dk –diametrul exterior al tronsonului de lungime Hk al coloanei;
H/ Dech = 13,4 < 15
Perioada vibratiei fundamentale se poate calcula cu relatiile:
pentru H/ D < 15 →
cφ = 90 [MN/m3]
[m-4]
[m]
[m]
-92-
[m]
[m]
[m]
[m]
[m]
Cotele centrelor de greutate ale tronsoanelor:
H1 = 0,5 [m]
H2 = 3,35 [m]
H3 = 5,9 [m]
H4 = 6,4 [m]
H5 = 6,875[m]
H6 = 7,14 [m]
H7 = 9,53 [m]
[m]
Perioada proprie de vibratie:
-pentru coloana in proba: Tp = 0,446 [s];
-pentru coloana goala: Tg = 0,31 [s];
-pentru coloana in functiune: Tf = 0,441 [s].
qv,10 = 0,55 [kN/m2]
Presiunea dinamica de baza a vantului pentru:
-tronson 1: qv,1 = 0,69 [kN/m2]
-tronson 2–7: qv,2 = qv,2 = 0,55 [kN/m2]
Factorul dinamic:
= 1,4 ; = 1,5 ; = 1,5
= 1,49 ; = 1,52 ; mi = 0,35
-93-
Perioada de calcul a vantului:
[MN/m2] ; [MN/m2]
[MN/m2] ; [MN/m2]
[MN/m2] ; [MN/m2]
Forta de antrenare datorita vantului:
-pentru coloana goala: -pentru colana in proba, in functiune:
P1 = 2,14 x10-3 [MN] = 2,2 x10-3 [MN]
P2 = 0,08 x10-3 [MN] = 0,09 x10-3 [MN]
P3 = 0,18 x10-3 [MN] = 0,186 x10-3[MN]
P4 = 0,31 x10-3 [MN] = 0,32 x10-3 [MN]
P5 = 0,37 x10-3 [MN] = 0,37 x10-3 [MN]
P6 = 6,23 x10-3 [MN] = 6,38 x10-3 [MN]
P7 = 1,69 x10-3 [MN] = 7,73 x10-3 [MN]
ca = 0,9
Momentul de incovoiere maxim provocat de actiunea vantului asupra corpului cilindric:
-pentru coloana goala: – pentru colana in proba, in functiune:
= 20,4 x10-3 [MNxm] = 21×10-3 [MNxm]
= 0,57×10-3 [MNxm] = 0,64×10-3 [MNxm]
= 1,23 x10-3 [MNxm] = 1,27×10-3 [MNxm]
= 1,98 x10-3 [MNxm] = 2,04×10-3 [MNxm]
= 2,18 x10-3 [MNxm] = 2,18×10-3 [MNxm]
= 20,87 x10-3[MNxm] = 21,37×10-3 [MNxm]
= 0,8 x10-3 [MNxm] = 0,86×10-3 [MNxm]
= 48 x10-3 [MNxm] = 50×10-3 [MNxm]
-94-
Momentul de incovoiere maxim provocat de actiunea vantului asupra platformelor de deservire:
-pentru coloana goala: – pentru colana in proba, in functiune:
= 8,74 x10-3 [MNxm] = 8,75×10-3 [MNxm]
= 5,2×10-3 [MNxm] = 5,33×10-3 [MNxm]
= 5,01 x10-3[MNxm] = 5,13×10-3 [MNxm]
= 4,66 x10-3[MNxm] = 7,48×10-3 [MNxm]
= 4,3 x10-3 [MNxm] = 4,5×10-3 [MNxm]
= 2,44×10-3 [MNxm] = 2,5×10-3 [MNxm]
= 0,36 x10-3[MNxm] = 0,37 x10-3 [MNxm]
= 30,71 x10-3 [MNxm] = 31,26×10-3 [MNxm]
Momentul incovoietor total datorita actiunii vantului:
-pentru coloana goala: = 78,71 x10-3 [MNxm]
– pentru colana in proba, in functiune: = 81,26 x10-3 [MNxm]
Incarcarea determinata de actiunea seismelor:
-grad de intensitate seismica: 8
-coeficient de sesmicitate: ks = 0,05
-coeficient dnamic: = 2,75 ; =2,3
Forta seismica:
-pentru coloana goala: – pentru colana in proba:
= 0,7 x10-2 [MN] = 0,42 x10-2 [MN]
= 0,005 x10-2 [MN] = 0,0026 x10-2 [MN]
= 0,049 x10-2 [MN] = 0,0025 x10-2 [MN]
= 0,024 x10-2 [MN] = 0,012 x10-2 [MN]
= 0,017 x10-2 [MN] = 0,013 x10-2 [MN]
= 2,83 x10-2 [MN] = 2,1 x10-2 [MN]
= 2,53 x10-2 [MN] = 0,18 x10-2 [MN]
-95-
ΣGiki = 2,6 x10-3 [MNxm]
ΣGik2i = 2,84 x10-11 [MNxm]
pentru colana in functiune:
ΣGiki = 1,41 x10-3 [MNxm]
ΣGik2i = 1,67 x10-11 [MNxm]
= 0,32 x10-2 [MN]
= 0,0018 x10-2 [MN]
= 0,0016 x10-2 [MN]
= 0,0042 x10-2 [MN]
= 0,0056 x10-2 [MN]
= 0,94 x10-2 [MN]
= 0,068 x10-2 [MN]
Momentul incovoietor datorita sesmelor la baza coloanei, pentru modul fundamental de vibratie:
Momentul suma:
= 0,2 [MNxm] = 0,18 [MNxm]
= 0,13 [MNxm] = 0,18 [MNxm]
= 0,08 [MNxm ] = 0,18 [MNxm]
-96-
-97-
-98-
5.16.Verificarea predimensionarii
Dupa efectuarea tronsonarii reale, grosimile ca si lungimile tronsoanelor obtinute la predimensionare se verifica prin calcul. In acest scop se calculeaza intai sarcinile care incarca fiecare tronson. Apoi se determina linia elastica a coloanei considerand-o in pozitie orizontala incastrata la baza si supusa greutatii proprii. Numerotarea tronsoanelor se face de la baza spre varful coloanei, j =1–n.
-se calculeaza pentru fiecare tronson j, greuatea Gj si rigiditatea (E x Ij), unde (I) este momentul de inertie al sectiunii peretelui coloanei in raport cu axa coloanei;
-se stabilesc sarcinile concentrate Pj, care actioneaza la capatul fiecarui tronson;
-se calculeaza, pentru fiecare tronson,de lungime lj, sarcina uniform distribuita;
-se calculeaza fortele concentrate din greutatile tronsoanelor cuprinse intre sectiunea examinata si varful coloanei;
–––
–––
-se calculeaza momentele incovoietoare Mi,j, determinate de greutatea proprie:
Mi,n = 0
Mi,n-1 = Pn x ln + 0,5 qn-1 x l2n-1
Mi,n-2 = Mi,n-1 + Pn-1 x ln-1 + 0,5 qn-1 x l2n-1
–––
Mi,j = Mi,j+1 + Pj+1 x lj+1 + 0,5 qj+1 x l2j+1
–––
Mi,0 = Mi,1 + P1 x l1 + 0,5 q1 x l21
-se calculeaza sagetile in dreptul centrului de greutate si la capatul fiecarui tronson, precum si rotatia capatului fiecarui tronson, precum si rotatia capatului fiecarui tronson. Deplasarile dj, la capatul fiecarui tronson se calculeaza cu relatiile:
d1 = (XC,T)1
d2 = d1 + (ӨT,1) x l2 + (XC,T)2
d3 = d2 +( ӨT,1 + ӨT,2) x l3 + (XC,T)3
–––
dn-1 = dn-2 + (ӨT,1 +–– + ӨT,n-2) x ln-1 + (XC,T)n-1
-99-
-100-
Coloana goala:
-101-
Coloana in proba:
-102-
Coloana in functionare:
-103-
5.17.Starea de tensiuni in peretele coloanei si in virola de rezemare
Corpul coloanei si virola de rezemare sunt supuse in principal, solicitarilor presiunii (interioare si/sau exterioare), fortei axiale (greutatea proprie), unui moment incovoietor (datorita actiunii seismelor si/sau vantului), precum si unor sarcini locale.
