ABSTRAKT Diplomová práce je zaměřena na návrh konstrukce a pevnostní výpočet separátoru podle ČSN EN 13 445. V první části je řešena problematika návrhu a konstrukce separátorů, v dalších částech je řešen návrh konstrukce a pevnostní výpočet separátoru dle normy ČSN EN 13 445 - 3 netopené tlakové nádoby, pevnostní analýza pomocí MKP v programu ANSYS Workbench a kategorizace vyhodnocených napětí.
ABSTRACT Diploma thesis is focused on design and strenght calculation of the separator according to ČSN EN 13 445. Introductory part introduce problems with design of separators, in the other parts there is a design and strenght calculation of separator according to ČSN EN 14 445, unfired pressure vessels, part 3 - Design, FEM analysis in ANSYS Workbench and stress categorization of the results.
KLÍČOVÁ SLOVA Separátor ČSN EN 13 445 Pevnostní výpočet Tloušťka stěny Provozní tlak Zkušební tlak Dovolené napětí Kategorizace napětí
KEY WORDS Separator CSN EN 13 445 Strenght calculation Shell thickness Operating pressure Test pressure Allowable stress Stress categorization
BIBLIOGRAFICKÁ CITACE BUKAL, O. Návrh separátoru. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, 2013. 61 s. Vedoucí diplomové práce Ing. Richard Nekvasil, Ph.D..
ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ Čestně prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně, s využitím uvedené literatury a podkladů pod vedením vedoucího pana Ing. Richarda Nekvasila Ph.D. v Brně dne 24. 5. 2013
........................................... podpis autora
PODĚKOVÁNÍ Děkuji všem za cenné rady při vypracování diplomové práce, především děkuji vedoucímu diplomové práce panu Ing. Richardu Nekvasilovi Ph.D a Ing. Pavlu Lošákovi.
OBSAH OBSAH ....................................................................................................................... - 10 SEZNAM SYMBOLŮ A JEDNOTEK ..................................................................... - 11 1. ÚVOD ..................................................................................................................... - 15 2. SEPARÁTORY ...................................................................................................... - 16 2.1 ROZDĚLENÍ SEPARÁTORŮ DLE TVARU A KONSTRUKCE ...........................................- 16 2.1.1Vertikální separátory .................................................................................... - 16 2.1.2. Horizontální separátory.............................................................................. - 17 2.1.3. Kulové separátory ...................................................................................... - 17 2.2. ROZDĚLENÍ PODLE PROVOZNÍHO TLAKU ...............................................................- 18 2.3. ROZDĚLENÍ PODLE FUNKCE ..................................................................................- 18 2.3.1. Procesní separátory.................................................................................... - 18 2.3.2. Testovací / měřící separátory ...................................................................... - 18 2.3.3. Nízkoteplotní separátory ............................................................................. - 18 2.4. ROZDĚLENÍ PODLE POČTU SEPAROVANÝCH FÁZÍ ...................................................- 19 2.5. HLAVNÍ ČÁSTI SEPARÁTORU ................................................................................- 20 2.5.1. Primární část.............................................................................................. - 20 2.5.2. Sekundární část .......................................................................................... - 20 2.5.3. Oblast akumulace kapaliny ......................................................................... - 20 2.5.4. Odlučovače kapek....................................................................................... - 21 2.6. METODY SEPARACE .............................................................................................- 22 2.6.1. Separace olejové frakce a zemního plynu .................................................... - 22 2.6.2. Separace vlhkosti ze zemního plynu ............................................................ - 23 3. PEVNOSTNÍ VÝPOČET DLE ČSN EN 13 445 - 3.............................................. - 25 3.1. VSTUPNÍ DATA, ZADÁNÍ .......................................................................................- 25 3.2. VÁLCOVÁ SKOŘEPINA .........................................................................................- 28 3.3. ELIPTICKÁ DNA ...................................................................................................- 30 3.4. OTVORY V PLÁŠTI M1, N1 A N4...........................................................................- 32 3.5. KRKOVÁ PŘÍRUBA DN600 PŘILEHLÁ OTVORU M1 ................................................- 34 3.6. OTVOR V ELIPTICKÉ SKOŘEPINĚ, VYZTUŽENÉ HRDLO ............................................- 39 3.7. VÁLCOVÝ PODSTAVEC.........................................................................................- 41 3.7.1. Membránová napětí .................................................................................... - 42 3.7.2. Ohybová napětí .......................................................................................... - 44 3.7.3 Celková napětí............................................................................................. - 46 3.7.4 Podmínky platnosti ...................................................................................... - 47 4. PEVNOSTNÍ ANALÝZA POMOCÍ MKP ........................................................... - 48 4.1. KONTROLA INSPEKČNÍHO OTVORU, OTVOR M1 .....................................................- 48 4.1.1 Výpočtový model ......................................................................................... - 48 4.1.2 Výpočet ....................................................................................................... - 50 4.1.3. Kategorizace napětí .................................................................................... - 52 4.2. KONTROLA VRCHNÍHO DNA A PŘILEHLÉHO HRDLA................................................- 54 4.2.1 Výpočtový model ......................................................................................... - 54 4.2.2. Výpočet ...................................................................................................... - 56 4.2.3. Kategorizace napětí .................................................................................... - 57 5. ZÁVĚR ................................................................................................................... - 59 6. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ ....................................................................... - 60 7. SEZNAM PŘÍLOH ................................................................................................ - 61 - 10 -
SEZNAM SYMBOLŮ A JEDNOTEK Název Vnější průměr příruby Rameno sil od přesazení střednic stěn skořepin Celková plocha šroubů Minimální požadovaná plocha šroubů Plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení Nosná plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení prstence Nosná plochy skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení Nosná plocha skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení Vyztužení s výztužným účinkem hrdla Plocha zatížená tlakem prstence Plocha skořepiny zatížená tlakem Vnitřní průměr příruby Korozní přídavek Průměr roztečné kružnice šroubů Korekční součinitel Korekční součinitel rozteče šroubů Cosinus části úhlu anuloidového přechodu Vnější průměr šroubu Střední poloměr skořepiny Vnější průměr skořepiny Vnitřní průměr skořepiny Střednicový průměr skořepiny Střední poloměr podstavce Minimální tloušťka stěny Minimální tloušťka stěny od membránového napětí, řez 1-1,bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového napětí, řez 1-1, bod q Minimální tloušťka stěny od membránového napětí, řez 2-2, bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového napětí, řez 2-2 bod q Minimální tloušťka stěny od membránového napětí, řez 3-3, bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového napětí, řez 3-3 bod q Analyzovaná tloušťka stěny Průměrná tloušťka stěny podél délky lo Tloušťka výztužného prstence
- 11 -
Symbol A a
Jednotka mm mm
Ab Abmin Afb
mm2 mm2 mm2
Afr
mm2
Afs
mm2
Afs
mm2
Apb Apr Aps B c C C Cf cos(γ) db Db De Di Dm Dz e ݁ଵ
mm2 mm2 mm2 mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm
݁ଵ
mm
e୫ ଶ୮
mm
݁ଶ
mm
e୫ ଷ୮
mm
e୫ ଷ୯
mm
ea eam ear
mm mm mm
Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení Tloušťka stěny nádoby Požadovaná tloušťka anuloidového přechodu, tlaková zkouška Minimální tloušťka příruby Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení Požadovaná tloušťka stěny dna Požadovaná tloušťka stěny dna, tlaková zkouška Požadovaná tloušťka stěny anuloidového přechodu Požadovaná tloušťka stěny anuloidového přechodu tlaková zkouška Tloušťka stěny podstavce Celková globální přídavná síla dovolené namáhání při zkušební teplotě Napětí pro plastické zborcení Napětí pro plastické zborcení dovolené namáhání při provozní teplotě Tíha obsahu provoz Tíha obsahu test Tíha nádoby bez obsahu dovolené namáhání při zkušebním zatížení Dovolené provozní namáhání materiálu podstavce Ekvivalentní síla v místě p, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tahovou sílu Ekvivalentní síla v místě q, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tlakovou sílu Dovolené testovací namáhání materiálu podstavce Střední průměr těsnící plochy Tloušťka krku u spojení s pláštěm Tloušťka krku u spojení s listem příruby Délka krku Osová síla od tlaku Osová síla přenášená přes plášť na přírubu Radiální vzdálenost roztečné kružnice šroubů ke kružnici na které působí Hd Tlaková síla na těsnění Radiální vzdálenost od reakční síly těsnění k roztečné kružnici šroubů Vnitřní výška dna Max. výška hladiny Osová síla od tlaku na čelní plochu příruby - 12 -
eas
mm
eb ebt
mm mm
ep er
mm mm
es est
mm mm
ey
mm
eyt
mm
ez F1 fa fb fbtest fd Ff Fftest Fg ftest fz
mm N MPa MPa MPa MPa N N N MPa MPa
Fzp
N
Fzq
N
fztest
MPa
G g0 g1 h H Hd hd
mm mm mm mm N N mm
Hg hg
N mm
hi hmax Ht
mm mm N
Radiální vzdálenost od roztečné kružnice šroubů ke kružnici, na které působí Ht Poměr průměrů příruby Parametr délky Maximální délka stěny přispívající k vyztužení Šířka výztužného prstence Efektivní délka skořepiny Maximální vyztužující délka skořepiny Součinitel těsnění Výsledný moment od externích zatížení Moment působící na přírubu montážní stav Moment působící na přírubu provozní stav Celkový moment na přírubu provozní stav Ohybový moment bod p Ohybový moment bod q Celkový moment na přírubu montážní stav Tlak pro výpočet únosnosti anuloidového přechodu Tlak pro výpočet únosnosti anuloidového přechodu, tlaková zkouška Maximální přípustný tlak Maximální přípustný tlak na otvor M1 Maximální přípustný tlak na otvor M1, tlaková zkouška Tlak pro výpočet únosnosti Tlak pro výpočet únosnosti, tlaková zkouška Testovací tlak Výpočtový tlak Tlak pro výpočet únosnosti Tlak pro výpočet únosnosti, tlaková zkouška Vnitřní poloměr anuloidového přechodu eliptického dna Vnitřní poloměr klenutí eliptického dna Výpočtová teplota Celkový objem Vzdálenost otvoru od diskontinuity skořepiny Výpočtové zatížení šroubů ve smontovaném stavu Styková šířka těsnění Minimální zatížení šroubů montážní stav Minimální zatížení šroubů provozní stav Minimální měrný tlak Součinitel svarového spoje Beta Beta2 Součinitel βf Součinitel βt - 13 -
ht
mm
K lo lo
mm mm
lr ls' lso m M1 Ma Mop Mp Mp Mq Ms Pb
mm mm mm Nmm Nmm Nmm N Nmm Nmm N MPa
Pbt
MPa
Pmax Pmax1 Pmaxt1
MPa MPa MPa
Ps Pst Ptest Pv Py Pyt r
MPa MPa MPa MPa MPa MPa mm
R Tv Vcelk w W
mm °C m2 mm N
w´ Wa Wop y z β β2 βf βt
mm N N MPa -
Součinitel βu Součinitel βv Součinitel βy Vzdálenost mezi šrouby Tíha nádoby pod řezem 2-2 Součinitel λ Rozkmit napětí plynoucích z primárních a sekundárních napětí Součet primárního membránového a ohybového napětí Primární lokální membránové napětí Primární globální membránové napětí Celkové napětí, řez 1-1, bod p Membránové napětí, řez 1-1, bod p Celkové napětí, řez 1-1, bod p Celkové napětí, řez 1-1, bod q Membránové napětí, řez 1-1, bod q Celkové napětí, řez 1-1, bod q Celkové napětí, řez 2-2, bod p Celkové napětí, řez 2-2, bod p Celkové napětí, řez 2-2, bod q Celkové napětí, řez 2-2, bod q Ohybové napětí, řez 3-3, bod p Celkové napětí, řez 3-3, bod p Celkové napětí, řez 3-3, bod p Ohybové napětí, řez 3-3, bod q Celkové napětí, řez 3-3, bod q Celkové napětí, řez 3-3, bod q Membránové napětí, řez 2-2, bod p Membránové napětí, řez 2-2, bod q Membránové napětí, řez 3-3, bod p Membránové napětí, řez 3-3, bod q Ohybové napětí, řez 1-1 a 2-2, bod p Ohybové napětí, řez 1-1 a 2-2, bod q Podélné napětí v krku Radiální napětí v přírubě Tagenciální napětí v přírubě Korekční součinitel bočního napětí v krku
- 14 -
βu βv βy δd ∆Fg λ (∆σeq)P+Q
mm N MPa
(σeq)P
MPa
(σeq)Pl (σeq)Pm ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଶ ߪଶ ߪଶ ߪଶ ߪଷ ߪଷ ߪଷ ߪଷ ߪଷ ߪଷ σ୫ ଶ୮ σ୫ ଶ୯ ୫ σଷ୮ σ୫ ଷ୯ ߪ ߪ σh σr σθ φ
MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa -
1. ÚVOD Separátory jsou strojní zařízení, tlakové nádoby, sloužící k oddělení jednotlivých frakcí ropy - olejové frakce, plynné složky, vody popřípadě vzdušné vlhkosti. Během separace využívají rozdílných hustot frakcí, popř. dalších metod, které budou rozebrány později. Pro správnou funkci separátoru je potřeba při návrhu dodržet následující požadavky: • • • • • •
Nastavit vstupní a výstupní průtoky médií tak, aby došlo k ustálenému stavu proudění v separátoru, nesmí dojít k zahlcení. Minimalizovat turbulentní proudění v plynné části separátoru. Kontrolovat, shromažďovat a odtahovat pěnu tvořící se v separátoru během procesu. Opatřit separátor bezpečnostními prvky: odvzdušňovacími ventily, vypouštěcí a přetlakové ventily. Opatřit separátor výstrojí tlakových nádob (tlakoměry, teploměry, stavoznaky) na dobře přístupných a viditelných místech. Opatřit separátor odvaděčem usazených pevných částic ve spod separátoru. [4]
Obr. 1.1 Separátor [4]
- 15 -
2. SEPARÁTORY Následující kapitola se bude věnovat rozdělení separátorů dle různých kritérií, popisu hlavních částí separátorů a metodami separace.
2.1 Rozdělení separátorů dle tvaru a konstrukce Výběr vhodného separátoru je ovlivněn mnoha technologickými, ekonomickými faktory a složením separované látky jako například: • • • • • • •
poměr kapaliny a plynu ve vstupním proudu rozdíly hustot kapaliny a plynu ve vstupním proudu rozdíly viskozit kapaliny a plynu ve vstupním proudu teplota a tlak, při které se separace provádí velikosti částic kapalin v plynné fázi nebo plynu v kapalné fázi množství nečistot ve vstupním proudu velikost okamžitých průtoků
[4] V průmyslové praxi se setkáme se třemi základními typy separátorů: • • •
Vertikální Horizontální Kulové
2.1.1Vertikální separátory Vertikální separátory se obvykle používají pro ropu s nízkým obsahem zemního plynu. Používají se jako vstupní separátory do technologie, protože jsou schopny vyhladit kolísání průtoku vstupního proudu. Jsou vhodné pro látky s vyšším obsahem písku, kamínků a bahna. Tyto typy musí být opatřeny kuželovým dnem s ventilem pro odvod usazenin. Vertikální separátory zabírají podstatně méně místa než ostatní typy. [4]
Obr. 2.1 Vertikální separátor [5] - 16 -
2.1.2. Horizontální separátory Horizontální separátory jsou vhodné pro ropu s vysokým obsahem zemního plynu. Tyto typy separátorů jsou pro danou kapacitu menší a levnější než separátory vertikální. Jejich geometrie umožňuje vyšší rychlosti kapalného média. Přitom se dosáhne stejného stupně dělení jako u vertikálních separátorů. Horizontální separátory mají velkou mezifázovou plochu mezi kapalinou a plynem, to napomáhá samovolnému oddělení plynu od kapaliny. Horizontální separátory jsou vhodné pro média s vyšší pravděpodobností tvorby pěny během procesu. [4]
Obr. 2.2 Horizontální separátor [6] 2.1.3. Kulové separátory Tyto separátory jsou vhodné jak pro dvoufázové tak třífázové dělení, jsou nejméně účinné a používají se velmi zřídka, nicméně díky jejich kompaktní velikosti a snadnost přepravy se staly vhodnnými pro přeplněné prostory rafinerií. [7]
Obr. 2.3 Kulový separátor [7]
- 17 -
2.2. Rozdělení podle provozního tlaku Separátory v petrochemickém průmyslu obvykle pracují v rozmezí tlaků 70 - 1500 kPa, podle hodnoty provozního tlaku se rozlišují vakuové, nízkotlaké, středotlaké a vysokotlaké. • • • •
Vakuové Nízkotlaké Středotlaké Vysokotlaké
pracovní tlak: 70 kPa - 1500 kPa pracovní tlak: 1500 kPa - 5000 kPa pracovní tlak: 5000 kPa - 10 000 kPa
2.3. Rozdělení podle funkce • • •
Procesní separátory Testovací / měřící separátory Nízkoteplotní separátory
2.3.1. Procesní separátory Používají se k oddělení jednotlivých frakcí z vícefázového média. Mohou být horizontální, vertikální, kulové, dvoufázové, třífázové. 2.3.2. Testovací / měřící separátory Tyto separátory slouží k měření kvality separovaných tekutin. Fungují stejně jako procesní separátory, ale navíc jsou vybaveny měřícími zařízeními kontrolující kvalitu a množství separovaných látek. Mohou být horizontální, vertikální nebo i kulové, dvoufázové nebo třífázové. Mohou být trvale nainstalovány v technologii, vyrábí se i jako přenosné. [8] 2.3.3. Nízkoteplotní separátory Tyto speciální separátory jsou určeny pro média, která jsou na vstupu v plynné fázi, plyn je vstřikován do separátoru přes porézní přepážku. Využívá se zde Joulův-Thomsonův efekt, při průchodu média porézní přepážkou se médium ochladí a dojde k jeho zkapalnění. [9]
- 18 -
2.4. Rozdělení podle počtu separovaných fází • •
Dvoufázové Třífázové
