Bc Svb800x3

S.C. "COMPROIECT 92" S.A.PLOIEŞTI BREVIAR DE CALCUL

VAS SEPARATOR ORIZONTAL BIFAZIC 0

1

1. CARACTERISTICI DE REZISTENŢĂ ALE MATERIALELOR

Presiunea de lucru 1.6 MPa

Standardul şi calitatea materialului vasului

Rezistenţa la rupere la tracţiune, la temperatura de 20°C: 360

Limita de curgere la 20°C, la temperatura de 20°C: 230

Limita de curgere la temperatura de calcul 200

Coeficienţi de siguranţă 1.5

2.4

Eforturi unitare admisibile

133.33

150

Presiunea de încercare hidraulică

2.25

Pentru verificare la încercarea hidraulică

207

Pi

OL 37.3 STAS 500/2-80

R20 = N/mm2

Rc20

= N/mm2

Rct = N/mm2

Cs1 =

Cs2 =

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

pph=1,25pm

f ap

f a1

=

f ap=min (Rc20

cs1

;R20

cs2)=

f a1=min (Rct

cs1

;R20

cs2)=

f apm20 =0 . 90·Rc

20=

S.C. "COMPROIECT-92" S.A.PLOIEŞTI

BREVIAR DE CALCULVAS SEPARATOR ORIZONTAL BIFAZIC

2

2. CALCULUL DE VERIFICARE AL VIROLELOR CILINDRICESUPUSE LA PRESIUNE INTERIOARĂ,

CONF. C4-90, COLECŢIA ISCIR

Standardul şi calitatea materialului OL 37.3 STAS 500/2-80




Coeficienţi de siguranţă 1.5

2.6

Presiunea de calcul 1.6 MPa

Presiunea de probă hidraulică 2.08 MPa

Diametrul interior al virolei 800 mm

Coef. de rezistenţă suduri cap la cap z = 0.85

Adaos de coroziune c1 = 3 mm

Efortul admisibil la temperatura de probă

138.46154

Efortul admisibil

133.33

Efortul admisibil pentru încercarea hidraulică

207.00

Grosimea de rezistenţă

5.69 mm

Grosimea de rezistenţă adoptată 6 mm

Pentru vasul existent se consideră în calculul de verificare 9 mm

Verificarea la încercarea hidraulică

2.62

O.K.

R20 = N/mm2

Rc20

= N/mm2

Rct = N/mm2

Cs1 =

Cs2 =

Pc =

Pph =

Di =

N/mm2

N/mm2

N/mm2

s0 =

sp =

N/mm2

f ap=min (Rc20

cs1

;R20

cs2)=

f a1=min (Rct

cs1

;R20

cs2)=

s0=p c . D

2f a1. z−pc

=

PphaV=

2·fapm

20 ·z·(s p−c1 -cr1)

Di+( sp−c1 -cr1)=

PphaV>Pph

f apm20 =0 .90·Rc

20=



3

3. CALCULUL FUNDURILOR BOMBATESUPUSE LA PRESIUNE INTERIOARĂ,

CONF. C4-90, COLECŢIA ISCIR

Standardul şi calitatea materialului OL 37.3 STAS 500/2-80




Coeficienţi de siguranţă, conf. C4-90, par.4.3, pag.87 1.5

2.4

Presiunea de calcul 1.6

Presiunea de probă hidraulică 2.25

Diametrul interior al fundului 800 mm

Înălţimea părţii bombate H = 200

Raza de curbură 800

Coef. de rezistenţă suduri cap la cap z = 1

Adaos de coroziune c1 = 3 mm

Efortul admisibil la temperatura de probă

150.00

Efortul admisibil

133.33

Efortul admisibil la încercarea hidraulică

207.00

Grosimea de rezistenţă

4.83 mm

Grosimea de rezistenţă adoptată 5 mm

Pentru vasul existent se consideră în calculul de verificare 8 mm

Verificarea la încercarea hidraulică

2.57

R20 = N/mm2

Rc20

= N/mm2

Rct = N/mm2

Cs1 =

Cs2 =

Pc = N/mm2

Pph = N/mm2

Di =

R = D2/4H =

N/mm2

N/mm2

N/mm2

s0 =

sp =

N/mm2

f ap=min (Rc20

cs1

;R20

cs2)=

f a1=min (Rct

cs1

;R20

cs2)=

s0=p c .R

2f a1. z−pc

=

PphaV=

2·fapm

20 ·z·(s p−c1 -cr1)

Di+( sp−c1 -cr1)=

f apm20 =0 . 90·Rc

20=

H18

FUND DINTR-0 BUCATĂ:1 FUND DIN PETALE:0,85



3

O.K.

