bull Limita de elasticitate convenţională (tehnică) eσ reprezintă tensiunea σ corespunzătoare secţiunii iniţiale a epruvetei pentru care lungirea specifică remanentă plastică rpε atinge valoarea prescrisă de 001 care se menţionează ca indice Această limită se notează prin simbolul 010p010 R=σ şi se exprimă icircn 2mmN sau Nm2

bull Limita de curgere convenţională (tehnică) cσ reprezintă tensiunea σ corespunzătoare secţiunii iniţiale a epruvetetei pentru care lungirea specifică remanentă plastică rpε atinge valoarea prescrisă de 02 care se menţionează ca indice Această limită se notează prin simbolul 20p20 R=σ şi se exprimă icircn 2mmN sau Nm2

bull Rezistenţa la rupere rσ reprezintă raportul dinre sarcina maximă maxF suportată de către epruvetă şi aria 0A a secţiunii transversale iniţiale a epruvetei respectiv

0

maxr A

F=σ (65)

Rezistenţa la rupere se notează prin simbolul mr R=σ (fig 61) şi se exprimă icircn 2mmN sau Nm2

bull Lungirea specifică standardizată

0

0uuSTAS l

ll100100

minussdot=sdot= εε [ ] (66)

iar lungirea specifică la rupere standardizată

0

0100100l

llA r

rnnminus

sdot=sdot== εδ [ ] (67)

icircn care 0l ul şi rl reprezintă lungimile iniţială ultimă la un moment dat şi ultimă la rupere măsurate icircn mm iar uε şi rε lungirile specifice ultimă la un moment dat şi la rupere

bull Gacirctuirea specifică standardizată este

0

r0uSTAS A

AA100100

minussdot=sdot= ψψ [ ] (68)

iar gacirctuirea specifică remanentă la rupere standardizată este

0

r0r A

AA100100z

minussdot=sdot= ψ [ ] (69)

icircn care uA şi rA reprezintă aria secţiunilor transversale ultimă (minimă) la un moment dat şi respectiv ultimă la rupere ale epruvetei icircn 2mm iar uψ şi rψ -gacirctuirile specifice ultimă la un moment dat şi la rupere fără dimensiune

bull Lungirea specifică remanentă plastică standardizată notată prin simbolul general rpε (fig 61) şi exprimată icircn se icircnţelege ca fiind lungirea specifică ε măsurată (determinată) după descărcarea respectiv ruperea epruvetei

46

bull Contracţia specifică transversală tε se identifică pentru calculele practice cu contracţia specifică a diametrului 1ε admiţacircndu-se următoarea egalitate aproximativă

0

u01t d

dd minus=asymp εε (610)

icircn care 0d şi ud reprezintă diametrele iniţial şi ulterior la un moment dat ale epruvetei icircn mm

Materialele care ascultă de legea lui Hooke şi mai ales pentru oţeluri icircncercările experimentale au demonstrat că

constmr1

r

u1

u

1

====εε

εε

εε (611)

Icircn calculele practice se utilizează inversul constantei m

constm1

r

r1

u

u11 ===== microεε

εε

εε (112)

care se numeşte coeficient de contracţie transversală sau coeficientul lui Poisson Acest coeficient are următoarele valori 50

21

=ltmicro respectiv 021m gt=micro

Icircntre modulele de elasticitate longitudinal E şi transversal G pe de o parte şi coeficientul lui Poisson micro pe de altă parte există la temperatura standard normală ( K293Tn = respectiv Ctn

020= ) următoarea relaţie de izotropie

)1(2

EGmicro+

= (613)

62 Influenţa temperaturilor ridicate

La temperaturi superioare celei standard normale adică temperaturi mai mari decacirct C20t 0

n = ( K293Tn = ) caracterul curbelor caracteristice (fig 61) se schimbă palierul de curgere se icircngustează apoi dispare total (fig63) astfel că limita de curgere cσ nu se mai poate determina prin citire directă din curba caracteristică

Din analiza curbelor caracteristice din figura 63 se desprind următoarele concluzii generale

bull caracteristicile mecanice rσ (inclusiv Rσ şi H ) 20p20c R== σσ

010p010e R== σσ şi 10p10p R== σσ scad cu creşterea temperaturii icircnsă de regulă rσ

scade mai lent decacirct cσ bull modulul de elasticitate longitudinal E scade cu creşterea temperaturii

(deoarece 210 gtgtgt βββ ) Studiind dependenţa de temperatură a raportului dintre pricipalele caracteristici fizico-

mecanice (CFM) ale oţelurilor la temperatura ridicată respectivă şi la temperatura standard normală (fig 64) rezultă

bull pentru unele oţeluri rezistenţa de rupere ( R

r σσ respectiv H ) şi limita de

curgere ( 20p

20

c R== σσ ) cresc puţin la icircnceput cu creşterea temperaturii (pacircnă la

circa 2003000C pentru oţelurile carbon obişnuite) icircnsă de la o anumită

47

temperatură HRr σσ şi 20

20

pc R== σσ scad mereu şi sensibil cu creşterea

temperaturii

Fig 63 Exemplificarea ilustrativă a curbelor caracteristice tipice ale unui oţel la diferite temperaturi

bull lungirea la rupere ( δδ ) şi gacirctuirea la rupere ( zz ) au legi de variaţie

inverse faţă de cele privind rezistenţa la rupere ( rr σσ )

bull modulele de elasticitate E şi G conductivitatea termică λ şi difuzivitatea termică a scad cu creşterea temperaturii

bull coeficientul lui Poisson micro dilativitatea liniară α şi căldura masică pc cresc tot timpul cu creşterea temperaturii

48

Fig 64Variaţia cu creşterea temperaturii a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor Schematizare exemplificativă

63 Influenţa temperaturilor joase

Prin temperaturi joase se vor icircnţelege temperaturile inferioare celei standard normale adică

temperaturile mai mici decacirct C20t 0n = ( K293Tn = )

Analizacircnd graficul din fig 65 odată cu scăderea temperaturii se constată bull rezistenţa de rupere rσ (respectiv HRσ ) limita de curgere 20c σσ = şi

modulele de elasticitate E şi G cresc fiind suficient dacă icircn calculele practice de rezistenţă sunt considerate caracteristicile mecanice şi elastice respective la temperatura standard normală

bull lungirea la rupere δ gacirctuirea la rupere z şi coeficientul lui Poisson micro icircn general scad nesemnificativ astfel că icircn calculele practice de proiectare sunt considerate caracteristicile elastice respective la temperatura standard normală

bull rezilienţa K şi caracteristica mecanică de icircncovoiere prin şoc KV scad considerabil la anumite temperaturi suficient de scăzute oţelurile devenind fragile

Diminuarea rezilienţei respectiv a caracteristicii mecanice de icircncovoiere 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

49

Fig 65 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 66

distingacircndu-se următoarele trei domenii bull domeniul I numit domeniul ruperilor cu caracter tenace caracterizat printr-o variaţie

continuă şi o dispersie restricircnsă a valorilor rezilienţei bull 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 icircntre temperaturile 1t şi 2t

bull 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 icircn situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece Deci temperatura 1t reprezintă pragul superior de fragilizare iar 2treprezintă pragul inferior de fragilizare la rece

Cazul oţelurilor aliate Icircn acest caz scăderea rezilienţei cu scăderea temperaturii nu se mai face printr-un salt ci

după o curbă continuă (fig 67) Icircn acest caz temperatura 1t se stabileşte icircn mod convenţional ea consideracircndu-se egală cu

acea temperatură t pentru care

)60(60sau)50(50kk

nt

t

= (615)

50

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

bull Contracţia specifică transversală tε se identifică pentru calculele practice cu contracţia specifică a diametrului 1ε admiţacircndu-se următoarea egalitate aproximativă

0

u01t d

dd minus=asymp εε (610)

icircn care 0d şi ud reprezintă diametrele iniţial şi ulterior la un moment dat ale epruvetei icircn mm

Materialele care ascultă de legea lui Hooke şi mai ales pentru oţeluri icircncercările experimentale au demonstrat că

constmr1

r

u1

u

1

====εε

εε

εε (611)

Icircn calculele practice se utilizează inversul constantei m

constm1

r

r1

u

u11 ===== microεε

εε

εε (112)

care se numeşte coeficient de contracţie transversală sau coeficientul lui Poisson Acest coeficient are următoarele valori 50