U dvoufázových separátorů se odděluje kapalná fáze od plynné. Obvyklá doba zdržení média ve dvoufázovém separátoru je 1 minuta. U třífázových separátorů dochází k separaci olejové a plynné frakce a vody. Praxe prokázala, že u třífázových separátorů je potřeba delší doba zdržení než u dvoufázových, při oddělení fáze voda-olej. Trojfázové separátory nejsou schopny oddělit vodu od oleje ve formě emulze, mezi kapalinami musí být volná hladina. K oddělení oleje od vody se u tohoto typu separátorů používají dva druhy konstrukčního řešení: "spill over weir" odtah oleje přes přepad (obr.2.4 ) a "bucket a weir" odtah oleje přes záchytnou nádobu (obr.2.4 ). [4]
Obr. 2.4 Třífázové separátory "spill over weir" a a "bucket a weir" odtah oleje [4]
- 19 -
2.5. Hlavní části separátoru Separátory mají minimálně 3, obvykle 4 hlavní části, ve kterých se odehrává separační proces: • • • •
Primární část Sekundární část Oblast akumulace kapaliny Odlučovače kapek
2.5.1. Primární část Primární část je oblast kolem vstupu média do separátoru, kde dochází k rozptýlení energie vstupujícího proudu. Účelem primární části je začít separaci plynu od kapaliny pomocí nárazů na mechanické přepážky. Většina kapaliny je odkloněna do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). Ve vertikálních separátorech je proud kapaliny usměrněn na stěnu nádoby, kde se kapalina rozprostírá do tenké vrstvy. Tento jev intenzifikuje oddělení plynu od kapaliny. V horizontálních separátorech je vstupní proud kapaliny usměrněn na vychylovací desku, která má obvykle tvar misky. V některých případech se v horizontálních separátorech vyskytují přepážky nebo rošty, aby došlo k roztříštění hlavního proudu na menší proudy, dojde tak k intenzifikaci oddělení plynu od kapaliny. [4]
2.5.2. Sekundární část Sekundární část se nachází za vstupním deflektorem (přepážkou) a mezi oblastí akumulace kapaliny a oblastí odsávání plynu. V této části dochází ke snížení rychlosti vstupního média, protože zde dochází ke zvýšení průtočného průřezu. Částice kapaliny jsou gravitačně strhávány směrem dolů do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). [4]
2.5.3. Oblast akumulace kapaliny Separátory musí mít prostor, kde se shromažďuje kapalina separovaná v primární a sekundární části. Kapalina je v separátoru ještě na několik minut pozdržena, aby se intenzifikoval proces separace plynu z kapaliny. Doba zdržení je závislá na mnoha faktorech, např. u dvoufázových separátorů asi 1 minuta, u třífázových asi 3 minuty. Ve vertikálních separátorech je přepážka umístěna právě mezi oblastmi akumulace kapaliny a sekundární částí. Toto řešení minimalizuje vznik vln a turbulentních proudění na hladině kapaliny, což by mohlo nepříznivě ovlivnit měření výšky hladiny. V horizontálních separátorech oblast akumulace kapaliny zabírá přibližně polovinu průřezu separátoru. Velká hraniční plocha mezi kapalinou a plynem je ideální pro separační proces. Na hladině kapaliny je obvykle mnoho přepážek a vlnolamů, aby nedocházelo ke vzniku vln a turbulentních proudění, což by mohlo zapříčinit opětovné strhávání plynu do kapaliny. Výpustě kapaliny se obvykle umísťují co nejdál od vstupního ventilu, aby byla dosažena co největší doba zdržení kapaliny v separátoru (Obr. 2.6). [4] - 20 -
2.5.4. Odlučovače kapek Při průchodu plynu odlučovačem dojde k jeho smáčení. Na povrchu odlučovače se tak vytváří kapky, které jsou gravitačně strhávány do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). V praxi se používají dva typy odlučovačů: • •
Žaluziové Drátěné
Žaluziové odlučovače Žaluziové odlučovače mají nejvyšší účinnost. Obvykle jsou instalovány do vertikálních separátorů s vysokými rychlostmi vstupního média s vysokým stupněm dispergace kapek v plynu. Žaluziové odlučovače se skládají z řady paralelně poskládaných desek (přepážek), které jsou uspořádány tak, aby docházelo ke změně směru a rychlosti průtoku plynu. Při průchodu odlučovačem na procházející médium působí odstředivá síla, která zapříčiní ulpívání kapaliny na povrchu přepážek. Nashromážděná kapalina je pak gravitačně strhávána do oblasti akumulace kapaliny. [4]
Drátěné odlučovače Drátěné odlučovače jsou pletené vestavby z nerezové oceli, obvykle jsou schopny odstranit 99 % kapalných částic o velikosti 10 µm a větší. Ve svislých separátorech jsou umístěny drátěné odlučovače ve vodorovné poloze v horní části, v horizontálních se umisťují ve svislé poloze v oblasti výstupu plynu ze separátoru. [4]
Obr. 2.5. Žaluziové odlučovače [10]
Obr. 2.6. Drátěný odlučovač [10]
- 21 -
Odlučovač kapek
Primární část
Sekundární část
Akumulace kapaliny
Obr. 2.7. Hlavní části separátoru [4]
2.6. Metody separace 2.6.1. Separace olejové frakce a zemního plynu Pro separaci oleje a zemního plynu se obvykle kombinuje separace pomocí rozdílných hustot fází s dalšími metodami uvedenými níže. Separace pomocí rozdílných hustot fází, gravitační separace Vlivem gravitace dojde k samovolnému oddělení dvou kapalných fází. Mezi jednotlivými fázemi je viditelná mezifázová plocha - hladina. [11] Separace usměrněním vstupního proudu na přepážku Vstupní proud je usměrněn na stěnu separátoru, na vestavěnou vychylovací desku popřípadě na odlučovače kapek. Hlavní proud se tak více rozprostře do prostoru, dojde tak k navýšení mezifázového povrchu pro přestup hmoty z plynné do kapalné fáze. [11]
- 22 -
Separace změnou nou rychlosti průtoku prů Provádí se náhlou změnou nou rychlosti proudění. proud Částice s vyšší hmotností (částice částice kapaliny) mají vyšší hybnost než částice ástice plynu. Při P poklesu rychlosti průtoku toku rychlost částic č plynu poklesne rychleji, než rychlost částic kapaliny, dojde tak k oddělení odd obou fází. [11] Separace změnou směru ru proudění proud Během změny směru průtoku ůtoku proudu ppůsobí na protékající jící médium odst odstředivá síla. Na částice s vyšší hmotností působí ůsobí větší v odstředivá síla, než na částice ástice s menší hmotností. Těžší částice (částice ástice kapaliny) ulpívají ulp na povrchu přepážky. [11] Cyklonová separace Cyklonová separace je zvláštním případem p separace změnou směru proudění.. Médium koná kruhový pohyb, větší v odstředivá síla působící na těžší ěžší částice č je strhává na stěnu kruhové nádoby, viz obr 2.8. Cyklon. [11]
Obr. 2.8. Cyklon [12]] Separace usazováním Metoda k oddělení lení pevných částic od tekutiny vlivem působení p objemové síly. Objemová síla je vyvolána gravitačním, ním, nebo odstředivým odst zrychlením. ím. Další nutnou podmínkou, aby došlo k usazování je rozdílná hmotnost pevných p částic a částic tekutiny. [11] Separace mícháním Tato metoda se používá např. ř. pro odstranění odstran zbytků zemního plynu z ropy. Mícháním dojde k uvolnění ní plynu z kapaliny v kratším čase, než kdyby kapalina byla v klidu. [11]
2.6.2. Separace vlhkosti ze zemního plynu Kromě separace ropy a vody ze zemního plynu je potřeba pot ze zemního mního plynu odseparovat vzdušnou vlhkost. Většina tšina vlhkosti se odstraní běžnými b separačními ními procesy uvedenými výše. Pro odstranění ní zbytkové vlhkosti se používají následující metody: adsorbční ní dehydratace nebo alykolová absorbční ní dehydratace dehydratace. - 23 -
Adsorbční dehydratace Dehydratace probíhá ve dvou, nebo více adsorbčních kolonách, které jsou vyplněny adsorbčním činidlem. Vlhký plyn prochází adsorbční kolonou, vzdušná vlhkost ulpívá na povrchu adsorbčního činidla. Typickými představiteli adsorbčních činidel jsou např.: aktivní uhlí, silikagel. [13] Glykolová absorbční dehydratace Sušení zemního plynu probíhá v absorbční koloně. Glykol má vysokou afinitu k vodě, při kontaktu s vlhkým zemním plynem pojme jeho vlhkost. [13]
- 24 -
3. PEVNOSTNÍ VÝPOČET DLE ČSN EN 13 445 - 3 Následující kapitola se věnuje návrhu a kontrole hlavních částí separátoru zatížených vnitřním tlakem. Výpočet je proveden pro tyto části separátoru: • • • • • •
Válcová skořepina Eliptické dno Otvor M1 - viz výkres zadání Krková příruba DN600 LWNRTJ, tlaková třída 1500 dle ASME 16.5 Vyztužené hrdlo eliptického dna Uložení ve válcovém podstavci
3.1. Vstupní data, zadání Pro výpočet byly dodány technické specifikace pro tlakové nádoby, návrhový výkres a datasheet. Použité materiály, dovolené namáhání Hodnoty dovolených napětí jsou vypočteny dle následujících vztahů pro oceli neaustenitické s tažností menší než 30 %: ோ.ଶ/௧ ோ/ଶ
fd = min (
ଵ.ହ
;
)
- dovolené namáhání při provozní teplotě
)
- dovolené namáhání při normální teplotě (20 °C)
ଶ.ସ
ோ.ଶ/௧ ோ/ଶ
fa = min ( ftest =
ଵ.ହ
ோ.ଶ/௧௦௧ ଵ.ହ
;
ଶ.ସ
- dovolené namáhání při zkušebním zatížení
Kde hodnota Rp0,2t představuje smluvní mez kluzu při teplotě t a Rm maximální napětí Tab. 3.1. Materiály a dovolená namáhání
Část separátoru
Materiál
fd [MPa]
fa [MPa]
ftest [MPa]
Plášť
P355 QH EN10222.4
193.33
204.17
319.17
Eliptické dno
P355 QH EN10222.4
193.33
204.17
319.17
Příruby
P355 QH EN10222.4
193.33
204.17
319.17
Výztužné prstence
P355 QH EN10222.4
193.33
204.17
319.17
Hrdla
P355 QH EN10222.4
193.33
204.17
319.17
Válcový podstavec
SA516Gr60
129.91
147.33
210.47
Šrouby
SA 193 GR B7
215.5
215.5
323.25
- 25 -
Specifikace k tlakovým nádobám
Návrh Tlaková nádoba může být navržena dle ASME Boiler, Pressure vessel code, nebo EN 13 445. Dodavatel musí zajistit, aby nádoba vyhovovala směrnici PED 97/23/EC.