PphaV=

2·fapm

20 ·z·(s p−c1 -cr1)

Di+( sp−c1 -cr1)=

PphaV>Pph


BREVIAR DE CALCULVAS SEPARATOR ORIZONTAL TRIFAZIC

V=70mcM00-899ad1/II-01-BC rev.0

5

4. CALCULUL COMPENSĂRII ORIFICIILORconform ASME CODE, SECTION VIII, DIVISION 1

FĂRĂ INEL DE ÎNTĂRIRE CU INEL DE ÎNTĂRIRE

FOLOSIŢI VALOAREA CEA MAI MARE

1. RACORDUL R1, Dn150, Pn16

Presiunea de proiectare 0.2 Materialul racordului OLT 35K

Materialul fundului OL 37 126.67

133.33 Diametrul exterior al

Diametrul fundului D 3000 mm 168 mm

15.5 mm Grosimea nominală 12 mm

4.83 mm

14 mm 144 mm

90.5 Diametrul interior al racordului

310 mm corodat d 148 mm

2 mm 10 mm

Coeficientul de rezistenţă Grosimea fundului corodat t = 13.5 mm

al sudurilor Z 1

Factor de corecţie: F = 1

0.12 mm

Limita compensării, perpendicular pe peretele vasului:

33.75 mm

44 mm

33.75 mm

N/mm2

Tensiunea admisibilă far N/mm2

Tensiunea admisibilă fa1 N/mm2

racordului do

Grosimea nominală sn

Grosimea de rezistenţă sp

Grosimea inelului te Diametrul interior al racordului di

Tensiunea admisibilă fap N/mm2

Diametrul inelului de

Adaosul de coroziune c1 Grosimea corodată tn =

Grosimea necesară a peretelui racordului tr n:

h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =

FO

LO

SIŢ

I VA

LOA

RE

A C

EA

MA

I MIC

Ă

NO

TĂ

: Se

vor

lua

în

cons

ider

aţie

aces

te a

rii d

acă

Sn/

Sv<

1,0

(d

eam

bel

e p

ărţi

ale

axe

i)

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=




6

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm

•Aria necesară a fi întărită

720.48•Aria disponibilă în manta

1,274.65

•Aria disponibilă în ştuţ

633.77

•Aria disponibilă în ştuţ (partea spre interior)

513.01•Aria disponibilă în suduri

97.74

97.74

136.80

332.28• Aria disponibilă în inelul de compensare

1349.36

ORIFICIUL ESTE COMPENSAT CORESPUNZĂTOR

2. RACORDURILE R6, R8, Dn100, Pn16


Materialul virolei OL 37 126.67


Diametrul virolei D 3000 mm 114 mm

8 mm Grosimea nominală 8 mm

5.69 mm

10 mm 98 mm



2 mm 6 mm

Coeficientul de rezistenţă Grosimea fundului corodat t = 6 mm

al sudurilor Z 1


0.08 mm

fr1 = far/fa1 fr3 = min (far; fap)/fa1 =

fr2 = far/fa1 fr4 = fap/fa1

mm2

mm2

mm2

mm2

A41= Sudura ştuţului spre exterior = înălţimea2 x fr3= mm2

A42= Sudura inelului = înălţimea2 x fr4= mm2

A43= Sudura ştuţului spre interior = înălţimea2 x fr2= mm2

A4=A41+A42+A43= mm2

mm2

Condiţia de compensare: A1+A2+A3+A4+A5 ł A

N/mm2



racordului do








A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=

A1=max ¿ {d⋅(Z⋅t−F⋅sp )−2⋅tn(Z⋅t−F⋅sp )(1−f r1) ¿}¿{}=¿

A2=min ¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( t n−c ) f r2⋅h=

A5=(de−d−2·tn )·te ·f r4=

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=

D47

fr1 este 1 daca racordul se opreste la limta exterioara a vasului ("abutting")