Calculul starii de tensiuni se face pentru:
-conditii de montaj, cand coloana este goala (I);
-de la proba de presiune (II);
-din exploatare.
Este obligatoriu calculul tensiunilor determinate de actiunile seismelor si vantului, la aparatele caracterizate prin:
H > 5 ; in cazul in care H ≤ 10 [m]
Di,ech
H ; oricare, daca H > 10 [m]
Di,ech
Di,ech – diametrul interior echivalent
Forta axiala totala care solicita coloana intr-o anumita sectiune: N = G ± F
in care G este greutatea tuturor elementelor de deasupra sectiunii considerate.
Daca amenajarile interioare sunt montate de uzina constructoare, la calculul greutatii coloanei,corespunzator starii (I), de solicitare, acestea vor fi luate in consideratie.
F-forta axiala ca efect al impiedicarii deformarilor provocate de presiune si de temperatura: F = Fp,1 – FT ; Fp,1 = Fp
}
α1-coeficient de dilatare termica liniara a materialului corpului;
T0-temperatura de montaj;
-modulul de elasticitate al corpului la temperatura de calcul;
Forta axiala N, se calculeaza pentru toate cele trei stari de solicitare N1, N2, N3.Coloana este supusa momentelor incovoietoare datorita actiunii vantului MV, seismelor MS, si unor sarcini excentrice Mex. Momentul incovoietor total in fiecare dintre cele trei stari de solicitare rezulta prin suprapunerea efectelor. = MV + Mex
= MS + Mex
= MS,V + Mex
-104-
In cazul dat de solicitare, se alege valoarea cea mai mare a lui M, rezulta din relatiile de mai sus.
Forte axiale totale pentru starea ( I ) de solicitare:
N1,1 = G1,1 = 10 [ kN];
N2,1 = G2,1 = 11 [kN];
N3,1 = G3,1 = 13 [kN];
N4,1 = G4,1 = 17 [kN];
N5,1 = G5,1 = 23 [kN];
N6,1 = G6,1 = 103 [kN];
N7,1 = G7,1 = 135 [kN];
b)Forte axiale totale pentru starea ( II ) de solicitare:
N1,2 = 95,3 [ kN] + 180,52 [kN] = 275,82 [kN] = 0,275 [MN]
Fp,1 = π/4 (x p1) = π/4 (0,4922 + 0,95 x 106) = 0,180 [MN]
N2,2 = 166,7 [ kN] + 265 [kN] = 0,43 [MN]
Fp,2 = π/4 (x p2) = π/4 (0,5962 + 0,95 x 106) = 0,265 [MN]
N3,2 = 0,235 + 0,365 = 0,6 [MN]
Fp,3 = π/4 (x p3) = π/4 (0,72 + 0,95 x 106) = 0,365 [MN]
N4,2 = 0,299 + 0,365 = 0,664 [MN]
Fp,4 = π/4 (x p4) = π/4 (0,72 + 0,95 x 106) = 0,365 [MN]
N5,2 = 0,358 + 1,165 = 1,523 [MN]
Fp,5 = π/4 (x p5) = π/4 (1,252 + 0,95 x 106) = 1,165 [MN]
N6,2 = 0,235 + 0,365 = 0,6 [MN]
Fp,6 = π/4 (x p6) = π/4 (1,82 + 0,95 x 106) = 2,416 [MN]
N7,2 = 0,235 + 0,365 = 0,6 [MN]
Fp,7 = π/4 (x p7) = π/4 (2,32 + 0,95 x 106) = 3,94 [MN]
c)Forte axiale totale pentru starea ( III ) de solicitare:
N1,3 = 0,017 + 0,75 = 0,76 [MN]
Fp,1 = π/4 (0,4922 + 0,6 x 106) = 0,114 [MN]
FT,1 = α1A1E1(T1 – T0) = 1,65 x 1011(43 – 20)19 x 10-6 x 0,012 = 0,86 [MN]
A1 = π/4 (– ) = π/4 (0,5082 – 0,4922) = 0,012 [m2]
-105-
N2,3 = 0,0183 + 0,36 = 0,38 [MN]
Fp,2 = π/4 (0,5922 + 0,6 x 106) = 0,821 [MN]
FT,2 = α2A2E2(T2 – T0) = 1,95 x 1011(43 – 20)14,7 x 10-6 x 0,018= 1,18 [MN]
A2 = π/4 (–) = π/4 (0,6162 – 0,5962) = 0,018 [m2]
N3,3 = 0,0208 + 1,22 = 1,24 [MN]
Fp,3 = π/4 (0,72 + 0,6 x 106) = 0,23 [MN]
FT,3 = α3A3E3(T3 – T0) = 1,95 x 1011(43 – 20)14,7 x 10-6 x 0,022 = 0,86 [MN]
A3 = π/4 ( –) = π/4 (0,722 – 0,72) = 0,022 [m2]
N4,3 = 0,263 + 1,28 = 1,31 [MN]
Fp,4 = π/4 (0,72 + 0,6 x 106) = 0,23 [MN]
FT,4 = α4A4E4(T4 – T0) = 1,95 x 1011(43 – 20)14,7 x 10-6 x 0,023 = 1,51 [MN]
A4= π/4 (–) = π/4 (0,7162 – 0,72) = 0,023 [m2]
N5,3 = 0,033 + 6,03 = 6,06[MN]
Fp,5 = π/4 (x p5) = π/4 (1,252 + 0,6 x 106) = 0,73 [MN]
FT,5 = α5A5E5(T5 – T0) = 1,95 x 1011(79 – 20)14,7 x 10-6 x 0,04 = 6,76 [MN]
A5= π/4 (–) = π/4 (1,272 – 1,252) = 0,04 [m2]
N6,3 = 0,1313 + 7,95 = 8,08 [MN]
Fp,6 = π/4 (x p6) = π/4 (1,82 + 0,6 x 106) = 1,52 [MN]
FT,6 = α6A6E6(T6 – T0) = 1,95 x 1011(43 – 20)14,7 x 10-6 x 0,056 =9,47[MN]
A6= π/4 (–) = π/4 (1,822 – 1,82) = 0,056 [m2]
N7,3 = 0,1633 + 11,7 = 11,88 [MN]
Fp,7 = π/4 (x p7) = π/4 (2,32 + 0,6 x 106) = 2,5 [M
FT,7 = α7A7E7(T7 – T0) = 1,95 x 1011(82 – 20)14,7 x 10-6 x 0,08 = 14,2 [MN]
A7= π/4 (–) = π/4 (2,3242 – 2,32) = 0,08 [m2]
Momente incovoietoare maxime
a)Momente incovoietoare maxime pentru starea ( I ) de solicitare:
-106-
b)Momente incovoietoare maxime pentru starea ( II ) de solicitare:
c)Momente incovoietoare maxime pentru starea ( III ) de solicitare:
-107-
5.18.Tensiunea in peretele coloanei
Tensiunile se calculeaza in sectiunea de la baza fiecarui tronson al coloanei, considerand incarcarile de deasupra sectiunii. Momentele incovoietoare MV si MS se calculeaza cu conditiile corespunzatoare acestei sectiuni.Calculele se fac pentru cele trei stari de solicitare. La calculul starii de eforturi unitare se tine seama de faptul ca aparatele de tip coloana sunt, in general, invelisuri cu perete subtire. tensiunile inelare, σӨ, nu sunt afectate de prezenta momentelor incovoietoare si a sarcinii axiale. Tensiunile meridionale ca si eforturile unitare echivalente, se calculeaza in fibra intinsa si in fibra comprimata.
