Utilaje Petrochimice - Viorel Nicolae.pdf

MINISTERUL EDUCAŢIEI, CERCETĂRII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI

Universitatea Petrol-Gaze din Ploieşti

Departamentul de Învăţământ la Distanţă şi cu Frecventă Redusă

VIOREL NICOLAE

UTILAJE PETROCHIMICE

Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti 2012

9

 INTRODUCERE

Structurată şi elaborată la nivelul cerinţelor implicate de perceptele moderne ale prelegerilor universitare, respectiv, aşa-numitele „cursuri universitare”, lucrarea tratează în sinteză aspectele constructive şi  funcţionale ale principalelor tipuri de utilaje petrochimice întâlnite în industria chimică, petrochimică şi în rafinării.  Pentru formarea gândirii tehnice a viitorului specialist, în cadrul  fiecărei „Unităţi de învăţare” (UI) se prezintă bazele teoretice necesare  proiectării şi construcţiei constr ucţiei utilajelor petrochimice, în vederea realizării realiză rii unor utilaje performante din punct de vedere tehnic şi economic, care să  funcţioneze în condiţii condiţ ii de deplină securitate tehnică.  Pentru a facilita valorificarea valori ficarea numeroaselor numeroase lor informaţii din d in domeniu,  fiecare „Unitate „Unita te de învăţare” înv ăţare” se încheie cu testul de autoevaluare, lucrarea de verificare şi bibliografia pe care studentul trebuie să o parcurgă pentru  studiul unităţii de învăţare. Lucrarea include scheme de calcul, grafice, diagrame, nomograme, toate utilizabile în activităţile de proiectare şi  supraveghere tehnică, specifice petrochimiei moderne şi, în general, în construcţia de echipament tehnologic şi termomecanic. Conţinutul lucrării corespunde programei analitice a cursului „Utilaje petrochimice” şi este corelat cu conţinutul celorlalte discipline cu caracter de construcţie şi calcul şi construcţie a utilajelor petrochimice din  programa Facultăţii Facultă ţii de Inginerie Mecanică şi Electrică.  Lucrarea se adresează, cu predilecţie, studenţilor de la Facultatea de Inginerie Mecanică şi Electrică, specializarea Inginerie economică în domeniul mecanic, cursuri de zi şi la distanţă, oferind nu doar informaţii, dar, asigurând efectiv realizarea procesului de învăţare şi predare.  Lucrarea prezintă elementele esenţiale ale subiectelor tratate, incluzând nucleul de cunoştinţe şi deprinderi necesare studenţilor, pentru a atinge nivelul de competenţe dorit care îi motivează pentru continuarea  studiului. Evaluarea cunoştinţelor acumulate de studenţi se face în cadrul activităţilor aplicative din timpul anului (pondere de 25%) şi în final prin examen (pondere de 75%).

 Autorul.

10

UI 1. INGINERIA UTILIZĂRII MATERIALELOR ÎN CONSTRUCŢIA UTILAJELOR PETROCHIMICE OBIECTIVE

Ingineria utilizării materialelor în construcţia utilajelor petrochimice face obiectul pentru unitatea de învăţare (UI) 1, în principal fiind abordate  problemele referitoare la:  clasificarea materialelor tehnice;  factorii principali care determină comportarea sub sarcină;  caracteristicile fizico-mecanice;  încercarea de scurtă durată a materialelor;  aprecierea comportării materialelor la temperatură joasă;  încercarea de lungă durată a materialelor;  influenţa mediului tehnologic asupra materialelor utilizate în construcţia utilajelor petrochimice;  coroziunea;  atacul hidrogenului. Cunoaşterea acestor obiective este absolut necesară de ştiut de viitori specialişti, pentru proiectarea, construcţia şi funcţionarea utilajelor  petrochimice, performante din punct de vedere tehnic şi economic, care să funcţioneze în condiţii de deplină securitate tehnică. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

1.1. Clasificarea materialelor tehnice.........................................................10 1.2. Factorii principali care determină comportarea sub sarcină.................10 1.3. Caracteristicile fizico-mecanice..........................................................11 1.4. Încercarea de scurtă durată a materialelor...........................................11 1.5. Aprecierea Aprecierea comportării comportării metarialelor la temperatură temperatură joasă ................... ........... ........ 16 1.6. Încercarea de lungă durată a materialelor............................................19 1.6.1. 1.6.1. Concepte Concepte fundamental fundamentalee ............................. ............................................. ................................ ...................... ......19 19 1.7. Influenţa mediului tehnologic asupra materialelor utilizate în construcţia construcţia utilajelor utilajelor petrochimi petrochimice ce ............................ ............................................ ................................22 ................22 1.7.1. 1.7.1. Coroziunea..................... Coroziunea.................................... ............................... .............................. .............................. .................... ....22 22 1.7.1.1. Generalităţi. Terminologie............................................................22 1.7.1.2. Indicatorii de rezistenţă la coroziune.............................................22 1.7.1.3. 1.7.1.3. Tipurile Tipurile principale principale de coroziune coroziune ............................. ............................................. ...................... ......23 23 1.7.2. Atacul hidrogenului (blisteringul)....................................................27 Teste de autoevaluar autoevaluare....................... e..................................... .............................. ................................ ...........................30 ...........30 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea Lucrarea de verificare verificare .............................. ............................................... ................................. ................................31 ................31 Rezumatul........... Rezumatul........................... .............................. .............................. ................................ ............................... ........................31 .........31 Bibliografia......... Bibliografia......................... .............................. .............................. ................................ ............................... ........................32 .........32

11

1.1. CLASIFICAREA MATERIALELOR TEHNICE

După natura lor, materialele folosite în construcţia utilajelor  petrochimice pot fi grupate în general, în următoarele două diviziuni  principale: materiale metalice şi materiale nemetalice. La rândul lor, materialele metalice se pot grupa în trei subdiviziuni şi anume [1]: • materiale metalice feroase (metale şi aliaje feroase), această subdiviziune cuprinzând toate varietăţile de fier tehnic, oţelurile şi fontele; • materialele metalice neferoase (metale şi aliaje neferoase), această subdiviziune cuprinzând atât metalele şi aliajele neferoase uşoare (pe bază de titan, magneziu, aluminiu, etc.), cât şi metalele şi aliajele neferoase grele (pe bază de crom, mangan, nichel, cupru, plumb, etc.); • materialele metalice de adaos şi electrozi metalici cu diferite compoziţii chimice şi destinaţii. Materialele nemetalice se pot grupa, de asemenea, în următoarele subdiviziuni [1]: • materiale plastice inclusiv materialele de adaos şi adezivi corespunzători; • materiale pentru garnituri şi alte elemente de etanşare; • materiale termocrioizolante. 1.2. FACTORII PRINCIPALI CARE DETERMINĂ COMPORTAREA SUB SARCINĂ

Studierea comportării sub sarcină a materialelor tehnice utilizate în construcţia utilajului petrochimic, în vederea alegerii corecte şi utilizării lor raţionale, trebuie făcută cu deosebită atenţie, pentru a apropia cât mai mult soluţia tehnică adoptată de soluţia optimă cea mai avantajoasă, cea mai economică şi cea mai sigură din punctul de vedere al securităţii tehnice. Factorii principali care determină evaluarea comportării sub sarcină şi deci alegerea materialelor se pot grupa [1] în : • factori care depind ei însuşi de material, din categoria cărora fac  parte caracteristicile fizico-mecanice şi cele tehnologice; • factori care depind de condiţiile de lucru , din categoria cărora fac  parte temperatura, presiunea, durata de serviciu şi natura,  proprietăţile şi compoziţia chimică a mediilor de lucru (în legătură cu care apar şi se manifestă, simultan sau distinct, sub diferite forme, fenomenele de fluaj, relaxare, fragilizare, coroziune, atac al hidrogenului, eroziune, oxidare, carburare, oboseală etc.).

12

1.3. CARACTERISTICILE FIZICO-MECANICE

Una din problemele principale şi de mare răspundere care stă în faţa constructorilor de utilaj petrochimic este aceea a alegerii materialului cel mai indicat pentru fiecare caz în parte. Pentru aceasta sunt necesare: • cunoaşterea amănunţită a parametrilor de funcţionare ai utilajului, proprietăţile fizico-chimice ale fluidului tehologic (compoziţie, impurităţi, agresivitate chimică, inflamabilitate etc.), parametrii de stare ai acestuia (temperatură, presiune), debitul, etc; • luarea în considerare a caracetristicilor fizico-mecanice ale materialului. Caracteristicile fizico-mecanice ale materialelor tehnice, care interesează în mod deosebit, în cazul studierii comportării lor sub sarcină,  pot fi grupate astfel: • caracteristici privind rezistenţa mecanică a materialelor, denumite caracteristici mecanice (de rezistenţă), din categoria cărora fac parte: limita de proporţionalitate σ  p ( σ 10   sau  R10 ), limita de elasticitate σ e ( σ 0 ,01   sau  R p0 ,01 ), limita de curgere σ c ( R p0 ,2 ), rezistenţa la rupere σ r  ( R m ), duritatea  H , rezilienţa  K , caracteristica mecanică de încovoiere prin şoc  KV   etc; • caracteristici privind comportarea elastică, elastoplastică sau  plastică a materialelor, denumite caracteristici elastice sau caracteristici plastice, din categoria cărora fac parte: modulul de elasticitate (longitudinal  E  sau transversal G ), lungirea specifică ε    sau δ  , gâtuirea specifică ψ  sau  Z  ; contracţia specifică (transversală) ε 1 = ε t  , coeficientul de contracţie transversală (coeficientul lui Poisson) µ  , etc; • caracteristici fizice, din categoria cărora fac parte: dilativitatea (liniară α    sau volumică γ  ), căldura masică c , conductivitatea termică λ  , difuzivitatea termică a , etc. Aprecierea caracteristicilor mecano-elastice şi fizice ale materialelor ca şi variaţia acestora cu temperatura se face pe bază de încerări mecanice. Se precizează că, dintre toate încercările mecanice menţionate în lucrarea [1], cea mai răspîndit folosită este încercarea standard statică, de scurtă durată, la întindere monoaxială, prin care se pun în evidenţă caracteristicile convenţionale mecanice şi elastice, standardizate ale materialelor tehnice. 1.4. ÎNCERCAREA DE SCURTĂ DURATĂ A MATERIALELOR

Încercarea standard statică, de scurtă durată se aplică acelor materiale care lucrează în domeniul unor temperaturi ambiante sau ridicate un timp scurt, nepermiţând apariţia fluajului. 13

Încercarea se conduce prin prelevarea unei epruvete de formă standardizată supusă pe direcţia axei longitudinale unei sarcini  F  de întindere crescătoare, în vederea punerii în evidenţă a curbei caracteristice a materialului încercat şi a determinării principalelor caracteristici elastomecanice. Se precizează că, prin curbă caracteristică a materialului se înţelege (fig. 1.1.) reprezentarea grafică a variaţiei sarcinii  F , respectiv a tensiunilor σ  sau τ  (determinate prin raportarea sarcinii  F    la aria  A0   a secţiunii iniţiale), în funcţie de lungirea ∆l , respectiv de lungirea specifică ε  , în cursul încercărilor mecanice standard efectuate pe epruvete tip (fig. 1.2.)

Fig. 1.1. Curba caracteristică tipică a oţelurilor

Fig. 1.2. Încercarea mecanică standard la întindere (tracţiune) a epruvetelor (cu secţiuni) rotunde Între reperele  A şi  B ale epruvetei (fig. 1.2.) în orice secţiune normală pe axa epruvetei, tensunea σ    şi alungirea specifică ε    se pot considera constante şi egale cu relaţiile fundamentale:  F  ;  A0 ∆l  ; ε  = l 

σ  =

14

(1.1.) (1.2.)

unde: ∆l reprezintă alungirea masurată între reperele A,B pentru valorile lui  F  , începând de la  F  = 0 . Se înţelege că mărimile caracteristice σ  , puse în evidenţă prin încercarea standard de întindere (tracţiune) şi folosite în mod curent în calculele practice sunt - în realitate - nişte mărimi convenţionale, fictive, care caracterizează şi definesc incomplet comportarea sub sarcină a materialelor. Din acest motiv, în continuare, mărimile respective se vor numi nu proprietăţi, ci caracteristici fizico-mecanice convenţionale sau tehnice. •  Limita de proporţionalitate convenţională (tehnică), σ  p , reprezintă tensiunea σ  , corespunzătoare secţiunii iniţiale a epruvetei, pentru care abaterea de la proporţionalitate ∆  dintre tensiunea σ  şi lungirea specifică atinge valoarea prescrisă de 10%, care se menţionează ca indice. Această limită se notează prin simbolul σ 10 =  R p10   şi se exprimă în  N  / mm2 sau  N/m2 . La majoritatea materialelor utilizate în realizarea utilajului  petrochimic, dependenţa σ  − ε  pe porţiunea (0,a în fig. 1.1.) este liniară şi se poate exprima conform [3] astfel: (1.3.) σ  = (tg  β 0 ) ⋅ ε  =  E ⋅ ε    denumită legea lui Hooke pentru întinderea statică simplă. Mărimea  E  =

σ  ε 

= tg β 0 = ct   se numeşte modul de elasticitate

longitudinal (modulul lui Young) şi are aceleaşi unităţi de măsură ca şi σ  . Abaterea ∆ (de 10% ) se calculează conform [3], în funcţie de valorile modulului de elasticitate longitudinal  E  , cu următoarea formulă (fig. 1.1.):  E  − E u tg  β 0 − tg  β u (1.4.) ∆= ⋅ 100 = ⋅ 100  , [%]  

 E  tg  β 0 •  Limita de elasticitate convenţională (tehnică) σ e , reprezintă

tensiunea σ  , corespunzătoare secţiunii iniţiale a epruvetei, pentru care lungirea specifică remanentă plastică ε rp atinge valoarea prescrisă de 0,01%, care se menţionează ca indice. Această limită se notează prin simbolul 2 σ 0 ,01 =  R p 0 ,01 şi se exprimă în  N  /  mm 2  sau N/m . •  Limita de curgere convenţională (tehnică) σ c , reprezintă tensiunea σ  , corespunzătoare secţiunii iniţiale a epruvetetei, pentru care lungirea specifică remanentă plastică ε rp atinge valoarea prescrisă de 0,2%, care se menţionează ca indice. Această limită se notează prin simbolul σ 0 ,2 =  R p 0 ,2 şi se exprimă în  N  / mm 2  sau N/m2 . •  Rezistenţa la rupere σ r  , reprezintă raportul dinre sarcina maximă  F max , suportată de către epruvetă şi aria  A0  a secţiunii transversale iniţiale a epruvetei, respectiv: σ r 

=

 F max    A0

(1.5)

15

Rezistenţa la rupere se notează prin simbolul se exprimă în  N  / mm 2  sau N / m2 .

σ r   sau  Rm  (fig.

1.1.) şi

•  Lungirea specifică standardizată: ε STAS 

= 100 ⋅ ε u = 100 ⋅

l u − l 0 , [%]   l 0

iar lungirea specifică la rupere standardizată: δ n

=  An = 100 ⋅ ε r  = 100 ⋅

l r  − l 0 , [%]   l 0

(1.6) (1.7)

în care l 0 , l u şi l r  reprezintă lungimile iniţială, ultimă la un moment dat şi ultimă la rupere, măsurate în mm , iar ε u şi ε r lungirile specifice ultimă la un moment dat şi la rupere. • Gâtuirea specifică standardizată este:  A − Ar  , [%]   (1.8) ψ STAS  = 100 ⋅ψ u = 100 ⋅ 0  A0

iar gâtuirea specifică remanentă la rupere standardizată este:  z  = 100 ⋅ψ r  = 100 ⋅

 A0 − Ar  , [% ]    A0

(1.9)

în care  Au şi  Ar  reprezintă aria secţiunilor transversale ultimă (minimă) la un moment dat şi respectiv , ultimă la rupere ale epruvetei, în mm 2 , iar ψ u  şi ψ r  -gâtuirile specifice ultimă la un moment dat şi la rupere, fără dimensiune. •  Lungirea specifică remanentă plastică standardizată,  notată prin simbolul general ε rp   (fig. 1.1.) şi exprimată în %, se înţelege ca fiind lungirea specifică ε    măsurată (determinată) după descărcarea respectiv ruperea epruvetei. • Contracţia specifică transversală ε t  , se identifică pentru calculele  practice cu contracţia specifică a diametrului ε 1 , admiţându-se următoarea egalitate aproximativă: d  − d u   (1.10) ε t  ≈ ε 1 = 0 d 0

în care d 0  şi d u reprezintă diametrele iniţial şi ulterior la un moment dat ale epruvetei, în mm . Conform [1], materialele care ascultă de legea lui Hooke [1; 3] şi mai ales pentru oţeluri, încercările experimentale au demonstrat că: ε  ε 1

=

ε u ε 1u

=

ε r  ε 1r 

= m = const  

(1.11)

În calculele practice se utilizează inversul constantei m : 1 ε 1 ε 1u ε 1r  = = = = µ  = const   m ε  ε u ε r 

16

(1.12)

care se numeşte coeficient de contracţie transversală sau coeficientul lui Poisson. Acest coeficient are următoarele valori: m=

1 µ 

µ  <

1 = 0 ,5 , respectiv 2

> 2 ,0 .

Între modulele de elasticitate longitudinal  E şi transversal G , pe de o  parte şi coeficientul lui Poisson µ  , pe de altă parte , există la temperatura standard normală ( T n = 293 K   respectiv t n = 20 0 C ), următoarea relaţie de izotropie conform [1]: G=

 E    2( 1 + µ  )

(1.13)

La temperaturi superioare celei standard normale, adică temperaturi mai mari decât t n = 20 0 C ( T n = 293 K  ), caracterul curbelor caracteristice (fig. 1.1.) se schimbă, palierul de curgere se îngustează, apoi dispare total (fig.1.3.), astfel că limita de curgere σ c   nu se mai poate determina prin citire directă din curba caracteristică.

Fig. 1.3. Exemplificarea ilustrativă a curbelor caracteristice tipice ale unui oţel la diferite temperaturi Din analiza curbelor caracteristice din figura 1.3., se desprind următoarele concluzii generale: • caracteristicile mecanice σ r (inclusiv σ  R  şi  H ), σ c = σ 0 ,2 =  R p0 ,2 , σ e = σ 0 ,01 = R p 0 ,01 şi σ  p = σ 10 =  R p10 scad cu creşterea temperaturii, însă, de regulă, σ r scade mai lent decât σ c ;

17

• modulul de elasticitate longitudinal  E   scade cu creşterea temperaturii (deoarece  β 0 >  β 1 > β 2 > ... ).

Studiind dependenţa de temperatură a raportului dintre pricipalele caracteristici fizico-mecanice (CFM) ale oţelurilor, la temperatura ridicată respectivă şi la temperatura standard normală (fig. 1.4.) rezultă: •  pentru unele oţeluri, rezistenţa de rupere ( σ r '  ,σ  R'  , respectiv  H '  ) şi limita de curgere ( σ c '  = σ 0 ,2 '  =  R p0 ,2'  ) cresc puţin la început cu creşterea temperaturii (până la circa 200..300 0C, pentru oţelurile carbon obişnuite), însă, de la o anumită temperatură, σ r ' ,σ  R' , H ' şi σ c ' = σ 0,2 ' = R p 0, 2 '   scad mereu şi sensibil cu creşterea temperaturii.; • lungirea la rupere ( δ  ,δ '  ) şi gâtuirea la rupere (  z  , z '  ) au legi de variaţie inverse faţă de cele privind rezistenţa la rupere ( σ r  ,σ r '  ).; • modulele de elasticitate  E şi G , conductivitatea termică λ  şi difuzivitatea termică a scad cu creşterea temperaturii; • coeficientul lui Poisson µ  , dilativitatea liniară α  , şi căldura masică c p , cresc tot timpul cu creşterea temperaturii.

Fig. 1.4.Variaţia, cu creşterea temperaturii, a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor. Schematizare exemplificativă. 1.5. APRECIEREA COMPORTĂRII METARIALELOR LA TEMPERATURĂ JOASĂ

Prin temperaturi joase se vor înţelege temperaturile inferioare celei standard normale, adică temperaturile mai mici decât t n = 20 0 C ( T n = 293 K  ).

18

Analizând graficul din fig. 1.5., odată cu scăderea temperaturii se constată: • rezistenţa de rupere σ r   (respectiv σ  R , H ), limita de curgere σ c = σ 0 ,2   şi modulele de elasticitate  E şi G cresc, fiind suficient dacă, în calculele practice de rezistenţă, sunt considerate caracteristicile mecanice şi elastice respective la temperatura standard normală; • lungirea la rupere δ  , gâtuirea la rupere  Z   şi coeficientul lui Poisson µ  , în general, scad nesemnificativ, astfel că în calculele practice de  proiectare sunt considerate caracteristicile elastice respective la temperatura standard normală; • rezilienţa  K şi caracteristica mecanică de încovoiere prin şoc  KV  scad considerabil, la anumite temperaturi, suficient de scăzute, oţelurile devenind fragile. Diminuarea rezilienţei, respectiv a caracteristicii mecanice de încovoiere prin şoc ale materialelor metalice, la temperaturi joase, este diferită pentru oţelurile carbon şi slab aliate, pe de o parte şi pentru oţelurile aliate, pe de altă parte.

Fig. 1.5. Variaţia cu scăderea temperaturii, a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor. Schematizare exemplificativă. Cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Variaţia rezilienţei cu scăderea temperaturii se face conform graficului din figura 1.6., distingându-se următoarele trei domenii: • domeniul I, numit domeniul ruperilor cu caracter tenace, caracterizat  printr-o variaţie continuă şi o dispersie restrînsă a valorilor rezilienţei; • domeniul II, numit domeniul ruperilor cu caracter mixt, tenace fragil , caracterizat printr-o scădere foarte rapidă (bruscă) a rezilienţei şi o dispersie mare a valorilor rezilienţei. Acest domeniu este cuprins între temperaturile t 1 şi t 2 ;

19

• domeniul III, numit domeniu al ruperilor cu caracter  fragil,

caracterizat printr-o variaţie continuă şi o dispersie limitată a valorilor rezilienţei. Temperaturile pentru care oţelurile trec din situaţia corespunzătoare ruperilor tenace în situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece. Deci, temperatura t 1 reprezintă pragul superior de fragilizare, iar t 2 reprezintă  pragul inferior de fragilizare la rece. Cazul oţelurilor aliate

În acest caz, scăderea rezilienţei, cu scăderea temperaturii, nu se mai face printr-un salt, ci după o curbă continuă (fig. 1.7.). În acest caz, temperatura t 1 se stabileşte în mod convenţional, ea considerându-se egală cu acea temperatură t  pentru care:  K t  = 0,5(50%) sau 0,6(60%)    K t n

(1.15.)

Fig. 1.6. Dependenţa generală, în domeniul temperaturilor joase, a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate.

Fig.1.7. Dependenţa generală, în domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

20

1.6. ÎNCERCAREA DE LUNGĂ DURATĂ A MATERIALELOR 1.6.1. Concepte fundamentale

Fluajul este definit ca o deformaţie lentă şi continuă, care se dezvoltă sub acţiunea unei tensiuni şi temperaturi constante. Pentru materialele metalice tehnice, fenomenul de fluaj are o intensitate dependentă de temperatură, evidenţiindu-se pregnant pentru temperaturi ridicate. În [1], se indică drept temperatură T  f  , în grade Kelvin, temperatura de la care urmează să fie luate în considerare efectele fenomenului de fluaj, temperatură dată de relaţia: T  f  =  β  f  ⋅ T T    (1.16) în care: T  f  -reprezintă temperatura de topire a materialului; având valorile:  β  f  = 0 ,300   pentru metale  β  f  -coeficient  pure; β  f  = 0 ,400   pentru oţeluri în general;  β  f  = 0 ,600   pentru aliajele speciale. La metale uşor fuzibile (plumbul), fluajul poate avea loc şi la temperatura de 20 0C (293K). Curba tipică de fluaj

În fig. 1.8. se prezintă curba tipică de fluaj [1], [3], care cuprinde următoarele stadii (domenii, zone) caracteristice: • stadiul I (porţiunea AB), numit stadiu al fluajului primar, stadiu al fluajului iniţial sau stadiu al fluajului în curs de stabilizare; unghiul  β  =  β 1 scade continuu cu creşterea timpului; • stadiul II (porţiunea BC) , numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului stabilizat, caracterizat prin aceea că unghiul  β  =  β 2 = β min = const în timp; • stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat, stadiu al fluajului intensiv sau stadiu al fluajului distructiv, în acest stadiu unghiul  β  =  β 3 creşte mereu cu creşterea timpului până la momentul τ  = τ r  , corespunzător punctului D, când survine ruperea prin fluaj, funcţionarea utilajului petrochimic în acest stadiu trebuie evitată. Viteza de fluaj

Viteza instantanee de fluaj w f  , reprezintă raportului dintre creşterea ∆ε  a deformaţiilor specifice de fluaj şi creşterea ∆τ  a timpului când aceasta din urmă devine oricât de mică şi deci, se poate considera că tinde la zero. ∆ε  d ε  w f  = lim = = tg  β  , în ( mm / mm ⋅ h ), ( % / h ) sau (m/m·h) (1.17) ∆τ → 0 ∆τ  d τ  Rezultă deci, că legea de variaţie în timp a vitezei de fluaj w f  , pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj, se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului  β  . Această lege este reprezentată

21

convenţional în fig. 1.9.c, din care rezultă în mod evident că, pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj, este îndeplinită condiţia: w f  = w f  min = ct   (1.18.) Aşadar, funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate în condiţii de fluaj se recomandă să fie asigurată în stadiul II, deoarece în acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă. Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă, pentru exemplificare în tabelul 1.1., [1] sunt indicate valorile acestor viteze.

Fig. 1.8. Curba tipică de fluaj

a-curba de fluaj propriu-zisă; b-detaliu de analiză, extras din curba tipică de fluaj; c-curba tipică corespunzătoare legii generale de variaţie a vitezei de fluaj.

22

Exemplificarea unor viteze de fluaj.  Nr. crt. 1 2 3 4 5

Denumirea elementului de conductă Conducte de abur, ţevi pentru cazane de abur, cusături sudate Ţevi pentru supraîncălzitoare de abur Ţevi de cuptor tubular tehnologic

Tabelul 1.1

Viteza minimă admisă de fluaj, w f =w f min

% / h

mm /( mm ⋅ h )

1 ⋅ 10 −5

1 ⋅ 10 −7 

1 ⋅ 10 −4 .. 1 ⋅ 10 −5

1 ⋅ 10 −6  .. 1 ⋅ 10 −5

1 ⋅ 10 −5

1 ⋅ 10 −7 

1 ⋅ 10 −6 

1 ⋅ 10 −8

1 ⋅ 10 −7 

1 ⋅ 10 −9

Tijă de armaturi pentru conducte Suporturi specifice cuptoarelor tehnologice şi cazanelor de abur

 Limita convenţională (tehnică) de fluaj.

Reprezintă acel efort unitar σ  , corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume temperaturi constante date, pentru care într-un interval de timp determinat, egal în general cu durata maximă de serviciu τ  s = τ calc (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε  = ε rf  ≤ ε rfa  sau o anumită viteză de fluaj w f  min . Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă în  N/mm2 sau N/m2 şi t  t  are simbolul general σ  f  sau σ ε  / τ  sau  R1t / 10000  sau  R1t / 100000  Durata până la rupere rupere şi durata durata de serviciu. serviciu.

Timpul τ r    măsurat până la momentul ruperii materialului, corespunzător punctului D (fig. 1.9.a) se numeşte durată până la rupere. Durata de serviciu τ  s însumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare neîntreruptă şi îndeplineşte condiţia: τ  s < τ r    (1.19) cτ  =

τ r 

> 1 ,0   Raportul : (1.20) τ  s defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata până la rupere. Duratele convenţionale de serviciu τ  s  şi de calcul τ calc  sunt: τ  s = τ calc = 10000 h  (corespunde la circa 1,25 ani serviciu neîntrerupt); τ  s = τ calc = 100000 h (corespunde la circa 12,5 ani serviciu neîntrerupt); τ  s = τ calc = 200000 h (corespunde la circa 25 ani serviciu neîntrerupt).  Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată.

Tensiunea σ  la care, pentru o anumită temperatură constantă dată, survine ruperea prin fluaj într-un interval de timp determinat τ  = τ r  , este t  denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de durată şi se notează σ d  sau 2 2 σ  t r  / 10000  sau σ  t r  / 100000  sau  R t r  / 100000  şi se exprimă în  N/mm  sau N/m .

23

1.7. INFLUENŢA MEDIULUI TEHNOLOGIC ASUPRA MATERIALELOR UTILIZATE ÎN CONSTRUCŢIA UTILAJELOR PETROCHIMICE

Mediile tehnologice supuse prelucrării în instalaţiile petrochimice atacă materialele din care sunt realizate utilajele prin: coroziune, eroziune, atac al hidrogenului. 1.7.1. Coroziunea

1.7.1.1. Generalităţi. Terminologie. Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea, într-un anumit timp, a metalelor şi a aliajelor metalice în urma acţiunilor chimice sau/şi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice [1], [2], [3], [4]. Mediile care produc coroziunea se consideră medii corosive sau agresive. Intensitatea şi modul lor de acţiune în sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici, chimici, mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului. Rezultatele combinaţiilor chmice dintre metale/aliaje şi mediile corosive constituie produşii de coroziune, care pot fi de următoarele tipuri: •  produşi primari →  substanţe chimice rezultate în urma coroziunii datorită interacţiunii între metal/aliaj şi mediile corosive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice); •  produşi secundari s ecundari → substanţe chimice rezultate în urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante; • arsuri → produşi ai coroziunii metalelor/aliajelor în medii gazoase la temperaturi ridicate; • decarburări superficiale → straturi decarburate, superficiale ale elemetelor din oţeluri, care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corosive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate; • oxidări interne → precipitări sub suprfaţă a unuia sau a mai multor oxizi, ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante. Cantitatea de metal transformată în produse de coroziune constituie  pierderile prin coroziune. Capacitatea metalelor şi aliajelor metalice de a rezista la distrugerea  prin coroziune se numeşte rezistenţă (stabilitate) la coroziune. coroziune. 1.7.1.2. Indicatorii de rezistenţă la coroziune Cantitativ, intensitatea şi ritmul prosecelor de distrugere prin coroziune se apreciază prin intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune: indicatorul cinetic, notata prin simbolul w c, în mod curent 24

numit viteză de coroziune, exprimat în mm/h  sau mm/an; indicatorul volumic wv, exprimat în cm3 /(m2·h) sau cm3 /(m2·an); indicatorul masic w M , exprimat în  g/(m2·h) sau g/(m2·an). Dacă pentru o variaţie  ∆τ  s a duraţiei τ  s  (în h  sau ani) de serviciu, respectiv de funcţionare, în condiţii de coroziune corespunde variaţia  ∆s a grosimii s (în mm) a peretelui metalic al utilajului, variaţia  ∆V  a  a volumului V  3 (în cm ) sau variaţia  ∆M  a   a masei  M (în  g ) ale părţii metalice, atunci pentru  ∆τ  s suficient de mic ( ∆τ  s→0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune: ∆S  dS  = ' = wci    s ∆τ  s d τ  s dV  ∆V  wvi   lim = = ∆τ  s → 0  A ∆τ   Ac d τ  s c  s dM  ∆ M  i lim = = w M    ∆τ  s → 0  A ∆τ   A d  τ  c  s c  s

lim ∆τ  →0

(1.21) (1.22) (1.23)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (1.21 … 1.23) vor fi următoarele: wc =

c1 τ  s

; [mm / an]  sau [m/an]

(1.24)

V c (1.25) ; [cm 3 /(m 2 ⋅ an)]  sau [m3 /(m2·an)]  Acτ  s  M  w M  = c ; [ g /( m 2 ⋅ an)] sau [kg/(m2·an)] (1.26)  Acτ  s în care c1 reprezintă grosimea de perete corodată în timp, pentru care τ = τ  s, are valoare maximă c1 = 0 , numită adus de grosime pentru coroziune, în m; V c – volumul de metal corodat în timpul τ = τ  s s, în m3;  M c – masa metalului corodat în timpul τ = τ  s, în kg , rezultând: k  ⋅ w wc = 1  M  , (1.27) wv =

 ρ c

unde k 1 este un coeficient numeric de transformare, iar ρ c reprezintă densitatea materialului corodat, exprimată – de la caz la caz – în  g/cm3 , kg/dm3 sau kg/m3. 1.7.1.3. Tipurile principale de coroziune Clasificarea după diferite criterii a tipurilor de coroziune este indicată [1] în figura 1.10 exemplificarea sugestivă a unora dintre tipurile de coroziune fiind schematizată în figura 1.11. Coroziunea chimică. Prin coroziune chimică se înţelege coroziunea datorată simplei interacţiuni directe, nemijlocite, între materialul tehnic şi mediu, aceasta producându-se în mediile electric neconducătoare (gaze, lichide neionice). În cazul coroziunii chimice nu apare nici un transport de sarcini electrice, produşii de coroziune rămânând la locul atacat. Ca exemplu de astfel de coroziune se poate menţiona cazul coroziunii

25

(“ruginirii”) utilajelor amplasate în incinte prost aerisite în care se degajă vapori agresivi. Coroziunea electrochimică.  Acest tip de coroziune este însoţit de apariţia curentului electric, fiind condiţionată de existenţa acestuia, de existenţa a două metale sau a doi compuşi metalici şi a unui electrolit, caracterizându-se printr-un neîntrerupt transport de sarcini electrice la limita dintre metal şi mediu corosiv. Coroziunea atmosferică şi multe alte tipuri de coroziune menţionate în fig. 1.10 sunt întâlnite în practica tehnologică a vehiculării produselor petroliere şi petrochimice, sunt coroziuni electrochimice. Coroziunea locală. Această coroziune evoluează cu viteze neuniforme şi se concentrează pe anumite porţiuni ale suprafeţei materialului, evidenţiindu-se sub formă de pete şi plăgi (fig. 1.11, a), sub formă de puncte şi ciupituri (fig. 1.11, b), sub formă de caverne şi perforaţii etc. Coroziunea continuă. Se manifestă simultan, uniform (fig. 1.11, c) sau neuniform (fig. 1.11 d), în toate punctele suprafeţei materialului. Coroziunea uniformă.  (fig. 1.11, c). Se caracterizează prin aceaaşi viteză wc pe întreaga suprafaţă a materialului aflată sub acţiunea mediului corosiv considerat. Dacă mediul corosiv este lichid, atunci procesul de coroziune evoluează ca şi cum materialul “s-ar dizolva” necontenit, dacă, însă, mediul corosiv este gazos, atunci fenomenul respectiv apare ca o oxidare pe suprafaţa materialului depunându-se o peliculă colorată de altă compoziţie decât cea a materialului de bază, corodat. Coroziunea neuniformă. Această coroziune (fig. 1.11, d) se caracterizează prin viteze wc  diferite, în diverse zone ale suprafeţei materialului aflate sub acţiunea mediului corosiv considerat, acest fenomen întâlnindu-se mai ales acolo unde suprafaţa materialului este neomogenă (în urma prelucrării mecanice, a oxidării locale etc.). etc. ).

Coroziunea în puncte sau coroziunea cu ciupituri (pitting-ul).

Aceasta este o coroziune puternică, localizată în puncte distincte (fig. 1.11,  b), care se amorsează la suprafaţa metalului şi continuă dedesubtul ei, concentrându-şi acţiunea în anumite zone ale suprafeţei. Prin astfel de coroziune se poate ajunge repede şi pe neaşteptate la perforarea pereţilor, fapt ce poate provoca provoca adevărate dezastre, dezastre, în cazul vehiculării produselor produselor  petroliere şi petrochimice. Pitting-ul poate avea cauze multiple cum ar fi: existenţa unor impurităţi în material, accidente de suprafaţă, zgârieturi etc. Se pare că, odată amorsat fenomenul pitting-ului, viteza lui creşte apreciabil, mai ales dacă creşte şi temperatura. Coroziunea sub formă de pete şi plăgi. În general, această coroziune (fig. 1.11, a) este generată de aceleaşi cauze ca şi pitting-ul. Coroziunea sub formă de pete cuprinde porţiuni mari de suprafaţă şi are o pătrundere relativ mică, iar coroziunea coroziunea sub formă de plăgi se caracterizează prin distrugeri mai adânci, localizate pe suprafeţe relativ mici. Coroziunea prin contact  (coroziune   (coroziune locală). Se referă la distrugerea metalelor şi aliajelor prin acţiunea concomitentă a mediului corosiv şi a frecării, respectiv a contactului strâns, local, dintre elemente.

26

Coroziunea în gaze. Aceasta se referă la distrugerea metalelor şi

aliajelor sub acţiunea gazelor la temperaturi ridicate. Coroziunea selectivă. Aceasta este o coroziune electrochimică prin care se distzruge fie un singur component chimic al aliajelor – cazul coroziunii selective de component – fie un singur constituent structural – cazul coroziunii selective de structură.

Fig. 1.10 Clasificarea şi gruparea principalelor tipuri de coroziune

27

Fig. 1.11 Tipuri de coroziune

a - coroziune sub formă de pete sau plăgi; b - coroziune în puncte; c - coroziunea uniformă; d - coroziunea neuniformă; e - coroziunea intercristalină; f - coroziunea fisurantă intercristalină; g - coroziunea fisurantă transcristalină

Coroziunea intercristalină. Această coroziune este un caz special al

coroziunii selective de structură, care se produce în mod preferenţial la conturul grăunţilor cristalini ai metalului sau aliajului (fig. 1.11, e). Ea apare acolo unde se naşte o diferenţă de compoziţie între faze, acolo unde fenomenul de cristalizare a fost perturbat, atunci când la limita dintre grăunţii cristalini s-au creat zone eterogene din punctul de vedere al compoziţiei sau au fost concentrate impurităţi chimice etc. Pierderile în masă sunt excepţional de mici în cazul coroziunii intercristaline, deoarece  produşii de coroziune rămân în interiorul structurii metalice, însă rezistenţa mecanică şi ductibilitatea metalului scad foarte mult. Coroziunea intercristalină se întâlneşte la oţelurile aliate Cr/Ni de tip 18/8, lucrând la temperaturi de 673 … 1073 K (400 … 800 0C) în prezenţa unor medii corosive. Coroziunea transcristalină. Se referă la distrugerea corosivă care se  propagă prin interiorul grăunţilor cristalini, adică transcristalini (fig. 1.12, g). Coroziunea fisurantă (coroziunea sub sarcină). Se datorează acţiunii simultane a mediilor corozive şi a tensiunilor corespunzătoare unor solicitări mecanice întâlnindu-se la aproape toate metalele şi aliajele supuse la solicitări mecanice (mai ales alternant variabile) în prezenţa unor medii de lucru agresive. Ea se manifestă atât intercristalin (1.11, f) cât şi transcristalin (fig. 1.11, g), şi nu la toate metalele şi aliajele este favorizată de aceleaşi medii corozive. Coroziunea fisurantă este întotdeauna însoţită de o deformare plastică şi formarea de fisuri în metal (exemplu fisurarea corozivă). Fisurarea care rezultă din acţiunea simultană a coroziunii electrochimice şi a tensiunilor reziduale se numeşte fisurare sezonieră. Coroziunea filiformă. Această coroziune se produce sub acoperirile

 protectoare anticorosive permeabile şi suficient de elastice. Atacul coroziunii, în acest caz, se prezintă ca un filament ce şerpuieşte sub stratul acoperitor de vopsea, coroziunea filiformă fiind favorizată de atmosfera umedă. Coroziunea erozivă. Se caracterizează prin distrugerea unui metal sau a unui aliaj prin curgerea turbulentă a unui lichid corosiv cu viteză 28

foarte mare sau sub acţiunea jeturilor puternice de lichide corosive, asociată, în unele cazuri, cu eroziunea. 1.7.2. Atacul hidrogenului (blisteringul)

Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a metalului prin separarea în straturi (exfolierea) datorită  pătrunderii în metalul respectiv a hidrogenului pur, format în urma prezenţei coroziunii electrochimice. Schema principală privind hidrogenul generat în condiţiile apariţiei ionilor H + la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel, aflat în contact cu mediul tehnologic electrolitic, se redă în figura 1.12. Hidrogenul atomar, separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig. 1.13, a), difuzează în metal, până când întâlneşte o discontinuitate de material (defecte interioare: stratificări, sulfuri, incluziuni de zgură etc.). Aici hidrogenul atomar se recombină în molecule şi formează hidrogenul gazos, care nu mai poate difuza mai departe în metal. Rezultă, deci, că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel într-un microcolector de hidrogen, care se acumulează fără întrerupere. Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant, presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează, sau se separă în straturi distincte (fig. 1.13, b) – se exfoliază -, pe suprafaţa  peretelui metalic formându-se o serie de umflături. Acest proces distructiv a fost observat la tubulaturile de conducte, executate din oţeluri carbon sau din oţeluri slab aliate cu mangan şi siliciu care lucrau în contact cu petrol brut sulfuros, produse petroliere sulfuroase, cu medii conţinând hidrogen sulfurat. Consecinţele principale ale atacului hidrogenului sunt următoarele: a) scoaterea prematură din serviciu a elementelor structurilor sau aparatelor tehnologice;  b) fragilizarea metalului, cauzată de absorbţia hidrogenului, numită fragilizare prin hidrogen. Căile principale de prevenire şi combatere a atacului hidrogenului sunt următoarele [1]: 1)  purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru, prin îndepărtarea hidrogenului sulfurat, a apei, a altor combinaţii chimice periculoase; 2) folosirea de materiale metalice corespunzător de rezistente la atacul hidrogenului; 3)  protejarea metalelor (oţelurilor carbon) prin acoperirea suprafeţelor de lucru cu vopsele şi lacuri speciale; 4)  protejarea metalelor prin acoperirea suprafeţelor lor de lucru cu straturi nemetalice sau cu straturi de acoperire metalice. Urmărindu-se protecţia împotriva coroziunii prin hidrogen, la alegerea oţelurilor se vor avea în vedre următoarele: 1)  precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t  şi presiunii parţiale a hidrogenului  p H  se fundamentează  prin diagrama Nelson (fig. 1.14);

29

2) în instalaţiile de dehidrogenare cu t ≤  5700 C şi  p H  ≤   6 MPa se vor prefera oţelurile cu 1,5 … 2,0 Cr, max 1,0 % Mo, max 1,5 % Si şi carbon puţin; 3) în instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi  joase (circa 300 0C) şi p H  < 30 … 70 MPa, se vor prefera oţelurile cu 2, 3 … 2,8% Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate  bună), uneori aliate în plus cu molibden, cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 0,8%); 4) în situaţiile când conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atât la temperaturi ridicate ( t ≤   500 – 5200C, p H  ≤   70 MPa)  cât şi la coroziune prin hidrogen, se vor prefera oţelurile crom – molibden (cu 3,0% Cr şi chiar cu 6,0% Cr), cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicându-se până la 0,8%); 5)  pentru conductele care sunt exploatate la t ≥  5200C  şi  p H  ≥  70  MPa, se vor prefera oţelurile cu circa 0,1% C şi 11 … 13% Cr, care, foarte des, mai conţin molibden, wolfram, vanadiu; 6) în condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme, se vor folosi – cu precădere – oţelurile austenitice Cr/Ni/Ti sau Cr/Ni/Nb, cu C ≤ 0,03%; 7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen.

Fig. 1.12 Schema de bilanţ a hidrogenului generat în circumstanţe de coroziune electrochimică

A – fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui; B – fluxul de hidrogen care difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi, care, sub forma bulelor de gaz, se elimină; C, D, F – fluxul de hidrogen care pătrunde în masa metalică a peretelui.

30

a Fig. 1.13 Schematizarea mecanismului bisteringului:

b

a – peretele metalic cu grosimea totală iniţială s 1 , neatacat prin hidrogenare; b- peretele metalic atacat prin bistering; 1- perete propriu-zis; 2 – mediu tehnologic agresiv; 3- hidrogenul atomar; 4- discontinuitatea internă de material; 5 – microcolectorul intern de hidrogen atomar → hidrogen molecular; 6 – separarea în straturi a metalului; 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui.

Fig. 1.14 Diagrama Nelson:

1 – oţelurile carbon (a – nesudate; b – sudate sau deformate – laminat, forjate – la cald); 2 – oţelurile molibden (cu 0,5% Mo); 3 … 6 – oţelurile molibden (7 – 0,4 Mo; 8 – 0,3Mo; 9 – 0,2 Mo; 10 – 0,1 Mo); (----) – coroziune datorită hidrogenării tehnologice; ( - - - -) – decarburarea superficială.

31

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 1.1. Încercarea standard statică de scurtă durată se aplică acelor materiale: a) care lucrează în domeniul unor temperaturi ambiante sau ridicate un timp scurt, nepermiţând apariţia fluajului;  b) care lucrează în domeniul unor temperaturi ridicate sub sarcină un timp îndelungat; c) care lucrează în domeniul temperaturilor joase; d) care lucrează în domeniul temperaturilor ce favorizează apariţia fluajului. T 1.2. Caracteristica care pune în evidenţă comportarea oţelurilor la temperaturi scăzute este: a) rezistenţa minimă la rupere;  b) rezilienţa sau rezilienţa la incovoiere prin şoc; c) modulul de elasticitate longitudinal; d) limita convenţională de fluaj. T 1.3. Se dă relaţia : c1 = wc ⋅ τ s , care reprezintă: a) viteza de coroziune a unui material;  b) indicatorul de rezistenţă la coroziune volumic; c) adaosul de coroziune; d) durata de serviciu. T 1.4. Consecinţele principale ale atacului hidrogenului sunt: a) scoaterea prematură din serviciu a utilajelor;  b)  prelungirea duratei de serviciu a utilajelor; c) mărirea capacităţii portante a utilajelor; d) fragilizarea materialului cauzată de absorbţia hidrogenului. T 1.5. Încercarea de lungă durată a materialelor se aplică acelor materiale: a) care lucrează în domeniul temperaturilor joase;  b) care lucrează un timp îndelungat la o temperatură ridicată constantă şi sub sarcină constantă; c) care lucrează la temperaturi ambiante sau ridicate un timp scurt; d) care lucrează în domeniul presiunilor mari. T 1.6. Tensiunea admisibilă a unui oţel la temperatura standard normală (200C) se determină în funcţie de: a) rezistenţa minimă de rupere la temperatura de regim şi limita convenţională de fluaj;  b) rezistenţa minimă de rupere şi limita convenţională de curgere la temperatura de 20 0C împărţite la coeficienţii de siguranţă corespunzători; c) limita convenţională de fluaj şi de rezistenţa convenţională de durată; d) limitele convenţionale de proporţionalitate şi de elasticitate. T 1.7. O dată cu creşterea temperaturii se constată că: a) valorile modulului de elasticitate longitudinal cresc continuu;  b) valorile coeficientului de dilatare longitudinal scad continuu; c) valorile modului de elasticitate transversal scad continuu; d) valorile coeficientului de dilatare volumic scad continuu.

32

LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 1.1. • Încercarea standard statică de scurtă durată a materialelor. • Atacul hidrogenului (blisteringul). • Problema: Care este tensiunea admisibilă pentru un recipient cilindric orizontal utilizat la depozitarea unui produs petrolier la temperatura de 20 0C, realizat din oţelul P275NH, SR-EN-10028-3 (R430, STAS 2883/2-91), cunoscând coeficienţii de siguranţă: cr  = 2,4; c c = 1,5. a) 179,16 N/mm2  b) 191,12 N/mm2 c) 183,33 N/mm2 d) 215,14 N/mm2 L.V. 1.2. • Încercarea de lungă durată a materialelor. • Influenţa mediului tehnologic asupra materialelor utilizate în construcţia utilajelor petrochimice. • Problema: Care este tensiunea admisibilă pentru o conductă de abur cu temperatura 180 0C realizată din oţelul P235GH, SR-EN-10216-2 2 (OLT35K, STAS 8184-87), cunoscând: σ180 c   = 235 N/mm , coeficienţii cr  = 2,4; c c = 1,5. a) 150,1 N/mm2  b) 145,8 N/mm2 c) 153,2 N/mm2 d) 156,6 N/mm2 L.V. 1.3. • Aprecierea comportării materialelor la temperaturi joase. • Caracterul curbelor caracteristice la temperaturi din ce în ce mai mari. • Problema: Care din valorile de mai jos reprezintă grosimea de metal îndepărtată prin coroziune (adaosul de coroziune) cunoscând: viteza de coroziune w c = 0,15 mm/an; durata de serviciu τ s = 12,5 ani: a) 1,875 mm  b) 1,915 mm c) 1,725 mm d) 2,151 mm REZUMATUL

Materialele utilizate în construcţia utilajelor petrochimice se aleg pe  baza unor factori, fie legaţi direct de material, fie legaţi de procesul tehnologic (parametrii de lucru), fie legaţi de tehnologia de fabricaţie a utilajului respectiv. Factorii legaţi direct de material ce trebuiesc cunoscuţi sunt:

33

• caracteristicile mecanice sau de rezistenţă; • caracteristicile elasto-plastice sau elastice; • caracteristicile de tip fizic.

Factorii legaţi de procesul tehnologic sunt reprezentaţi de parametrii de lucru (presiunea, temperatura, corozivitatea mediului, durata de serviciu, locaţia). Factorii legaţi de procesul tehnologic sunt: • capacitatea de prelucrare prin aşchiere; • capacitatea de ambutisare; • capacitatea de îndoire; • sudabilitatea. Aprecierea caracteristicilor mecano-elastice şi fizice ale materialelor ca şi variaţia acestora cu temperatura se face pe baza următoarelor încercări mecanice: • încercări de scurtă durată; • încercări de lungă durată; • încercări de rezilienţă. Mediile tehnologice supuse prelucrării în instalaţiile petrochimice atacă materialele din care sunt realizate utilajele prin coroziune, eroziune, atac al hidrogenului.

BIBLIOGRAFIA

1.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 2. Pavel, A.,  Elemente de inginerie mecanică, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983. 3. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 4. Pavel, A. ş.a.,  Riscuri şi surse de avarii tehnologice în rafinaj petrochimie 3, Editura ILEX, Bucureşti, 2007.

34

UI 2. CONDUCTE TEHNOLOGICE OBIECTIVE

Unitatea de învăţare 2, într-o extensie limitată, priveşte conductele tehnologice cu referire la:  elementele definitorii;  ţevile (tubulatura) pentru conducte (construcţie, materiale, efectul elementelor de aliere asupra caracteristicilor materialelor, tipuri de încărcări şi efectul acestora asupra sistemelor de conducte);  tensiunile admisibile şi calculul ţevilor (tubulaturilor) din oţel supuse la presiune interioară. Învăţarea şi cunoaşterea acestor elemente foloseşte cursantului la  proiectarea, exploatarea şi asigurarea mentenenţei sistemelor de conducte tehnologice din industria petrochimică indigenă şi din străinătate, care trebuie să îndeplinească criteriile tehnice şi economice şi să funcţioneze în condiţii de securitate tehnică. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

2.1. Elemente definitorii şi de proiectare. Generalităţi. .............................. 33 2.2. Ţevile pentru conducte.......................................................................38 2.2.1. Construcţie şi materiale...................................................................38 2.2.2. Tensiunile admisibile ......................................................................40 2.2.3. Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară......................43 Teste de autoevaluare................................................................................54 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea de verificare ...............................................................................55 Rezumatul.................................................................................................55 Bibliografia...............................................................................................56 2.1. ELEMENTE DEFINITORII ŞI DE PROIECTARE. GENERALITĂŢI.

Conductele au o largă răspândire şi întrebuinţare în tehnologia industrială modernă, fiind utilizate în termoenergetică, în hidroenergetică, în transportul gazelor, ca şi în transportul produselor chimice şi petrochimice. Condiţiile deosebite la care conductele trebuie să corespundă, definite prin solicitări mari şi, de cele mai multe ori, variabile în timp, circumstanţe neunivoce de temperatură climatică şi tehnologică, asociate de regulă cu intense procese de coroziune şi eroziune, impun acordarea unei atenţii deosebite problemelor privind proiectarea, construcţia şi exploatarea lor. Conducta este un ansamblu de elemente, montate pe un traseu determinat, separând un spaţiu închis, care serveşte la transportul şi distribuţia materialelor aflate în stare fluidă sau fluidizată. 35

Conducta este un sistem tehnic, constituit din ţevi, fitinguri, flanşe, armături, suporturi, compensatoare de dilataţie, aparate de măsură, control şi reglare, care serveşte la transportul fluidelor între două utilaje, între două tronsoane tubulare sau între două instalaţii, în condiţii de securitate tehnică deplină. Funcţionarea conductelor, adică transportul fluidului între două  puncte oarecare de pe traseul acestuia, se datorează unei diferenţe de  potenţial energetic, care, de cele mai multe ori, se manifestă în forma unei diferenţe de presiune a fluidului între cele două puncte considerate. Elementul principal al conductelor îl constituie materialul tubular cuprinzând: ţevile, tuburile şi, eventual, furtunele care separă spaţiul prin care se vehiculează fluidul tehnologic. Ţevile  sunt elemente de formă cilindrică, goale la interior, cu lungime mai mare de 4 m şi grosime de perete mică, confecţionate din materiale cu proprietăţi elastice pronunţate. Dimensiunile ţevilor în România sunt standardizate conform: STAS 404/1-87 şi STAS 404/3-87 – ţevi laminate la cald; STAS 530/1-87 şi STAS 530/3-87 – ţevi trase sau laminate la rece; STAS 715/2-88 – ţevi fără sudură  pentru industria petrolieră; STAS 3478-86 – ţevi pentru temperaturi ridicate; STAS 9378-87 – ţevi pentru temperaturi scăzute; SR 6898/1-95 – ţevi sudate elicoidal de uz general; SR 6898/2-95 – ţevi sudate elicoidal  pentru conducte; STAS 7656-90 şi 7657-90 – ţevi sudate longitudinal; SR 11082-95 – ţevi sudate elicoidal pentru conducte (numai pentru cazurile când se aprobă utilizarea unor astfel de ţevi); SR ISO 4200/95 – tabele generale de dimensiuni pentru ţevi; SR ISO 5252/94 – toleranţe pentru ţevi. O echivalenţă între standardele române şi cele străine privind ţevile nu este posibilă. Totuşi pot fi evidenţiate câteva standarde uzuale DIN, ASTM/ASME şi API care se referă la categorii de ţevi similare cu cele din standardele române: • ţevi din oţel fără sudură pentru temperaturi ridicate STAS 3478-86 (cu dimensiuni conform STAS 404/3-87 şi STAS 530/1-87) are ca standarde similare DIN 17175 (pentru oţeluri carbon şi aliate), ASTM A106 (ASME SA 106) pentru oţeluri carbon şi ASTM A355 (ASME SA 355)  pentru oţeluri aliate; • ţevi din oţel fără sudură pentru temperaturi scăzute STAS 9378-87 (cu dimensiuni conform STAS 404/1-87 şi STAS 530/1-87), are ca standarde similare DIN 17/73 şi ASTM A333 (ASME SA 333); • ţevi din oţel fără sudură pentru industria petrolieră, STAS 715/2-88, sunt similare cu cele din standardul API 5L. Grosimile ţevilor folosite depind direct de condiţiile de presiune şi temperatură ale fluidului vehiculat şi de caracteristicile de rezistenţă ale materialului folosit. În România, grosimile de fabricaţie ale ţevilor sunt  prezentate explicit la fel ca în standardele celor mai multe ţări europene. În standardele de ţevi americane, engleze şi a altor ţări de influenţă anglo-saxonă, grosimile ţevilor nu sunt specificate explicit, adoptându-se clase de grosime. Astfel, gruparea pe clase de grosime decisă în S.U.A. şi utilizată şi în prezent este: • STD = “standard wall thickness” (grosime “standard” normală); 36

• XS = “extra strong wall thickness” (grosime de rezistenţă mare, “perete

extra gros”); • XXS = “double extra strong wall thickness” (grosime de rezistenţă foarte mare, “perete dublu extra gros”). În paralel cu aceste trei clase au apărut aşa-numitele serii (“SCH”): SCH 10; 20; 30; 40; 60; 80; 100; 120; 140; 160.  Numărul pentru grosime (SCH = SCHEDULE No) este de fapt o aproximaţie a expresiei [3]:  Numărul pentru grosime = 1000 p/S = 200 s 1/De, unde:  p este presiunea interioară, în p.s.i.; S   – tensiunea admisibilă a materialului, în p.s.i.; s1 – grosimea de rezistenţă (fără adaos de coroziune), în in;  De – diametrul exterior al tubulaturii, în in. În prezent numerele respective (10…160) trebuie considerate numere convenţionale. De remarcat este că numărul SCH mai mare înseamnă o grosime mai mare, deci: SCH 10 corespunde la cele mai mici grosimi, iar SCH 160 corespunde la cele mai mari grosimi. În standardul ISO 4200 preluat şi ca standard român (SR ISO 4200) sunt evidenţiate clase de grosime (A…G) dar tot sub formă de grosimi  preferenţiale (clasa A corespunde celor mai mici grosimi). Tuburile  sunt elemente de formă cilindrică, goale la interior cu lungime mică (sub 4 m) şi grosime mare, confecţionate din materiale cu elasticitate redusă sau casante (fontă, grafit, beton).  Furtunele  sunt elemente flexibile, de secţiune inelară, de lungime mare, fiind confecţionate din materiale foarte elastice (cauciuc, materiale  plastice) cu sau fără un înveliş metalic, de obicei din oţel inoxidabil. Elementele definitorii

Alegerea, clasificarea, standardizarea şi indicarea univocă a componentelor de conductă se face pe baza mărimilor caracteristice. Dintre aceste mărimi, cele mai importante şi semnificative sunt: diametrul nominal , simbolizat DN, este exprimat printr-un număr • convenţional, ce serveşte indicarea dimensională univocă a componentelor de conductă. În unele cazuri, diametrul nominal se identifică cu diametrul interior al ţevii, fitingului sau robinetului, cu valori exprimate în milimetri în sistemul metric şi în ţoli în S.U.A. Gama de diametre nominale folosită în proiectarea conductelor este dată în tabelul 2.1. Tabelul 2.1. Gama diametrelor nominale    N    D

SM ţoli SM ţoli

6 1/8 125 5

8 ¼ 150 6

10 3/8 200 8

15 ½ 250 10

20 ¾ 300 12

25 1 350 14

32 40 50 1¼ 1½ 2 400 450 500 16 18 20

65 80 2½ 3 550 600 22 24

100 4 700 28

 Notarea diametrului nominal conţine simbolul DN urmat de valoarea convenţională (fără a scrie mm). Exemplu: DN150. •  presiunea nominală,  simbolizată PN este o mărime (presiune) convenţională care serveşte drept criteriu de clasificare, proiectare şi alegere a elementelor de conductă ce se leagă între ele. Numeric,

37

 presiunea nominală reprezintă presiunea maximă la care poate funcţiona sau lucra un element de conductă la temperatura standard normală de 200C. Valorile presiunilor nominale conform standardului DIN 2401-91 şi în paralel valorile acceptate în standardadul ISO 7268-83 sunt date în tabelul 2.2. Tabelul 2.2. Valorile presiunilor nominale conform standardelor DIN-ISO    N    I    D

   O    S    I

1

-

-

1,6

2

2,5

3,2

4

-

5

6

-

8

   1    l   u   r    i   ş

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

   2    l   u   r    i   ş

-

-

-

-

-

2,5

-

-

-

-

6

-

-

10

12,5

-

16

20

25

32

40

-

50

63

-

80

   1    l   u   r    i   ş

-

-

-

16

20

-

-

-

-

50

-

-

-

   2    l   u   r    i   ş

10

-

-

16

-

25

-

40

-

-

64

-

-

100

125

-

160

200

250

315

400

-

500

630

700

800

   1    l   u   r    i   ş

100

-

150

-

-

250

-

-

420

-

-

-

-

   2    l   u   r    i   ş

100

-

160

-

-

-

320

400

-

-

-

-

-

   N    I    D

   O    S    I

   N    I    D

   O    S    I

 Notarea presiunii nominale conţine simbolul PN urmat de valoarea în bar (fără a se scrie bar). Exemplu: PN25. În S.U.A. în locul presiunilor nominale au fost definite clasele de  presiune (serii de presiune). Clasa de presiune reprezintă presiunea maximă exprimată în psi (pounds per square inch sau livre per ţol pătrat) la o temperatură ridicată, aleasă ca temperatură de referinţă, în funcţie de material, temperaturi ce au devenit convenţionale. Graficul comparativ  privind variaţia presiune-temperatură [3] (ANSI-STAS) este reprezentată în fig. 2.1 şi tabelul 2.3.