21

=ltmicro respectiv 021m gt=micro

Icircntre modulele de elasticitate longitudinal E şi transversal G pe de o parte şi coeficientul lui Poisson micro pe de altă parte există la temperatura standard normală ( K293Tn = respectiv Ctn

020= ) următoarea relaţie de izotropie

)1(2

EGmicro+

= (613)

62 Influenţa temperaturilor ridicate

La temperaturi superioare celei standard normale adică temperaturi mai mari decacirct C20t 0

n = ( K293Tn = ) caracterul curbelor caracteristice (fig 61) se schimbă palierul de curgere se icircngustează apoi dispare total (fig63) astfel că limita de curgere cσ nu se mai poate determina prin citire directă din curba caracteristică

Din analiza curbelor caracteristice din figura 63 se desprind următoarele concluzii generale

bull caracteristicile mecanice rσ (inclusiv Rσ şi H ) 20p20c R== σσ

010p010e R== σσ şi 10p10p R== σσ scad cu creşterea temperaturii icircnsă de regulă rσ

scade mai lent decacirct cσ bull modulul de elasticitate longitudinal E scade cu creşterea temperaturii

(deoarece 210 gtgtgt βββ ) Studiind dependenţa de temperatură a raportului dintre pricipalele caracteristici fizico-

mecanice (CFM) ale oţelurilor la temperatura ridicată respectivă şi la temperatura standard normală (fig 64) rezultă

bull pentru unele oţeluri rezistenţa de rupere ( R

r σσ respectiv H ) şi limita de

curgere ( 20p

20

c R== σσ ) cresc puţin la icircnceput cu creşterea temperaturii (pacircnă la

circa 2003000C pentru oţelurile carbon obişnuite) icircnsă de la o anumită

47

temperatură HRr σσ şi 20

20

pc R== σσ scad mereu şi sensibil cu creşterea

temperaturii

Fig 63 Exemplificarea ilustrativă a curbelor caracteristice tipice ale unui oţel la diferite temperaturi

bull lungirea la rupere ( δδ ) şi gacirctuirea la rupere ( zz ) au legi de variaţie

inverse faţă de cele privind rezistenţa la rupere ( rr σσ )

bull modulele de elasticitate E şi G conductivitatea termică λ şi difuzivitatea termică a scad cu creşterea temperaturii

bull coeficientul lui Poisson micro dilativitatea liniară α şi căldura masică pc cresc tot timpul cu creşterea temperaturii

48

Fig 64Variaţia cu creşterea temperaturii a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor Schematizare exemplificativă

63 Influenţa temperaturilor joase

Prin temperaturi joase se vor icircnţelege temperaturile inferioare celei standard normale adică

temperaturile mai mici decacirct C20t 0n = ( K293Tn = )

Analizacircnd graficul din fig 65 odată cu scăderea temperaturii se constată bull rezistenţa de rupere rσ (respectiv HRσ ) limita de curgere 20c σσ = şi

modulele de elasticitate E şi G cresc fiind suficient dacă icircn calculele practice de rezistenţă sunt considerate caracteristicile mecanice şi elastice respective la temperatura standard normală

bull lungirea la rupere δ gacirctuirea la rupere z şi coeficientul lui Poisson micro icircn general scad nesemnificativ astfel că icircn calculele practice de proiectare sunt considerate caracteristicile elastice respective la temperatura standard normală

bull rezilienţa K şi caracteristica mecanică de icircncovoiere prin şoc KV scad considerabil la anumite temperaturi suficient de scăzute oţelurile devenind fragile

Diminuarea rezilienţei respectiv a caracteristicii mecanice de icircncovoiere 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

49

Fig 65 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 66

distingacircndu-se următoarele trei domenii bull domeniul I numit domeniul ruperilor cu caracter tenace caracterizat printr-o variaţie

continuă şi o dispersie restricircnsă a valorilor rezilienţei bull 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 icircntre temperaturile 1t şi 2t

bull 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 icircn situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece Deci temperatura 1t reprezintă pragul superior de fragilizare iar 2treprezintă pragul inferior de fragilizare la rece

Cazul oţelurilor aliate Icircn acest caz scăderea rezilienţei cu scăderea temperaturii nu se mai face printr-un salt ci

după o curbă continuă (fig 67) Icircn acest caz temperatura 1t se stabileşte icircn mod convenţional ea consideracircndu-se egală cu

acea temperatură t pentru care

)60(60sau)50(50kk

nt

t

= (615)

50

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

temperatură HRr σσ şi 20

20

pc R== σσ scad mereu şi sensibil cu creşterea

temperaturii

Fig 63 Exemplificarea ilustrativă a curbelor caracteristice tipice ale unui oţel la diferite temperaturi

bull lungirea la rupere ( δδ ) şi gacirctuirea la rupere ( zz ) au legi de variaţie

inverse faţă de cele privind rezistenţa la rupere ( rr σσ )

bull modulele de elasticitate E şi G conductivitatea termică λ şi difuzivitatea termică a scad cu creşterea temperaturii

bull coeficientul lui Poisson micro dilativitatea liniară α şi căldura masică pc cresc tot timpul cu creşterea temperaturii

48

Fig 64Variaţia cu creşterea temperaturii a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor Schematizare exemplificativă

63 Influenţa temperaturilor joase

Prin temperaturi joase se vor icircnţelege temperaturile inferioare celei standard normale adică

temperaturile mai mici decacirct C20t 0n = ( K293Tn = )

Analizacircnd graficul din fig 65 odată cu scăderea temperaturii se constată bull rezistenţa de rupere rσ (respectiv HRσ ) limita de curgere 20c σσ = şi

modulele de elasticitate E şi G cresc fiind suficient dacă icircn calculele practice de rezistenţă sunt considerate caracteristicile mecanice şi elastice respective la temperatura standard normală

bull lungirea la rupere δ gacirctuirea la rupere z şi coeficientul lui Poisson micro icircn general scad nesemnificativ astfel că icircn calculele practice de proiectare sunt considerate caracteristicile elastice respective la temperatura standard normală

bull rezilienţa K şi caracteristica mecanică de icircncovoiere prin şoc KV scad considerabil la anumite temperaturi suficient de scăzute oţelurile devenind fragile

Diminuarea rezilienţei respectiv a caracteristicii mecanice de icircncovoiere 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

49

Fig 65 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 66

distingacircndu-se următoarele trei domenii bull domeniul I numit domeniul ruperilor cu caracter tenace caracterizat printr-o variaţie

continuă şi o dispersie restricircnsă a valorilor rezilienţei bull 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 icircntre temperaturile 1t şi 2t

bull 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 icircn situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece Deci temperatura 1t reprezintă pragul superior de fragilizare iar 2treprezintă pragul inferior de fragilizare la rece

Cazul oţelurilor aliate Icircn acest caz scăderea rezilienţei cu scăderea temperaturii nu se mai face printr-un salt ci

după o curbă continuă (fig 67) Icircn acest caz temperatura 1t se stabileşte icircn mod convenţional ea consideracircndu-se egală cu

acea temperatură t pentru care

)60(60sau)50(50kk

nt

t

= (615)

50

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 64Variaţia cu creşterea temperaturii a principalelor caracteristici fizico-mecanice ale oţelurilor Schematizare exemplificativă

63 Influenţa temperaturilor joase

Prin temperaturi joase se vor icircnţelege temperaturile inferioare celei standard normale adică

temperaturile mai mici decacirct C20t 0n = ( K293Tn = )

Analizacircnd graficul din fig 65 odată cu scăderea temperaturii se constată bull rezistenţa de rupere rσ (respectiv HRσ ) limita de curgere 20c σσ = şi

modulele de elasticitate E şi G cresc fiind suficient dacă icircn calculele practice de rezistenţă sunt considerate caracteristicile mecanice şi elastice respective la temperatura standard normală

bull lungirea la rupere δ gacirctuirea la rupere z şi coeficientul lui Poisson micro icircn general scad nesemnificativ astfel că icircn calculele practice de proiectare sunt considerate caracteristicile elastice respective la temperatura standard normală

bull rezilienţa K şi caracteristica mecanică de icircncovoiere prin şoc KV scad considerabil la anumite temperaturi suficient de scăzute oţelurile devenind fragile

Diminuarea rezilienţei respectiv a caracteristicii mecanice de icircncovoiere 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