Klimatické podmínky Zařízení se nachází v oblasti vysoké vlhkosti vzduchu s vysokou mírou slanosti. Rozmezí teplot vzduchu je -20 °C až 25 °C. Zatížení od sněhu a ledu se předpokládá: 35 Kg/m2 na vertikální plochy, 2,19 kN/m2 na horizontální plochy.
Minimální tloušťky stěn Výztužné prstence musí mít tloušťku stěny minimálně 6 mm bez korozního přídavku. Minimální tloušťka stěny pro pláště a dna bez korozního přídavku musí být větší než: • 6 mm pro nádoby s průměrem pláště do 2000 mm • 8 mm pro nádoby s průměrem pláště nad 2000 mm • D/1000 +2,5 mm, D je průměr pláště nádoby v mm
Hrdla Hrdla musí být vyrobena z bezešvých trubek. Nasazená hrdla nejsou dovolena. Výztužná hrdla by měla být použita pro nádoby s tloušťkou větší než 50 mm. Minimální dovolená velikost hrdel je DN50. Závitové spoje nejsou dovoleny. Výztužné prstence by se neměly použít pokud: • • • •
tloušťka stěny nádoby je větší než 50 mm minimální návrhová teplota je nižší jak -50 °C návrhová teplota překročí 300 °C médium v nádobě obsahuje H2S
Příruby Příruby velikosti od DN50 do DN600 podléhají standardu ASME 16.5, velikosti od DN650 do DN1500 podléhají standardu ASME 16.47. Doporučené typy přírub jsou Weld Neck Reised Face, nebo Long Weld Neck Reised Face.
Šrouby Šrouby podléhají standardu ASME 16.5
Podpory nádob Na horizontální nádoby by měly být použity 2 sedlové podpory, na vertikální nádoby válcové podstavce. - 26 -
Návrhové schéma separátoru
- 27 -
Vstupní data Tab. 3.2. Vstupní data Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Výpočtový tlak
Pv
21
MPa
Testovací tlak
Ptest
28.8
MPa
Korozní přídavek
c
3
mm
Součinitel svarového spoje
z
1
-
Celkový objem
Vcelk
14.2
m2
Max. výška hladiny
hmax
5000
mm
Výpočtová teplota
Tv
100
°C
3.2. Válcová skořepina Kontroluje se navržená tloušťka stěny a navrhuje se maximální přípustný tlak na stěnu skořepiny. Vstupní data Tab. 3.3. Vstupní data, válcová skořepina Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Analyzovaná tloušťka stěny
ea
130
mm
Vnitřní průměr skořepiny
Di
1800
mm
Střednicový průměr skořepiny
Dm
1930
mm
Vnější průměr skořepiny
De
2060
mm
Výpočtový tlak
Pv
21
MPa
Testovací tlak
Ptest
28.8
MPa
Součinitel svarového spoje
z
1
-
Dovolené namáhání provoz
fd
193.33
MPa
Dovolené namáhání test
ftest
319.17
MPa
- 28 -
Obr. 3.1 Válcová skořepina
Minimální tloušťka stěny P · D୧ e= = 98.7 mm − pro provozní podmínky 2 · fୢ · z − P
e=
P୲ୣୱ୲ · D୧ = 85 mm − pro testovací podmínky 2 · f୲ୣୱ୲ · z − P୲ୣୱ୲
Vypočtená tloušťka stěny je menší než tloušťka dle výkresové dokumentace, volena tloušťka e = 130mm. Maximální přípustný tlak
P୫ୟ୶ =
2 · fୢ · z · eୟ = 26,06 MPa − pro provozní podmínky D୫
P୫ୟ୶ =
2 · f୲ୣୱ୲ · z · eୟ = 43.9 MPa − pro testovací podmínky D୫
Pro provozní podmínky je hodnota Pmax větší než provozní tlak, pro testovací podmínky je Pmax větší než testovaný tlak.
- 29 -
3.3. Eliptická dna Vstupní data Tab. 3.4. Vstupní data, eliptické dno Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Analyzovaná tloušťka stěny
ea
130
mm
Vnitřní průměr skořepiny
Di
1800
mm
Vnější průměr skořepiny
De
2060
mm
Vnitřní výška dna
hi
450
mm
Výpočtový tlak
Pv
21
MPa
Testovací tlak
Ptest
28.8
MPa
Poloměr zaoblení
r
306
mm
Poloměr kulové části dna
R
1620
mm
Beta
β
0,53
-
Beta2
β2
0,53
-
Napětí pro plastické zborcení
fb
202.6
MPa
Napětí pro plastické zborcení
fbtest
289.5
MPa
Obr. 3.2 Eliptické dno
[2]
Podmínky platnosti Pro platnost výpočtu musí být splněny následující podmínky: r ≤ 0,2Di r ≥ 0,2Di r ≥ 2e ea ≤ 0,08De ea ≥ 0,001De R ≤ De Všechny podmínky jsou splněny.
306 ≤ 360 306 ≥ 108 306 ≥ 197 130 ≤ 165 130 ≤ 2 1620 ≤ 2060
- 30 -
Minimální tloušťka stěny Tloušťka stěny je maximum z následujících výpočtů tloušťky stěny:
݁௦ =
ܲ௩ · ܴ = 86,5 ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ 2 · ݂ௗ · ݖ− 0,5 · ܲ௩
݁௦௧ =
ܲ௧௦௧ · ܴ = 74,7 ݉݉ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ 2 · ݂௧௦௧ · ݖ− 0,5 · ܲ௧௦௧
݁௬ =
ߚ · ܲ௩ · (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ ) = 86,7 ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ݂ௗ
ߚ · ܲ௧௦௧ · (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ ) = 75,3 ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ݂௧௦௧ ଵ ܲ௩ ܦ ݁ = 0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ · ( · ( ),଼ଶହ )ଵ,ହ = 38 ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ 111 · ݂ ݎ ଵ ܲ௧௦௧ ܦ ݁௧ = 0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ · ( · ( ),଼ଶହ )ଵ,ହ = 38.7 ݉݉ − ݊ݖݒݎí ݉݀í݊݇ݕ 111 · ݂௧௦௧ ݎ ݁௬௧ =
݁ = max(݁ݏ, ݁ݐݏ, ݁ݕ, ݁ݐݕ, ܾ݁, ܾ݁ = )ݐݕ86,7 ݉݉ Výsledná minimální tloušťka stěny je menší než navržená dle výkresu 130, navržená tloušťka vyhovuje. Maximální dovolený tlak na stěnu Hodnota maximálního tlaku se stanoví jako minimum z následujících vypočtených tlaků:
ܲ௦ =
2 · ݂ௗ · ݁ · ݖ = 29,3 ܽܲܯ− ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܴ + 0,5 · ݁
ܲ௦௧ = ܲ௬ =
2 · ݂௧௦௧ · ݁ · ݖ = 49 ܽܲܯ− ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܴ + 0,5 · ݁
݂ௗ · ݁ = 30 ܽܲܯ− ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ߚ2 · (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ )
ܲ௬௧ =
݂௧௦௧ · ݁ = 49,7 ܽܲܯ− ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ߚ2 · (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ )
ܲ = 111 · ݂ · (
݁ ݎ )ଵ,ହ · ( ),଼ଶହ = 124 ܽܲܯ− ݊ݖݒݎí ݉݀í݊݇ݕ (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ ) ܦ
݁ ݎ ܲ௧ = 111 · ݂௧௦௧ · ( )ଵ,ହ · ( ),଼ଶହ = 176 ܽܲܯ− ݐݏ݁ݐ (0,75 · ܴ + 0,2 · ܦ ) ܦ - 31 -
Pmax = min (Ps, Pst, Py,) = 29,8 MPa - provozní podmínky Pmax= min (Pyt, Pb, Pbt) = 49 MPa - testovací podmínky Výsledné maximální tlaky na stěnu jsou větší než dovolené, navržená geometrie vyhovuje.
3.4. Otvory v plášti M1, N1 a N4 Výpočet je demonstrován pro otvor M1, ostatní otvory viz příloha. Vstupní data Tab. 3.5. Vstupní data, otvor M1 Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Afs
68900
mm2
Afb
68244
mm2
Aps
593631.2
mm2
Vyztužení s výztužným účinkem hrdla Vzdálenost otvoru od diskontinuity skořepiny Tloušťka stěny skořepiny
Apb
98430
mm2
w
400
mm
ea
130
mm
Vnější průměr skořepiny
De
2060
mm
Vnitřní poloměr skořepiny
ri
900
mm
Nosná plochy skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení Plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení Plocha skořepiny zatížená tlakem
Vypočtené hodnoty Afs, Afb, Aps, Apb viz příloha.