7


15 mm

30 mm

15 mm

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm


584.64

•Aria disponibilă în manta

31.72


168.71


114.00

•Aria disponibilă în suduri

43.44

43.44

60.80

147.68

• Aria disponibilă în inelul de compensare

719.47








5.69 mm

10 mm 44 mm



2 mm 6 mm


al sudurilor Z 1

h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2



racordului do







A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=


D100





8


0.04 mm


15 mm

30 mm

15 mm

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm


277.53


14.83


169.92


114.00


43.44

43.44

60.80

147.68


461.55


4. RACORDURILE R11, R13, R16, R17a, R17b, Dn80, Pn16






5.69 mm

10 mm 73 mm


h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2



racordului do




A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=


D151





9



2 mm 6 mm


al sudurilor Z 1


0.06 mm


15 mm

30 mm

15 mm

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm


442.46


23.90


169.27


114.00


43.44

43.44

60.80

147.68


617.66


5. RACORDUL R12, R14, Dn80, Pn16







h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=


D202





10




5.69 mm

10 mm 73 mm



2 mm 6 mm


al sudurilor Z 1


0.06 mm


15 mm

30 mm

15 mm

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm


442.46


23.90


169.27


114.00


43.44

43.44

60.80

147.68


753.41



racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=

t r n=pc ·(d+2c1 )2f ar z−pc

=


D253





11







4.83 mm

10 mm 73 mm



2 mm 6 mm


al sudurilor Z 1


0.06 mm


15 mm

30 mm

15 mm

0.95 mm 0.68 mm

0.95 mm 0.68 mm


375.69


89.47


169.27


114.00


43.44

43.44

60.80

147.68

N/mm2



racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=


=

D304





12


1024.91






Diametrul fundului D 3000 mm 89

15.5 mm Grosimea nominală 8

4.83 mm

14 mm 73


220 mm corodat d 77

2 mm 6

Coeficientul de rezistenţă Grosimea fundului corodat t = 13.5

al sudurilor Z 1


0.06 mm


33.75 mm

34 mm

33.75 mm

0.95 mm 0.68

0.95 mm 0.68


375.69


662.47


380.86


256.51

mm2


N/mm2

Tensiunea admisibilă far


racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2

mm2

mm2


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1−f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=


=

D355





13


43.44

43.44

60.80

147.68


1244.83


8. RACORDURILE R20, R21, R22, Dn80, Pn16




Diametrul virolei D 3000 mm 89


4.83 mm

14 mm 73


180 mm corodat d 77

2 mm 6


al sudurilor Z 1


0.06 mm


28.75 mm

34 mm

28.75 mm

0.95 mm 0.68

0.95 mm 0.68


375.69


509.67





A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2



racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

mm2


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿


=

D406





14

324.44


218.51


43.44

43.44

60.80

147.68


864.73








4.83 mm

14 mm 73


200 mm corodat d 77

2 mm 6


al sudurilor Z 1


0.06 mm


33.75 mm

34 mm

33.75 mm

0.95 mm 0.68

0.95 mm 0.68


375.69


mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2



racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =



mm2

A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=

t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=

D457





15

662.47


380.86


256.51


43.44

43.44

60.80

147.68


1054.78


10. RACORDUL GV2a,b, Dn500, Pn6






4.83 mm

14 mm 484


670 mm corodat d 488

2 mm 10


al sudurilor Z 1


0.39 mm


33.75 mm

44 mm

33.75 mm

0.95 mm 0.68

0.95 mm 0.68

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


N/mm2



racordului do








h1 = 2,5 t =

h2 = 2,5 tn + te =

h = min (h1; h2) =




A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=


t r n=pc ·(d+2c1 )