49

Fig 65 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 66

distingacircndu-se următoarele trei domenii bull domeniul I numit domeniul ruperilor cu caracter tenace caracterizat printr-o variaţie

continuă şi o dispersie restricircnsă a valorilor rezilienţei bull 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 icircntre temperaturile 1t şi 2t

bull 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 icircn situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece Deci temperatura 1t reprezintă pragul superior de fragilizare iar 2treprezintă pragul inferior de fragilizare la rece

Cazul oţelurilor aliate Icircn acest caz scăderea rezilienţei cu scăderea temperaturii nu se mai face printr-un salt ci

după o curbă continuă (fig 67) Icircn acest caz temperatura 1t se stabileşte icircn mod convenţional ea consideracircndu-se egală cu

acea temperatură t pentru care

)60(60sau)50(50kk

nt

t

= (615)

50

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 65 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 66

distingacircndu-se următoarele trei domenii bull domeniul I numit domeniul ruperilor cu caracter tenace caracterizat printr-o variaţie

continuă şi o dispersie restricircnsă a valorilor rezilienţei bull 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 icircntre temperaturile 1t şi 2t

bull 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 icircn situaţia corespunzătoare ruperilor fragile se numeşte temperatură critică de fragilizare la rece sau prag de fragilizare la rece Deci temperatura 1t reprezintă pragul superior de fragilizare iar 2treprezintă pragul inferior de fragilizare la rece

Cazul oţelurilor aliate Icircn acest caz scăderea rezilienţei cu scăderea temperaturii nu se mai face printr-un salt ci

după o curbă continuă (fig 67) Icircn acest caz temperatura 1t se stabileşte icircn mod convenţional ea consideracircndu-se egală cu

acea temperatură t pentru care

)60(60sau)50(50kk

nt

t

= (615)

50

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 66 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor carbon şi slab aliate

Fig 67 Dependenţa generală icircn domeniul temperaturilor joase a rezilienţei şi energiei de rupere pentru cazul oţelurilor aliate

51

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Relaxarea mecanică Generalităţi

Relaxarea mecanică se defineşte ca fiind proprietatea unor materiale tehnice de a prezenta o diminuare a eforturilor unitare (tensiunilor mecanice) icircn condţiile menţinerii neschimbate icircn timp a deformaţiei specifice elastice ( conste0 == εε ) şi a temperaturii (de calcul de lucru de icircncercare etc- constt = ) Prezenţa acestui fenomen conduce icircn timp la slăbirea şi deci desetanşarea icircmbinărilor cu stricircngere elastică iniţială

Curbele tipice de relaxare mecanică (fig 68) cuprind icircn general trei domenii bull domeniul I icircn care se observă o diminuare foarte rapidă icircn timp care - treptat -

se atenuează a eforturilor unitare σ acest domeniu se mai numeşte al relaxării mecanice icircn curs de atenuare

bull domeniul II icircn care diminuarea icircn timp a eforturilor unitare σ este lentă şi aproape uniformă acest domeniu se numeşte al relaxării mecanice stabilizate icircn el recomandacircndu-se funcţionarea icircn condiţii de exploatare (punctul M)

bull domenul III icircn care fenomenul de diminuare icircn timp a eforturilor unitare σ deci fenomenul de relaxare mecanică se accelerează acest domeniu se caracterizează printr-o viteză de relaxare mare şi crescătoare icircn limitele sale avacircnd loc pierderea aproape completă a rezistenţei mecanice icircn cazul temperaturilor ridicate se mai numeşte domeniul relaxării mecanice intensive

Fig 68 Curba tipică de relaxare mecanică

52

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Cunoaşterea caracteristicilor materialelor tehnice la apariţia fenomenului de relaxare mecanică are o deosebită semnificaţie icircn cazurile dimensionării şi deci ale alegerii materialelor respective pentru şuruburile (prezoanele) icircmbinărilor prin flanşe elementele de etanşare etc

Este evident că prin natura sa şi prin efectele pe care le generează (reducerea icircn timp a rezistenţei mecanice a icircmbinărilor slăbirea stracircngerii şi deci desetanşarea icircn timp icircn cazul icircmbinărilor cu stracircngere iniţială etc) relaxarea mecanică este un fenomen nedorit care deci trebuie supravegheat prevenit sau evitat Dintre efectele principale ale relaxării mecanice se exemplifică desetanşarea icircmbinărilor prin flanşe autoslăbirea după icircnchidere a armăturilor de tip robinet (cu ventil cu membrană etc) de tip supapă de siguranţă (cu arc) diminuarea tensiunii de pretensionare a sistemelor de conducte compensate sau autocompensate etc

64 Fluajul metalelor 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 Se indică drept temperatură fT icircn grade Kelvin temperatura de la care urmează să fie

luate icircn considerare efectele fenomenului de fluaj temperatură dată de relaţia Tff TT sdot= β (616)

icircn care fT -reprezintă temperatura de topire a materialului fβ -coeficient avacircnd valorile 3000f =β pentru metale pure 4000f =β pentru oţeluri

icircn general 6000f =β pentru aliajele speciale La metale uşor fuzibile (plumbul) fluajul poate avea loc şi la temperatura de 200C (293K) Curba tipică de fluaj Icircn fig 69 se prezintă curba tipică de fluaj care cuprinde următoarele stadii (domenii

zone) caracteristice bull stadiul I (porţiunea AB) numit stadiu al fluajului primar stadiu al fluajului iniţial sau

stadiu al fluajului icircn curs de stabilizare unghiul 1ββ = scade continuu cu creşterea timpului bull stadiul II (porţiunea BC) numit stadiu al fluajului uniform sau stadiu al fluajului

stabilizat caracterizat prin aceea că unghiul constmin2 === βββ icircn timp bull stadiul III (porţiunea CD) numit stadiu al fluajului accelerat stadiu al fluajului intensiv

sau stadiu al fluajului distructiv icircn acest stadiu unghiul 3ββ = creşte mereu cu creşterea timpului pacircnă la momentul rττ = corespunzător punctului D cacircnd survine ruperea prin fluaj funcţionarea utilajului petrochimic icircn acest stadiu trebuie evitată

Viteza de fluaj Viteza instantanee de fluaj fw reprezintă raportului dintre creşterea ε∆ a deformaţiilor

specifice de fluaj şi creşterea τ∆ a timpului cacircnd aceasta din urmă devine oricacirct de mică şi deci se poate considera că tinde la zero

βτε

τε

τtg

ddw f ==

∆∆

=rarr∆ 0

lim icircn ( hmmmm sdot ) ( h ) sau (mmh) (617)

Rezultă deci că legea de variaţie icircn timp a vitezei de fluaj fw pentru diferite stadii ale curbei tipice de fluaj se identifică cu legea de variaţie a tangentei trigonometrice a unghiului β Această lege este reprezentată convenţional icircn fig 69c din care rezultă icircn mod evident că pentru stadiul II al curbei tipice de fluaj este icircndeplinită condiţia

53

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 69 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

ctww ff == min (618) Aşadar funcţionarea sub sarcină la temperaturi ridicate icircn condiţii de fluaj se recomandă să

fie asigurată icircn stadiul II deoarece icircn acest stadiu viteza de fluaj este constantă şi are valoare minimă

54

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Vitezele minim admisibile de fluaj vor depinde de condiţiile de lucru ale utilajelor şi elementelor de conductă pentru exemplificare icircn tabelul 61 sunt indicate valorile acestor viteze

Tabelul 61

Exemplificarea unor viteze de fluaj

Nr

crt

Denumirea elementului de conductă

Viteza minimă admisă de fluaj wf=wf min

h

)hmm(mm sdot

1 Conducte de abur ţevi pentru cazane

de abur cusături sudate 5101 minussdot 7101 minussdot

2 Ţevi pentru supraicircncălzitoare de abur 4101 minussdot

5101 minussdot

6101 minussdot 5101 minussdot

3 Ţevi de cuptor tubular tehnologic 5101 minussdot 7101 minussdot

Tijă de armaturi pentru conducte 6101 minussdot 8101 minussdot

5 Suporturi specifice cuptoarelor

tehnologice şi cazanelor de abur 7101 minussdot 9101 minussdot

Limita convenţională (tehnică) de fluaj Reprezintă acel efort unitar σ corespunzător secţiunii iniţiale a epruvetei şi unei anume

temperaturi constante date pentru care icircntr-un interval de timp determinat egal icircn general cu durata maximă de serviciu calcs ττ = (punctul M de pe curbă) rezultă o anumită deformaţie remanentă de fluaj ε sau o anumită viteză de fluaj minfw