Obr. 3.3 Otvor M1 [2] - 32 -
Kontrola blízkosti otvoru od klenutého hrdla Maximální vyztužující délka skořepiny:
݈௦ = ඥ(2 · ݎ௦ + ݁ ) · ݁ = 500,9 ݉݉ Požadovaná minimální hodnota w:
ݓ = max (ඥ(2 · ݎ௦ + ݁ ) · ݁ ; 3 · ݁ ) = 1142 ݉݉ Požadovaná minimální hodnota w:
ݓ = lୱ୭ = 500.9 ݉݉ Podmínka platnosti: w <ݓ
400<500.9
Podmínka w < ݓ je splněna
Maximální dovolený tlak Hodnota maximálního dovoleného tlaku je minimum z následujících vypočtených hodnot
ܲ݉ܽܯݔ1 =
ܣ௦ · ݂ௗ + ܣ · ݂ௗ
൫ܣ௦ + ܣ ൯ + 0,5 · (ܣ௦ + ܣ )
ܲ݉ܽܯݐݔ1 =
ܣ௦ · ݂௧௦௧ + ܣ · ݂௧௦௧
= 34 ܽܲܯ− ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ
൫ܣ௦ + ܣ ൯ + 0,5 · (ܣ௦ + ܣ )
= 57 ܽܲܯ− ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ
Tab. 3.6. Tabulka maximálních dovolených tlaků pro otvory Otvor
Tlak provoz
Tlak test
Pmax provoz > Pv
Pmax test> Ptest
M1
34
57
✓
✓
N1
43
71
✓
✓
N4
79
131
✓
✓
Všechny hodnoty maximálních dovolených tlaků jsou vyšší, než kriteriální jak pro provoz, tak tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje.
- 33 -
3.5. Krková příruba DN600 přilehlá otvoru M1 Vstupní data Tab. 3.6. Vstupní data, přilehlá příruba otvoru M1 Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Tloušťka krku u spojení s pláštěm
g0
70
mm
Tloušťka krku u spojení s listem příruby
g1
136
mm
Minimální tloušťka příruby
ep
203
mm
Délka krku
h
203
mm
Vnitřní průměr příruby
B
460
mm
Vnější průměr příruby
A
1168
mm
Průměr roztečné kružnice šroubů
C
990,6
mm
Styková šířka těsnění
w´
68,3
mm
Vnější průměr šroubu
db
88,9
mm
Minimální měrný tlak
y
69,5
MPa
Součinitel těsnění
m
4,25
-
Vzdálenost mezi šrouby
δd
386,3
mm
Střední průměr těsnící plochy
G
869
mm
Osová síla od tlaku
H
11919346.15
N
Tlaková síla na těsnění
Hg
466270.6
N
Celková plocha šroubů
Ab
99314
mm2
Minimální požadovaná plocha šroubů
Abmin
57473.9
mm2
Obr. 3.4 Krková příruba [2] - 34 -
Zatížení šroubů Minimální zatížení šroubů montážní stav:
ܹ = ߨ · ܾ · = ݕ · ܩ2793210.8 ܰ Minimální zatížení šroubů provozní stav:
ܹ = ܪ+ ܪ = 12385616.7 ܰ
Síly působící na přírubu Osová síla přenášená přes plášť na přírubu:
ܪௗ = ܪௗ =
ߨ ଶ · ܲ · ܤ௩ = 3338730.6 ܰ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ 4
ߨ ଶ · ܲ · ܤ௧௦௧ = 4782532.257 ܰ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ 4
Osová síla od tlaku na čelní plochu příruby:
ܪ௧ = ܪ− ܪௗ = 8580615.5 ܰ ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ, 12291219.5 ܰ ܿܽݒݐݏ݁ݐí ݉݀. Výpočtové zatížení šroubů ve smontovaném stavu:
ܹ = 0,5 · (ܣ + ܣ ) · ݂ௗ = 12373210.5 ܰ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܹ = 0,5 · (ܣ + ܣ ) · ݂௧௦௧ = 1.8318667.3 ܰ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ
Geometrie příruby Radiální vzdálenost roztečné kružnice šroubů ke kružnici na které působí Hd:
ℎௗ =
ܥ− ܤ− ݃1 = 194.8 ݉݉ 2
Radiální vzdálenost od reakční síly těsnění k roztečné kružnici šroubů:
ℎ =
ܥ−ܩ = 60.7 ݉݉ 2
- 35 -
Radiální vzdálenost od roztečné kružnice šroubů ke kružnici, na které působí Ht:
ℎ௧ =
2·ܥ−ܤ−ܩ = 163 ݉݉ 4
Momenty působící na přírubu Smontovaný stav
ܯଵ = ܹ · ℎ = 751380238.1 ܰ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܯଶ = ܹ · ℎ = 1112426287 ܰ݉݉ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ Provozní stav příruby
ܯଵ = ܪௗ · ℎௗ + ܪ௧ · ℎ௧ + ܪ · ℎ = 2085799966 ܰ݉݉ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܯଶ = ܪௗ · ℎௗ + ܪ௧ · ℎ௧ + ܪ · ℎ = 2987783926 ܰ݉݉ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ
Napětí v přírubě Tab. 3.7. pomocné korekční součinitelé, výpočet viz příloha 2 Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Korekční součinitel rozteče šroubů
Cf
1
-
Poměr průměrů příruby
K
2,54
-
Parametr délky
lo
179
mm
Součinitel βt
βt
1,32
-
Součinitel βu
βu
2,43
-
Součinitel βy
βy
2,21
-
Součinitel βf
βf
0,74
-
Součinitel βv Korekční součinitel bočního napětí v krku Součinitel λ
βv
0,16
-
φ
1
-
λ
2,01
-
- 36 -
Celkové momenty Smontovaný stav
ܯ௦ଵ = ܯ௦ଶ =
ܯଵ · ܥ = 1633435.3 ܰ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܤ
ܯଶ · ܥ = 2418318.015 ܰ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܤ
Provozní stav
ܯଵ = ܯଶ =
ܯଵ · ܥ = 4534347.8 ܰ − ݊ݖݒݎ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܤ
ܯଶ · ܥ = 6495182.4 ܰ − ܿܽݒݐݏ݁ݐ ݎí ݉݀í݊݇ݕ ܤ
Hodnoty napětí pro povozní podmínky Pro výpočet napětí byla zvolena integrální metoda. Musí být splněna následující podmínka použitelnosti metody: g1
136 < 273
ܲ݀é݊é ݊ܽěݐí ݑ݇ݎ݇ ݒ− ߪ =
Integrální metoda může být použita
߮·ܯ ߣ · ݃1ଶ
ܴܽ݀݅á݈݊í ݊ܽěݐí ݒříܾݑݎě − ߪ =
1,333 · ݁ · ߚ + ݈ܯ · ߣ · ݁ ଶ · ݈
ܶܽ݃݁݊ܿ݅á݈݊í ݊ܽěݐí ݒříܾݑݎě − ߪఏ =
ߚ௬ · ߪ ܯ · ( ܭଶ + 1) − ܭଶ − 1 ݁ଶ
Výsledky jednotlivých napětí pro smontovaný, provozní a testovací stav jsou zobrazeny v tabulce 3.8. Za hodnotu M se pro provozní podmínky dosadí Mp, pro smontovaný stav Ms, viz příloha 2.