2f ar z−pc

=

D507





16


2362.33


4,222.79


616.54


513.01


97.74

97.74

136.80

332.28


1539.41


mm2

mm2

mm2

mm2




A4=A41+A42+A43= mm2

mm2


A=d⋅sp⋅F+2⋅tn⋅s p ·F (1− f r1 )=


A2=min¿ {5⋅( tn−t rn) f r2⋅t ¿ }¿{}=¿

A3=2⋅( tn−c ) f r2⋅h=





16

5. CALCULUL VASULUI LA STABILITATE

Diametrul interior al vasului 3000 mmGrosimea de calcul a peretelui mantalei 6 mmGrosimea de calcul a peretelui fundului 6 mmDistanţa de la suporţii marginali până la LT A = 860 mmÎnălţimea fundului, pe exterior H = 764 mmLungimea cilindrică a vasului, între LT 9170 mmGrosimea şeii 12 mmLăţimea suportului b = 250 mmRaza mantalei, pe exterior R = 1508 mmRaza mantalei, pe interior 1500 mmRaza mantalei, pe fibra medie r = 1504 mmPresiunea interioară p = 0.2 MPa

Di =ts =th =

LTT =t1 =

ri =

V3

V2V1

Tdr3

Tstg3

Tdr2

Tstg2

Tdr1

Tstg1

(T)

d2-3d1-2

(M)

w321

l4l3l2l 1

L.T.

L.T.

LTT

A

H

23H

23H

H

A

t sD

i

l l

M1 M2 M3

Mmax1-2

max2-3

M

b

B

Ab

H40

ESTE GROSIMEA VASULUI, MAI PUTIN ADAOSUL DE COROZIUNE




17

Coeficientul de calitate al îmbinărilor sudate cap la cap z = 0.85Greutatea vasului în funcţiune W = 714658.5 NGreutatea vasului la proba hidraulică 860827.5 NUnghiul suportului 120 °Modulul de elasticitate al materialului mantalei, latemperatura de calcul E = 200000Rezistenţa de rupere la întindere a peretelui matalei,la temp. de 20°C 360Limita de curgere a peretelui mantalei la temperaturade calcul 200Efortul admisibil al materialului peretelui mantalei, în condiţii de funcţionare, conform anexa P ASMECode section VIII, Div. 1

90133.33

0.107Coeficienţi 0.192

1.1710

0.760.0205

0.204

I. CALCULUL ÎN CONDIŢII DE LUCRUI.1. CALCULUL MOMENTELOR ŞI REACŢIUNILOR

Sarcina uniform distribuită 70.14 N/mm

Vasul se reazemă pe trei suporţi dispuşi simetric, astfel încât se poate nota:

1369.33 mm

3725 mm Pentru calculul momentelor încovoietoare şi al reacţiunilor din suporţi, în condiţiile în care nuexistă posibilitatea denivelării reazemelor, se poate aplica posibilitatea denivelării reazemelor, sepoate aplica relaţia Clapeyron astfel:

în care:

În cazul nostru, vasul rezemat pe trei suporţi (nr. 1, 2, 3), se poate scrie:

Încărcarea fiind uniformă şi dispusă simetric faţă de suporţi, rezultă:

-65761176 Nmm

-88778281 Nmm

Wph =q =

N/mm2

R20 = N/mm2

Rct = N/mm2

N/mm2

Efortul admisibil fas al suportului N/mm2

K1=K2=K3=K4=K5=K6=K9=

Sa=min( R20

4;Rc

t

1,5 )=

w=W

LTT+43

H=

l1=l4=A+23

H=

M n−1 ·ln+2Mn ( ln+ln+1)+M n+1 ·ln+1+6An=0

An=Sn−1

ln+Sn+1

ln+1

M 1 l1+4M2 l+M 3 l+6A2=0

6A2=2wl3

4M 1 l1+4M2 l+M 3 l+2

wl3

4=0

M 1=M 3=−wl1

2

2=

M 2=−w8

( l2−2l12)=

l2=l3=l=

H52

INTRODU IN FORMULA GREUTATEA IN KG. LA FEL SI IN CELULA DE MAI JOS.

H70

Este in functie de A/r. Deci, modifica.