Limita convenţională (tehnică) de fluaj se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2 şi are simbolul general t

fσ sau t τεσ sau tR 100001 sau tR 1000001

Durata pacircnă la rupere şi durata de serviciu Timpul rτ măsurat pacircnă la momentul ruperii materialului corespunzător punctului D

(fig 69a) se numeşte durată pacircnă la rupere Durata de serviciu sτ icircnsumează durata totală a tuturor perioadelor de funcţionare

neicircntreruptă şi icircndeplineşte condiţia rs ττ lt (619)

Raportul 01cs

r gt=ττ

τ (620)

defineşte coeficientul (global) de siguranţă faţă de durata pacircnă la rupere Duratele convenţionale de serviciu sτ şi de calcul calcτ sunt

hcalcs 10000== ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h100000calcs == ττ (corespunde la circa 125 ani serviciu neicircntrerupt) h200000calcs == ττ (corespunde la circa 25 ani serviciu neicircntrerupt)

Rezistenţa convenţională (tehnică) de durată Tensiunea σ la care pentru o anumită temperatură constantă dată survine ruperea prin fluaj

icircntr-un interval de timp determinat rττ = este denumită rezistenţa convenţională (tehnică) de

durată şi se notează tdσ sau 10000r

tσ sau 100000rtσ sau 100000r

tR şi se exprimă icircn Nmm2 sau Nm2

55

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Coroziunea

Generalităţi Terminologie

Coroziunea se poate defini ca fiind distrugerea icircntr-u n anumit timp a metalelor şi a

aliajelor metalice icircn urma acţiunilor chimice sauşi electrochimice ale mediilor de lucru sau datorită unor dizolvări fizice

Mediile care produc coroziunea se consideră medii corozive sau agresive Intensitatea şi modul lor de acţiune icircn sensul distrugerii materialului sunt legate de o serie de factori fizici chimici mecanici şi metalurgici ai mediului de lucru şi ai materialului

Rezultatele combinaţiilor chimice dintre metalealiaje şi mediile corozive constituie produşii de coroziune care pot fi de următoarele tipuri

bull produşi primari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii icircntre metalaliaj şi mediile corozive (la coroziunea electrochimică produşii primari de coroziune sunt cei rezultaţi din reacţiile catodice şi anodice)

bull produşi secundari rarr substanţe chimice rezultate icircn urma coroziunii datorită interacţiunii dintre produşii primari de coroziune şi mediile tehnologice sau ambiante

bull arsuri rarr produşi ai coroziunii metaleloraliajelor icircn medii gazoase la temperaturi ridicate bull decarburări superficiale rarr straturi decarburate superficiale ale elementelor din oţeluri

care au pierdut parţial sau total carbonul (combinat sau liber) ca urmare a acţiunii corozive a oxigenului din atmosferă la temperaturi ridicate

bull oxidări interne rarr precipitări sub suprafaţă a unuia sau a mai multor oxizi ca rezultat al difuziunii spre interior a oxigenului din mediile tehnologice sau ambiante

Cantitatea de metal transformată icircn 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

65 Indicatorii de rezistenţă la coroziune

Cantitativ intensitatea şi ritmul proceselor de distrugere prin coroziune se apreciază prin

intermediul următorilor indicatori de rezistenţă la coroziune indicatorul cinetic notata prin simbolul wc icircn mod curent numit viteză de coroziune exprimat icircn mmh sau mman indicatorul volumic wv exprimat icircn cm3(m2middoth) sau cm3(m2middotan) indicatorul masic wM exprimat icircn g(m2middoth) sau g(m2middotan)

Dacă pentru o variaţie Δτs a duraţiei τs (icircn h sau ani) de serviciu respectiv de funcţionare icircn condiţii de coroziune corespunde variaţia Δs a grosimii s (icircn mm) a peretelui metalic al utilajului variaţia ΔV a volumului V (icircn cm3) sau variaţia ΔM a masei M (icircn g) ale părţii metalice atunci pentru Δτs suficient de mic (Δτsrarr0) rezultă următoarele valori instantanee (exponentul i) ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune

ic

ss

wddtt

s

==∆∆

rarr∆ τττ 0lim (621)

iv

scsc

wdA

dVA

Vs

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (622)

iM

scsc

wdA

dMA

Ms

==∆

∆rarr∆ τττ 0

lim (623)

Valorile medii ale indicatorilor de rezistenţă la coroziune corespunzătoare formulelor (624 hellip 626) vor fi următoarele

56

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

[ ]anmmcws

c 1

τ= sau [man] (624)

[ ])( 23 anmcmAV

wsc

cv sdot=

τ sau [m3(m2an)] (625)

[ ])( 2 anmgAM

wsc

cM sdot=

τ sau [kg(m2an)] (626)

icircn care c1 reprezintă grosimea de perete corodată icircn timp pentru care τ = τs are valoare maximă c1 = 0 numită adus de grosime pentru coroziune icircn m Vc ndash volumul de metal corodat icircn timpul τ = τs icircn m3 Mc ndash masa metalului corodat icircn timpul τ = τs icircn kg rezultacircnd

c

Mc

wkwρsdot

= 1 (627)

unde k1 este un coeficient numeric de transformare iar ρc reprezintă densitatea materialului corodat exprimată ndash de la caz la caz ndash icircn gcm3 kgdm3 sau kgm3

66 Atacul hidrogenului (blisteringul) Atacul hidrogenului se defineşte ca fiind procesul de deteriorare mecanică a

metalului prin separarea icircn straturi (exfolierea) datorită pătrunderii icircn metalul respectiv a hidrogenului pur format icircn urma prezenţei coroziunii electrochimice Schema principală privind hidrogenul generat icircn condiţiile apariţiei ionilor H+ la suprafaţa interioară tehnologică a peretelui din oţel aflat icircn contact cu mediul tehnologic electrolitic se redă icircn figura 610

Hidrogenul atomar separat pe porţiunile metalice cu rol de catod (fig 611 a) difuzează icircn metal pacircnă cacircnd icircntacirclneşte o discontinuitate de material (defecte interioare stratificări sulfuri incluziuni de zgură etc) Aici hidrogenul atomar se recombină icircn molecule şi formează hidrogenul gazos care nu mai poate difuza mai departe icircn metal Rezultă deci că discontinuitatea interioară a metalului se transformă astfel icircntr-un microcolector de hidrogen care se acumulează fără icircntrerupere Volumul microcolectorului respectiv fiind iniţial relativ constant presiunea hidrogenului din el creşte şi la un moment dat metalul sau se fisurează sau se separă icircn straturi distincte (fig 611 b) ndash se exfoliază - pe suprafaţa peretelui metalic formacircndu-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 icircn contact cu petrol brut sulfuros produse petroliere sulfuroase cu medii conţinacircnd 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

57

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

1) purificarea corespunzătoare a produselor petroliere şi a altor medii de lucru prin icircndepărtarea 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 icircmpotriva coroziunii prin hidrogen la alegerea oţelurilor se vor avea icircn vedre următoarele

1) precizarea limitelor nepericuloase ale temperaturii peretelui metalic t şi presiunii parţiale a hidrogenului pH se fundamentează prin diagrama Nelson (fig 612)

2) icircn instalaţiile de dehidrogenare cu t le 5700 C şi pH le 6 MPa se vor prefera oţelurile cu 15 hellip 20 Cr max 10 Mo max 15 Si şi carbon puţin

3) icircn instalaţiile tehnologice care sunt exploatate la temperaturi joase (circa 3000C) şi pH lt 30 hellip 70 MPa se vor prefera oţelurile cu 2 3 hellip 28 Cr şi cu conţinut redus de carbon (sudabilitate bună) uneori aliate icircn plus cu molibden cu vanadiu şi chiar cu nichel (max 08)

4) icircn situaţiile cacircnd conductele şi elementele de conductă trebuie să fie rezistente atacirct la temperaturi ridicate (t le 500 ndash 5200C pH le 70 MPa) cacirct şi la coroziune prin hidrogen se vor prefera oţelurile crom ndash molibden (cu 30 Cr şi chiar cu 60 Cr) cu vanadiu şi wolfram (conţinutul de Mo uneori ridicacircndu-se pacircnă la 08)