- 37 -
Tab. 3.8. Hodnoty napětí
Napětí [MPa]
Smontovaný stav
ܲ݀é݈݊é ݊ܽěݐí ݑ݇ݎ݇ ݒ
ܴܽ݀݅á݈݊í ݊ܽěݐí ݒříܾݑݎě
ܶܽ݃݁݊ܿ݅á݈݊í ݊ܽěݐí ݒříܾݑݎě
Provozní stav provoz
test
44
121
178
42
115
168
31
85
118
Kategorizace napětí v přírubě V případě, že vnitřní průměr příruby je menší jak 1000 mm, korekční součinitel k =1. Vzhledem k tomu, že nejvyšších hodnot napětí je dosaženo za provozu a při tlakové zkoušce, bude pro tyto stavy provedena kategorizace napětí. Protože plášť i příruba jsou ze stejného materiálu, hodnoty dovoleného namáhání fd a fH jsou stejné. Provozní stav
݇ · ߪ < 1.5 · min (݂ௗ , ݂ு )
122 < 290
Vyhovuje
݇ · ߪ < ݂ௗ
116 < 193
Vyhovuje
݇ · ߪఏ < ݂ௗ
85 < 193
Vyhovuje
0.5 · ݇ · (ߪ + ߪ ) < ݂ௗ
119 < 193
Vyhovuje
0.5 · ݇ · (ߪ + ߪఏ ) < ݂ௗ
104 < 193
Vyhovuje
݇ · ߪ < 1.5 · ݉݅݊(݂௧௦௧ , ݂ு௧௦௧ )
179 < 478
Vyhovuje
݇ · ߪ < ݂௧௦௧
169 < 319
Vyhovuje
݇ · ߪఏ < ݂௧௦௧
118 < 319
Vyhovuje
0.5 · ݇ · (ߪ + ߪ ) < ݂௧௦௧
173 < 319
Vyhovuje
0.5 · ݇ · (ߪ + ߪఏ ) < ݂௧௦௧
149 < 319
Vyhovuje
Tlaková zkouška
Všechny podmínky kategorizace napětí jsou splněny. Zvolená příruba vyhovuje provozním podmínkám
- 38 -
3.6. Otvor v eliptické skořepině, vyztužené hrdlo Vstupní data Rozměry prstence byly navrženy podle rozměrů a tlakové třídy napojené příruby na hrdlo. Tab. 3.9 Vstupní data, otvor v el. skořepině, hrdlo Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Tloušťka skořepiny
ea
130
mm
Vnější průměr eliptické skořepiny
De
2060
mm
Vnitřní průměr eliptické skořepiny Vnitřní poloměr skořepiny v místě otvoru Tloušťka výztužného prstence
Di
1800
mm
ri
3547
mm
ear
500
mm
lr
165
mm
eas
130
mm
Šířka výztužného prstence Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení
Obr. 3.5 Eliptická skořepina s výztužným prstencem [2] Vyztužení s výztužným účinkem výztužného prstence Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení
݁ = min(݁ , ݉ܽ(ݔ3 · ݁௦ , 3 · ݈ )) = 495,3 ݉݉
- 39 -
Veličiny lo a eam jsou na sobě závislé. Pro výpočet byla použita metoda prosté iterace, viz příloha 2. Maximální délka stěny přispívající k vyztužení
݈ = ඥ(2 · ݎ௦ + ݁ ) · ݁ = 182 ݉݉ Průměrná tloušťka stěny podél délky lo
݁ = ݁௦ + (݁ − ݁௦ ) ·
݈ = 1150,8 ݉݉ ݈
Efektivní délka skořepiny
݈௦ᇱ = min(݈௦ , ݈ − ݈ ) = 206݉݉ Hodnoty vypočtených ploch pro výpočet maximálního dovoleného tlaku na stěnu skořepiny jsou zobrazeny v tabulce. 3.10 Tab. 3.10 Název Nosná plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení prstence Plocha zatížená tlakem prstence Nosná plocha skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení Plocha skořepiny zatížená tlakem
Symbol
Hodnota
Jednotka
Afr
81774
mm2
Apr
125806.2
mm2
Afs
26780
mm2
Aps
785828.91
mm2
Hodnota maximálního dovoleného tlaku
ܲ௫ଵ = ܲ௫ଶ =
ܣ௦ · ݂ௗ + ܣ · ݂ௗ
൫ܣ௦ + ܣ ൯ + 0,5 · (ܣ௦ + ܣ ) ܣ௦ · ݂௧௦௧ + ܣ · ݂௧௦௧
൫ܣ௦ + ܣ ൯ + 0,5 · (ܣ௦ + ܣ )
= 21.73 ܽܲܯ− ݊ݖݒݎí ݉݀í݊݇ݕ = 35.86 ܽܲܯ− ܿܽݒݐݏ݁ݐí ݉݀í݊݇ݕ
Výsledné maximální tlaky na stěnu jsou větší než dovolené, navržená geometrie vyhovuje.
- 40 -
3.7. Válcový podstavec Vstupní data Tab. 3.11 Vstupní data Název
Symbol
Hodnota
Jednotka
Tloušťka stěny nádoby
eb
130
mm
Tloušťka stěny podstavce Dovolené provozní namáhání materiálu podstavce Dovolené testovací namáhání materiálu podstavce Vnitřní poloměr anuloidového přechodu eliptického dna Vnitřní poloměr klenutí eliptického dna
ez
25
mm
fz
129.915
MPa
fztest
210.416
MPa
r
306
mm
R
1620
mm
Střední poloměr skořepiny
Db
1930
mm
Střední poloměr podstavce
Dz
2045
mm
Tíha nádoby bez obsahu
Fg
505950.75
N
Tíha nádoby pod řezem 2-2
∆Fg
354165.5
N
Tíha obsahu provoz
Ff
74893.55
N
Tíha obsahu test
Fftest
139302
N
Celková globální přídavná síla
F1
70091
N
Výsledný moment od externích zatížení
M1
187696000
Nmm
Obr. 3.6. Spojení podstavce v oblasti anuloidového přechodu [2] - 41 -
Ekvivalentní síly v místě p a q Ekvivalentní síla v místě p, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tahovou sílu.
ܨ௭ = −ܨ1 − Δܨ − F +
4 · M1 ܦ௭
Ekvivalentní síla v místě q, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tlakovou sílu.
ܨ௭ = −ܨ1 − Δܨ − F −
4 · M1 ܦ௭
Za hodnotu F se pro provozní podmínky dosadí Ff, pro testovací podmínky Ftest. Tab. 3.12 Výsledky Ekvivalentních sil
ܨ௭ [N] ܨ௭ [N]
Provoz −132018.5 −866281.6
Test -196427 -930690.1
3.7.1. Membránová napětí Řez 1-1
Napětí ߪଵ =
ܨ௭ + Δܨ + F ܲ · ܦ + ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ߨ · ݁ · ܾܦ 4 · ݁
ߪଵ =
ܨ௭ + Δܨ + F ܲ · ܦ + ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒěݍ 4 · ݁ ߨ · ܦ · ݁
Minimální tloušťka stěny ݁ଵ =
1 ܨ௭ + Δܨ + F ܲ · ܦ ( + ) ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ 4 · ݁
݁ଵ =
1 ܨ௭ + Δܨ + F ܲ · ܦ ( + ) ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ 4 · ݁
Za hodnotu f se pro provozní podmínky dosadí fz, pro testovací podmínky fztest. Za hodnotu P se pro provozní podmínky dosadí Pv, pro testovací podmínky Ptest, platí pro všechny hodnoty napětí a tloušťky stěny v této kapitole.
- 42 -
Tab. 3.13 Výsledky řez 1-1
୫ σଵ୮ [MPa] ୫ σଵ୯ [MPa] ୫ eଵ୮ [mm] ୫ eଵ୯ [mm]
Provoz
Test
75 74 75 74
107 106 66 65
Podmínky platnosti ୫ < ݂ݖ ⎸σଵ୯ ⎸ < ݂ݖtest
୫ ⎸σଵ୮ ⎸
✓
✓
✓
✓
-
-
Hodnoty napětí jsou menší, než dovolené namáhání jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené. Řez 2-2
Napětí ߪଶ =
Δܨ + F ܲ · ܦ + ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ߨ · ܦ · ݁ 4 · ݁
ߪଶ =
Δܨ + ܨ ܲ · ܦ + ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒěݍ ߨ · ܦ · ݁ 4 · ݁
Minimální tloušťka stěny ݁ଶ =
1 Δܨ + F ܲ · ܦ ( + ) ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ 4 · ݁
݁ଶ =
1 Δܨ + F ܲ · ܦ ( + ) ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ 4 · ݁
Tab. 3.14 Výsledky řez 2-2
σ୫ ଶ୮ [MPa] σ୫ ଶ୯ [MPa] e୫ ଶ୮ [mm] e୫ ଶ୯ [mm]
Provoz
Test
75 75 75 75
107 107 66 66
Podmínky platnosti < ݂ݖ ⎸σ୫ ଶ୯ ⎸ < ݂ݖtest
⎸σ୫ ଶ୮ ⎸
✓
✓
✓
✓
-
-
Hodnoty napětí jsou menší než dovolené namáhání, jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené.