Conditia de rezistenta se exprima prin relatiile:
– in fibra intinsa: (σech)max ≤ kaφσa
׀σz,max׀ ≤ kaφσa
-in fibra comprimata: σz ≤ σz,a
σa –tensiunea admisibila a materialului virolei;
σz,a = 0,14 Eδ ; σz,a ≤ 0,38σc
Di
σc-limita de curgere a materialului;
φ-coeficient de rezistenta al imbinarii sudate;
Ariile sectiunilor tronsoanelor:
A1 = 0,012 [m2]
A2 = 0,018 [m2]
A3 = 0,022 [m2]
A4 = 0,023 [m2]
A5 = 0,04 [m2]
A6 = 0,056 [m2]
A7 = 0,08 [m2]
-108-
Modulele de rezistenta ale sectiunilor tronsoanelor:
= 1,54 x10-3 [m3]
= 2,83 x10-3 [m3]
= 3,9 x10-3 [m3]
= 3,11 x10-3 [m3]
= 0,012 [m3]
= 0,025 [m3]
= 0,05 [m3]
-109-
a)Starea ( I ) de solicitare:
-110-
b)Starea ( II) de solicitare:
-111-
-112-
c)Starea ( III) de solicitare:
-113-
5.19.Tensiuni in virola de rezemare
Virola suport sau virola de rezemare este solicitata de greutatea coloanei G, si de momentele incovoietoare MS , MV si Mex, care determina tensiunile meridionale (axiale). Datorita momentelor incovoietoare unele fibre vor fi supuse la intindere, iar altele la compresiune. Tensiunile meridionale maxime in virola de rezemare au expresiile urmatoare:
-in fibra intinsa:
-in fibra comprimata:
A,W – aria sectiunii transversale si respective modulul de rezistenta al virolei de rezemare;
Mmax – momentul incovoietor maxim;
Condita de rezistenta: σz,c ≤ σz,a
Tensiunea determinata de diferenta de temperatura intre corpul coloanei si virola de rezemare izolate termic se calculeaza cu relatia:
unde:
Dc-diametrul de calcul al virolei de rezemare;
SV-grosimea virolei de rezemare;
α-coeficient de dilatare termica liniara;
E-modulul de elasticitate;
kT-gradient de temperatura: kT = 1,3 [grd/cm]
Condita de rezistenta: σ(T) ≤ 1,2 σa
Tensiune efectiva in cordonul de sudura dintre corpul coloanei si virola de rezemare:
SS –gromea cordului de sudura;
-114-
Condita de rezistenta: σS ≤ φσa
a)Starea ( I ) de solicitare:
[m2]
[m2]
[MN/m2]
[MN/m2]
Condita de rezistenta: σz,c ≤ σz,a
[MN/m2]
– 1,51 [MN/m2] < 126 [MN/m2]
[MN/m2]
σ(T) ≤ 1,2 σa = 212 [MN/m2]
63,1 [MN/m2] < 212 [MN/m2]
= 176,6 [MN/m2]
= 0,87 [MN/m2]
σS < φσa = 0,9 x 176,6 = 158,94 [MN/m2]
0,87 [MN/m2] < 158,94 [MN/m2]
-115-
a)Starea ( II) de solicitare:
-in fibra intinsa: [MN/m2]
-in fibra comprimata: σz,c = – 44,4 [MN/m2]
Condita de rezistenta: σz,c ≤ σz,a ; σz,a = 176 [MN/m2]
– 42,3 [MN/m2] < 176 [MN/m2]
[MN/m2]
σS < φσa → 25,43 [MN/m2] < 159 [MN/m2]
b)Starea ( III) de solicitare:
-in fibra intinsa: [MN/m2]
-in fibra comprimata: σz,c = – 118,78 [MN/m2]
Condita de rezistenta: σz,c ≤ σz,a ; σz,a = 176 [MN/m2]
118,81 [MN/m2] < 176 [MN/m2]
[MN/m2]
σS < φσa → 67,48 [MN/m2] < 159 [MN/m2]
5.20.Stabilitatea coloanei la rasturnare
Aparatele de tip coloana, in general, autoportante. Coloana este stabila pe fundatie sub efectul momentului care se impotriveste rasturnarii MG, daca coeficientul de stabilitate yS = MG / Mmax ideplineste conditia, ys ≥ 1,5. Totusi suruburile de fundatie se prevad si in cazul in care ys ≥ 1,5 pentru amplasarea coloanei sa fie bine determina. Momentul care se impotriveste rasturnarii, datorita greutatii: MG = 0,42DeG1
unde:
De-diametrul exterior al virolei de rezemare;
G1-greutatea coloanei goale;
Mmax-momentul incovoietor maxim.
ys = MG / Mmax = 1,76 > 1,5
MG = 0,135 x 0,62 x 0,2824 = 0,016 [MNxm]
-116-
5.21.Rezemarea coloanei
Corpul cilindric al coloanei se prelungeste la partea inferioara cu o virola cilindrica sau tronconica prin intermediul careia coloana portanta se reazema pe fundatie. Suportul coloanei se prevede cu ferestre pentru trecerea conductelor tehnologice, pentru controlul vizual al cordoanelor de sudura, deasemenea se prevede cu orificii de aerisire, dispuse egal departate intre ele. Corpul coloanei se reazema cel mai des pe o virola cilindrica sau tronconica, uneori rezemarea coloanei se face si lateral pe suporturi sau pe inele continuu nervurale, precum si pe picioare pentru coloanele la care inaltimea depaseste 30 m, pentru a rezista se va sprijini pe mai multe nivele. Suporturile pentru coloanele autorportante asigura incastrarea elastica a acesteai in fundatia de reazem. Sudarea suportului de rezemare de coloana se face dupa una din solutiile constructive de mai jos.:
a) b) c) d)
Latimea talpii inelare, prin intermediul careia coloana se reazema pe fundatie, rezulta din conditia ca:
-rezistenta talpii la incovoiere sa fie asigurata;
-presiunea exercitata de talpa asupra fundatiei sa fie inferioara rezistentei admisibile la compresiune a betonului. Cazul cel mai dezavantajos de solicitare a betonului fundatiei corespunde probei hidraulice, cand tensiunea maxima de compresiune pe fundatie are expresia:
;
│ σM,C │ ≤ σab
D2 = 3100 [mm]
D1 = 2680 [mm]
[mm]
│ σM,C │= 6,2 [N/mm2]
-117-
In cazul in care este necesar o lungime mai mare a cordonului de sudura se poate realiza un cordon de sudura dantelat in locul celui circular. Solutia constructiva a) si c) solicita cordonul de sudura si la un moment de incovoiere, solutia constructiva b) asigura continuitatea suprafetei mediane si o solicitare mai usoara a cordonului de sudura. Pentru cordoanele cu zona de rezemare puternic solicitata se poate recurge la realizarea unui fund forjat, prevazut cu o portiune inelara de sprijin in care se sudeaza cap la cap suportul de sprijin fig. d). Fixarea suportului de fundatie se face cu ajutorul suruburilor de fundatie STAS-2350-80. In acest caz talpa suportului este prevazuta cu decupari sau gauri corespunzatoare prin care trec suruburile de fundatie cu diametrul ds, deasupra talpii se sudeaza un inel continuu sau din (nervuri) segmente rigidizate cu nervuri. La coloanele mai putin importante se prevede numai talpa suportului fara inel superior si fara nervuri de rigidizare. Fixarea suruburilor in fundatie are urmatoarele dezavantaje: – inlaturarea suruburilor distruse sau corectarea imperfectiunilor de executie ale fundatiei se poate face numai prin distugerea betonului de fundatie. Utilizarea suruburilor de fundatie cu cap ciocan inlatura aceste neajunsuri; aceasta solutie constructiva este insa mai scumpa. Pentru coloanele cu diametru mare fundatiile se realizeaza din beton armat sub forma de cadre cu mai multe picioare de sprijin. In cazul montarii in cladiri, acestea se monteaza cu ajutorul cablurilor. In vederea ancorarii cu cabluri coloana se prevede cu bride la o anumita departare de varf.