5) pentru conductele care sunt exploatate la t ge 5200C şi pH ge 70 MPa se vor prefera oţelurile cu circa 01 C şi 11 hellip 13 Cr care foarte des mai conţin molibden wolfram vanadiu

6) icircn condiţiile de lucru cele mai grele sau chiar extreme se vor folosi ndash cu precădere ndash oţelurile austenitice CrNiTi sau CrNiNb cu C le 003

7) oţelurile cu structură martensitică sunt cele mai puţin rezistente la coroziunea prin hidrogen

58

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 610 Schema de bilanţ a hidrogenului generat icircn circumstanţe de

coroziune electrochimică A ndash fluxul total al hidrogenului care se descarcă asupra peretelui B ndash fluxul de hidrogen care

difuzează prin perete spre suprafaţa exterioară şi care sub forma bulelor de gaz se elimină C D F ndash fluxul de hidrogen care pătrunde icircn masa metalică a peretelui

Fig 611 Schematizarea mecanismului bisteringului

a ndash peretele metalic cu grosimea totală iniţială s1 neatacat prin hidrogenare b- peretele metalic atacat prin bistering 1- perete propriu-zis 2 ndash mediu tehnologic agresiv 3- hidrogenul atomar 4- discontinuitatea internă de material 5 ndash microcolectorul intern de hidrogen atomar rarr hidrogen molecular 6 ndash separarea icircn straturi a metalului 7- umflătură care apare pe suprafaţa interioară sau exterioară a peretelui

59

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Fig 612 Diagrama Nelson

1 ndash oţelurile carbon (a ndash nesudate b ndash sudate sau deformate ndash laminat forjate ndash la cald) 2 ndash oţelurile molibden (cu 05 Mo) 3 hellip 6 ndash oţelurile molibden (7 ndash 04 Mo 8 ndash 03Mo 9 ndash 02 Mo 10 ndash 01 Mo) (----) ndash coroziune datorită hidrogenării tehnologice ( - - - -) ndash decarburarea superficială

7 CONDUCTE TEHNOLOGICE

71 Calculul ţevilor din oţel supuse la presiune interioară

Din punct de vedere al calculului de rezistenţă al tubulaturii conductelor se deosebesc două cazuri bull cazul ţevilor cu pereţi subţiri ndash caracterizate prin raportul dintre diametrul exterior şi

diametrul interior mai mic de 11

le= 11

i

e

DD

β

bull cazul ţevilor cu pereţi groşi ndash caracterizate prin rapoarte

rang= 11

i

e

DD

β

Calculul de rezistenţă se face ţinacircndu-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 icircntr-un icircnveliş subţire de revoluţie icircncărcat 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 icircn cazul de faţă sunt generatoare Atacirct tensiunile σθ cacirct şi σx sunt constante pe grosimea peretelui ţevii (ipoteza de membrană sau ipoteza fără momente)

60

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Se consideră astfel un tronson dintr-o ţeavă cu perete subţire a cărei grosime de rezistenţă se notează cu s1 supusă la presiune interioară uniformă p (fig 71)

Fig 71 Tronson din ţeavă supus la presiune interioară

Pornind de la ecuaţia lui Laplace şi ţinacircnd cont de relaţiile

xx Ns =sdot 1σ a)

θθσ Ns =sdot 1 b) se obţine relaţia lui Laplace scrisă icircn funcţie de tensiunile

121 sp

RRx =+ θσσ (72)

unde R1 ndash reprezintă raza principală 1 (raza generatoarei) R2 = Dm2 reprezintă raza principală 2 (raza cercului suprafeţei mediane ce se consideră

icircn calculul de rezistenţă) p ndash presiunea interioară s1 ndash grosimea de rezistenţă σx ndash tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) σθ - tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) Deoarece ţeava este un icircnveliş cilindric icircnseamnă că infin=1R (73) Rezultă astfel tensiunea după direcţia inelară

12s

pDm=θσ (74)

constantă pentru toate punctele ţevii deoarece icircn cazul p = constant nu depinde nici de θ nici de x şi este de icircntindere (are semnul plus)

Consideracircnd că ţeava este icircnchisă la capete fiind supusă presiunii interioare p aceasta va genera o forţă de presiune (Fax) care dezvoltă o stare de tensiuni de icircntindere icircn peretele ţevii care va echilibra forţa axială din presiune

Fig 72 Schema de calcul a tensiunilor longitudinale (meridionale)

61

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Din ecuaţia de proiecţie după axa tronsonului din ţeavă se obţine

xmm

ax sDpD

F σππ

sdot== 1

2

4 (75)

sau

14s

pDmx =σ (76)

Din relaţiile (74) şi (76) rezultă că

xσσ θ 2= (77) Tensiunile σθ şi σx sunt tensiuni principale Deci icircn cazul tubulaturilor cu perete subţire presurizate la interior secţiunea cea mai

solicitată este cea meridională sau longitudinală direcţia probabilei cedări tenace identificacircndu-se icircn ansamblu cu generatoarea (fig 73)

Fig 73 Schematizarea cedării unei tubulaturi presurizate la interior

Conform teoriei eforturilor unitare tangenţiale maxime Tτ pentru cazul stării plane de

tensiune se scriu condiţiile de rezistenţă

taxech σσσσ θ leminus= a)

t

aech σσσ θ le= b) (78)

taxech σσσ le= c)

Dintre aceste condiţii se ia cea mai restrictivă şi anume aceea pentru care

taech σσσ le= max (79)

Deoarece tensiunile σθ şi σx au acelaşi semn (ambele sunt de icircntindere) şi σθ gt σx rezultă că cea mai restrictivă este condiţia (78 b) adică

ta

m

spD

σσσ θ le==1

max 2 (710)

Din condiţia (710) rezultă grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii

ta

mpDs

σ21 = [m] (711)

icircn care

62

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

taσ - tensiunea admisibilă a materialului la temperatura de calcul pentru solicitarea de

icircntindere icircn Nm2 Dm ndash diametrul mediu al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă icircn m p ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 Icircn cazul ţevilor (conductelor) care au cordoane de sudură tensiunea admisibilă t

aσ se ia icircn conformitate cu relaţia t

ata

tas σϕσσ le= rezultacircnd

ta

mpDs

ϕσ21 = (712)

Grosimea de rezistenţă s1 calculată cu formulele (711) şi (712) este grosimea minimă admisibilă a peretelui ţevii sub care nu este permis să se coboare icircn nici o fază de funcţionare a conductei tehnologice

Grosimea de proiectare care reprezintă cea mai mică grosime a unui element de conductă stabilită astfel icircncacirct să icircndeplinească toate cerinţele funcţionale ale conductei se calculează cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 + c3[m] (713)

icircn care c1 ndash 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 icircn m

c2 ndash adaosul mecanotehnologic care se stabileşte icircn 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 c2 se poate stabili cu relaţia

c2 = 018sdots1[m] (714)

c3 ndash adaos pentru prelucrări mecanice icircn m reprezentacircnd 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 icircmbinarea ţevilor prin filet adaosul c2 va fi egal cu icircnălţimea filetului)

Valorile s calculate cu formula (713) se rotunjesc la valorile standardizate sSR cele mai apropiate icircnsă superioare astfel că icircntotdeauna trebuie icircndeplinită condiţia

sSR ge s (715)

Dacă se cunoaşte diametrul interior al ţevii (Di) sau diametrul exterior (De) introducacircnd icircn relaţia (712) icircn locul diametrului mediu (Dm) pe racircnd

Dm = Di + s1 şi Dm = De ndash s1 rezultă

p

pDs t

a

i

minus=

ϕσ21 [m] (716)

p

pDs t

a

e

+=

ϕσ21 [m] (717)

icircn care Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m p ndash presiunea interioară icircn Nm2

63

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

taσ - tensiunea admisibilă a materialului icircn Nm2

ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Grosimea de rezistenţă a unei ţevi supusă la presiune interioară se calculează cu relaţia

c

ta

ec

pDp

ssdot+

sdot=

δϕσ21 (718)

icircn care pc ndash presiunea de calcul Nm2 De ndash diametrul exterior al ţevii m

taσ - tensiunea admisibilă icircn Nm2

δ - coeficient de corecţie funcţie de ductibilitatea materialului şi temperatura de calcul ale cărui valori sunt prezentate icircn tabelul 71