- 43 -
Řez 3-3
Napětí ߪଷ =
ܨ௭ ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ߨ · ܦ௭ · ݁
ߪଷ =
ܨ௭ ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒěݍ ߨ · ܦ௭ · ݁
Minimální tloušťka stěny 1 ܨ௭ ݁ଷ =⎸ · ⎸ ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ௭ 1 ܨ௭ ݁ଷ =⎸ · ⎸ ܾ݀ ݒě ݂ ߨ · ܦ௭ Tab. 3.15 Výsledky řez 3-3 Provoz
Test
-0,82 -5,39 0,15 1,03
-0,35 -1,67 0,14 0,68
σ୫ ଷ୮ [MPa] σ୫ ଷ୯ [MPa] e୫ ଷ୮ [mm] e୫ ଷ୯ [mm]
Podmínky platnosti ⎸σ୫ ⎸ ⎸σ୫ ଶ୮ < ݂ݖ ଶ୯ ⎸ < ݂ݖtest ✓
✓
✓
✓
-
-
Hodnoty napětí jsou menší než dovolené namáhání, jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené. 3.7.2. Ohybová napětí Cosinus části úhlu anuloidového přechodu:
cos(ߛ) = 1 −
ܦ + ݁ − ܦ௭ + ݁௭ = 0,86 2 · ( ݎ+ ݁ )
Rameno sil od přesazení střednic stěn skořepin:
ܽ = 0,5 · ඥ݁ ଶ + ݁௭ ଶ + 2 · ݁ · ݁௭ · cos (ߛ) = 92 mm Korekční součinitel C: Podmínka platnosti výpočtu součinitele C
- 44 -
0,5 <
್
< 2.25
Podmínka splněna
݁ = ܥ0,63 − 0,057 · ( )ଶ = 0,362 ݁௭ Ohybové momenty
M୮ = ܨ௭ · ܽ bod p M୯ = ܨ௭ · ܽ bod q Tab. 3.16 Výsledky Ohybových momentů
M୮ [Nmm] M୯ [Nmm]
Provoz −10167748.9 −66718919.6
Test -15128332.39 -71679503.12
Řez 1-1 a 2-2
ߪ =
C · 6 · M୮ = ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ߨ · ܦ · ݁ ଶ
ߪ =
C · 6 · M୯ = ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ݍ ߨ · ܦ · ݁ ଶ
Tab. 3.17 Výsledky ohybových napětí řezu 1-1 a 2-2
ߪ [MPa] ߪ [MPa]
Provoz 0,54 3,56
Test 0,8 3,82
Řez 3-3 ߪଷ =
C · 6 · M୮ = ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ߨ · ܦ · ݁௭ ଶ
ߪଷ =
C · 6 · M୯ = ݊ܽěݐí ܾ݀ ݒě ݍ ߨ · ܦ · ݁௭ ଶ
Tab. 3.18 Výsledky ohybových napětí 3-3
ߪ [MPa] ߪ [MPa]
Provoz 13 90 - 45 -
Test 20 97
3.7.3 Celková napětí V následující kapitole bude proveden součet membránových a ohybových napětí z předchozích kapitol. Celková napětí v řezu 1-1 ߪଵ = ߪଵ − ߪଵ ݉ ݒíݐݏě ߪଵ = ߪଵ + ߪଵ ݉ ݒíݐݏě ߪଵ = ߪଵ − ߪଵ ݉ ݒíݐݏě ݍ ߪଵ = ߪଵ + ߪଵ ݉ ݒíݐݏě ݍ
Tab. 3.19 Výsledky celkových napětí v řezu 1-1
ߪଵ [MPa] ߪଵ [MPa] ߪଵ [MPa] ߪଵ [MPa]
Provoz 74 75 70 77
Test 106 108 102 110
Celková napětí v řezu 2-2 ߪଶ = ߪଶ − ߪଶ ݉ ݒíݐݏě ߪଶ = ߪଵ + ߪଶ ݉ ݒíݐݏě ߪଶ = ߪଶ − ߪଶ ݉ ݒíݐݏě ݍ ߪଶ = ߪଶ + ߪଶ ݉ ݒíݐݏě ݍ
Tab. 3.19 Výsledky celkových napětí v řezu 2-2
ߪଶ [MPa] ߪଶ [MPa] ߪଶ [MPa] ߪଶ [MPa]
Provoz 74 75 71 78
Celková napětí v řezu 3-3 ߪଷ = ߪଷ − ߪଷ ݉ ݒíݐݏě
- 46 -
Test 106 108 103 111
ߪଷ = ߪଷ + ߪଷ ݉ ݒíݐݏě ߪଷ = ߪଷ − ߪଷ ݉ ݒíݐݏě ݍ ߪଷ = ߪଷ + ߪଷ ݉ ݒíݐݏě ݍ
Tab. 3.19 Výsledky celkových napětí v řezu 3-3
ߪଷ [MPa] ߪଷ [MPa] ߪଷ [MPa] ߪଷ [MPa]
Provoz −14 13 −96 85
Test −20 20 −99 95
3.7.4 Podmínky platnosti Celková napětí musí vyhovovat následujícím vzorcům, kde se za f dosazuje fz pro provozní podmínky a fztest pro testovací podmínky. Dále je třeba rozlišovat jednotlivé hodnoty napětí pro provoz a tlakovou zkoušku. Tab. 3.20 Podmínky platnosti Podmínky platnosti ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଵ ߪଶ ߪଶ ߪଶ ߪଶ ߪଷ ߪଷ ߪଷ ߪଷ
1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଵ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଵ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଵ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଵ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଶ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଶ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଶ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଶ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଷ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଷ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଷ ൯ ൨ 1.5 1 ଶ < ݂ · 3 − · ൫ߪଷ ൯ ൨ 1.5
Provoz
Test
75 < 360
106 < 595
74 < 360
108 < 595
70 < 361
102 < 596
77 < 361
110 < 596
74 < 360
106 < 595
75 < 360
108 < 595
71 < 361
103 < 595
78 < 361
111 < 595
14 < 389
20 < 631
13 < 389
20 < 631
96 < 389
99 < 631
85 < 389
95 < 631
- 47 -
4. PEVNOSTNÍ ANALÝZA POMOCÍ MKP Následující kapitola se zabývá pevnostní analýzou pomocí MKP realizované v programu ANSYS Workbench 14.0. Modely byly vytvořeny v programu SolidWorks 14.0. Kontrole byly podrobeny dvě části separátoru, inspekční otvor a vyztužené hrdlo ve vrchním dnu. Obě části byly kontrolovány na provozní zátěžný stav a tlakovou zkoušku.
4.1. Kontrola inspekčního otvoru, otvor M1 4.1.1 Výpočtový model Pro výpočtový model byl zvolen "výřez" zahrnující část pláště a vyztužené hrdlo. Na obr. 4.1 je model zobrazen v rovnoběžném řezu s oběma osami modelu.
Obr. 4.1. Geometrie inspekčního otvoru Síť konečných prvků Dále byla vytvořena síť konečných prvků metodou Hex dominant, kdy je tvořena primárně z elementů tvaru krychle. Velikost strany elementu byla nastavena na 50mm, v oblasti navaření hrdla na plášť byla velikost snížena na 20mm, abychom v této oblasti docílili přesnějších výsledků. Zjemnění sítě
Obr. 4.2 a 4.3 Síť konečných prvků - 48 -
Okrajové podmínky Zátěžné Vnitřní plochy separátoru byly zatíženy tlakem 21 MPa pro provozní podmínky, 28 MPa pro tlakovou zkoušku (Obr. 4.4). Plocha hrdla byla zatížena tlakem směřujícím směrem od hrdla ve směru osy z, vyvolaným od působení vnitřního přetlaku na přírubu (na obr. označeno jako B) Hodnota tlaku pro provozní stav je 11,5 MPa, 15 MPa pro testovací podmínky. Ze stejného důvodu byla zatížena plocha pláště (označeno jako C), hodnoty tlaků jsou 67 MPa pro provozní stav, 90 MPa pro testovací podmínky. Dále byl celý model zatížen nejvyšší předepsanou provozní teplotou 100 °C.
Obr.4.4 Zatížení vnitřním tlakem
Vazebné Byly použity 2 typy vazeb: válcová vazba na vnitřní plochu pláště, kde je zamezen posuv pláště v tangenciálním směru, posuv v radiálním a axiálním směru je dovolen. Na čelní plochu pláště (na obr, označenou B) byl použit "displacement", který zamezuje posuv ve směru osy pláště (osa y). (obr. 4.5)
- 49 -
Obr. 4.5. Vazebné okrajové podmínky 4.1.2 Výpočet
Obr. 4.6 Výsledné rozložení napětí - 50 -
Obr. 4.7. Pravděpodobnost nepřesnosti výpočtu Na předchozích obrázcích je znázorněno rozložení napětí na modelu (obr. 4.6), a také byl vykreslen tzv. "structural error". Tato funkce zobrazuje pravděpodobnost přesnosti výpočtu. Jak je vidět na obr. 4.7, v oblasti přechodu hrdla a pláště můžeme očekávat odchylku výpočtového modelu od reality. Úsečka linearizace Úsečka je vedena v oblasti předpokládaného nejvyššího napětí. Po těchto úsečkách, vedených po tloušťce stěny v blízkosti přechodu válcového pláště do vyztuženého hrdla nádoby, bude vykreslen průběh napětí, které poslouží pro kategorizaci. Umístění úseček bylo voleno tak, aby neprocházely místy, kde se předpokládá nepřesnost výpočtu, viz "Structural eror". C2 C1 B1
A1
A2 B2
Obr. 4.8. Úsečky linearizace - 51 -
4.1.3. Kategorizace napětí Jak je zřejmé z obr. 4.9, kategorizace napětí se provede pro 3 úsečky linearizace. Kategorizace se provede podle následujících omezení pro jednotlivé kategorie napětí. Omezení ekvivalentních primárních napětí Primární napětí je takové, které splňuje zákony rovnováhy napětí působících zatížení, např. tlak, síly a momenty působící na skořepinu. ൫ߪ ൯
݂
൫ߪ ൯
1,5݂
൫ߪ ൯ 1.5݂
Kde f představuje dovolené namáhání materiálu, ൫ߪ ൯
představuje globální
membránové napětí, ൫ߪ ൯ představuje lokální membránové napětí, ൫ߪ ൯ představuje součet membránového a ohybového napětí. [1] Primární napětí jsou způsobené pouze mechanickými zatíženími, byly odečteny pouze pro zatížení vnitřním přetlakem 21 MPa. Sekundární napětí bylo odečteno jako rozdíl součtu membránového a ohybového napětí primárních napětí a napětí získaných pro zatížení teplotou 100 °C a 21 MPa. Hodnoty napětí jsou zobrazeny v tabulce 4.1. Pro tlakovou zkoušku byly odečteny primární napětí pro zatížení vnitřním přetlakem 28 MPa. Hodnoty napětí jsou zobrazeny v tabulce 4.2. Jednotlivé hodnoty napětí byly odečteny z grafického znázornění průběhu napětí po jednotlivých úsečkách linearizace. Viz obr. 4.9. Kde je znázorněn provozní stav pro úsečku A1-A2. Zbylé průběhy napětí pro ostatní úsečky jsou zobrazeny v příloze 1.
Membránové
Membránové + Ohybové Celkové
Obr. 4.9 Průběh napětí po úsečce A1-A2, provozní stav - 52 -
Tabulka 4.1. Kategorizace napětí pro provozní podmínky Úsečka linearizace
Typ napětí Membránové
A1-A2
Ohybové a membránové Membránové
B1-B2
Ohybové a membránové Membránové
C1-C3
Ohybové a membránové
Hodnota napětí [MPa]
Limita napětí [MPa] (násobek fd)
165,37
193,33
185,65
289,995
173,47
193,33
185,36
289,995
103,67
193,33
154,13
289,995
Hodnota napětí [MPa]
Limita napětí [MPa] (násobek ftest)
220,15
319,17
247
478,7
230,99
319,17
246,62
478,7
137,89
319,17
204,5
478,7
Kategorie napětí ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯
Tabulka 4.2. Kategorizace napětí pro tlakovou zkoušku Úsečka linearizace
Typ napětí Membránové
A1-A2
Ohybové a membránové Membránové
B1-B2
Ohybové a membránové Membránové
C1-C3
Ohybové a membránové
Kategorie napětí ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯
Všechny výsledné hodnoty napětí jsou nižší jak limitní hodnoty napětí jak pro provozní stav, tak tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje zátěžnému stavu.