Elementele componente ale unui suport de sprijin sunt:
1.virola de sprijin suport;
2.talpa de sprijin;
3.inel de rigidizare;
4.nervuri de rigidizare.
Se impune ca: = 138 [mm] > 125 [mm]
2d + a ≤ 2/3 (D2 – D1)
d-diametrul suruburilor de fundatie;
d = 42 [mm]
a = 30 [mm]
114 ≤ b ≤ 280 → b = 138 [mm] ;
-118-
Grosimea talpii inelului de rezemare rezulta din conditia ca aceasta sa reziste la incovoiere. Se considera o fasie de latime (l) si lungime (b) pe suprafata careia reactiunea (P) determina momentul incovoietor.
P = σM,C x b x l
Tensiunea din talpa este, cu aproximatie:
= 29,7 [mm] ; s1 = 30[mm]
Pentru grosimea inelului de rezemare superior se utilizeaza relatia:
l = 1/2 (D2 – D1 – 2d1) = 1/2 (3100 – 2680 – 2 x 52) = 158 [mm]
d1 = d + a –diametrul surubului de ancorare;
a = 10 [mm]
P = 0,13 [MN]
M = 0,01 [MN] – moment incovoietor maxim al inelului de rezemare;
k-depinde de elemente dimensionale.
; γ1 = 0,565 ; μ = 0,3
M = 2334 [Nmm]
= 5,77 [mm]
Se impune ca S2 ≥ 1,5 SY
S2 = 15 x 12 = 18 [mm]
S2 = 25 [mm]
Suruburi de fundatie: Suruburile de fundatie sunt solicitate la intindere datorita momentelor seismice si eoliene care tind sa rastoarne coloana. Forta care determina intinderea unui surub corespunde efortului unitar de intindere din virola suport σz,i si are expresia:
-119-
z –numarul de suruburi;
Tensiunea de intindere al surubului: ;
Tensiunea de forfecare a suruburilor, datorita fortelor orizontale:
Se considera valoarea maxima a efortului unitar de forfecare.
Tensiunea echivalent, trebuie sa fie inferior rezistentei admisibile, σech < σa.
σz,i = – 1,18 [MN/m2]
= 0,18 [MN]
= 1,38 x 10-3 [m2]
= 135,8 [MN/m2]
= 136 [MN/m2] < 140 [MN/m2]
-120-
6.Tehnologia de fabricare pentru un reper important din componenta echipamentului
6.1. Tehnologia de executie a flansei cu gat
Materialul din care este realizata flansa :12TiNiCr 180.Principalele domenii de utilizare : elemente de cuptoare si instalatii tehnologice, care lucreaza la temperaturi intre 600 – 10000C, in conditii de fluaj.
Compozitia chimica comform STAS 11523-80:
C – max 0,12% ;
Si – max 1% ;
Mn – max 2% ;
Cr – 17–-19% ;
Ni – 9,0–11,5%
Tratament termic – calire; HB = 192
Starea de livrare: produsele din otel refractare si rezistenta mecanica la temperaturi inalte se livreaza in stare laminata la cald sau forjate, tratate termic sau netratate termic.
Date privind tratamentul termic:
prelucrare la cald: 1150–800C ;
tratament termic-calire: 1020–10700C.
Semifabricatul de la care se pleaca este o tabla laminate avand: б = 55 mm.
Calculul adaosului de prelucrare: Marimea adaosului de prelucrare se determina astfel incat la prelucrarea considerata sa se indeparteze abaterile operatiei sau fazei precedente.Principalele erori care se iau in considerare la stabilirea adaosului de prelucrare sunt urmatoarele:
1.Rugozitatea si adancimea stratului superficial defect; pentru a imbunatati calitatea suprafetei de prelucrare este necesar ca microneregularitatile Rz si stratul superficial defect S, obtinute la prelucrarea anterioara sa fie indepartate la prelucrarea considerata Rz cat si S sunt functie de felul prelucrarii anterioare.
2.Abaterile spatiale (ρ) de la forma si pozitia reciproca a suprafetelor (curbura, neperpendicularitate, necoaxialitate, excentricitate) care raman de la prelucarile precedente si trebuiesc eliminate la prelucrarea considerata.
3.Erorile de asezare care insumeaza erorile de bazare si erorile de fixare in dispozitiv.Adaosul de prelucare minima se calculeaza cu relatiile urmatoare pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafete exterioare si interioare de revolutie:
– adaos de prelucrare minim considerat pe o parte;
Operatia : strunjire
Faza : strunjire exterioara Ø165 x 35.
-121-
= 150 [μm]
= 250 [μm]
ρp = = 250 [μm]
ρcentr = 0,25 mm = 250 [μm]
ρc = ∆c x lc = 1,75 [μm]
lc = 35 [mm]
ε = ; εa = 0 ; εp = 0 ; εf = 600 [μm]
2= 2(150 + 250) + 2= 2100 [μm]
= -2,5 ; As = 1,7
Ac,nom = 2,1 + 2,5 = 4,6 [mm]
= 165 + 4,6 = 169,6
Calculul regimurilor de aschiere: In conditiile date, pentru asigurarea preciziei de prelucrare si pentru obtinerea unei calitati corespunzatoare a suprafetei prelucrate, factorii care determina regimul de aschiere sunt:
adancimea de aschiere (t) ;
avansul (s) ;
viteza de aschiere (v) .
Alegerea regimurilor de aschiere se face pe baza a doua criterii:
– al productivitatii maxime pentru operatia considerata;
– al costului minim pentru aceeiasi operatie.
Elementele regimului de aschiere sunt derminate de o serie de factori si anume:
relativ la semifabricat si piesa;
relativ la scula;
relativ la masina unealta;
relativ la conditiile de prelucrare.
Operatia de strunjire exterioara de degrosare se executa pe SM400 cu urmatoarele caracteristici:
distanta intre varfuri L = 1500;
diametrul maxim de strunjit deasupra ghidajelor Ø400;
puterea motorului 7,5 [KW].
Turatia axului [rot/min]: 12, 15, 19, 24, 30, 38, 46, 58, 76, 96, 120, 150, 185, 230, 305, 380, 480, 600, 765, 955, 1200, 1500.
Avansul longitudinal [mm/min]: 0,06; 0,12; 0,24; 0,48; 0,96; 0,02; 0,16; 0,32; 0,64; 1,28; 0,10; 0,2; 0,4; 0,8; 1,60; 0,14; 0,28; 0,56; 1,12; 2,24; 0,16; 0,36; 0,72; 1,44; 8,88; 0,22; 0,44; 0,88; 1,76; 3,52.
-122-
Avansul transversal [mm/min]: 0,046; 0,092; 0,184; 0,368; 0,796; 0,059; 0,113; 0,226; 0,812; 1,624; 0,126; 0,253; 0,506; 1,012; 2,024; 0,17; 0,34; 0,68; 1,36; 2,72.
Pentru adaosuri simetrice de aschiere se va folosi relatia:
t = 2 /2 = 2 x 4,6/2 = 2,3 [mm]
a) Alegerea avansului: s = 0,8 [mm/rot] – din caracteristicile m.u.
= 266 [mm/rot]
valorea obtinuta este mai mare decat cea adoptata h/L = 1–0,5 deci h/L = 0,7.
σi = 20 [daN/mm2]
HB = 192 – duritatea materialului prelucrat;
C4 = 3,57 – coeficient functie de materialul de prelucrat si de materialul sculei aschietoare;
n1 = 0,75 – exponentul duritatii materialului prelucrat;
x1 = 1 – exponentul adancimii de aschiere;
y1 = 0,75 – exponentul avansului de aschiere;
b = 20
h = 20
b) Verificarea avansului din punct de vedere a rezistentei placutei din aliaj dur:
pentru σr = 600 [N/mm2]
c – grosimea placutei din carburi metalice [mm];
σr – rezistenta la rupere la tractiune a materialului de prelucrat.