38

Clasa de presiune conform ANSI-STAS

ANSI (clasa de presiune) STAS

150

300 PN6 PN16 PN10 PN25 PN40

600

900

1500

PN64

PN100

PN160

Tabelul 2.3 2500 PN250 PN320 PN400

Fig. 2.1 Grafic comparativ privind variaţia presiune-temperatură ANSISTAS

39

2.2. ŢEVILE PENTRU CONDUCTE 2.2.1. Construcţie şi materiale

Ţevile pentru conducte sunt realizate din materiale metalice (feroase sau neferoase) sau din materiale nemetalice (organice sau anorganice). Secţiunea transversală a ţevilor poate avea orice formă geometrică, însă în marea lor majoritate, ţevile utilizate în construcţia conductelor au secţiune transversală circulară, formă geometrică ce asigură secţiunea maximă de trecere, o stare de tensiuni (dezvoltată de presiunea interioară) favorabilă şi o realizare mecano-tehnologică relativ facilă. Faptul că pentru produse aparent simple, cum sunt ţevile pentru conducte, există un mare număr de standarde, specificaţii, normative etc.,  pare cel puţin curios. Totuşi, există motive care justifică acest lucru. Domeniile foarte variate în care sunt utilizate ţevile şi respectiv condiţiile de  presiune, temperatură, rezistenţă la coroziune etc., combinate la rândul lor cu gradul de periculozitate (ţinând seama de consecinţele unui eventual accident) conduc la condiţii tot la fel de variate de fabricare şi verificare. Ţevile de oţel pentru conducte

Cantităţile relativ mari de ţevi de oţel utilizate pe plan mondial în diverse domenii, justifică numărul mare de standarde, specificaţii, normative. Aproximativ 15…20% din producţia mondială de oţel se regăseşte în fabricarea ţevilor (aproximativ 80…100 milioane tone/an). O problemă deosebit de importantă constituie delimitarea domeniilor de utilizare a ţevilor trase la rece şi a celor laminate la cald. Conform standardelor actuale există posibilitatea ca pentru diametre exterioare de 25…168 mm să se specifice atât ţevi trase la rece cât şi ţevi laminate la cald. Trebuie să se aibă în vedere, că în cazul ţevilor trase la rece, omiterea unui tratament termic final de normalizare duce la caracteristici inacceptabile  pentru utilizarea ţevilor respective la conducte. Din acest motiv, unele standarde şi specificaţii străine fac următoarele menţiuni: •  pentru diametre exterioare ≤ 48 mm, se acceptă atât ţevi trase la rece cât şi ţevi laminate la cald; •  pentru diametre exterioare mai mari, se acceptă numai ţevi laminate la cald. În cazul temperaturilor ridicate, ţevile pentru conducte vor fi fabricate din materiale garantate pentru temperaturile respective sau pentru temperaturi superioare. La temperaturi scăzute trebuie să se utilizeze materiale garantate  pentru temperaturile respective sau pentru temperaturi mai joase. În acest caz, cel mai simplu mod privind garantarea materialului pentru temperaturi scăzute este asigurarea unui anumit nivel al energiei de rupere (sau al rezilienţei) la încercarea de încovoiere prin şoc, la temperatura minimă de lucru sau la o temperatură mai joasă. Un nivel acceptat cunoscut este energia de rupere KV ≥27j. Acest mod de abordare are avantajul că se  bazează pe metode cunoscute, totuşi, el nu ţine seamă de concluziile mai noi la care s-a ajuns în mecanica ruperii fragile a materialelor. Nivelul amintit,

40

KV≥27j, poate să reprezinte în unele cazuri o exagerare iar în altele s-a dovedit insuficient pentru a preveni ruperea fragilă. Factorii care afectează comportarea la temperaturi scăzute sunt: nivelul tensiunilor efective la care este supus materialul, starea de livrare (respectiv tratamentul termic final), nivelul de defecte interioare, grosimea materialului, viteza de aplicare a încărcărilor (respectiv tipul solicitării: static sau dinamic) etc. Aceşti factori fac ca aprecierea comportării la temperaturi scăzute numai pe baza mărcii materialului să nu ofere o garanţie deplină, motiv pentru care se impune analizarea influenţei acestor factori. În industria chimică şi petrochimică, datorită ţiţeiului cu procent ridicat de sulf, coroziunea sulfului este determinantă în alegerea materialelor, fiind dependentă de temperatură. Se poate menţiona că în rafinării, chiar în instalaţiile primare, unde procentul de sulf al materiei  prime este ridicat, oţelul carbon rămîne relativ neafectat de coroziune la temperaturi mai coborâte de 260 0C, dar are o comportare slabă între 280 0 şi 3500C. În domeniul de temperaturi cuprins între 260 0  şi 3600C, este recomandat oţelul cu 5% Cr şi 0,5% Mo. Grupul de oţeluri inoxidabile sunt folosite pentru elementele sistemelor de conducte supuse unor coroziuni severe de tipul celor din industria chimică şi petrochimică la temperaturi între 200 0  şi 3700C, pe conductele de intrare-ieşire în reactoarele instalaţiilor ce lucrează la presiuni şi temperaturi ridicate (hidrocracare, hidrosulfurare etc.). Principalele materiale (oţeluri) folosite uzual pentru conducte sunt  prezentate în tabelul 2.4. Ţevile din materiale metalice neferoase  se execută prin tragere, laminare sau presare. Principalele materiale metalice neferoase utilizate la fabricarea ţevilor sunt: cuprul, aluminiul şi plumbul. Ţevile din cupru sunt executate prin tragere sau presare, cu diametre exterioare între 5 mm şi 8 mm, cu grosimi de perete de 0,5…5,0 mm şi lungimi de la 2000 mm până la 6000 mm. Ţevile din alamă fabricate tot prin procedee de tragere sau presare, cu diametre exterioare între 3 mm şi 70 mm cu grosimi de perete de 0,5…3,0 mm şi cu lungimi între 1000 mm şi 6000 mm. Aceste ţevi sunt utilizate, în mod frecvent, în construcţia schimbătoarelor de căldură. Ţevile din aluminiu  se fabrică prin presare, laminare la rece sau tragere, într-o gamă tipodimensională variată, cuprinzând diametre exterioare de 5…80 mm, grosimi de perete de 0,75…5,0 mm şi lungimi de la 2000 mm până la 6000 mm. Ţevile din plumb, utilizate în general, ca ţevi de scurgere, sunt fabricate cu diametre exterioare de 10…170 mm şi grosimi de perete de 2…10 mm.  Materialele nemetalice organice, utilizate la fabricarea ţevilor de conductă sunt: foolitul, textolitul, PVC, azbovinilul, polietilena. Aceste materiale sunt utilizate la fabricarea ţevilor de conducte ce vehiculează fluide tehnologice cu presiuni de până la 8 bar şi temperaturi mai mici de 1200C [1].

41

2.2.2. Tensiunile admisibile a) Tensiunile admisibile ale materialului de bază pentru solicitările statice.

La proiectarea sistemelor de conducte se vor folosi tensiunile admisibile definite mai jos: •  pentru întindere tensiunea admisibilă σa (f a), în N/mm 2, utilizată în calculul elementelor de conductă, se va determina [7], pe baza caracteristicilor de rezistenţă ale materialului şi ale coeficienţelor de siguranţă; •  pentru  forfecare,  tensiunile admisibile se stabilesc la 0,80 din tensiunile admisibile pentru întindere; •  pentru compresiune, tensiunile admisibile se stabilesc la aceleaşi valori ca şi tensiunile admisibile pentru întindere. Caracteristicile de rezistenţă ale materialelor care se iau în considerare la determinarea tensiunilor admisibile sunt: • σ r 20 ( R 20 , Rm20 )  - valoarea minimă a rezistenţei de rupere la tracţiune, la temperatura de 20 0C, N/mm2 sau N/m2; • σ r t  ( R t , Rmt  )  - valoarea minimă a rezistenţei de rupere la tracţiune, la temperatura de calcul, N/mm 2 sau N/m2; • σ c20 ( Rc20 , R p20 ) - limita de curgere la temperatura de 20 0C, N/mm2 sau N/m2; • σ 020, 2 ( R020, 2 , R p200, 2 )   - limita de curgere convenţională (tehnică) la temperatura de 20 0C, N/mm2 sau N/m2; • σ ct  ( Rct  , R pt  ) - limita de curgere la temperatura de calcul, N/mm 2 sau N/m2; • σ 0t , 2 ( R0t , 2 , R pt  0, 2 )   - limita de curgere convenţională (tehnică) la temperatura de calcul, N/mm 2 sau N/m2; • σ 1t / 100000 ( R1t / 100000 )  - limita tehnică de fluaj la temperatura de calcul, N/mm2 sau N/m2; • σ r t / 10000 ( Rr t / 100000 ) - rezistenţa tehnică de durată la temperatura de calcul, N/mm2 sau N/m2. Valorile caracteristicilor de rezistenţă ale materialelor sunt cele  prevăzute în standardele sau normele de materiale sau produse. Pentru temperaturi de calcul diferite de cele pentru care există valori precizate în standardele sau normele de materiale sau produse, se vor calcula valori intermediare prin interpolare liniară.  Baza de stabilire a tensiunilor admisibile.

Tensiunea admisibilă pentru solicitarea statică de întindere (tracţiune) a materialului de bază σa (f a) se calculează cu următoarele formule generale: • la temperatura standard normală de 20 0C: σ r 20 ( Rm20 ) σ c20 ( R p200, 2 ) ; σ a ( f a ) = min    c c r  c   20

42

20

(2.1)

•  pentru temperaturi ale conductei, t > 200C: σ at  ( f at  ) = min σ at 1 ( f at 1 );σ at 2 ( f at 2 )  

(2.2)

în care:

( ) - tensiunea admisibilă determinată pe baza încercărilor de

σ at 1  f at 1

scurtă durată cu relaţia: σ at 1 σ at 2  f at 2

σ r 20 ( Rm20 ) σ ct  ( R pt  0, 2 ) ; ( f  ) = min    c c   r  c t  a1

(2.3)

) - tensiunea admisibilă determinată pe baza încercărilor de

lungă durată, având sens fizic de la temperaturi ≥ 3800C, cu relaţia: σ at 2

σ 1t / 100000 ( R1t / 100000 ) σ r t / 100000 ( Rr t / 100000 ) , ( f  ) = min    c f  c d    t  a2

(2.4)

În relaţiile (2.1) şi (2.4) coeficienţii de siguranţă pentru oţel laminat, respectiv forjat, au valorile [7]: cr  = 3,0 cc = 1,5 cf  = 1,5 cd = 1,0 În cazul elementelor de conductă utilizate pe trasee care transportă fluide letale, valorile coeficienţilor de siguranţă vor fi [7]: cr  = 3,0 cc = 1,8 cf  = 1,8 cd = 1,2

b) Tensiunile admisibile ale îmbinărilor sudate pentru solicitările statice.

Raportul dintre tensiunea admisibilă σ ast  a materialului de adaos al cusăturii sudate şi tensiunea admisibilă σ at  a materialului de bază se numeşte coeficient de rezistenţă al sudurii  , se notează cu simbolul general ϕ  şi, evident, are următoare expresie de calcul: ϕ  =

t  σ as

σ at 

≤ 1,0  

(2.5)

rezultând următoarea formulă generală pentru calculul tensiunii admisibile t  σ as : t  (2.6) σ as = ϕσ at  ≤ σ at    Formula generală pentru calculul coeficientului de rezistenţă al sudurii (ϕ), este următoarea: (2.7) ϕ  = k 1k 2k 3k 4ϕ 0 în care: k 1 - coeficientul de corecţie depinzând de sudabilitatea materialului de bază; k2  – coeficientul de corecţie depinzând de detensionarea prin tratament termic a sudurilor; k 3  – coeficientul de corecţie depinzând de controlul defectoscopic nedistructiv (prin radiografiere sau gammagrafiere) al cusăturilor sudate; k 4 – coeficientul de corecţie depinzând de examinarea

43

aspectului şi de încercările mecanice specifice îmbinărilor prin sudare; ϕ0 – coeficientul de rezistenţă teoretic (maxim) al cusăturii, ale cărui valori sunt indicate în tabelul 2.5. Tabelul 2.5 Valorile coeficientului de rezistenţă ϕ0 al sudurii Tipul sudurii (sudare cu arc electric)

Suduri cap la cap

Suduri în colţ (prin suprapunere)

În X (sudare pe ambele părţi), execuţie automată sub flux În X, execuţie manuală, de bună calitate În X, execuţie manuală, cu sudură incompletă În V, cu sudură de completare la rădăcină, respectiv sudură în V pe suport (placă de adaos, eclisă, inel) Suduri longitudinale În V, fără sudură de completare la (meridiane) rădăcină, respectiv sudură în V Suduri fără suport (placă de adaos, eclisă, transversale inel) (inelare, circumferenţiale) Pe o parte (unilaterală) Bilaterală (pe ambele părţi)

Coeficientul de rezistenţă ϕ0

1,00 0,95 0,80 0,85…0,90 0,65…0,70 0,80 0,70 0,80

Sudabilitatea materialului de bază este indicată în tabelul 2.6, iar valorile coeficienţilor de corecţie k 1,2,3,4 în tabelul 2.7. Tabelul 2.6 Sudabilitatea oţelurilor, precizată în funcţie de conţinutul total în anumite elemente de aliere (Mn, Si, Cr, Ni) şi de conţinutul de carbon Grupa de oţeluri din punctul de vedere al sudabilităţii Mn + Cr + Ni + Si (conţinutul Ia (simbol B) Ib (simbol L) II (simbol S) III (simbol R) total), în % Conţinutul de carbon, în % Sub 1,00 Sub 0,25 0,25…0,35 0,35…0,45 Peste 0,45 1,00…3,00 Sub 0,20 0,20…0,30 0,30…0,40 Peste 0,40 Peste 3,00 Sub 0,18 0,18…0,28 0,28…0,38 Peste 0,38

Factorul (k) Sudabilitatea (k1) Detensionarea prin tratament termic (k2) Examinarea defectoscopică nedistructivă prin radiografiere sau gammagrafiere (k3) Încercările mecanice şi examinarea aspectului (k4)

44

Valorile coeficienţilor de corecţie k 1,2,3,4 Oţeluri grupa Ia: k1 = 1,00 Este completă: k2 = 1,00

Tabelul 2.7

Valorile coeficienţilor de corecţie Oţeluri grupa Ib: Oţeluri grupa II: k1 = 0,90…0,95 k1 =0,75…0,90  Nu se face: k  = 0,94…0,98 2

Este totală (100%): k3 = 1,00

Este parţială: k3 = 0,95

 Nu se face: k3 = 0,90

Sunt complete şi se execută în totalitate: k4 = 1,00

Încercările mecanice sunt reduse (incomplete), dar se face examinarea aspectului: k4 = 0,90…0,95

 Nu se fac: k4 = 0,80

2.2.3. Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri: • cazul ţevilor cu pereţi subţiri – caracterizate prin raportul dintre    D   diametrul exterior şi diametrul interior mai mic de 1,1  β  = e ≤ 1,1 ;    Di      D   • cazul ţevilor cu pereţi groşi – caracterizate prin rapoarte  β  = e 〉1,1    Di   Calculul de rezistenţă se face ţinându-se cont de solicitările  provocate de presiunea de calcul la temperatura de calcul. a) Calculul ţevilor cu perete subţire

Pentru ţevile cu perete subţire se poate aplica teoria de membrană care conduce la faptul că într-un înveliş subţire de revoluţie încărcat simetric (presiunea interioară constantă) iau naştere numai tensiuni: σθ, dirijate după tangente la cercuri paralele şi constante pentru toate punctele unuia paralel; σx dirijate după tangenta la meridiane care în cazul de faţă sunt generatoare. Atât tensiunile σθ  cât şi σx  sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente). Se consideră, astfel, un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s 1, supusă la presiune interioară

uniformă p, (fig. 2.2). Fig. 2.2. Tronson din ţeavă supus la presiune interioară Pornind de la ecuaţia lui Laplace [8] şi ţinând cont de relaţiile: a) σ  x ⋅ s1 =  N  x (2.8) b) σ θ  ⋅ s1 =  N θ  se obţine relaţia lui Laplace scrisă în funcţie de tensiunile: σ  x

 R1

+

σ θ 

 R2

=

 p    s1

(2.9)

unde:

R 1 – reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei); R 2 = Dm/2, reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră în calculul de rezistenţă);  p – presiunea interioară; s1 – grosimea de rezistenţă; σx – tensiunea după direcţia longitudinală (meridională); 45

σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară).

Deoarece ţeava este un înveliş cilindric, înseamnă că:  R1 = ∞ (2.10) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară: σ θ 

=

 pDm   2 s1

(2.11)

constantă pentru toate punctele ţevii, deoarece în cazul p = constant, nu depinde nici de θ nici de x şi este de întindere (are semnul plus). Considerând că ţeava este închisă la capete, fiind supusă presiunii interioare p, aceasta va genera o forţă de presiune (F ax) care dezvoltă o stare de tensiuni de întindere în peretele ţevii, care va echilibra forţa axială din  presiune.

Fig. 2.3. Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale) Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă, se obţine:  F ax =

sau: σ  x

=

π  Dm2

4

 p = π  Dm s1 ⋅ σ  x  

 pDm   4 s1

(2.12) (2.13)

Din relaţiile (2.11) şi (2.13), rezultă că: (2.14) σ θ  = 2σ  x   Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale. Deci, în cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior, secţiunea cea mai solicitată este cea meridională sau longitudinală, direcţia  probabilei cedări tenace identificându-se în ansamblu cu generatoarea (fig. 2.4).

Fig. 2.4. Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

46

Conform teoriei tensiunilor tangenţiale maxime T τ, pentru cazul stării plane de tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă: σ ech = σ θ  − σ  x ≤ σ at  a) b) (2.15) σ ech = σ θ  ≤ σ at  σ ech = σ  x ≤ σ at  c) Dintre aceste condiţii, se ia cea mai restrictivă, şi anume, aceea  pentru care: (2.16) σ ech = σ max ≤ σ at    Deoarece tensiunile σθ şi σx  au acelaşi semn (ambele sunt de întindere) şi σθ > σx, rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (2.15,  b), adică: σ max

= σ θ  =

 pDm ≤ σ at    2 s1

(2.17)

Din condiţia (2.17) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii:  s1  =

 pDm

2σ at 

,

[m]

(2.18)

în care: σ at  -

tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul  pentru solicitarea de întindere, în N/m 2; Dm – diametrul mediu al ţevii, în m; s1 – grosimea de rezistenţă, în m;  p – presiunea interioară de calcul, în N/m 2. În cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură, tensiunea admisibilă σ at   se ia în conformitate cu rel (2.6), rezultând:  s1  =

 pDm

  (2.19) 2ϕσ at  Grosimea de rezistenţă s 1, calculată cu formulele (2.18) şi (2.19) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii, sub care nu este permis să se coboare în nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice. Grosimea de proiectare, care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel încât să îndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei, se calculează cu relaţia: s = s1 + c1 + c2 + c3, [m] (2.20) în care: c1 – este adaosul de coroziune care reprezintă grosimea suplimentară care se adaugă la grosimea de rezistenţă a elementelor de conductă susceptibile de a se subţia prin coroziune, eroziune sau abraziune, în m; c2  – adaosul mecanotehnologic, care se stabileşte în funcţie de toleranţa negativă de fabricaţie la grosimea peretelui tubulaturii. Pentru ţevile cu precizie de fabricaţie obişnuită, pentru care abaterea limită la grosimea peretelui este de 15%, valoarea adaosului mecanotehnologic c 2, se  poate stabili [8] cu relaţia: c2 = 0,18⋅s1, [m] (2.21)

47

c3 – adaos pentru prelucrări mecanice, în m, reprezentând grosimea suplimentară care se adaugă la grosimea de rezistenţă a elementelor de conductă a căror grosime urmează a fi diminuată prin prelucrări mecanice (exemplu la îmbinarea ţevilor prin filet, adaosul c 2 va fi egal cu înălţimea filetului). Valorile s calculate cu formula (2.20) se rotunjesc la valorile standardizate sSR  cele mai apropiate, însă superioare, astfel că întotdeauna trebuie îndeplinită condiţia: sSR  ≥ s (2.22) Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (D i) sau diametrul exterior (D e), introducând în relaţia (2.19), în locul diametrului mediu (D m),  pe rând: Dm = Di + s1 şi Dm = De – s1, rezultă:  s1 =

 s1 =

 pDi

2ϕσ at  −  p  pDe

2ϕσ at  +  p

,

[m]

(2.23)

,

[m]

(2.24)

în care:

Di – diametrul interior al ţevii, în m; De – diametrul exterior al ţevii, în m;  p – presiunea interioară, în N/m 2; 2 σ at  - tensiunea admisibilă a materialului, în N/m ; ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii. În lucrarea [49] grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară, se calculează cu relaţia:  p c ⋅ De   (2.25)  s1 = 2ϕσ at  + δ  ⋅ pc în care:  pc – presiunea de calcul, N/m 2; De – diametrul exterior al ţevii, m; σ at  - tensiunea admisibilă, în N/m 2; δ  - coeficient de corecţie, funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate în tabelul 2.8.

 Nr. Crt. 1. 2. 3. 4.

48

Valori pentru coeficientul de corecţie δ Material Oţeluri feritice Oţeluri austenitice Metale ductile Fontă

≤ 480

0,8 0,8 0,8 0,0

510 1,0 0,8 -

Temperatura, 0C 540 565 1,4 1,4 0,8 0,8 -

595 1,4 1,0 -

Tabelul 2.8 ≥620

1,4 1,4 -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin  β  =

 De 〉1,1  ).  Di

În acest caz, aplicând teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME, rezultă pentru starea de tensiuni [5] următoarele relaţii: • tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară, are valoarea maximă pe suprafaţa interioară de rază R i:  β 2 + 1  p   (2.26) σ θ  =  p 2  β  − 1 • tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară R e, are relaţia [5]: 2 p   (2.27) σ θ  pRe = 2  β  − 1 • tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază R i, are relaţia [5]: σ  R p = − p   (2.28) • tensiunea după direcţia longitudinală (meridională), generată de  presiunea interioară va avea relaţia: 1 = ct   (2.29) σ  x p =  p ⋅ 2  β  − 1 în care:  p – presiunea interioară, în N/m2; β = De/Di – raportul de profunzime; (2.30) De – diametrul exterior al ţevii (tubului); Di – diametrul interior al ţevii (tubului). Calculul de dimensionare a grosimii peretului se realizează în domeniul elastic în condiţiile atingerii stării de curgere. Se ştie că la atingerea stării de intrare în curgere se obţin următoarele mărimi: atingerea limitei inferioare de curgere (σ ct  ) , realizarea deformaţiei specifice de curgere (ε c ) , atingerea limitei de forfecare de curgere (τ c ) , consumarea energiei totale de deformaţie (GE c), consumarea energiei interne de deformaţie (DE c), precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric (τ oc ) . După cum se ştie, toate aceste şase mărimi se ating simultan într-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune). În cazul solicitărilor plane şi spaţiale, în funcţie de: elementele dimensionale, formele geometrice şi natura solicitărilor, oricare din cele şase mărimi se  poate produce devansat. Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării în curgere, se poate, deci, face pe baza următoarelor ipoteze: • ipoteza tensiunii normale maxime, LAME definită de relaţia:  Ri

 Ri

σ max

= σ θ  max ≤

σ ct 

cc

a)

49

• ipoteza tensiunii de forfecare maxime, GUEST GADOLIN, definită de

relaţia:

− σ  RRi

σ ct 

b) ≤ τ a = (0,57...0,6) cc 2 • ipoteza deformaţiei specifice ST. VENNANT, definită de relaţia: τ max

=

σ θ  Ri

ε  x max

≤

ε ct 

=

σ ct 

c)

 E t 

• ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI, definită de

relaţia:

2

1 (σ ct  )  DE c = d) (2.31) 2  E t  • ipoteza energiei interne de deformaţie MISES, definită de relaţia: 2 (1 + µ )(σ ct  ) GE c = e) 3 E t  • ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia: 2 t  f) τ oc = σ  3 c Din motive de spaţiu, în continuare se va prezenta numai calculul de dimensionare a ţevilor cu perete gros după ipoteza LAME, pentru celelalte ipoteze se vor da relaţiile finale de dimensionare. Conform acestei teorii se consideră că distrugerea ţevii se produce atunci când oricare din cele trei tensiuni principale (σ θ  p , σ  x p , σ  R p ) , depăşeşte limita de curgere a materialului, în condiţii de regim (σ ct  ) . Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare σ θ  p . Valoarea cea mai mare a lui σθ, este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii, dată de relaţia: t   β 2 + 1 ϕ  ⋅ σ c ≤   (2.32) σ θ  pmax = σ θ  p R =  p c 2 cc  β  − 1 Prin explicitarea în β, din relaţia (2.32), se obţine: i

ϕ  ⋅ σ ct 

+1

 D  R  p c cc    β  = e = e =  Di  Ri ϕ  ⋅ σ ct  −1  p c cc

(2.33)

Ţinând seama că: R e = R i + s1, grosimea de rezistenţă a ţevii groase, conform acestei ipoteze va fi:

50

   s1 =  Ri   

în care:

 +1   pcc − 1   t  ϕσ c −1   pc c 

(2.34)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia: s = s1 + c1 + c2 

(2.35)

ϕσ ct 

s – grosimea de proiectare, în m; s1 – grosimea teoretică de rezistenţă, în m; c1 – adaosul de coroziune, în m; c2 – adaosul mecanotehnologic, în m; R i – raza interioară a ţevii, în m; σ ct  - limita de curgere a materialului în condiţiile de regim, în N/m 2; cc – coeficient de siguranţă în raport cu curgerea;  pc – presiunea interioară de calcul, în N/m 2; ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii. Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă a tubulaturii groase [9], va fi:     1  s1 =  Ri  − 1    p c c c    1 − 1,67 σ t   c  

(2.36)

Conform ipotezei ST. VENNANT, relaţia finală de calcul a grosimii

teoretice de rezistenţă [9], va fi:  σ ct  +  p c cc (1 − µ )   s1 =  Ri  t  − 1    p c ( ) 1 σ  µ  − +  c c c 

(2.37)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI,   relaţia finală de calcul a

grosimii teoretice de rezistenţă [9], va fi:  2 2 2 ⋅ ϕ (σ ct  ) ±  p c 16(σ ct  ) − 15 pc2 cc2   s1 =  Ri  2 2 ( σ ct  ) − 5 p c2 c c2 

    

(2.38)

Conform ipotezei MISES, relaţia finală de calcul a grosimii teoretice

de rezistenţă [9], va fi:

51

    1     s1 =  Ri  p c cc    1 − 3 ϕσ t   c  

(2.39)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare.

Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s 1), valorile cele mai apropiate de determinările experimentale [5], se obţin prin aplicarea ipotezelor: HAIGH-BERTRAMI, MISES, GUEST GADOLIN. Considerând ipoteza cea mai restrictivă [5], GUEST GADOLIN, se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros în domeniul elastic, prin aplicarea şi explicitarea în p c a relaţiei (2.31.b): σ ct   β 2 − 1   (2.40)  p d  =  p c = ⋅ 3 β 2 c) Calculul ţevilor sudate elicoidal

Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc în general ţevi sudate elicoidal. Considerând un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig. 2.5) limitat de îmbinarea sudată pe latura BC, de un  plan normal la axă, pe porţiunea AB şi de un plan meridional pe porţiunea AC. Conform teoriei de membrană, tensiunile normale la suprafeţele AB, AC şi BC sunt: σx, σθ şi σm.

Fig. 2.5 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal  Notând a, b, c, laturile triunghiului ABC şi în condiţiile unor dimensiuni mici a acestora, din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă: aσ m = bσ θ  cos α  + cσ  x sin α  (2.41)

52

Din triunghiul ABC rezultă: b = acosα  c = a sinα  Cunoscând: σ  x = σ m

σ θ 

2

a) b)

(2.42)

 şi înlocuind în ecuaţia (2.41), rezultă:

1   = σ θ    1 − sin 2 α      2  

(2.43)

Această relaţie exprimă legătura între tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară), ( σθ). Având în vedere această relaţie, grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia:   1    pDi 1 − sin 2 α    2     (2.44)  s1 = 2ϕσ a −  p d) Calculul de rezistenţă al conductelor solicitate prin şocul hidraulic

Variaţia bruscă a vitezei sau presiunii fluidului din interiorul unei conducte dă naştere unor oscilaţii de presiune ce se propagă cu viteza (c) şi care se manifestă prin şocuri la extremităţi, în coturi sau bifurcaţii. Fenomenul este cunoscut sub denumirea de “lovitură de berbec” şi are un caracter dinamic. Propagarea oscilaţiilor de presiune se face începând de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea în conductă unde are loc o creştere a presiunii. Datorită creării unei diferenţe de presiune între cele două puncte ale conductei, unda de presiune se reflectă dând naştere variaţiei presiunii în sens invers, apărând astfel oscilaţiile de presiune. Aceste oscilaţii de  presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi în special asupra îmbinărilor conductelor şi armăturilor de reglare sau de comandă, şocul hidraulic (lovitura de berbec) se constată prin zgomotul surd pe care-l produce  precum şi din vibraţiile dezvoltate în elementele componente ale conductelor. Viteza de propagare a undei de presiune în conductă se poate calcula [10] cu relaţia:  E  1 c =  g ⋅  L ⋅   (2.45)  E  L  Di γ  L 1+ ⋅  E   s1

care, după operaţii algebrice, devine:  g ⋅ E  L ⋅ Es1 c=   (2.46) γ  L ( Es1 + E  L ⋅ Di ) în care: γL – greutatea specifică a fluidului vehiculat, N/m 3; EL – modulul de elasticitate al fluidului vehiculat, în N/m 2; E – modulul de elasticitate al materialului conductei, în N/m 2; Di – diametrul interior al ţevii, în m; 53

s1 – grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii, în m; g = 9,81 m 2/s – acceleraţia gravitaţională. Dacă se notează cu L, în m, distanţa de la sursa de presiune constantă până la organul ce produce oscilaţii de presiune, atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia : 2 L t r  =   (2.47) c

Considerând că timpul de închidere al unui robinet montat pe conductă este τ î, atunci se pot defini două cazuri: • cazul şocului hidraulic direct , când t r  > τî, unda reflectată găseşte organul de obturare al robinetului complet închis, iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui N.E. Jukovschi: ∆ p =

γ  L

c ⋅ vo   (2.48)  g  • cazul şocului hidraulic indirect , când tr  < τî, unda reflectată găseşte

organul de obturare deschis, dând naştere contraloviturii de berbec, ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică, calculându-se cu relaţia lui Michaud: ∆ p =

în care:

γ  L

 g 

c ⋅ vo ⋅

t r  τ i

,

(2.49)

∆ p – variaţia de presiune (presiunea de şoc), în N/m 2;

vo – viteza de circulaţie a fluidului prin conductă, în m/s; tr  – timpul de reflexie, în s; τî – timpul de închidere, în s. Cunoscând presiunea interioară de regim, precum şi creşterea  presiunii ca urmare a şocului hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi  pe care sunt montate robinete cu închidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă, dată de relaţia:  p max =  p + ∆ p   (2.50) în care:  p – presiunea interioară a fluidului, în N/m 2. Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile:  s1 =

sau  s1 =

în care:

în care: 54

 p max Di 2ϕσ at  −  p max

a)

 p max De 2ϕσ at  +  p max

b)

(2.51)

De – diametrul exterior al ţevii, în m; ϕ - coeficientul de rezistenţă al îmbinării sudate; σ at  - tensiunea admisibilă a materialului ţevii, în N/m 2. Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia: s = s1 + c1 + c2, în m

(2.52)

c1 – adaosul de coroziune, în m; c2 – adaosul mecanotehnologic, în m. Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel: s SR  (2.53) T ≥ s   În condiţiile funcţionării în regim dinamic, în materialul tubular (ţeavă), se va dezvolta o stare de tensiuni efective, date cu relaţia:  p max ( Di + sT SR − c1 ) ≤ ϕσ at    σ ef  = SR 2ϕ ( sT  − c1 )

(2.54)

Observaţie:

• • • •

Conform [42], modulul de elasticitate poate avea valorile: E = 2,1⋅1011 N/m2, pentru materialul tubulaturii la 20 0C; EL = 2,1 ⋅109 N/m2, pentru apă; EL = 1,7 ⋅109 N/m2, pentru ţiţei; EL = 1,07⋅109 N/m2, pentru benzină.

55

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 2.1. În standardele de ţevi americane, grosimile ţevilor nu sunt specificate explicit, adoptându-se clase de grosime. Astfel, gruparea STD utilizată şi în  prezent reprezintă: a) grosime de rezistenţă mare;  b) grosime de perete extra gros; c) grosime de rezistenţă foarte mare (perete dublu extra gros); d) grosime „standard” normală. T 2.2. În ce caz o tubulatură de conductă cu diametrul nominal DN150 (având diametrul exterior D e  = 168,3 mm) se identifică cu diametrul interior: a) când grosimea standardizată a tubulaturii este 10,0 mm;  b) când grosimea standardizată a tubulaturii este 5,5 mm; c) când grosimea standardizată a tubulaturii este 9,15 mm; d) când grosimea standardizată a tubulaturii este 8,25 mm. T 2.3. Clasa de presiune ╬ 600 conform ANSI corespunde presiunii nominale PN (conform STAS): a) PN16, PN25;  b) PN64; c) PN100; d) PN250. T 2.4. Oţelul OLT35K, STAS 8184-87, utilizat pentru unele sisteme de conducte, are conform SR-EN 10216-2 simbolul: a) P235GH;  b) P265GH; c) P255QL; d) P265NL. T 2.5. Pentru o tubulatură realizată din oţelul P265GH, SR-EN 10216-2, 2 cunoscând rezistenţa minimă la rupere σ 20 r  = 450 N/mm  şi coeficienţii de siguranţă c r  = 3,0, c c = 1,5, care din valorile de mai jos reprezintă tensiunea admisibilă la temperatura standard normală (20 0C): a) 176,6 N/mm2;  b) 180,1 N/mm2; c) 165 N/mm2; d) 150 N/mm2. T 2.6. La o tubulatură cu perete subţire solicitată la presiune interioară uniformă, care din tensiunile principale are valoarea cea mai mare: a) după direcţia meridională σ x;  b) după direcţia longitudinală; c) după direcţia tangenţială (inelară) σ θ; d) după direcţia radială.  pDi

, unde: Di  – diametrul interior, ϕ 2ϕσ at  −  p coeficientul de rezistenţă al sudurii, σ at  - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de regim. Precizaţi ce reprezintă această relaţie de calcul: T 2.7. Se dă relaţia  s1 =

56

a) determinarea grosimiii de rezistenţă a unei tubulaturi cu perete subţire presurizată la interior;  b) determinarea grosimii de proiectare a unei ţevi sudate elicoidal; c) determinarea grosimii de rezistenţă a unei tubulaturi cu perete gros; d) determinarea adaosului de coroziune. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 2.1. • Elementele definitorii ale conductelor. • Calculul ţevilor cu perete subţire solicitate la presiune interioară. • Problema: Să se deducă relaţiile şi să se dimensioneze o tubulatură cu perete gros cunoscând: diametrul interior D i = 150 mm, presiunea interioră de calcul p i  = 30 N/mm2, tensiunea admisibilă a materialului σ at   = 150 N/mm 2, adaosul de coroziune c 1 = 1,5 mm, durata de serviciu τ s  = 12,5 ani, viteza de coroziune w c  = 0,15 mm/an. L.V. 2.2. • Tensiunile admisibile ale materialului de bază pentru solicitările statice. • Calculul tubulaturilor (ţevilor) cu perete gros solicitate la presiune interioară. • Problema: Să se deducă relaţiile şi să se dimensioneze o ţeavă trasă cu perete subţire cunoscând: diametrul exterior D e  = 168,3 mm, coeficientul de rezistenţă al îmbinării sudate φ = 0,70, materialul ţevii oţel P235GH, SR-EN 10216-2 (OLT35K, STAS 8184-87),  presiunea interioară p = 1,2 N/mm 2, temperatura produsului 180 0C, adaosul de coroziune c 1 = 1,5 mm. L.V. 2.3. • Tensiunile admisibile ale îmbinărilor sudate pentru solicitările statice. • Calculul tubulaturilor (ţevilor) sudate elicoidal. • Problema: Să se determine grosimea de rezistenţă a unei tubulaturi trase fără sudură cu perete subţire cunoscând: diametrul exterior D e = 114,1 mm, presiunea interioară p = 1,5 N/mm 2, coeficientul de rezistenţă al îmbinării sudate φ = 0,80, tensiunea admisibilă σ at  = 150 N/mm2 . REZUMATUL

Conductele tehnologice au o largă răspândire şi utilizare în tehnologia industrială modernă, fiind folosite în industriile chimice,  petrochimice, termoenergetică şi hidroenergetică. Condiţiile deosebite la care conductele trebuie să corespundă, definite prin solicitări mari şi, de cele mai multe ori, variabile în timp, 57

circumstanţe neunivoce la temperatură climatică, tehnologică şi presiune interioră, asociate de regulă intense procese de coroziune şi eroziune, impun acordarea unei atenţii deosebite problemelor privind proiectarea, construcţia şi exploatarea lor. Conductele tehnologice servesc la transportul fluidelor între două utilaje, între două tronsoane tubulare sau între două instalaţii, în condiţii de securitate tehnică deplină. Această unitate de învăţare (capitol) contribuie la formarea gândirii tehnice a viitorilor specialişti, prezentând în sinteză bazele teoretice necesare proiectării sistemelor de conducte tehnologice pe criterii tehnice şi economice. BIBLIOGRAFIA

1.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 2. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 3. Posea, N., ş.a., Statica şi dinamica sistemelor de conducte, Editura Academiei Române, Bucureşti, 1996. 4. *** Stahlschlussel. Efectul elementelor de aliere asupra caracteristicilor oţelurilor. 5. Posea, N.,  Rezistenţa materialelor, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1979. 6. *** ASME/ANSI B31.1 Edition, Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping, Edition 1999. 7. *** NT – RP – M01/2000, Conducte pentru rafinării şi petrochimie,  proiectare, montare, exploatare, verificare, S.N.P. Petrom S.A., 2000. 8. Manea, C.; Anghel, Al.,  Elemente de inginerie mecanică şi întreţinerea utilajului petrochimic, I.P.G. Ploieţti, 1978. 9. Teodorescu, Şt., Utilaj petrochimic şi de rafinării. Aparatură şi recipienţi cu pereţi groşi pentru înaltă presiune,  I.P.G. Ploieşti, 1979. 10. Florea, I. ş.a.,  Mecanica fluidelor. Probleme,  Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1976.

58

UI 3. METODE DE ÎMBINARE A ELEMENTELOR DE CONDUCTĂ OBIECTIVE

Elementele componente ale conductelor – ţevile, fitingurile, armăturile, compensatoarele de dilataţie etc. sunt asamblate între ele prin  procedee variate care să satisfacă următoarele cerinţe: o bună etanşeitate, rigiditate, stabilitate chimică, rezistenţă şi durabilitate pe întreaga durată de funcţionare. Alegerea procedeului de îmbinare a componentelor conductelor trebuie astfel făcută, încât să permită un montaj uşor şi comod, să faciliteze controlul permanent şi rapid al îmbinării prpriu-zise şi să confere circumstanţe de întreţinere şi reparare cât mai facile. Metodele de îmbinare a elementelor componente ale conductelor pot fi: nedemontabile (prin sudare, lipire, fretare sau mandrinare) sau demontabile (prin filet, mufe sau prin flanşe). SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

3.1. Generalităţi ........................................................................................51 3.2. Îmbinări nedemontabile......................................................................58 3.3. Îmbinări demontabile .........................................................................61 3.4. Elementele componente ale unei îmbinări prin flanşe ......................... 62 3.5. Calculul îmbinărilor prin flanşe..........................................................67 Teste de autoevaluare................................................................................77 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea de verificare ...............................................................................77 Rezumatul.................................................................................................78 Bibliografia...............................................................................................78 3.1. GENERALITĂŢI

Elementele componente ale conductelor – ţevile, fitinguile, armăturile, compensatoarele de dilataţie etc. – sunt asamblate între ele prin  procedee variate. Infiderent de procedeul folosit, îmbinările trebuie să satisfacă următoarele cerinţe: o bună etanşeitate, rigiditate, stabilitate chimică, rezistenţă şi durabilitate pe întreaga durată de funcţionare. Alegerea procedeului de îmbinare a componenetelor conductelor trebuie astfel făcută, încât să permită un montaj uşor şi comod, să faciliteze controlul permanent şi rapid al îmbinării propriu-zise şi să confere circumsanţe de întreţinere şi reparare cât mai facile. După modul lor de realizare, îmbinările conductelor pot fi grupate în: a) îmbinări nedemontabile  care necesită, pentru demontarea lor, distrugerea elementelor de asamblare (prin sudare, lipire, fretare sau mandrinare);

59

 b) îmbinări demontabile  care, la demontare, nu necesită distrugerea elementelor de asamblare (prin filet, mufe sau prin flanşe). 3.2. ÎMBINĂRI NEDEMONTABILE a) Îmbinările prin sudare

Aceste îmbinări au o largă răspândire în construcţia conductelor, realizate din oţeluri, metale neferoase, materiale plastice sau alte materiale, deoarece sunt de câteva ori mai ieftine decât îmbinările prin flanşe, conferind, totodată, o bună rezistenţă mecanică, rigiditate şi durabilitate. Astfel de îmbinări nu sunt recomandate în cazurile în care prin conductă se vechiculează produse care corodează metalul de adaos sau zona din materialul de bază influenţată termic la sudare. De asemenea, îmbinarea sudată este evitată atunci când elementele care se îmbină reclamă o demontare frecventă (pentru revizii, inlocuiri etc) sau în locurile în care trebuie realizată îmbinarea nu este permis lucrul cu foc deschis. În tabelul 3.1 sunt prezentate câteva tipuri reprezentative de îmbinări  prin sudare utilizate la asamblarea conductelor, iar în tabelul 3.2 se exemplifică tipurile de suduri, cap la cap, folosite în construcţia conductelor. Pentru asigurarea unei centrări corespunzătoare a ţevilor, ca şi pentru  pătrunderea metalului topit se utilizează metoda de amplasare a unui inel la rădăcina sudurii (fig. 3.1). În scopul de a evita micşorarea secţiunii de curgere prin conductă, se pot prelucra corespunzător marginile interioare ale ţevilor, aşa cum se arată în figura 3.1b.

Fig. 3.1 Sudură în V, cu inel la rădăcină

60

 Nr. Crt. 1.

Tabelul 3.1 Tipuri reprezentative de îmbinări sudate pentru conducte Schiţa îmbinării

Tipul

Recomandări de utilizare În toate cazurile de îmbinări de ţevi, cu aceeaşi Îmbinare sudată grosime de perete sau cu cap la cap frontală grosimi de perete diferite, când se poate executa un cordon de sudură singur.

2.

Îmbinare prin În cazul conductelor cu suprapunere, cu diametre mici şi cu grosimi mufă sudată de perete mici.

3.

Îmbinare sudată cap la cap, frontală, cu manşon exterior sudat.

În cazul cusăturilor sudate ale ţevilor de mare diametru şi care lucrează la  presiuni ridicate.

4.

Îmbinare sudată cap la cap, frontală, rigidizată cu nervuri.

În cazul unor cusături sudate nesigure sau în condiţiile în care se reclamă o rigiditate sporită în zona sudată.

Îmbinarea componentelor de conductă prin sudare presupune  parcurgerea următoarelor faze: tratarea termică a elementelor ce urmează a fi sudate; tăierea şi prelucrarea marginilor; curăţirea capetelor ce urmează a se asambla; sudarea propriu-zisă; curăţarea cordonului de sudură de zgură şi oxizi; în unele cazuri, aplicarea unui tratament termic de detensionare a zonei sudate. Pentru ţevi cu diametre mici şi grosimi de perete mai mici decât 3mm, se recomandă utilizarea procedeelor de sudare manuală cu gaze. De asemenea, utilizarea sudării manuale cu gaze se recomandă în locurile mai greu accesibile şi acolo unde nu există posibilitatea rotirii ţevilor. Sudarea cu arc electric are o productivitate mai mare decât cea cu gaze, fiind, în acelaşi timp, de 3..4 ori mai ieftină, fapt ce face ca acest  procedeu să fie utilizat des la asamblarea conductelor, atât în secţii specializate, cât şi pe şantierul de montaj. b) Îmbinările prin lipire

Asigură etanşeitatea îmbinării, pecum şi rezistenţa sa, cu ajutorul unui material intermediar diferit de materialul de bază, care face priză cu acesta. Materialul intermediar poate fi un metal sau un aliaj cu punct de topire mai scăzut decât al materialului de bază, precum şi cleiuri sau chituri  pentru materiale nemetalice. Suprafeţele ce urmează a fi lipite trebuie bine curăţate pentru a fi îndepărtate impurităţile.

61

Pentru lipituri moi se folosesc aliaje pe bază de staniu şi plumb  practicate în general, în cazul ţevilor din plumb, alamă, cupru etc. Pentru lipituri tari se folosesc aliaje pe bază de cupru şi zinc, lipirea fiind condiţionată de încălzirea prealabilă a elementelor care se îmbină şi sunt practicate în general, în cazul ţevilor din cupru, alamă sau bronz.

 Nr. Crt. 0

Tabelul 3.2 Suduri cap la cap, folosite în construcţia conductelor tehnologice Schiţa

Tipul

Caracteristici

1

2

3

E = 3…7 mm s < 3 mm, pentru oţel s < 6 mm, pentru aluminiu  b = 0…1 mm, pentru oţel  b = 0…2 mm, pentru aluminiu s = 3…20 mm, pentru oţel s = 6…12 mm, pentru aluminiu  b = 0…2 mm, pentru oţel  b = 2…4 mm, pentru aluminiu α = 600, pentru oţel α = 600…900, pentru aluminiu E = 7…22 mm I = 0…3 mm

1.

Sudură în I (îmbinări orizontale)

2.

Sudură în V (îmbinări orizontale)

3.

Sudură în U (îmbinări orizontale)

s ≥ 20 mm, pentru oţel s ≥ 10 mm, pentru aluminiu E = 7…22 mm I = 0…3 mm

4.

Sudură în V cu secţiune redusă (îmbinări orizontale)

E = 22…28 mm I = 0..4 mm s > 20 mm h = 0,3…0,5 s

5.

6.

62

Sudură în V cu secţiune redusă (îmbinări verticale)

Sudură în V (îmbinări verticale)

α = 600 ± 50 s > 20 mm α1 = 100…150 α2 = 100…150

h = 0,3…0,5 s E = 22…28 mm I = 0…4 mm

s = 12…20 mm α = 600 ± 50 α1 = 100…150 E = 22…28 mm I = 0…4 mm

c) Îmbinările prin fretare

Se pot realiza prin producerea unei presiuni de contact între două elemente componente de conductă, montate unul în interiorul celuilalt, astfel încât, raza interioară a elementului exterior să aibă o cotă mai mică decât raza exterioară a celui interior. Asamblarea celor două elemente se face prin încălzirea elementului din exterior, iar după răcire, apare între cele două elemente asamblate o  presiune de contact, de strângere, numită presiune de fretaj. d) Îmbinările prin mandrinare  se utilizează pentru asamblarea ţevilor serpentinei în coturile de întoarcere (la unele cuptoare tubulare din rafinării) şi pentru fixarea ţevilor în plăcile tubulare (la schimbătoarele de căldură tubulare). 3.3. ÎMBINĂRI DEMONTABILE

Îmbinările demontabile pot fi prin filet, prin mufă sau prin flanşe. a) Îmbinările prin filet  ale conductelor se folosesc pentru ţevi de diametru mic şi presiune joasă (pentru apă, abur, aer etc.). Etanşeitatea îmbinării se asigură prin înfăşurarea filetului cu un material fibros, care poate fi: • cânepă îmbibată cu miniu de plumb pentru conducte prin care se transportă apă sau gaze; • azbest pentru conducte prin care se transportă abur sau fluide calde; b) Îmbinări prin mufă   se realizează cu ajutorul unor piese intermediare de legătură (mufe filetate, teuri, cruci etc.), în care se îmbină  prin filet de o parte şi de cealaltă câte un capăt de ţeavă. Filetul pentru îmbinarea ţevilor are adâncimea şi pasul mult mai mici decât cel metric,  pentru a nu produce o “slăbire” prea mare a peretelui de rezistenţă din zona de îmbinare. Etanşeitatea îmbinării filetate se realizează prin înfăşurarea filetului cu un material fibros (cânepă, azbest, teflon etc.). c) Îmbinările prin flanşe: extinderea mare a construcţiilor de utilaj  petrochimic care folosesc îmbinările prin flanşe se explică atât prin considerentele constructive impuse cât şi prin avantajele pe care aceste îmbinări le reprezintă. Dintre considerentele de ordin constructiv impuse realizării utilajelor petrochimice, care reclamă folosirea îmbinărilor demontabile prin flanşe, se pot enumera: • necesitatea montării şi demontării repetate a utilajelor; • amplasarea utilajelor în locuri greu accesibile şi care nu permit lucrul cu focul. Larga utilizare pe care o are îmbinările prin flanşe se explică prin avantajele pe care le conferă cum ar fi: • siguranţă mare în exploatare; • elementele componente ale îmbinării se pretează unor tehnologii de execuţie adecvate fabricaţiei de serie mare, în uzine specializate; • utilizarea de elemente tipizate sau standardizate.

63

Trebuie menţionat că, pe lângă aceste importante avantaje ale îmbinării prin flanşe, acestea prezintă şi unele dezavantaje dintre care se menţionează: • consum relativ mare de metal; • necesită un volum mare de manoperă necesar fabricării lor şi deci un  preţ de cost ridicat. Având în vedere aspectele menţionate, îmbinările prin flanşe sunt utilizate, atât în construcţia traseelor de conducte cât şi în cazul aparaturii de uz general sau de presiune, ponderea lor fiind destul de însemnată (cca 5% din greutatea tuturor utilajelor), în cadrul utilajelor de pe platformele  petrochimice, motiv pentru care este necesară cunoaşterea lor sub toate aspectele. 3.4. ELEMENTELE COMPONENTE ALE UNEI ÎMBINĂRI PRIN FLANŞE

Principalele elemente componente ale unei îmbinări prin flanşe sunt  prezentate în figura 3.2: două flanşe (1), conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se strângere, dezvoltate  prin strângerea piuliţelor (5), pe prezoanele (4). Între piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6), care pot fi plate sau elastice (de tip grower,  bombată, profilată, cu dinţi exteriori).

Fig. 3.2 Elementele componente ale îmbinării prin flanşe:

1 – flanşă cu gât; 2 – tubulaturi; 3 – garnitură de etanşare; 4 – prezon; 5 – piuliţă; 6 - şaibă

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite, prin

intermediul cărora se transmite forţa de strângere a şuruburilor către suprafeţele între care se amplasează garnitura, numite suprafeţe de etanşare. Se execută din acelaşi material sau din materiale cu proprietăţi apropiate de elementele de conductă de care se prind.

64

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea, temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine în contact cu flanşa. Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate în figura 3.3. Forma geometrică a flanşelor depinde de forma secţiunii transversale a tubulaturii conductei, de spaţiul de montaj existent sau de alţi factori  particulari, la conductele cu tubulatură circulară fiind utilizate – în mod frecvent – formele constructiv-geometrice indicate în figura 3.4.

a

b

c

d

e

f

g

Fig. 3.3 Tipuri constructive de flanşe

a – turnate cu corpul; b – cu gât pentru sudare în capul ţevii; c – plate pentru sudare; d – plate filetate; e – cu guler, filetate; f şi g – libere pe ţeavă

a

b

c

Fig. 3.4 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe: a – flanşă circulară; b – flanşă pătrată; c – flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte în funcţie de condiţiile concrete de lucru ale îmbinării. Tipurile de suprafeţe de etanşare, standardizate în ţara noastră, conform SR ISO 7005-1-1999, sunt indicate în figura 3.5. Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate “tip B” (fig. 3.5) sunt cele mai utilizate – în mod obişnuit – până la presiuni de 2,5 MPa (25  bar). Pentru a creşte capacitatea de etanşare, pe umărul de etanşare se execută 2…4 şanţuri de etanşare: la cerere, însă, aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare. Suprafeţele de etanşare cu prag “tip E” (fig. 3.5) şi adâncitură “tip F” (fig. 3.5) sunt folosite uzual, până la presiuni de 6,4 MPa (64 bar). Sunt recomandate în mod special, în asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac, freon etc).