Tabelul 71 Valori pentru coeficientul de corecţie δ

Nr

Crt Material

Temperatura 0C le

480 51

0 54

0 56

5 59

5 ge

620 1

Oţeluri feritice 0

8 1

0 1

4 1

4 1

4 1

4 2

Oţeluri austenitice 0

8 0

8 0

8 0

8 1

0 1

4 3

Metale ductile 0

8 - - - - -

4

Fontă 00

- - - - -

b) Calculul ţevilor cu perete gros (caracterizate prin 11rang=i

e

DD

β )

Icircn acest caz aplicacircnd teoria tuburilor cu perete gros şi operatorul LAME rezultă pentru starea de tensiuni următoarele relaţii bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară are valoarea

maximă pe suprafaţa interioară de rază Ri

11

2

2

minus+

=ββσ θ pp

iR (719)

bull tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) generată de presiunea interioară pe suprafaţa exterioară Re are relaţia

122 minus

=β

σθpp

iR (720)

bull tensiunea după direcţia radială generată de presiune interioară pe suprafaţă de rază Ri are relaţia

ppR iR

minus=σ (721)

bull tensiunea după direcţia longitudinală (meridională) generată de presiunea interioară va avea relaţia

ctppx =

minussdot=

11

2βσ (722)

icircn care p ndash presiunea interioară icircn Nm2

64

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

β = DeDi ndash raportul de profunzime (723) De ndash diametrul exterior al ţevii (tubului) Di ndash diametrul interior al ţevii (tubului) Calculul de dimensionare a grosimii peretelui se realizează icircn domeniul elastic icircn condiţiile

atingerii stării de curgere Se ştie că la atingerea stării de intrare icircn curgere se obţin următoarele mărimi atingerea

limitei inferioare de curgere ( )tcσ realizarea deformaţiei specifice de curgere ( )cε atingerea

limitei de forfecare de curgere ( )cτ consumarea energiei totale de deformaţie (GEc) consumarea energiei interne de deformaţie (DEc) precum şi atingere efortului unitar de forfecare octoedric ( )ocτ

După cum se ştie toate aceste şase mărimi se ating simultan icircntr-o solicitare uniaxială teoretică (de exemplu solicitarea la tracţiune) Icircn cazul solicitărilor plane şi spaţiale icircn funcţie de elementele dimensionale formele geometrice şi natura solicitărilor oricare din cele şase mărimi se poate produce devansat

Calculul de rezistenţă după ipoteza intrării icircn curgere se poate deci face pe baza următoarelor ipoteze bull ipoteza tensiunii normale maxime LAME definită de relaţia

c

tc

cσ

σσ θ le= maxmax a)

bull ipoteza tensiunii de forfecare maxime GUEST GADOLIN definită de relaţia

c

tc

aRRR

cii σ

τσσ

τ θ )60570(2max =leminus

= b)

bull ipoteza deformaţiei specifice ST VENNANT definită de relaţia

t

tct

cx Eσ

εε =lemax c) (724)

bull ipoteza energiei totale de deformaţie HAIGH-BERTRAMI definită de relaţia ( )

t

tc

c EDE

2

21 σ

= d)

bull ipoteza energiei interne de deformaţie MISES definită de relaţia ( )( )

t

tc

c EGE

31 2

σmicro+= e)

bull ipoteza deformării octoedrice definită de relaţia

tcoc στ

32

= f)

Din motive de spaţiu icircn 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 cacircnd oricare din cele trei tensiuni principale ( )p

Rpx

p σσσ θ depăşeşte limita de curgere a materialului icircn condiţii de regim ( )t

cσ Se ştie că valorile maxime se obţin pentru tensiunile inelare p

θσ Valoarea cea mai mare a lui σθ este atinsă pe suprafaţa interioară a ţevii dată de relaţia

c

tc

cpR

p

cp

i

σϕββσσ θθ

sdotle

minus+

==11

2

2

max (725)

65

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Prin explicitarea icircn β din relaţia (725) se obţine

1

1

minussdot

+sdot

===

cc

tc

cc

tc

i

e

i

e

cp

cpRR

DD

σϕ

σϕ

β (726)

Ţinacircnd seama că Re = Ri + s1 grosimea de rezistenţă a ţevii groase conform acestei

ipoteze va fi

minusminus

+= 1

1

1

1

c

tc

c

tc

i

pc

pcRs

ϕσ

ϕσ

(727)

Grosimea de proiectare a ţevii va fi dată de relaţia

s = s1 + c1 + c2 (728)

icircn care s ndash grosimea de proiectare icircn m s1 ndash grosimea teoretică de rezistenţă icircn m c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Ri ndash raza interioară a ţevii icircn m

tcσ - limita de curgere a materialului icircn condiţiile de regim icircn Nm2

cc ndash coeficient de siguranţă icircn raport cu curgerea pc ndash presiunea interioară de calcul icircn Nm2 ϕ - coeficientul de rezistenţă al sudurii Conform ipotezei GUEST-GADOLIN relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

a tubulaturii groase va fi

minusminus

= 16711

11

tc

cci cp

Rs

σ

(729)

Conform ipotezei ST VENNANT relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă

va fi

( )( )

minus

+minusminus+

= 111

1 microσmicroσ

cctc

cctc

i cpcp

Rs (730)

Conform ipotezei HAIGH-BERTRAMI relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de

rezistenţă va fi

66

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

( ) ( )

( )

minus

minusplusmnsdot=

222

2222

152

15162

cctc

cctcc

tc

icp

cppRs

σ

σσϕ (731)

Conform ipotezei MISES relaţia finală de calcul a grosimii teoretice de rezistenţă va fi

minus=

tc

cci cp

Rs

ϕσ31

11

(732)

Consideraţii asupra metodelor de dimensionare Cele cinci metode de dimensionare dau rezultate diferite pentru grosimea de rezistenţă (s1)

valorile cele mai apropiate de determinările experimentale se obţin prin aplicarea ipotezelor HAIGH-BERTRAMI MISES GUEST GADOLIN Consideracircnd ipoteza cea mai restrictivă GUEST GADOLIN se poate determina valoarea presiunii limită de funcţionare a ţevii cu perete gros icircn domeniul elastic prin aplicarea şi explicitarea icircn pc a relaţiei (724b)

2

2 13 β

βσ minussdot==

tc

cd pp (733)

c) Calculul ţevilor sudate elicoidal Pentru conducte cu diametre nominale mari se folosesc icircn general ţevi sudate elicoidal

Consideracircnd un element ABC din peretele unei ţevi sudate elicoidal (fig 74) limitat de icircmbinarea 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 74 Element din peretele unei ţevi sudate elicoidal

Notacircnd a b c laturile triunghiului ABC şi icircn condiţiile unor dimensiuni mici a acestora din ecuaţia de echilibru pe direcţia lui σm rezultă

67

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

ασασσ θ sincos xm cba += (734)

Din triunghiul ABC rezultă

b = acosα a) (735)

c = a sinα b)

Cunoscacircnd 2

θσσ =x şi icircnlocuind icircn ecuaţia (734) rezultă

minus= ασσ θ

2sin211m (736)

Această relaţie exprimă legătura icircntre tensiunea normală la cusătura sudată (σm) şi tensiunea după direcţia tangenţială (inelară) (σθ) Avacircnd icircn vedere această relaţie grosimea de rezistenţă a ţevii sudate elicoidal se calculează cu relaţia

p

pDs

a

i

minus

minus

=ϕσ

α

2

sin211 2

1 (737)

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 icircn coturi sau bifurcaţii Fenomenul este cunoscut sub denumirea de ldquolovitură de berbecrdquo şi are un caracter dinamic Propagarea oscilaţiilor de presiune se face icircncepacircnd de la sursa de propagare (exemplu manevrarea bruscă a organului de obturare a unei armături) spre intrarea icircn conductă unde are loc o creştere a presiunii Datorită creării unei diferenţe de presiune icircntre cele două puncte ale conductei unda de presiune se reflectă dacircnd naştere variaţiei presiunii icircn sens invers apăracircnd astfel oscilaţiile de presiune Aceste oscilaţii de presiune au un efect nefast asupra tubulaturii şi icircn special asupra icircmbinărilor 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 icircn elementele componente ale conductelor