18

232867.94 N

248922.62 N

44661309 N

44661309 N

1950.6 mm

1774.4 mm

I.2. CALCULUL LA STABILITATE PE SUPORT ŞI ÎN CÂMP Se aplică metoda de calcul L.P.Zick, în dezvoltarea din BS 5500-1988. Momentele de încovoiere longitudinale care vor fi luate în calcul în cazul vasului încărcat simetricşi uniform, rezemat pe trei suporţi, sunt cele determinate anterior:

– în câmp: 44661309 Nmm

– pe suporţi: 88778281.3 NmmI.2.1 Tensiuni longitudinale în câmp

(a) în punctul cel mai de sus al secţiunii transversale:

23.95

76.50 O.K.(b) în punctul cel mai de jos al secţiunii transversale:

26.05

100 O.K.I.2.2 Tensiuni longitudinale pe suporţi:


5.54


35.84

100 O.K.

47.60 O.K.I.2.3 Tensiuni tangenţiale de forfecare

Tensiunea tangenţială luată în calcul este cea determinată anterior:248922.62 N

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

M 2=−w8

( l2−2l12)=

V 1=V 3=w l1+w l

2+|

M 1−M 2

l|=

V 2=w l−2|M 1−M 2

l|=

Malignl ¿max ¿1−2 ¿=M 1+(wl2−|

M 1−M 2

l|)

21

2w=¿

d1−2=(wl2+

M 1−M 2

l ) · 1w=

d2−3=(wl2−

M 3−M 2

l ) · 1w=


M 3−M 2

l|)

21

2w=¿

Malignl ¿max ¿1−2 ¿=Malignl ¿max ¿2−3 ¿¿=M c=¿max (M 1=M 3 ;M2 )=M S=

f 1=p·r i

2ts−

M c

πr2 t s=

f 1≤z·Sa=

f 2=p·r i

2ts+

M c

πr2 t s=

f 2≤0,5·Rct =

f 3=p·r i

2ts−

M s

K1 · π·r2 t s

=

f 3≤z·Sa=

f 4=p·ri2t s

+M s

K2 · π·r2 t s

=

f 4≤0,5·Rct=

f 4≤( E29 )( t sR )[2−2

3·100 ·( t sR )]=

q=K3 ·T

r·ts=

T=max (V 1=V 3 ;V2 )=




19

32.30

72 O.K.

47.87 O.K.I.2.4 Tensiuni circumferenţiale

(a) în punctul cel mai de jos al secţiunii transversale:

20.73

100 O.K.(b) la colţul şeii

Conform Zick, pentru cazul rezemării vasului pe mai mulţi suporţi, se consideră L = dublul lungimiiporţiunii de manta suportată de şaua suportului respectiv, rezultând în cazul de faţă:

7450 mm < 8R = 12064

-75.68

112.50 O.K.

I.3.VERIFICAREA SUPORTULUI50780.21 N

6032

8.42

88.89 O.K.

II. CALCULUL ÎN CONDIŢII DE PROBĂ HIDRAULICĂPresiunea interioară p = 0 MPaRezistenţa de rupere la întindere a peretelui matalei,la temp. de 20°C 360Limita de curgere a peretelui mantalei la temperaturade calcul 230Efortul admisibil al materialului peretelui mantalei, în condiţii de funcţionare, conform anexa P ASMECode section VIII, Div. 1

90

II.1. CALCULUL MOMENTELOR ŞI REACŢIUNILOR

Sarcina uniform distribuită 84.49 N/mm

Vasul se reazemă pe trei suporţi dispuşi simetric, astfel încât se poate nota:

1369.33 mm

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

mm2

N/mm2

N/mm2

R20 = N/mm2

Rct = N/mm2

N/mm2

q=K3 ·T

r·ts=

q≤0,8·Sa=

q≤0,06·E·t sr=

f 5=−K5 ·T

( t s+t1) · (b+1,56√R· (t s+ t1 ))=

f 4≤0,5·Rct=

L=2 ( l2 + l2 )=2l=

f 6≤1 ,25· Sa=

f 6=− T

4 ( t s+t1) (b+1,56√R (t s+t1 ))−

12·K6 ·T·R

L (t s2+t12)

=

F=K9 ·T=

asup=R3

·t1=

f sup=F

asup

=

f sup≤2fas

3=

w=W

LTT+43

H=

l1=l4=A+23

H=

l2=l3=l=

Sa=min( R20

4;Rc

t

1,5 )=

F159

Daca latimea seii este mai mare decat b+1,56·SQRT(Rts), atunci in formula se inlocuieste ts cu ts+t1. In cazul de fata conditia a fost indeplinita si am inlocuit.