Deoarece valoarea unghiului de atac principal este x = 700 se caracterizeaza valoarea calculata a avansului cu relatia: Xs = 0,87 ; σr ≤ 60 [N/mm2]
s = 3,36 x 0,78 = 2,63 [mm/rot] – avansul adoptat este < decat cel celuilalt.
Alegerea vitezei de aschiere:
CV – coeficient ce depinde de caracteristicile materialului ce se prelucreaza si ale materialului sculei aschietoare;
T – durabilitatea sculei aschietoare in min.
HB – duritatea materialului de prelucrat;
-123-
XV, YV, n – exponentii adancimii de aschiere, avansului, duritatii.
m = 0,125
CV = 285
XV = 0,18
YV = 0,45
n = 1,5
q – suprafata sectiunii transversale;
ξ = 0,08 – coeficient in functie de materialul prelucrat.
ρ = 0,3 – exponent in functie de natura materialului prelucrat;
K3 – tine seama de influenta unghiului taisului secundar.
K4 – tine seama de influenta razei de racordare a varfului cutitului.
μ – exponent fuctie de tipul prelucrarii si de materialul prelucrat.
– tine seama de influenta materialului din care este confectionata partea aschietoare a sculei;
– tine seama de materialulul prelucrat;
– tine seama de modul de obtinere a semifabricatului;
– tine seama de starea stratului superficial;
– tine seama de forma suprafetei de degajare.
Turatia :
Din caracteristicile m.u. SM400x1500 se alege turatia imediat inferioara n=18.6[rot/min]
Se recalculeaza viteza reala de aschiere:
-124-
Verificarea puterii:
Gaurire : Ø18 x 4
Adaosul de prelucrare pe raza este: [mm]
Adancimea de aschiere reprezinta chiar adaosul de prelucrare pe raza:
[mm]
Avansul: [mm/rot]
Ks –coeficient de corectie in functie de lungimea gaurii;
cs = 0,038 –coeficient de avans;
D-diametrul gaurii.
Deoarece l < 3D rezulta ca Ks = 1.
[mm/rot]
Caracteristicile m.u. G40:
D = 50 [mm] –diametrul maxim de gaurire;
L = 315 [mm] –lungimea cursei burghiului;
S = 200 [mm] –adancimea maxima de gaurire;
M = 3 [kW] -puterea motorului.
Turatia axului principal [m/rot] : 40; 56; 80; 112; 160; 224; 315; 450; 630; 900; 1250; 1800.
Avansul [mm/rot] : 0,1; 0,13; 0,19; 0,27; 0,32; 0,53; 0,75; 1,06; 1,5. ; [mm/rot]
Viteza de aschiere:
CV = 2,1
ZV = 0,61
m = 0,45
yY = 0,99
= 1
= 1
= 1
= 1 –coficient prin care se tine seama de racire.
-125-
[m/min]
Se determina turatia sculei aschietoare: [rot/min]
Se alege din gama de turatii a m.u.: [rot/min] ; [m/min]
Fortele si momentele la burghiere: [Nxmm]
[Nxmm]
D-diametrul burghiului;
S-avansul;
CF1,CM,XF,YF,ZF – coeficientii si exponentii fortei si momentului.
[Nxmm]
CF1 = 1,8
CM1 = 0,96
[Nxmm]
XF = 1
YF = 0,7
ZF = 0
n = 0,75
Puterea efectiva la gaurire: [kW]
Strunjire :
1.Strunjit frontal cota 51,5
Ap = 3,5 [mm]
t = 3,5 [mm]
i = 1 trecere
Se alege in functie de materialul prelucrat, diametrul piesei, sculei si adansimea de aschiere, avansul: S = 0,8 [mm/rot].
Din caracteristicile m.u.: S = 0,796 [mm/rot]
Scula aschietoare: cutit frontal STAS 6382-80 –cu placuta din carbura metalica P10.
Uzura admisa a sculei in functie de materialul prelucrat, de rugozitatea suprafetei prelucrate si de felul taisului sculei: hα = 1,2 [mm]. Durabilitatea economica a sculei in functie de sectiunea cutitului si carbura utilizata: Tec = 90 [min] ; Vtab = 148 [m/min]
KV1 = 1 –functie de rezistenta materialului;
KV2 = 1 –functie de satrea materialului;
KV3 = 0,8 –functie de unghiul de atac;
KV4 = 0,85 –functie de raza la varf a cutitului;
KV5 = 0,85 –functie de sectiunea transversala a cutitului;
KV6 = 1 –functie de durabilitatea cutitului;
KV7 = 1 –functie de calitatea placutei.
Vcor = 85,5 [m/min]
-126-
Turatia: [rot/min]
Din caracteristicile m.u. SM 400×1500 se alege turatia imediat inferioara: n = 150 [rot/min].
Se recalculeaza viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: [kW] ; [kW]
2.Strunjit frontal cota 4
Ap = 4 [mm]
t = 4 [mm]
i = 1 trecere
S = 0,8 [mm/rot] ; S = 0,796 [mm/rot]
-scula aschietoare: cutit frontal STAS 6382-80
Tec = 90 [min]
Vtab = 142 [m/min]
Vcor = 86,17 [m/min]
KV1 = 1; KV2 = 0,85; KV3= 0,84; KV4= 0,85; KV5= 1; KV6= 1; KV7 = 1
Turatia: [rot/min]
Din caracteristicile m.u. se alege: nr = 150 [rot/min]
Viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: [kW]
3.Strunjit exterior Ø165×35
4.Gaurit Ø30
– adaosul de prelucrare pe raza: [mm]
– se foloseste burghiul elicoidal cu diametrul D = 30 mm, din otel rapid.
ω = γ = 200C
2χ = 1200C
α = 120C
Adancimea de aschiere reprezinta chiar adaosul de prelucrare pe raza:
[mm]
Avansul de aschiere: S = 0,22 [mm/rot] (din caracteristicile m.u.).
Dutrabilitatea economica si uzura admisibila a sculei aschietoare: Te = 40 [min] ; hα = 1,2 [mm].
Turatia sculei aschietoare: n = 120 [rot/min] ; V = 11,3 [m/min]
-127-
5.Strunjit interior Ø50
Ap = 10 [mm]
t = 2,5 [mm]
i = 4 treceri
S = 0,6 [mm/rot] –din caracteristicile m.u.
-scula aschietoare: cutit pentru interior STAS 6384-80
Tec = 90 [min]
Vtab = 113 [m/min]
Vcor = 84 [m/min]
KV1 = 1; KV2 = 1; KV3= 0,86; KV4= 0,9; KV5= 1; KV6= 0,96; KV7 = 1
Turatia: [rot/min] ; n = 480 [rot/min]
Viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: < NME [kW]
6.Strunjit interior Ø73×4
Ap = 10 [mm]
t = 2,5 [mm]
i = 4 treceri
S = 0,5 [mm/rot] -din caracteristicile m.u. se alege: S = 0,48 [mm/rot]
-scula aschietoare: cutit pentru colt STAS 6379-80
Tec = 90 [min] ; hα = 1,2 [mm]
Viteza de aschiere : V = 118 [m/min]
KV1 = 1; KV2 = 1; KV3= 0,8; KV4= –– KV7 = 1
Vcor = 95,58 [m/min]
Turatia: n = 417 [rot/min] ; nr = 380 [rot/min]
Se recalculeaza viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: [kW]
7.Strunjit frontal cota 48 (ca la faza 1)
8.Strunjit exterior Ø75×24
Ap = 47,5 [mm]
t = 2 [mm]
i = 24 treceri
S = 0,6 [mm/rot]
V = 162 [m/min]
-128-
KV1 = 1; KV2 = 1; KV3= 0,81; KV4= 0,75; KV5= 0,87; KV6= 1; KV7 = 1
Vcor = 85,62 [m/min]
-scula aschietoare: cutit lateral STAS 6381-80
Turatia: [rot/min] ; n = 150 [rot/min]
Se recalculeaza viteza reala de aschiere: [rot/min]
Verificarea puterii: [kW]
9.Strunjit exterior Ø60×6
Ap = 7,5 [mm]
t = 2 [mm]
i = 4 treceri
S = 0,6 [mm/rot] -din caracteristicile m.u.