Viteza de propagare a undei de presiune icircn conductă se poate calcula cu relaţia

1

1

1

sD

EE

EgciLL

L

sdot+sdotsdot=

γ (738)

care după operaţii algebrice devine

( )iLL

L

DEEsEsEgc

sdot+sdotsdot

=1

1

γ (739)

icircn care γL ndash greutatea specifică a fluidului vehiculat Nm3 EL ndash modulul de elasticitate al fluidului vehiculat icircn Nm2 E ndash modulul de elasticitate al materialului conductei icircn Nm2 Di ndash diametrul interior al ţevii icircn m s1 ndash grosimea de rezistenţă a peretelui ţevii icircn m g = 981 m2s ndash acceleraţia gravitaţională

68

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Dacă se notează cu L icircn m distanţa de la sursa de presiune constantă pacircnă la organul ce produce oscilaţii de presiune atunci timpul de reflexie se poate calcula cu relaţia

cLtr

2= (740)

Consideracircnd că timpul de icircnchidere al unui robinet montat pe conductă este τ icirc atunci se pot defini două cazuri bull cazul şocului hidraulic direct cacircnd tr gt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare al

robinetului complet icircnchis iar variaţia de presiune se poate determina cu relaţia lui NE Jukovschi

oL vc

gp sdot=∆

γ (741)

bull cazul şocului hidraulic indirect cacircnd tr lt τicirc unda reflectată găseşte organul de obturare deschis dacircnd naştere contraloviturii de berbec ceea ce face ca variaţia suprapresiunii să fie mai mică calculacircndu-se cu relaţia lui Michaud

i

ro

L tvc

gp

τγ

sdotsdot=∆ (742)

icircn care ∆p ndash variaţia de presiune (presiunea de şoc) icircn Nm2 vo ndash viteza de circulaţie a fluidului prin conductă icircn ms tr ndash timpul de reflexie icircn s τicirc ndash timpul de icircnchidere icircn s Cunoscacircnd presiunea interioară de regim precum şi creşterea presiunii ca urmare a şocului

hidraulic (direct sau indirect) conductele lungi pe care sunt montate robinete cu icircnchidere rapidă trebuie dimensionate şi verificate la presiunea maximă dată de relaţia

ppp ∆+=max (743) icircn care p ndash presiunea interioară a fluidului icircn Nm2

Grosimea de rezistenţă a conductei se determină cu relaţiile

max

max1 2 p

Dps t

a

i

minus=

ϕσ a)

sau (744)

max

max1 2 p

Dps t

a

e

+=

ϕσ b)

icircn care De ndash diametrul exterior al ţevii icircn m ϕ - coeficientul de rezistenţă al icircmbinării sudate

taσ - tensiunea admisibilă a materialului ţevii icircn Nm2

Grosimea de proiectare a ţevii se va calcula cu relaţia

s = s1 + c1 + c2 icircn m (745)

icircn care c1 ndash adaosul de coroziune icircn m c2 ndash adaosul mecanotehnologic icircn m Grosimea standardizată a ţevii se va alege astfel

69

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

sgeSR

Ts (746) Icircn condiţiile funcţionării icircn regim dinamic icircn materialul tubular (ţeavă) se va dezvolta o

stare de tensiuni efective date cu relaţia

( )( )

taSR

T

Tief cs

csDpϕσ

ϕσ le

minusminus+

=1

1max

2 (747)

Observaţie Modulul de elasticitate poate avea valorile

bull E = 21sdot1011 Nm2 pentru materialul tubulaturii la 200C bull EL = 21sdot109 Nm2 pentru apă bull EL = 17sdot109 Nm2 pentru ţiţei bull EL = 107sdot109 Nm2 pentru benzină

72 Elementele componente ale unei icircmbinări prin flanşe Principalele elemente componente ale unei icircmbinări prin flanşe sunt prezentate

icircn figura 75 două flanşe (1) conjugate prin intermediul cărora se transmit către garnitura de etanşare (3) forţele se stracircngere dezvoltate prin stracircngerea piuliţelor (5) pe prezoanele (4) Icircntre piuliţe şi flanşe se intercalează şaibele (6) care pot fi plate sau elastice (de tip grower bombată profilată cu dinţi exteriori)

Fig 75 Elementele componente ale icircmbinării prin flanşe

1 ndash flanşă cu gacirct 2 ndash tubulaturi 3 ndash garnitură de etanşare 4 ndash prezon 5 ndash piuliţă 6 - şaibă

70

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

a) Flanşele sunt piese de legătură de forme geometrice diferite prin intermediul cărora se transmite forţa de stracircngere a şuruburilor către suprafeţele icircntre 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

Forma constructivă şi materialul de execuţie depind de presiunea temperatura şi caracteristicile fizico-chimice şi de coroziune ale fluidului care vine icircn contact cu flanşa

Tipurile constructive de flanşe sunt reprezentate icircn figura 76 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 ndash icircn mod frecvent ndash formele constructiv-geometrice indicate icircn figura 77

a b

c d e f g

Fig 76 Tipuri constructive de flanşe

a ndash turnate cu corpul b ndash cu gacirct pentru sudare icircn capul ţevii c ndash plate pentru sudare d ndash plate filetate e ndash cu guler filetate f şi g ndash libere pe ţeavă

Fig 77 Forme constructiv-geometrice pentru flanşe

a ndash flanşă circulară b ndash flanşă pătrată c ndash flanşă ovală

Forma suprafeţelor de etanşare se stabileşte icircn funcţie de condiţiile concrete de lucru ale icircmbinării Tipurile de suprafeţe de etanşare standardizate icircn ţara noastră conform SR ISO 7005-1-1999 sunt indicate icircn figura 78

71

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Suprafeţele de etanşare plane cu umăr simbolizate ldquotip Brdquo (fig 78) sunt cele mai utilizate ndash icircn mod obişnuit ndash pacircnă la presiuni de 25 MPa (25 bar) Pentru a creşte capacitatea de etanşare pe umărul de etanşare se execută 2hellip4 şanţuri de etanşare la cerere icircnsă aceste flanşe se pot livra şi fără aceste şanţuri de etanşare

Suprafeţele de etanşare cu prag ldquotip Erdquo (fig 78) şi adacircncitură ldquotip Frdquo (fig 78) sunt folosite uzual pacircnă la presiuni de 64 MPa (64 bar) Sunt recomandate icircn mod special icircn asamblarea traselor de conducte prin care sunt vehiculate fluide toxice sau penetrante (amoniac freon etc)

Suprafeţele de etanşare cu canal ldquotip Drdquo (fig 78) şi pană ldquotip Crdquo (fig 78) 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 pacircnă la 10MPa (100 bar)

Suprafeţele de etanşare cu parg şi adacircncitură pentru garnitură torică ldquotip Grdquo (fig 78) şi prag şi şanţ pentru garnitură torică ldquotip Hrdquo (fig 78) sunt utilizate mai rar şi numai icircn cazuri speciale datorită prelucrării mai complicate pe care o necesită

Fig 78 Suprafeţe de etanşare tipurile A pacircnă la J

72

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

Suprafeţele de etanşare conice pentru inele metalice ldquotip Jrdquo sunt recomandate

pentru presiuni mai mari de 64 MPa (64 bar) După modul de icircmbinare cu componenetele de conductă flanşele pot fi de

următoarele tipuri (fig 76) bull flanşe turnate cu corpul (fig 76a) ndash utilizate icircn mod special la tubulaturile

armăturile etc din fontă sau din alte materiale (gresie porţelan etc) bull flanşe cu gacirct sudate icircn capul ţevii (fig 76b) ndash care asigură icircmbinării o mare

rigiditate motiv pentru care ele sunt recomandate a fi utilizate icircn cazul presiunilor mari

bull flanşe plate sudtae pe ţeavă (fig 76c) cu largă utilizare datorită execuţiei lor simple uşurinţei de asamblare şi montare şi a costului redus

bull flanşe plate filetate (fig 76d) se utilizează mai rar icircn construcţia conductelor tehnologice atacirct datorită costului mai ridicat cacirct şi datorită dificultăţilor de execuţie şi montare se utilizează icircn general icircn locurile unde icircmbinările cu flanşe sudate nu rezistă la coroziune sau nu este permisă execuţia sudurilor

bull flanşe cu guler filetate se utilizează pentru presiuni mari (10hellip100) MPa uşor de montat şi demontat

bull flanşe libere pe ţeavă (fig 76 f şi g) ndash sunt utilizate icircn condiţiile icircn care ţevile sunt executate din oţeluri inoxidabile sau din materiale scumpe şi deficitare Icircn aceste condiţii pe ţeavă se sudează un inel din acelaşi material cu elementul respectiv sau icircn cazul ţevilor cu perete subţire se răsfracircnge capătul tubulaturii iar flanşa se execută din oţel carbon icircn acest fel realizacircndu-se importante economii de materiale scumpe sau deficitare Fixarea flanşelor pe ţeavă se poate face şi prin mandrinare soluţie aplicată icircn

mod deosebit icircn condiţiile reparaţiilor ce se execută la conductele tehnologice amplasate icircn zone cu pericol de explozie sau incendiu şi nu se poate lucra cu foc dechis

b) Garniturile de etanşare sunt piese destinate etanşării icircmbinărilor prin flanşe mai moi decacirct suprafeţele de etanşare ale flanşelor Ele au rolul de a umple interstiţiile de pe suprafeţele de etanşare ale flanşelor icircn scopul asigurării etanşeităţii icircmbinării