65

Suprafeţele de etanşare cu canal “tip D” (fig. 3.5) şi pană “tip C” (fig. 3.5)sunt recomandate a fi utilizate pe sistemele aflate sub vacuum, la conductele prin care se vehiculează fluide cu pericol de incendiu sau de explozie, cu presiuni de până la 10MPa (100 bar). Suprafeţele de etanşare cu parg şi adâncitură pentru garnitură torică “tip G” (fig. 3.5) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică “tip H” (fig. 3.5) sunt utilizate mai rar şi numai în cazuri speciale, datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită.

Fig. 3.5 Suprafeţe de etanşare, tipurile A până la J. Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice “tip J” sunt recomandate pentru presiuni mai mari de 6,4 MPa (64 bar). După modul de îmbinare cu componenetele de conductă, flanşele pot fi de următoarele tipuri (fig. 3.3): 66

• flanşe turnate cu corpul (fig. 3.3,a) – utilizate, în mod special, la

tubulaturile, armăturile etc. din fontă sau din alte materiale (gresie,  porţelan etc.); • flanşe cu gât sudate în capul ţevii (fig. 3.3,b) – care asigură îmbinării o mare rigiditate, motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate în cazul presiunilor mari; • flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig. 3.3,c), cu largă utilizare, datorită execuţiei lor simple, uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus; • flanşe plate filetate (fig. 3.3,d), se utilizează mai rar în construcţia conductelor tehnologice, atât datorită costului mai ridicat, cât şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare: se utilizează, în general, în locurile unde îmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este  permisă execuţia sudurilor; • flanşe cu guler filetate, se utilizează pentru presiuni mari (10…100) MPa, uşor de montat şi demontat; • flanşe libere pe ţeavă (fig. 3.3,f şi g) – sunt utilizate în condiţiile în care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare. În aceste condiţii, pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau, în cazul ţevilor cu perete subţire, se răsfrânge capătul tubulaturii, iar flanşa se execută din oţel carbon, în acest fel realizându-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare. Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare, soluţie aplicată în mod deosebit, în condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate în zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis. b) Garniturile de etanşare  sunt piese destinate etanşării îmbinărilor  prin flanşe, mai moi decât suprafeţele de etanşare ale flanşelor. Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor în scopul asigurării etanşeităţii îmbinării. Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin în contact în îmbinare şi să menţină aceste  proprietăţi un timp cât mai îndelungat. În secţiune transversală (fig. 3.6) garniturile de etanşare au următoarele forme: •  plane compacte (fig. 3.6,a), executate din mucava, clingherit, cauciuc, azbest, polietilenă, teflon sau metale moi (aluminiu, cupru, plumb, alamă sau oţel cu procent mic de carbon); • rotunde compacte (fig. 3.6,b), executate din metale sau materiale moi; • azbometalice compacte cu umplutură de azbest într-o carcasă metalică (fig. 3.6,c); • metalice zimţate (fig. 3.6,d), executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cât posibil mai mică decât cea a materialelor flanşelor; • metalice profilate (fig. 3.6, e – ovale, octogonale, lenticulare), utilizate  pentru presiuni înalte. Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă în sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei în 67

exploatare pe care o prezintă. Sunt caracterizate prin contactul liniar între suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei. Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate maximă, în stare finită, de 110 HB, protejate prin cadmiere pe o grosime de 0,005…0,003 mm. Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorosive cu o duritate mai mică decât a materialului flanşelor. În general, materialul garniturilor de etanşare se alege în funcţie de  presiunea, temperatura şi proprietăţile fluidului transportat.

Fig. 3.6 Forma secţiunii transversale a garniturilor

a – plane; b – rotunde; c – azbometalice; d – metalice zimţate; e – metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele), piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării îmbinărilor prin flanşe se face prin strângerea garniturilor între flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor), piuliţelor şi şaibelor. Şuruburile se folosesc la îmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40  bar) şi temperaturi până la 300 0C. Folosirea şuruburilor la presiuni mai mari de 4 MPa (40 bar) devine periculoasă, ca urmare a puternicei concentrări de tensiuni ce se dezvoltă la locul de trecere de la tija şurubului la capul său, de obicei hexagonal. Pentru presiuni mai mari de 4 MPa (40 bar), se recomandă utilizarea  prezoanelor, fie filetate pe porţiuni finite, la ambele capete, fie filetate pe toată lungimea. Şuruburile sau prezoanele se execută din oţel carbon de calitate sau oţel aliat, în funcţie de presiunea şi temperatura de lucru. Piuliţele se îmbină cu şuruburile prin filet. Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decât cea a şurubului sau  prezonului cu care se îmbină, pentru a evita griparea filetului, în special când lucrează la temperaturi ridicate. Realizarea strângerii unei îmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu  prezoane trebuie făcută într-o anumită succesiune, ceea ce este necesar atât  pentru solicitarea uniformă a elementelor de strângere (şuruburi, prezoane,  piuliţe), cât şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor strânse (flanşe, garnituri). În cazul unei îmbinări cu flanşe circulare, strângerea piuliţelor (fig. 3.7), se execută alternativ, în cruce şi în diagonală, numărul şuruburilor sau prezoanelor trebuie să fie un număr par multiplu de  patru (4; 8; 12; 16; 24 etc.)  Numărul şuruburilor se alege astfel încât să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de strângere. Notând cu t   pasul de dispunere a şuruburilor (fig. 3.7) şi cu d  diametrul nominal al şurubului, 68

la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută în vedere respectarea condiţiilor: •  pentru presiuni p ≤ 2,5 MPa: t  ≤ 5  d 

(3.1)

•  pentru presiuni p > 2,5 MPa: t  ≤ 3  d 

(3.2)

Fig. 3.7 Succesiunea strângerii piuliţelor, în cazul unei îmbinări în flanşe cu opt şuruburi Şaibele plate executate din oţel moale se introduc între piuliţă şi flanşă, în special în cazul îmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar). 3.5. CALCULUL ÎMBINĂRILOR PRIN FLANŞE

În cadrul calculului îmbinărilor cu flanşe trebuie să se acorde o atenţie deosebită alegerii corecte a materialelor de construcţie atât pentru flanşă, prezoane, piuliţe cât şi pentru garnitura de etanşare, astfel încât acestea să fie compatibile cu mediul de lucru, având în vedere presiunea, temperatura şi agresivitatea chimică a acestuia. Flanşele utilizate în construcţia conductelor tehnologice sau a recipientelor, sunt standardizate, deci mărimile lor dimensionale se pot alege din standard, în funcţie de: tipul constructiv (plate, cu gât, cu umăr etc.), tipul suprafeţei de etanşare, diametrul nominal şi presiunea nominală ale sistemului etc. Pentru cazul în care, la parametrii reali de funcţionare ai îmbinării, nu corespund flanşelor standardizate, atunci este necesar a se efectua calculul mecanic de dimensionare şi verificare al acestora. În funcţie de participarea componentelor de recipient sau de conductă la preluarea solicitărilor ce apar, flanşele se pot grupa în trei categorii [1]:

69

•  flanşe de tip integral  – include acele tipuri de flanşe la care virola sau

tubulatura echivalează cu o structură monobloc şi, deci, participă la rigidizarea ei; în această categorie intră flanşele ce fac corp comun cu tubulatura, turnate cu corpul (fig. 3.3, a), flanşele cu gât (fig. 3.3, b) sau flanşele plate sudate pe ţeavă (fig. 3.3,c); •  flanşe de tip liber  – include acele flanşe, la care modul de îmbinare dintre flanşă şi virolă sau tubulatură nu conferă o rigiditate echivalentă unei structuri integrale; din această categorie fac parte flanşele cu guler (fig. 3.3, e), flanşele libere pe ţeavă (fig. 3.3, f şi g); •  flanşe de tip opţional  – sunt flanşele plate sudate pe ţeavă fără  pătrunderea sudurii, flanşele la care îmbinarea cu virola sau tubulatura este considerată de tip integral dar – pentru simplificarea calculului –  poate fi calculată ca flanşă de tip liber. Aşa cum s-a arătat anterior, flanşele sunt tipizate, în funcţie de diametrul nominal şi de presiunea nominală. În funcţie de aceste două mărimi caracteristice din standardade se alege flanşa corespunzătoare, urmând ca mai departe să se facă verificările necesare. În spiritul celor de mai sus se alege şi geometria garniturii de etanşare (D eg – diamterul exterior al garniturii, în m; D ig – diametrul interior al garniturii, în m; s g – grosimea garniturii, în m). În funcţie de lăţimea geometrică a garniturii B, determinată cu relaţia:  B =

 Deg  − Dig 

  (3.3) 2 şi tipul suprafeţei de etanşare, din tabelul 3.3, se determină lăţimea de referinţă b0  a garniturii. În procesul de strângere a flanşelor, momentele încovoietoare, dezvoltate asupra talerului flanşei au drept efect rotirea talerului flanşei (deformarea prin încovoiere), ceea ce face ca secţiunea garniturii să fie solicitată neuniform, iar contactul dintre garnitură şi suprafaţa de etanşare se face pe o lăţime efectivă b, a cărei valoare se determină [1]: • dacă b0 ≤ 0,63⋅10-2 m,  b = b0  (3.4) D3 = 0,5 (Deg + Dig) • dacă b0 > 0,63⋅10-2 m, b = 0,079 b0   (3.5) D3 = Deg – b în care: D3 este diametrul circumferinţei pe care acţionează forţa de etanşare FG (tabelul 3.5). În funcţie de natura materialului de construcţie a garniturii de etanşare şi, în unele cazuri şi de grosimea acesteia, se va alege valoarea presiunii de etanşare q, respectiv coeficientul specific al garniturii m (tabelul 3.4). Tensiunea (rezistenţa) admisibilă a materialului flanşei se calculează în mod similar cu cea a materialului de construcţie a corpului recipientului sau a tubulaturii la care se sudează. În ceea ce priveşte tensiunea (rezistenţa) admisibilă a materialului şuruburilor (prezoanelor) se precizează că se va alege cea mai mică valoare dată de relaţiile: 70

20

 

(3.6)

 σ ct  sauσ 0t , 2 σ  f t  σ d t    = min ; ;    c f  c d      cc

(3.7)

σ as t  σ as

=

σ c20 sauσ 020, 2

cc

în care, coeficientul de siguranţă c c faţă de limita convenţională (tehnică) de curgere are valorile: •  pentru σ ct  σ r t  ≥ 0,6, cc = 2,8 ; •  pentru σ ct  σ r t  〈 0,6, cc = 2,3  (oţeluri carbon) cc = 1,9 (oţeluri austenitice), iar coeficientul c f   faţă de limita convenţională de fluaj σ  f t  şi cd, faţă de rezistenţa de durată σ d t  , au valorile: c f  ≤ 1,1 şi cd = 1,8. Tensiunea admisibilă a materialului şuruburilor (prezoanelor) exprimată anterior, trebuie să fie mai mare sau cel puţin egală cu tensiunea efectiv calculată cu formula: σ es

=

 F  s   n ⋅ A s

(3.8)

în care:Fs – forţa dezvoltată în şuruburi (prezoane), în MN; n – numărul de şuruburi; As – aria secţiunii transversale a unui şurub (prezon), în m 2. Celelalte forţe care solicită îmbinarea flanşelor cu gât şi calculul de verificare al acesteia se face cu relaţiile indicate în tabelul 3.5 şi acţionează aşa cum se vede în figura corespunzătoare din acest tabel. Pentru calculul tensiunilor efective se vor determina din nomogramele 3.8…3.11 valorile factorilor de formă T, U, Y, Z, K F, K v, K f. 

71

Tabelul 3.3

Lăţimea de referinţă b 0 a garniturii

Reprezentarea suprafeţei de etanşare (exagerat)

Lăţimea de referinţă b0 a garniturii Coloana I Coloana II

1a

1b

1c

 B0

 B0

2

2

 B + s g    B + B0

B ≤ B0

2

;

  4

max   

 B + s g    B + B0

2

;

  4

max   

1d B ≤ B0 2

 B ≤

 B0

2

3

 B ≤

 B0

2

4

5

 B + B0

 B + 3 B0

4

8

 B   B0

;  min  2   4  

4

;

  8

3 B0 8

7 B0 16

 B0

3 B0 8

4  B

6

 B + B0  3 B0

8

-

7

-

 B0

8

-

 B0

-

 B0

Latura pătratului = diamterul secţiunii transversale a inelului “0” corespunzător

9  Necesită dimensiuni speciale de canal şi împingere în afară

72

2

2

2

min   

 Nr. crt 1

2 3 4 5 6

7

8

9

10

11

Valorile mărimilor m şi q pentru garnituri Materialul garniturii Elastomeri fără inserţii de pânză sau fără conţinut ridicat de fibre de azbest, cu duritatea Shore: HS < 75 HS ≥ 75 Placă de marsit Unit cu grosimea: sg = 3 mm sg = 1,5 mm sg = 0,8 mm Elastomeri cu inserţii de bumbac Elastomeri cu inserţie de azbest, cu sau fără armătură din sârmă, în: - 3 straturi - 2 straturi - 1 strat Fibră vegetală Bandă profilată, înfăşurată spiral, cu umplutură de azbest: - oţel carbon - oţel inoxidabil Garnitură metaloplastică, cu umplutură de azbest şi înveliş din: - aluminiu moale - cupru sau alamă - oţel moale - monel sau oţel cu 4…6% crom - oţel inoxidabil Garnitură metalică profilată din: - aluminiu moale - cupru sau alamă - oţel moale - monel - oţel inoxidabil Garnitură metalică zimţată din: - aluminiu moale - cupru sau alamă - oţel moale - monel - oţel inoxidabil Garnitură metalică de tip şaibă masivă din: - aluminiu moale - cupru sau alamă - oţel moale - monel - oţel inoxidabil Garnitură de tip inel metalic din: - oţel moale - monel - oţel inoxidabil

m

q,  N/mm2

0,50 1,00

0 1,40

2,00 2,75 3,50 1,25

11,0 25,5 44,8 2,8

2,25 2,50 2,75

15,2 20,0 25,5

1,75

7,6

2,50 3,00

70,0 70,0

3,25 3,50 3,75 3,75 3,75

37,9 44,8 52,4 62,0 62,0

2,75 3,00 3,25 3,50 3,75

25,5 31,0 37,9 44,8 52,4

3,25 3,50 3,75 3,75 4,25

37,9 44,8 52,4 62,0 69,5

4,00 4,75 5,50 6,00 6,50

60,6 89,5 124,0 150,0 179,0

5,50 6,00 6,50

124,0 150,0 179,0

Tabelul 3.4 Schiţa garniturii

73

Tabelul 3.5

Schema de calcul a flanşei cu gât

CONDIŢII DE PROIECTARE

Presiunea de calcul, pc Temperatura de calcul Temperatura de montaj Materialul flanşei Materialul prezoanelor Materialul piuliţelor Tensiunea La temp. admisibilă de calcul în La temp.  prezoane de montaj

CALCULUL GARNITURII ŞI AL PREZOANELOR Geometria garniturii:  b0 = m Relaţiile Deg = m (3.4) Dig = m (3.5)  b = m sg = m Tabelul q= MPa Materialul garniturii: 3.4 m= Forţa de strângere la MN Fm = πD3 b⋅q = montaj Forţa pe garnitură în MN FG = πD3 b⋅mpc = condiţii de regim: Forţa totală din presiune π  MN  F  =  D32 p = în condiţii de regim:

MPa 0 C 0

t  σ as

C

4

Forţa totală din şuruburi în condiţii de regim: Aria necesară a secţiunii şuruburilor/prezoanelor

=

Fr  = FG + F =

MN

  F m  F r     20 , t   σ  σ    as as  

 Anec = max

MPa

m2

2

π d  Aria efectivă a secţiunii m2  Aef  = 1 n ≥  Anec = şuruburilor/prezoanelor MPa 4 Pentru evitarea strivirii t   Aef  ⋅ σ as20 La temp. garniturii în timpul = σ af  m  B0 min = ≤  B0 Tensiunea de calcul strângerii se verifică MPa 2 π  D3 q condiţia: admisibilă în flanşă Forţa de calcul a 20 ( ) = + 0 , 5  F   A  A σ as20 = La temp. σ af  =  s nec ef  şuruburilor în condiţii de MN de montaj MPa montare: Forţa directă din  Numărul de prezoane, ns = buc MN  F  D = (π  4 ) Di2 ⋅ p c =  presiune Forţa din presiune pe σes = Fs/ns⋅As = MPa FT = F – FD = MN talerul flanşei FORŢELE CARE BRAŢE DE PÂRGHIE MOMENTE ÎNCOVOIETOARE SOLICITĂ FLANŞA FD = MN aD = 0,5(D2 – DI – s1) = m MD = FD ⋅ ad = MN⋅m FG = MN aG = 0,5(D2 – D3) = m MG = FG ⋅ aG = MN⋅m FT = MN aT = m MT = FT ⋅ aT = MN⋅m Mr  = MD + MG + MT = MN⋅m FS = MN aG = 0,5(D2 – D3) = m Mm = FS ⋅ aG = MN⋅m 20 σ as

=

Momentul încovoietor de calcul K = D1/Di Fig. 3.9

74

T= U= Y= Z=

  σ af t     M c = max M m 20 ; M r   =     σ af   

FACTORI DE FORMĂ L0 =  Di s0 = L/L0 = Fig. 3.8 Fig. 3.10 Fig. 3.11

MN⋅m

s1/s0 = K F = K v = K f   =

Tabelul 3.5 (continuare)

COEFICIENŢII DE CALCUL

 D2  K  M  = =; K  M  ≥ 1 m(d  + h ) Tensiunile admisibile MPa

1,5σ af t 

 K  ⋅ h  K 1 =  F  =  L0

 K v ⋅ h 3 1 + K 1  K 2 = + K 2 = 2 =  K 3 = U ⋅ L0 ⋅ s 0 T 

Tensiunile efective MPa Longitudinale: σ  x

=

k  f  ⋅ k  M  M c = k 3 Di s12

Condiţii de verificare MPa σ  x

≤ 1,5σ af t  σ  x

Radiale: t  σ af 

 1 + 4 k  k   M   1   M  c 3     σ  R = k 3 ⋅ Di ⋅ h 2

≤

σ θ 

≤ σ af t 

Tangenţiale: t  σ af 

Yk   M  σ θ  =  M  2 c − Z σ  R  Di h

2

t  σ af 

σ  R

+ σ  R

σ  x

+ σ θ 

2

Fig. 3.8 Nomogramă pentru determinarea valorilor coeficientului K F

75

≤ σ af t 

≤ σ af t 

a

 b

Fig. 3.9 Nomogramă pentru determinarea valorilor coeficienţilor T, Z, Y, U

76

Fig. 3.10 Nomogramă pentru determinarea valorilor coeficientului K v

Fig. 3.11 Nomogramă pentru determinarea valorilor coeficientului K f .

77

Observaţii: Solicitarea unei îmbinări la forţe şi momente de încovoiere sau torsiune poate influenţa performanţele şi, respectiv, etanşeitatea îmbinării. Forţele şi momentele de încovoiere sau torsiune, care apar în îmbinări, rezultă, pe de o parte, din greutatea proprie a elementelor şi a fluidului vehiculat şi, pe de altă parte, din dilatările şi contracţiile termice ale utilajelor şi conductelor. • Performanţele garniturilor sunt influenţate, în mod deosebit, de forţele axiale şi de momentele de încovoiere la care sunt supuse îmbinările respective; efectele acestora pot fi estimate sub formă de „presiuni echivalente” care se adaugă presiunilor efective. Cu alte cuvinte, îmbinarea este considerată că lucrează la o presiune mai mare decât cea efectivă, astfel încât să compenseze efectele forţelor axiale şi momentelor încovoietoare. • Un mod empiric de compensare a efectelor forţelor axiale şi momentelor de încovoiere asupra îmbinărilor cu flanşe standardizate, abordare preconizată în unele specificaţii, este abordarea unei trepte de  presiune nominală superioară celei care rezultă din presiunea şi temperatura reală de lucru (spre exemplu, PN25 sau PN40 în loc de PN16, şi PN64 sau PN100 în loc de PN40 etc.). • În situaţii deosebite, locul în care urmează să se amplaseze îmbinarea cu flanşe, este ales, astfel încât, să corespundă unor forţe axiale şi momente de încovoiere cât mai mici. • În legătură cu efectele forţelor axiale şi momentelor de încovoiere asupra îmbinărilor cu flanşe, trebuie notat faptul că intensitatea efectelor respective depinde, în bună parte, şi de tipul suprafeţei de etanşare; cele mai sensibile îmbinări sunt cele cu suprafeţele de etanşare cu canal şi pană (tip C şi D) şi cele mai puţin sensibile sunt cele cu suprafeţele de etanşare plane. • La îmbinările cu flanşe din fontă şi, de asemenea, la îmbinările cu o flanşă din oţel şi cealalată din fontă, există pericolul ca, prin strângerea exagerată a şuruburilor sau prezoanelor, să apară tensiuni suficient de mari care să producă fisurarea flanşelor. Unele specificaţii străine impun condiţia ca în astfel de situaţii, în special în cazul robinetelor din fontă cenuşie de pe conductele din oţel, să se utilizeze numai suprafeţe de etanşare plane simple.

78

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 3.1. După modul de realizare, îmbinările nedemontabile ale conductelor  pot fi: a)  prin filet;  b)  prin flanşe; c)  prin sudare; d)  prin fretare. T 3.2. După modul de realizare, îmbinările demontabile ale conductelor pot fi: a)  prin mufe;  b)  prin flanşe; c)  prin lipire; d)  prin mandrinare. T 3.3. Larga utilizare a îmbinărilor prin flanşe se explică prin avantajele pe care le conferă, cum ar fi: a) consum relativ mare de metal;  b) necesită un volum mare de manoperă necesar fabricării lor şi deci un  preţ de cost ridicat; c) siguranţă mare în exploatare; d) utilizarea de elemente tipizate sau standardizate. T 3.4. Îmbinările prin flanşe utilizate în mod obişnuit până la presiuni de 2,5Mpa sunt cu suprafeţele de etanşare: a)  plane cu umăr, simbolizate PU sau tip B;  b) cu prag şi adâncitură, simbolizate PA (tip E şi tip F); c) cu canal şi pană, simbolizate CP (tip C, tip D); d) cu prag şi adâncitură pentru garnitură torică, simbolozate PS (tip G, tip H). T 3.5. Succesiunea strângerii piuliţelor, în cazul unei îmbinări în flanşe circulare se execută: a) la rând, circular;  b) alternativ, în cruce şi în diagonală; c) la rând, circular, în sensul acelor de ceasornic; d) la rând, circular, în sens opus acelor de ceasornic. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 3.1. • Elementele componente ale unei îmbinări prin flanşe. • Îmbinările nedemontabile prin sudare. • Clasificarea flanşelor după criteriul constructiv. L.V. 3.2. • Calculul de verificare al îmbinărilor prin flanşe. • Tipuri de garnituri de etanşare. • Tipuri de suprafeţe de etanşare întâlnite la îm,binările prin flanşe.

79

REZUMATUL

Îmbinarea elementelor componente ale conductelor, ţevile, fitingurile, armăturile, compensatoarelor de dilataţie, după modul lor de realizare, pot fi: • îmbinări nedemontabile care necesită, pentru demontarea lor, distrugerea elementelor de asamblare (prin sudare, lipire, fretare sau mandrinare); • îmbinări demontabile care, la demontare, nu necesită distrugerea elementelor de asamblare (prin filet, mufe sau prin flanşe). Îmbinarea elementelor componente ale conductelor trebuie să asigure următoarele cerinţe: • o bună etanşeitate, rigiditate, stabilitate chimică, rezistenţă şi durabilitate; • să permită un montaj uşor şi comod; • să faciliteze controlul permanent şi rapid al îmbinării propriu-zise; • să confirme lucrări de mentenanţă cât mai facile. BIBLIOGRAFIA

1. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 2.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 3. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploieşti, 1979. 4.  Nicolae, V., Utilaj petrolier şi petrochimic. Îndrumar de laborator , Editura Universităţii Petrol – Gaze din Ploieşti, 2006.

80

UI 4. FITINGURILE PENTRU CONDUCTE OBIECTIVE

Fitingurile sunt elemente ale conductelor care servesc, fie la legarea a două ţevi cu acelaşi diametru sau cu diametre diferite între ele, fie la schimbarea direcţiei traseului condcutei, fie la ramificarea unei condcute  principale, fie la închiderea unui capăt sau al unui orificiu al acesteia. În general, fitingurile pentru sudare cap la cap, în execuţie fără sudură, sunt destinate pentru presiuni şi temperaturi egale cu cele ale ţevilor de acelaşi diametru, aceeaşi grosime şi aceeaşi calitate de materilae. Aceasta este o condiţie impusă de standardul ASME B16.9. Conform anexei la STAS 8804/1-1992, presiunile maxime admisibile de lucru pentru fitingurile în execuţie sudată trebuie diminuate corespunzător coeficientului de rezistenţă al îmbinărilor sudate de fitingurile respective. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

4.1. Generalităţi ........................................................................................79 4.2. Tipuri constructive de fitinguri...........................................................81 4.3. Aspecte de ordin general privind domeniile de utilizare ale diverselor categorii şi tipuri de fitinguri.....................................................................87 Teste de autoevaluare................................................................................89 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea de verificare ...............................................................................89 Rezumatul.................................................................................................90 Bibliografia...............................................................................................90 4.1. GENERALITĂŢI

Denumirea de fitinguri corespunde atât limbii germane cât şi limbii engleze cu înţelesul general de  piese de legătură. Denumirea unor astfel de  piese în limba franceză (raccords) preluată de asemenea în limba română a căpătat un înţeles diferit (vezi racordurile utilajelor); o excepţie totuşi există în cazul racordurilor olandeze care deşi intră în categoria fitingurilor au fost denumite racorduri. Denumirea de fitinguri este şi în limba rusă (fitinghi) în locul denumirii mai vechi de  piese fasonate (fasonnâe detali). Fitingurile sunt elemente ale conductelor care servesc fie la legarea a două ţevi cu acelaşi diametru sau cu diametre diferite între ele, fie la schimbarea direcţiei traseului conductei, fie la ramificarea unei conducte  principale, fie la închidrea unui capăt sau al unui orificiu al acesteia. Forma constructivă a fitingurilor depinde de funcţia tehnologică pe care o îndeplineşte, astfel: • fitingurile utilizate la montarea în aliniament a ţevilor (mufele, niplurile, reducţiile, racordurile olandeze); • fitingurile utilizate la schimbarea traseului conductei (coturi, curbe);

81

• fitingurile utilizate la ramificarea simplă sau multiplă a unei • • • • • •

fi:

• • • • • •

conducte principale (teuri, cruci racorduri forjate de tip OLET); fitingurile utilizate la obturarea (închiderea) unui capăt de conductă sau al unui orificiu al acesteia (blindă ochelar, capac, dop filetat). În funcţie de modul de îmbinare cu elementele de conductă, pot fi: fitinguri pentru sudare cap la cap; fitinguri cu soclu pentru sudare; fitinguri lipite; fitinguri filetate (care la rândul lor diferă în funcţie de tipul filetului); fitinguri pentru tipuri speciale de îmbinare. În funcţie de clasa materialului din care sunt fabricate fitingurile pot

din oţeluri carbon; din oţeluri aliate; din oţeluri inoxidabile; din fontă maleabilă; din aliaje speciale; din materiale plastice. În funcţie de modul de execuţie, fitingurile pot fi: • în execuţie fară sudură (fitinguri forjate); • în execuţie sudată; • executate prin tragere; • în execuţie turnată. La conductele din instalaţiile industriale, în special în cazul conductelor cu diametre nominale mai mari de 50 mm., ponderea cea mai mare o au fitingurile pentru sudare cap la cap. Fitingurile din această categorie sunt definite prin diametrul exterior, grosimea peretelui şi calitatea materialului; de regulă toate acestea trebuie sa corespundă ţevilor şi celorlalte elemente cu care urmează să se îmbine fitingurile respective. Fitigurile din această categorie sunt de regulă „în execuţie fără sudură”, dar în unele situaţii se admit utilizarea unor fitinguri „similare” în execuţie sudată. Pentru diametrele nominale pînă la 50 mm. (uzual până la 40 mm.), în foarte multe instalaţii industriale, pe baza standardului ASME B16.11, s-a adoptat ca soluţie practică utilizarea fitingurilor cu soclu pentru sudare (denumite uneori „fitinguri cu mufă pentru sudare” sau „fitinguri cu mufă – soclu”). Ftingurile din această categorie sunt definite prin diametrul nominal, presiunea nominală şi calitatea materialului. În locul diametrului nominal, în unele documente, fitingurile de acest fel sunt definite în ţoli (½” în loc de DN15, ¾” în loc de DN20, 1” în loc de DN25 etc.). La instalaţiile de apă, gaze şi încălzire din clădiri, ponderea cea mai mare o au de regulă, fitingurile filetate. Aceste fitinguri sunt definite, de regulă, prin diametrul filetului (în ţoli, presiunea nominală şi calitatea materialului.

82

4.2. TIPURI CONSTRUCTIVE DE FITINGURI  Mufele  sunt executate prin diferite procedee tehnologice, cel mai

adesea, în construcţia conductelor tehnologice sub presiune din instalaţiile chimice şi din rafinării, sunt utilizate mufele forjate, filetate sau în soclu (fig. 4.1). Mufele sunt utilizate, de obicei, la realizarea traseelor de conducte cu DN ≤ 50, pentru conectarea în aliniament a ţevilor. La mufele filetate, legarea cu ţeava se execută fie numai prin înfiletare, fie prin înfiletare şi executarea unei suduri de colţ circulare, de etanşare, între ţeavă şi mufă. Mufele în soclu se montează la ţeavă prin sudură de colţ circulară.

a

 b Fig. 4.1 Mufele: a – mufe filetate; b – mufe în soclu  Niplurile  (fig. 4.2) sunt componente cilindrice goale la interior,

nefiletate sau filetate la exterior, la ambele capete, care se fixează în interiorul extremităţilor ţevilor pe care le îmbină. În figura 4.2 este prezentat un niplu, executat prin forjare din oţel; în cazul ţevilor prin care se vehiculează gaze sau apă, se folosesc nipluri executate din fontă maleabilă.

Fig. 4.2 Niplul 83

Coturile sunt fitinguri, executate prin forjare sau tragere, ce servesc la

schimbarea direcţiei traeului de conductă. În construcţia conductelor tehnologice, sunt utilizate – frecvent – coturile la 90°, 60°, 45° şi 30°. Caracteristicile dimensionale ale coturilor sunt (fig. 4.3): diametrul nominal DN, diametrul exterior De, grosimea peretelui s (în zona şanfrenului), unghiul α şi raza de curbură R. Uzual, prin cot se înţelege fitingul la care  R  DN  ≤ 1.5. Dacă  R  DN  > 1.5, atunci coturile devin curbe. In general, curbele se execută prin îndoire din ţeavă.

a

b

Fig. 4.3 Coturile: a – pentru sudare cap la cap cu tubulatura; b – în soclu,  pentru sudură în colţ la tubulatură La conductele cu o importanţă mică se folosesc coturi realizate prin sudarea unor segmente de ţeavă (fig. 4.4)

Fig. 4.4 Cot din segmente de ţeavă sudate  Reducţiile sunt fitinguri care servesc la montarea ţevilor cu diametre

diferite. Reducţiile sunt de două tipuri (fig. 4.5):

84

- reducţii centrice (concentrice), care realizează conectarea a două ţevi de diametre diferite pe aceeaşi axă (fig. 4.5 a); - reducţii excentice, care servesc, de regulă, la montarea ţevilor de diametre diferite cu axe diferite (fig. 4.5 b). Caracteristicile dimensionale ale reducţiilor sunt următoarele (fig. 4.5): diametrele nominale DN1 şi DN2, diametrele exterioare De 1  şi De2, grosimea peretelui s 1 şi s2, excentricitatea E şi lungimea reducţiei L.

a

b

Fig. 4.5 Reducţiile: a – concentică; b - excentrică  Racordurile olandeze (fig. 4.6), sunt fitinguri utilizate la montarea în

aliniament când acestea nu se pot roti unele faţă de altele.

a

b

c

Fig. 4.6 Racorduri olandeze: a – din fontă; b – din oţel; c – din PVC Teurile  sunt fitinguri care servesc la realizarea ramificaţiilor la 90°

dintr-o conductă principală. Constructiv teurile pot fi: - normale (fig. 4.7, a), având toate cele trei diametre egale; - reduse (fig. 4.7, b), la care diametrul ramificaţiei este mai mic decât celelalte două diametre de la extremităţile teului.

85

a

b

Fig. 4.7 Teu: a – normal; b – cu ramificaţie redusă În figura 4.7 sunt prezentate două tipuri de teuri, executate prin forjare, care se îmbină la ţevi prin sudare cap la cap, pentru aceasta indicându-se şi caracteristicile dimensionale corespunzătoare. Crucile  sunt fitinguri cu ajutorul cărora se pot executa ramificaţii  bilaterale perpendiculare în plan ale traseelor conductelor (fig. 4.8, c). Se recomandă utilizarea lor numai în cazuri speciale, fiind scumpe şi greu de realizat.

a

b

c

Fig. 4.8 Fitinguri cu soclu pentru sudare cu ţeavă: a – cot la 90°; b – teu; c – cruce  Racordurile forjate de tip OLET   (fig. 4.9) sunt fitinguri executate

conform normelor nord-americane, au o formă geometrică care permite consolidarea zonelor slăbite – prin practicarea orificiului pentru derivaţie – din peretele ţevii principale, fără să mai fie nevoie de inele consolidare. De asemenea, datorită formei interioare, evazate, permit o curgere a fluidului îmbunătăţită faţă de ramificaţiile clasice. Principalele tipuri de asemenea racorduri sunt: a) weldolet   (fig. 4.9, a) – realizează ramificarea la 90° a unei ţevi  principale, sudându-se cap la cap cu ţeava de ramificare;  b) sokolet  (fig. 4.9, b) – ca şi weldoletul, realizează ramificarea la 90° a unei ţevi principale, legătura cu ţeava de ramificare realizându-se prin sudură de colţ în soclu (capătul ţevii de ramificare intră în locaşul prelucrat în racord);

86

c) thredolet   (fig. 4.9, c) – racord de ramificare la 90° a uei ţevi  principale, asamblarea conductei de ramificare realizându-se prin filet, iar montarea racordului la magistrală asigurându-se prin sudură; d) elbolet   (fig. 4.9, d) – utilizat pentru realizarea ramificării pe curba sau cotul unei conducte principale; îmbinarea dintre racord şi cot se realizează prin sudură, iar cea dintre racord şi ţeava de deviaţie prin filet sau  prin sudură în soclu; e) latrolet   (fig. 4.9, e), utilizat pentru realizarea unei ramificări la 45° dintr-o ţeavă principală, îmbinarea dintre racord şî ţeava principală realizându-se prin sudură, iar cea dintre racord şi ţeava de deviaţie asigurându-se fie prin filet, fie prin sudură de colţ în soclu; sunt utilizate în special pentru prizele de temperatură; f) nipolet   (fig. 4.9, f), racord utilizat în special pentru prizele AMC, legându-se la ţeava principală prin sudură şi prevăzut, la capătul de legătură cu aparatele de măsură şi control, cu filet exterior. Capacele sunt fitinguri cu ajutorul cărora se realizează obturarea unei ţevi sau a unui orificiu de pe ţeavă (conductă). Ele se pot executa prin ambutisare (fig. 4.10, a) sau prin turnare ori forjare (fig. 4.10, b), fixarea lor la ţeavă realizându-se fie prin filet, fie prin sudură.

a

b

c

d

e

f

Fig. 4.9 Fitinguri forjate de tip „OLET”:

a – weldolet; b – sokolet; c – thredolet; d – elbolet; e – latrolet; f – nipolet

87

a

b

Fig. 4.10 Capacele: a – executate prin ambutisare şi sudate la ţeavă; b – executate prin turnare şi înfiletate pe ţeavă  Dopurile filetate  (fig. 4.11) se folosesc pentru obturarea ţevilor filetate la interior şi sunt executate din fontă, oţel sau metale neferoase.

a

b

Fig. 4.11 Dopuri: a – din oţel forjat; b – din fontă maleabilă  Blindele (fig. 4.12) sunt fitinguri utilizate la obturarea unor porţiuni de

conductă, fiind executate din tablă, de formă circulară, cu sau fără mâner. Blindele se montează între două flanşe.

a

b

Fig. 4.12 Blindă: a – circulară (rotundă) cu mâner; b – blindă ochelar

88

4.3. ASPECTE DE ORDIN GENERAL PRIVIND DOMENIILE DE UTILIZARE ALE DIVERSELOR CATEGORII ŞI TIPURI DE FITINGURI

În general, fitingurile pentru sudare cap la cap, în execuţie fără sudură, sunt destinate pentru condiţii de lucru (presiuni şi temperaturi maxime admisibile de lucru) egale cu cele ale ţevilor de acelaşi diametru, aceeaşi grosime şi aceeaşi calitate de materiale. Aceasta este o condiţie impusă în standardul ASME B16.9 şi preluată de asemenea în STAS 8804/1 – 1992. Fac excepţie de la această regulă coturile cu raza egală cu diametrul care, conform standardului ASME B16.28 şi de asemenea conform anexei la STAS 8804/1 – 1992, se limitează la presiuni maxime admisibile de lucru egale cu 80% din valorile corespunzătoare ţevilor fără sudură pentru care sunt destinate. Conform anexei la STAS 8804/1 – 1992, presiunile maxime admisibile de lucru pentru fitingurile în execuţie sudată trebuie diminuate corespunzător coeficientului de rezistenţă al îmbinărilor sudate de la fitingurile respective. Utilizarea coturilor executate din segmente este limitată pe de o parte de faptul că dau căderi de presiune ceva mai mari decăt coturile normale şi  pe de altă parte de faptul că siguranţa lor este privită ca dependentă de  personalul executant într-un grad mai mare decât în cazul coturilor normale. În orice caz, un fapt cert, care trebuie avut în vedere, este că la coturile executate din segmenţi sunt necesare grosimi de perete mai mari decât grosimile ţevilor adiacente (dacă se doreşte ca presiunea maximă admisibilă de lucru şi adaosul de coroziune să fie la fel ca la ţevile adiacente). Reducţiile executate din clinuri (execuţie din ţeavă prin tăierea unor clinuri, deformarea petalelor şi sudarea îmbinărilor dintre petale) trebuie  privite ca soluţii rudimentare, fiind dependente de personalul executat. Ca urmare, utilizarea unor astfel de reducţii se limitează numai la conducte  pentru presiuni mici, temperaturi moderate şi fluide nepericuloase. Utilizarea fitingurilor cu soclu pentru sudare şi a fitingurilor filetate se limitează din punct de vedere al presiunilor maxime admisibile de lucru şi al temperaturilor maxime admisibile de lucru în funcţie de presiunea nominală (sau clasa de presiune) şi în funcţie de calitatea materialului. Din punt de vedere al domeniului de diametre nominale, aşa cum s-a precizat şi mai înainte, utilizarea acestor fitinguri se limitează, de regulă, la DN≤50 (2”), deşi unele standarde includ fitinguri de acest fel până la DN100 (4”). Utilizarea fitingurilor cu soclu pentru sudare prezintă avantajul unui volum minim de lucru la montaj şi execuţia sudurilor cu personal mai puţin calificat decât în cazul sudurilor cap la cap. Aceste fitinguri prezintă însă şi două dezavantaje semnificative: • în unele situaţii pot să apară coroziuni pe suprafeţele dintre socluri şi ţevi; • în sudurile în colţ apar concentrări de tensiuni (în cazul solicitărilor la încovoiere). Din aceste motive, unele firme (în special firmele germane) au  preferat utilizarea fitingurilor pentru sudare cap la cap, indiferent de diametru.

89

Observaţii diverse: • utilizarea coturilor cu rază egală cu diametrul (coturi cu rază scurtă), STAS8804/2, trebuie limitată la cazuri speciale. Astfel de coturi sunt dezavantajoase atât din punct de vedere al căderilor de presiune (rezistenţe hidraulice mari) cât şi din punct de vedere al rezistenţei mecanice (tensiuni cu aproximariv 25% mai mari decât coturile normale); • tăierea coturilor la 30°, 45° sau 60° din coturi la 90° trebuie evitată. Ovalităţile admise la capetele coturilor sunt mult mai mici decât cele admise în celelalte secţiuni. Ca urmare, atunci când se procedează la tăierea coturilor la 90° pentru a obţine, spre exemplu, coturi la 45°, trebuie să se verifice dacă ovalitatea la capetele coturilor la 45° rămâne în limitele accepatabile. Depăşirea limitelor admisibile conduce la tensiuni suplimentare, situaţie deosebit de periculoasă în special în cazul conductelor  pentru temperaturi mari care lucrează în domeniul influenţat de fluaj; • utilizarea reducţiilor excentrice este necesară uneori pentru asigurarea golirii complete a conductei şi alteori pentru evitarea acumulării unor „perne de gaze” pe racordurile de aspiraţie ale pompelor. În general, reducţiile excentrice se instalează cu „faţa dreaptă jos” (FDJ). Dacă, însă, conducta de aspiraţie se află la un nivel inferior racordului de aspiraţie al  pompei, pentru evitarea acumulării unei perne de gaze, (apariţia fenomenului de cavitaţie la pompă), este necesară instalarea reducţiei excentrice cu „faţa dreaptă sus” (FDS).

90

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 4.1. Racordurile olandeze sunt fitinguri utilizate la: a) montarea în aliniament când acestea nu se pot roti unele faţă de altele;  b) realizarea ramificaţiilor la 90 0 dintr-o conductă principală; c) realizarea ramificaţiilor bilaterale perpendiculare în plan ale traseelor conductelor; d) realizarea ramificării la 90 0 a unei ţevi principale, sudându-se cap la cap cu ţeava de ramificare.. T 4.2. Racordurile forjate de tip OLET-weldolet realizează: a) ramificări pe curba sau cotul unei conducte principale;  b) ramificarea la 900 a unei ţevi principale, sudându-se cap la cap cu ţeava de ramificare; c) ramificarea la 45 0 dintr-o ţeavă principală; d) obturarea unei ţevi sau a unui orificiu de ţeavă. T 4.3. Racordurile forjate de tip OLET-socolet realizează: a) ramificarea la 45 0 dintr-o ţeavă principală;  b) ramificarea la 90 0  a unei ţevi principale, asamblarea conductei de ramificare realizându-se prin filet; c) ramificarea la 90 0  a unei ţevi principale, legătura cu ţeava de ramificare realizându-se prin sudură de colţ în soclu; d) obturarea unei ţevi sau a unui orificiu de pe ţeavă. T 4.4. Capacele sunt fitinguri cu ajutorul cărora se realizează: a) ramificarea la 900 a unei ţevi principale, sudându-se cap la cap cu ţeava de ramificare;  b) ramificarea la 45 0 dintr-o ţeavă principală; c) ramificarea la 90 0  a unei ţevi principale, legătura cu ţeava de ramificare realizându-se prin sudură de colţ în soclu; d) obturarea unei ţevi sau a unui orificiu de pe ţeavă. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 4.1. • Tipuri constructive de fitinguri utilizate la montarea în aliniament a elementelor de conductă. • Racorduri forjate de tip OLET. • Domeniile de utilizare ale fitingurilor. L.V. 4.2. • Tipuri constructive de fitinguri utilizate la schimbarea direcţiei unui sistem de conductă. • Construcţia şi avantajele ce le prezintă un racord WELDOLET. • Tipuri de fitinguri pentru obturarea conductelor şi a orificiilor acestora.

91

REZUMATUL

La conductele din instalaţiile petrochimice, fitingurile sudate au o  pondere mare, servind la legarea a două ţevi cu acelaşi diametru sau cu diametre diferite între ele, la schimbarea direcţiei traseului condcutei, la ramificarea unei conducte principale sau la închiderea unui capăt al condcutei sau al unui orificiu al acesteia. Forma constructivă a fitingurilor depinde de funcţia tehnologică pe care o îndeplineşte, de clasa materialului din care sunt fabricate şi de modul de execuţie. Astfel, pentru conectarea în aliniament a tubulaturilor de acelaşi diametru sunt utilizate, de obicei, mufele, executate prin diferite procedee tehnologice, cel mai adesea, în construcţia conductelor tehnologice sub  presiune din instalaţiile chimice şi din rafinării, sunt utilizate mufele forjate, filetate sau în soclu. Tot pentru conectarea în aliniament a tubulaturilor sunt utilizate niplurile. Coturile sunt piese fasonate (fitinguri), executate prin forjare sau tragere care servesc la schimbarea direcţiei traseului de conductă. Uzual, coturile au raportul între raza (R) şi diametrul nominal (DN) mai mic sau egal cu 1,5 (R/DN ≤ 1,5). dacă R/DN > 1,5, atunci coturile devin curbe. Pentru montarea tubulaturilor de diametre diferite sunt utilizate reducţiile centrice sau excentrice. Ramificarea traseelor de conducte se poate realiza folosind teuri, cruci sau racorduri forjate de tip OLET. BIBLIOGRAFIA

1. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 2.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 3. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploieşti, 1979. 4.  Nicolae, V., Utilaj petrolier şi petrochimic. Îndrumar de laborator , Editura Universităţii Petrol – Gaze din Ploieşti, 2006.

92

UI 5. ARMĂTURILE CONDUCTELOR OBIECTIVE

Armăturile sunt componente ale conductelor care servesc la obturarea sau variaţia secţiunii de trecere a mediilor de lucru vehiculate. Efectele principale obţinute prin intermediul armăturilor pot fi de: închidere totală sau parţială, distribuţie, reglare, siguranţă, reţinere. Armăturile de închidere şi distribuţie au rolul de a asigura întreruperea curgerii fluidelor pe porţiunea de conductă situată în aval. În  poziţia închis, armătura trebuie să asigure închiderea perfectă a curgerii fluidului, iar în poziţia deschis, ea trrebuie să opună o rezistenţă hidraulică cât mai mică curgerii fluidului. Armăturile de reglare au rolul de a menţine parametrii tehnologici (debit, presiune, nivel) la o valoare constantă sau de a regla valoarea acestor  parametrii la nevoile procesului tehnologic. Armăturile de siguranţă şi reţinere sunt construite şi montate în scopul de a limita creşterea periculoasă a unui din parametri (de obicei a  presiunii). SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

5.1. Generalităţi şi clasificare....................................................................91 5.2. Tipuri de robinete...............................................................................93 5.3. Supapele de siguranţă.......................................................................101 5.4. Armăturile pentru separarea şi eliminarea condensului.....................103 5.5. Aspecte de ordin general privind domeniile de utilizare a principalelor tipuri de armături ....................................................................................104 Teste de autoevaluare..............................................................................107 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea de verificare .............................................................................107 Rezumatul...............................................................................................108 Bibliografia.............................................................................................108 5.1. GENERALITĂŢI ŞI CLASIFICARE

Armăturile sunt elemente de conducte care servesc la obturarea sau variaţia secţiunii de trecere a mediilor vehiculate. Prin modificarea secţiunii de trecere a conductelor, efectele principale obţinute prin intermediul armăturilor pot fi de: închidere totală sau parţială, distribuţie, reglare, siguranţă, reţinere. Condiţiile funcţionale caracteristice fiecărui efect urmărit au determinat forme şi tipuri specifice pentru organele principale ale armăturilor, precum şi forme foarte variate pentru corpul armăturii. Importanţa pe care o au unele organe ale armăturii la folosirea în instalaţii sau importanţa pe care o are materialul de execuţie sau fluidul de lucru, au condus la stabilirea mai multor criterii de clasificare a armăturilor, respectiv: 93

după materialul de construcţie – armături din oţel, fonte, bronzuri,  plumb, materiale plastice etc.;  după forma şi poziţia elementului de închidere, faţă de orificiul de trecere – robinete cu ventil, robinete cu sertar, robinete cu cep;  după procesul tehnologic de fabricaţie – armături forjate, turnate, matriţate, sudate;  după modul de racordare la ţeavă – armături sudate, flanşate, filetate, mixte;  după tipul mecanismului de acţionare – robinete cu acţionare manuală sau cu acţionare mecanică,electrică, hidraulică sau pneumatică;  după destinaţia lor – armături de închidere şi reglare, de reţinere, de siguranţă, de dezaerare, de golire accidentală, de drenare, de eliminare a condensului etc. La comandarea unei armături trebuie să se precizeze următoarele date tehnice: - denumirea, tipul şi, de la caz la caz, destinaţia; - elementele definitorii, date de diametrul nominal (DN) şi presiunea nominală (sau seria) (PN); - presiunea de lucru, temperatura de lucru, mediul tehnologic vehiculat; - soluţia tehnică de racordare la ţeavă (prin sudare, flanşe sau filet).  Armăturile de închidere şi distribuţie  sunt montate pe conductă cu rolul de a asigura întreruperea curgerii fluidului pe porţiunile de conductă opuse intrării şi ieşirii fluidului din armătură. Întreruperea curgerii continue  prin conductă trebuie să se realizeze complet în poziţia închisă a organului de închidere. În poziţia deschisă a organului de închidere, armătura în ansamblul ei trebuie să asigure rezistenţe hidraulice de curgere cât mai mici  pentru fluidul respectiv.  Armăturile de reglare  sunt montate în instalaţii complexe, în care fluidele reprezintă mediul de lucru supus tehnologic la diferite condiţii de debit, presiune, temperatură, nivel etc. Acest tip de armături trebuie să asigur o anumită concordanţă între parametrii respectivi sau cel puţin o anumită valoare pentru unul dintre aceştia. În unele cazuri, datorită reglării unor parametrii, armătura de reglare nu poate sau nici nu este indicat să asigure o închidere completă, aşa cum se impune la armătura de închidere.  Armăturile de siguranţă şi reţinere  au rolul de a limita creşterea  periculoasă a unuia dintre parametrii (de obicei presiunea), de a preveni circulaţia inversă a fluidului faţă de cea stabilită prin procesul tehnologic. Dacă se folosesc armături de siguranţă speciale, atunci ele au rolul să  prevină avariile sau, dacă este cazul, să localizeze avariile apărute pe conducte etc., sau să blocheze într-un timp foarte scurt trecerea fluidului dintr-o parte în alta. Din punct de vedere al construcţiei, armăturile prezintă unele elemente  principale comune. Astfel, indiferent de tipul lor, la toate armăturile industriale se vor întâlni: • elementul sau organul de acţionare; • elementul de execuţie a comenzii primite. 

94

Elementul de acţionare asigură schimbarea poziţiei elementului de execuţie în interiorul corpului armăturii. Elementul de execuţie este constituit, în general, din corpul armăturii şi elementul de închidere. În continuare, se vor prezenta particularităţile constructive ale elementului de închidere şi tipurile constructive cele mai întâlnite. 5.2. TIPURI DE ROBINETE

Armăturile care se folosesc la obturarea totală sau parţială a secţiunii de trecere a fluidelor în ambele sensuri de curgere se mai numesc robinete. Constructiv, elementul de închidere al unui robinet este compus din două suprafeţe de etanşare. Una, în general fixă, este dispusă în corpul robinetului şi este numită scaun. A doua este dispusă pe un element mobil, prin deplasarea căruia se asigură funcţionarea robinetului. Prin aşezarea celor două suprafeţe de etanşare ale elementului de închidere una peste alta, cu o strângere comandată, se realizează fenomenul de etanşare pe care cele mai multe robinete trebuie să-l asigure, afară de cele de reglare, amintite mai înainte. În funcţie de particularităţile constructive, cerute de condiţiile tehnologice de funcţionare în instalaţie şi caracterizate prin deplasarea relativă a elementului de etanşare (mobil faţă de scaun), se întâlnesc următoarele tipuri de elemente de închidere corespunzătoare robinetelor: - cu ventil (fig. 5.1); - cu sertar pană (fig. 5.2); - cu clapetă – valvă (fig. 5.3); - cu clapetă – fluture (fig. 5.4); - cu cep (fig. 5.5); - cu sertar de distribuţie (fig. 5.6). În practica industrială se întâlnesc şi alte tipuri de armături, ale căror elemente de închidere au construcţii speciale, în vederea utilizării în situaţii  particulare.

Fig. 5.1 Element de Fig. 5.2 Element de închidere cu ventil închidere cu sertar pană

Fig. 5.3 Element de închidere cu clapetă valvă

95

Fig. 5.4 Element de închidere cu clapetă fluture

Fig. 5.5 Element de Fig. 5.6 Element de închidere cu cep închidere cu sertar de distribuţie

 Robinetele cu ventil  se folosesc atât pentru oprirea completă a curgerii

fluidelor, cât şi pentru reglarea debitelor acestora. În timpul manevrelor tehnologice, elementul de închidere (numit ventil) execută mişcări de deplasare (prin rotire, translaţie sau rototranslaţie) în lungul axei geometrice a orificiului prin care trece fluidul tehnologic (fig. 5.1). Având în vedere forma lor constructivă, concepută în funcţie de modul cum se realizează circulaţia fluidelor prin corpul armăturii, robinetele cu ventil pot fi: - robinete cu ventil drepte, numite şi robinete de curgere liberă; în locul în care este amplasat, nu se schimbă direcţia de curgere a fluidului tehnologic (fig. 5.7);

a

b

Fig. 5.7 Robinete cu ventil:

a – cu mufe filetate; b – cu flanşe; 1 – corp; 2 – capac; 3 – ventil; 4 – piuliţă de strângere; 5 – tijă; 6 – bucşă filetată; 7 – bucşă de presiune;8 – flanşa presgarniturii; 9 – inel de fund; 10 – inel de etanşare al ventilului; 11 – inel de etanşare al corpului; 12 – garnitură; 13 – garnitura tijei; 14 – roata de manevră;15 – bucşă de ghidare şi etanşare superioară; 16 – arcadă; 17 – piuliţa presgarniturii; 18 – piuliţa roţii de manevră.

- robinete cu ventil drepte cu tijă înclinată, de asemenea, robinete de trecere, însă tija lor este înclinată faţă de direcţia de curgere a fluidului tehnologic (fig. 5.8); - robinete cu ventil de colţ , la care direcţia de curgere a fluidului tehnologic este schimbată cu 90 ° (fig. 5.9).

96

Fig. 5.8 Robinet cu ventil cu tijă înclinată

Fig. 5.9 Robinet cu ventil de colţ

Faţă de alte dispozitive de etanşare, utilizate în construcţia armăturilor, dispozitivele de închidere ventil – scaun prezintă o serie de avantaje, şi anume: - suprafaţa lor de etanşare are o arie mai mică, frecarea dintre suprafeţele de etanşare fiind redusă; - nu implică dificultăţi deosebite la fixarea inelelor de etanşare; - se pot recondiţiona fără dificultate; - consumul de materiale, pentru confecţionarea inelelor de etanşare, este mai redus comparativ cu alte dispozitive de etanşare. Aceste tipuri de robinete, datorită schimbării de direcţie a lichidului,  prezintă o rezistenţă hidraulică mare. Robinetele cu ventil se vor utiliza în cazul conductelor de utilităţi (abur, condens, apă, aer, gaz inert etc.), pentru diametre nominale DN < 200 şi nu sunt recomandate în cazul conductelor destinate transportului de lichide impurificate, cu precipitate sau care cristalizează uşor.  Robinetele cu sertar  sunt acele armături industriale la care – în timpul manevrelor tehnologice – elementul de închidere execută mişcări de deplasare, prin translaţie, perpendiculare pe axa orificiului prin care circulă fluidul tehnologic. Practic, aceste robinete sunt utilizate pentru oricare tip de fluid tehnologic, pentru presiuni nominale de până la PN 400 şi temperaturi  pâna la 540 °C. Deplasarea sertarului se face prin intermediul tijei filetate cu ajutorul unei roţi de manevră acţionată manual sau mecanic. După forma tijei filetate se deosebesc: - robinete cu sertar cu tijă ascendentă (fig. 5.10, a); - robinete cu sertar cu tijă descendentă (fig. 5.10, b). După forma constructiv – geometrică a elementului de închidere, se deosebesc:

97

- element de închidere cu  sertar pană (tabelul 5.1), în limbajul practic denumite vane, caracterizate prin aceea că suprafeţele de etanşare sunt dispuse invers înclinate una faţă de cealată, realizarea etanşeităţii sertar – corp fiind asigurată de împănarea sertarului între inelele de etanşare, dispuse în corp; sertarul poate fi executat dintr-o singură bucată sau din două semisertare; - element de închidere cu  sertar paralel   (tabelul 5.1), în limbajul  practic denumite şubăre, la care suprafeţele de etanşare sunt dispuse paralele între ele; sertarul poate fi executat dintr-o singură bucată sau din două semisertare. Atât pentru sertarele pană, cât şi pentru sertarele paralele, se utilizează - în general - etanşările plane cu sau fără inele de etanşare. Corpul robinetelor cu sertar poate fi: plat, oval sau rotund. Particularităţile robinetelor cu sertar prezintă o serie de avantaje şi dezavantaje, în ceea ce priveşte construcţia, funcţionarea şi exploatarea lor, cum ar fi: a) avantaje:

• au o rezistenţă hidraulică redusă, la curgerea fluidului de lucru prin • • • •

corpul robinetului; fluidul de lucru poate circula în orice sens prin robinet; au o construcţie simplă şi robustă; lungimea de racordare la elementele alăturat conjugate este mică; necesită o supraveghere normală, nepretenţioasă, în timpul exploatării;

b) dezavantaje:

•  pentru prelucrarea suprafeţelor de etanşare (înclinate sau vertiale), • • • •

98

necesită dispozitive speciale; au o înălţime mai mare decât alte robinete, necesitând spaţii de montare şi manevră relativ mari; fixarea în corp a inelelor de etanşare este greoaie şi pretenţioasă; repararea este dificilă, mai ales la faţa locului, de aceea robinetele defecte sau avariate sunt înlocuite şi apoi reparate în atelierele de întreţinere; se uzează repede, la manevre repetate, datorită frecărilor de lunecare dintre suprafeţele de etanşare.