-scula aschietoare: cutit lateral STAS 6381-80
Tec = 90 [min]
hα = 1,2 [mm]
Vtab = 162 [m/min]
Vcor = 85,62 [m/min]
Turatia: [rot/min] ; [rot/min]
Se recalculeaza viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: [kW]
10.Strunjit conic
Ap = 7 [mm]
t = 2 [mm]
i = 4 treceri
S = 0,5 [mm/rot] -din caracteristicile m.u.
-scula aschietoare: cutit drept pentru degrosat STAS 6376-80
Tec = 90 [min]
hα = 1,2 [mm]
Vtab = 188 [m/min]
Vcor = 109,3 [m/min]
KV1 = 1; KV2 = 1; KV3= 0,76; KV4= 0,85; KV5= 0,9; KV6= 1; KV7 = 1
Turatia: [rot/min] ; [rot/min]
Se recalculeaza viteza reala de aschiere: [m/min]
Verificarea puterii: [kW]
-129-
7. Masuri de protectia muncii la fabricarea, montarea, exploatarea
si intretinerea echipamentului proiectat
7.1. Prescriptii tehnice de asamblare, montare si punere in functiune
Materialele folosite la constructia utilajului vor fi cele indicate in desenele de executie. Toate materialele folosite vor fi controlate vizual, nefiind admise cele care prezinta suprapuneri de material,exfolieri sau fisuri. ablele cu grosimi peste 15 mm inclusiv, destinate executarii spatiului sub presiune, cu exceptia celor din oteluro austanitice, vor fi verificate cu ultrasunete. aterialele de adaos folosite la sudare se vor stabili de catre uzina constructoare,astfel incat sa corespunda materialului de baza, procedeului de sudare omologat si sa asigure imbinarii sudate calitati cel putin egale cu ale materialului de baza.Materialele de adaos trebuie sa fie insotite de certificate de calitate emise de producator. Cotele de desene sunt valori finite, adaosurile tehnologice urmand a fi stabilite de catre uzina executanta.Regimul termic de prelucrare (taiere), precum si tratamentele termice ale elementelor utilajului si ale cordoanelor de sudura respective, se vor face comform indicatiilor uzinei constructoare si in concordanta cu indicatiile furnizorului materialului.Uzina constructoare va stabili tehnologia de sudare pentru elemenete corpului de presiune, cu conditia asigurarii coeficientului de calitate al sudurii indicat in desenul de ansamblu. Ancorele pentru fixarea inzidirii se sudeaza pe corpul aparatului dupa montarea racordurilor, cu respectarea distantelor minime intre suruburi. Se face proba de montaj a serpentinei pe suportii corespunzatori corpului inferior, pentru trasarea si executia gaurilor pentru racordurile R5 si R6.Sudarea racordurilor R5 si R6 cu mantaua aparatului se va executa dupa pozitionarea si fixarea corecta a serpentinei in aparat cu ajutorul grinzii si a suruburilor sudate pe coturile superioare ale fascicolului tubular.La executia distribuitorului de aer, se vor respecta ordinea operatiilor indicate in desenele de executie ale fiecarui element. Dupa proba de montaj, distribuitorul se demonteaza, iar mantaua distribuitorului, de taie in 2 jumatati comform desenului, in vederea expedierii la beneficiar si montarii definitive in interiorul reactorului. Se vor urmari cu atentie marcarea elementelor distribuitorului la proba de montaj, pentru a fi posibila montarea corecta a acestuia la beneficiar. Taierea mantalei distribuitorului si a talerelor in segmenti, conform desenelor, se vor face mechanic, respectandu-se distanta intre liniile de taiere indicate in desene si valoarea rugozitatii pe taieturi.
Executia inzidirii interioare
Aparatul este protejat la interior cu 2 straturi de beton termoizolant astfel:
un strat de beton BT-I3 CO4 STAS 11486-81, grosimea de 70 mm, in contact cu mantaua metalica a aparatului;
un strat de beton B-F82 STAS 11209-79, grosimea de 80 mm, in contact cu mediul dininteriorul aparatului;Inzidirea aparatului se va executa pe santier, dupa montarea utilajului in pozitia de lucru si executarea incercarii de presiune hidraulica.La pregatirea aparatului in vederea inzidirii, a materialului pentru inzidire, precum si la aplicarea, uscarea, inspectia, repararea acesteia, se vor respecta riguros instructiunile furnizorului de material pentru inzidire, precum si cele ale executantului inzidirii.Suprafetele metalice pe care urmeaza sa se aplice inzidirea se vor sabla.In vederea aparitiei de eforturi in inzidire, datorate dilatarilor impiedicate, inainte de inceperea inzidirii, se vor lua urmatoarele masuri:
a)- toate suprafetele exterioare ale tevilor racordurilor precum si cele ale virolelor ce urmeaza sa vina in contact cu betonul, se vor infasura cu un strat izolant avand in final grosimea totala de cca. 2 mm;
-130-
b)- stratul izolant va fi executat din vata minerala, repartizata uniform pe suprafata respectiva, infasurata si presata cu folie de polietilena groasa de 0,25 mm;
c)- pentru legarea foliei se va folosi ata de polietilena;
d)- suprafetele ancorate de fixare a inzidirii, sudate pe mantaua si fundurile aparatului, precum si suprafetele suportilor pentru grinzile de sustinere si de ghidare a cicloanelor se vor acoperi cu un strat subtire de bitum sau parafina; Montarea echipamentelor interioare in aparat va incepe numai dupa terminarea lucrarilor de inzidire. Este interzisa folosirea grinzilor de sustinere sau de ghidare a cicloanelor, precum si a gratarelor, care se vor monta in interiorul aparatului, ca dispozitive auxiliare in timpul in timpul executiei inzidirii. Dupa turnarea ultimului tronson de beton refractar, inzidirea se lasa pentru intarire min 72 ore. In primele 24 ore, se va urmari mentinerea unei umiditati ridicate prin una din urmatoarele metode:
a)protejarea suprafetelor libere la acoperirea cu saci umezi;
b)- stropirea periodica cu apa prin pulverizare fina.
Dupa intarire, inzidirea se usuca la aer 12-14 ore. Uscarea inzidirii se va face cu aer cald, la presiunea atmosferica. Pentru introducera aerului cald se va folosi racordul R1, iar pentru evacuare racordul R2. Pentru punerea in functiune, exploatarea, beneficiarul va elabora instructiuni de exploatare si va instrui corespunzator personalul insarcinat cu supravegherea functionarii.
Executarea izolatiei termice a spatiilor din interiorul aparatului
Izolarea termica a racordurilor tehnologice si a capacelor izolatoare ale gurilor de vizitare se va executa inainte de inceperea uscarii inzidirii cu aer cald.
a)- se infasoara tevile demontabile ale racordurilor si capacele izolatoare ale gurilor de vizitare, pa suprafata exterioara, cu un strat de vata minerala avand grosimea indicata in desen; stratul izolator va fi uniform pe toata suprafata, fara goluri;
b)- se infasoara pe zonele izolate folie de polietilena, comprimandu-se stratul de vata minerala astfel incat tevile racordurilor, respectiv capacele izolatoare, sa poata fi montate in racordurile corespunzatoare;
c)- folia de polietilena se lipeste cu banda adeziva fuzibila.Dupa montarea grinzilor de sustinere si de ghidare a cicloanelor capetele acestora impreuna cu suportii respectivi se izoleaza termic cu vata minerala.