- 53 -
4.2. Kontrola vrchního dna a přilehlého hrdla 4.2.1 Výpočtový model Pro výpočtový model byl zvolen "výřez" zahrnující eliptické dno a vyztužené hrdlo. Na obr. 4.10 je model zobrazen v rovnoběžném řezu s oběma osami modelu.
Obr. 4.10. Geometrie eliptického dna Síť konečných prvků Stejně jako v předchozím případě byly vytvořeny konečné prvky metodou Hex Dominant. Velikost elementů byla nastavena na 50 mm, v okolí přechodu dna na hrdlo byla síť zjemněna na elementy o velikosti 20 mm.
Zjemnění sítě
Obr. 4.11. Síť konečných prvků - 54 -
Okrajové podmínky Zátěžné Vnitřní plochy separátoru byly zatíženy tlakem 21 MPa pro provozní podmínky, 28 MPa pro tlakovou zkoušku (Obr. 4.12). Plocha hrdla byla zatížena tlakem, směřujícím směrem od hrdla ve směru osy z, vyvolaným od působení vnitřního přetlaku na potrubí (na obr. označeno jako B). Hodnota tlaku pro provozní stav je 12,2 MPa, 16,2 MPa pro testovací podmínky. Dále byl celý model zatížen nejvyšší předepsanou provozní teplotou 100 °C.
Obr. 4.12. Zátěžné okrajové podmínky
Vazebné Opět byly použity 2 typy vazeb: válcová vazba na vnitřní plochu pláště, kde je zamezen posuv pláště v tangenciálním směru, posuv v radiálním a axiálním směru je dovolen (na obr. 4.13 oblast označená modře). Na čelní plochu pláště (na obr. označeno jako B) byl použit "displacement", který zamezuje posuv ve směru osy pláště (osa y).
- 55 -
Obr. 4.13 Vazebné okrajové podmínky 4.2.2. Výpočet
Obr. 4.14 Celkové rozložení napětí Na předchozích obrázcích je zobrazeno rozložení napětí (obr. 4.15), a taky byla vykreslena funkce "Structural error". V oblasti přechodu hrdla a pláště můžeme očekávat odchylku výpočtového modelu od reality.
Obr. 4.15 Pravděpodobnost nepřesnosti výpočtu
- 56 -
Úsečky linearizace Stejně jako v předchozím případě jsou vedeny tři úsečky linearizace v oblasti napojení hrdla na eliptické dno, po kterých bude studována kategorizace napětí. Průběhy napětí po úsečkách linearizace jsou zobrazeny v příloze 1.
Obr. 4.17. Úsečky linearizace 4.2.3. Kategorizace napětí Tab. 4.3. Kategorizace napětí provozní stav Úsečka linearizace
Typ napětí Membránové
A1-A2
Ohybové a membránové Membránové
B1-B2
Ohybové a membránové Membránové
C1-C3
Ohybové a membránové
Hodnota napětí [MPa]
Limita napětí [MPa] (násobek fd)
129
193,33
167,83
289,995
127,72
193,33
222,39
289,995
105,37
193,33
166,7
289,995
Kategorie napětí ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯
- 57 -
Tabulka 4.4. Kategorizace napětí pro tlakovou zkoušku Úsečka linearizace
Typ napětí Membránové
A1-A2
Ohybové a membránové Membránové
B1-B2
Ohybové a membránové Membránové
C1-C3
Ohybové a membránové
Hodnota napětí [MPa]
Limita napětí [MPa] (násobek ftest)
172
319,17
223,63
478,7
170,24
319,17
296,21
478,7
140,47
319,17
222,13
478,7
Kategorie napětí ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯ ൫ߪ ൯
൫ߪ ൯
Všechny výsledné hodnoty napětí jsou nižší než limitní hodnoty napětí, jak pro provozní stav, tak pro tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje zátěžnému stavu.
- 58 -
5. ZÁVĚR V úvodní části byla vypracována rešeršní studie zabývající se problematikou separátorů v petrochemickém průmyslu. Praktická část navazuje konstrukčním návrhem a analytickým pevnostním výpočtem separátoru dle normy ČSN EN 13 445. Pro každou část tlakového zařízení byly vypočteny minimální tloušťky stěn a maximální dovolený tlak na stěnu nádoby, který nesměl překročit hodnotu provozního / testovacího tlaku. Výpočet byl proveden pro provozní i zkušební podmínky. Během návrhu byly nejdříve stanoveny hodnoty dovolených namáhání pro jednotlivé části aparátu. Následně byla provedena pevnostní kontrola skořepinových částí, a to válcového pláště a eliptických den. Obě části aparátu z pevnostního hlediska vyhovovaly. Dále následovala kontrola navržených přírub, které také vyhovovaly. Byla provedena kontrola otvorů ve skořepinách a následoval návrh jejich vyztužení. Na závěr proběhla kontrola navrženého válcového podstavce, který také vyhovoval. Tloušťky stěn některých částí separátoru vyšly výrazně nižší, než jsou navržené, nicméně je třeba konstatovat, že výpočet byl proveden na kontrolu vnitřním přetlakem. Na namáhání separátoru bude mít vliv vlastní hmotnost, dále pak přídavné zatížení způsobené například potrubím. Nahodilé zatížení může být způsobeno sněhem, popřípadě seismicitou. Dále byly provedeny detailnější analýzy inspekčního otvoru M1 a vyztužení hrdla v eliptickém dnu v programu ANSYS Workbench. Obě analýzy byly provedeny jak pro provozní podmínky, tak tlakovou zkoušku. V analýze byl uvažován zátěžný stav, kdy na vnitřní stěnu aparátu působil příslušný přetlak a celý model byl zatížen teplotou 100 °C, tedy maximální uvažovanou provozní teplotou. Dále byla provedena linearizace napětí po tloušťce stěny a jejich následná kategorizace. Kategorie napětí pak byly porovnány s dovoleným namáháním materiálu. Obě analyzované části aparátu z pevnostního hlediska vyhovují danému zatížení.
- 59 -
6. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ [1]
Schneider P.: Základy konstruování procesních zařízení, PC-DIR Real, s.r.o., Brno 1999
[2] ČSN EN 13 445 – Netopené tlakové nádoby [3] Křupka, V.: Výpočet válcových tenkostěnných kovových nádob a potrubí, SNTL, Praha 1967 [4] KW International "solutions of energy" [online], zveřejněno dne 14. 3. 2008 [cit 3. 4. 2013], Dostupné z
[5] S Mark Group [online], zveřejněno 5 / 2010 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z < http://www.smark.in/smark_seperators.htm> [6] Lyons production [online], zveřejněno 2 / 2005 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z <www.lyonsproductionservices.com/images/equipment/ST151.htm> [7] Allied Equipment [online], zveřejněno 1 / 2010 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z < http://www.alliedeq.com/separators.html> [8] Weatherford [online], zveřejněno 1 / 2013 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z < http://www.weatherford.com/> [9] Korchazhkin, M. T. “Tekhnologicheskaia skhema separatsii vysokonapornogo kondensatnogo gaza.” In Dobycha gaza. Moskva, 1961 [10] Oil and Gas Separator [online], 1 / 2009 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z < http://www.oilngasseparator.info/> [11] Medek, J.: Hydraulické pochody, VUT Brno (2004) [12] Cyclone separator [online], 3. 4. 2007 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z < http://en.wikipedia.org/wiki/File:Cyclone_separator.svg> [13] Natural Gas [online], zveřejněno dne 12. 6. 2004 [cit. 3.4. 2013] Dostupné z
- 60 -
7. SEZNAM PŘÍLOH Příloha 1 - Průběhy linearizovaných napětí Příloha 2 - Výpočet v programu Maple Příloha 3 - Výkres separátoru Příloha 4 - Pevnostní analýza v programu ANSYS WorkBench
- 61 -
PŘÍLOHA 1 - PRŮBĚHY LINEARIZOVANÝCH NAPĚTÍ Legenda Membránové napětí Ohybové napětí Celkové napětí
Průběhy napětí otvor M1
Obr. 8.1. Průběh napětí po úsečce A1-A2, provozní podmínky
Obr. 8.2. Průběh napětí po úsečce A1-A2, tlaková zkouška
Obr. 8.3. Průběh napětí po úsečce B1-B2, provozní podmínky
Obr. 8.4. Průběh napětí po úsečce B1-B2, tlaková zkouška
Obr. 8.5. Průběh napětí po úsečce C1-C2, provozní podmínky
Obr. 8.6. Průběh napětí po úsečce C1-C2, provozní podmínky
8.2 Vyztužení eliptického hrdla
Obr. 8.7. Průběh napětí po úsečce A1-A2, provozní podmínky
Obr. 8.8 napětí po úsečce A1-A2, tlaková zkouška
Obr. 8.9. Průběh napětí po úsečce B1-B2, provozní podmínky
Obr. 8.10. Průběh napětí po úsečce B1-B2, tlaková zkouška
Obr. 8.11. napětí po úsečce C1-C2, provozní podmínky
Obr. 8.12. Průběh napětí po úsečce C1-C2, tlaková zkouška