Tabelul 5.1 Soluţii constructive de cupluri de închidere la robinetele cu sertar  Nr. crt.

1

2

3

4

5

6

7

Soluţia constructivă

Fixarea inelului de etanşare la sertar la scaun

Monobloc

Monobloc

Monobloc

Monobloc

Monobloc

Monobloc

Presat

Tipul sertarului

Domeniul de uitlizare

Pană

Robinete cu sertar cu tijă neascendentă, sertar monobloc. Medii: produse  petroliere reci, apă gaze etc.

Pană

Robinete cu sertar cu tijă ascendentă. Medii: produse  petoliere, apă, vapori.

Monobloc

Pană

Robinet cu sertar cu tijă ascendentă. Medii: apă, produse  petoliere, vapori.

Monobloc

Paralel cu discuri independente

Robinete cu sertar cu tijă ascendentă. Medii: apă, produse  petoliere, vapori.

Monobloc

Paralel cu discuri independente

Robinete cu sertar cu tijă neascendentă. Medii: apă, produse  petroliere.

Monobloc

Robinete cu sertar cu tijă neascendentă. Medii: apă, produse  petroliere.

Pană

Robinet cu sertar cu tijă ascendentă, sertar monobloc. Medii: apă, produse  petroliere.

Monobloc

Monobloc

Înşuraubar  e

Presat

99

a

b

Fig. 5.10 Robinet cu sertar şi tijă:

a – cu tijă ascendentă; b – cu tijă descendentă; 1 – corp; 2 – capac; 3 – tijă; 4 – bucşă filetată de manevră; 5 – bucşă de presiune; 6 – garnitura tijei; 7 – inel de etanşare din corp; 8 – sertar; 9 – garnitură; 10 – roată de manevră; 11 – bucşă de ghidare şi etanşare superioară; 12 – inel de etanşare din sertar; 13 – piuliţă de manevră; 14 – cutia  presgarniturii.

La robinetele cu sertar de diametru mare, pentru echilibrarea presiunii  pe sertar, ceea ce facilitează manevrarea uşoară a acestuia, sunt prevăzute conducte de ocolire (baypas), pe care sunt montate robinete de închidere, în general cu ventil, de dimensiuni mici.  Robinetele cu cep  sunt armături de închidere la care – în timpul manevrelor – elementul de închidere (numit cep) se roteşte, fără translaţie , în jurul unei axe geometrice perpendiculare pe axa orificiului prin care este vehiculat fluidul. În limbajul practic, aceste robinete se mai numesc CANELE. În practica industrială, sunt întâlnite, avându-se în vedere forma geometrică a cepului, două variante constructive de armături cu cep, şi anume: • robinetele cu cep conic, la care orificiul de trecere al fluidului de lucru este în formă trapezoidală, cu colţurile rotunjite (fig. 5.11), având aria de trecere cel puţin egală cu aria unei secţiuni circulare al cărui diametru este egal cu diametrul nominal al armăturii;

Fig. 5.11 Robinet cu cep conic:

1 – corpul robinetului; 2 – cepul conic; 3 – capul pătrat de antrenare; 4 – orificiul de trecere  prin cep

100

• robinetele cu cep sferic, la care orificiul de trecere al fluidului de

lucru, prin cepul sferic, este de formă circulară, având, în general, diametrul egal cu diametrul nominal al robinetului (fig. 5.12).

Fig. 5.12 Robinet cu sferă cu trei căi racordat cu flanşe Având în vedere posibilităţile de vehiculare prin corp a fluidului de lucru, robinetele cu cep pot fi: - drepte, numite, de asemenea, robinete cu două căi; - cu trei căi, la care orificiul de trecere prin cep este sub formă de L sau T (fig. 5.13, a, b); - cu patru căi, la care orificiul de trecere a fluidului de lucru prin cep, are formă specială (fig. 5.14, a, b).

a

 b

Fig. 5.13 Schema unui robinet cu cep cu trei căi: a – varianta în „L”; b – varianta în „T”

101

a

 b

Fig. 5.14 Schema unui robinet cu cep cu patru căi: a – cu filet; b – cu flanşe Având în vedere posibilitatea realizării etanşeităţii cepului în corp şi respectiv, la trecerea cozii acestuia prin corp, robinetele cu cep pot fi: robinete fără cutie de etanşare a cozii cepului şi robinete cu cutie de etanşare a cozii cepului. Robinetele cu cep fără cutie de etanşare se utilizează în mod special  pentru apă, abur, gaze etc., cu temperaturi de maxim 225 °C şi pentru PN ≤ 10. Robinetele cu cep cu cutie de etanşare sunt utilizate în instalaţiile tehnologice industriale care lucrează în prezenţa unor presiuni nominale PN ≥ 16 şi temperaturi t ≥ 225 °C, întrucât ele prezintă o siguranţă sporită în funcţionare, faţă de robinetele cu cep fără cutie de etanşare.  Robinetele de reţinere, cunoscute în limbajul practic sub denumirea de rişlaguri, permit vehicularea fluidelor de lucru numai într-un singur sens, împeidicând – în mod automat – prin autocomandă – circulaţia lor în sens invers. Din punct de vedere constructiv robinetele de reţinere pot fi: - robinete de reţinere cu ventil , la care, în timpul funcţionării, în mod autocomandat, elementul de închidere execută mişcări de deplasare, de-a lungul axei geometrice a orificiului prin care se vehiculează fluidul de lucru, sunt utilizate pentru fluide curate sau murdare, cu PN ≤ 400 şi t ≤570 °C. Având în vedere modul de lucru al lor, robinetele de reţinere cu ventil pot fi: cu cursă fixă de execuţie liberă (fig. 5.15), cu cursă reglabilă de execuţie liberă, respectiv cu cursă reglabilă de execuţie cu arc de închidere (fig. 5.16);

102

Fig. 5.15 Robinetul de reţinere cu ventil cu cursă fixă de execuţie liberă: 1 – corpul robinetului; 2 – ventilul; 3 – capacul robinetului

Fig. 5.16 Robinet de reţinere cu ventil cu cursă fixă de execuţie forţată cu arc de închidere: 1 – corpul robinetului; 2 – ventilul; 3 – arcul de închidere; 4 – capacul robinetului

• robinetele de reţinere cu clapă  (fig. 5.17), la care, în timpul

funcţionării, în mod automat, elementul de închidere execută mişcări de basculare liberă, în jurul unei axe geometrice orizontale situată într-un plan normal la axa geometrică a orificiului de trecere a fluidului de lucru. Sunt utilizate la vehicularea fluidelor murdare sau curate, cu presiuni nominale PN ≤ 400 şi t ≤ 570 °C.

Fig. 5.17 Robinet de reţinere cu clapă:

1 – corpul robinetului; 2 – axul clapetei şi articulaţia sa; 3 – clapeta; 4 – capacul

5.3. SUPAPELE DE SIGURANŢĂ

Sunt armături destinate evitării posibilităţilor de creştere periculoasă,  peste o valoare limită stabilită în prealabil, a presiunii manometrice într-un anumit sistem, asigurându-se, astfel, sistemul respectiv împotriva apariţiei unor eventuale avarii. Necesitatea asigurării continuităţii proceselor

103

tehnologice din sistemele pe care sunt amplasate supapele de siguranţă, diversitatea constructivă a acestora este foarte mare, ele putându-se grupa: • după materialul corpului, în supape de siguranţă din fontă şi supape de siguranţă din oţel; • după numărul ventilelor de lucru, în supape de siguranţă cu un singur ventil (simple) şi supape de siguranţă duble (cu două ventile); • după modul de acţionare a elementului de închidere, în supape de siguranţă cu greutate, la care funcţionarea (închiderea) ventilului se face sub acţiunea greutăţii proprii, supape de siguranţă cu pârghie şi contragreutate (fig. 5.18) şi supape de siguranţă cu arc (fig. 5.19).

Fig. 5.18 Supapă de siguranţă cu pârghie şi contragreutate:

1 – corpul supapei; 2 – ventilul; 3 – pârghia; 4 – contragreutatea; 5 – articulaţia pârghiei cu contragreutate; 6 – ghidajul contragreutăţii; 7 – capacul supapei; 8 – urechea contragreutăţii

Fig. 5.19 Supapă de siguranţă cu arc:

1 – corpul supapei; 2 – ventilul; 3 – tija; 4 – arcul; 5 – talerele arcului; 6 – bucşa de reglare; 7 – piuliţa de blocare; 8 – pârghie pentru acţionare manuală (la efectuarea verificărilor  periodice, eşapărilor de control); 9 – capacul

104

Supapele de siguranţă cu pârghie şi contragreutate trebuie să corespundă [1] următoarelor cerinţe: • contragreutatea va constitui un element separat, a cărei ureche de agăţare va face corp comun cu contragreutatea; • masa contragreutăţii şi lungimea pârghie vor fi stabilite astfel încât la presiunea de reglare, contragreutatea să se găsească la extremitatea pârghiei; • masa contragreutăţii nu va depăşi 60 kg., iar valoarea ei exactă se va indica – prin pansonare sau turnare – într-un loc vizibil,  pe suprafaţa contragreutăţii; • raportul braţelor de pârghie nu va fi mai mare de 12:1; • fiecare contragreutate şi, deci, fiecare ventil vor funcţiona independent. Supapele de siguranţă cu arc vor răspunde cel puţin următoarelor condiţii: • arcurile de compresiune vor fi adecvate valorilor presiunilor de reglare; • arcurile vor fi protejate împotriva încălzirii peste limitele admise şi, de asemenea, a acţiunii directe a fluidelor fierbinţi evacuate; • supapele vor fi prevăzute cu pârghie, pentru acţionarea manuală în cazul verificărilor periodice, a eşapărilor de control; • supapele vor fi prevăzute cu dispozitiv de reglare a cursei, conceput astfel încât să se evite strângerea arcului dincolo de limitele prestabilite. 5.4. ARMĂTURILE PENTRU SEPARAREA ŞI ELIMINAREA CONDENSULUI

Separatorele sau oalele de condens sunt armături standardizate care se folosesc la separarea şi evacuarea condensului din conductele de abur. Ele funcţionează ca nişte supape automate, la care deschiderea şi închiderea sunt comandate fie de nivelul lichidului (cazul separatoarelor cu plutitor), fie de diferenţa de temperatură între abur şi condensat (cazul separatoarelor termostatice). Eliminarea condensatului, care se realizează fără pierdri de abur întrun spaţiu cu o presiune mai mică decât presiunea de lucru a conductei, se  poate face periodic sau continuu, fără un aport energetic din afară. Parametrii de lucru ai separatoarelor de condensat sunt: • diferenţa de presiune (între presiunea aburului şi contrapresiunea de evacuare), 0,001≤∆p≤30 N/mm 2; • temperatura maximă de lucru, 570 °C. Având în vedere particularităţile constructiv – funcţionale, armăturile  pentru separarea şi eliminarea condensatului se pot grupa în: • oală de condens cu plutitor închis (fig. 5.20); • oală de condens cu plutitor şi termostat (fig. 5.21); • oală de condens termodinamică (fig. 5.22). 105

-

separator termostatic cu bimetal (fig. 5.23); separator cu duze multiple, fixe (fig. 5.26).

Fig. 5.20 Oală de condens cu plutitor închis:   1 – corpul;

2 – capacul; 3 – plutitorul; 4 – ventil; 5 – duza de evacuare; 6 – ventil de aerisire; 7 – pârghia de acţionare manuală

Fig. 5.21 Oală de condens cu plutitor şi termostat: 1 –

corpul; 2 – capacul; 3–  plutitorul; 4 – ventil; 5 – duza de evacuare; 6 – element termostatic cu burduf

Fig. 5.22 Oală de condens termodinamică: 1 – corpul; 2 – capacul; 4 – filtrul

3 – placă mobilă;

5.5. ASPECTE DE ORDIN GENERAL PRIVIND DOMENIILE DE UTILIZARE A PRINCIPALELOR TIPURI DE ARMĂTURI

În ceea ce priveşte capacitatea de rezistenţă, armăturile sunt definite  prin presiuni nominale şi – implicit – prin presiuni şi temperaturi maxim admisibile, cu respectarea normelor de produs. În tabelul 5.2, sunt date  presiunile de lucru maxim admisibile în funcţie de temperatura de lucru maxim admisibilă şi materialul armăturilor şi flanşelor, pentru presiunea nominală, PN, aleasă. 106

Pentru oţelurile inoxidabile informaţiile prezentate în tabelul 5.2 au caracter de recomandare, valoarea presiunii maxim admisibile de lucru urmând a fi confirmată de producătorul armăturilor. Pentru utilizarea armăturilor în domeniul temperaturilor scăzute, se recomandă alegerea în conformitate cu [2] în tabelul 5.3.

 

107

Temperatura minim admisibilă de lucru (°C) -50 -100 -195

Tabelul 5.3 Alegerea materialelor pentru temperaturi scăzute Turnate

Armături

Forjate

Flanşe

Organe de asamblare

GS – 26 CrMo 4 25 CrMo 4 R 510 7b SEW 685 DIN 17280 STAS 9858 GS – 10 Ni 1 10 Ni 14 10 Ni 35 SEW 685 DIN 17280 STAS 9858 G – X 6 CrNi18 10 X6CrNiTi18 10 10 TiNiCr 180 SEW 685 DIN 17440 STAS 3583

10 CrNi 30 AS –r STAS 11290 12 Ni 19 DIN 17280 X 8 Ni 9 DIN 17280

Armăturile de siguranţă (supapele de siguranţă) se aleg în funcţie de condiţiile specifice pentru fiecare conductă (utilaj) în parte. Determinarea capacităţii de evacuare se poate face în conformitate cu metodele de calcul expuse în catalogul producătorilor de supape de siguranţă, cu respectarea „Prescripţiilor tehnice” ISCIR C4 şi C37. Supapele de siguranţă se vor monta la distanţă de sursele perturbatoare cum ar fi: compresoare sau pompe cu piston, amături de reglare etc., care  pot produce pulsaţii, vibraţii sau turbulenţă excesivă, pentru asigurarea funcţionării la parametrii prevăzuţi. În tabelul 5.4 sunt indicate [3] distanţele recomandate faţă de sursele  perturbatoare. Tabelul 5.4 Distanţele minime recomandate faţă de sursele perturbatoare Surse perturbatoare Compresor sau pompă cu piston, fără amortizor Robinet de reglare sau robinet cu ventil Două coturi, în planuri diferite Două coturi, în acelaşi plan Un cot, diafragmă sau amortizor de pulsaţii

Lmin, mm 35 .DN 25 .DN 20.DN 15 .DN 10 .DN

Conducta sau racordul pe care se montează supapele de siguranţă are diametrul egal sau mai mare decât diametrul racordului de intrare în supapă. Se recomandă [3] ca pierderea de presiune pe racordul sau conducta pe care se montează supapa de siguranţă să nu depăşească 3% din presiunea de reglare a supapei.

 

108

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 5.1. Robinetele cu ventil se vor utiliza: a) în cazul conductelor de utilităţi (abur, condens, apă, aer, gaz inert);  b) în cazul conductelor cu diametre nominale DN > 200; c) în cazul conductelor de transport ţiţei; d) în cazul conductelor destinate transportului de lichide impurificate. T 5.2. Sensul de curgere a fluidului este indiferent la robinetul: a) cu ventil;  b) cu sertar; c) cu cep; d) de reţinere cu clapetă. T 5.3. Robinetul cu închiderea cea mai rapidă este: a) cu ventil;  b) cu sertar pană; c) cu ac; d) cu cep. T 5.4. Supapele de siguranţă cu arc vor răspunde următoarelor condiţii: a) arcurile de compresiune vor fi etalonate adecvat valorilor presiunilor de reglare;  b) arcurile vor fi protejate împotriva încălzirii peste limitele admise; c) vor fi prevăzute cu pârghie pentru acţionarea manuală în cazul verificărilor periodice; d) masa contragreutăţii nu va depăşi 60 kg. T 5.5. Separatoarele sau oalele de condens se folosesc la separarea şi evacuarea condensului din condcutele de abur, funcţionând ca nişte supape automate comandate de: a) nivelul lichidului (cazul separatoarelor cu plutitor);  b) diferenţa de temperatură între abur şi condens (cazul separatoarelor termostatice); c) cu un aport energetic din afară; d)  pierderile de abur. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 5.1. • Tipuri de organe de obturare întâlnite la armături. • Construcţia şi funcţionarea supapei de siguranţă cu arc. • Construcţia şi funcţionarea oalei de condens cu plutitor închis. L.V. 5.2. • Construcţia şi funcţionarea supapei de siguranţă cu contragreutate. • Construcţia şi funcţionarea oalei de condens cu plutitor şi termostat. • Construcţia, funcţionarea şi utilizarea robinetelor de reţinere cu clapetă.

 

109

REZUMATUL

Armăturile sunt elemente de conducte care servesc la obturarea sau variaţia secţiunii de trecere a mediilor vehiculate. Prin modificarea secţiunii de trecere a conductelor, efectele principale o0bţinute prin intermediul armăturilor pot fi de: închidere totală sau parţială, distribuţie, reglare, siguranţă, reţinere. Din punct de vedere al construcţiei, armăturile prezintă unele elemente principale comune, indiferent de tipul lor, la toate armăturile industriale se vor întâlni: • elementul sau organul de acţionare; • elementul de execuţie a comenzii primite. Elementul de acţionare asigură schimbarea poziţiei elementului de execuţie în interiorul corpului armăturii. Elementul de execuţie este constituit, în general, din corpul armăturii şi elementul de închidere. În funcţie de particularităţile constructive cerute de condiţiile tehnologice de funcţionare în instalaţiile petrochimice, sunt prezentate: •  principalele tipuri de robinete; • construcţia şi funcţionarea supapelor de siguranţă; • construcţia şi funcţionarea armăturilor pentru separarea şi eliminarea condensului; • domeniile de utilizare a principalelor tipuri de armături. BIBLIOGRAFIA

1. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 2.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 3. *** NT – RP – M01/2000, Conducte pentru rafinării şi petrochimie,  proiectare, montare, exploatare, verificare, S.N.P. Petrom S.A., 2000. 4.  Nicolae, V., Utilaj petrolier şi petrochimic. Îndrumar de laborator , Editura Universităţii Petrol – Gaze din Ploieşti, 2006.

 

110

UI 6. DILATAŢIA TERMICĂ A CONDUCTELOR. DISPOZITIVE DE PRELUARE A DILATAŢIILOR OBIECTIVE

Marea majoritate a conductelor tehnologice lucrează la temperaturi diferite faţă de temperatura de montaj (considerată, prin convenţie, egală cu 200C), variaţie de temperatură care are drept consecinţă o modificare a dimensiunilor conductei, deci, dilataţia ei. Conducta se dilată volumic, deci după toate cele trei direcţii, dar ţinând seama că raportul dintre lungimea conductei şi celelalte dimensiuni este foarte mare, interes prezintă doar dilataţia axială a conductei. Dacă variaţia de temperatură, ∆t, (∆t = t r  – tm, unde tr   – este temperatura de regim iar t m  – este temperatura de montaj) este sub 50 0C atunci dilataţiile conductei sunt preluate exclusiv de caracteristicile elastice ale materialului conductei. În situaţiile în care variaţiile de temperatură ∆t sunt mai mari decât 0 50 C, preluarea sau compensarea dilataţiilor se poate face fie prin autocompensare, fie cu ajutorul unor elemente de conductă uşor deformabile sau deplasabile numite compensatoare. Compensarea dilataţiilor termice apare necesară în cazul unor sisteme de conducte (sau unei conducte) care nu au o elasticitate suficient de mare încât să poată prelua singure dilataţiile, astfel încât tensiunile de natură termică să se menţină sub limita admisibilă. În aceste cazuri pe treseul conductei sunt prevăzute dispozitive speciale, numite compensatoare de dilataţie, care măresc considerabil elasticitatea. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

6.1. Generalităţi. Principii de bază ale dilataţiei conductelor....................110 6.2. Flexibilitatea conductelor.................................................................112 6.2.1. Definire, condiţii de verificare.......................................................112 6.2.2. Calculul tensiunilor efective provenite din dilataţiile termice împiedicate .............................................................................................114 6.2.3. Calculul reacţiunilor pentru sistemele de conducte simple cu două  puncte fixe, fără restricţii intermediare.................................................... 118 6.2.4. Mijloace pentru creşterea flexibilităţii conductelor ........................ 119 6.3. Pretensionarea conductelor...............................................................119 6.3.1. Generalităţi. Explicarea fenomenului fizic.....................................119 6.3.2. Calculul pretensionării optime a conductelor autocompensate sau compensate cu compensatori din ţeavă....................................................122 6.4. Compensatoare de dilataţie...............................................................123 6.4.1. Compensatoarele din ţeavă îndoită ................................................124 6.4.2. Compensatoarele lenticulare..........................................................125 6.4.3. Compensatoarele alunecătoare (cu presetupă)................................131 Teste de autoevaluare..............................................................................132 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250

 

111

Lucrarea de verificare.............................................................................133 Rezumatul .............................................................................................. 133 Bibliografia............................................................................................. 134 6.1. GENERALITĂŢI. DILATAŢIEI CONDUCTELOR

PRINCIPII

DE

BAZĂ

ALE

În timpul exploatării, orice conductă este supusă unei variaţii de temperatură provenite atât din modificările temperaturii mediilor tehnologice transportate prin ele, cât şi din modificările de temperatură ale mediului înconjurător, variaţii de temperatură care au drept consecinţă o modificare a dimensiunilor conductei, deci, dilataţia ei. Sub influenţa temperaturii, conducta în ansamblul ei se dilată după cele trei direcţii, interes practic prezentând însă numai dilataţia axială a conductei. Dacă variaţia de temperatură, ∆t = tr  - tm  (6.1) 0 este sub 50 C, atunci dilataţiile conductei sunt preluate de caracteristicile elastice ale materialului conductei, unde: tr  – este temperatura de regim; tm – temperatura de montaj. În cazurile în care variaţiile de temperatură, ∆t, sunt mai mari de 0 50 C, preluarea sau compensarea dilataţiilor se poate face fie prin autocompensare, fie cu ajutorul unor elemente de conductă uşor deformabile sau deplasabile numite compensatoare. • Autocompensarea dilataţiilor înseamnă preluarea dilataţiilor de către însăşi sistemul elastic al conductei, asigurată prin alegerea unei anume configuraţii a traseului de conductă, astfel încât, în materialul tubular să nu apară tensiuni de natură termică periculoase. Elasticitatea unui sistem de conducte (a unei conducte) este determinată de: - configuraţia traseului; - raportul dintre dimensiunile geometrice liniare; - caracteristicile geometrice ale secţiunii transversale ale tubulaturii (ţevii); - caracteristicile elastice ale materialului ţevilor ( εt; Et). • Compensarea dilataţiilor termice apare necesară în cazul unor sisteme de conducte (sau unei conducte) care nu au o elasticitate suficient de mare încât să poată prelua singure dilataţiile, astfel încât tensiunile de natură termică să se menţină sub limita admisibilă. În aceste cazuri, pe traseul conductei sunt prevăzute dispozitive speciale, numite compensatoare de dilataţie, care măresc considerabil elasticitatea sistemului de conducte. Indiferent de configuraţia traseului unei conducte, analitic se demonstrează că ea se va dilata pe direcţia dreptei ce uneşte extremităţile (fig. 6.1), dreaptă ce poartă denumirea de axă termică.

 

112

Cantitativ, dilataţia afectată de traseul de conductă se exprimă prin expresia: (6.2) ∆l  = α t  ⋅ l ⋅ ∆t   unde: l – distanţa (în linie dreaptă) dintre extremităţile conductei, în m; αt – este coeficientul de dilatare liniară al materialului conductei, în m/m0C; ∆t – diferenţa între temperatura peretelui metalic al conductei t r , în condiţiile de regim şi temperatura de montaj t m, în 0C.

Fig. 6.1 Traseul unei conducte Dacă extremitatea B a conductei ar fi liberă, atunci conducta, - în ansamblul ei – s-ar dilata liber o dată cu creşterea temperaturii peretelui metalic de la temperatura de montaj t m  la cea de regim t r , capătul liber deplasându-se în poziţia B’. În acest caz, nu se produc stări de deformaţii în materialul tubular şi, deci, în acesta nu ar apare stări de tensiuni suplimentare. Dacă extremitatea B a conductei este fixă (cazul real al conductelor tehnologice), atunci dilataţia termică ∆l se va dezvolta ca deformaţie specifică de compresiune de natură termică, exprimată prin expresia: ∆l  , [m/m] (6.3) ε t  = l 

care dă naştere unei stări de tensiuni de natură termică, după direcţia axială, exprimate conform legii lui Hooke: 2 (6.4) σ  xt  = ε t  ⋅ E t  = α t  ⋅ ∆t ⋅ E t  , [N/m ] t în care, E  reprezintă modulul de elasticitate longitudinal al materialului din care este realizată conducta la temperatura de regim, în MN/m 2. Dacă A este aria de rezistenţă a conductei, în m 2, atunci forţa axială de natură termică corespunzătoare tensiunii σ  xt  este:  F  xt  =  A ⋅ E t  ⋅ α t  ⋅ ∆t , [N] (6.5) Această forţă axială ( F  xt  ) este de natura unei întinderi, dacă dilataţia nu este împiedicată şi de compresiune dacă dilataţia conductei este împiedicată. Dacă conducta nu flambează şi este îndeplinită condiţia:  F  xt 〈 F cr    (6.6) forţa axială de natură termică  F  xt    se va transmite, fie punctelor fixe ale traseului, fie aparaturii de care conducta este racordată.

 

113

În relaţia (6.6.) forţa critică de flambaj, F cr , se poate determina cu relaţia lui Euler:  π  2 ⋅ E t  ⋅ I min   (6.7)  F cr  = 2 l  f 

în care:

Imin – momentul de inerţie al secţiunii de rezistenţă, în m 4; lf  – lungimea critică de flambaj, în m. Considerând condiţia (6.6) şi expresia (6.5), rezultă valoarea maximă a diferenţei de temperatură, pentru care nu există pericolul flambării, deci,  pentru care conducta poate funcţiona fără compensatoare de dilataţie: ∆t 〈 ∆t max =

π  2 I min

 A ⋅ α t  ⋅ l  f 2

 

(6.8)

Pentru micşorarea tensiunilor de natură termică, dilataţiile împiedicate trebuie preluate fie prin autocompensare, adică de însuşi sistemul elastic al conductei, ales judicios, fie prin montarea pe conductă a unor elemente uşor deformabile (compensatoare), cu capacitatea de a  permite preluarea dilataţiilor pe seama deformării elastice a elementelor componente. Mărirea elasticităţii sistemului de conducte se face prin: • alegerea judicioasă a formei traseului conductei, cu elemente liniare de lungimi optime; • alegerea unor materiale pentru ţevi cu modul de elasticitate longitudinal cât mai mic; • micşorarea caracteristicilor geometrice ale secţiunii transversale ale ţevii. 6.2. FLEXIBILITATEA CONDUCTELOR 6.2.1. Definire, condiţii de verificare

Flexibilitatea unei conducte sau a unui sistem de conducte, reprezintă capacitatea conductei (sistemului de conducte), de a prelua prin deformare elastică modificările poziţiilor iniţiale de montaj survenite în urma dilataţiilor termice cauzate de gradientul de temperatură între temperatura de regim t r  şi de montaj t m, fără depăşirea tensiunilor admisibile în orice punct al conductei (racord utilaj, ramificaţie, punct fix etc.). În [1] se recomandă ca în cazul conductelor sau a sistemelor de conducte care transportă fluide calde sau reci, acestea să fie verificate la flexibilitate. Proiectantul poate decide ca unele conducte să nu fie verificate, luându-se în considerare următoarele posibilităţi: a) sistemul de conducte poate fi identic cu un sistem deja construit şi exploatat, care a lucrat satisfăcător o perioadă de timp considerată suficientă;  b) sistemul de conducte poate fi apreciat ca satisfăcător prin comparaţie cu alt sistem verificat din punct de vedere al flexibilităţii;

 

114

c) conducta are aceleaşi dimensiuni (diametrul exterior şi grosime nominală), are numai două puncte de fixare, fără restricţii intermediare şi satisface următoarea condiţie empirică dată de Codul american ASME B31-3, [2]:  De* ⋅ Y * σ  A ≤ 208  E 20 ( L − l )2

[mm2/m2]

(6.9)

în care:  De*  – diametrul exterior, mm;

 N/m2. relaţia:

Y* – dilatarea totală care trebuie preluată de sistem, mm; L – lungimea desfăşurată a conductei între cele două puncte fixe, m; l – distanţa în linie dreaptă între cele două puncte fixe, m; σA – intervalul tensiunilor admisibile, N/m 2; E20 – modulul de elasticitate longitudinal al materialului la +20 0C, Dilatarea totală care trebuie preluată de sitem, se calculează cu Y * = ∆ x 2 + ∆ y 2 + ∆ z 2 , [mm]

în care:

(6.10)

∆x, ∆y, ∆z – sunt dilatările elementelor după direcţiile axelor x, y, z. Intervalul tensiunilor admisibile, σA, se defineşte ca intervalul

tensiunilor provenite din dilataţiile termice împiedicate, calculat [1], cu relaţia: (6.11) σ  A =  f  ⋅ (1, 25σ a20 + 0,25σ at  )   în care: σ a20 - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura ambiantă de +200C, MPa; σ at  - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul, MPa; f – factor de calcul ce se determină [1] în funcţie de numărul de cicluri complete, N, cu relaţia: (6.12)  f  = 6( N ) −0, 2 ≤ 1,0   având valori recomandate în tabelul 6.1. Tabelul 6.1 Valorile factorului de calcul  Numărul de cicluri complete  N≤7000 7000
 

115

Factorul f 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3

În cazul în care suma tensiunilor după direcţia longitudinală rezultate din presiune şi greutate, calculate pe grosimea maximă, este mai mică decât tensiunea admisibilă la temperatura de calcul, intervalul admisibil de tensiuni, σA, se calculează, [1], cu relaţia: (6.13) σ  A =  f  ⋅ [1,25(σ a20 + σ at  ) − σ  xT  ] în care: σ  xT  - este tensiunea totală după direcţia longitudinală, rezultată din  presiunea interioară σ  xp şi greutate σ  xg  , calculată pe grosimea minimă a condcutei conform relaţiei: (6.14) σ  xT  = σ  xp + σ  xg  , [N/m2] 6.2.2. Calculul tensiunilor efective provenite din dilataţiile termice împiedicate

Orice metodă analitică de calcul a flexibilităţii sistemelor de conducte va avea la bază principiile şi relaţiile de calcul prevăzute în ASME B31-3, [2]. Tensiunile efective (echivalente), σE, care provin din dilataţii termice împiedicate se calculează în conformitate cu teoria tensiunii tangenţiale maxime cu relaţia: σ  E  = σ i2

în care:

+ 4τ 2 ,

[N/m2]

(6.15)

σ i - tensiunea de încovoiere, N/m 2;

τ - tensiunea tangenţială, N/m 2 . • Tensiunea de încovoiere, σ i , se determină conform [2], cu următoarele

relaţii pentru coturi, curbe şi ramificaţii de aceleaşi dimensiuni: (ii M i )2 + (i0 M 0 )2 , [N/m2] (6.16) σ i = W 

în care:

ii  – factorul de intensificare a tensiunilor de încovoiere în planul elementului analizat; i0 – factorul de intensificare a tensiunilor de încovoiere într-un plan  perpendicular pe planul elementului analizat;

Mi – momentul de încovoiere în planul elementului analizat, fig. 6.2 şi fig. 6.3, N⋅mm;

M0 – momentul de încovoiere într-un plan perpendicular pe planul elementului analizat, figura 6.2 şi figura 6.3, N ⋅m; W – modulul de rezistenţă la încovoiere al secţiunii transversale, m 3. W  =

4 4 π   De − Di

  ⋅ 32  De De, Di – diametrul exterior, respectiv interior, m.

 

116

(6.17)

Fig. 6.2 Momentele în cot

Fig. 6.3 Momentele în ramificaţii Factorii ii , io, se determină din tabelul 6.2 sau figura 6.4 funcţie de caracteristica de flexibilitate λ şi factorul de flexibilitate k. Factorul de flexibilitate k, numai pentru solicitarea de încovoiere în  plan a cotului se determină cu relaţia: 10 + 12λ 2 k  =   (6.18) 1 + 12λ 2 În [3] caracteristica de flexibilitate a cotului se aproximează prin: λ  =

în care:

 s ⋅ R   r 2

(6.19)

s – grosimea peretelui conductei, în m; R – raza de curbură a cotului, în m; r – raza mediană a secţiunii transversale, în m. De asemenea, pentru cazurile λ ≤  0,3, frecvent întâlnite la conductele din industria petrochimică, Clark şi Reissner aproximează factorul de flexibilitate prin relaţia: 1,65 k  =   (6.20) λ 

utilizată atât în [1], cât şi în [2].

 

117

Fig. 6.4 – Nomogramă pentru determinarea factorilor de flexibilitate şi de intesificare a tensiunilor: a – factorul de flexibilitate şi factorul de intensificare; b – factorul de corecţie

• Tensiunea tangenţială se calculează cu relaţia: τ  =

în care:

 

 M t  , W  p

[N/m2]

Mt – momentul de torsiune, N·m; W p – nodulul de rezistenţă polar al secţiunii transversale. W  p = 2⋅W  

118

(6.21)

(6.22)

Tabelul 6.2 Relaţii de calcul pentru factorul de flexibilitate şi factorii de intensificare ai tensiunilor Componentul

Factorul de flexibilitate K

0

1

Coturi şi curbe Coturi din segmenţi L
Factorul de intensificare a tensiunilor  Normal pe În plan  plan i0 ≥ 1 ii ≥ 1

Caracteristica de flexibilitate λ

Schiţa 5

2

3

4

1,65

0,75

0,9

λ 

23

 sR r 2

23

λ 

λ 

1,52

0,9

0,9

56

23

23

λ 

λ 

λ 

1,52

0,9

0,9

λ 5 6

λ 2 3

λ 2 3

0,9

3 1 io + 4 4

1

1

1

1

Fiting pătruns  pentru sudat  pe contur

1

Mufă întărită

1

23

λ 

ctg θ  ⋅ s ⋅ L 2 ⋅ r 2

1 + ctg θ  ⋅ s 2r   s r 

4,4

3 1 (t + 1 / 2 s )5 2 io + i 4 4 32

0,9 λ 2 3

 s r 

0,9 23

λ 

0,9 23

λ 

3 1 io + 4 4

 s r 

3 1 io + 4 4

  r  x   s 1 +    r   r 

3 1 io + 4 4

0,9 23

λ 

0,9

0,9

23

23

λ 

λ 

 s r 

4,4

 s r 

3,3

Se precizează că pentru capetele elementelor drepte care nu comunică la un nod de ramificaţie (T) se iau: ii = i0 =1 (6.23) • Tensiunea longitudinală care provine din greutate şi din presiune. Tensiunea longitudinală provenită din greutate, σxg – N/m2 – trebuie

să se bazeze pe calculul static efectuat în paralel cu cel pentru determinarea momentelor de încovoiere şi de torsiune provenite din dilataţiile termice împiedicate. Tensiunea longitudinală provenită din presiune σxp  – N/m2  – se determină cu relaţia:

 

119

 p c ⋅ Di2 , σ  xp = 2  De − Di2

[N/m2]

(6.24)

în care:  pc – presiunea de calcul, N/m 2; Di, De – diametrul interior, respectiv exterior al conductei, m. Tensiunile determinate anterior trebuie să satisfacă concomitent relaţiile: a) σ  xT  = σ  xg  + σ  xp ≤ σ at  (6.25) b) σ  E  ≤ σ  A Observaţie:

În cazul în care intervalul de tensiuni admisibile a fost stabilit cu relaţia (6.13), nu se iau în considerare tensiunile provenite din încărcările seismice sau eoliene. Dacă intervalul de tensiuni admisibile a fost determinat cu relaţia (6.11), tensiunile longitudinale provenite din încărcările seismice, σxs, şi din vânt, σxv, se adaugă separat la cele provenite din greutate şi presiune, trebuind satisfăcute [1] relaţiile: a) σ  xT  = σ  xg  + σ  xp + σ  xs ≤ 1,33σ at  (6.26) T  b) σ  x = σ  xg  + σ  xp + σ  xv ≤ 1,33σ a considerând că tensiunile eoliene şi seismice nu vor acţiona simultan. 6.2.3. Calculul reacţiunilor pentru sistemele de conducte simple cu două puncte fixe, fără restricţii intermediare

• Pentru evaluarea corectă a reacţiunilor (forţe şi momente) R t, produse de

dilataţiile termice împiedicate, corespunzătoare temperaturii de calcul care provoacă deplasări termice maxime, se calculează [1 şi 2] cu următoarele relaţii:   2    E t  (6.27)  R t  = 1 −  K v  20 ⋅ R     3   E  în care: R – intervalul reacţiunilor calculate prin analiza flexibilităţii, pentru întreg intervalul de temperatură (fără pretensionare), cu grosimea iniţială a  peretelui conductei şi cu modulul de elasticitate la +20 0C; K v – coeficientul de pretensionare, având valori cuprinse între 0 – fără pretensionare şi 1 – 100% pretensionare. • Reacţiunile (forţe şi momente), R 20, corespunzătoare temperaturii la care s-a executat montajul, se ia valoarea calculată cu relaţiile:  R 20 =  K v ⋅ R a) (6.28) 20  R = C 1 ⋅ R b) în care: C 1 = 1 −

 

σ at  ⋅ E 20

(6.29)

σ  E  ⋅ E t 

120

0.

În cazul în care coeficientul C 1 ia valori negative se consideră C 1 = Observaţie:

• Pentru sistemele de conducte cu mai multe puncte fixe sau cu

două puncte fixe şi cu restricţii intermediare, relaţiile (6.27…6.29) nu pot fi aplicate. Aceste cazuri vor fi studiate complet prin calculul computerizat, utilizând softuri corespunzătoare (CAESAR II, TRIFLEX etc.). • Pentru obţinerea unor informaţii cu caracter general fără un grad ridicat de exactitate, se pot utiliza metode aproximative de analiză a flexibilităţii [4], [5]. 6.2.4. Mijloace pentru creşterea flexibilităţii conductelor

Dacă în urma analizei flexibilităţii se constată conducte care nu  prezintă o flexibilitate corespunzătoare, vor fi modificate în scopul măririi acesteia, prin: • schimbări de direcţie în plan sau spaţiale; • compensatoare de dilatare din ţeavă; • compensatoare de dilatare lenticulare; • compensatoare de dilatare cu presetupă; • tuburi flexibile cu dispozitive articulate; • reamplasarea şi reconsiderarea tipurilor de suporturi; •  pretensionarea conductelor. 6.3. PRETENSIONAREA CONDUCTELOR 6.3.1. Generalităţi. Explicarea fenomenului fizic.

În condiţii de montaj, când ∆t = 0, (tm = tr ), dilataţia va fi: ∆l  = α t l ∆t  = 0 (6.30) şi drept urmare:  F  xt  =  A ⋅ E t α t ∆t  = 0   (6.31) În condiţii de regim, când ∆t 〉〉 t m , conducta tinde să se dilate cu cantitatea, (6.32) ∆l  = α t l ∆t   Dacă această dilatare, ∆l, nu se poate dezvolta liber, atunci dilatarea, ∆l, se va dezvolta ca o deformaţie termică specifică, ∆l    (6.33) ε  = l 

şi deci în învelişul cilindric al materialului tubular se va dezvolta o stare de tensiuni de natură termică σ  xt  , dată de relaţia: (6.34) σ  xt  =  E t  ⋅ α t  ⋅ ∆t   Evident este faptul că starea de deformaţii de natură termică este o stare de deformaţii elastice (întrucât ea se anulează odată cu anularea cauzei

 

121

care o produce – diferenţa de temperatură), şi drept urmare dependenţa σ  xt  =  f  ε t  , este o dependenţă liniară, fiind deci valabilă legea lui Hooke. În condiţii de regim nepretensionat, dependenţa σ  xt  =  f (ε t  )  este reprezentată în figura 6.5. Dacă, în condiţii de montaj, printr-un mijloc oarecare conducta se supune unei solicitări de întindere care să reprezinte o anumită valoare din valoarea solicitării de natură termică ce s-a dezvoltat în condiţii de regim, atunci conducta s-a pretensionat. Deci, pretensionarea este metoda prin care în condiţii de montaj, se dezvoltă în conducta tehnologică o stare de tensiuni de întindere σ  x20 antagonistă stării de tensiuni de natură termică, cu scopul micşorării stării de tensiuni de natură termică în condiţii de regim. Rezultă că, în acest caz, finele montajului conductei tehnologice nu va corespunde punctului B, cum corespunde la conducta nepretensionată (fig. 6.5), ci punctul A (fig. 6.6)

Fig. 6.5 Starea de tensiuni după direcţia meridională de natură termică în condiţii de regim nepretensionat

Fig. 6.6 Starea de tensiuni după direcţia meridională în condiţiile  pretensionării la montaj Punând în funcţiune conducta pretensionată, temperatura peretelui ei creşte continuu de la valoarea temperaturii la montaj, t m, până când atinge valoarea temperaturii de regim. Datorită acestui fapt, deformaţia specifică termică (εt) creşte şi se dezvoltă ca o compresiune care va anula treptat deformaţia specifică de întindere introdusă în mod voit în peretele conductei

 

122

la montaj ( ε20), astfel încât tensiunea de pretensionare (întindere) scade de la valoarea sa iniţială (σ  x20 )  până la zero (fig. 6.7). Dacă deformaţia specifică de întindere introdusă în mod voit în condiţii de montaj este mai mică decât deformaţia specifică de natură termică ce s-ar dezvolta în conducta tehnologică în condiţii de regim nepretensionat, atunci după anularea lui (σ  x20 ) , în peretele conductei se va dezvolta tensiunea de compresiune de natură termică, are valoarea: (σ  xt  )t  = σ  xt  − σ  x20  

(σ  xt  )t  , (fig. 6.7), care (6.35)

Fig. 6.7 Starea de tensiuni după direcţia meridională în condiţii de regim  pretensionat Deci, în condiţiile de regim pretensionat, starea de tensiuni de natură t  termică, (σ  xt  ) , va fi mai mică decât starea de tensiuni de natură termică în regim nepretensionat σ  xt  :

(σ  xt  )t  〈 σ  xt   

(6.36) Se numeşte coeficient de pretensionare şi se notează cu K v, următorul raport: 100 − v   (6.37)  K v = 100 unde:

v – este pretensionarea exprimată în procente (%). Dacă v = 0, sistemul este nepretensionat şi K v  = 1, iar dacă v = 100%, sistemul de conducte este pretensionat total şi K v = 0, deci: 0 ≤ K v ≤ 1   (6.38) Pretensionarea, (v), se defineşte ca fiind raportul dintre tensiunea de  pretensionare (σ  x20 )  şi tensiunea de natură termică dezvoltată în condiţii de regim nepretensionat, adică: v=

 

σ  x20 σ  xt 

⋅ 100 , %

(6.39)

123

6.3.2. Calculul pretensionării optime a conductelor autocompensate sau compensate cu compensatori din ţeavă

Pentru calculul gradului optim de pretensionare se pleacă de la conceptele teoretice dezvoltate în [6] şi [7], aplicând ipoteza fundamentală ca sistemul de compensare să fie solicitat atât în condiţii de regim cât şi în condiţii de montaj la nivelul maxim posibil, reprezentată de relaţia:

(σ  xT  )20 = σ a20 , în care (σ  xT  )t  σ at  20 (σ  xT  )20 = (σ  x p ) + σ  x20 (σ  xT  )t  = (σ  x p )t  + (σ  xt  )t 

(6.40) a)

 p

(6.41) b) Înlocuid relaţiile (6.41, a. şi 6.41, b.) în relaţia (6.40), se obţine:

(σ  )20 + (σ 20 ) = σ  20    p p  x

 x

t  σ  x p

(6.42)

a σ at 

t  σ  xt 

( ) +( ) (σ  x p )20 = c p (σ  x p )t   

(6.43) Ţinând seama de relaţiile (6.35), (6.43), relaţia (6.42) devine:  p

t 

c p (σ  x p ) + σ  x20 t  σ  x p

( )

+

σ  xt 

=

20

− σ  x

σ a20 σ at 

 

t 

(6.44) t 

c p (σ  x p ) ⋅ σ at  + σ  x20 ⋅ σ at  = σ a20 (σ  x p ) + σ  xt  − σ  x20   σ  x20

=

(σ  x p )t  (σ a20 − c p ⋅ σ at  ) + σ  xt  ⋅ σ a20 σ a20

+ σ at 

 

(6.45) (6.46)

Cunoscând expresia tensiunii de pretensionare (σ  x20 ) , cu ajutorul relaţiei (6.39) se determină valoarea pretensionării optime (v). Lungimea de pretensionare optimă (∆ p r op ) , cu care se întinde conducta în condiţii de pretensionare (montaj), se poate determina cu relaţia: op r 

∆ p =

σ  x20 σ  xt 

⋅ ∆l t   

(6.47)

Deci, pentru calculul lungimii optime de pretensionare este necesar să se calculeze dilatarea totală a sistemului (∆l t  ) . În relaţiile de mai sus, semnificaţia mărimilor simbolizate este următoarea: (σ  xT  )20 - este tensiunea axială totală dezvoltată în materialul tubular la 200C, în N/m2; (σ  xT  )t - tensiunea axială totală dezvoltată în materialul tubular în condiţii de regim, în N/m 2; σ a20 - tensiunea admisibilă a materialului tubulaturii, la temperatura de montaj (20 0C), în N/m2;

 

124

σ at  -

tensiunea admisibilă a materialului tubulaturii, la temperatura de regim, în N/m 2; (σ  x p )20 - tensiunea axială din presiunea de probă, în N/m 2; σ  x p - tensiunea axială din presiunea de regim, calculată cu relaţia (6.48), în N/m 2; σ  xt  - tensiunea axială de natură termică în condiţii de regim nepretensionat, în N/m 2; (σ  xt  )t  - tensiunea axială de natură termică, în condiţii de regim  pretensionat, în N/m2. Tensiunea axială din presiunea de regim σ  x p se determină cu relaţia:  p

π  Di2 σ  x p

= 4

 AT 

 p

 pDi2 =   4 sT  ( Di + sT  )

(6.48)

în care:

AT – aria secţiunii transversale a plinului (peretelui) ţevii, în m 2; sT – grosimea peretelui ţevii, în m;  p – presiunea de regim, în N/m 2; Di - diametrul interior al ţevii, în m. 6.4. COMPENSATOARE DE DILATAŢIE

Pentru traseele de conductă care nu se pot autocompensa, micşorarea tensiunilor de natură termică se realizează montând pe traseu compensatoare de dilataţie. Compensatoarele de dilataţie sunt dispozitive care, prin construcţia lor, pot prelua deformaţii (dilataţii) mari ale sistemului, fără a creea în  pereţii tubulaturii conductei tensiuni periculoase, în acelaşi timp asigurând rezistenţa, rigiditatea şi etanşeitatea necesară conductei. Constructiv, compensarea dilataţiilor unui traseu de conductă se realizează prin împărţirea conductei în tronsoane distincte, separate prin  puncte (reazeme) fixe. Fiecare tronson cuprins între două puncte fixe (numit “bloc compensat termic” BCT), este compensat prin intermediul unui compensator de dilataţie. După modul de preluare a dilataţiilor termice sau a deplasărilor, compensatoarele de dilataţie se pot încadra în două mari clase, şi anume: • compensatoare elastice care îşi bazează principiul funcţional pe mărirea flexibilităţii sistemului. În această categorie se pot încadra: - compensatoarele din ţeavă îndoită; - compensatoarele lenticulare; - compensatoarele cu burduf; - compensatoarele cu discuri. • compensatoare alunecătoare care-şi bazează principiul funcţional pe deplasarea axială a unui sistem telescopic prevăzut cu cutie de etanşare.

 

125

6.4.1. Compensatoarele din ţeavă îndoită

Acestea sunt elemente de conductă care preiau sau compensează dilataţiile termice ale unor porţiuni de conductă sub forma unor deformaţii elastice de încovoiere, pentru sistemele plane şi de încovoiere şi răsucire,  pentru sistemele spaţiale. Ele sunt realizate din ţeavă îndoită la cald sau la rece, având configuraţiile geometrice prezentate în figura 6.8. Construcţia lor simplă, capacitatea mare de compensare, siguranţa în funcţionare şi cheltuielile minime de întreţinere şi supraveghere, fac ca aceste tipuri de compensatoare să aibă o largă utilizare în cazul sistemelor de conducte ale platformelor chimice, petrochimice şi din rafinării. Dintre compensatoarele din ţeavă îndoită prezentate în figura 6.8, cel mai des întâlnit este compensatorul în formă de U, a cărui utilizare se  bazează pe următoarele avantaje: • capacitatea de compensare poate atinge 600 mm; • forma simetrică pe care o are, conferă o solicitare egală a punctelor fixe. Îmbinarea compensatoarelor din ţeavă îndoită în cadrul traseului de conductă, se face fie prin sudură cap la cap (cel mai des mod de îmbinare), fie prin flanşe, fie combinat.

 Determinarea principalelor caracteristici constructiv-funcţionale ale compensatoarelor de tip U:

Dilatarea fiecărui tronson de conductă, cuprins între două puncte fixe  poate fi calculată analitic cu relaţia (6.49). ∆ = α  ⋅ l ⋅ ∆t   (6.49) în care: αt  – coeficientul de dilatare liniară al materialului conductei la temperatura de regim în m/m ⋅0C; l – distanţa între două puncte fixe consecutive ale conductei, în m; ∆t = tr  – tm  – diferenţa de temperatură corespunzătoare conductei între fazele de regim (t r ) şi de montaj (t m), în 0C.

 

126

Fig. 6.8 Tipuri de compensatoare din ţeavă îndoită:

a – în formă de L; b – în formă de Z; c – în formă de U; d – în formă de S; e – în formă de liră; f – în formă de P

Această dilatare trebuie să fie preluată de elasticitatea unui compensator în formă de U. 6.4.2. Compensatoarele lenticulare

Generalităţi: Realizarea traseelor de conducte, autocompensate sau compensate, cu compensatoare tubulare din ţeavă îndoită impune dezvoltarea sistemului în trei dimensiuni şi, deci, utilizarea a multor curbe pentru schimbările de direcţie dorite. Aceasta conduce la ocuparea unui spaţiu tehnologic apreciabil, spaţiu care – de cele mai multe ori – nu se află la dispoziţia  proiectantului. De asemenea, procedându-se astfel, se ajunge la creşterea lungimii traseului, cu dese schimbări de direcţie, ceea ce conduce la căderi mari de presiune, problemă care de multe ori deranjează procesul tehnologic şi, în acelaşi timp, conduc la cheltuieli suplimentare. De aceea, de multe ori, mai ales în cadrul traseelor de conducte de pe platformele instalaţiilor tehnologice, preluarea dilataţiilor conductelor se face cu ajutorul compensatoarelor lenticulare.

Compensatoarele lenticulare de dilataţie se compun din elemente de legătură şi elemente flexibile cu proprietăţi elastice şi de rezistenţă

 

127

mecanică, ce permit compensarea dilataţiilor termice şi amortizarea vibraţiilor. Compensatoarele lenticulare pot prelua deplasări axiale, laterale (perpendiculare pe axul lor) sau unghiulare şi aceasta pe baza flexibilităţii la încovoiere a elementului (sau a grupului de elemente) ondulat(e), frecvent numit(e) lentilă(e). În orice domeniu industrial unde se lucrează cu diferenţe de temperatură sau cu mase neechilibrate în mişcare (vibraţii) se utilizează, din ce în ce mai frecvent, compensatoarele lenticulare de dilataţie cu următoarele avantaje: • compensarea dilataţiilor termice; • amortizarea vibraţiilor; • reducerea forţelor de reacţiune; • reducerea cheltuielilor de întreţinere legate de dimensionarea punctelor fixe; • creşterea fiabilităţii şi siguranţei în exploatare. Buna funcţionare a compensatoarelor lenticulare de dilataţie depinde, în mare măsură de: •  procesul tehnologic de execuţie; • geometria elementului flexibil; • numărul de straturi şi calitatea materialului utilizate pentru execuţia elementului lenticular. Constructiv, un compensator lenticular este constituit din una sau din mai multe lentile, racordate la tubulaturile de capăt. În funcţie de deplasările ce le pot prelua şi de modul lor de funcţionare, compensatoarele lenticulare pot fi: Compensatoarele lenticulare axiale.

Sunt construite pentru a fi montate pe conducte şi aparate de proces în vederea preluării dilataţiilor termice după direcţia axială.

Fig. 6.9 Compensator lenticular axial Capacitatea de compensare este dependentă de: • elasticitatea elementului lenticular; • numărul de lentile; •  pretensionarea la montaj.

 

128

Fig. 6.10 Tipodimensiuni şi simbolizări pentru compensatori lenticulari axiali unistrat simpli

Fig. 6.11 Tipodimensiuni şi simbolizări pentru compensatori lenticulari axiali cu inel de blindare unde:

 

A – compensator axial; F – cu flanşă de capăt; S – cu ştuţ de capăt; D – cu două grupe de lentile; T – cu trei grupe de lentile; B – cu inel de blindare; DN – diametrul nominal; Pc – presiunea de calcul; n – numărul de lentile; ∆ - capacitatea de compensare axială.

129

Pentru presiuni mari sunt utilizate compensatoarele axiale multistrat, care prezintă următoarele avantaje: • siguranţă în exploatare; • reacţiune elastică mică; • capacitate de compensare ridicată; • rezistenţă la presiune, temperatură şi coroziune; • etanşeitate la vid; • rezistenţă la oboseală. Utilizarea tehnologiilor moderne în procesul de fabricaţie conduce la realizarea compensatoarelor lenticulare axiale multistrat cu o înaltă flexibilitate, fiabilitate şi rezistenţă, cerinţe impuse de solicitările apărute în exploatare. Compensatoarele lenticulare laterale.

Acestea sunt amplasate în cadrul traseelor de conducte tehnologice în scopul preluării dilataţiilor propagate pe o anumită direcţie  perpendiculară la axa longitudinală a conductei. Deoarece compensatorul lateral nu poate prelua deplasări transversale decât pe o singură direcţie, ele sunt utilizate numai în cazurile când se cunoaşte direcţia deplasării laterale, alte deplasări laterale fiind excluse. Compensatorul lenticular lateral (fig. 6.12 şi 6.13) este alcătuit din două grupuri de lentile legate între ele prin tubul central, putând fi cu cuple sferice (fig. 6.12) sau cu cuple de rotaţie, (fig. 6.13).

 DN  − P c  LSF  2⋅n − ∆

Fig. 6.12 Compensator lenticular lateral cu cuple sferice.  DN  − P c  LRS  2⋅n − ∆

Fig. 6.13 Compensator lenticular lateral cu cuple de rotaţie. unde:

 

L – compensator lateral; R – cu cuple rotative; F – cu flanşă de capăt; S – cu cuple sferice; S – cu ştuţ de capăt; DN – diametrul nominal; Pc – presiunea de calcul;

130

n – numărul de lentile; ∆ - capacitatea de compensare laterală. Compensatoarele laterale se utilizează pe sisteme de conducte curbe în plan sau în spaţiu, montându-se totdeauna pe legătura dintre două tronsoane paralele şi comparabile din punct de vedere al mărimii dilatărilor termice. Compensatoare lenticulare unghiulare.