Montarea amenajarilor interioare
Inainte de montarea tevilor centrale ale racordurilor si a capacelor izolatoare ale gurilor de vizitare, se vor controla suprafetele metalice cu care acestea urmeaza sa vina in contact, pentru a fi curate, netede si fara proieminente care sa zgaraie izolatia termica.
Montarea distribuitorului de aer
Inainte de montarea distribuitorului de aer, se va curata suprafata inzidirii pe care urmeaza sa se aseze acesta. Se monteaza elementul distribuitor centrat fata de virola centrala de iesire a aparatului. Se asambleaza fundul plan din cele 2 semifunduri; se va urmari asezarea corecta a platbandelor in canalele corespunzatoare de pe suprafata inzidirii. Se va urmari deasemeni ca marginile, exterioara si interioara, ale fundului plan asamblat sa fie centrate fata de suprafata inzidirii si respectiv fata de muchia piesei cu care se sudeaza. Elementele distribuitorului se vor manevra cu atentie, pentru a nu se deteriora in timpul montajului. Este interzis ca persoanele care lucreaza la montaj sa calce direct pa suprafata talerelor distribuitoare. In acest scop, pe suprafata talerelor, se vor aseza scanduri de lemn, care se vor indeparta inainte de punerea in functiune. Suprafetele exterioare ale pieselor din otel carbon care delimiteaza spatiul sub presiune se vor vopsi cu vopsea de protectie termoindicatoare cu proprietatea de a-si schimba la temperatura de maxim 2500C.
-131-
Instructiuni de exploatare
(din punct de vedere mecanic)
Incercarea de presiune hidraulica se va face la presiunea de 0,95 MPa pentru spatiul interior al aparatului si 8,25 MPa pentru serpentina. Dupa executarea inzidirii si a izolatiilor termice interioare ale aparatului,este interzisa efectuarea incercarii de presiune cu apa in spatiul respectiv. In cazul in care, la probe, garniturile montate la racorduri au fost confectionate numai pentru acest scop, inainte de punerea in functiune se vor inlocui cu cele prevazute in proiectul de executie. Dupa golirea utilajului, racordurile acestuia se vor blinda obligatoriu. In instalatie, dupa orice interventie la racordurile utilajului, se va urmari cu atentie ca, la reasamblare, prezoanele si piulitele aferente pentru fiecare imbinare in parte sa aiba calitatea materialului indicata in proiect. Aparatul va fi oprit imediat ce pe suprafata lui exterioara, care este acoperita cu vopsea de protectie, apar pete de alta culoare, ceea ce denota cresterea temperaturii peretelui in zona respectiva datorita defectiunilor aparute la inzidirea din interior.
Instructiuni privind manipularea, depozitarea, conservarea si montarea utilajului la beneficiar
Aparatul va fi livrat conform proiectului de coletaj intocmit de intreprinderea executanta. Manipularea utilajului in vederea depozitarii sau a montajului se va face numai de catre personal special instruit si cu utilaje corespunzatoare. La manipularea elementelor aparatului, se vor lua masuri pentru evitarea deteriorarilor. Este interzisa folosirea racordurilor la ancorarea cablurilor de ridicare. Aparatul se incadreaza in categoria „A” de depozitare (in aer liber), iar garniturile, suruburile, piulitele, precum si amenajarile interioare demontabile in categori „C” (magazii deschise). Montarea utilajului la beneficiar se va face in conformitate cu planul general al instalatiei din care face parte.
7.2. Masuri de tehnica securitatii si protectie a muncii
Beneficiarul va intocmi si afisa, la loc vizibil, in spatiul de exploatare al utilajului, norme de protectia muncii. Personalul de exploatare va respecta cu strictete noemele de protectie a muncii in timpul maontajului si exploatarii, cat si in timpul reviziilor si reparatiilor. Personalul de deservire va trebui sa aiba efectuat, in mod obligatoriu, instructajul de protectia muncii si va fi verificat periodic asupra cunostintelor respective. La demontarea flanselor racordurilor si a capacelor gurilor de vizitare, se vor lua, in prealabil, masuri de asigurare ca utilajul este fara presiune. Dupa golirea utilajului, racordurile acestuia se vor blinda obligatoriu. In instalatie, dupa orice interventie la racordurile utilajului, se va urmari cu atentie ca, la reasamblare, prezoanele si piulitele aferente pentru fiecare imbinare in parte sa aiba calitatea materialului indicata in proiect. Inainte de punerea in functiune, aparatul se va lega electric la pamant. Intrucat utilajul nu este izolat termic la exterior, in jurul lui se vor prevedea panouri de protectie, pentru ca personalul sa nu vina in contact cu suprafetele calde ale aparatului. Extrasul masurilor de protectia mulncii care au fost introduse in proiect:
s-a prevazut dispozitiv de legare la pamant;
s-a prevazut brat de sustinere pivotant la capacele gurilor de vizitare;
s-a prevazut obligativitatea incercarii de etanseitate in instalatie;
s-a prevazut vopsirea suprafetei exterioare a aparatului cu vopsea de protectie care are proprietatea de a-si schimba culoarea in cazul in care se depaseste temperatura admisibila a peretelui.
-132-
1.Stabilirea pretului utilajului
Denumirea utilajului: REGENERATOR CU CATALIZATOR.
Acest regenerator lucreaza in instalatia de conversie a metanoluli la hidrocarburile
olefinice si aromatice. Aparatul serveste la regenerarea catalizatorului uzat din instalatia considerata si are urmatoarele caracteristici constructive:
Caracteristici constructive:
diametrul nominal 2800/1800 [mm];
capacitate 52,2 m3 / 1,05 m3;
inaltimea partii cindrice 5000/4700.
Caracteristici tehnice:
presiunea de lucru: 0,6 N/mm2;
temperatura de lucru: 250/6500C;
fluidul de lucru:
aer + azot (75 – 85%) +CO (0,3 – 1,3%) + O2 (0,4 – 12%)+ CO2 (0,4 – 3,5%)+catalizator
aria de transfer termic.
Stabilirea pretului la produsele industriale se face numai pentru produsele noi care urmeaza sa fie fabricate, achizitionate sau importate si introduse in circuitul economic. Preturile de productie si de livrare pentru mijloacele de productie care cantitativ se incadreaza in delimiatrea productiei cu caracter de unicat, se stabilesc pe plan central sau pe unitatile economice potrivit legii. Stabilirea petului se face prin corelare cu preturile la produsele similare. Pentru fiecare reper se stabileste calitatea materialului folosit; sortimentul se determina tot pentru fiecare reper separat, sortimentul se material din care se executa. Se stabilesc dimensiunile semifabricatului din care se confectioneaza reperele si se calculeaza greutatile:
– virola-tabla desfasurata neta, la care se adauga marginile de debitare si prelucrare (cca.20-50 mm);
– fundul-patratul de tabla din care se taie rondela necesara la care se adauga 2-4 [cm] pentru fiecare margina;
– racordurile-teava din care se taie lungimea neta plus 10-20 [mm];
– serpentinele-lungimea neta a desfasuratei plus 10-20 [mm];
-flanse cu gat forjate-sedetermina inelul de sectiune patrata sau trapezoidala brut din care trebuie sa se obtina prin strunjire sectiunea neta; la cantitatea in kg determinata se adauga inca 10-20% pentru pierderi prin forjare.