Garniturile trebuie să aibă proprietăţi elastice şi plastice superioare materialului cu care vin icircn contact icircn icircmbinare şi să menţină aceste proprietăţi un timp cacirct mai icircndelungat

Icircn secţiune transversală (fig 79) garniturile de etanşare au următoarele forme bull plane compacte (fig 79a) executate din mucava clingherit cauciuc azbest

polietilenă teflon sau metale moi (aluminiu cupru plumb alamă sau oţel cu procent mic de carbon)

bull rotunde compacte (fig 79b) executate din metale sau materiale moi bull azbometalice compacte cu umplutură de azbest icircntr-o carcasaă metalica (fig

79c)

73

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

bull metalice zimţate (fig 79d) executate din materiale metalice cu modul de elasticitate şi cu duritatea pe cacirct posibil mai mică decacirct cea a materialelor flanşelor

bull metalice profilate (fig 79 e ndash ovale octogonale lenticulare) utilizate pentru presiuni icircnalte Cele cu profil oval sunt folosite pe scară largă icircn sistemele de etanşare din industria petrolieră ca urmare a siguranţei icircn exploatare pe care o prezintă Sunt caracterizate prin contactul liniar icircntre suprafaţa de aşezare a garniturii şi suprafaţa de etanşare a flanşei Garniturile cu profil octogonal sunt executate din oţeluri carbon cu duritate

maximă icircn stare finită de 110 HB protejate prin cadmiere pe o grosime de 0005hellip0003 mm

Garniturile lenticulare cu suprafeţe de contact sferice sunt executate din oţel carbon sau din oţeluri anticorozive cu o duritate mai mică decacirct a materialului flanşelor

Icircn general materialul garniturilor de etanşare se alege icircn funcţie de presiunea temperatura şi proprietăţile fluidului transportat

Fig 79 Forma secţiunii transversale a garniturilor a ndash plane b ndash rotunde c ndash azbometalice d ndash metalice zimţate e ndash metalice profilate

c) Şuruburile (prezoanele) piuliţele şi şaibele

Asigurarea etanşării icircmbinărilor prin flanşe se face prin stracircngerea garniturilor icircntre flanşe cu ajutorul şuruburilor (prezoanelor) piuliţelor şi şaibelor

Şuruburile se folosesc la icircmbinările supuse la presiuni sub 4 MPa (40 bar) şi temperaturi pacircnă la 3000C 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 icircn funcţie de presiunea şi temperatura de lucru

Piuliţele se icircmbină cu şuruburile prin filet Oţelurile din care se execută piuliţele trebuie să aibă duritatea mai mică decacirct cea a şurubului sau prezonului cu care se icircmbină pentru a evita griparea filetului icircn special cacircnd lucrează la temperaturi ridicate

Realizarea stracircngerii unei icircmbinări prin flanşe cu şuruburi sau cu prezoane trebuie făcută icircntr-o anumită succesiune ceea ce este necesar atacirct pentru solicitarea uniformă a elementelor de stracircngere (şuruburi prezoane piuliţe) cacirct şi pentru solicitarea şi deformarea uniformă a elementelor stracircnse (flanşe garnituri) Icircn cazul unei icircmbinări cu flanşe circulare stracircngerea piuliţelor (fig 710) se execută alternativ icircn cruce şi icircn 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 icircncacirct să fie respectate spaţiile de introducere şi manevrare a cheilor de stracircngere Notacircnd cu t pasul de dispunere a şuruburilor (fig 710) şi cu d

74

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

diametrul nominal al şurubului la alegerea numărului de şuruburi trebuie avută icircn vedere respectarea condiţiilor bull pentru presiuni p le 25 MPa

5ledt (748)

bull pentru presiuni p gt 25 MPa

3ledt (749)

Fig 710 Succesiunea stracircngerii piuliţelor icircn cazul unei icircmbinări icircn flanşe cu opt şuruburi

Şaibele plate executate din oţel moale se introduc icircntre piuliţă şi flanşă icircn special icircn cazul

icircmbinărilor ce lucrează la presiuni peste 4 MPa (40 bar)

8 RECIPIENTE SUB PRESIUNE CU PEREŢI SUBŢIRI

81 Construcţia şi elementele componente ale recipientelor sub presiune

Generalităţi

Recipientul de presiune numit şi aparat de presiune reprezintă orice icircnveliş metalic icircnchis etanş care poate conţine icircn interiorul său icircn condiţii sigure de rezistenţă şi etanşeitate un fluid tehnologic aflat la o presiune mai mare decacirct presiunea atmosferică şi icircn care pot avea loc procese fizice sau chimice

Recipientele sub presiune la care presiunea maximă admisibilă de lucru este mai mate de 07 bar sunt proiectate instalate exploatate reparate şi verificate numai icircn conformitate cu instrucţiunile cuprinse icircn prescripţiile tehnice ISCIR PT-C42-2003 şi PT-C41-2003 şi sunt supuse controlului de Stat pentru Cazane Recipiente şi Instalaţii de Ridicat (ISCIR)

Nu intră sub incidenţa prevederilor respectivelor prescripţii următoarele tipur i de recipiente

bull recipientele ce fac obiectul unor studii şi cercetări ştiinţifice experimentale

75

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76

bull recipientele cu volumul interior mai mic sau egal cu 50 l cu condiţia ca produsul dintre volumul interior al recipientului exprimat icircn litri şi presiunea exprimată icircn MPa să nu depăşească cifra 20

Recipientele de presiune cu pereţi subţiri au

21lei

e

DD a)

sau (81)

050leiD

s b)

undeDe ndash diametrul exterior al recipientului icircn mDi ndash diametrul interior al recipientului icircn m s ndash grosimea peretelui icircn m

Recipientele de presiune se construiesc icircn uzine specializate din materiale icircnsoţite de buletine de calitate emise de producător sub controlul ISCIR-ului fiecare recipient avacircnd o carte a sa cu caracteristici icircn 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 bull după poziţia icircn spaţiu

- recipiente cu axă orizontală - recipiente cu axă verticală

bull după locul de montare - recipiente supraterane care pot fi montate la sol sau supraicircnălţat pe fundaţie sau

construcţie metalică - recipiente icircngropate

bull după forma geometrică - recipiente cilindrice avacircnd acelaşi diametru - recipiente cilindrice de diametre diferite - recipiente sferice - recipiente icircn formă de picătură

bull după destinaţie

- recipiente sub presiune de uz general - recipiente de proces

bull după posibilitatea de transport - recipiente gabaritice ndash ale căror dimensiuni de gabarit se icircnscriu icircn limitele gabaritelor de

transport pe căi rutiere sau feroviare - recipiente agabaritice ndash la care datorită dimensiunilor de gabarit mari transportul către

locul de montaj se face pe tronsoane bull după mobilitate

- recipiente fixe - recipiente transportabile (butelii cisterne auto sau de cale ferată)

bull după modul de asamblare - recipiente sub presiune demontabile ndash la care elementele componente sunt montate prin

asamblări demontabile - recipiente sub presiune nedemontabile ndash asamblate prin sudură şi prevăzute cu guri de

vizitare sau control bull după temperatura pereţilor

- neicircncălzite - icircncălzite

76