Pentru preluarea dilatărilor termice ale sistemelor de conducte curbe  plane se utilizează compensatoare lenticulare de dilataţie unghiulare cu articulaţie cu cuple de rotaţie (fig. 6.14 şi 6.15)

Fig. 6.14 Compensator lenticular de dilataţie unghiular cu articulaţie cu cuple de rotaţie în stare de funcţionare Sunt elemente flexibile care permit rotirea axei compensatorului cu unghiul “ α” într-un singur plan şi “descarcă” acţiunea forţei axiale generată de presiunea interioară a fluidului vehiculat. Utilizare:  DN − P c URF  n−α

 DN − P c URS  n−α

Conducte curbe: - temperatura ≤ 250 0C; - presiunea: max 0,5 N/mm 2; - 150 ≤ DN ≤ 3000.

Fig. 6.15 Compensator lenticular de dilataţie cu cuple de rotaţie unde: U – compensator unghiular; R – cu cuple de rotaţie; F – cu flanşe de capăt; S – cu ştuţ de capăt; DN – diametrul nominal Pc – presiunea de calcul; n – numărul de lentile; α - capacitatea de compensare unghiulară.

 

131

Utilizare:  DN  − P c  BURF  n − α 

 DN − P c  BURS  n−α

Conducte curbe: - temperatura ≤ 350 0C; - presiunea: max 1,0 N/mm 2; - 150 ≤ DN ≤ 2000.

Fig. 6.16 Compensator lenticular de dilataţie unghiular cu articulaţii cu cuple de rotaţie cu inele de blindare. În cadrul sistemelor de conducte tehnologice spaţiale în care expansiunea termică provoacă deplasări pe cele trei direcţii se utilizează compensatorul lenticular de dilataţie unghiular cu cuple cardanice. Acesta are elemente flexibile prevăzute cu articulaţii cardanice alcătuite dintr-un inel de care se leagă prin cuple de rotaţie, diametral opuse, patru şarniere solidarizate cu ştuţurile compensatorului (fig. 6.17 şi 6.18)

Fig. 6.17 Compensator lenticular de dilataţie unghiular cu articulaţii cu cuple cardanice în stare de funcţionare Elementele componente ale articulaţiei cardanice permit: • rotirea axei compensatorului cu un unghi ±α în două plane; • “descarcă” acţiunea forţei axiale generată de presiunea interioară a fluidului vehiculat Utilizare:

 DN  − P c UKS  n − α 

 DN − P c UKF  n−α

Conducte curbe cu: - temperatura ≤ 250 0C; - presiunea ≤ 0,5 N/mm 2; - 150 ≤ DN ≤ 3000.

Fig. 6.18 Compensator lenticular unghiular cu articulaţii cu cuple cardanice unde: U – compensator unghiular; K – cu cuple cardanice; S – cu ştuţ de capăt; F – cu flanşă de capăt; DN – diametrul nominal; Pc – presiunea de calcul; n – numărul de lentile; α - capacitatea de compensare unghiulară.

 

132

6.4.3. Compensatoarele alunecătoare (cu presetupă)

care-şi bazează principiul funcţional pe deplasarea axială a unui sistem telescopic prevăzut cu cutie de etanşare (presetupă) Folosirea acestor compensatoare, executate din oţel turnat sau prin sudură, se face până la presiunea de 1,6 N/mm 2  (1,6 MPa). Ele sunt utilizate, de obicei, pe conductele din materiale cu elasticitate redusă (fontă, sticlă, ceramică, faolitul etc.) şi care nu prezintă pericol de gripare din cauza coroziunii. Soluţiile constructive folosite la realizarea acestor compensatoare sunt prezentate în figura 6.19. După modul de construcţie al acestora, ele pot prelua dilatări numai dintr-o parte sau din ambele părţi. Corpul lor se fixează, de obicei, pe un reazem fix, iar la construcţia lor trebuie luate măsuri pentru limitarea deplasărilor tubului, pentru ca, în cazuri accidentale, acesta să fie împiedicat să iasă din corp. Avantajul principal al acestor compensatoare îl constituie capacitatea lor mare de compensare (300mm şi uneori mai mult), precum şi gabaritul lor redus. Dezavantajele lor sunt: • etanşările nu sunt suficient de sigure în exploatare, motiv pentru care nu  pot fi utilizate pentru produse inflamabile, toxice sau explozibile; • eforturile mari axiale transmise reazemelor; • funcţionare nesigură, din cauza posibilităţii înţepenirii mobile.

Fig. 6.19 Tipuri de compensatoare cu presetupă: a – turnat; b – sudat

 

133

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 6.1. Elasticitatea unui sistem de conducte (a unei conducte) este determinată de: a) configuraţia traseului;  b) raportul dintre dimensiunile geometrice; c) caracteristicile geometrice ale secţiunii transversale ale tubulaturii; d) caracteristicile elastice ale materialului ţevilor. T 6.2. Care sunt mijloacele pentru mărirea flexibilităţii conductelor: a) montarea de compensatoare de dilatare din ţeavă;  b)  pretensionarea conductelor; c) montarea de compensatoare de dilatare lenticulare; d) montarea de tuburi cu flexibilitate redusă cu dispozitive rigide. T 6.3. În condiţii de regim, o conductă prevăzută cu compensator din ţeavă îndoită, în regim pretensionat va avea: t  a) starea de tensiuni de natură termică (σ xt  )  mai mică decât starea de tensiuni de natură termică în condiţii de regim nepretensionat (σ xt  ); t 

 b) starea de tensiuni de natură termică (σ xt  )  mai mare decât starea de tensiuni de natură termică în condiţii de regim nepretensionat σ xt  ; t 

c) starea de tensiuni de natură termică în condiţii de regim (σ xt  )   mai mare decât starea de tensiuni admisibile; d) starea de tensiuni de natură termică în condiţii de regim nepretensionat mai mică decât starea de tensiuni admisibile. T 6.4. Capacitatea de compensare a unui compensator lenticular axial este dependentă de: a) elasticitatea elemnetului lenticular;  b) numărul de lentile; c)  pretensionarea la montaj; d) deplasările unghiulare sau laterale. T 6.5. Un compensator din ţeavă îndoită în formă de U preia dilataţia termică dintre: a) două puncte fixe consecutive;  b) două suporturi de ghidare consecutive; c) două suporturi alunecătoare consecutive; d) două suporturi elastice consecutive.

 

134

LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 6.1. • Principiile de bază ale dilataţiei conductelor. • Flexibilitatea conductelor. Condiţii de verificare. • Tipuri de compensatoare din ţeavă îndoită. L.V. 6.2. • Mijloace pentru creşterea flexibilităţii conductelor. • Tipuri de compensatoare lenticulare. • Calculul pretensionării optime a conductelor autocompensate. REZUMATUL

În timpul exploatării tehnologice, orice conductă este supusă unor variaţii de temperatură provenite atât din modificările temperaturii mediilor tehnologice vehiculate prin ele, cât şi din modificările de temperatură ale mediului înconjurător. Aceste variaţii de temperatură fac ca elementele componente ale conductelor (ţevi, elemente de îmbinare, armături) să afecteze dilataţii după cele trei direcţii. Existenţa, însă, a unei diferenţe mari între lungimea conductei, pe de o parte şi diametrul, respectiv, grosimea  peretelui ei, pe de altă parte, face ca interes practic să prezinte numai dilatarea axială a conductei. În cazurile în care variaţiile de temperatură sunt mari, preluarea sau compensarea dilataţiilor se poate face, fie prin autocompensare, fie cu ajutorul unor elemente de conductă uşor deformabile sau deplasabile numite compensatoare. Autocompensarea dilataţiilor presupune preluarea dilataţiilor de către însăşi sistemul elastic al conductei, asigurată prin alegerea unei anumite configuraţii a traseului de conductă, astfel încât, în materialul tubular să nu apară tensiuni de natură termică periculoase. Compensarea dilataţiilor termice apare necesară în cazul unor conducte (sau unei conducte) care nu au o elasticitate suficient de mare încât să poată prelua singure dilataţiile, astfel încât tensiunile de natură termică să se menţină sub limita admisibilă. În astfel de cazuri, pe traseul conductei sunt prevăzute compenstoare de dilataţie care măresc considerabil elasticitatea sistemului de conducte. După prezentarea generalităţilor şi principiilor de bază ale dilataţiei conductelor , a fost prezentat calculul preliminar de verificare a flexibilităţii conductelor, conform codului ASME B31.3, precum şi mijloace ce trebuiesc aplicate pentru creşterea flexibilităţii conductelor cum ar fi: • compenstoare de dilatare din ţeavă îndoită; • compensatoare de dilatare lenticulare; • compensatoare de dilatare cu presetupă.

 

135

BIBLIOGRAFIA

1. *** NT – RP – M01/2000, Conducte pentru rafinării şi petrochimie,  proiectare, montare, exploatare, verificare, S.N.P. Petrom S.A., 2000. 2. *** ASME Code for Pressure Piping, B31.3 – 1999 Edition. 3. Posea, N., ş.a., Statica şi dinamica sistemelor de conducte, Editura Academiei Române, Bucureşti, 1996. 4. Leca, A., Conducte pentru agenţi termici. Îndreptar,  Editura Tehnică, Bucureşti, 1986. 5. Meller, G.,  Piping Design and Engineering , Ediţia a 3-a, Grinell Company. 6. Teodorescu, Şt.; Partenie, Şt.,  Montarea utilajului industriei chimice  şi petrochimice, vol. II, III, I.P.G. Ploieşti, 1982. 7. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploişti, 1986. 8. ***Catalog de compensatoare lenticulare de dilataţie. Echipament tehnologic, National Instal Construct, Buzău, 2000 9.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007.

 

136

UI 7. RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI OBIECTIVE

În sensul normativelor în vigoare, prin recipient sub presiune, numit şi aparat de presiune, se înţelege orice înveliş metalic, închis etanş, care  poate conţine în interiorul său, în condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate, un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decât presiunea atmosferică. Condiţia esenţială pe care trebuie să o îndeplinească proiectarea, execuţia, instalarea, exploatarea, repararea şi verificarea recipientelor stabile sub presiune este asigurarea funcţionării lor în condiţii de deplină securitate tehnică pe toată durata prevăzută pentru utlizarea lor. Acest capitol, cu veleităţi multivalente, se extinde problematic asupra construcţiei şi calculului unor elemente şi dispozitive, constituind componente structurale ale aparatelor tehnologice de tip recipient, respectiv mantale (virole), funduri şi capace (plane, semisferice, torosferice, elipsoidale, conice), racorduri şi guri cu diferite funcţii tehnologice, suporturi şi reazeme. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

7.1. Generalităţi ......................................................................................136 7.2. Construcţia recipientelor sub presiune .............................................. 137 7.2.1. Elementele componente.................................................................137 7.3. Calculul elementelor recipientelor cu perete subţire..........................141 7.3.1. Solicitările recipientelor sub presiune............................................141 7.3.2. Noţiunea de membrană şi teoria de membrană...............................142 7.3.3. Ecuaţiile învelişurilor de revoluţie (rotaţie) cu pereţi subţiri încărcate simetric în teoria de membrană ...............................................................143 7.3.4. Calculul de dimensionare şi verificare pentru mantale cilindrice....144 7.3.5. Calculul fundurilor semisferice......................................................147 7.3.6. Calculul fundurilor elipsoidale (eliptice)........................................147 7.3.7. Calculul fundurilor sferice cu racordare toroidală (torosferic)........148 7.3.8. Calculul fundurilor sferice fără racordare ...................................... 150 7.3.9. Calculul fundurilor (capacelor) plane.............................................152 7.3.10. Calculul fundurilor conice. ..........................................................152 7.4. Racordurile recipientelor sub presiune..............................................156 7.4.1. Consideraţii constructive ...............................................................156 7.4.2. Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea orificiilor ................. 161 7.5. Suporturi pentru rezemarea recipientelor..........................................165 7.5.1. Generalităţi. Clasificare.................................................................165 7.5.2. Suporturi pentru recipiente verticale..............................................166 7.5.2.1. Suporturi laterale (tip papuc) ...................................................... 166 7.5.2.2. Suporturi de rezemare de fund....................................................169 7.5.2.3. Suporturi de tip virolă falsă ........................................................170 7.5.2.4. Suporturi tip inel ........................................................................171

 

137

7.5.3. Suporturi pentru recipiente orizontale ............................................171 7.5.3.1. Suporturi tip şa........................................................................... 171 Teste de autoevaluare.............................................................................. 173 Răspunsurile testelor de autoevaluare...................................................... 250 Lucrarea de verificare.............................................................................173 Rezumatul .............................................................................................. 174 Bibliografia............................................................................................. 174 7.1. GENERALITĂŢI

Recipientul de presiune, numit şi aparat de presiune, reprezintă orice înveliş metalic, închis etanş, care poate conţine în interiorul său, în condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate, un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decât presiunea atmosferică şi în care pot avea loc procese fizice sau chimice. Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mare de 0,7 bar sunt proiectate, instalate, exploatate, reparate şi verificate numai în conformitate cu instrucţiunile cuprinse în prescripţiile tehnice I.S.C.I.R., PT-C4/2-2003 şi PT-C4/1-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane, Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (I.S.C.I.R.).  Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipuri de recipiente: • recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale; • recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l, cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului, exprimat în litri şi presiunea, exprimată în MPa, să nu depăşească cifra 20. Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au:  De ≤ 1,2  Di

a)

sau

(7.1)  s ≤ 0,05  Di

b)

unde: De – diametrul exterior al recipientului, în m; Di – diametrul interior al recipientului, în m; s – grosimea peretelui, în m. Recipientele de presiune se construiesc în uzine specializate, din materiale însoţite de buletine de calitate emise de producător, sub controlul I.S.C.I.R.-ului, fiecare recipient având o carte a sa cu caracteristici, în care se trec toate observaţiile şi modificările făcute pe tot parcursul duratei sale de serviciu. Dat fiind gama foarte mare de tipuri constructive, recipientele sub  presiune cu pereţi subţiri se pot clasifica după următoarele criterii: • după poziţia în spaţiu: - recipiente cu axă orizontală; - recipiente cu axă verticală.

 

138

• după locul de montare:

•

• •

• •

•

- recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraînălţat pe fundaţie sau construcţie metalică; - recipiente îngropate. după forma geometrică: - recipiente cilindrice având acelaşi diametru; - recipiente cilindrice de diametre diferite; - recipiente sferice; - recipiente în formă de picătură. după destinaţie: - recipiente sub presiune de uz general; - recipiente de proces. după posibilitatea de transport: - recipiente gabaritice – ale căror dimensiuni de gabarit se înscriu în limitele gabaritelor de transport pe căi rutiere sau feroviare; - recipiente agabaritice – la care, datorită dimensiunilor de gabarit mari, transportul către locul de montaj se face pe tronsoane. după mobilitate: - recipiente fixe; - recipiente transportabile (butelii, cisterne auto sau de cale ferată). după modul de asamblare: - recipiente sub presiune demontabile – la care elementele componente sunt montate prin asamblări demontabile; - recipiente sub presiune nedemontabile – asamblate prin sudură şi  prevăzute cu guri de vizitare sau control. după temperatura pereţilor: - neîncălzite; - încălzite. 7.2. CONSTRUCŢIA RECIPIENTELOR SUB PRESIUNE 7.2.1. Elementele componente

Recipientele sub presiune sunt realizate în general din laminate din oţel carbon sau oţel aliat. Un recipient sub presiune, în cazul cel mai general, (fig. 7.1) este construit din: • recipientul propriu-zis  compus din: mantaua, fundurile (capacele), racordul de încărcare, racordul de tras (golire), gură de vizitare, racordul  pentru manometru, racordul pentru supapa de siguranţă, racordul pentru indicatorul de nivel, sistemul de susţinere (suporturile) etc.; • echipamentul obligatoriu  constituit din: supapa de siguranţă, manometrul (eventual şi termometru), indicatorul de nivel, placa de timbru; • echipamentul interior  impus de scopurile tehnologice şi care este întâlnit la recipientele (aparatele) cu destinaţie specială (de ex: talerele în cazul coloanelor de fracţionare) şi care nu comportă calcule mecanice deosebite;

 

139

• construcţii de deservire (în general metalice) pentru crearea condiţiilor

optime de exploatare şi întreţinere a recipientului compuse din podeţe, scări, dispozitive de ridicare etc.  Mantaua cilindrică a recipientelor este realizată, în general, din virole sudate cap la cap. Virolele sunt realizate prin vălţuire, dintr-un număr minim de table, lăţimile tablelor trebuind să corespundă lăţimilor standardizate de tablă (cu excepţia virolei de închidere).  Fundurile   recipientelor sunt executate, în general, prin ambutisare (presare) la cald, ele putând avea diverse forme geometrice, confecţionate dintr-o singură bucată de tablă (atunci când diametrul desfăşurat al acestuia se încadrează în lăţimea de tablă standardizată), sau din două sau mai multe  bucăţi.

Fig. 7.1 Recipient sub presiune orizontal:

1 – mantaua; 2 – fundurile; 3 – racordul de încărcare; 4 – racordul de tras (golire); 5 – gura de vizitare; 6 – racordul pentru manometru (termometru); 7 – racordul pentru supapa de siguranţă; 8 – racordurile pentru indicatorul de nivel; 9 – sistemul de susţinere (suporturile); 10 – supapa de siguranţă; 11 – manometrul; 12 – indicatorul de nivel; 13 – placa de timbru.

La diametre mari de funduri se recurge la confecţionarea acestora din segmenţi şi o calotă sferică (rozetă centrală), fig. 7.2.

Fig. 7.2 Fund semisferic executat din mai multe bucăţi

 

140

Având în vedere profilul geometric al suprafeţei mediane, fundurile şi capacele aparatelor de tip recipient sunt de următoarele tipuri: • semisferice, fig. 7.2; • elipsoidale (sau eliptice), fig. 7.3; • sferice cu racordare toroidală (torosferic), fig. 7.4; • sferice fără racordare, fig. 7.5; •  plane, fig. 7.6 şi 7.7; • conice, fig. 7.8.

Fig. 7.3 Fundul elipsoidal (eliptic)

Fig. 7.4 Fundul sferic cu racordare toroidală (torosferic)

Fig. 7.5 Fundurile sferice fără racordare:

a, b – sudat; c,d – prevăzut cu flanşe; 1 – corpul recipientului; 2 – fundul sferic fără racordare; 3 – inel de rigidizare; 4 – flanşă.

Fig. 7.6 Fundurile plane sudate fără racordare:

a – pentru diametre de 150…550 mm; b – pentru diametre de 600…3000 mm

 

141

Fig. 7.7 Fundurile plane cu racordare:

a – cu porţiunea cilindrică de grosime egală cu grosimea corpului; b – cu trecerea continuă de la grosimea corpului la grosimea fundului.

Fig. 7.8 Fundurile conice:

a, b, c – neracordate; d – racordate simple; e – racordate combinat; f – tronconice; g – bitorice

 Fundurile semisferice: forma semisferică asigură o stare de tensiuni

minimă, în condiţiile presiunii interioare, prin calcul rezultând grosimi de rezistenţă mai mici decât pentru învelişul cilindric, necesitând spaţii de montare mai mari decât alte forme constructiv geometrice.  Fundurile elipsoidale (eliptice)  sunt recomandate a fi utilizate la  presiuni mari şi diametre D i <  4000 mm (D i  – diametrul interior al recipientului). Aceste funduri sunt caracterizate prin coeficientul de elipticitate, ke = Di/2H. De valorile acestui coeficient depinde intensitatea tensiunilor dezvoltate, ca şi modul de repartizare al lor.  Fundurile sferice cu racordare toroidală (torosferice), cunoscute şi sub denumirea “în mâner de cos”, sunt realizate dintr-o calotă sferică de

 

142

rază R, racordată la o porţiune cilindrică de capăt prin intermediul unei zone toroidale de rază r (fig. 7.4).  Fundurile sferice fără racordare sunt construite în două variante, şi anume: fie pentru închiderea unui recipient cilindric la care se sudează (fig. 7.5 a şi b), fie cu rol de capac demontabil, caz în care este prevăzut cu flanşe de legătură (fig. 7.5 c şi d). Deoarece trecerea de la corpul aparatului la fundul sferic neracordat este un puternic concentrator de tensiuni de încovoiere, zona de îmbinare a fundului cu corpul se întăreşte prin intermediul unor inele de consolidare – rigidizare (fig. 7.5 b). La recipientele care lucrează la presiuni sub 0,7 bar şi temperaturi mai mici de 1000C, aceste tipuri de funduri şi capace sunt preferate celor plane.  Fundurile (capacele) plane  sunt preferate pentru recipientele care funcţionează la presiuni şi diametre mici, deoarece sunt ieftine şi uşor de realizat. Pentru diametre de 150…550 mm sunt utilizate fundurile plane fără racordare (fig. 7.6 a), iar pentru diametre de 600…3000 mm sunt recomandate fundurile plane fără racordare (fig. 7.6 b). Fundurile plane pot fi realizate şi cu racordare de tipul nedemontabil (fig. 7.7), ele asigurând condiţii mai bune de lucru pentru cordonul de sudură, faţă de cele neracordate sudate.  Fundurile conice  sunt utilizate la recipientele verticale pentru ca scurgerea să se facă în condiţii liniştite, fără agitare, ceea ce constituie o necesitate, de exemplu, în cazul decantării, când dintr-un aparat trebuie să se elimine materiale pulverulente sau lichide cu un mare conţinut de substanţe solide. Din punct de vedere constructiv se deosebesc: • funduri conice neracordate (fără bercluire), utilizate la presiuni mici, în general sub 0,1 MPa (fig. 7.8 a, b, c); • funduri conice racordate (bercluite sau cu zonă toroidală), care pot fi: - simple (fig. 7.8 d); - combinate (fig. 7.8 e). • funduri cu zone tronconice (fig. 7.8 f) sau bitorice (fig. 7.8 g), utilizate în cazul aparatelor de tip coloană cu zone de diametre diferite (de exemplu coloanele de distilare în vid), în tronsoanele de reducere a diametrului. Fundurile conice de diametre mici se construiesc dintr-o singură  bucată, prin vălţuire conică (fundurile conice neracordate şi zona conică a celor racordate) şi sudură pe generatoare. Fundurile conice de diametre mari se construiesc din segmenţi (mai ales zona toroidală). 7.3. CALCULUL ELEMENTELOR RECIPIENTELOR CU PERETE SUBŢIRE 7.3.1. Solicitările recipientelor sub presiune

La calculul de dimensionare şi verificare a elementelor componente recipientelor sub presiune se iau în considerare următoarele solicitări: • solicitări datorate presiunii, care pot fi:

 

143

- interioară - manometrică sau hidrostatică; - exterioară – propriu-zisă (la aparatele cu manta dublă) sau datorită vacuumului din interior (de exemplu la coloanele de distilaţie în vid). • solicitări speciale provenite din: - sarcini masice (mediu tehnologic şi greutatea proprie); - sarcini accidentale, în general sarcini climatice cum ar fi solicitările eoliene (importante la recipientele care oferă o suprafaţă transversală mare acţiunii vântului, cum ar fi coloanele); - sarcini extraordinare, în general seismice, la recipientele înalte şi zvelte (de exemplu la coloane). • solicitări diverse cum ar fi: - solicitări locale datorate rezemării pe suporturi sau împingerii axiale din conductele calde de interconectare ale recipientelor; - solicitări dinamice de rezonanţă; - solicitări provenite din explozii, detonaţii etc; - solicitări datorită împingerii pământului la recipientele îngropate. La proiectarea unui recipient sub presiune trebuie analizat care solicitare este predominantă şi eventual făcută o însumare a efectelor solicitărilor. De exemplu, în cazul unui recipient cilindric orizontal sau sferic de  presiune mare, predominantă este solicitarea din presiunea interioară, iar în cazul aparatelor de tip coloană, predominante sunt solicitările masice, eoliene şi eventual seismice, care trebuiesc însumate. În cadrul capitolului de faţă se consideră, în general, numai solicitările din presiunea interioară. 7.3.2. Noţiunea de membrană şi teoria de membrană

Membranele sunt corpuri delimitate de două suprafeţe foarte apropiate, deci de grosime foarte mică. Membranele sunt, deci, învelişuri cu pereţi subţiri. Clasificarea membranelor se poate face după următoarele criterii: • după natura lor: - naturale, cu grosimea în general neuniformă (de exemplu coaja unui  pepene, coaja de ou etc.); - tehnice, cu grosimea constantă sau variabilă după anumite legi. • după tip: - închise (exemplul la recipiente); - deschise ce se pot obţine prin secţionarea oricărei membrane închise. • după formă: - simetrice, în general cu simetrie axială sau de revoluţie (majoritatea membranelor tehnice); - asimetrice. Elementele caracteristice ale membranelor sunt: • suprafaţa mediană, care reprezintă locul geometric al punctelor echidistante faţă de cele două suprafeţe (exterioară şi interioară);

 

144

• grosimea membranei, care reprezintă distanţa pe normală dintre

suprafaţa interioară şi cea exterioară; • razele principale de curbură ale suprafeţei mediane care au valori extreme. Majoritatea membranelor tehnice prezintă simetrie, în general, de revoluţie. Din punct de vedere al rezistenţei, membranele au proprietăţi foarte  bune; ele sunt capabile să preia numai tensiuni normale şi teoretic nu pot  prelua deloc tensiuni de încovoiere (din cauza grosimii foarte mici). Acesta este modul cel mai simplu de a trata problema învelişurilor tehnice de revoluţie (rotaţie), ca pe nişte membrane, solicitate numai la tracţiune sau, cum se mai spune, în teoria de membrană  sau teoria fără momente.

7.3.3. Ecuaţiile învelişurilor de revoluţie (rotaţie) cu pereţi subţiri încărcate simetric în teoria de membrană

Considerând un înveliş de revoluţie (fig. 7.9, a), a cărui geometrie este definită de: • s1 – grosimea de rezistenţă a învelişului; • 00’ – axa învelişului; • curbele meridian sunt definite de intersecţiile învelişului cu plane ce conţin axa 00’; • curbele paralel sunt definite de intersecţia învelişului cu plane normale la axa 00’; • 01 – centrul de curbură al unui meridian în punctul P; • 02 – centrul de curbură al unui paralel în punctul P; • R 1 – prima rază principală de curbură în P; • R 2 – a doua rază principală de curbură în P Se detaşează un element de înveliş prin două plane paralele şi două  plane meridiane (fig. 7.9 a,b). Pe suprafeţele de secţionare ale elementului de înveliş detaşat, se introduc forţele de legătură care sunt normale pe suprafeţele respective. Se notează tensiunile principale: σx – tensiunea orientată după meridian; σθ - tensiunea orientată după paralel. Forţa din presiune acţionează după normala din centrul elementului. Ecuaţia de echilibru (ecuaţia de proiecţie) după normala din centrul elementului este: d θ 

sin

 

dx

2

≈

dx

şi sin

+ 2σ  x s1 R2 d θ  sin

dx

=  pR1 R2 dxd θ    (7.2) 2 2 Întrucât unghiurile dx şi d θ  sunt foarte mici, se pot aproxima:

2σ θ  s1 R1dx sin

d θ 

≈

d θ 

. 2 2 2 Împărţind ecuaţia (7.2) cu R 1R 2dxdθ, se obţine ecuaţia:

145

σ  x

 R1

+

σ θ 

 R2

=

 p    s1

(7.3)

care reprezintă ecuaţia lui Laplace, fundamentală în calculul recipientelor cu  pereţi subţiri. 7.3.4. Calculul de dimensionare şi verificare pentru mantale cilindrice

  D

 

Pentru recipientele cu perete subţire  e ≤ 1,2  , calculul de   Di   dimensionare pentru mantaua cilindrică se face pe baza teoriei de membrană considerându-se mantaua ca fiind un înveliş de rotaţie, având profilul determinat de o curbă meridiană, secţiunile transversale pe axa longitudinală fiind cercuri.

Fig. 7.9 – Schemele de calcul pentru stabilirea ecuaţiei de echilibru:

a- mărimile geometrice principale ale suprafeţei mediane; b – elementul de structură; c – schemă de calcul

Fig. 7.10 – Schema de calcul a mantalelor cilindrice

 

146

Considerând un element din mantaua recipientului (fig. 7.10), separat la o distanţă destul de mare de sistemul de rezemare sau de îmbinarea fund-manta, aplicând ecuaţia lui Laplace (7.3), în care: σx – tensiunea orientată după direcţia meridională, în N/m 2; σθ  - tensiunea orientată după paralel (direcţia inelară sau tangenţială), în N/m2; R 1 – raza de curbură pentru meridian, în m; R 2 – raza de curbură pentru paralel, în m;  p – presiunea interioară, în N/m2; s1 – grosimea de rezistenţă a peretelui recipientului, în m. Mantaua cilindrică este caracterizată prin aceea că are raza de curbură pentru meridian infinită, iar cea pentru paralel (circumferenţială) constantă şi egală cu raza medie a mantalei. a)  R1 ≅ ∞ (7.4)  Dm b)  R2 =  Rm = 2 unde: Dm – diametrul mediu al învelişului, în m. Mantaua recipientului se află în stare plană de tensiuni, σx şi σθ fiind tensiunile principale. A treia tensiune principală, pe direcţia normalei, este σR   = -p la suprafaţa interioară şi σR   = 0, la cea exterioară. Întrucât recipientele sub presiune cu pereţi subţiri se construiesc pentru presiuni relativ mici (maxim câţiva MN/m 2), σR  se neglijează. Ţinând seama de relaţiile (7.4), din relaţia (7.3), rezultă: σ θ 

=

 p ⋅ Dm   2 s1

(7.5)

Scriind ecuaţia de proiecţii pe axa recipientului (fig. 7.11) se obţine:

Fig. 7.11 – Schema de calcul pentru determinarea tensiunii după direcţia meridională π 

 F ax =  Dm2 p = σ  xπ  Dm s1  

4

σ  x

=

 pDm   4 s1

(7.6) (7.7)

Aplicând teoria a III-a de rezistenţă (teoria tensiunilor tangenţiale maxime), rezultă: (7.8) σ ech = σ max − σ min ≤  f at   sau (σ at  ) 

 

147

Deoarece: şi

σmax = σθ

a)

σmin = σR  = -p ≈ 0

b)

(7.9)

Pentru mantalele realizate prin sudură, condiţia de rezistenţă va fi: σ θ 

=

 pDm ≤ ϕ  f at   sau (ϕσ at  )   2 s1

(7.10)

în care: ϕ - coeficientul de rezistenţă al îmbinării sudate;  f at   sau σ at  - tensiunea admisibilă a materialului de construcţie, calculată pentru temperatura de calcul. Din relaţia (7.10), grosimea de rezistenţă a mantalei cilindrice este:  s1 =

 pDm   2ϕ  ⋅  f at 

(7.11)

Dacă se ia în consideraţie procesul de coroziune şi procedeul de fabricaţie al virolelor mantalei, relaţia de calcul a grosimii de proiectare a mantalei va fi:  s p =

 pDm +c +c   2ϕ  ⋅  f at  1 2

(7.12)

unde: c1  – adaosul pentru pierderi de grosime, datorate coroziunii şi eroziunii, în m, exprimat prin expresia: c1 = wc ⋅ τ S    (7.13) wc – viteza de coroziune, în m/an, determinată în funcţie de grupa de rezistenţă la coroziune din care face parte materialul de construcţie; c2  – adaosul de rotunjire, a cărui valoare este egală sau mai mare decât toleranţa în minus la grosime a tablelor, în m. Pentru a trece de la relaţia (7.12), care cuprinde diametrul mediu al mantalei (Dm), la relaţii ce cuprind diametrul interior (D i) sau diametrul exterior (D e) al mantalei cilindrice, se ţine seama că: Di = Dm – s1 a) (7.14) De = Dm + s1 b) iar expresiile grosimii de proiectare în funcţie de D i şi De vor fi (după teoria a III-a de rezistenţă):  pDi +c +c 2ϕ  f at  −  p 1 2  pDe +c +c  s p = 2ϕ  f at  +  p 1 2  s p =

a)

(7.15)

b)

Verificarea mantalei recipientului la presiunea de probă hidraulică se face cu relaţia: σ ef 

 

=

 p ph  Di + s p − c1 − c 2 ≤ ϕ  f at    2ϕ ( s p − c1 − c 2 )

148

(7.16)

7.3.5. Calculul fundurilor semisferice

Deoarece învelişul sferic este caracterizat prin aşa-numita simetrie sferică, rezultă că:  R x =  Rθ  =  Rm = σ  x

= σ θ  =

 Dm

a)

2

 pDm 4 s f 1

(7.17)

b)

Aplicând teoria a III-a de rezistenţă şi considerând că fundul este sudat, grosimea de rezistenţă a fundului semisferic va fi:  s f 1 =

 pDm   4ϕ  f at 

(7.18)

unde: Dm – diametrul mediu, în m;  p – presiunea de calcul a recipientului, în N/m 2; ϕ - coeficientul de rezistenţă al îmbinării sudate;  f at   sau σ at  - tensiunea admisibilă a materialului de construcţie determinată pentru temperatura de calcul, în N/m 2. Pentru a trece de la relaţia (7.18), care cuprinde diametrul mediu al fundului (D m), la relaţii ce cuprind diametrul interior (D i) sau diametrul exterior (D e) al fundului semisferic, se ţine seama că:  Di =  Dm − s f 1 a) (7.19) b)  De =  Dm + s f 1 iar expresiile grosimii de rezistenţă a fundului semisferic vor fi:  p ⋅ Di  s f 1 = a) 4ϕ  f at  −  p (7.20)  p ⋅ De b)  s f 1 = 4ϕ  f at  +  p Grosimea de proiectare a fundului semisferic va fi:  pDi +c +c 4ϕ  f at  −  p 1 2  pDe  s f  p = +c +c 4ϕ  f at  +  p 1 2  s f  p =

relaţia:

a)

(7.21)

b)

Presiunea maximă de lucru a fundului semisferic se determină cu  p max =

4ϕ  f at ( s f  p − c1 )  Di + s f  p − c1

 

(7.22)

7.3.6. Calculul fundurilor elipsoidale (eliptice)

Forma (semi)elipsoidală este caracterizată prin raportul semiaxelor Di/2H, (fig. 7.12), numit coeficient de elipticitate.

 

149

k e =

 Di   2 H 

(7.23)

Valorile coeficientului de elipticitate sunt cuprinse între 1,25 … 3,5. În cazul în care k e  = 2,0, starea de tensiuni în fundul elipsoidal este aproximativ egală cu cea de la mantaua cilindrică. Datorită formei geometrice, în condiţiile presiunii interioare, fundul elipsoidal are tendinţa de a se calibra, adică de a trece la forma sferică, fapt ce face ca în calculul de rezistenţă a fundurilor elipsoidale să se ţină seama de momentele încovoietoare dezvoltate de fenomenul de calibrare.

Fig. 7.12 – Fundul elipsoidal De aceea, relaţiile de calcul pentru fundurile elipsoidale se obţin din relaţiile stabilite la mantalele cilindrice afectate de un coeficient de formă (v): 1 (7.24) v = (2 + k e2 )  6 Considerând relaţiile (7.15) şi ţinând seama de coeficientul de formă dat de (7.24), se obţin expresiile de calcul a grosimii de proiectare a fundului de formă elipsoidală, aplicând teoria a III-a de rezistenţă:  pDi ⋅ v + c1 + c 2 2ϕ f at  −  p  pDe ⋅ v  s f  p = + c1 + c 2 2ϕ f at  +  p  s f  p =

relaţia:

a)

(7.25)

b)

Presiunea maximă de lucru a fundului elipsoidal se determină cu  p max =

2ϕ f at  s f  p − c1  Di v + s f  p − c1

 

(7.26)

7.3.7. Calculul fundurilor sferice cu racordare toroidală (torosferic)

Dacă la fundul cu profil eliptic caracteristic era variaţia continua a razelor de curbură, la fundul sferic cu racordare toroidală, caracteristic este variaţia bruscă a curburii, astfel că zona toroidală este o zonă de concentrare

 

150

a tensiunilor (concentrarea tensiunilor se atenuează cu cât valoarea r/R, creşte).

Fig. 7.13 – Fund sferic cu racordare toroidală (torosferic sau mâner de coş) Pentru calculul grosimii de rezistenţă se tratează ca un înveliş sferic de rază R, corectat de coeficientul de formă k s, rezultând următoarele relaţii  pentru calculul grosimii de proiectare a fundului sferic cu racordare toroidală:  pDi ⋅ k  s +c +c 4ϕ  f at  −  p 1 2  pDe ⋅ k  s  s f  p = + c1 + c 2 4ϕ f at  +  p  s f  p =

a)

(7.27)

b)

Coeficientul de formă k s se determină funcţie de raportul H/D i, din nomograma reprezentată în figura 7.14.

Fig. 7.14 – Nomogramă pentru determinarea coeficientului de formă k s Presiunea maximă de lucru a fundului sferic cu racordare toroidală (torosferic) se determină cu relaţia: 4ϕ  f at  ( s f  p − c1 )   (7.28)  p max =  p  Di k  s + s f  − c1

 

151

Elementele geometrice caracteristice ale fundurilor sferice cu racordare toroidală (torosferice) sunt: α = 26…270 β = 64…630 R = 0,9Di r = (0,21…0,19)R Observaţie: Fundurile de formă elipsoidale (eliptice), solicitate la presiune interioară lucrează mai bine decât cele sferice cu racordare toroidală (torosferice) datorită variaţiei continue a razei de curbură, tensiunile de încovoiere fiind mai mici. 7.3.8. Calculul fundurilor sferice fără racordare

Sunt folosite în două variante constructive: funduri sferice neîntărite (fig. 7.15) şi funduri sferice întărite (fig. 7.16) cunoscute şi sub numele de capace tip taler.  Fundurile sferice neîntărite  nu sunt admise în construcţia recipientelor ce lucrează la o presiune manometrică de regim mai mare de 0,07 MPa sau la o presiune hidrostatică de regim mai mare de 0,1 MPa.

Fig. 7.15 – Fund sferic fără racordare neîntărit Grosimea de proiectare a fundului sferic fără racordare neîntărit, se determină cu relaţia: 5,6 pR (7.29)  s f  p = +c +c   2ϕ  f at  −  p 1 2 în care: p – presiunea de calcul, în N/m 2; R – raza de curbură, în m. În general R = D i.

 

152

 Fundurile sferice neracordate întărite prin flanşe.

Fig. 7.16 – Tipuri de funduri sferice fără racordare întărite prin flanşe. Ţinând seama de notaţiile din figura 7.17, grosimea de proiectare a calotei sferice se poate calcula cu relaţia [1]: 5 pR (7.30)  s pc = +c +c   2 f at  ⋅ ϕ  1 2

Fig. 7.17 Schema de calcul a capacelor sferice neracordate întărite cu flanşe iar grosimea de proiectare a flanşei este [2]:  k  ( D + D ) M m  h = max  F  +  F 2 + J 2 ; m 1 20    (  D  D )  D  f  − ⋅  1 af   

(7.31)

cu condiţia ca: h ≥ s pc în care:  pD 4 R 2 − D 2  F  = 8 f af t  ( D1 − D ) k  ⋅ M   D + D2  J  = mt  r  ⋅ 1  f af  ⋅ D  D1 − D2

 

153

a) b)

(7.32)

k m =

π  D2

c)

n(2d  + h )

d – diametrul nominal al şuruburilor; n – numărul de şuruburi; Mr   – momentul încovoietor total pe flanşă în condiţii de regim, în  N⋅m, [2]; Mm  – momentul încovoietor pe flanşă în condiţii de strângere (montaj), în N ⋅m. 7.3.9. Calculul fundurilor (capacelor) plane

Fundurile plane cu şi fără racordare se utilizează la recipientele la care presiunea de lucru este mică sau atmosferică. Fundurile plane cu racordare (fig. 7.7) sunt mai scumpe, însă asigură condiţii de lucru mai bune pentru cusătura sudată decât cele plane neracordate (fig. 7.6). Grosimea de proiectare a fundurilor plane, circulare, cu excepţia celor care au şi rol de flanşă se calculează [2] cu următoarea relaţie:  s f  p =

k 8  p  Dc + c1 + c 2   k 0  f at 

(7.33)

în care:k0 – coeficientul de slăbire pentru funduri cu găuri, [2]; k8 – factor de formă ai fundului, [2]; Dc – diametrul de calcul, conform figurilor din [2] 7.3.10. Calculul fundurilor conice. Cazul fundurilor conice fără racordare.

În funcţie de condiţiile concrete de lucru, recipientele cu fund conic neracordat (fig. 7.8 a, b, c) pot fi calculate la următoarele trei tipuri de solicitări: • numai la presiune manometrică; • numai la presiune hidrostatică dată de înălţimea coloanei de lichid din recipient; • la presiune hidrostatică şi la presiune manometrică. În primul caz, al recipientelor ce lucrează numai la presiune manometrică, orice punct de pe suprafaţa a învelişului conic se poate considera că face parte din suprafaţa unui cilindru echivalent de rază R x (fig. 7.18).  R x =

r  x

  (7.34) cos α  Această rază este maximă pentru punctul A şi are valoarea:  Dm

  2 cos α  unde: Dm – diametrul suprafeţei mediane a mantalei, în m; α - semiunghiul conului.  R =

 

154

(7.35)

Fig. 7.18 – Schema de calcul pentru fundul conic fără racordare relaţia:

Diametrul de calcul D al cilindrului echivalent se va determina cu  D = 2 R =

 Dm

  (7.36) cos α  Din relaţiile de calcul de dimensionare pentru mantalele cilindrice, aplicând teoria a III-a de rezistenţă (7.12 şi 7.15), rezultă pentru grosimea de  proiectare a fundului conic neracordat solicitat la presiune manometrică relaţiile:  pDm +c +c 2ϕ  f at  cosα  1 2  pDi +c +c  s f  p = t  2ϕ  f a cos α  −  p 1 2  pDe +c +c  s f  p = t  2ϕ  f a cos α  +  p 1 2  s f  p =

a) b)

(7.37)

c)

în care: p – presiunea interioară a gazului sau aburului, în N/m 2. Presiunea maximă de lucru a fundului conic neracordat se determină cu relaţia: 2ϕ  f at  cos α ( s f  p − c1 − c 2 )   (7.38)  p max =  p  Di + s f  − c1 − c 2

Aceste relaţii se pot aplica pentru α < 60. Pentru α = 0, cos α = 1, se obţin relaţiile de calcul de la mantalele cilindrice. Pentru α < 30 0, se pot utiliza cu aproximaţie relaţiile de la mantalele cilindrice. Pentru α = 900, cos α  = 0, teoria de membrană nu se mai poate aplica, deoarece în acest caz, fundul a devenit o placă supusă la încovoiere.

 

155

Pentru α > 800, se pot utiliza relaţiile de la plăcile circulare. În al doilea caz, atât mantaua cilindrică, cât şi fundul conic, sunt solicitate de presiunea hidrostatică dezvoltată de coloana de lichid. Relaţiile de calcul pentru grosimea de proiectare a fundului conic neracordat [1], sunt:  s f  p =

 ρ  gh1 ⋅ Dm

+c +c

2ϕ  f at  cos α  1 2  ρ  gh1 ⋅ Di  s f  p = +c +c 2ϕ  f at  cos α  −  ρ  gh1 1 2  s f  p =

a) b)

(7.39)

 ρ  gh1 ⋅ De

+c +c c) 2ϕ  f at  cos α  +  ρ  gh1 1 2 în care: ρ - masa specifică a lichidului, în kg/m 3; g – acceleraţia gravitaţională, în m/s 2; h1  – înălţimea maximă a lichidului în porţiunea cilindrică a recipientului, în m; Dm – diametrul suprafeţei mediane a mantalei, în m. În cazul al treilea, când în recipientul echipat cu fund conic fără racordare se află atât presiune manometrică cât şi presiune hidrostatică,  pentru calculul fundului conic fără racordare se echivalează presiunea manometrică în înălţime echivalentă de coloană de lichid, în m: he =

 p    ρ  g 

(7.40)

iar calculul grosimii de proiectare a fundului conic se face cu aceleaşi relaţii ca la cazul anterior, în care în locul înălţimii h 1 se introduce înălţimea H, în m, dată de relaţia [1]: H = he + h1  (7.41) Cazul fundurilor conice racordate.

În cazul fundurilor conice racordate la mantaua cilindrică printr-o  porţiune toroidală, grosimea de proiectare se calculează atât pe baza tensiunilor meridionale de încovoiere din porţiunea toroidală, cât şi pe baza tensiunilor inelare de întindere din zona de diametru D c (fig. 7.19).

 

156

Fig. 7.19 – Schema de calcul a fundurilor conice cu racordare Pe baza tensiunilor meridionale de încovoiere din zona toroidală, grosimea de proiectare a fundului [1] este:  s f  p1 =

 pDi y +c +c   4ϕ  f ai −  p 1 2

(7.42)

în care:p – presiunea interioară din recipient, în N/m 2; Di – diametrul interior al mantalei cilindrice, în m; y – coeficient de formă care se poate determina din nomograma din fig. 7.20; f ai  – tensiunea admisibilă a materialului la solicitarea statică de încovoiere.

Fig. 7.20 – Grafic pentru determinarea coeficientului de formă y

 

157

Pe baza tensiunilor inelare de întindere din zona de diametru D c (fig. 7.19), grosimea de proiectare a fundului conic cu racordare toroidală [3] este:  s f  p2 =

 pDc

(7.43) +c +c   2  f  cosα  −  p 1 2 în care:  f at   - tensiunea admisibilă a materialului la solicitarea statică de întindere, în N/m2. Dintre valorile obţinute cu relaţiile (7.42 şi 7.43), se adoptă valoarea cea mai mare, determinându-se grosimea de proiectare a fundului conic cu racordare cu relaţia:  s f  p = max( s f  p1 , s f  p2 )   (7.44) Observaţie: Pentru r se recomandă [4] r ≥  0,06 D i, dar, în cazul general r = 0,15 D i. t  ϕ  a

7.4. RACORDURILE RECIPIENTELOR SUB PRESIUNE 7.4.1. Consideraţii constructive

Conectarea recipientelor şi utilajelor în liniile tehnologice ale instalaţiilor se face prin intermediul racordurilor. Orice racord amplasat pe un recipient (aparat) tehnologic, poate avea una dintre următoarele funcţii: • introducerea fluidelor în recipient, respectiv evacuarea lor, permiţând astfel utilizarea recipientelor în procese continue; • introducerea aburului de încălzire şi a apei de răcire, respectiv evacuarea lor; • asigurarea aerisirii recipientelor; • racordarea la recipiente a armăturilor ce deservesc recipientul: robinete, supape de siguranţă, ferestre de observaţie etc.; • fixarea pe recipiente a aparatelor de măsurat şi control: termometre, manometre şi indicatoare de nivel. În general, racordurile sunt realizate dintr-un ştuţ (ţeavă) care se sudează pe mantaua, fundul sau capacul recipientului, şi dintr-o flanşă corespunzătoare diametrului ştuţului şi presiunii din recipient (fig. 7.21).

Fig. 7.21 – Elementele componente ale unui racord:

a – rigidizat cu flanşă plată; b – cu flanşă cu gât, sudată în capul ştuţului: 1 – ştuţul; 2 – recipientul; 3 – nervurile de rigidizare; 4 – flanşă de legătură

 

158

Lungimea racordului, h, (fig. 7.21) trebuie menţinută la limita inferioară care permite introducerea comodă a şuruburilor şi piuliţelor şi strângerea lor. Racordurile destinate alimentării cu substanţe puternic corosive sunt realizate astfel încât ştuţul să depăşească suprafaţa interioară a recipientului. În cazul în care spaţiile de montare nu conferă distanţele necesare realizării îmbinărilor demontabile prin flanşe, atunci se recurge la utilizarea racordurilor de tip bosaj (fig. 7.22).

Fig. 7.22 – Racordurile de tip bosaj:

a – bosajul cu îmbinare prin flanşe; b – mufă pentru sudarea ţevii; c – mufă pentru montarea  prin înşurubare a ţevii: 1 – structura; 2 – bosajul (mufă); 3 – ţeavă.

 

159

În figura 7.23 sunt reprezentate diferite tipuri de racorduri.

e

f

Fig. 7.23 – Tipuri de racorduri:

a şi b – pe capac; c şi d – pe manta; e şi f – pe fund

Gurile de verificare şi control

În scopul facilitării reviziei interioare a recipientelor, acestea sunt  prevăzute cu guri pentru verificare. Nu este necesară prevederea acestora pe recipient în următoarele cazuri: • diametrul interior al recipientului este mai mic de 400 mm, iar verificarea interioară se poate face prin racordurile unor conducte demontabile; • are orificii sau racorduri funcţionale, care asigură o examinare interioară corespunzătoare; • există funduri sau capace demontabile, cu diametrul cel puţin egal cu diametrul unei guri de verificare; • este schimbător de căldură cu fascicol tubular.

 

160

Tipul gurilor de verificare şi dimensiunile recomandate ale acestora sunt prezentate în tabelul 7.1. Amplasarea şi numărul gurilor de verificare necesare într-un caz dat, se determină în conformitate cu [2]. Gurile de vizitare sunt prevăzute şi la aparatele dotate cu capace demontabile, dacă este necesar controlul frecvent al interiorului aparatului, curăţirea la intervale scurte, repararea unor amenajări interioare etc. Tabelul 7.1 Gurile pentru verificarea recipientelor sub presiune

Tipul gurii de verificare Gură pentru examinare vizuală Gură de mână Gură de vizitare Gura de salvare

Diametrul interior minim, mm

Înălţimea maximă, mm

50

50

80

100

400

250

600

250

Caracterizare Serveşte la crearea condiţiilor de inspectare vizuală a spaţiilor interioare tehnologice, fig. 7.30 Permite introducerea unei lămpi de control în interiorul aparatului Permite intrarea şi ieşirea unui om fără echipament auxiliar, fig. 7.29 Permite intrarea şi ieşirea unui om îmbrăcat cu echipamentul de salvare sau de protecţie.

Pentru închiderea gurilor de vizitare sunt utilizate fie capace plane, fie capace bombate (fig. 7.25). Dimensiunile şi formele constructive ale gurilor de vizitare sunt  prezentate în STAS 5661/2-79 (pentru cele cu capac plan) şi în STAS 5661/3-79 (pentru cele cu capac bombat). Diametrul interior al racordurilor amplasate pe elementele recipientelor cu rol tehnologic, se determină, în general, pe baza unui calcul hidraulic, pe considerente tehnologice, adoptând pentru fluidele tehnologice vehiculate vitezele optime recomandate [4]. Diametrul interior al unui racord este: 4⋅Q d i =   (7.45) π  ⋅ ν 

în care:di – este diametrul interior al racordului, în m; Q – debitul de fluid vehiculat, în m 3/s; v – viteza fluidului prin racord, m/s. (0,3...1,5)m / s, pentru lichide;  v = (10...20)m / s , pentru aer ; (10...30)m / s , pentru abur . 

 

161

Fig. 7.24 – Guri de vizitare:

a – cu capac plan fix; b – cu capac bombat fix; c – cu capac bombat rabatabil; d – cu capac  plan rabatabil; e – cu capac plan pivotant; f – cu capac bombat pivotant; g – cu capac plan rabatabil şi cu deschidere rapidă; h – cu capac bombat pivotant şi cu deschidere rapidă.

a

b

Fig. 7.25 – Gură (fereastră) pentru examinare vizuală:

1 – corpul sudat cu mantaua sau capacul recipientului în varianta a sau b; 2 – capacul; 3 – vizorul din sticlă; 4 – garniturile de etanşare; 5 – prezoanele; 6 – piuliţele; 7 – şuruburile.

Pentru diametre nominale mici folosite pentru racordarea manometrelor, indicatoarelor de temperatură, nivel etc., se utilizează mufe sudate (fig. 7.26).

 

162

Fig. 7.26 – Mufă 7.4.2. Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea orificiilor

Orice orificiu practicat pe o structură, indiferent de forma sa,  produce un puternic concentrator de tensiuni, constituind un iniţiator de  producere a fisurilor, mai ales în cazul recipientelor (aparatelor) ce lucrează la solicitări variabile (fig. 7.27).

a

b

Fig. 7.27 – Concentrarea de tensiuni în jurul orificiului executat pe: a – învelişul cilindric; b – învelişul sferic

Deoarece efectul concentrării de tensiuni se diminuează la o distanţă egală cu raza orificiului (r = d/2) de la marginea acestuia, eficient este să se facă consolidarea zonei pe o fâşie întinsă în jurul orificiului egală cu 2d. Lungimea de calcul l c (fig. 7.28) se determină cu relaţia: d 

( s − c1 )   (7.46) 2 Consolidarea zonelor slăbite se realizează prin introducerea în interiorul dreptunghiului de eficienţă ABCD a unei arii de metal suplimentare care să fie cel puţin egală cu aria de metal îndepărtată prin  practicarea orificiului. Cantitatea de metal suplimentară se poate introduce  prin îngroşarea uniformă a elementului slăbit (soluţie recomandată numai în cazul unor aparate de dimensiuni mici sau a celor străbătute de mai multe orificii), fie prin amplasarea în jurul orificiului a unor inele, care au rolul de a compensa aria de metal ce a fost înlăturată prin practicarea orificiului, fie  prin îngroşarea racordului în zona de influenţă. l c = 1,25

 

163

Fig. 7.28 – Schema zonei de consolidare Consolidarea zonelor slăbite prin inele de consolidare este soluţia  preferată, datorită faptului că asigură, pe de o parte, o distribuţie uniformă a tensiunilor, iar pe de altă parte, sunt uşor de realizat, neimplicând probleme deosebite de montare. Aplicarea consolidării nu este necesară dacă diametrul orificiului rămâne sub valoarea:   s − c    d lim = 2  p 1 − 0,875  ⋅  Di ( s p − c1 ) − c1       s1   

(7.47)

în care:s p – grosimea de proiectare a învelişului, în m; s1 – grosimea de rezistenţă a învelişului, în m; Di – diametrul interior de calcul al elementului de recipient pe care se află amplasat orificiul, în m; c1 – adaosul de coroziune, în m, şi dacă distanţa d0 faţă de orificiul cel mai apropiat îndeplineşte condiţia: d 0 ≥ 2  Di ( s p − c1 )   (7.48) Dacă însă diametrul orificiului depăşeşte valoarea rezultată din relaţia (7.47) sau/şi distanţa dintre acesta şi orificiul cel mai apropiat nu îndeplineşte condiţia (7.48), atunci este necesară consolidarea învelişului. În cazul consolidării zonelor slăbite cu inele de consolidare (fig. 7.29), acestea se pot amplasa la exteriorul învelişului (fig. 7.29, a), la interiorul învelişului (fig. 7.29,b) sau şi la interior şi la exterior (fig. 7.29, c). Ultima soluţie este cea mai avantajoasă din punctual de vedere al transmiterii fluxului de tensiuni, dar ridică probleme la amplasarea inelului de consolidare la interiorul învelişului.. Frecvent, în construcţia recipientelor este utilizată varianta din figura 7.29 a. Indiferent de varianta adoptată, inelele de consolidare trebuie să fie  bine păsuite pe forma geometrică a învelişului, pe care se aşează, iar cordoanele de sudură – dintre inele şi înveliş – trebuie executate continuu şi  pătruns.

 

164

a

b

c

Fig. 7.29 – Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea racordurilor, folosind inele de consolidare:

a – inelul aplicat la exteriorul învelişului; b – inelul aplicat la interior; c – inelele amplasate  pe ambele feţe; 1 – corpul recipientului; 2 – racordul; 3 – inelul de consolidare

Calculul consolidării zonelor slăbite cu inele de consolidare.