-133-
2.Indicatori tehnico-economici
Calculul necesarului de material si al costurilor antrenate de consumul de material
Pret total: 50087,3388.00 [RON]
In cadrul intreprinderii constructoare de utilaj, calculul manoperei este o operatie deosebit de complexa si de laborioasa care necesita o experienta indelungata si este efectuata de sectorul tehnologic. Pentru utilaje cu consum mare de material, manopera se poate calcula functie de greutatea totala a utilajului inmultita cu valoarea manoperei in grupa in care se incadreaza. Utilajul proiectat se va incadra in grupa valorica complexa „A” cu un procent de 0,4%. Numarul de ore necesare executarii utilajului va fi: 18428 x 0,4 = 7371 ore. La o valoare a orei de munca de 0,0045.00 [RON]
Cman = 43,1704.00 [RON]
-134-
a)Costul direct ( Cd ):
Cd = Cm + CM
Cm – costul cu materiile prime;
CM – costul cu manopera;
Cm = Cmt + Cc + Ct – Crec
Cmt – costul materialelor;
Cc – costul componentelor cumparate;
Ct – costul cu transportul;
Crec – costul materialelor recuperabile.
Cm = 500,8733 (1+0,03-0,1) = 4658,1217.00 [RON]
CM = Cman + Ccol +IR + CAS
Cman – costul manoperei directe;
Ccol – cotul prelucrarilor in colaborare;
IR – impozitul pe fondul de retribuire; IR = 20% Cman
CAS – contributia pentru asigurari sociale; CAS = 22% Cman
CM = 43,1704.00 (1+20/100 + 22/100) = 61,3019.00 [RON]
Cd = 5271,1413.00 [RON]
b)Costul de sectie (Cs ):
Costul de sectie se obtine adunand la costul direct regia sectiei care reprezinta procentul din valoarea manoperei pentru acoperirea amortizarilor si a cheltuielilor curente ale sectiei:
Cs = Cd + Rs/100 ∑ (Cman + IR + CAS) = 741,6707.00 [RON]
c)Costul de intreprindere (Ci ):
Ci = Cs (1 + Ri/100) + Creb
Ri = 8,2– regia de intreprindere;
Creb – costul rebuturilor nerecuperabile;
Creb = 0,1Cman = 4,317.00 [RON]
Ci = (1 + 8,2/100) 741,6707 + 4,3170 = 806,8047.00 [RON]
d)Costul complet de productie (Cp) :
Cp = Ci + Cdesf + Cservice
Cdesf – costul de desfacere;
Cdesf = 0,03Cman = 1,2951.00 [RON]
Cservice = 0,05Cman = 2,1585.00 [RON]
Cp = 810,2583.00 [RON]
e)Pret de vanzare (C1) : C1 = Cp (1 + 15/100) = 93179,7.00 [RON]
f)Pret de livrare (C) : C = C1 (1 + 7/100) = 99702,28.00 [RON]
-135-
Indicatorul de rezistenta: (IR)
unde:
Cv –costul unei unitati de volum din materialul de constructie [ron/m3];
– densitatea materialului;
CG – costul unitatii de masa a materialului [ron/kg].
Indicatorul de coroziune: (IC)
-reprezinta costul materialului corodat intr-un an.
in care este volumul de material corodat de timp corespunzator ariei A a suprafetei in contact cu mediul coroziv.
Indicatorul global de masa: (IM)
unde:
Ct – costul total al utilajului [ron] ;
M – masa utilajului [kg].
D. Indicatorul global al capacitatii de productie: (Ip)
unde:
Ct – costul utilajului;
– capacitatea de productie sau debitul acestui
CUPRINS
1.Studiul privind influenta temperaturiide lucru asupra caracteristicilor mecanice ale otelurilor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.1. Fenomenul de fluaj si relaxare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
2. Infuenta diversilor factori asupra fluajului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.1. Tipul retelei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.2. Marimea grauntelui de austenita . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.3. Elemente de aliere . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.3.1. Influenta elementelor de aliere . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.3.2. Influenta altor elemente de aliere . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.4. Tratamentul termic si structura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.5. Influenta ecruisarii . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
2.6. Fibrajul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
2.7. Efectul de crestatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
3.Problemele principale ale utilizarii otelurilor la temperaturi ridicate . . . . . 21
3.1. Tensiunile admisibile de calcul . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21
3.2. Temperaturile de la care fluajul devine important . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
3.3. Efectul variatiilor mici de temperatura si tensiune . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
3.4. Tensiunile termice produse prin modificarea tensiunii sau temperaturii . . . . 23
3.5. Oboseala la temperaturi ridicate . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
1.Descrierea echipamentului si a rolului functional . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
1.1.Proces de regenerare; generalitati . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
1.2.Etape de suprafata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
1.3.Difuzia interna . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
1.4.Difuzia externa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
1.5.Dezactivarea catalizatorului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
1.6.Reactoare cu strat fluidizat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
1.7.Descrierea constructiv functionala a reactorului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
2.Incadrarea echipamentului in linia tehnologica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
3.Stabilirea caracteristicilor functionale si a parametrilor de lucru . . . . . . . . 35
4.Justificarea solutiilor constructive si a materialelor adoptate . . . . . . . . . . . 36
5.Calculul de dimensionare si verificare pentru principalele elemente
constructive . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
5.1.Stabilirea dimensiunilor interioare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
5.2.Alegerea tipurilor de funduri si capace . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
5.3.Calculul de dimensionare a corpului superior . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
5.4.Calculul de dimensionare a tronsonului inferior . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
5.5.Alegerea grosimii “ STAS “ de tabla . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
5.6.Calculul de rezistenta a fundurilor si capacelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
5.7.Calculul de rezistenta a reductiei conice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.8.Dimensionarea mantalei recipientului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
5.9.Determinarea presiunii de incercare hidraulica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.10.Verificarea elementelor supuse la presiunea de proba hidraulica . . . . . . . . . 60
5.11. Alegerea si verificarea flanselor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64
5.12. Calculul de compensare a oroficiilor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
5.13.Temperatura peretilor metalici . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76
5.14.Calculul greutatii tronsoanelor in conditii de montaj, proba hidraulica si exploata . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
5.15.Sarcini ce solicita aparatele de tip coloana . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87
5.15.1.Sarcini si efecte datorate de actiunea vantului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88
5.15.2.Sarcini determinate de actiunea seismelor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89
5.16.Verificarea predimensionarii . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98
5.17.Starea de eforturi unitare in peretele coloanei si in virola de rezemare . . . . . . . 103
5.18.Tensiuni in peretele coloanei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107
5.19.Tensiuni in virola de rezemare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113
5.20.Stabilitatea coloanei la rasturnare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115
5.21.Rezemarea coloanei . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116
6.Tehnologia de fabricare pentru un reper important din componenta echipamentului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120
6.1. Tehnologia de executie a flansei cu gat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120
7. Masuri de protectia muncii la fabricarea, montarea, exploatarea si intretinerea echipamentului proiectat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129
7.1. Prescriptii tehnice de asamblare, montare si punere in functiune . . . . . . . . . . . 129
7.2. Masuri de tehnica securitatii si protectie a muncii . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131
1.Stabilirea pretului utilajului . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132
2.Indicatori tehnico-economici . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133
Bibliografie:
1.Jinescu V.V “Aparate tip coloana”-Editura Tehnica,Bucuresti,1978
2.Jinescu V.V “Calculul si constructia utilajului chimic,petrochimic si de rafinarii” (vol.I)-Editura Didactica si Pedagogica,Bucuresti,1983.
3.Jinescu V.V “Utilajul tehnologic pentru industrii de proces”(vol.II)-Editura Tehnica,Bucuresti,1984
5.Constantinescu A., Rotenstein B., Lascu N.”Fluajul metalelor” – Editura Tehnica,
Bucuresti, 1970.
5.Constantinescu A., Constantinescu G.,”Influenta temperaturii de lucru asupra caracteristicilor mecanice ale otelurilor”. – Studiu de sinteza, Ministerul Industriei Metalurgice, 1967.
6.***Standarde
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Proiectul Unui Regenerator cu Catalizator din Cadrul Instalatiei de Conversie a Metanolului la Hidrocarburi Olefine Si Aromarice (ID: 161741)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.