F168

Formula este pentru L<8R. Deci modifica daca L>8R.




20

3725 mm Pentru calculul momentelor încovoietoare şi al reacţiunilor din suporţi, în condiţiile în care nuexistă posibilitatea denivelării reazemelor, se poate aplica posibilitatea denivelării reazemelor, sepoate aplica relaţia Clapeyron astfel:

în care:

În cazul nostru, vasul rezemat pe trei suporţi (nr. 1, 2, 3), se poate scrie:

Încărcarea fiind uniformă şi dispusă simetric faţă de suporţi, rezultă:

-79211300 Nmm

-106936090 Nmm

280496.39 N

299834.72 N

53795880.1 N

53795880.1 N

1950.6 mm

1774.4 mm

II.2. CALCULUL LA STABILITATE PE SUPORT ŞI ÎN CÂMP Se aplică metoda de calcul L.P.Zick, în dezvoltarea din BS 5500-1988. Momentele de încovoiere longitudinale care vor fi luate în calcul în cazul vasului încărcat simetricşi uniform, rezemat pe trei suporţi, sunt cele determinate anterior:

– în câmp: 53795880.1 Nmm

– pe suporţi: 106936090 NmmII.2.1 Tensiuni longitudinale în câmp


-1.26


1.26

N/mm2

N/mm2

N/mm2

M n−1 ·ln+2Mn ( ln+ln+1)+M n+1 ·ln+1+6An=0

An=Sn−1

ln+Sn+1

ln+1

M 1 l1+4M2 l+M 3 l+6A2=0

6A2=2wl3

4M 1 l1+4M2 l+M 3 l+2

wl3

4=0

M 1=M 3=−wl1

2

2=

M 2=−w8

( l2−2l12)=

l2=l3=l=

V 1=V 3=w l1+w l

2+|

M 1−M 2

l|=

V 2=w l−2|M 1−M 2

l|=


M 1−M 2

l|)

21

2w=¿

d1−2=(wl2+

M 1−M 2

l ) · 1w=

d2−3=(wl2−

M 3−M 2

l ) · 1w=


M 3−M 2

l|)

21

2w=¿

Malignl ¿max ¿1−2 ¿=Malignl ¿max ¿2−3 ¿¿=M c=¿max (M 1=M 3 ;M2 )=M S=

f 1=p·r i

2ts−

M c

πr2 t s=

f 1≤z·Sa=

f 2=p·r i

2ts+

M c

πr2 t s=

f 2≤0,5·Rct =




21

115 O.K.II.2.2 Tensiuni longitudinale pe suporţi:


-23.44


13.06

115 O.K.

47.60 O.K.II.2.3 Tensiuni tangenţiale de forfecare

Tensiunea tangenţială luată în calcul este cea determinată anterior:299834.72 N

38.91

72 O.K.

47.87 O.K.II.2.4 Tensiuni circumferenţiale

(a) în punctul cel mai de jos al secţiunii transversale:

24.97

115 O.K.(b) la colţul şeii

Conform Zick, pentru cazul rezemării vasului pe mai mulţi suporţi, se consideră L = dublul lungimiiporţiunii de manta suportată de şaua suportului respectiv, rezultând în cazul de faţă:

7450 mm

-91.16

112.50 O.K.

II.3.VERIFICAREA SUPORTULUI61166.28 N

6032

10.14

88.89 O.K.

III. VERIFICAREA SUPORTULUICoeficientul seismic C = 0.14

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

mm2

N/mm2

N/mm2

f 2≤0,5·Rct =

f 3=p·r i

2ts−

M s

K1 · π·r2 t s

=

f 3≤z·Sa=

f 4=p·ri2t s

+M s

K2 · π·r2 t s

=

f 4≤0,5·Rct=

f 4≤( E29 )( t sR )[2−2

3·100 ·( t sR )]=

q=K3 ·T

r·ts=

T=max (V 1=V 3 ;V2 )=

q≤0,8·Sa=

q≤0,06·E·t sr=

f 5=−K5 ·T

( t s+t1) · (b+1,56√R· (t s+ t1 ))=

f 4≤0,5·Rct=

L=2 ( l2 + l2 )=2l=

f 6≤1 ,25· Sa=

f 6=− T

4 ( t s+t1) (b+1,56√R (t s+t1 ))−

12·K6 ·T·R

L (t s2+t12)

=

F=K9 ·T=

asup=R3

·t1=

f sup=F

asup

=

f sup≤2fas

3=

F277

Daca latimea seii este mai mare decat b+1,56·SQRT(Rts), atunci in formula se inlocuieste ts cu ts+t1. In cazul de fata conditia a fost indeplinita si am inlocuit.