Fig. 7.30 – Schema de calcul privind consolidarea zonelor slăbite cu inele de consolidare Considerând notaţiile din figura 7.30, condiţia de consolidare are expresia: A1 + A2 + A3 + A4 ≥ A0  (7.49) în care:A0  – aria de metal îndepărtată (decupată) din înveliş pentru  practicarea orificiului racordului, în m 2; A0 = (d + 2c 1)(sm – c1)φ (7.50) A1 – aria suplimentară de metal introdusă în zona dreptunghiului de consolidare (eficienţă ABCD) prin adoptarea unei grosimi standardizate  pentru înveliş şi introducerea coeficientului de rezistenţă al sudurii φ, în m 2; A1 = (d + 2c 1)(sm – c1)(1 – φ) (7.51) A2  – aria suplimentară de metal introdusă în zona de consolidare  prin adoptarea, pentru racord, a unei grosimi de ţeavă standardizată, în m 2; A2 = 2(sR  – c1 – s0R )L1  (7.52) în care: •  L1 = 1,25 (d  + 2c1 )( s R  − c1 )   (7.53) • s0R  – este grosimea de rezistenţă a racordului, dată de relaţia:

 

165

 s 0 R =

 pd m   2ϕ  f a

(7.54)

dm – diametrul mediu al racordului; A3 – aria suplimentară de metal introdusă în zona dreptunghiului de consolidare (eficienţă ABCD), prin inelul de consolidare, în m 2; A3 = [Di – (d + 2sR )]si  (7.55) în care:Di – diametrul inelului de consolidare, în m; si – grosimea inelului, în m. A4  – este aria suplimentară de metal, introdusă în zona de consolidare prin petrecerea racordului în interiorul învelişului, în m 2; dacă H ≤ L 2, aria A4 se determină cu relaţia: A 4 = 2(H – c 1)(sR  – 2c1) (7.56) dacă H ≥ L 2, aria A4 se determină cu relaţia: A 4 = 2L2(sR  – 2c1) (7.57) Înălţimea L2 se determină [5], cu relaţia:  L2 = 0,5 (d  + 2c1 )( s R  − c1 )   (7.58) Calculul consolidării constă, fie în adoptarea grosimii s i a inelului de consolidare (egal, în general, cu grosimea de proiectare a învelişului sau structuri pe care se amplasează racordul) şi determinarea diametrului inelului de consolidare D i  prin verificarea condiţiei (fig. 7.49), fie în explicitarea grosimii s i  a inelului de consolidare, în funcţie de celelalte elemente dimensionale, aplicând condiţia (7.49), considerând cunoscut diametrul inelului de consolidare D i. Calculul consolidării zonelor slăbite prin îngroşarea racordului.

Aşa cum s-a menţionat, consolidarea zonei slăbite prin practicarea orificiului se poate realiza şi prin îngroşarea peretelui racordului (fig. 7.31). Această soluţie prezintă următoarele avantaje: • este mai ieftină din punct de vedere al execuţiei decât construcţia cu inele de consolidare; • amplasează materialul de adaos tocmai în zona vârfurilor de tensiuni. Considerând notaţiile din figura 7.31, condiţia de consolidare are expresia: A1 + A2 + A3 ≥ A0  (7.59) în care:A0  – aria de metal îndepărtată (decupată) din înveliş, pentru  practicarea orificiului racordului, dată de relaţia (7.50), în m 2; A1 – aria suplimentară de metal, introdusă în zona dreptunghiului de consolidare (eficienţă ABCD), prin adoptarea unei grosimi standardizate  pentru înveliş şi introducerea coeficientului de rezistenţă al sudurii, dată de relaţia (7.51), în m 2; A2  – suprafaţa suplimentară de metal introdusă prin îngroşarea racordului, în m 2: A2 = 2L1(sR  – s0R ) (7.60) A3  – aria suplimentară de metal, introdusă în zona de consolidare  prin petrecerea racordului în interiorul învelişului, în m 2: A3 = 2h(s R  – 2c1) (7.61) Din condiţia de consolidare (7.59) rezultă grosimea îngroşată a racordului sR , în funcţie de celelalte elemente dimensionale.

 

166

Fig. 7.31 – Schema de calcul privind consolidarea zonelor slăbite prin îngroşarea racordului 7.5. SUPORTURI PENTRU REZEMAREA RECIPIENTELOR 7.5.1. Generalităţi. Clasificare.

Suporturile au rolul de a susţine recipientele pe fundaţii sau pe construcţii metalice portante. Tipul şi mărimea suporturilor, ca şi locul de amplasare al lor pe recipient, se adoptă, de regulă, în funcţie de poziţia de montare a recipientului şi de dimensiunile de gabarit ale acestuia. Din punct de vedere constructiv, suporturile folosite la rezemarea recipientelor se pot grupa în două categorii de bază: • suporturi pentru recipiente (aparate) verticale – destinate rezemării aparatelor montate în poziţie verticală. Având în vedere locul de montare a acestora la aparat, aceste tipuri de suporturi se pot grupa în: suporturi de suspendare laterale; suporturi de rezemare de fund; suporturi de tip virolă falsă (cilindrică sau conică); suporturi de tip inel. • suporturi pentru recipiente (aparate) orizontale – destinate sprijinirii aparatelor montate în poziţie orizontală. După construcţia lor, aceste suporturi pot fi: suporturi tip şa; suporturi laterale pentru recipientele orizontale. Suporturile se execută din oţel-carbon, inclusiv pentru recipientele realizate din material anticorosiv înalt aliat. În acest caz, între suport şi elementul de recipient pe care se amplasează suportul se prevede o o o o

o o

 

167

întotdeauna o piesă de întărire confecţionată din oţel inoxidabil, urmând ca suportul să se sudeze de placa de întărire cu electrozi adecvaţi. 7.5.2. Suporturi pentru recipiente verticale

7.5.2.1. Suporturi laterale (tip papuc) Suporturile laterale servesc la montarea suspendată a recipientelor verticale, ele amplasându-se pe mantaua cilindrică a acestora. Se utilizează la agitatoare, decantoare etc. în număr de 3, 4 sau 8. Din punct de vedere al tehnologiei de execuţie, suporturile laterale sunt de două tipuri, şi anume: • suporturi laterale executate din elemente sudate între ele, forma A (fig. 7.32); • sporturi laterale executate prin ambutisare, forma B (fig. 7.33). Constructiv, în practica rezemării recipientelor verticale, suporturile laterale sunt executate în două variante: • suporturi laterale sudate direct pe recipient (varianta I), (fig. 7.32, a); • suporturi laterale sudate pe recipient prin intermediul unei plăci de întărire (varianta II), (fig. 7.32, b).

a

b

Fig. 7.32 – Suporturi laterale din elemente sudate:

a – sudat direct pe manta; b – sudat pe manta prin intermediul unei plăci intermediare (de întărire)

Dacă grosimea peretelui mantalei este suficient de mare, atunci suporturile laterale se sudează direct pe suprafaţa exterioară a recipientului (fig. 7.32, a). În cazul în care grosimea peretelui elementului pe care se

 

168

amplasează suportul, este relativ mică, pentru a evita pierderea locală a stabilităţii elementului respectiv şi pentru evitarea dezvoltării unei stări de tensiuni defavorabile între suport şi elementul pe care se amplasează, se montează o placă intermediară, de grosime egală cu grosimea elementului de recipient, care are rolul de a rigidiza zona de rezemare a recipientului (fig. 7.32, b).

a

b

Fig. 7.33 – Suport lateral executat dintr-o bucată prin ambutisare:

a – sudat direct pe manta; b – sudat pe manta prin intermediul unei plăci de întărire; 1 – mantaua recipientului; 2 – suportul ambutisat

Dacă în timpul funcţionării recipientului au loc variaţii mari de temperatură, atunci, la suporturi, se pot prevedea găuri ovale a căror axă mare de simetrie va fi orientată pe direcţia radială. În funcţie de diametrul recipientului şi sarcina maximă susţinută pe un suport, se alege tipul şi mărimea suportului lateral [1], cu dimensiunile standardizate conform STAS 5455-83. Calculul de verificare al mantalei recipientului în dreptul suportului de rezemare

După alegerea mărimii şi a dimensiunilor constructive ale suportului este necesară verificarea mantalei la solicitarea din presiunea interioară şi momentul încovoietor în dreptul suportului de rezemare. Considerând notaţiile din figura 7.34 şi, dacă numărul suporturilor este n şi Q, sarcina totală (provenită din greutatea proprie a recipientului  plus greutatea lichidului din interior), reacţiunea pe un suport va fi:  F 1 =

Q   n

(7.62)

În dreptul unui suport, momentul încovoietor care solicită mantaua, în MN·m, va fi: Mi = F1 · m1  (7.63)

 

169

Fig. 7.34 – Schema de calcul pentru verificarea mantalei în zona sprijinirii Considerând că la preluarea solicitării din încovoiere participă o lungime din manta activă [6].  Dm

( s − c )   (7.64) 2 m 1 Pentru un element din manta de înălţime h + 2L ef   şi baza s m – c1, modulul de rezistenţă este: (h + 2 Lef  )( sm − c1 )2 W  =   (7.65) 6 şi datorită rezemării se produc tensiunile din încovoiere [6]: • tensiunea după direcţia meridională:  M  6 M i   (7.66) σ  xi = ± i = ± W  (h + 2 Lef  )( s m − c1 )2 • tensiunea după direcţia tangenţială (inelară): 6 M i µ    (7.67) σ θ i = ± µσ  xi = (h + 2 Lef  )( s m − c1 )2 Ştiind că din presiunea interioară se dezvoltă tensiuni după direcţia meridională σ  x p  (7.7), şi tangenţială σ θ  p (7.5), tensiunile totale în condiţii de regim sunt: σ  xT  = σ  xi + σ  x p a) (7.68) T  i  p b) σ θ  = σ θ  + σ θ   Lef  = 0,81

Aplicând teoria a V-a de rezistenţă, a energiei de deviaţie (varianta Huber – Henky – Mises) condiţia de rezistenţă va fi: 2 2 σ ech = (σ  xT  ) + (σ θ T  ) − σ  xT σ θ T  ≤ σ at    (7.69) Dacă condiţia (7.69) nu este îndeplinită şi suportul ales iniţial a fost sudat direct pe recipient (varianta I), atunci se va adopta un suport lateral

 

170

sudat pe recipient prin intermediul unei plăci de întărire (varianta II), în acest caz modulul de rezistenţă al secţiunii verificate va fi: (h + 2 Lef  )( s m − c1 + s p )2   (7.70) W  = 6 urmând să se facă verificarea după metodologia expusă mai sus. Dacă nici în acest caz condiţia (7.69) nu se verifică, se va modific grosimea plăcii de întărire s p până când se verifică condiţia (7.69). 7.5.2.2. Suporturi de rezemare de fund Acestea sunt amplasate în partea inferioară a recipientelor sub  presiune, pe fundul conic sau bombat al acestora. Ele sunt realizate din oţel carbon, oţel slab aliat sau oţel aliat, dimensiunile lor adoptându-se (STAS 5520-82) în funcţie de diametrul nominal al recipientului şi de sarcina maximă admisă pe suport. Constructiv, suporturile de fund pot fi de tipul tubular [5], (fig. 7.35) sau din plăci sudate (fig. 7.36), ambele tipuri putând fi utilizate fără placă intermediară de întărire (fig. 7.35, a) şi (fig. 7.35, a) sau cu placă intermediară de întărire (fig. 7.35, b) şi (fig. 7.36, b).

a

Fig. 7.35 – Suporturile de fund tubulare:

b

a – fără placă de întărire; b – cu placă de întărire; 1 – mantaua recipientului; 2 – fundul recipientului; 3 – suportul tubular; 4 – placa de întărire

Fig. 7.36 – Suporturile de fund din plăci sudate:

a – fără placă de întărire; b – cu placă de întărire; 1 – fundul; 2 – suportul; 3 – placa de întărire

 Numărul suporturilor de fund se stabileşte în funcţie de sarcina totală de încărcare, condiţiile de lucru, montare şi transport, în general folosinduse 3, 4 sau 6 suporturi de fund.

 

171

7.5.2.3. Suporturi de tip virolă falsă Acestea sunt specifice aparatelor de tip coloană asigurând tranziţia între temperatura corpului şi temperatura elementului de rezemare (tălpii). Virola falsă se mai numeşte şi virolă oarbă, virolă suport sau virolă de tip fustă şi poate fi construită astfel încât suprafaţa mediană a ei să fie în  prelungirea suprafeţei mediane a corpului aparatului (fig. 7.37, a) sau să îmbrace corpul (fig. 7.37, b).

a

b

Fig. 7.37 – Suporturi de tip virolă falsă:

a – cu suprafaţa mediană în prelungirea suprafeţei mediane a corpului; b – îmbracă corpul; 1 – mantaua recipientului; 2 – fundul; 3 – virolă suport; 4 – contrainel; 5 – talpa

Virola-suport poate fi de tip cilindric (fig. 7.38) la aparatele cu diametrul mare sau de tip tronconic (fig. 7.39) la aparatele foarte zvelte (cu raportul H/D foarte mare).

Fig. 7.38 – Suport tip virolă falsă (virolă-suport) cilindrică:

1 – mantaua; 2 – fundul; 3 – racord de fund (pentru golire); 4 – virolă suport cilindrică; 5 – talpa de rezemare; 6 – nervuri; 7 – consolidarea ferestrei; 8 – mufă de aerisire; 9 – şurub de ancoraj.

Soluţia cu suprafaţa mediană în prelungire (fig. 7.37, a) se adoptă  pentru funduri semisferice sau eliptice, la temperaturi de regim sub 250 0 C [6], iar soluţia cuprinderii aparatului de către suport (fig. 7.37, b) se adoptă, în general, în cazul fundurilor torosferice (sferic cu racordare toroidală).

 

172

Fig. 7.39 – Suport tip virolă falsă (virolă-suport) tronconică:

1 – mantaua; 2 – fundul; 3 – virolă suport tronconică; 4 – talpă de rezemare; 5 – nervură; 6 – consolidarea ferestrei; 7 – mufă de aerisire.

7.5.2.4. Suporturi tip inel Acestea se amplasează pe mantaua cilindrică a recipientelor verticale foarte mari cu sarcini axiale (masice) importante (de exemplu: reactorul şi regeneratorul instalaţiei de cracare catalitică, coloane, coşuri etc.) Din punct de vedere constructiv aceste suporturi pot fi: • cu inel şi contrainel (fig. 7.40, a); • cu inel şi plăcuţe (fig. 7.40, b).

a

Fig. 7.40 – Suport tip inel:

b

a – cu inel şi contrainel; b – cu inel şi plăcuţe; 1 – mantaua; 2 – fundul; 3 – inel de reazem (talpă); 4 – contrainel; 5 – nervuri de rigidizare; 6 – plăcuţă; 7 – şurub de ancoraj; 8 – rondelă; 9 – piuliţă.

7.5.3. Suporturi pentru recipiente orizontale

7.5.3.1. Suporturi tip şa Recipientele cilindrice montate în poziţie orizontală se fixează pe fundaţii prin intermediul a două sau mai multe suporturi de tip şa. Din punct de vedere constructiv, suporturile de tip şa folosite la rezemarea recipientelor sunt [3]:

 

173

• de tip N1, destinate recipientelor cilindrice orizontale cu

Dn600…1000, (fig. 7.41, a); • de tip N2, destinate recipientelor cilindrice orizontale cu Dn1100…2000, (fig. 7.41, b); • de tip N3, destinate recipientelor cilindrice orizontale cu Dn2200…3600 (fig. 7.41, c). Fiecare tip de suport şa este realizat în două variante constructive, şi anume, ca suporturi şa fixe (fig. 7.41, a şi 7.41, b) şi ca suporturi şa mobile (fig. 7.41, c). Dacă recipientul funcţionează la temperatură ridicată, atunci unul dintre suporturi este fix (de obicei cel amplasat spre racordurile de conectare ale aparatului la linia tehnologică), iar celelalte sunt mobile, pentru a  permite dilatarea liberă a corpului. Suporturile mobile se montează pe fundaţie, prin intermediul unei plăci metalice încastrate în fundaţie (fig. 7.42).

Fig. 7.41 – Suporturile de tip şa pentru rezemarea recipientelor orizontale: a – tip N1; b – tip N2; c – tip N3

Fig. 7.42 – Placă metalică de glisare pentru suportul de tip şa, mobil Materialul de construcţie pentru suporturi poate fi oţelul carbon, oţelul slab aliat sau oţelul aliat. Se recomandă ca placa de întărire sau şaua [5] suportului să fie executată din acelaşi material cu corpul recipientului.

 

174

Alegerea tipului de suport, ca şi a dimensiunilor suporturilor, se face în funcţie de diametrul nominal al recipientului şi de sarcina maximă pe suport (STAS 10817-82). TESTE DE AUTOEVALUARE

T 7.1. Se dă relaţia:

σ  x

 R1

+

σ θ 

 R2

=

 p  care preprezintă:  s1

a) ecuaţia lui Laplace, fundamentală în calculul recipientelor cu perete subţire;  b) ecuaţia de dimensionare a unei ţevi sudate elicoidal; c) ecuaţia de dimensionare a unei tubulaturi cu perete gros; d) ecuaţia de dimensionare a unei tubulaturi solicitată dinamic. T 7.2. Se dă relaţia:  s f  p =

 pDi ⋅ v + c1 + c 2  care reprezintă: 2ϕ f at  −  p

a) grosimea de rezistenţă a unui fund conic neracordat;  b) grosimea de proiectare a unui fund elipsoidal; c) grosimea de rezistenţă a unui fund semisferic; d) grosimea de proiectare a unui fund conic cu racordare. T 7.3. Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea orificiilor se realizează: a)  prin micşorarea grosimii structurii pe care se practică orificiile;  b)  prin amplasarea unor inele de consolidare în afara dreptunghiului de eficienţă; c)  prin amplasarea în jurul orificiului a unui inel de consolidare în interiorul dreptunghiului de eficienţă; d)  prin micşorarea grosimii racordului în zona de influenţă. T 7.4. Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea racordurilor, folosind inele de consolidare, se realizează: a) cu inelul aplicat la exteriorul învelişului;  b) cu inelul aplicat la interior; c) cu inele amplasate pe ambele feţe, şi la interior şi la exterior; d)  prin micşorarea grosimii racordului în zona de consolidare. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 7.1. • Elementele componente ale unui recipient sub presiune. • Tipuri de funduri pentru recipientele sub presiune. • Calculul de verificare al mantalei cilindrice în dreptul suportului de rezemare lateral tip papuc. L.V. 7.2. • Calculul de dimensionare şi verificare al mantalelor cilindrice ale recipientelor solicitate la presiune interioară uniformă. • Tipuri de suporturi laterale pentru recipiente verticale. • Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea orificiilor.

 

175

L.V. 7.3. • Calculul de dimensionare al fundului sferic cu racordare. • Tipuri de suporturi de fund pentru recipiente verticale. • Mijloace de consolidare a orificiilor practicate pe structurile cilindrice. REZUMATUL

Industriile bazate pe transformarea moleculară a materiei (industria chimică, petrochimică şi de rafinării) sunt organizate în instalaţii, ale căror componente de bază sunt aparatele de tip recipient. Recipientul este orice vas – de obicei, închis – folosit pentru colectarea, depozitarea, transportarea, distribuirea sau prelucrarea unor materiale, substanţe sau produse aflate în stare solidă, lichidă (ori lichefiată) sau gazoasă. Recipientele pot fi concepute să funcţioneze sub vacuum, la  presiune atmosferică sau la presiune manometrică. Oricare vas (recipient) metalic care poate conţine – în condiţii sigure de rezistenţă, stabilitate şi etanşeitate – un fluid sau un amestec de fluide, la o presiune mai mare decât  presiunea atmosferică, se numeşte recipient sub presiune. Recipientele sub presiune cu pereţi subţiri, fac obiectul capitolului al şaptelea, a cărui tematică are în vedere construcţia şi calculul unor elemente şi dispozitive constituind componente structurale ale aparatelor tehnologice de tip recipient, respectiv mantale (virole), funduri şi capace (plane, semisferice, torosferice, elipsoidale, conice), racorduri şi guri cu diferite funcţii tehnologice, suporturi şi reazeme. BIBLIOGRAFIA

1. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploieşti, 1986. 2. *** PT – C4/1 – 2003 şi PT – C4/2 – 2003, Prescripţii tehnice pentru  proiectarea, execuţia, instalarea, exploatarea, repararea şi verificarea recipientelor metalice stabile sub presiune, Colecţia I.S.C.I.R. Bucureşti, 2003. 3.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 4. Iţalon, Th., Utilaj petrochimic, I.P.G. Ploieşti, 1974. 5. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, II, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 6. Renert, M., Calculul şi construcţia utilajului chimic, vol. I, ediţia a II-a, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1964.

 

176

UI 8. REZERVOARE OBIECTIVE

Industria petrolieră şi petrochimică este singura industrie căreia capacitatea de depozitare a crescut în ultimul timp foarte mult. Sub aspect valoric rezervoarele de depozitare reprezintă circa 10% din investiţiile sectorului de rafinării şi petrochimie. Sub aspectul volumului de metal, rezervoarele atmosferice constituie circa 8 ... 12 din celelalte utilaje. Alegerea tipului corespunzător de rezervor se face în funcţie de mai mulţi factori, dintre care cei mai importanţi sunt următorii:  condiţiile de lucru impuse şi condiţiile climatice;  caracteristicile constructive ale rezervoarelor de diferite tipuri;  indicatorii tehnico-economici ai proiectării, construcţiei, montajului şi exploatării (întreţinerii) rezervoarelor. Din punctul de vedere al condiţiilor de lucru, rezervoarele trebuie să corespundă următoarelor cerinţe:  să fie impermeabile şi etanşe în raport cu produsul depozitat;  să nu se aprindă, să fie durabile şi puţin sau deloc sensibile la acţiunea chimică, electrochimică sau mecanică a produsului depozitat;  să permită o uşoară curăţare de depuneri, precipitări sau decantări;  să fie prevăzut cu echipamentul necesar;  să asigure o perfectă securitate a depozitării produsului;  să fie economice în exploatare şi uşor de deservit, supravegheat, controlat. Având în vedere caracteristicile constructive, rezervoarele trebuie să corespundă următoarelor cerinţe:  capacitatea lor de depozitare să fie optimă;  soluţiile constructive adoptate şi formele rezervoarelor să fie simple, iar, în cazul rezervoarelor cilindrice verticale, să asigure posibilitatea montării şi funcţionării corecte a capacelor plutitoare, ecranelor  plutitoare etc.;  construcţia rezervoarelor să permită executarea şi montarea rapidă a tuturor elementelor componente;  să fie folosite la maximum şi în mod efectiv caracteristicile mecanice ale materialelor de construcţie, fără a diminua capacitatea portantă a rezervorului. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

8.1. Definiţii. Generalităţi. Clasificare.....................................................176 8.2. Rezervoare cilindrice verticale de depozitare atmosferică.................180 8.2.1. Generalităţi. Clasificare.................................................................180 8.2.2. Elementele constructive ale rezervoarelor......................................183 8.2.2.1. Fundaţia rezervorului..................................................................183 8.2.2.2. Fundul rezervorului....................................................................184 8.2.2.3. Mantaua rezervorului..................................................................185

 

177

8.2.2.4. Capacul rezervorului...................................................................186 8.2.3. Calculul rezervoarelor cilindrice verticale ..................................... 192 8.2.3.1. Calculul de rezistenţă al mantalei ............................................... 192 8.2.3.2. Calculul de verificare la răsturnare al rezervorului...................... 194 8.3. Rezervoare sferice............................................................................197 Teste de autoevaluare.............................................................................. 201 Răspunsurile testelor de autoevaluare...................................................... 250 Lucrarea de verificare.............................................................................201 Rezumatul .............................................................................................. 202 Bibliografia............................................................................................. 202 8.1. DEFINIŢII. GENERALITĂŢI. CLASIFICARE

Rezervoarele sunt construcţii metalice care se folosesc la depozitarea fluidelor (materii prime, semifabricate sau produse finite). Depozitarea materiei prime de bază, a celorlalte materiale care vin din afara unităţii şi a produsului finit este inevitabilă şi necesită spaţii de depozitare care se asigură cu ajutorul rezervoarelor. Aceste depozite sunt amplasate de preferinţă la periferia întreprinderii, în afara platformelor instalaţiilor, însă în apropierea căii ferate. Depozitele se prevăd cu drumuri de acces şi în apropiere se amplasează rampa de expediere a produselor. Parcurile de rezervoare au legături prin conducte cu secţiile tehnologice, precum şi cu rampa de expediere. Industria petrolieră şi petrochimică deţine în prezent o capacitate de depozitare foarte mare. Sub aspect valoric, rezervoarele de depozitare reprezintă circa 10% din investiţiile sectorului de rafinării şi petrochimie. Sub aspectul volumului de metal, alături de reţelele de conducte, rezervoarele constituie, de asemenea, un procent destul de important (8…12%). Prin rezervoare se înţeleg recipientele având capacităţi de depozitare mai mari de 3m 3, forme şi dimensiuni variate şi diferite, executate din diverse materiale şi destinate recepţionării, depozitării, desfacerii şi  prelucrării tehnologice a diferitelor produse în stare lichidă sau semilichidă. Recipientele cu capacităţi reduse (de obicei, între 3m 3  şi 100m3), destinate transportului diferitelor medii aflate în stare lichidă sau semilichidă, se numesc cisterne. În cadrul unei anumite variante de depozitare, alegerea tipului corespunzător de rezervor se face în funcţie de mai mulţi factori, dintre care cei mai importanţi sunt următorii: • condiţiile de lucru impuse şi condiţiile climatice; • caracteristicile constructive ale rezervoarelor de diferite tipuri; • indicatorii tehnico-economici ai proiectării, construcţiei, montajului şi exploatării (întreţinerii) rezervoarelor. Din punctul de vedere al condiţiilor de lucru, rezervoarele trebuie să corespunda următoarelor cerinţe: • să fie impermeabile şi etanşe în raport cu produsul depozitat;

 

178

• să nu se aprindă, să fie durabile şi puţin sau de loc sensibile la

acţiunea chimică, electrochimică sau mecanică a produsului depozitat; • să permită o uşoară curăţare de depuneri, precipitări sau decantări; • să fie prevăzute cu echipamentul necesar, corespunzător atât umplerii (încărcării), cat şi golirii (descărcării) lor; • să asigure o perfectă securitate a depozitării produsului; • să fie economice în exploatare şi uşor de deservit, supravegheat, controlat; Având în vedere caracteristicile constructive, rezervoarele trebuie să corespundă următoarelor cerinţe: • soluţiile constructive adoptate şi formele rezervoarelor să fie simple, iar în cazul rezervoarelor cilindrice verticale, să asigure posibilitatea montării şi funcţionării corecte a capacelor plutitoare, ecranelor  plutitoare etc.; • capacitatea lor de depozitare să fie optimă; • construcţia rezervoarelor să permită executarea şi montarea rapidă a tuturor elementelor lor componente, iar dimensiunile semifabricatelor să se înscrie în limitele gabaritelor transportabile pe drumuri, şosele auto, autostrăzi, calea ferată etc.; • dimensiunile rezervoarelor si ale elementelor lor componente să fie tipizate; • să fie folosite, la maximum si în mod efectiv, caracteristicile mecanice ale materialelor de construcţie, fără a diminua capacitatea  portantă a rezervorului, asigurându-se, astfel, un consum specific de metal minim. Indicatorii tehnico-economici ce se pot menţiona, în cazul rezervoarelor, sunt: • costul rezervorului propriu-zis; • costul instalaţiilor anexe ale parcului de rezervoare (instalaţii de  protecţie, prevenire şi combatere a incendiilor; conducte tehnologice; conducte de apă şi canalizare; conducte de încălzire etc.),  bineînţeles, raportat la fiecare rezervor în parte; • consumul de metal (în special sub formă de tablă şi profiluri); • consumul de beton şi de beton armat; • volumul lucrărilor de construcţie etc. Construcţia de rezervoare, de diferite tipuri, forme şi dimensiuni, s-a dezvoltat, pe plan mondial, în concordanţă cu cerinţele activităţii industriale în diferite domenii, în pas cu tehnica modernă. S-a ajuns, astfel, să se dispună de o mare varietate de soluţii constructive de rezervoare. Clasificarea lor se poate face după numeroase criterii, urmând a se trata numai criteriile de clasificare determinante. Clasificarea rezervoarelor se poate face: a) după poziţia faţă de suprafaţa solului: • rezervoare de suprafaţă, din care fac parte şi rezervoarele montate direct pe sol sau deasupra solului, precum şi rezervoarele îngropate pe mai puţin

 

179

 b)

c)

d)

e)

 

de jumătate din înălţimea lor (fig. 8.1 a); • rezervoare semi îngropate - în categoria cărora intră rezervoarele îngropate pe mai mult de jumătate din înălţimea lor (fig. 8.1 b); • rezervoare îngropate - la care înălţimea maximă a nivelului fluidului depozitat se află cu 0,2 m sub nivelul solului (fig. 8.1 c). după forma geometrică: • rezervoare cilindrice verticale (fig. 8.1.), sau orizontale (fig. 8.2.); • rezervoare sferice (fig. 8.3.); • rezervoare sferoidale (fig. 8.4.); • rezervoare torosferoidale (fig. 8.5.); • rezervoare paralelipipedice; • rezervoare de formă specială (fig. 8.6.). după capacitatea de depozitare: • rezervoare de mică capacitate - cu capacitate până la 100 m3, cu capac conic susţinut de construcţie metalică uşoară; • rezervoare de mijlocie şi mare capacitate - cu capacităţi de depozitare între 100 – 50.000 m 3: - cu capac plat pe construcţie metalică pe ferme,  pentru capacităţi de depozitare între 100 – l.000 m3; - cu capac conic pe grinzi şi stâlpi de susţinere,  pentru capacităţi de depozitare între 1.000 – 5.000 m3; - cu capac bombat sau cu capac plat pe stâlpi,  pentru capacităţi de depozitare între 10.000 – 50.000 m3 • rezervoare de foarte mare capacitate - de peste 50.000 m 3; după natura materialelor din care se execută: • rezervoare metalice - care cuprind rezervoarele sudate şi nituite, cilindrice verticale sau orizontale, sferice, sferoidale şi de forme şi construcţii speciale; • rezervoare nemetalice, cuprinzând rezervoarele din  beton, beton armat, piatră, cărămidă, pământ, materiale plastice obişnuite sau armate. după presiunea interioară maximă de depozitare: • rezervoare de joasă presiune, denumite şi rezervoare atmosferice, care sunt în general, rezervoare cilindrice verticale; • rezervoare de medie presiune, din categoria cărora fac  parte, în general, rezervoarele cilindrice orizontale, rezervoarele sferoidale, rezervoarele cilindrice verticale cu capac bombat;

180

• rezervoare de presiune ridicată, din categoria cărora

fac parte rezervoarele cilindrice orizontale de construcţie specială, rezervoarele sferice şi alte rezervoare de construcţie specială.

a. supraterane

b. semi îngropate

c. îngropate

Fig. 8.1. Rezervoare cilindrice verticale.

a. supraterane

b. semi îngropate

c. îngropate

Fig. 8.2. Rezervoare cilindrice orizontale.

Fig. 8.3. Rezervorul sferic

 

Fig. 8.4. Rezervorul sferoidal axial simetric

181

Fig. 8.5. Rezervorul torosferoidal

Fig. 8.6. Rezervorul de tip tranşee

8.2. REZERVOARE CILINDRICE DEPOZITARE ATMOSFERICĂ

VERTICALE

DE

8.2.1. Generalităţi. Clasificare.

Rezervoarele de depozitare sunt recipiente cilindrice cu funduri  plate, montate vertical, folosite pentru stocarea lichidelor volatile la suprapresiuni de pană la 5000 mm H 2O → 50 kN/m 2. Urmărindu-se formele constructive de rezervoare atmosferice cilindrice verticale, se poate constata o mare varietate a acestora, dintre care cele mai importante sunt: rezervoarele atmosferice cu capac fix (forma capacului fiind plată, conică sau bombată), denumite şi rezervoare de tip standard; rezervoarele atmosferice cu capac plutitor, de mare şi foarte mare capacitate; rezervoarele atmosferice cu capac respirator (rezervoarele cu capac autoportant fără moment). Din punct de vedere constructiv, mantaua şi fundul acestor rezervoare se soluţionează în mod identic, de la caz la caz diferind doar construcţia capacului. Având în vedere factorii pe care trebuie să-i îndeplinească rezervoarele atmosferice cilindrice verticale, varietatea constructivă şi dimensională a acestora, în continuare, se va prezenta în ordinea gradului de utilizare practică. Rezervoarele cilindrice verticale cu capac fix sunt rezervoare mult utilizate în practica curentă, datorită simplităţii construcţiei şi problemelor de montaj uşor rezolvabile. Aceste rezervoare sunt echipate cu dispozitive de deservire şi exploatare comune echipamentului obligatoriu al rezervoarelor atmosferice. În figura 8.7. se prezintă, schematic, structurarea constructivă a unui rezervor atmosferic cu capac fix. În general, aceste rezervoare se compun din fund, manta, construcţie metalică de susţinere şi capac.

 

182

Fig. 8.7. Vedere de ansamblu a rezervorului atmosferic cu capac fix:

1 – mantaua; 2 – fundul; 3 – constructia de sustinere a capacului; 4 – invelitoarea capacului; 5 – fundatia; 6 – gura de vizitare; 7 – racordul de ventilatie; 8 – racordul pentru luat probe; 9 – racordul echipamentului respirator; 10 – racordul de tragere (descarcare, golire); 11 – racordul de impingere (incarcare, umplere); 12 – racorduri pentru intrare abur; 13 – racorduri pentru iesire condens; 14 – racordul încărcător de spumă; 15 – racordul de scurgere.

Clasificarea acestor rezervoare se face după mai multe criterii: a) după forma capacului: • rezervoare atmosferice cu capac plat, la care unghiul făcut de capac şi orizontală (α) este mai mic de 3°; • rezervoare cu capac conic, la care α = 7°...15°; • rezervoare cu capac autoportant, fără moment (fig. 8.8.); • rezervoare cu capac fix şi ecran plutitor rigid cu  ponton inelar (fig. 8.9.); • rezervoare cu capac bombat (fig. 8.10.).  b) după construcţia metalică de susţinere a capacului: • rezervoare de construcţie metalică de tip ferme şi stâlp central; • rezervoare cu construcţie metalică de tip ferme şi stâlpi intermediari; • rezervoare cu construcţie metalică autoportantă; • rezervoare fără construcţie metalică (cu capac autoportant).

 

183

Fig. 8.9. Rezervorul cu capac fix si ecran plutitor rigid cu  ponton inelar:

Fig. 8.8. Rezervorul cu capac auto portant fără moment:

1 - mantaua rezervorului; 2 - fundul; 3 - capacul autoportant; 4 - stalpul central; 5 - carcasa de rigidizare.

1 - mantaua rezervorului; 2 - capacul fix; 3 - fundul; 4 - ecranul plutitor rigid cu ponton; 5 - stalpul de ghidare; 6 - sistemul de etanşare; 7 - reazemu1 de fund; 8 - pontoanele; 9 - gura de luat  probe; 10 - supapa de respiraţie

a

 b

Fig. 8.10. Rezervoarele cu capac bombat:

a - rezervorul cu capac sferoidal; b - rezervorul cu capac şi fund sferic; 1 - mantaua; 2 – fundul; 3 – capacul; 4 - fundaţia; 5 - sistemul de ancorare

c) după modul de realizare constructivă a mantalei: • rezervoare cu manta de construcţie normală, din virole sudate, fie cap la cap, fie telescopic, fie alternante;

 

184

• rezervoare cu manta executate prin sudare elicoidală; • rezervoare cu manta realizată din rulouri prefabricate

în uzină. d) după modul de rezemare: • rezervoare montate pe fundaţie continuă din beton – cazul rezervoarelor de mică capacitate; • rezervoare montate pe fundaţie de tip pat elastic; • rezervoare montate pe fundaţie elastică cu inel de  beton. 8.2.2. Elementele constructive ale rezervoarelor

8.2.2.1. Fundaţia rezervorului Este elementul de răspundere care are menirea de a prelua solicitările transmise atât de rezervor cât şi de fluidul stocat în acesta şi de care depinde în mare măsură costul, comportarea în exploatare şi durata de serviciu a rezervorului. De aceea, este necesar ca, la proiectarea rezervoarelor, să se acorde deosebită atenţie alegerii tipului de fundaţie, mai ales că, în condiţiile  performanţelor actuale în domeniul construcţiei de rezervoare, în mod frecvent, suprafaţa de rezemare a rezervoarelor depăşeşte 1 000 m 2, iar  presiunea pe teren poate ajunge la valori de peste 12,6 MPa. Din punct de vedere constructiv, principalele tipuri de fundaţii pot fi: - fundaţii pe pat elastic normal (fig. 8.11, a); - fundaţii pe pat elastic înalt (fig. 8.11, b); - fundaţii pe pat elastic cu inel de beton (fig. 8.12.).

Fig. 8.11. Fundaţiile pe pat elastic:

a – normal; b - înalt; 1 - rezervorul; 2 - stratul hidroizolator; 3 - stratul de nisip; 4 - terenul de umplutură; 5 - rigola inelară; 6 - terenul de fundare.

 

185

Fig. 8.12. Fundaţia pe pat elastic cu inel de beton:

1 - rezervorul; 2 - stratul hidroizolator; 3 - stratul de nisip; 4 - terenul de umplutură; 5 - stratul de argilă compactă; 6 - inel din beton.

8.2.2.2. Fundul rezervorului

Fig. 8.13. Fundul rezervorului cilindric vertical executat prin metoda clasică: 1 - zona centrală; 2 - inelul periferic

Construcţia fundului rezervorului este strâns legată de tehnologia de fabricaţie aplicată. Dacă rezervorul se execută prin rulare, în funcţie de mărimea rezervorului, fundul se confecţionează din unul sau din două rulouri. În acest caz, contracţiile circumferenţiare ale îmbinărilor sudate sunt anulate de către însăşi tehnologia de montare aplicată. În varianta aplicării tehnologiei de montare clasică a rezervorului, fundul se execută dintr-un panou central, de formă poligonală şi dintr-un inel periferic (fig. 8.13.). Îmbinarea tablelor care formează fundul se face prin cordoane de sudură în colţ, executându-se întâi sudurile transversale (după direcţie Y 1 – Y2) ale zonei centrale, alternativ de o parte şi de alta a fâşiei centrale, către  periferie, apoi, cordoanele longitudinale (paralele cu direcţia X 1 -X2), In cazul fundurilor structurate din zonă centrală şi inel periferic, după efectuarea cordoanelor longitudinale ale zonei centrale, se execută cordoanele radiale ale inelului periferic, sudarea inelului periferic de zona centrală realizându-se numai după sudarea tablelor primei virole, atât de inelul periferic (simultan la interiorul şi exteriorul virolei) cat şi între ele (prin cordoane longitudinale).

 

186

Dacă se notează cu A zc suprafaţa zonei centrale şi cu A ip suprafaţa inelului periferic, atunci se impune ca: Azc = (0,80 ... 0,85) A f   (8.1) deci, rezultă: Aip = (0,15 ... 0,20) A f   (8.2) 2 Af  fiind suprafaţa fundului rezervorului, in m .

b

c

Fig. 8.14. Tipuri de îmbinări fund-manta la rezervoarele cilindrice:

a - prin sudură de colţ directă; b,c, - prin intermediul unui inel din cornier

Grosimea tablelor, care constituie fundul rezervorului, trebuie să fie conform STAS 6579-71, pentru zona centrală se recomandă [1] s zc = (4 ... 9)mm; Pentru inelul periferic, grosimea (s ip) se adoptă în funcţie de grosimea sv1 a primei virole (virola de bază), si anume: a) sv1 ≤ 7,0 mm → s ip = sv1  b) sv1 > 7,0 mm si fundaţie continua din beton → s ip = sv1 c) sv1 > 7,0 mm si fundaţie pe pat elastic → s ip > 7,0 mm.  sip 〉 4

unde:

20 σ cip 20 σ cm

〉 7,0 mm

20  - limita de curgere a materialului inelului periferic la 20 σ cip 20  - limita de curgere a materialului mantalei la 20 σ cm

0

C;

0

C.

8.2.2.3. Mantaua rezervorului Tipul mantalei rezervorului este dat de tehnologia de montare adoptată. Mantaua rezervorului se execută în construcţie sudată, din table de dimensiuni standardizate. Sudarea tablelor între ele, în vederea realizării virolei, precum şi a virolelor între ele în vederea realizării mantalei, se face fie manual, fie automat. După poziţia relativă a virolelor, se deosebesc: • mantale cu virole sudate cap la cap (fig. 8.15, a); • mantale cu virole telescopic (fig. 8.15, b);

 

187

• mantale cu virole montate alternant prin suprapunere

(fig. 8.15,c). In cazul mantalelor realizate prin sudură elicoidală, îmbinarea sudată circumferenţiară este înclinată, faţă de planul orizontal, cu un unghi de pantă de 6 ... 10°, iar sudurile longitudinale sunt înclinate, în raport cu verticala, cu acelaşi unghi, însă faţă de axa verticala (fig. 8.16.).

Fig. 8 15. Tipuri de mantale :

a – cu virole sudate cap la cap ; b – cu virole sudate telescopic ; c – cu virole sudate alternant prin suprapunere

Fig. 8.16. Rezervor cu mantaua realizata prin sudura elicoidala 8.2.2.4. Capacul rezervorului Capacul rezervorului poate fi realizat - în funcţie de capacitatea de depozitare a rezervorului - în următoarele variante constructive: a) Capacul fix, specific rezervoarelor de depozitare atmosferice, de construcţie normală, prevăzute cu anumite amenajări, în scopul micşorării la minimum a spaţiului de gardă, în condiţiile umplerii totale. Capacele fixe ale rezervoarelor atmosferice verticale pot fi conice, sferice sau plate. Capacele conice se construiesc cu un unghi la vârf de 3...4°, realizând un spaţiu de vapori mare si sunt recomandate pentru rezervoarele care depozitează produse petroliere uşoare. Capacul poate fi realizat: • cu sprijinire pe construcţia metalică cu semisfere (fig. 8.17.); • cu sprijinire pe construcţia metalică din panouri.

 

188

Fig. 8.17. Construcţia capacului fix:

1 - mantaua rezervorului; 2 - elemente de fixare la manta; 3 - învelitoarea capacului; 4 - semiferme; 5 - penele; 6 - contravântuirile; 7 - căpriorii.

La rândul lor, semifermele de susţinere ale capacului pot fi: • semiferme triunghiulare, recomandate pentru rezervoarele cu capacităţi de depozitare mai mici de 700 m 3; • semiferme trapezoidale, recomandate pentru rezervoarele cu capacităţi de depozitare mai mari de 700 m 3. În figura 8.18. sunt prezentate, schematic, cele două tipuri de semiferme, cu elementele dimensionale corespunzătoare.

Fig. 8.18. Tipurile constructive de semiferme: a - trapezoidale; b - triunghiulare.

 Numărul semifermelor se poate determina cu relaţia: n=

π  D

  (8.3) 5 + 0,1 D în care: n - numărul semifermelor, care în urma calculului se va întregi la un număr par; D – diametrul rezervorului, în m. Dimensiunile semifermelor se stabilesc în funcţie de numărul  panourilor ce le conţine semiferma (m) astfel:

 

189

•  pentru semifermele triunghiulare:  D (2m + 3)m h1 =   m 3(m + 2 ) •  pentru semifermele trapezoidale:  D 2m − 1 h2 =  

(8.4)

(8.5) 6 h3 = (0,7…0,8) h2  (8.6)  Numărul de panouri al semifermei (m) se recomandă a fi ales astfel încât să satisfacă simultan condiţiile: l = 2…4m a) (8.7)  1 1  b) h =  ...  D  6 8   b) Capacul plutitor , cel mai utilizat în prezent, pentru rezervoarele de mare capacitate, datorită faptului că utilizarea lui reduce  pierderile de produse petroliere prin vaporizare. In figura 8.19. este prezentat, schematic, un rezervor cu capac plutitor m

Fig. 8.19. Rezervorul cu capac  plutitor:

1 - fundaţia rezervorului; 2 - fundul rezervorului; 3 - mantaua rezervorului; 4 - capacul plutitor; 5 - scara de acces glisantă; 6 - scara exterioară de acces

În funcţie de tipul constructiv al capacului, în construcţia de rezervoare se întâlnesc: • capace plutitoare plane (de tip platou) (fig. 8.20.); • capace plutitoare de tip ponton (fig. 8.21.); • capace plutitoare duble (cu camere de plutire) (fig. 8.23.). Capacele plutitoare plane au forma unei plăci circulare care pluteşte  pe suprafaţa liberă a lichidului depozitat în rezervor. Conturul acestei plăci circulare se prevede cu un inel, al cărui rol este dublu: de rigidizare a capacului plutitor şi de etanşare a interstiţiului dintre capac şi manta.

 

190

a

Fig. 8.20. Variantele constructive ale capacelor  plutitoare plane (scheme):

 b

1 - ferma exterioară; 2 - lestul; 3 - ferma interioară; 4 - pontonul; 5 - grinda transversală.

c

d

Asemenea capace se întâlnesc în următoarele variante constructive (fig. 8.20): • cu fermă exterioară (fig. 8.20, a); • cu lest central (în centrul capacului) (fig. 8.20, b); • cu fermă interioară (fig. 8.20, c); • cu ponton periferic inelar şi cu grindă transversală interioara (fig.8.20,d). Capacele plutitoare de tip ponton  (fig. 8.21.) sunt prevăzute, pe contur, cu un ponton inelar compartimentat prin intermediul unor pereţi despărţitori etanşi sau cu mai multe camere de plutire independente. Capacele plutitoare de tip ponton se folosesc pe scară largă în cazul rezervoarelor de depozitare a lichidelor volatile amplasate în zone geografice cu climă caldă sau rece.

Fig. 8.21. Variantele constructive ale capacelor plutitoare de tip ponton (scheme): 1 – pontonul periferic; 2 – lestul.

Aceste capace se execută în următoarele variante constructive  principale: • cu pontonul imersat şi spaţiul de vapori sub membrana centrală, cu conicitate spre periferie (fig. 8.21, a); • cu pontonul imersat şi spaţiul de vapori sub membrana centrală, cu conicitate spre centru (fig. 8.21, b); • cu membrană plată şi pontonul imersat parţial (fig. 8.21, c); • cu capac menţinut deasupra nivelului lichidului volatil depozitat (fig. 8.21, d).

 

191

În figura 8.22. se prezintă, din punct de vedere constructiv, elementele componente ale capacului plutitor de tip ponton.

Fig. 8.22. Capacul plutitor de tip ponton:

1 - mantaua; 2 - sistemul de etanşare; 3 - celula pontonului; 4 - membrana capacului

Capacele plutitoare duble, (fig. 8.23.) denumite uneori şi capace  plutitoare cu două discuri sau membrane, cu pernă sau strat de aer între ele, sunt consolidate şi rigidizate cu nervuri radiale şi circulare. Aceste capace  plutitoare pot prelua sarcini mari şi pot reţine foarte bine vaporii lichidului volatil depozitat. Capacele plutitoare duble au greutate mare, acesta constituind şi  principalul lor dezavantaj, care le limitează utilizarea în special la rezervoarele cu capacitate de depozitare mică.

Fig. 8.23. Schema unui capac plutitor dublu:

1 - pontoanele; 2 - sistemul de etanşare; 3 – mantaua; 4 - furtunul flexibil al sistemului de drenare.

Sistemele de etanşare, folosite în prezent, se pot împărţi în două mari

grupe: • sisteme de etanşare mecanice, semirigide, a căror utilizare este limitată (fig. 8.24.); • sisteme de etanşare hidropneumatice, elastice, flexibile (fig. 8.25. ... fig. 8.27.).

 

192

Fig. 8.24. Sistemul de etanşare mecanic:

1 - sabotul de etanşare la montaj; 2 - articulaţia cu contragreutate şi arc; 3 - membrana elastică de etanşare; 4 - pontonul.

Fig. 8.25. Sistemul de etanşare cu garnitură - inel:

1 - spaţiul de vapori; 2 – garnitura - inel; 3 - sistemul de fixare; 4 - pontonul

Fig. 8.26. Sistemul de etanşare cu garnitură toroidală umplută cu aer sau apă:

1 - spaţiul de vapori; 2 - garnitură umplută cu apă; 3 - sistemul de de fixare; 4 - pontonul

a

b

Fig. 8.27. Sistemele de etanşare cu garnituri în formă de buclă:

a - cu buclă simplă; b - cu buclă dublă; 1 - cornierul de fixare; 2 - mantaua; 3 - garnitura; 4 - contraplaca de strangere; 5 - şuruburile

 

193

8.2.3. Calculul rezervoarelor cilindrice verticale

8.2.3.1. Calculul de rezistenţă al mantalei Pentru dimensionarea mantalei rezervorului (indiferent de soluţia constructivă adoptată), se va considera considera aceasta ca un înveliş cilindric cu  perete subţire, supus la presiunea interioară de calcul p ci. În aceste condiţii, grosimea de rezistenţă a virolei de rang „i” a mantalei se determină determină cu formula cunoscută:  p ⋅ D  si = ci   (8.8) 2ϕ  f a în care:pci – presiunea interioară de calcul a virolei de rang i, în N/m 2;  pci = phi + pdi + pg  (8.9) 2  phi – presiunea hidrostatică asupra virolei de rang i, în N/m ;  phi = ρl · g (H – Z i – 0,3) (8.10) 3 ρl – masa volumică a lichidului stocat în rezervor, în kg/m ; g – acceleraţia gravitaţională, în m/s 2; H – înălţimea mantalei rezervorului, în m; Zi – distanţa de la baza rezervorului până la baza virolei de rang i (fig. 8.41);  pdi  – presiunea hidrodinamică dezvoltată de lichid, pe pereţii rezervorului, în condiţiile mişcărilor tectonice ale scoarţei terestre, în N/m 2; π 

 p di =  Dρ l  gkk  s k 3  

(8.11) 8 D – diametrul rezervorului, în m; k – coeficientul ce ţine seama de influenţa stâlpului central, având recomandată [2] valoarea k = 1,07, iar pentru rezervoarele fără stâlp central, k = 1,0; ks – coeficientul de seismicitate seis micitate (STAS 9315/1-80); k3 – coeficientul de zvelteţe (fig. 8.29);  pg  – suprapresiunea din spaţiul de gaze (conform STAS 6579,  pg = 200 mm H 2O ≈ 1,96 kN/m 2; φ – coeficientul de rezistenţă al cordonului de sudură.

Fig. 8.28 – Schema privind calculul de dimensionare şi verificare a mantalei Ţinând seama de acţiunea corosivă a mediului, grosimea de  proiectare a virolei de rang i se determină cu formula: svi = si + c1 + c2  (8.12)

 

194

Fig. 8.29 – Nomogramă pentru determinarea coeficientului k 3 Calculul de dimensionare al grosimilor virolelor se efectuează, în general, tabelar, conform tabelului 8.1, în final pentru grosimea fiecărei virole adoptându-se o grosime de tablă standardizată. Tabelul 8.1 Calculul tabelar al grosimilor virolelor mantalei  Nr. crt. 1. 2.

Denumirea mărimii de calcul

Unita tea de Simbolul sau formula de calcul măsur  ă m Zi m Zi + 0,3

12. 13. 14.

Cota curentă Cota reală Înălţimea hidrostatică m a coloanei de lichid Greutatea volumică a  N/m3 lichidului depozitat Presiunea hidrostatică N/m 2 Raportul de zvelteţe al rezervorului Raportul caracteristic al unei virole Coeficientul de corecţie Coeficientul seismic Presiunea  N/m2 hidrodinamică Suprapresiunea din  N/m2 spaţiul de vapori Presiunea de calcul N/m 2 Produsul (de calcul) N/m Produsul (de calcul) N/m 2

15.

Grosimea de rezistenţă a virolei

3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11.

16. 17.

Adaosul de coroziune Adaosul tehnologic Grosimea de 18.  proiectare a virolei Grosimea 19. standardizată a virolei

 

m

H – (Zi + 0,3) γL Phi = γL [H – (Zi + 0,3)]

h0 =

 H   R

Zi / Hu k3 = f (h0, Zi / Hu) ks π 

 p di =  Dγ  L k 3 k  s k 

8

pg = 1,96 · 103 pci = phi + pdi + pg p ci · D 2φf a

 s i =

 pD 2ϕ  f a

m m

c1 c2

m

svpi = si + c1 + c2

m

 svS ⋅ R ≥ svpi

195

Valorile mărimilor pentru virole 1 2 3 … … n-1

n

8.2.3.2. Calculul de verificare la răsturnare al rezervorului Condiţia de verificare la răsturnare se pune în următoarele două cazuri posibile: • cazul rezervorului gol solicitat de sarcini eoliene; • cazul rezervorului plin, în condiţiile solicitării seismice. Considerând schema de calcul din figura 8.28, se constată că sub acţiunea presiunii vântului (p v), asupra rezervorului acţionează forţa din vânt frontală (F e) concentrată la jumătate din înălţimea rezervorului (în centrul de  presiune a suprafeţei bătută de vânt), precum şi forţa pe capac (F c), aplicată la distanţa xs de faţa bătută de vânt. Aceste două forţe produc un moment care tinde să răstoarne rezervorul. Pentru siguranţă, împotriva răsturnării trebuie îndeplinită condiţia: Ms ≥ (1,3 … 1,5) M R   (8.13) în care:Ms  – momentul de stabilitate creat de forţa F G, generată de masa rezervorului gol, în N·m, dată de relaţia:  M  s =  F G ⋅

 D

  (8.14) 2 MR  –  – momentul de răsturnare produs de forţele eoliene, în N·m, dată de relaţia:  H   M  R =  F e ⋅ + F c ( D − X  s )   (8.15) 2 Xs = 0,45 D (8.16) Fe – forţa eoliană (din vânt) pe manta, în N, dată de relaţia: Fe = D · H · k T k1qv  (8.17) D, H – reprezintă diametrul respectiv înălţimea de calcul, în m; kT  – coeficient aerodinamic de formă (pentru secţiuni circulare, kT = 0,7); k1 – coeficient de zvelteţe, având valorile date în tabelul 8.2; qv – presiunea dinamică a vântului, în N/m 2, având valorile date în tabelul 8.3. Forţa de secţiune eoliană pe capac (F c) este dată [2], în N, de relaţia: π 

 F c = 0,5  D 2 qv  

(8.18)

4

H/D k1

Valorile coeficientului de zvelteţe k 1 ≤ 2,5 1,00

5 1,10

10 1,20

Tabelul 8.2 25 1,30

În cazul al doilea, se consideră rezervorul plin, în condiţiile solicitării seismice. Schema încărcărilor şi elementele dimensionale pentru acest caz sunt  prezentate în figura 8.30.

 

196

Înălţimea deasupra terenului H, în m 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160

Valorile presiunii dinamice a vântului

Tabelul 8.3

Presiunea dinamică de bază la sol, în N/m N/ m 2 Zona litoralului 500 700 700 + 20% 500 700 840 570 760 910 660 850 1020 740 950 1140 820 1050 1260 900 1140 1370 960 1240 1490 1020 1310 1570 1070 1370 1650 1120 1420 1700 1170 1470 1764 1220 1520 1824 1270 1570 1884 1320 1620 1944 1370 1670 2000 1400 1700 2040

Fig. 8.30 – Schema privind calculul calc ulul de verificare a mantalei în condiţiile solicitării seismice Pentru siguranţă, împotriva răsturnării trebuie îndeplinită condiţia:  M  s s ≥ (1,3...1,5 ) M  R s   (8.19) în care: M  s s   - momentul de stabilitate în condiţii seismice, în N·m, dat de relaţia:  M  s s = F G' ⋅ R   (8.20)  F G'  - forţa din greutatea proprie a rezervorului plus a lichidului, în N; R – raza de calcul a rezervorului, în m; FG – forţa din greutatea proprie a rezervorului, în N, determinată cu relaţia: FG = Fm + Fc + Ff   (8.21) Fm – forţa din greutatea proprie a mantalei, în N; Fc – forţa din greutatea proprie a capacului, în N; Ff  –  – forţa din greutatea proprie a fundului, în N;

 

197

relaţia:

 M  R s  - momentul de răsturnare în condiţii seismice, în N·m, dat de  M  R s =  F SR ⋅ y1 + F SL ⋅ y 2  

relaţia:

(8.22) FSR  – forţa seismică a masei rezervorului, în N, care se determină cu

FSR  = K S · FG  (8.23) K S  – coeficientul de seismicitate, definit ca raporturile dintre acceleraţia de propagare a seismului şi acceleraţia gravitaţională, depinzând de zona seismică de amplasare a rezervorului, tabelul 8.4. Tabelul 8.4 Valorile coeficientului de seismicitate Gradul de seismicitate Coeficientul de seismicitate

 y1 =

7 0,025

8 0,05

9 0,10

 H 

, [m] (8.24) 2 Hu – înălţimea de umplere a rezervorului, în m; y2 = ks · Hu, [m] (8.25) FSL – forţa seismică a masei de lichid, în N, determinată cu relaţia: FSL = πR 2Huksk1ρlg (8.26)  H    k1 – coeficient de calcul funcţie de raportul de zvelteţe    h0 = u  ,

 

determinat din nomograma din figura 8.31. ρl – masa volumică a lichidului stocat în rezervor, în kg/m 3; g – acceleraţia gravitaţională, în m/s 2.

Fig. 8.31 – Nomogramă pentru deteriorarea coeficientului k 3

 

198

 R  

8.3. REZERVOARE SFERICE

Pentru depozitarea gazelor lichefiate (GL) sunt folosite următoarele  patru tipuri de rezervoare sferice: • rezervoare sferice de presiune (fără izolaţie termică, fără răcire) destinate depozitării gazelor petroliere lichefiate (GPL); rezervoarele sferice de acest tip, frecvent folosite în prezent, sunt cele cu capacităţi nominale de depozitare V ≥ 600 m 3; • rezervoare sferice cu răcire parţială, destinate depozitării amoniacului, propanului, propilenei etc.; în acest caz, printr-o refrigerare medie se asigură o depozitare economic avantajoasă, deoarece are loc o considerabilă reducere a presiunii de depozitare; • rezervoare sferice cu răcire totală (cu refrigerare maximă), destinate depozitării gazelor lichefiate obţinute din gaze naturale (GNL), clorului, etilenei etc.; • rezervoare sferice de presiune ridicată cu răcire totală, destinate, mai ales, depozitării hidrogenului, heliului; în acest caz, termoizolarea se realizează prin vacuumare. Rezervorul sferic se prezintă ca o construcţie complet sudată, compus dintr-o serie de segmenţi ambutisaţi (fig. 8.32) şi rezemat pe un sistem care poate fi realizat în diverse variante constructive.

Fig. 8.32 – Schema generală şi de componenţă a unui rezervor sferic:

1 – supapă de siguranţă; 2 – indicatorul de nivel; 3 – aparatura de măsurare a nivelului temperaturii şi recoltării probelor; 4 – robinet cu deschidere rapidă; 5 – racord; 6 – racordul  pentru drenare

 

199

Rezervorul este prevăzut cu un podeţ superior, care permite accesul la armăturile de deservire ale rezervorului, constituite din: supapă de siguranţă (1), indicatorul de nivel cu plutitor (2), aparatura complexă de măsurare a nivelului, temperaturii şi recoltarea probelor (3), robinetul cu deschidere rapidă (4). La partea inferioară a rezervorului sunt prevăzute racorduri pentru încărcarea şi descărcarea rezervorului (5), precum şi racordul de drenare (6). Rezemarea şi fixarea pe fundaţie a rezervoarelor sferice se poate executa în una din următoarele soluţii: • rezemare continuă pe inel (fig. 8.33), la care sistemul de rezemare se compune dintr-un inel continuu, sudat pe manta, fie în zona subecuatorială (fig. 8.33 a), fie în zona ecuatorială (fig. 8.33 b) şi fixat pe fundaţie în puncte distincte prin intermediul stâlpilor;

a

b

Fig. 8.33 – Schema rezemării pe inel continuu:

a – cu sprijinire în zona subecuatorială; b – cu sprijinire în zona ecuatorială

• rezemare discontinuă, folosită, în general, pentru fixarea

rezervoarelor sferice de mici capacităţi, constând din rezemarea pe stâlpi sudaţi direct de mantaua sferică. Stâlpii de rezemare pot fi sudaţi de manta în: zona ecuatorială, poziţionaţi, fie vertical (fig. 8.34) şi rigidizaţi între ei prin perechi de tiranţi, fie înclinat, tangenţi la mantaua sferică (fig. 8.35); în zona subecuatorială, de asemenea pe stâlpi verticali, rigidizaţi între ei prin perechi de tiranţi (fig. 8.36), prin stâlpi înclinaţi tangenţi la manta şi fixaţi la fundaţie în puncte individuale sau comune (fig. 8.37).

 

200

Fig. 8.34 – Schema sprijinirii rezervorului sferic în zona ecuatorială pe stâlpi verticali

a

b

Fig. 8.35 – Schema sprijinirii rezervorului sferic în zona ecuatorială pe stâlpi înclinaţi: a – în mai multe puncte; b – în trei puncte

Fig. 8.36 – Schema sprijinirii rezervorului sferic pe stâlpi verticali în zona subecuatorială

 

201

a

b

Fig. 8.37 – Schema sprijinirii rezervoarelor sferice pe stâlpi înclinaţi în zona subecuatorială: a – pe stâlpi comuni; b – pe stâlpi individuali

De asemenea, în construcţia rezervoarelor sferice se mai poate întâlni şi rezemarea discretă pe trei reazeme, constituită din stâlpi înclinaţi sau cuzineţi (fig. 8.38). Rezervoarele sferice sunt dotate cu scări de acces la armăturile  prevăzute pe rezervor, precum precum şi cu scări de incendiu şi de de salvare.

Fig. 8.38 – Schema sprijinirii subecuatoriale pe trei reazeme: a – pe stâlpi înclinaţi; b – pe cuzineţi

Grosimea mantalei rezervoarelor sferice se determină, de obicei, considerându-se numai suprapresiunea interioară, fără considerarea influenţei încovoierii locale datorite concentratorilor de tensiuni în zona de rezemare. În aceste condiţii, cunoscându-se capacitatea de depozitare a rezervorului sferic (V, în m 3), se calculează diametrul interior: 1 6V  3   Di =   , [m] (8.27) π    iar grosimea reală a mantalei se determină cu formula:  s =

 

 pDi

4ϕσ a −  p

+ c1 + c2

[m]

202

(8.28)

în care:p – este presiunea maximă la care se calculează mantaua rezervorului sferic, în N/m 2;  p = pi + phi – dacă phi > 50 kN/m 2  (8.29) 2  p = pi - dacă phi ≤ 50 kN/m   (8.30)  pi – presiunea manometrică maximă, care poate apare în punctul cel mai înalt din interiorul rezervorului, în N/mm 2;  phi  – presiunea hidrostatică datorită coloanei maxime de lichid ce  poate apare în timpul exploatării, în punctul punctul considerat, în N/mm 2; Di – diametrul interior al rezervorului sferic, în mm. În cazul rezervoarelor care lucrează la presiune vacuumetrică, drept  presiune maximă de calcul se consideră:  p = 100 kN/m2  (8.31) TESTE DE AUTOEVALUARE

T 8.1. Se dă relaţia:  si =

 pci ⋅ D  care reprezintă: 2ϕ  f a

a) grosimea de rezistenţă a virolei de rang „i” a unui rezervor cilindric vertical atmosferic;  b) grosimea echivalentă a fundului unui rezervor cilindric vertical atmosferic; c) grosimea echivalentă a capacului şi construcţiei metalice de susţinere a unui rezervor cilindric vertical atmosferic; d) grosimea de calcul cumulată a fundului şi capacului rezervorului. T 8.2. La un rezervor cilindric vertical atmosferic, care virolă are grosimea cea mai mare: a) virola de vârf;  b) virola de bază; c) virola a doua de la vârf; d) virola a doua de la bază. T 8.3. Se dă relaţia:  s =

 pDi

+ c + c , care reprezintă: 4ϕσ a −  p 1 2 a) grosimea de rezistenţă a unui rezervor sferic;  b) grosimea de rezistenţă a unei mantale cilindrice solicitată la presiune interioară uniformă; c) grosimea de proiectare a mantalei unui rezervor sferic; d) grosimea de proiectare a mantalei cilindrice a unui rezervor cilindric orizontal. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 8.1. • Elementele componente ale rezervorului cilindric vertical atmosferic. • Tipuri de fundaţii pentru rezervoarele de depozitare atmosferice.

 

203

• Calculul de rezistenţă (predimensionare) al mantalei rezervorului

cilindric vertical atmosferic.

L.V. 8.2. • Construcţia şi elementele componente ale capacului fix al rezervorului cilindric vertical atmosferic. • Calculul de verificare la răsturnare al rezervorului cilindric vertical atmosferic. • Rezemarea şi fixarea pe fundaţie a rezervoarelor sferice. REZUMATUL

Rezervoarele, aflate într-o indefinită diversitate de forme constructive şi implicaţii funcţionale, fac obiectul celui de-al optulea capitol într-o extensie constrânsă. Clasificarea rezervoarelor este urmată de expunerea preferenţială a problemelor de construcţie şi calcul prin rezervoarele cilindrice verticale singulare sau constituite în parcuri, pentru hidrocarburi lichide. Se succed apoi, mijloacele de depozitare a gazelor lichefiate, cu detalierea rezervoarelor sferice. BIBLIOGRAFIA

1. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploieşti, 1986. 2. Teodorescu, Şt., Utilaj petrochimic şi de rafinării. Rezervoare de depozitare atmosferice, XI, I.P.G. Ploieşti, 1976. 3.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 4. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, II, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 5.  Nicolae, V., Utilaj petrolier şi petrochimic. Îndrumar de laborator , Editura Universităţii Petrol – Gaze din Ploieşti, 2006.

 

204

UI 9. APARATE DE SCHIMB DE CĂLDURĂ OBIECTIVE

Aparatele de schimb de căldură sau, mai simplu, schimbătoarele de căldură servesc la transferul de căldură de la un agent termic mai cald la un agent termic mai cald la un agent termic mai puţin cald. Transmiterea căldurii între agenţii termici se poate realiza în condiţiile schimbării stării de agregare a acetora sau fără schimbarea stării lor de agregare. Evoluţia stării de agregare a agenţilor termici, în timpul transferului termic, influenţează direct asupra construcţiei schimbătoarelor de căldură, fapt ce face ca soluţiile constructive ale acestora să fie foarte diverse. Considerând evoluţia stării de agregare a agenţilor termici, în timpul circulaţiei lor prin schimbătorul de căldură, aparatele în discuţie se pot clasifica în două mari grupe, şi anume:  răcitoare şi încălzitoare – care sunt schimbătoare de căldură ce servesc la transmiterea căldurii fără schimbarea stării de agregare a agenţilor termici;  evaporatoare şi condensatoare – care servesc la transmiterea căldurii cu schimbarea stării de agregare a unuia sau tutror agenţilor termici. Industria petrochimică utilizează o gamă variată de aparate de schimb de căldură, dar, marea lor majoritate sunt aparate ce au delimitate două spaţii pentru circulaţia separată a celor doi agenţi între care are loc schimbul de căldură. Având în vedere importanţa şi larga lor utilizare, în cele ce urmează se vor trata:  construcţia şi funcţionarea principalelor tipuri de schimbătoare de căldură (schimbătoarele de căldură tip ţeavă în ţeavă, schimbătoarele de căldură tubulare, răcitoarele de aer, schimbătoarele de căldură cu  plăci, schimbătoarele de căldură spiroidale); spiroidale);  construcţia şi calculul elementelor componente ale schimbătoarelor de căldură tubulare (fasciculul tubular, şicanele transversale şi pereţii despărţitori, plăcile tubulare, îmbinarea dintre ţevi şi ş i placa tubulară). SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

9.1. Consideraţii Consideraţii generale.................. generale.................................. ................................. ............................... ..................... .......204 204 9.2. Tipuri Tipuri constructive de de schimbătoare schimbătoare de de căldură .................... ......... .................... ............ ... 204 9.2.1. Schimbătoare de căldură tip ţeavă în ţeavă ................... .......... .................... ................. ...... 205 9.2.2. Schimbătoare de căldură tubulare..................................................207 9.2.3. 9.2.3. Răcitoare Răcitoare cu aer........................... aer......................................... .............................. ................................ .................... ....210 210 9.2.4. 9.2.4. Schimbătoar Schimbătoaree de căldură căldură speciale speciale .............................. .............................................. .................... ....212 212 9.3. Construcţia şi calculul c alculul elementelor componente ale schimbătoarelor de căldură căldură tubulare tubulare ............................... ............................................. .............................. ................................ ......................... .........215 215 9.3.1. 9.3.1. Fasciculul Fasciculul tubular tubular............. ............................. ............................... ............................... ..............................215 ..............215 9.3.2. Construcţia şicanelor transversale şi a pereţilor despărţitori...........219 9.3.3. Construcţia şi calculul plăcilor tubulare.........................................222 9.3.4. Îmbinarea dintre ţevi şi placa tubulară ................... ........ .................... ................... ............... ..... 224

 

205

Teste de autoevaluar autoevaluaree ............................ ............................................ ................................ .............................. ..................227 ....227 Răspunsurile testelor de autoevaluare........................ autoevaluare............ ..................... .................. .................... ............. 250 Lucrarea Lucrarea de verificare verificare................ ................................ .............................. .............................. ............................... ...............228 228 Rezumatul Rezumatul ............................... .............................................. ............................... ................................ .............................. .................. 228 Bibliografia Bibliografia.............. .............................. ............................... ............................... ................................ .............................. .................. 228 9.1. CONSIDERAŢII GENERALE

Aparatele de schimb de căldură, sau mai simplu, schimbătoarele de căldură sunt aparatele pentru transmiterea căldurii de la un agent termic mai cald la un agent termic mai puţin cald. Transmiterea căldurii între agenţii termici se poate realiza în condiţiile schimbării stării de agregare a acestora sau fără schimbarea stării lor de agregare. Evoluţia stării de agregare a agenţilor termici, în timpul transferului termic, influenţează direct asupra construcţiei schimbătoarelor de căldură, fapt ce face ca soluţiile constructive ale acestora să fie foarte diverse. Considerând evoluţia stării de agregare a agenţilor termici, în timpul circulaţiei lor prin schimbătoarele de căldură, acestea se pot clasifica în două mari grupe, şi anume: • răcitoare şi încălzitoare – care sunt schimbătoare de căldură ce servesc la transmiterea căldurii fără schimbarea stării de agregare a agenţilor termici; • evaporatoare şi condensatoare – care servesc la transmiterea căldurii cu schimbarea stării de agregare a unuia sau tuturor agenţilor termici. Construcţia schimbătoarelor de căldură este influenţată de: • cantitatea de căldură transmisă; •  parametrii termodinamici – temperatura, presiunea, volumele şi starea de agregare a agenţilor termici; •  proprietăţile fizico-chimice, densitatea, vâscozitatea vâscozitatea etc.; • agresivitatea agenţilor termici faţă de materialul de construcţie; • gradul de impurităţi al agentului termic şi caracterul depunerilor; •  proprietăţile materialului din care sunt realizate realizate schimbătoarele; • destinaţia aparatului şi procesele care au loc în el; • tensiunile care apar ca rezultat al acţiunii presiunii agenţilor termici ca şi diferenţa în dilatările termice ale diferitelor elemente componente ale schimbătoarelor de căldură. Industria petrochimică utilizează o gamă variată de aparate de schimb de căldură, dar, marea lor majoritate sunt aparate ce au delimitate două spaţii pentru circulaţia separată a celor doi agenţi între care are loc schimbul de căldură. 9.2. TIPURI CONSTRUCTIVE DE SCHIMBĂTOARE DE CĂLDURĂ

În figura 9.1 se prezintă o succintă clasificare a schimbătoarelor de căldură.

 

206

În cele ce urmează se va analiza construcţia principalelor tipuri de schimbătoare de căldură.

Fig. 9.1 – Clasificarea schimbătoarelor de căldură 9.2.1. Schimbătoare de căldură tip ţeavă în ţeavă

Constructiv, aceste schimbătoare de căldură sunt realizate prin aşezarea concentrică a două ţevi (elemente tubulare), astfel încât se

 

207

realizează separarea a două spaţii tehnologice de circulaţie: unul prin elementul central, prin care circulă un agent termic, iar celălalt printre elementele central şi exterior, prin care circulă celălalt agent termic (fig. 9.2).

Fig. 9.2 – Schimbătoare de căldură tip ţeavă în ţeavă:

a – construcţie sudată; b – construcţie demontabilă; c – ţevi cu nervuri; d – ansamblul schimbătorului; e – element – ţeavă în ţeavă; 1 – ţeava centrală; 2 – ţeavă exterioară; 3 – racordurile de intrare; 4 – racordurile de ieşire.

Pentru creşterea eficienţei schimbătorului de căldură, la aceste aparate se recurge la dispunerea în baterii de schimbătoare (fig. 9.2, d). Suprafaţa de schimb de căldură în astfel de schimbătoare de căldură  poate fi formată nu numai din ţevi netede, ci şi din ţevi cu nervuri (fig. 9.2, c). Ca şi în alte construcţii, ţevile cu nervuri se folosesc pentru egalizarea condiţiilor de transfer de căldură de ambele părţi ale suprafeţei de schimb de căldură. Ca principale dezavantaje ale schimbătoarelor de căldură tip „ţeavă în ţeavă” se pot enumera:

 

208

• consumul relativ mare de metal pe m 2  de suprafaţă de transfer

termic, în comparaţie cu alte tipuri de schimbătoare de căldură; • dimensiunile mari de gabarit. Aceste dezavantaje sunt compensate din plin de productivitatea înaltă pe fiecare metru de suprafaţă şi prin micşorarea suprafeţei necesare de schimb de căldură. 9.2.2. Schimbătoare de căldură tubulare

Schimbătoarele de căldură tubulare sunt cele mai întâlnite în  procesele industriale de transfer termic, asigurând suprafeţe mari de schimb de căldură, având o construcţie relativ simplă, robustă şi permiţând, totodată, o exploatare şi întreţinere relativ uşoară. Schimbătoarele de căldură tubulare rigide  pot fi cu o singură trecere (fig. 9.3) sau cu mai multe treceri (fig. 9.4).

Fig. 9.3 – Schimbător de căldură tubular, rigid, cu o singură trecere, cu şicane transversale în spaţiul dintre ţevi:

1 – fasciculul tubular; 2 – plăcile tubulare; 3 – mantaua cilindrică; 4, 5 – capacele; 6 – racord intrare agent termic în manta; 7 – racord ieşire agent termic din manta; 8 – racord intrare agent termic în ţevi; 9 – racord ieşire agent termic din ţevi; a – camera de distribuţie; b – camera colectoare.

În schimbătoarele cu o singură trecere, agenţii termici circulă în  paralel, deşi în anumite cazuri, în spaţiul dintre ţevi se montează şicane transversale care modifică direcţia de curgere a fluidului din spaţiul dintre ţevi. Cu ajutorul acestora se măreşte viteza fluidului care curge într-o direcţie perpendiculară pe ţevi, îmbunătăţindu-se mult transferul termic în spaţiul dintre ţevi. Transformarea schimbătorului de căldură tubular cu o singură trecere în schimbător cu mai multe treceri se face prin introducerea şicanelor longitudinale în camerele de distribuţie. Montând o şicană longitudinală în camera de distribuţie de la intrarea fluidului, aceasta

 

209

împarte fascicolul de ţevi în două părţi egale, obţinându-se două treceri în spaţiul din ţevi (fig. 9.4 a).

a b Fig. 9.4 – Schimbătoare de căldură tubulare, rigide, cu mai multe treceri: a – cu două treceri; b – cu trei treceri În schimbătoarele de căldură rigide, cu mai multe treceri, fluidul  parcurge succesiv toate secţiunile (trecerile); o astfel de construcţie conduce la mărirea vitezei fluidului din ţevi şi, deci, la îmbunătăţirea transferului de căldură. Schimbătoarele de căldură tubulare de construcţie rigidă sunt simple, compacte, relativ ieftine şi răspândite, dar nu pot fi utilizate totdeauna. Utilizarea lor este limitată datorită tensiunilor termice (create de diferenţele de temperatură între fascicolul tubular şi manta) şi a dificultăţilor la curăţirea mecanică a spaţiului dintre ţevi. Schimbătoarele de căldură tubulare semirigide (cu compensator) se construiesc numai pentru presiuni relativ mici, având montate pe manta elemente elastice de compensare. La aceste aparate, compensarea dilataţiilor termice se face parţial prin intermediul unui compensator lenticular, montat pe manta (fig. 9.5).

Fig. 9.5 – Schimbător de căldură tubular semirigid (cu compensator montat  pe manta) cu două treceri:

1 – mantaua; 2 – plăcile tubulare fixe; 3 – fasciculul tubular; 4 – camera de distribuţie; 5 – şicanele transversale; 6 – perete despărţitor (şicană longitudinală); 7 – tiranţii; 8 – ţevile distanţiere; 9 – piuliţă; 10 – capacul demontabil al camerei de întoarcere; 11 – capacul demontabil al camerei de distribuţie; 12 – racordul de intrare a agentului termic în ţevi; 13 – racordul de ieşire a agentului termic din ţevi; 14 – racordul de intrare a agentului termic în manta; 15 – racordul de ieşire a agentului termic din manta; 16 – mufă pentru manometru; 17 – teacă pentru termometru; 18 – compensatorul lenticular.

 

210

Schimbătoare de căldură tubulare elastice  la care dilataţiile

termice ale fasciculului tubular şi ale mantalei se dezvoltă independent unele faţă de celelalte. Din această categorie fac parte: • schimbătoarele de căldură tubulare cu cap mobil (fig. 9.6); • schimbătoarele de căldură tubulare cu ţevi în formă de U (fig. 9.7); • schimbătoarele de căldură tubulare cu cap alunecător (cu  presgarnitură), (fig. 9.8). Schimbătoarele de căldură cu cap mobil (fig. 9.6) constituie cea mai  bună soluţie de compensare a tensiunilor de natură termică. Aparatul lucrează pe principiul deplasărilor libere; placa tubulară şi fasciculul tubular sunt legate de manta numai la un capăt, astfel încât ţevile şi mantaua să se dilate independent una faţă de alta. A doua placă tubulară este deplasabilă (mobilă) în direcţia dată de direcţia de dilatare a ţevilor. Capul mobil se foloseşte, nu numai pentru o preluare sigură a dilataţiilor termice datorită temperaturilor, ci şi pentru a uşura demontarea şi curăţirea schimbătorului de căldură. Schimbătoarele de căldură cu ţevi în formă de U (fig. 9.7), au o singură placă tubulară în care ţevile în formă de U au ambele capete fixate. Preluarea dilataţiilor ţevilor sub acţiunea temperaturii se realizează în acest caz, prin faptul că fiecare ţeavă se poate lungi liber, independent de celelalte. Totuşi, curăţirea ţevilor prin metode mecanice este mai dificilă la aceste schimbătoare de căldură.

Fig. 9.6 – Schimbătorul de căldură tubular cu cap mobil cu mai multe treceri în ţevi şi manta: 19 – virola capacului mare; 20 – capacul mic; 21 – suport; 22 – inelul din două bucăţi; 23 – plăcuţă ghidare fascicul; 24 – plăcuţă de timbru.

Fig. 9.7 – Schimbătorul de căldură tubular cu ţevi în formă de „U”: 25 – şicană longitudinală

 

211

Schimbătoarele de căldură tubulare cu cap alunecător (cu  presgarnitură), (fig. 9.8), au sistemul de etanşare al capului mobil, fie  pe ştuţul acestuia (etanşarea gâtului de la capac), (fig. 9.8, a), fie pe mantaua schimbătorului de căldură (etanşarea plăcii tubulare faţă de manta), (fig. 9.8, b).

Fig. 9.8 – Schimbătoare de căldură tubulare cu presgarnitură:

a – cu etanşarea gâtului de la capac; b – etanşarea plăcii tubulare faţă de manta; 1 – corpul schimbătorului; 2 – sistemul de etanşare

9.2.3. Răcitoare cu aer

Utilizarea aerului ca agent de răcire în cadrul fluxurilor tehnologice a apărut ca o necesitate mai ales în cadrul platformelor petrochimice amplasate în zone deficitare în apă. Constatându-se avantajele pe care le prezintă utilizarea aerului ca agent termic, soluţia a fost extinsă pe marea majoritate a platformelor chimice şi petrochimice moderne, iar aparatele de schimb de căldură la care aerul este utilizat ca agent termic, se numesc răcitoare cu aer. Chiar dacă coeficientul de schimb de căldură al aerului este mult mai mic decât al apei, totuşi răcirea cu apă necesită o serie de instalaţii şi accesorii (turnuri de răcire, staţii de recirculare, bazine de decantare etc.) care o face mai scumpă decât răcirea cu aer. Constructiv, răcitoarele cu aer sunt realizate dintr-o serie de secţii tubulare, dispuse în poziţie orizontală, verticală, înclinată sau în zigzag (fig. 9.9). Părţile laterale ale aparatului sunt închise cu pereţi metalici în interiorul acestor pereţi fiind refulat aerul care scaldă ţevile secţiilor tubulare. Aerul necesar răcirii este aspirat din atmosferă de către un ventilator sau prin tiraj natural şi vehiculat printre ţevile fasciculului tubular. După modul în care circulă aerul prin secţiile tubulare, răcitoarele cu aer sunt de două feluri: • răcitoare cu aer cu tiraj refulat (fig. 9.9, a) la care ventilatorul este amplasat sub secţiile tubulare, aerul refulat de ventilator trecând  printre ţevile fasciculului tubular; • răcitoare cu aer cu tiraj aspirat (fig. 9.9, b), la care aerul aspirat de ventilator scaldă mai întâi ţevile secţiilor tubulare, realizând schimbul de căldură, după care intră în aparatul director al ventilatorului (difuzor) fiind refulat în atmosferă.

 

212

Fig. 9.9 – Tipurile constructive de răcitoare cu aer:

a – cu fascicule tubulare orizontale, cu tiraj refulat; b – cu fascicule tubulare orizontale, cu tiraj aspirat; c – cu fascicule tubulare înclinate; d – cu fascicule tubulare verticale; e – cu secţii tubular în zig-zag; f – cu secţii verticale şi tiraj natural; g – cu secţii tubulare etajate ; 1 – secţia tubulară ; 2 – ventilator ; 3 – difuzor ; 4 – motor electric ; 5 – construcţie metalică de susţinere ; 6 – colector de aer ; 7 – distribuitorul apei de răcire ; 8 – jaluzele ; 9 – mecanism de reglare a unghiului paletei ; 10 – sistem de transmisie.

Deoarece în zilele călduroase de vară temperatura aerului este relativ ridicată şi eficacitatea răcitorului scade, la ieşirea aerului din ventilator (în cazul răcitoarelor cu aer cu tiraj refulat) este amplasat un colector – distribuitor de apă care umectează aerul în scopul scăderii temperaturii lui. Secţia tubulară a răcitoarelor cu aer este constituită, de obicei, din  patru, şase sau opt rânduri de ţevi, care sunt repartizate în vârful unor triunghiuri echilaterale (fig. 9.10).

Fig. 9.10 – Construcţia secţiei tubulare a răcitorului cu aer: 1 – placă tubulară; 2 – cameră de capăt; 3 – bandă distanţieră

 

213

Secţia tubulară poate avea unul sau mai multe circuite realizate cu ajutorul pereţilor despărţitori amplasaţi în capace. Pentru preîntâmpinarea deplasării reciproce a ţevilor în fascicul între ele se intercalează o bandă de distanţare din tablă de aluminiu cu lăţimea de 15 mm. Pentru creşterea eficienţei schimbului de căldură, ţevile fasciculelor tubulare de la răcitoarele cu aer sunt prevăzute cu aripioare longitudinale sau transversale realizate prin sudare sau prin deformare plastică (fig. 9.11).

a

b

c

Fig. 9.11 – Tipurile de ţevi cu aripioare:

a – aripioare amplasate longitudinal; b – aripioare amplasate radial; c – aripioare elicoidale

Aripioarele realizate prin deformare plastică sunt mai avantajoase decât cele realizate prin sudare, asigurând un coeficient de transfer termic mai bun. Pentru alimentarea şi vehicularea aerului necesar răcirii sunt utilizate ventilatoare cu diametrul rotorului cuprins între 0,8…7 m. Rotorul ventilatorului este, în general, executat din aluminiu, folosindu-se în ultimul timp, cu bune rezultate materialele plastice armate cu fibră de sticlă. În scopul reglării debitului de aer vehiculat de ventilator, corelat cu temperatura de intrare şi/sau de ieşire a mediului tehnologic, sunt utilizate ventilatoare cu unghiul de atac al palelor variabil. Reglarea unghiului de atac al palelor rotorului se face în mod automat odată cu modificarea temperaturii mediului de lucru. Reglarea debitului de aer livrat de ventilator în procesul de funcţionare se mai poate face şi prin alte mijloace, cum ar fi: • modificarea turaţiei rotorului; • folosirea construcţiei cu jaluzele, care închid sau deschid secţiunea de trecere a aerului; • decuplarea unora sau a tuturor ventilatoarelor. 9.2.4. Schimbătoare de căldură speciale

Acestea sunt aparate de schimb de căldură netubulare, deci, realizarea circuitelor agenţilor termici se face cu ajutorul unor plăci nervurate, ondulate sau table curbate elicoidal. Aceste tipuri de

 

214

schimbătoare de căldură sunt caracterizate prin coeficienţi totali de transfer de căldură mari şi arii de transfer de căldură, pe unitatea de volum, de asemenea, mari. Schimbătoarele de căldură cu plăci  sunt aparate eficiente, în

special, în cazul prelucrării lichidelor cu vâscozităţi mici. Aceste aparate se utilizează la încălzirea şi răcirea lichidelor pure şi pasive din punct de vedere chimic, la presiuni de până la 0,6 MPa. Ansamblul unui schimbător de căldură cu plăci se compune dintr-o serie de plăci (1), executate din tablă de alamă sau oţel, matriţate, (fig. 9.12). În colţurile fiecărei plăci dreptunghiulare sunt practicate găuri pentru circulaţia agenţilor termici. Nervurile plăcilor conferă acestora o rigiditate crescută şi asigură o bună repartizare a agentului termic care circulă între  plăci, aşezate una peste alta şi strânse între două plăci frontale rigide (2). Între plăci sunt amplasate garniturile profilate din cauciuc, astfel încât, agentul termic este întotdeauna dirijat în spaţiile dintre plăci. Din figura 9.12, rezultă schema de circulaţie, în contracurent, a celor doi agenţi termici. Schimbătoare de căldură spiroidale. (fig. 9.13). Aceste aparate au suprafaţa de schimb de căldură din două plăci îndoite în spirală şi închise la  părţile frontale cu capace plane. În acest fel, între cele două spirale se formează spaţii de circulaţie, care permit circulaţia în echicurent sau în contracurent a agenţilor termici (fig. 9.14, b). Pentru intrarea şi ieşirea agenţilor termici, pe mantaua schimbătorului de căldură sunt amplasate două racorduri – unul (R  1) pentru intrarea unui agent termic, celălalt (R 4) pentru ieşirea celuilalt agent termic, iar pe cele două capace frontale câte un racord, pentru intrarea (R  2) şi, respectiv ieşirea agenţilor termici (R 3).

Fig. 9.12 – Schimbător de căldură cu plăci:

1 – placă nervurată; 2 – placă frontală rigidă; 3 – garnituri din cauciuc

 

215

În cazul în care, agenţii termici circulaţi prin cele două circuite, formează depuneri şi cruste la ambele capete ale schimbătorului de căldură, se folosesc capace demontabile, etanşarea frontală realizându-se cu garnitură plană, strânsă între partea frontală a spiralei şi capac.

Fig. 9.13 – Schimbător de căldură spiroidal

a

b

Fig. 9.14 – Principiul de funcţionare şi realizarea circuitelor la schimbătoarele de căldură spiroidale:

a – realizarea circuitelor; b – principiul de funcţionare; 1 – mantaua; 2 – plăcile spirale; 3 – îmbinarea dintre plăcile spirale

Aparatele de schimb de căldură spiroidale prezintă următoarele avantaje: • compactitatea mare constructivă; • consumul mic de metal pe unitatea de suprafaţă de schimb de căldură; • volumul mic raportat la unitatea de suprafaţă de schimb de căldură; • consumul mic de energie la vehicularea agenţilor termici (ca urmare a rezistenţelor hidraulice mici la circulaţia acestora); • coeficientul de transfer de căldură mare (de circa 4 ori mai mare ca la schimbătoarele de căldură tubulare).

 

216

• • • •

Dezavantajele acestor aparate sunt: execuţie complicată; mentenanţă dificilă; etanşare nesigură în zonele frontale; sunt utilizate pentru presiuni mici.

9.3. CONSTRUCŢIA ŞI CALCULUL ELEMENTELOR COMPONENTE ALE SCHIMBĂTOARELOR DE CĂLDURĂ TUBULARE 9.3.1. Fasciculul tubular

Fasciculele tubulare sunt realizate dintr-o serie de ţevi, fixate la capete în plăcile tubulare. În figura 9.15 se prezintă schematic componentele fasciculului tubular pentru un schimbător de căldură cu cap mobil.

Fig. 9.15 – Componentele fasciculului tubular:

1 – placă tubulară fixă; 2 – placă tubulară mobilă; 3 – ţevile fasciculului; 4 – şicanele transversale; 5 – tiranţii; 6 – ţevile distanţiere; 7 – piuliţa şi contrapiuliţa.

Ţevile sunt realizate din oţel carbon, oţel anticorosiv înalt aliat, cupru, alamă, aluminiu, tantal etc. Diametrul interior al ţevilor se stabileşte în funcţie de viteza de curgere a fluidului prin ţevile fasciculului tubular şi a  pericolului formării depunerilor pe perete. Frecvent, diametrele exterioare folosite sunt de: 16, 20, 25 şi 38 mm, cu grosimi de perete de 1,5…4,0 mm. Diametrele mai mici sunt recomandate pentru agenţi termici curaţi, iar diametrele mari, pentru fluide vâscoase sau pentru gaze. Aşezarea ţevilor în plăcile tubulare trebuie făcută în scopul utilizării cât mai bine a suprafeţei plăcii tubulare şi a îmbunătăţirii, pe cât posibil, a coeficienţilor superficiali de schimb de căldură, dispunerea lor în plăcile tubulare făcându-se, fie în formă de triunghi (fig. 9.16, a), fie în formă de  pătrat (fig. 9.16, b), fie după cercuri concentrice (fig. 9.16, c).

 

217

Alegerea şi aprecierea tipului de dispunere a ţevilor în plăcile tubulare condiţionează: • realizarea unei aşezări cât mai compacte, care conduce în mod implicit la micşorarea diametrului interior al mantalei. Concomitent cu aceasta se micşorează secţiunea de trecere prin spaţiul intertubular, ceea ce face ca viteza de curgere să crească şi, deci, creşte coeficientul de transmitere a căldurii; • obţinerea unei rezistenţe optime a plăcilor tubulare şi a unei fixări etanşe şi rezistente a ţevilor în plăci; • execuţia tehnologică şi mentenanţa cât mai uşoară; • luarea în considerare a proprietăţilor agenţilor termici care circulă  prin aparat.

Fig. 9.16 – Repartiţia ţevilor în placa tubulară:

a – în triunghi (isoscel, cu t 1 ≠ t sau echilateral, cu t1 = t); b – în pătrat; c – după cercuri concentrice

Considerând notaţiile din figura 9.17, pasul t dintre două ţevi consecutive se determină cu formula: t = (1,25…1,35) d e, [m] (9.1) cu condiţia ca: t ≥ d e + 6st, [m] (9.2) în care:de – diametrul exterior al ţevii, în m; st – grosimea peretelui ţevii, în m.

Fig. 9.17 – Dimensiunile constructive ale corpului schimbătorului de căldură

 

218

 Repartiţia

ţevilor

după

triunghiuri

echilaterale  (repartiţia

hexagonală) corespunde utilizării optime a suprafeţei plăcii tubulare,  prezentând următoarele avantaje: • utilizarea raţională a suprafeţei de schimb de căldură; • se poate realiza trasarea uşoară a reţelei; • se pretează la executarea plăcii tubulare, cu lucrări mecanizate în serie, având tipizate aceste reţele hexagonale. Dacă se notează cu n 6, numărul de ţevi aşezate pe latura celui mai mare hexagon, numărul total de ţevi din fascicul, n, va fi: n = 3n6 (n6 – 1) + 1 (9.3) Pentru a mări gradul de acoperire a plăcii tubulare, în sectoarele libere ale plăcii se introduc ţevi suplimentare dispuse pe rânduri paralele cu laturile celui mai mare dintre hexagoane. Determinarea numărului real de ţevi se face cel mai operativ, grafic, întocmind un desen la scară, al plăcii tubulare.  Notând cu a p∆, aria din placa tubulară cuprinsă între patru ţevi vecine (fig. 9.18) şi cu t pasul repartiţiei ţevii, aria a p∆ va fi: a p∆ = t2 · sinα (9.4) 0 Deoarece α = 60  (în cazul repartiţiei în triunghi echilateral), rezultă: a p∆ = 0,866 t 2  (9.5) Suprafaţa totală a plăcii tubulare va fi: A p = n · a p∆  (9.6) în care: n – numărul total de ţevi din fascicul.

Fig. 9.18 – Schema de calcul a dimensiunilor constructive în cazul repartiţiei triunghiulare În cazul schimbătoarelor de căldură cu mai multe treceri (fig. 9.5, 9.6), pentru amplasarea şicanelor longitudinale (pereţilor despărţitori) din camera de distribuţie, se scot ţevi, corectându-se suprafaţa plăcii tubulare,  prin coeficientul k’, relaţia (9.6) va deveni: k’ A p = 0,866 t 2 · n (9.7) Se recomandă în [1], pentru k’ = 0,75…0,85. Cunoscând că aria plăcii tubulare este: π 

 A p =  D p2∆  

(9.8)

4

 

219

din relaţia (9.7), rezultă: n=

π  D p2∆ ⋅ k '

  (9.9) 4 ⋅ 0,866t 2 Ţinând cont că pentru realizarea suprafeţei de schimb de căldură A, 2 în m , se folosesc ţevi cu lungimea L T  şi diametrul exterior d e, se poate deduce numărul de ţevi necesare realizării suprafeţei de schimb de căldură A: k ' ' A n=   (9.10) π d e LT 

în care: k’’ – coeficient de majorare a suprafeţei de schimb de căldură prin adoptarea unui număr întreg de ţevi. Se recomandă [1], pentru k’’ = 1,03…1,05. Egalând expresiile (9.9) şi (9.10), se obţine diametrul circumferinţei ce trece prin centrul ţevilor aşezate în colţurile hexagonului marginal: 2t  0,866 ⋅ k ' '⋅ A  D p∆ =   (9.11) k '⋅d e LT  π   Repartiţia ţevilor în pătrat  (fig. 9.16, b).

Se utilizează de preferinţă în cazul plăcilor tubulare la care este necesară curăţirea spaţiului intertubular prin procedee mecanice (ex: la răcitoarele orizontale). Considerând notaţiile din figura 9.19 şi metodologia de la repartiţia în triunghi echilateral prezentată anterior, rezultă că diametrul circumferinţei ce trece prin centrul ţevilor aşezate în colţurile pătratului marginal, va avea expresia: 2t  k ' '⋅ A  D p =   (9.12) π  k ' d e LT 

Fig. 9.19 – Schema de calcul în cazul repartiţiei în pătrat

 

220

 Repartiţia în cercuri concentrice (fig. 9.16, c).

Este mai rar folosită în construcţia schimbătoarelor de căldură, pasul de dispunere a ţevilor, este măsurat radial, fiind egal cu distanţa pe rază între centrele a două ţevi consecutive. Dezavantajele acestui tip de repartiţie constau din dificultăţile ce se ridică la trasarea plăcii tubulare, datorită faptului că pasul dintre ţevi nu este acelaşi, precum şi, faptul că datorită compactităţii mai reduse, caracteristică acestui tip de aşezare, dimensiunile aparatelor respective sunt mult mai mari decât în cazul altor repartiţii. Stabilirea diametrului interior al mantalei schimbătorului. Diametrul interior al mantalei schimbătorului de căldură se stabileşte, fie prin executarea unui desen la scară al plăcii tubulare care să cuprindă toate elementele constructive (repartiţia ţevilor, a şicanelor şi tiranţilor, precum şi ţevile suplimentare introduse), fie prin calcule cu relaţiile (9.13) sau (9.14), după care se alege diametrul standardizat: Di = D p∆ + de + 2a (9.13)  pentru repartiţia ţevilor în triunghi echilateral, sau: Di = D p + de + 2a (9.14)  pentru repartiţia ţevilor în pătrat, în care: a = 15…30 mm •  pentru schimbătoarele tubulare de tip rigid „a” are valori mai mici; •  pentru schimbătoarele de căldură tubulare cu cap mobil, „a” are valori mai mari. 9.3.2. Construcţia şicanelor transversale şi a pereţilor despărţitori

În scopul îmbunătăţirii transferului de căldură în schimbătorul de căldură, precum şi a preîntâmpinării avariilor datorate vibraţiei ţevilor, ca urmare a vitezei de pătrundere a agentului termic în spaţiul dintre ţevi (în manta), se prevăd şicane transversale. Forma acestora poate fi diferită (fig. 9.20), dintre care, cel mai adesea sunt utilizate şicanele transversale în formă de segment (fig. 9.21), cu tăietura la ¾ din diametrul interior al aparatului.

Fig. 9.20 – Tipuri de şicane transversale:

a – şicanele circulare; b – şicanele în sfert de cerc; c – şicanele circulare cu fereastră; d – şicanele în formă de segment de cerc; e – şicanele de tip inel şi disc

 

221

Fig. 9.21 – Şicană transversală în formă de segment de cerc Grosimea şicanelor transversale este de minim 3 mm, iar distanţa dintre două şicane transversale consecutive se adoptă, de obicei, ca fiind L s = (0,2…1,0)D, dar nu mai mică de 50 mm. Fixarea şicanelor se realizează  prin intermediul tiranţilor şi a ţevilor distanţiere (fig. 9.22, a) sau sudate de tiranţi (fig. 9.22, b). Tiranţii sunt înşurubaţi cu un capăt la placa tubulară fixă, iar la celălalt capăt sunt prevăzuţi cu filet, pentru strângerea cu ajutorul piuliţelor  pe şicanele de capăt. La schimbătoarele de căldură la care elementele componente ale fasciculelor tubulare sunt realizate din oţel înalt aliat, şicanele transversale se sudează de tirant, eliminându-se, astfel, ţevile distanţiere. Eficienţa şicanelor este bună dacă toleranţele găurilor prin care trec ţevile fascicolului nu sunt prea mari (se dau cu toleranţe strânse). Şicana transversală trebuie să fie bine ajustată pe manta, evitându-se astfel scurgerile necontrolate care nu participă în mod efectiv la transferul de căldură. Modul de fixare a şicanelor transversale de-a lungul fasciculului tubular este reprezentat în figura 9.22.

a

b

Fig. 9.22 – Fixarea şicanelor transversale:

1 – şicanele transversale; 2 – tirantul; 3 – ţevile distanţiere

Traseul agentului termic, care circulă prin ţevi, poate fi mărit prin compartimentarea camerei de distribuţie sau/şi a camerei de întoarcere prin intermediul pereţilor despărţitori montaţi radial sau paralel (fig. 9.23).

 

222

a

b

c

d

Fig. 9.23 – Poziţii de montaj ale pereţilor despărţitori:

a – cu patru treceri în spaţiul din ţevi; b – cu şase treceri în spaţiul din ţevi; c – cu opt treceri în spaţiul din ţevi; d – cu douăsprezece treceri în spaţiul din ţevi

Pereţii despărţitori sunt realizaţi din tablă şi sunt sudaţi la virola camerei de distribuţie, respectiv la capacul camerei de întoarcere, iar, frontal, se etanşează în placa tubulară şi în capacul plan al camerei de distribuţie (fig. 9.24).

Fig. 9.24 – Variante constructive privind fixarea pereţilor despărţitori pe  placa tubulară: 1 – perete despărţitor; 2 – placa tubulară; 3 – garnitură de etanşare

Pentru a mări numărul de treceri în spaţiul intertubular, se folosesc  pereţi despărţitori longitudinali, amplasaţi în manta, în spaţiul dintre ţevi. Grosimea minimă a pereţilor despărţitori longitudinali se recomandă [2] să fie de 7 mm. Dacă diametrul mantalei este mic, peretele despărţitor se sudează între cele două jumătăţi ale mantalei (fig. 9.25, a), iar dacă diametrul mantalei este mare, atunci la schimbătoarele de căldură tubulare rigide,  pereţii despărţitori longitudinali se montează în interiorul mantalei şi se sudează de pereţi înainte de sudarea plăcilor tubulare (fig. 9.25 b).

a

b

Fig. 9.25 – Sudarea pereţilor despărţitori longitudinali pe manta: a – pentru diametre de manta mici; b – pentru diametre de manta mari

 

223

La schimbătoarele de căldură tubulare cu fasciculul de ţevi demontabil, pentru etanşarea jocului dintre manta şi peretele despărţitor, acesta se montează, fie între ghidaje (fig. 9.26, a), fie este prevăzut cu benzi elastice flexibile (arcuri plane) care apasă pe virolă (fig. 9.26, b).

a b Fig. 9.26 – Etanşarea jocului dintre manta şi peretele despărţitor: a – între ghidaje ; b – prevăzut cu benzi elastice.

9.3.3. Construcţia şi calculul plăcilor tubulare

Plăcile tubulare ale schimbătoarelor de căldură, separă spaţiul dintre ţevi de spaţiul din interiorul ţevilor, servind pentru fixarea ţevilor fasciculelor tubulare. Îmbinarea dintre placa tubulară şi manta poate fi realizată nedemontabilă (fig. 9.27, a şi b) sau demontabilă (fig. 9.27, c şi d). La schimbătoarele de căldură tubulare rigide sau semirigide, plăcile tubulare sunt realizate prin fixare la manta, acestea jucând rol şi de flanşă de legătură între camera de distribuţie şi manta (fig. 9.27, a), respectiv între camera de întoarcere şi manta (fig. 9.27, b).

Fig. 9.27 – Variante de montare a plăcilor tubulare:

a, b – cazul schimbătoarelor tubulare rigide; 1 – placa tubulară; 2 – mantaua; 3 – flanşa camerei de distribuţie (sau de întoarcere); 4 – virola camerei de distribuţie; 5 – element intermediar; 6 – ţeava fasciculului tubular; 7 – capacul camerei de întoarcere; c şi d – cazul schimbătoarelor tubulare cu cap mobil; 1 – placa tubulară fixă; 2 – flanşa corpului (mantalei); 3 – flanşa camerei de distribuţie; 4 – virola camerei de distribuţie; 5 – mantaua; 6 – ţevile fasciculului tubular; 7 – placa tubulară mobilă; 8 – capacul mic (mobil); 9 – flanşa capacului mic; 10 – inel de strângere din două bucăţi.

 

224

Cu referire la notaţiile din figurile 9.27 c şi d, în cazul schimbătoarelor de căldură tubulare mobile, placa tubulară (1) este strânsă între flanşa mantalei (2) şi flanşa camerei de distribuţie (3), astfel încât în condiţiile reviziei schimbătorului de căldură, căldură, prin detaşarea camerei de distribuţie de la manta şi demontarea capacului mic, se poate extrage fasciculul tubular din manta. Cealaltă placă tubulară (cu diametrul mai mic) (7), este astfel realizată încât să permită montarea etanşă a camerei de întoarcere. Grosimea plăcilor tubulare se calculează [2] în funcţie de modul rezemării marginilor plăcii, cât şi de starea de solicitare şi influenţa mediului tehnologic. Cu referire la notaţiile din figura 9.28 şi ţinând seama de solicitarea datorită presiunii interioare de calcul p c, grosimea de proiectare a plăcii tubulare, se calculează [1], conform normelor TEMA, considerând două ipoteze: a) ipoteza încovoierii: •  pentru schimbătoarele de căldură tubulare tubulare rigide:  s p = 0,5kD3

 p + 2c1 ,  f ai

[m]

(9.15)

în care:D3 – diametrul mediu al suprafeţei de etanşare dintre placa tubulară şi flanşa camerei de distribuţie sau a camerei de întoarcere în m;  p – presiunea de calcul a plăcii tubulare t ubulare (cea mai mare dintre 2  presiunea din manta sau ţevi), în N/m ;  f ai   - tensiunea admisibilă a materialului plăcii tubulare, la solicitarea de încovoiere, în N/m 2; k – coeficientul care ţine seama de influenţa rigidităţii mantalei şi a ţevilor asupra plăcii tubulare, valoarea acestuia determinându-se astfel: 2 + c   0,5   k  =  - pentru p T ≥ pM: (9.16)     2 + 3c  0,5

- pentru p T < pM: în care:

  c     k  =    2 + 3c   E   D ( s − c ) c= m i m 1   nE t d i ( st  − c1 )

(9.17) (9.18)

Em şi E t – modulul de elasticitate longitudinal al materialului mantalei, respectiv, ţevilor, în N/m 2; c1 – adaosul suplimentar la grosimea de rezistenţă, în m; n – numărul de ţevi al fasciculului tubular. •  pentru schimbătoarele de căldură tubulare tubulare cu cap mobil:    p   - placa tubulară fixă:  s p = 0,5 D3  i    f a  

 

225

0,5

+ 2c1 ,[m] (9.19)

   p   - placa tubulară mobilă:  s p = 0,71 D3  i    f a  

0,5

+ 2c1 [m]

(9.20)

b) ipoteza forfecării pe perimetrul înscrierii ultimului rând de ţevi: 0,31 De*  p  s p = ⋅ − g + 2c1 [m] (9.21) d 0  f ai 1− t  * în care: De - diametrul echivalent ce se determina cu relaţia: 4 A  De* =   (9.22)  P 0

P0  – perimetrul poligonului după care este aşezat ultimul rând de ţevi, în m; A – suprafaţa închisă în acest perimetru, în m 2; d0 – diametrul alezajelor în care intră ţevile, în m; t – pasul dintre ţevi, în m; g – adâncimea canalelor practicate pentru garnitură în scopul etanşării pereţilor despărţitori, în m.

Fig. 9.28 – Schema de calcul privind plăcile tubulare 9.3.4. Îmbinarea dintre ţevi şi placa tubulară

Buna funcţionare pe întreaga durată de exploatare a aparatelor de schimb de căldură impune realizarea unei îmbinări sigure între ţevile fasciculului tubular şi plăcile tubulare, îmbinare care să satisfacă atât condiţia de etanşeitate, cât şi condiţia de rezistenţă la smulgerea ţevilor din  placa tubulară (ca urmare a acţiunii forţelor f orţelor axiale de natură termică sau/şi din presiune). Ca metode de îmbinare a ţevilor în plăcile tubulare sunt: • mandrinarea mecanică; • mandrinarea hidraulică; • mandrinarea prin explozie; • sudarea; • lipirea.  Mandrinarea mecanică  constă în deformarea plastică la rece a capătului ţevii introdus în placa tubulară, concomitentă cu deformarea elastoplastică a zonei din placa tubulară, adiacentă capului ţevii cu care se

 

226

îmbină, operaţie executată cu ajutorul unui dispozitiv numit mandrină. După îndepărtarea mandrinei, deformaţia elastoplastică a zonei din placa tubulară se anulează, strângând astfel peretele ţevii (deformat plastic) şi asigurând etanşeitatea şi rezistenţa îmbinării. Dispozitivul de mandrinare (mandrina) este compus dintr-un dorn central, un număr de role (cuprinse între 3 şi 5) şi o carcasă (fig. 9.29). Rolele se deplasează axial prin înaintarea fusului conic şi apasă asupra  peretelui ţevii pe care îl lărgeşte până când acesta vine în contact cu peretele găurii.

Fig. 9.29 – Dispozitivul de mandrinare mecanică:

1 – bucşă filetată cu cap hexagonal; 2 – ştift limitator; 3 – dornul central; 4 – role conice; 5 – carcasa

În scopul obţinerii unei îmbinări corespunzătoare este necesar ca suprafeţele care vin în contact (suprafaţa exterioară a ţevii şi suprafaţa interioară a orificiului din placa tubulară) să fie perfect curate, rugozitatea acestora recomandându-se a fi R a = 6,3µm. Diferitele tipuri de îmbinări mandrinate, folosite în îmbinarea ţevilor cu placa tubulară, sunt reprezentate în figura 9.30.

a

b

c

Fig. 9.30 – Tipuri de îmbinări mandrinate:

a – îmbinarea mandrinată lisă; b – îmbinarea î mbinarea mandrinată cu canale inelare (nute); c – îmbinarea mandrinată cu marginea ţevii răsfrântă.

Aprecierea calitativă a îmbinării mandrinate se face prin aşa-zisul grad de mandrinare (δ) ce poate fi definit prin expresia: (9.23) δ  = d i' − (d i +  j ) / s   în care: δ – gradul de mandrinare; d’i  – diametrul interior al ţevii, în zona mandrinată la sfârşitul operaţiei de mandrinare, în mm; di – diametrul interior al ţevii înainte de mandrinare, în m;  j = d 0 – de – jocul dintre diametrul aliajului din placa tubulară (d 0) şi diametrul exterior al ţevii (d e), înainte de operaţia de mandrinare, în mm ; s – grosimea peretelui ţevii înainte de mandrinare, în mm. Valorile optime recomandate pentru gradul de mandrinare sunt [2] următoarele:

 

227

δopt = 0,15…0,20 – pentru presiuni normale δopt = 0,25…0,30 – pentru presiuni ridicate. ri dicate. În scopul creşterii rezistenţei la smulgere a îmbinării mandrinate, se recomandă practicarea unor canale inelare, în găurile din placa tubulară (fig. 9.30, b). Un număr mai mare de două asemenea canale, însă, conduce la creşterea forţei de smulgere, dar afectează în mod simţitor etanşeitatea îmbinării. De aceea, nu se recomandă practicarea unui număr mai mare de două canale.  Mandrinarea hidraulică  constă în deformarea plastică a ţevii, în zona mandrinată, concomitentă cu o deformare elastică sau elastoplastică a  plăcii tubulare, însă sub acţiunea presiunii unui fluid. Schema de principiu  pentru realizarea mandrinării hidraulice hidraulice este cea reprezentată în figura figura 9.31.

Fig. 9.31 – Schema de principiu privind mandrinarea hidraulică Mandrinarea hidraulică se poate aplica plăcilor tubulare cu grosimi de 20…300mm şi ţevilor cu diametrul nominal (DN 10…DN 50), încadrate în categoria cu înaltă precizie de execuţie. În cazul mandrinării ţevilor în plăcile tubulare (fie mecanic, fie hidraulic) este necesar a se alege în aşa fel cuplul de materiale (pentru placa tubulară şi pentru ţevi), încât să corespundă parametrilor şi caracteristicilor agenţilor termici care se vehiculează prin schimbătorul de căldură, dar, în acelaşi timp, să asigure ca duritatea capătului de ţeavă (care se mandrinează) să fie mai mică cu min 15HB decât duritatea plăcii tubulare.  Îmbinarea prin sudare  – la îmbinarea prin sudare este necesar ca materialul plăcii tubulare şi al ţevii să fie sudabil, având compoziţia chimică şi proprietăţile fizico-mecanice apropiate. În figura 9.32 sunt reprezentate tipurile de îmbinări prin sudare a ţevilor în placa tubulară.

a

b

c

Fig. 9.32 – Tipuri de îmbinări prin sudare a ţevilor în placa tubulară:

a – se recomandă pentru grosimi de perete s ≤ 3 mm; b – recomandată pentru plăci tubulare la care nu se acceptă deformaţii prea mari din sudare; c – sudura se execută după mandrinare

 

228

Îmbinarea ţevilor în placa tubulară prin sudare se recomandă în cazul schimbătoarelor de căldură la care îmbinarea dintre ţevi şi placa tubulară este solicitată axial la forţe axiale de natură termică sau barică mari sau când zona deformată plastic este în contact cu substanţe puternic corosive. Pentru execuţia unei îmbinări corespunzătoare prin sudare este necesar ca înainte de montare, capetele de ţeavă să fie curăţate mecanic, astfel încât rugozitatea suprafeţei exterioare a ţevii în zona sudurii, ca şi rugozitatea suprafeţei interioare a găurilor, să fie de maxim R a = 12,5 µm (de preferinţă R a = 6,3 µm).  Îmbinarea prin lipire este o metodă de îmbinare a ţevilor cu plăcile tubulare, utilizată, în special, în cazurile în care aparatele se execută din metale neferoase (placa tubulară din bronz, ţevile din cupru), dar şi în cazurile în care materialele de construcţie sunt oţeluri carbon, oţeluri aliate, fontă. TESTE DE AUTOEVALUARE

T 9.1. Principalele dezavantaje ale schimbătoarelor de căldură tip „ţeavă în ţeavă” sunt: a) consumul relativ mare de metal pe m 2  de suprafaţă de transfer termic, în comparaţie cu alte tipuri de schimbătoare de căldură;  b) dimensiunile mari de gabarit; c)  productivitate mare; d) consum relativ mic de metal. T 9.2. Utilizarea schimbătoarelor de căldură tubulare rigide este limitată datorită: a) diferenţei mari dintre temperaturile celor doi agenţi termici; te rmici;  b) diferenţei mici dintre temperaturile a celor doi agenţi termici; c) dificultăţilor la curăţirea mecanică a spaţiului dintre ţevi; d) tensiunilor termice care trebuie să fie cât mai mici (create de diferenţele de temperatură între fasciculul tubular şi manta). T 9.3. Schimbătoarele de căldură tubulare elastice sunt: a) schimbătoarele de căldură tubulare cu cap mobil; m obil;  b) schimbătoarele de căldură tubulare cu ţevi în formă de U; c) schimbătoarele de căldură tubulare cu cap alunecător (cu  presgarnitură); d) schimbătoarele de căldură tip „ţeavă în ţeavă”. T 9.4. Reglarea debitului de aer livrat de ventilator la răcitorul cu aer se face  prin: a) utilizarea de ventilatoare cu unghiul de atac a tac al palelor variabil;  b) modificarea turaţiei rotorului; c) folosirea construcţiei cu jaluzele, care închid sau deschid secţiunea de trecere a aerului; d) decuplarea unora sau a tuturor ventilatoarelor. T 9.5. Aparatele de schimb de căldură spiroidale prezintă următoarele avantaje: a) coeficient de transfer de căldură mare;  b) volum mic raportat la unitatea de suprafaţă de schimb de căldură;

 

229

c) execuţie complicată; d) mentenanţă dificilă. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 9.1. • Construcţia şi funcţionarea schimbătoarelor de căldură de tip ţeavă în ţeavă. • Construcţia şicanelor transversale şi a pereţilor despărţitori. • Calculul diametrilui interior al mantalei schimbătorului de căldură cu repartiţia ţevilor după triunghiuri echilaterale. L.V. 9.2. • Construcţia şi funcţionarea schimbătoarelor de căldură tubulare. • Construcţia şi funcţionarea răcitorului cu aer. • Calculul diametrului interior al mantalei schimbătorului de căldură cu repartiţia ţevilor în pătrat. L.V. 9.3. • Construcţia şi funcţionarea schimbătoarelor de căldură tubulare elastice. • Construcţia şi calculul plăcilor tubulare. • Îmbinarea prin mandrinare între ţevi şi placa tubulară. L.V. 9.4. • Construcţia şi funcţionarea schimbătoarelor de căldură spiroidal. • Îmbinarea prin sudare a ţevilor în placa tubulară. • Dispunerea ţevilor în placa tubulară. Calculul pasului dintre ţevi. REZUMATUL

Ca sisteme de sine stătătoare, aparatele de schimb de căldură fac obiectul capitolului al noulea, a cărui tematică are în valoare: consideraţii generale, construcţia şi funcţionarea principalelor tipuri de schimbătoare de căldură (schimbătoarele de căldură tip ţeavă în ţeavă, schimbătoarele de căldură tubulare, răcitoarele cu aer, schimbătoarele de căldură cu plăci, schimbătoarele de căldură spiroidale); construcţia şi calculul elementelor componente ale schimbătoarelor de căldură tubulare (fasciculul tubular, şicanele transversale şi pereţii despărţitori, plăcile tubulare, îmbinarea dintre ţevi şi placa tubulară). BIBLIOGRAFIA

1. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, I.P.G. Ploieşti, 1986. 2. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, II, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 3.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 4. Pavel, A., Mandrinarea mecanică, Editura Tehnică, Bucureşti, 1984.