F286

Formula este pentru L<8R. Deci modifica daca L>8R.




22

Factorul de formă 0.6Factorul de rafală 1Presiunea dinamică a vântului 550Înălţimea suportului B = 2100 mmLungimea plăcii de bază 2640 mmLăţimea şeii H = 400 mmLăţimea plăcii de bază F = 250 mmGrosimea nervurii 20 mmGrosimea plăcii de bază 20 mmÎnălţimea secţiunii suportului h = 600 mmCoeficientul suportului 0.204Limita de curgere a materialului 200suportului la temperatura de calcul

Forţa datorată seismului100052.19 N

Forţa longitudinală datorată vântului3273.99 N

9.92

Forţa transversală datorată vântului12547.39 N

38.02Forţa longitudinală ce acţionează asupra suportului 2

19646.51 N

Forţa datorată seismului ce acţionează pe suportul 2

53475.06 N

Forţa transversală datorată vântului ce acţionează pe suportul 2

6706.23 N

Forţa transversală ce acţionează asupra suportului 2

42536.98 N

Încărcările maxime pe suportul 2 pe direcţie verticală

291459.59 N268569.13 N

291459.59 N pe direcţie longitudinală

100052.19 N

Ct =b =

gv = N/m2

Ab =

tW =tb =

K1 =Rc,s

t = N/mm2

m2

m2

F s=C·W=

FVL=A fL ·Ct · β ·gV=

A fL=πD e

2

4=

π· (1 . 18· (Di+2t s))2

4=

FVT=A fT ·Ct · β ·gV=

A fT=D e · (L TT +2H )=1. 18· (D i+2ts ) · ( LTT +2H )=

QL(2)=max (FS ;FVL )·B

l·(1+2V1

V 2)

=

FS (2 )=V 2

2V1+V 2

·FS=

FVT(2)=V 2

2V1+V 2

·FVT=

QT (2 )=max (F S(2) ;FVT(2))·B

Ab

=

Q1=V 2+QT(2)=Q2=V 2+QL(2)=

QV=max (Q1 ;Q2 )=

QL=max (FS ;FVL)=

H+1.56 RtsH

1

2

3

4

t st 1

tw

F

ht b

CG

AXA

CC

G

F311

Este valabil pentru unghiul de contact (q) de 120°.




23

1 3290.33 597 1964328 1172704056 9871.00 259.15 2209769262 4800 588 2822400 1659571200 57600 250.15 3003635013 11240 301 3383240 1018355240 295840547 36.85 15261878.54 5000 10 50000 500000 166666.667 327.85 537423480S 24330.3 8219968 3851130496 296074684 1074025785

337.85 mm

###

Calculul părţilor componente ale suportuluiNERVURA CENTRALĂForţa de rupere a suportului

59457.76 NTensiunea de întindere

2.83

120 O.K.Momentul de încovoiere

100004980 Nmm

Tensiunea de încovoiere24.66

132 O.K.

Ai li Aili Ail2i Ii ai Aia2i

Ai = aria secţiunii, mm2.li = distanţa de la centrul secţiunii la axa, mm.Ii = momentul de inerţie al secţiunii, mm4.ai = distanţa de la centrul de greutate (CG) la centrul secţiunii, mm.

mm4

N/mm2

N/mm2

N/mm2

N/mm2

H+1.56 RtsH

1

2

3

4

t st 1

tw

F

ht b

CG

AXA

CC

G

CCG=∑ A i · lI

∑ A i

=

I=∑ I i+∑ Aai2=

f h=K1QV=

σ T=f h

AS

=

σ T≤0 . 6·RC .St =

M= f h · (B−Rsinθθ )=

σ i=M·CCG

I=

σ i≤0 .66·RC .St =

Bc Svb800x3

Documents

Transcript of Bc Svb800x3