 

230

UI 10. CUPTOARE TUBULARE OBIECTIVE

Cuptorul tubular tehnologic constituie unul dintre cele mai complexe şi de mare tonaj utilaj folosit pe platformele instalaţiilor de prelucrare a  petrolului. Construcţia cuptoarelor tubulare a cunoscut diverse etape de  perfecţionare, perfecţionările aduse de la o etapă la alta vizând optimizarea regimului lor de lucru precum şi crearea condiţiilor adecvate automatizării exploatării şi controlului acestora. Pe platformele chimice, petrochimice şi rafinării moderne, se întâlnesc o mare varietate de tipuri constructive de cuptoare, ceea ce impune cunoaşterea următoarelor obiective:  clasificarea şi prezentarea elementelor componente ale principalelor tipuri de cuptoare;  analiza sistemului constructiv termoprotector şi termoizolant;   prezentarea serpentinei tubulare;  tipurile de returbenţi şi coturi de întoarcere din componenţa serpentinei tubulare;  factorii legaţi de procesul tehnologic (presiunea, temperatura, mediul de lucru) la care poate funcţiona fiecare tip de cuptor tubular tehnoloigc. SECŢIUNI ŞI SUBSECŢIUNI

10.1. Generalităţi. Definiţii. Tipuri constructive. ..................................... 229 10.2. Sistemul constructiv termoprotector şi termoizolant ....................... 240 10.3. Serpentina tubulară.........................................................................243 10.4. Returbenţii .....................................................................................244 10.5. Coturile de întoarcere .....................................................................246 Teste de autoevaluare..............................................................................248 Răspunsurile testelor de autoevaluare......................................................250 Lucrarea de verificare .............................................................................248 Rezumatul...............................................................................................249 Bibliografia.............................................................................................249 10.1. GENERALITĂŢI. CONSTRUCTIVE.

DEFINIŢII.

TIPURI

Cuptoarele tubulare sunt aparate deosebit de importante, în instalaţiile de prelucrare a hidrocarburilor, prin gama largă de utilizări, constituind unele dintre utilajele cele mai complexe şi de mare tonaj (până la 20% din investiţia totală a unei instalaţii) şi prin consumul de energie  primară (75…85% din consumul total de energie al rafinăriei). Construcţia cuptoarelor tubulare a cunoscut diverse etape de perfecţionare cu scopul optimizării regimului de lucru şi condiţiilor adecvate automatizării

 

231

exploatării şi controlului acestora. Dacă primele cuptoare tubulare erau  prevăzute numai cu zonă de convecţie, fapt ce conducea la dezavantaje mari (randament scăzut, încărcare termică exagerată a camerei de combustie, consum mare de combustibil etc.), marea majoritate a cuptoarelor tubulare construite în ultima vreme sunt de tipul radiaţie – convecţie, realizate din una, două sau mai multe camere, echipate cu serpentine sau fascicule cu elemente tubulare prin interiorul cărora sunt vehiculate medii tehnologice fluide, încălzirea acestora din urmă realizându-se în mod indirect. Constructiv, spaţiul de lucru al cuptoarelor tubulare (fig. 10.1, 10.2 şi 10.3) este de tipul închis, fiind alcătuit din pereţi structuraţi (cu carcase metalice) de diferite forme (plani sau drepţi; înclinaţi, cilindrici, bombaţi etc.), pardoseală sau vatră (fie amplasată pe fundaţie sau pe bolta canalelor de fum, fie suspendată pe stâlpi) şi boltă (plană, înclinată şi orizontal suspendată) sau arce (plate, în unghi ascuţit, bombate şi rampante), soluţia constructivă concretizându-se de la caz la caz. În incinta astfel formată se  plasează serpentinele şi fasciculele tubulare, ele numindu-se de radiaţie, de convecţie, de coş etc., în funcţie de zona de cuptor la care se face referirea. La tipurile de cuptoare mai vechi, (fig. 10.1), aflate în exploatare, zonele (camerele de radiaţie şi cele de convecţie se succed în linie orizontală, fiind delimitate prin intermediul unui aşa-numit prag (altar). Mediul tehnologic preîncălzit este vehiculat prin serpentina tubulară, fiind trimis întâi în zona de convecţie, cu temperatura mai joasă şi, apoi, în zona de radiaţie cu temperatură sensibil mai ridicată. La cuptoarele cu flacără, cea mai mare parte a căldurii se transmite mediului tehnologic în zona de radiaţie, tubulatura respectivă a serpentinei preluând căldura corespunzătoare (circa 90%) prin radiaţie (radiaţia flăcării) şi parţial (circa 10%) prin convecţie (convecţia gazelor de ardere). În concepţie modernă, cuptoarele tubulare petrochimice funcţionează numai cu preîncălzire de aer (fig. 10.2), fiind echipate în mod corespunzător. Pe platformele chimice, petrochimice şi rafinării moderne, se întâlnesc o mare varietate de tipuri constructive de cuptoare, ceea ce impune efectuarea unor clasificări şi grupări după criterii riguroase. • Din punctul de vedere al modului cum se desfăşoară arderea combustibilului, cuptoarele tubulare sunt de următoarele două tipuri: cu arzătoare cu flacără; cu arzătoare fără flacără. • După rolul şi locul cuptorului tubular în linia tehnologică de fabricaţie  pot fi: cuptoare tubulare de încălzire şi vaporizare a produselor ca, de exemplu, cele din instalaţiile DA, DAV, CC, RC, cocsare; cuptoare tubulare de încălzire şi reacţie, la care încălzirea  produselor este comună cu desfăşurarea anumitor reacţii chimice (ex: cuptoarele din instalaţiile CT, de piroliză, de hidrogenare); de contactare, cum sunt cuptoarele tubulare pentru contactarea uleiurilor. -

-

-

-

 

232

Fig. 10.1 – Cuptorul tubular cu două camere de radiaţie şi o cameră de convecţie:

A – zona de ardere; R – zona (camera) de radiaţie; C – zona (camera) de convecţie; 1 – carcasa metalică, structurată în mod corespunzător; 2 – vatra (podeaua) cuptorului; 3 – pereţii (laterali şi frontali) cuptorului; 4 – bolta (tavanul) cuptorului; 5 – sistemul constructiv termoizolant şi termoprotector; 6 – pragul (altarul); 7 – serpentina tubulară; 8 – ecranul tubular de podea (radiaţie); 9 – ecranul tubular de tavan (radiaţie); 10 – tubulatura convecţiei; 11 – canalul de evacuare la coş (canalul de fum); 12 – arzătoare mixte (pentru combustibil lichid şi gazos); 13 – gura de vizitare şi de explozie; 14 – orificiu  pentru controlul arderii şi inspecţiei.

• După numărul fluxurilor de mediu tehnologic, respectiv numărul

circuitelor (pasurilor), se pot deosebi: cuptoarele tubulare cu simplu flux (uniflux, monoflux), la care  produsul se încălzeşte circulând numai printr-o serpentină continuă; cuptoarele tubulare cu dublu flux, la care acelaşi produs sau medii tehnologice distincte se vehiculează prin două serpentine tubulare continue şi independente; cuptoarele tubulare multiflux. • După forma constructivă a cuptorului tubular se deosebesc: cuptoarele orizontale paralelipipedice (fig. 10.2, 10.3) sau de tip delta (fig.10.4), monocelulare, radiant – convective; cuptoarele cilindrice verticale de diferite tipuri (fig. 10.5 şi 10.6), monocelulare, radiante sau radiant – convective; cuptoarele multicelulare (fig. 10.7), specifice instalaţiilor  petrochimice moderne de mare capacitate. -

-

-

-

-

-

 

233

Fig. 10.2 – Cuptorul tubular orizontal de tip paralelipipedic:

A – zona (camera) de ardere; R – zona (camera) de radiaţie; C – zona (camera) de convecţie; PA – zona (camera) preîncălzitorului de aer; 1 – mantaua (carcasa) metalică exterioară; 2 – stâlpii (picioarele) metalice de susţinere, betonate antifoc; 3 – vatra (pardoseala) cuptorului; 4 – pereţii structuraţi (cu carcase metalice) ai cuptorului; 5 – bolta cuptorului; 6 – sistemul constructiv termoizolant şi termoprotector (sistem torcretat); 7 – serpentina tubulară; 8 – ecranul de radiaţie; 9 – tubulatura convecţiei; 10 – tubulatura  preîncălzitorului de aer; 11 – conducta de intrare a mediului tehnologic; 12 – cotul racordării serpentinelor de radiaţie şi convecţie; 13 – conducta de ieşire a mediului tehnologic; 14 – arzătoarele; 15 – coşul; 16 – registrul de coş; 17 – rozetele pentru reglarea debitului de aer; 18 – ventilatorul sau suflanta; 19 – tubulatura de aer preîncălzit; 20 – conducta de gaze combustibile; 21 – robinetul pentru reglarea debitului de gaze combustibile; 22 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) exteriorului cuptorului; 23 – conducta de abur, pentru dămfuirea zonei de ardere a cuptorului; 24 – conducta de abur pentru dămfuirea coşului cuptorului; 25 – gura de vizitare; 26 – gura de explozie; 27 – gurile de control (inspecţie); 28 – termocuplul montat pe tubulatura ecranului de radiaţie; 29 – termocuplul plasat în zona de radiaţie; 30 – termocuplul plasat în zona de convecţie; 31 – termocuplul plasat în zona preîncălzitorului de aer (la coş).

 

234

• După criteriul productivităţii şi cel al fluxului termic cuptoarele

tubulare se pot clasifica conform datelor [1] din tabelul 10.1.

Tabelul 10.1 Clasificarea cuptoarelor după criteriul productivităţii şi al fluxului termic.

Tipul de cuptor Mic Mediu Mare Foarte mare

Productivitatea Fluxul termic t (24 h) t/an MW Kcal/h Până la 300 Până la 100000 Până la circa 6 Până la 5000000 100000 … 5000000 … 300 … 1000 6 … 17 330000 15000000 Până la 12000 Până la 4000000 Peste circa 17 Peste 15000000 Peste 12000 Peste 4000000 -

• După criteriul suprapresiunii maxime din serpentina tubulară,

cuptoarele tubulare se pot clasifica conform datelor din tabelul 10.2:

Tabelul 10.2 Clasificarea cuptoarelor după criteriul suprapresiunii

Tipul de cuptor Atmosferic Sub vacuum* De mare presiune

Suprapresiunea, în MPa 0,06 … (… 2,0) Până la cel mult 0,06 2,0 … 4,0 (… 8,0 … 10,0)

*De obicei, în această grupă sunt incluse şi cuptoarele tehnologice cuplate cu coloane sub vacuum, chiar dacă, la ieşirea din cuptoarele respective,  presiunea este superioară celei atmosferice. • După criteriul temperaturii maxime de încălzire a mediilor tehnologice, cuptoarele tubulare pot fi: de joasă temperatură, având temperatura maximă de încălzire mai mică sau egală cu 400 0C; de înaltă temperatură, având temperatura maximă de încălzire a mediilor tehnologice între 400 0C şi 9500C. La cuptoarele petrochimice moderne, temperatura flăcării ajunge până la 16000C. Cuptoarele tubulare orizontale  pot fi paralelipipedice (fig. 10.2 şi 10.3) sau de tip delta (fig. 10.4); sunt realizate cu lungimi de până la 40 m şi înălţimi ale zonei de radiaţie de 15…20 m, fiind nu prea favorabile din  punctul de vedere al acţiunii dinamice a vântului, având coşuri de mare capacitate şi putere (de tiraj) pentru evacuarea gazelor de ardere. De aceea se impune efectuarea unui calcul dinamic de rezonanţă pentru întregul sistem şi montarea de dispozitive antivibratoare (cu aripioare elicoidale) în treimea superioară a coşului. Cuptoarele tubulare orizontale sunt utilizate în condiţiile proceselor de cocsări sau cu depuneri masive în serpentinele tubulare, serpentine care  pot fi curăţate cu uşurinţă pe cale mecanică. Forma constructivă a acestor cuptoare este cea mai adaptabilă pentru eventuala mărire ulterioară a capacităţii de producţie, fiind modulată în mod corespunzător. -

-

 

235

a

 b

c

Fig. 10.3 – Cuptorul tubular orizontal paralelipipedic. Exemplificări reprezentative:

a – cuptorul radiant – convectiv simplu; b - cuptorul radiant – convectiv cu prag central reflectorizant de flacără şi radiant; c – cuptorul radiant – convectiv îngust, cu prag central reflectorizant de flacără şi radiant; 1 – carcasa metalică a cuptorului; 2 – sistemul constructiv termoizolant şi termoprotector (sistem înzidit); 3 – serpentina tubulară; 4 – arzătoarele; 5 – pragul reflectorizant de flacără şi radiant; 6 – colectorul gazelor de ardere (cu registru de tiraj); 7 – intrarea mediului tehnologic preîncălzit; 8 – ieşirea mediului tehnologic încălzit.

 

236

a

b

Fig. 10.4 – Cuptorul tubular orizontal de tip delta. Variante constructive exemplificative Cuptoarele tubulare cilindrice verticale de diferite tipuri (fig. 10.5 şi

10.6), se execută cu zone de radiaţie având diametrul de 1,5…13,0 m şi înălţimea de 2,5…25,0m, zona de convecţie şi coşul putând fi considerate de tip autoportant, înălţimea cuptoarelor tubulare cilindrice poate depăşi 60 m; în zona de convecţie, serpentina tubulară se poate realiza, după caz, cu tuburi orizontale sau verticale. În prezent, cuptoarele cilindrice verticale sunt cele mai frecvent utilizate în instalaţiile tehnologice petrochimice, prezentând faţă de cele orizontale următoarele avantaje: • cheltuieli de construcţie şi mentenanţă reduse; • construcţie compactă, ceea ce conduce la ocuparea unei suprafeţe de  producţie reduse; • reclamă o cantitate mai redusă de utilaje şi tuburi de cuptor; • reducerea timpilor de montaj, prin crearea posibilităţilor montajului din  panouri prefabricate realizate în condiţii de tehnicitate ridicată. Pentru o deservire comodă, injectoarele cuptorului sunt amplasate la  partea inferioară a cuptorului, la o înălţime mai mică de 2 m. Înălţimea flăcării în medie, nu depăşeşte 2/3 din înălţimea serpentinei tubulare, ea fiind dirijată pe verticală. Împărţirea în camere de radiaţie, la unele tipuri de cuptoare, se face cu ecran central gol la interior (fig. 10.6 c) de formă  paralelipipedică cu feţe concave, care creează posibilitatea reglării solicitării termice a ecranului de radiaţie. În interiorul ecranului este montată o conductă de aer prin care este adus aer secundar şi distribuit în zona de ardere a flăcării. Zona de convecţie este amplasată la partea superioară a cuptorului.

 

237

Fig. 10.5 – Cuptorul tubular vertical de tip cilindric:

A – zona (camera) de ardere; R – zona (camera) de radiaţie; C – zona (camera) de convecţie; 1 – mantaua (carcasa) metalică exterioară; 2 – stâlpii (picioarele) metalice de susţinere, betonate antifoc; 3 – vatra cuptorului; 4 – pereţii structuraţi (cu carcase metalice) ai cuptorului; 5 – bolta cuptorului; 6 – sistemul constructiv termoizolant şi termoprotector (sistem torcretat); 7 – serpentina tubulară; 8 – ecranul de radiaţie; 9 – tubulatura convecţiei; 10 – conducta de intrare a mediului tehnologic; 11 – conducta de ieşire a mediului tehnologic; 12 – arzătoarele; 13 – coşul; 14 – registrul de coş; 15 – ferestrele, cu deschidere reglabilă, pentru reglarea tirajului şi, deci, a debitului de aer; 16 – conducta de gaze combustibile; 17 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) zonei de radiaţie la interior; 18 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) pentru zona de radiaţie la exterior; 19 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) pentru zona de convecţie la interior; 20 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) pentru coş, la interior; 21 – gura de vizitare; 22 – gura de control (inspecţie); 23 – gurile de explozie; 24 – termocuplul amplasat în zona de radiaţie; 25 – termocuplul amplasat în zona de convecţie; 26 – termocuplul amplasat în interiorul coşului; 27 – conducta de abur din reţeaua înăbuşirii (dămfuirii) arzătoarelor.

 

238

a

b

c

Fig. 10.6 – Cuptorul tubular cilindric vertical. Variante constructive exemplificative:

a – cuptorul radiant simplu; b – cuptorul radiant cu con de radiaţie suspendat; c – cuptorul radiant – convectiv cu dispozitiv central distribuitor de aer; 1 – mantaua (carcasa) metalică; 2 – sistemul constructiv termoizolant şi termoprotector (sistem torcretat); 3 – serpentina tubulară; 4 – arzătoarele; 5 – gura de vizitare; 6 – gura de control şi inspecţie; 7 – canalele de aer; 8 – distribuitorul de aer; 9 – registrul de tiraj.

 

239

Fig. 10.7 – Cuptorul multicelular universal Pentru o încărcare termică medie de 29 kW/m 2, cuptorul cilindric vertical asigură o capacitate termică de 0,46…13,5 MW pentru cuptoarele cilindrice fără ecranare centrală şi de 15…62 MW pentru cuptoarele cilindrice cu ecranare centrală. Cuptoarele multicelulare  (fig. 10.7), sunt utilizate în instalaţiile  petrochimice moderne de mare capacitate, fiind avantajoase atunci când se asigură condiţiile montajului modulat, economic, ceea ce face posibilă reducerea considerabilă a duratei de materializare a investiţiei date. Cuptoarele tubulare fără flacără. În prezent, în industria  petrochimică sunt cuptoare tubulare tehnologice cu pereţi radianţi, cu injectoare fără flacără montate în panouri (fig. 10.8). Fiecare injector este montat într-un panou cu dimensiunile de 500x500x230 mm prevăzute cu 100…169 canale cu diametrul de 20 mm, confecţionat din material ceramic care catalizează procesul de ardere (fig. 10.9). Combustibilul gazos care intră în arzător, introduce aerul necesar  pentru ardere, apoi amestecul de gaze şi aer intră în camera de distribuţie a arzătorului şi din aceasta în canale. La o suprafaţă radiantă de 1 m 2 revin 400 până la 1200 canale, ceea ce corespunde un număr egal de flăcări. Arderea combustibilului se face în interiorul canalelor, suprafaţa arzătorului devine incandescentă fără flacără vizibilă, intensitatea transmiterii căldurii de la pereţii radianţi la ţevi fiind de 2 ... 3 ori mai mare decât de la flacără. Cuptoarele tubulare cu pereţi radianţi, cu arzătoare fără flacără au un interval larg de puteri calorifice de la 7MW până la 24MW. Pereţii zonei (camerei) de radiaţii se aseamblează în întregime din injectoare fără flacără cu panouri care se găsesc la o distanţă de 600…1000 mm de la serpentina tubulară amplasată central, formată din unul sau două rânduri de ţevi.

 

240

Fig. 10.8 – Cuptorul tubular fără flacără cu pereţi radianţi :

1 – carcasa ; 2 – gură de explozie ; 3 – gură de observaţie; 4 – gură de vizitare ; 5 – arzător de rezervă ; 6 – panouri cu injectoare ; 7 – serpentina cuptorului ; 8 – înzidirea refractară termoizolatoare ; 9 – colectorul de gaze arse.

 

241

Fig. 10.9 – Arzător fără flacără cu panou:

1 – conductă de gaze; 2 – ajutaj; 3 – difuzor; 4 – regulator de aer; 5 – şicană metalică; 6 – ţevi de distribuţie; 7 – arzătoarele ceramice; 8 – carcasa panoului; 9 – izolaţie de diatomit.

10.2. SISTEMUL CONSTRUCTIV TERMOPROTECTOR ŞI TERMOIZOLANT

Sistemul constructiv termoprotector şi termoizolant al cuptoarelor tubulare tehnologice, (fig. 10.10), are în principal următoarele funcţii: •  funcţia termoprotectoare  – protejează carcasa metalică, mediul înconjurător şi personalul de serviciu împotriva acţiunii dăunătoare a produselor arderii combustibililor (gaze cu diferite compoziţii chimice şi agresivitate complexă etc.), care uneori au temperaturi foarte ridicate (1500 … 1800 0C); •  funcţia termoizolantă – asigură utilizarea eficientă a fluxului termic în spaţiul de lucru al cuptorului, în condiţiile în care temperatura carcasei metalice, la suprafaţa sa exterioară, nu depăşeşte 50 … 800C. În prezent, din punctul de vedere al funcţiei termoprotectoare, în  practica industrială petrochimică, se întâlnesc următoarele tipuri de sisteme constructive termoprotectoare şi termoizolante: •  sistemul de zidărie monobloc, de concepţie depăşită şi abandonat complet în activitatea curentă de proiectare; •  sistemul cu zidărie suspendată (fig. 10.11), de concepţie modernă, utilizat în mod curent în construcţia cuptoarelor orizontale mai vechi sau mai noi, a celor multicelulare etc.;

•  sistemul cu elemente şi subansambluri (blocuri, panouri, structuri)  prefabricate  executate din betoane refractare şi termoizolante,

folosit în construcţia cuptoarelor paralelipipedice gigantice, cu  productivitate de excepţie ; •  sistemul torcretat   utilizat preferenţial în construcţia cuptoarelor cilindrice verticale, torcretul realizându-se din betoane refractare, dozate în mod corespunzător (fig. 10.12).

 

242

Fig. 10.10 – Schiţa principală a sistemului termoprotector şi termoizolant al cuptoarelor tehnologice:

1 – învelişul (mantaua, scutul) protector al caracsei metalice; 2 – stratul(-rile) termoizolant(-e); 3 – perete termoprotector (zidărie, blocuri sau panouri prefabricate, torcret); 4 – spaţiul interior al cuptorului (zona de radiaţie, zona de convecţie); SE – suprafaţa exterioară; SIT – suprafaţa interioară tehnologică.

a

b

Fig. 10.11 – Sistemul constructiv termoprotector şi termoizolant cu zidărie suspendată:

a – cu zidărie refractară de tip greu; b – cu zidărie refractară de tip uşor; 1 – carcasa metalică; 2 – stratul termoizolant exterior, executat din vată sau pâslă (lână) minerală, vată de sticlă etc.; 3 – stratul termoizolant, intermediar, executat din cărămizi de diatomit,  pulbere de diatomit sau de vermikulit; 4 – stratul termoprotector, cu zidărie suspendată, executat din cărămidă refractară (din şamotă) fasonată, normală (a) sau expandată (b); 5 – rosturile de dilatare, umplute cu şnur de azbest compact, fibre ceramice îndesate etc.; 6 – grinda (lonjeronul) de susţinere; 7 – suporturile de ancorare; 8 – suporturile de susţinere.

 

243

Alcătuirea constructivă a sistemelor cu zidărie suspendată, corespunzătoare pereţilor verticali laterali sau frontali, bolţii înclinate (oblice) şi tavanului, rezultă din figurile 10.13, 10.14. Sistemele torcretate se realizează în varianta stratului simplu (monostrat) sau dublu (bistrat).

Fig. 10.12 – Sistemul constructiv termoprotector şi termoizolant realizat  prin torcretare:

1 – carcasa (mantaua) metalică; 2 – stratul torcretat (torcretul, propriu-zis); 3 – spaţiul interior al cuptorului (zona de radiaţie, zona de convecţie); 4 – agrafele (clemele) de ancorare a torcretului; 5 – rostul de dilatare superficial.

a

b

Fig. 10.13 – Schiţele constructive privind zidăria suspendată a peretelui lateral al unui cuptor orizontal:

a – schiţa sistemului constructiv corespunzător (vedere în plan); b – peretele lateral al cuptorului tubular de tip casetă; 1 – profilul I al montanului; 2 – platbandele montanului; 3 – nervurile transversale ale montanului; 4, 5 – grinda orizontală de tip cheson executată din profil U (4) cu platbandă de completare (5); 6 – segmentul de profil cornier, sudat de montant, destinat fixării cu şuruburi a chesonului (4, 5); 7 – suportul ţevilor serpentinei; 8 – suporturile cărămizilor refractare; 9 – cărămida fasonată de interval; 10 – cărămida fasonată de capăt, dreapta; 11 – cărămida fasonată de capăt stânga; 12 – cărămida termoizolatoare; 13 – şnur de azbest care etanşează rosturile de dilatare.

 

244

Fig. 10.14 – Schiţa constructivă privind zidăria suspendată a bolţii înclinate şi tavanului (orizontal) al cuptorului tubular de tip casetă prezentat în fig.10.1. 10.3. SERPENTINA TUBULARĂ

Aceasta constituie elementul de bază al cuptorului tubular, ea fiind realizată dintr-o serie de ţevi de cuptor (tuburi) îmbinate între ele fie prin coturi de întoarcere (returbenţi), fie prin curbe sudate, care, montate într-un anumit mod, delimitează şi asigură un spaţiu tubular continuu, închis şi etanş, prin care se vehiculează mediile tehnologice supuse încălzirii indirecte. Dacă se are în vedere criteriul accesibilităţii la montare – demontare, serpentinele tubulare pot fi: demontabile, cu elemente tubulare  filetate, utilizate rar şi numai ca alternativă (în condiţiile unor îmbinări combinate, cu filet şi prin mandrinare, ale returbenţilor de ieşire – intrare în vinclu);  semidemontabile , cu elemente tubulare mandrinate, utilizate în instalaţiile tehnologice (de distilare atmosferică – DA; distilare sub vacuum – DAV; fracţionare; cracare termică – CT; cracare catalitică – CC; cocsare întârziată; solventare ş.a.) cu temperaturi până la circa 560 0C, care necesită decocsarea mecanică repetată şi, deci, implică intervenţii destul de frecvente în sistemul serpentinei; nedemontabile, cu elemente tubulare sudate, utilizate în instalaţiile tehnologice (de reformare catalitică, hidrocracare, hidrofinare, piroliză, alchilare etc.) aşa-zise curate (fără depuneri) sau cu temperaturi de ordinul 500…1000 0C; mixte sau combinate (cu unele elemente tubulare mandrinate şi altele filetate sau cu elemente tubulare mandrinate şi sudate etc.). În prezent, principalele tipuri constructive de ţevi, folosite, în general, pentru realizarea serpentinelor tubulare pot fi: ţevile cu suprafaţa exterioară netedă, executate prin laminare la cald, turnare centrifugală sau  presare la cald şi tratament termic ulterior; ţevile cu suprafaţă exterioară  profilată, obţinută prin nervurare longitudinală transversală sau elicoidală; ţevile cu suprafaţă exterioară  ghimpată, ştiftuită (ţevi cu ghimpi, cepuri, ştifturi etc.).

 

245

10.4. RETURBENŢII

Servesc pentru îmbinarea tuburilor cuptorului în vederea realizării serpentinei. Returbenţii sunt dispozitive (cuti, corpuri, coturi de întoarcere la 0 180 C sau 900C, a tubulaturii serpentinelor), de regulă orizontale, prin intermediul cărora se asigură: • îmbinarea semidemontabilă, dar rezistentă şi etanşă a ţevilor şi, deci, continuitatea tehnologică a serpentinei; • rezistenţa hidraulică locală, în general, acceptabilă; • deschiderea relativ uşoară, pentru intervenţii, a sistemului tubular al serpentinei; • curăţirea mecanică, respectiv decocsarea mecanică (prin turbinare) a spaţiului tubular interior; • mandrinarea mecanică directă a ţevilor; • înlocuirea rapidă şi uşoară a ţevilor compromise. În figura 10.15 este reprezentat un returbent cu două ţevi. Corpul returbentului are patru orificii: două orificii, cele superioare, folosesc pentru realizarea îmbinării, prin mandrinare a ţevilor în returbent, iar celelalte două sunt închise etanş de dopurile de formă tronconică (2) cu ajutorul unei punţi (3), care la strângerea şuruburilor de apăsare (4), sprijină pe umerii corpului returbentului (1).

Fig. 10.15 – Returbent de rând pentru două ţevi executat în construcţie forjată:

1 – corpul returbentului; 2 – orificiul conic, respectiv dopul tronconic de tip normal; 3 – punte; 4 – şurubul de apărare; 5 – orificiul în care se mandrinează ţeava de cuptor.

Pe lângă avantajele pe care le oferă acest tip de returbent, în construcţie monobloc, prezintă dezavantajul că la degradarea unei ţevi, trebuie sacrificate şi ţevile adiacente, iar pierderile hidraulice sunt destul de mari. În scopul eliminării acestor dezavantaje s-au construit returbenţi cu corp secţionat şi curbă demontabilă, racordarea acestora făcându-se cu curbe, presarea curbei realizându-se printr-un sistem şurub – punte – urechi turnate odată cu corpul (fig. 10.16).

 

246

Fig. 10.16 – Returbent de rând pentru două ţevi, cu corp secţionat şi curbă demontabilă:

1 – corpul secţionat; 2 – curba; 3 – puntea; 4 – şurubul de apăsare; 5 – sistemul de etanşare; 6 –ţeava (tubul) serpentinei de cuptor.

În ultima vreme se folosesc cu precădere returbenţi executaţi în construcţie turnată (fig. 10.17) cu dop normal.

Fig. 10.17 – Returbent de rând pentru două ţevi executat în construcţie turnată, cu dop normal:

1 – corpul returbentului; 2 – orificiul conic, respectiv dopul tronconic normal; 3 – puntea; 4 – urechile, proeminenţele de fixare, potcoavele de rezemare ale corpului; 5 – şurubul de apăsare; 6 – orificiul în care se mandrinează ţeava de cuptor.

 

247

În scopul realizării condiţiilor necesare fixării ţevilor în corpul returbentului precum şi a posibilităţilor curăţirii diferitelor depuneri din interiorul ţevilor, acestea sunt prevăzute cu locaşuri conice, în interiorul cărora sunt fixate prin presare dopurile (2) cu ajutorul şuruburilor de strângere (5) şi a traversei (puntea 3). Fixarea ţevilor în returbent se face prin mandrinare, în orificiile de la partea inferioară a corpului, care sunt prevăzute cu două canale (nute), cu adâncimea de 1,5…2,0 mm. Pasul de dispunere a ţevilor (tuburilor) în returbent este de (1,7…2,0)de, unde de este diametrul exterior al ţevii. Şuruburile de strângere şi puntea se realizează din oţelul 40Cr10,  pentru temperaturi de până la 425 0C sau din 33MoCr11 pentru temperaturi mai ridicate. Returbenţii, împreună cu capetele conjugate ale ţevilor, se scot în afara spaţiului tehnologic al cuptoarelor tubulare, plasându-se în boxele speciale care se amenejează imediat după plăcile tubulare frontale (fig. 10.18). Pentru limitarea efectelor unor eventuale incidente de exploatare şi  protejare împotriva aprinderii produselor scăpate la returbenţi, extinderii flăcării şi propagării flăcărilor, uşile metalice ale boxelor vor fi permanent închise.

Fig. 10.18 – Schema serpentinei tubulare:

1 – construcţia metalică; 2 – sistemul interior de protecţie termoizolator; 3 – tub de cuptor; 4 – returbenţii; 5 – camera returbenţilor (boxe speciale); 6 – suporturi pentru susţinerea tuburilor (ţevilor); 7 – suporturi metalice pentru protecţia termoizolatoare.

10.5. COTURILE DE ÎNTOARCERE

Coturile de întoarcere sunt dispozitive unitare de întoarcere la 180 0 (fig. 10.19; 10.20, b) sau 90 0 (fig. 10.20, a), a tubulaturii serpentinelor, de regulă verticale sau elicoidale, paralelipipedice, prin intermediul cărora se asigură: • îmbinarea nedemontabilă, rezistentă şi etanşă, prin sudură, a ţevilor unei secţiuni şi, deci, continuitatea tehnologică a secţiunii, respectiv serpentinei date; • rezistenţa hidraulică locală minimă;

 

248

• eliminarea porţiunilor de serpentină periculoase din punctul de

vedere al uzării eroziv-corosive; • eliminarea subţierii capetelor ţevilor, ceea ce îmbunătăţeşte siguranţa în exploatare a serpentinei.

Fig. 10.19 – Geometria coturilor de întoarcere (180 0): 1 – cotul la 180 0; 2 – tubulatura rectilinie; 3 – sudurile inelare

a

b

Fig. 10.20 – Coturi de întoarcere indigene: a – cotul la 90 0; b – cotul la 1800.

Serpentinele tubulare cu coturi de întoarcere, se întâlnesc la cuptoarele pentru încălzirea produselor uşoare din instalaţiile de solventare selectivă, dezasfaltare, redistilare, absorbţie şi fracţionare etc., care nu depun cocs şi alte substanţe la interiorul ţevilor, precum şi la cuptoarele cu regim termic deosebit din instalaţiile moderne de reformare, hidrofinare, hidrocracare, piroliză ş.a.

 

249

TESTE DE AUTOEVALUARE

T 10.1. Cuptoarele cilindrice verticale prezintă faţă de cele orizontale următoarele avantaje: a) cheltuielile de construcţie şi mentenanaţă reduse;  b) construcţie compactă, ceea ce conduce la ocuparea unei suprafeţe de  producţie reduse; c) reclamă o cantitate mai redusă de utilaje şi tuburi de cuptor; d) măreşte timpii de montaj, prin crearea posibilităţilor din panouri  prefabricate. T 10.2. Cuptoarele tubulare fără flacără sunt cuptoare tubulare tehnologice: a) cu pereţi radianţi;  b) cu injectoare fără flacără montate în panouri; c) cu pereţii normali din cărămidă refractară; d) cu injectoare cu flacără. T 10.3. În prezent, din punctul de vedere al funcţiei termoprotectoare, în  practica industrială petrochimică se întâlnesc următoarele tipuri de sisteme moderne termoprotectoare şi termoizolante: a) sistemul de zidărie monobloc;  b) sistemul cu zidărie suspebdată; c) sistemul cu elemente şi subansambluri (blocuri, panouri, structuri)  prefabricate executate din betoane refractare şi termoizolante; d) sistemul torcretat. T 10.4. Returbenţii servesc pentru îmbinarea tuburilor cuptorului în vederea realizării serpentinei, ceea ce se asigură prin: a) îmbinarea semidemontabilă, dar reistentă şi etanşă a ţevilor şi, deci, continuitatea tehnologică a serpentinei;  b) rezistenţa hidraulică locală, în general, acceptabilă; c) curăţire mecanică, respectiv, decocsarea mecanică (prin turbinare) a spaţiului tubular interior; d) înlocuirea dificilă şi greoaie a ţevilor compromise. T 10.5. Coturile de întoarcere sunt dispozitive unitare de întoarcere la 180 0 sau 900 a tubulaturii serpentinelor, prin intermediul cărora se asigură : a) îmbinarea demontabilă, nerezistentă şi puţin etanşă a ţevilor;  b) rezistenţa hidraulică locală minimă; c) îmbinarea nedemontabilă, rezistentă şi etanşă prin sudură a ţevilor; d) eliminarea porţiunilor de serpentină periculoase din punctul de vedere al uzării eroziv-corozive. LUCRAREA DE VERIFICARE

L.V. 10.1. • Tipuri de cuptoare tubulare orizontale. • Avantajele prezentate de cuptoarele cilindrice verticale faţă de cele orizontale. • Construcţia şi rolul returbenţilor.

 

250

L.V. 10.2. • Clasificarea cuptoarelor tubulare. • Construcţia şi funcţionarea cuptoarelor tubulare fără flacără. • Coturile de întoarcere. L.V. 10.3. • Sistemul constructiv termoprotector şi termoizolant al cuptoarelor tubulare. • Construcţia serpentinei tubulare. • Construcţia şi elementele componente ale cuptorului cilindric vertical. REZUMATUL

Cuptoarele tubulare sunt aparate de o deosebită importanţă în instalaţiile de prelucrare a hidrocarburilor, prin gama largă de utilizări, prin  ponderea investiţiei aferente (până la 20% din valoarea totală a unei instalaţii) şi prin consumul de energie primară (75 ...85% din consumul total de energie al rafinăriei). Acest capitol, ce are drept obiect cuptoarele tubulare petrochimice, dezvoltă problematica privind clasificarea, prezentarea elementelor componente ale principalelor tipuri de cuptoare tubulare tehnologice, analiza sistemului constructiv termoprotector şi termoizolant, a serpentinei tubulare cu elementele sale componente (ţevi, returbenţi, coturi de întoarcere). Prezentarea tipurilor de cuptoare tubulare se face în concordanţă cu  parametrii la care poate funcţiona fiecare tip de cuptor tubular tehnologic (temperatură, presiune, mediu de lucru). BIBLIOGRAFIA

1. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, II, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 2.  Nicolae, V., Utilaje statice petrochimice şi de rafinărie, Editura Universităţii Petrol-Gaze din Ploieşti, 2007. 3. Pavel, A.; Nicoară, A., Cuptoare tubulare petrochimice,  Editura Tehnică, Bucureşti, 1995. 4. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, vol. II, I.P.G. Ploieşti, 1986.

 

251

RĂSPUNSURILE TESTELOR DE AUTOEVALUARE

T 1.1. – a T 1.2. – b T 1.3. – c T 1.4. – a, d T 1.5. – b T 1.6. – b T 1.7. – c

T 5.1. – a T 5.2. – b, c T 5.3. – d T 5.4. – a, b, c T 5.5. – a, b T 6.1. – a, b, c, d T 6.2. – a, b, c, d T 6.3. – a T 6.4. – a, b, c T 6.5. – a

T 2.1. – d T 2.2. – c T 2.3. – b T 2.4. – a T 2.5. – d T 2.6. – c T 2.7. – a

T 7.1. – a T 7.2. – b T 7.3. – c T 7.4. – a, b, c

T 3.1. – c, d T 3.2. – a, b T 3.3. – c, d T 3.4. – a T 3.5. – b

T 8.1. – a T 8.2. – b T 8.3. – c T 9.1. – a, b T 9.2. – b, c, d T 9.3. – a, b, c T 9.4. – a, b, c, d T 9.5. – a, b

T 4.1. – a T 4.2. – b T 4.3. – c T 4.4. – d

T 10.1. – a, b, c T 10.2. – a, b T 10.3. – b, c, d T 10.4. – a, b, c T 10.5. – b, c, d

 

252

BIBLIOGRAFIA 1. Alexandrescu, Fl.; Necula, Şt., Conducte şi armături, Editura Tehnică, Bucureşti, 1963. 2. Antonescu, N. N.; Ulmanu, V.,  Fabricarea, repararea şi întreţinerea utilajului chimic şi petrochimic,  Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1981. 3. Burducea, A. ş.a., Conducte şi reţele termice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1977. 4. Brownell, L. E.; Young, E.,  Process Equipment Design, McGraw Hill, New York, 1970. 5. Bratu, E. A., Operaţii şi utilaje în industria chimică, vol. I şi II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1970. 6. Cheşa, I. ş.a.,  Alegerea şi utilizarea oţelurilor,  Editura Tehnică, Bucureşti, 1984. 7. Cioclov, D.,  Recipiente sub presiune, Editura Academiei, Bucureşti, 1983. 8. Domaşnev, A. D., Utilaje pentru industria chimică, Editura tehnică, Bucureşti, 1964. 9. Dutkai, E. P., Coloane cu umplutură în tehnologia chimică, Editura Tehnică, Bucureşti, 1977. 10. Florenţiu, Al.; Mincu, V., Studiu privind stabilirea duratei de viaţă pentru sistemele de conducte, S.C. I.A.I.A. S.A. Ploieşti, decembrie 1991. 11. Florea, I. ş.a.,  Mecanica fluidelor. Probleme,  Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1976. 12. Frangopol, I.; Tronaru, N.,  Prefabricarea conductelor tehnologice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1981. 13. Iordache, Gh. ş.a., Utilaje pentru industria chimică şi  petrochimică, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1982. 14. Iţalon, Th., Utilaj petrochimic, I.P.G. Ploieşti, 1974. 15. Jinescu, V. V.,  Aparate de tip coloană, Editura Tehnică, Bucureşti, 1978. 16. Jinescu, V. V., Calculul şi construcţia utilajului chimic,  petrochimic şi de rafinării, vol. I, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983. 17. Klapp, E.,  Festigkeit in Apparate und Anlagenbau, Werner, Dusseldorf, 1970. 18. Leca, A., Conducte pentru agenţi termici. Îndreptar, Editura Tehnică, Bucureşti, 1986. 19. Manea, C.; Anghel, Al.,  Elemente de inginerie mecanică şi întreţinerea utilajului petrochimic, I.P.G. Ploieţti, 1978. 20. Meller, G.,  Piping Design and Engineering , ediţia a 3-a, Grinell Company. 21. Mihăilescu, A.; Tudor, P., Utilaje şi instalaţii în industria chimică şi de rafinării, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1975.

 

253

22.

 Nicoară, A., Cuptoare tubulare în ingineria prelucrării hidrocarburilor , Editura Tehnică, Bucureşti, 1985. 23.  Nicolae, V., Studiul comportării suporturilor cu frecare redusă la recipiente cilindrice orizontale, SIMEC 2003, Universitatea Tehnică de Construcţii, Bucureşti, 2003. 24.  Nicolae, V., Utilaj petrolier şi petrochimic. Îndrumar de laborator , Editura Universităţii Petrol – Gaze din Ploieşti, 2006. 25.  Nicolescu, M., Contribuţii la calculul de rezistenţă al coturilor din ţeavă, teză de doctorat, Institutul de Petrol, Gaze şi Geologie, Bucureşti, 1973. 26. Pavel, A.,  Elemente de inginerie mecanică (pentru  petrochimie), Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983. 27. Pavel, A. ş.a.,  Aparate de tip coloană. Îndrumar pentru  proiect de an , I.P.G. Ploieşti, 1980. 28. Pavel, A. ş.a.,  Inginerie mecanică în petrochimie, vol. I, II, Editura Universităţii din Ploieşti, 2001. 29. Pavel, A.,  Mandrinarea mecanică, Editura Tehnică, Bucureşti, 1984. 30. Pavel, A., Siguranţa în funcţionare a utilajelor petrochimice, vol. II şi III, Editura Tehnică, Bucureşti, 1987 şi 1988. 31. Pavel, A.; Nicoară, A., Cuptoare tubulare petrochimice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1995. 32. Pavel, A. ş.a.,  Riscuri şi surse de avarii tehnologice în rafinaj-petrochimie, Editura ILEX, Bucureşti, 2007. 33. Ponomariov, S. D., Calculul de rezistenţă în construcţia de maşini, vol. II, Editura Tehnică, Bucureşti, 1963. 34. Posea, N., rezistenţa materialelor,  Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1979. 35. Posea, N., ş.a., Statica şi dinamica sistemelor de conducte, Editura Academiei Române, Bucureşti, 1996. 36. Renert, M., Calculul şi construcţia utilajului chimic, vol. I, ediţia a II-a, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1964. 37. Teodorescu, Şt.; Florenţiu, Al., Calculul de rezistenţă al aparatelor cilindrice de tip coloană, Editura Tehnică, Bucureşti, 1969. 38. Teodorescu, Şt., Utilaj petrochimic şi de rafinării.  Rezervoare de depozitare atmosferice, XI, I.P.G. Ploieşti, 1976. 39. Teodorescu, Şt.; Partenie, Şt.,  Montarea utilajului industriei chimice şi petrochimice, vol. II, III, I.P.G. Ploieşti, 1982. 40. Teodorescu, Şt., Utilaj petrochimic şi de rafinării. Aparatură  şi recipienţi cu pereţi groşi pentru înaltă presiune,  I.P.G. Ploieşti, 1979. 41. Voicu, I., Utilajul industriei chimice şi petrochimice, Partea întâi, Partea a doua, I.P.G. Ploişti, 1986. 42. Voicu, I.; Nicolae, V., Calculul şi construcţia utilajului chimic, petrochimic şi de rafinării. Îndrumar de laborator , I.P.G. Ploieşti, 1984.

 

254

43.

Zecheru, Gh; Drăghici, G.,  Elemente de ştiinţa şi ingineria matrialelor , vol. II, Editura ILEX şi Editura Universităţii din Ploieşti, 2002 . 44. *** ASME Code for Pressure Piping, B31.3 – 1999 Edition. 45. *** ASME/ANSI B31.1 Edition, Chemical Plant and Petroleum Refinery Piping, Edition 1999. 46. *** Catalog coloane cu umplutură tip SULZER, 2006. 47. *** CR 5, Prescripţii tehnice de proiectare a rezervoarelor sferice. 48. *** Memorator tehnic de montaj, vol. I, T.M.U.B.B., Bucureşti, 1978. 49. *** NT – RP – M01/2000, Conducte pentru rafinării şi  petrochimie, proiectare, montare, exploatare, verificare, S.N.P. Petrom S.A., 2000. 50. *** Prescripţii tehnice, PD 178 – 82. 51. *** PT – C4/1 – 2003 şi PT – C4/2 – 2003, Prescripţii tehnice pentru proiectarea, execuţia, instalarea, exploatarea, repararea şi verificarea recipientelor metalice stabile sub presiune, Colecţia I.S.C.I.R. Bucureşti, 2003. 52. *** Stahlschlussel. Efectul elementelor de aliere asupra caracteristicilor oţelurilor. 53. *** SR ISO 7005-1-1999, Flanşe metalice. 54. *** STAS 6579-79, Rezervoare cilindrice cu axă verticală,  prescripţii pentru echipamentul obligatoriu, Institutul Român pentru Standardizare, Bucureşti, 1978. 55. *** STAS 9315/1-80, Utilaje pentru industria chimică şi  petrochimică. Acţiunea seismică. 56. *** STAS 9315/2-80, Utilaje pentru industria chimică şi  petrochimică. Acţiunea vântului. 57. *** Catalog de compensatoare lenticulare de dilataţie. Echipament tehnologic, Naţional Instal Construct, Buzău, 2000.

 

255

CUPRINS UI 1. Ingineria utilizării materialelor în construcţia utilajelor petrochimice . 1 1.1. Clasificarea materialelor tehnice ........................................................12 1.2. Factorii principali care determină comportarea sub sarcină.................12 1.3. Caracteristicile fizico-mecanice..........................................................13 1.4. Încercarea de scurtă durată a materialelor...........................................13 1.5. Aprecierea comportării metarialelor la temperatură joasă ................... 18 1.6. Încercarea de lungă durată a materialelor ...........................................21 1.6.1. Concepte fundamentale ...................................................................21 1.7. Influenţa mediului tehnologic asupra materialelor utilizate în construcţia utilajelor petrochimice .............................................................................. 24 1.7.1. Coroziunea......................................................................................24 1.7.1.1. Generalităţi. Terminologie............................................................24 1.7.1.2. Indicatorii de rezistenţă la coroziune ............................................24 1.7.1.3. Tipurile principale de coroziune...................................................25 1.7.2. Atacul hidrogenului (blisteringul)....................................................29 Teste de autoevaluare................................................................................32 Lucrarea de verificare...............................................................................33 Rezumatul ................................................................................................ 33 Bibliografia............................................................................................... 34 UI 2. Conducte tehnologice.......................................................................35 2.1. Elemente definitorii şi de proiectare. Generalităţi...............................35 2.2. Ţevile pentru conducte.......................................................................40 2.2.1. Construcţie şi materiale...................................................................40 2.2.2. Tensiunile admisibile ......................................................................42 2.2.3. Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară......................45 Teste de autoevaluare................................................................................56 Lucrarea de verificare...............................................................................57 Rezumatul ................................................................................................ 57 Bibliografia...............................................................................................58 UI 3. Metode de îmbinare a elementelor de conductă................................59 3.1. Generalităţi........................................................................................59 3.2. Îmbinări nedemontabile......................................................................60 3.3. Îmbinări demontabile.........................................................................63 3.4. Elementele componente ale unei îmbinări prin flanşe.........................64 3.5. Calculul îmbinărilor prin flanşe..........................................................69 Teste de autoevaluare................................................................................79 Lucrarea de verificare...............................................................................79 Rezumatul ................................................................................................ 80 Bibliografia...............................................................................................80 UI 4. Fitingurile pentru conducte ..............................................................81 4.1. Generalităţi........................................................................................81 4.2. Tipuri constructive de fitinguri...........................................................83 4.3. Aspecte de ordin general privind domeniile de utilizare ale diverselor categorii şi tipuri de fitinguri.....................................................................89 Teste de autoevaluare................................................................................91 Lucrarea de verificare...............................................................................91

 

256

Rezumatul ................................................................................................ 92 Bibliografia...............................................................................................92 UI 5. Armăturile conductelor ....................................................................93 5.1. Generalităţi şi clasificare....................................................................93 5.2. Tipuri de robinete...............................................................................95 5.3. Supapele de siguranţă.......................................................................103 5.4. Armăturile pentru separarea şi eliminarea condensului.....................105 5.5. Aspecte de ordin general privind domeniile de utilizare a principalelor tipuri de armături ....................................................................................106 Teste de autoevaluare..............................................................................109 Lucrarea de verificare .............................................................................109 Rezumatul...............................................................................................110 Bibliografia.............................................................................................110 UI 6. Dilataţia termică a conductelor. Dispozitive de preluare a dilataţiilor...............................................................................................111 6.1. Generalităţi. Principii de bază ale dilataţiei conductelor....................112 6.2. Flexibilitatea conductelor.................................................................114 6.2.1. Definire, condiţii de verificare.......................................................114 6.2.2. Calculul tensiunilor efective provenite din dilataţiile termice împiedicate .............................................................................................116 6.2.3. Calculul reacţiunilor pentru sistemele de conducte simple cu două  puncte fixe, fără restricţii intermediare.................................................... 120 6.2.4. Mijloace pentru creşterea flexibilităţii conductelor ........................ 121 6.3. Pretensionarea conductelor...............................................................121 6.3.1. Generalităţi. Explicarea fenomenului fizic.....................................121 6.3.2. Calculul pretensionării optime a conductelor autocompensate sau compensate cu compensatori din ţeavă....................................................124 6.4. Compensatoare de dilataţie...............................................................125 6.4.1. Compensatoarele din ţeavă îndoită ................................................126 6.4.2. Compensatoarele lenticulare..........................................................127 6.4.3. Compensatoarele alunecătoare (cu presetupă)................................133 Teste de autoevaluare..............................................................................134 Lucrarea de verificare .............................................................................135 Rezumatul...............................................................................................135 Bibliografia.............................................................................................136 UI 7. Recipiente sub presiune cu pereţi subţiri.........................................137 7.1. Generalităţi ......................................................................................138 7.2. Construcţia recipientelor sub presiune .............................................. 139 7.2.1. Elementele componente.................................................................139 7.3. Calculul elementelor recipientelor cu perete subţire..........................143 7.3.1. Solicitările recipientelor sub presiune............................................143 7.3.2. Noţiunea de membrană şi teoria de membrană...............................144 7.3.3. Ecuaţiile învelişurilor de revoluţie (rotaţie) cu pereţi subţiri încărcate simetric în teoria de membrană ...............................................................145 7.3.4. Calculul de dimensionare şi verificare pentru mantale cilindrice....146 7.3.5. Calculul fundurilor semisferice......................................................149 7.3.6. Calculul fundurilor elipsoidale (eliptice)........................................149 7.3.7. Calculul fundurilor sferice cu racordare toroidală (torosferic)........150

 

257

7.3.8. Calculul fundurilor sferice fără racordare.......................................152 7.3.9. Calculul fundurilor (capacelor) plane ............................................154 7.3.10. Calculul fundurilor conice...........................................................154 7.4. Racordurile recipientelor sub presiune.............................................. 158 7.4.1. Consideraţii constructive............................................................... 158 7.4.2. Consolidarea zonelor slăbite prin practicarea orificiilor ................. 163 7.5. Suporturi pentru rezemarea recipientelor.......................................... 167 7.5.1. Generalităţi. Clasificare................................................................. 167 7.5.2. Suporturi pentru recipiente verticale.............................................. 168 7.5.2.1. Suporturi laterale (tip papuc)...................................................... 168 7.5.2.2. Suporturi de rezemare de fund.................................................... 171 7.5.2.3. Suporturi de tip virolă falsă ........................................................ 172 7.5.2.4. Suporturi tip inel ........................................................................ 173 7.5.3. Suporturi pentru recipiente orizontale............................................ 173 7.5.3.1. Suporturi tip şa........................................................................... 173 Teste de autoevaluare.............................................................................. 175 Lucrarea de verificare............................................................................. 175 Rezumatul .............................................................................................. 176 Bibliografia............................................................................................. 176 UI 8. Rezervoare..................................................................................... 177 8.1. Definiţii. Generalităţi. Clasificare..................................................... 178 8.2. Rezervoare cilindrice verticale de depozitare atmosferică................. 182 8.2.1. Generalităţi. Clasificare................................................................. 182 8.2.2. Elementele constructive ale rezervoarelor...................................... 185 8.2.2.1. Fundaţia rezervorului ................................................................. 185 8.2.2.2. Fundul rezervorului.................................................................... 186 8.2.2.3. Mantaua rezervorului ................................................................. 187 8.2.2.4. Capacul rezervorului .................................................................. 188 8.2.3. Calculul rezervoarelor cilindrice verticale ..................................... 194 8.2.3.1. Calculul de rezistenţă al mantalei ............................................... 194 8.2.3.2. Calculul de verificare la răsturnare al rezervorului...................... 196 8.3. Rezervoare sferice............................................................................199 Teste de autoevaluare.............................................................................. 203 Lucrarea de verificare............................................................................. 203 Rezumatul .............................................................................................. 204 Bibliografia............................................................................................. 204 UI 9. Aparate de schimb de căldură......................................................... 205 9.1. Consideraţii generale........................................................................206 9.2. Tipuri constructive de schimbătoare de căldură ................................ 206 9.2.1. Schimbătoare de căldură tip ţeavă în ţeavă .................................... 207 9.2.2. Schimbătoare de căldură tubulare.................................................. 209 9.2.3. Răcitoare cu aer ............................................................................ 212 9.2.4. Schimbătoare de căldură speciale.................................................. 214 9.3. Construcţia şi calculul elementelor componente ale schimbătoarelor de căldură tubulare ...................................................................................... 217 9.3.1. Fasciculul tubular.......................................................................... 217 9.3.2. Construcţia şicanelor transversale şi a pereţilor despărţitori........... 221 9.3.3. Construcţia şi calculul plăcilor tubulare......................................... 224

 

258