1

Politechnika Warszawska.

Instytut Ogrzewnictwa i Wentylacji

Materiały pomocnicze dla celów dydaktycznych służące do wykonania
projektu przepływowego zasobnika ciepłej wody w oparciu o Polską Normę
EN-13445.

Niniejsze opracowanie zawiera tłumaczenie wybranych części polskich
norm dotyczących projektowania naczyń ciśnieniowych, danych
materiałowych, przykłady obliczeniowe oraz wskazówki dla projektanta
zasobnika ciepłej wody.
Ponieważ PN EN-13445 nie została jeszcze przetłumaczona na język polski
(i nie wiadomo kiedy zostanie przetłumaczona) wszelkie różnice w
definicjach, nazewnictwie, interpretacji, określeniach itp. należy wyjaśniać
korzystając z oryginału normy.





Wykonali:

dr inż. Maciej Chorzelski

dr inż. Wiesław Szadkowski

Warszawa, listopad 2004 r.

2

Podstawowe definicje i oznaczenia

Ciśnienie obliczeniowe – ciśnienie w górnej części każdej ograniczonej
przestrzeni urządzenia przyjęte do obliczeń każdego z elementów naczynia
ciśnieniowego.

Temperatura obliczeniowa- temperatura przyjęta do obliczeń danego
elementu.

Ciśnienie projektowe – ciśnienie w górnej części każdej ograniczonej
przestrzeni urządzenia przyjęte do obliczeń każdego z elementów naczynia
ciśnieniowego.

Rys. 3.1 str. 11

e – grubość wymagana

e

n

– grubość nominalna

e

min

- minimalna grubość elementu po produkcji (grubość rzeczywista)

e

min

= e

n

- δ

e

δ

e

- ujemna odchyłka grubości (wartość bezwzględna)

e

a

- grubość analizowana

e

a

= e

min

- c

c – naddatek na korozję,

δ

m

- dodatnia odchyłka elementu (z produkcji)

e

ex

- ekstra naddatek (uzupełnienie do grubości nominalnej)

Przy projektowaniu zbiornika ciśnieniowego należy wziąć pod uwagę
następujące przypadki obciążeń działających razem lub osobno.

a) Zewnętrzne i (lub) wewnętrzne ciśnienie,
b) Maksymalne ciśnienie statyczne płynu roboczego w warunkach

ruchowych,

c) Masa zbiornika,

3

d) Maksymalna masa zbiornika w warunkach roboczych,
e) Masa wody przy próbie ciśnieniowej,
f) Działanie wiatru, śniegu i lodu,
g) Obciążenia od trzęsienia ziemi,
h) Inne obciążenia działające na zbiornik włączając w to obciążenia w

trakcie transportu i montażu.

Jeśli projektant uzna za konieczne, to należy rozważyć:

 Naprężenia od podpór,
 Naprężenia od podłączonych rurociągów,
 Uderzenia hydrauliczne,
 Momenty gnące spowodowane nieosiowościa wykonania,
 Naprężenia termiczne ( od różnic temperatury n.p. przy ogrzewaniu ),
 Naprężenia spowodowane różnicami w wydłużalności cieplnej

elementów,

 Naprężenia od zmian (fluktuacji) ciśnień, temperatur i zewnętrznych

obciążeń.

Klasyfikacja przypadków obciążeń:

a) Przypadek normalnej pracy – normalne obciążenia przy pracy oraz

warunki występujące podczas rozruchu i wyłączenia urządzenia z
pracy.

b) Wyjątkowe przypadki pracy – odpowiadają przypadkom

występującym z bardzo małym prawdopodobieństwem,
wymagające bezpiecznego wyłączenia i inspekcji po ich
wystąpieniu, n.p. wewnętrzna eksplozja lub pożar (na przykład w
instalacjach sprężonego powietrza)

c) Obciążenia podczas prób po wyprodukowaniu urządzenia ( na

przykład próba ciśnieniowa.

Maksymalne dopuszczalne ciśnienie PS dla normalnych warunków pracy.

Powinno być zdefiniowane miejsce pomiaru maksymalnego dopuszczalnego
ciśnienia. Punkt pomiaru powinien się znajdować albo w najwyższym punkcie
zbiornika, albo w króćcu zaworu bezpieczeństwa lub innego ogranicznika
ciśnienia.
Dla ciśnienia wewnętrznego maksymalne dopuszczalne ciśnienie PS nie może
być mniejsze, niż to przy którym zawór bezpieczeństwa lub inne urządzenie
odciążające zaczyna działać.

4

Ciśnienie obliczeniowe (projektowe) P

d

– jest to ciśnienie występujące przy

normalnej pracy urządzenia.

P

d

- ciśnienie absolutne.

Ciśnienie obliczeniowe (projektowe) P

d

musi być mniejsze, a co najwyżej równe

ciśnieniu PS. (P

d

<PS). (dotyczy to zarówno ciśnień absolutnych jak i

nadciśnień.)

TS

max

, TS

min

– maksymalne i minimalne dopuszczalne temperatury

występujące dla normalnych warunków pracy.


Temperatura obliczeniowa T

d

nie powinna być mniejsza od maksymalnej

temperatury płynu odpowiadającej ciśnieniu P

d

.

Jeżeli maksymalna dopuszczalna temperatura jest poniżej 20 ˚C, ( TS

max

< +20

˚C), to jako temperaturę obliczeniową należy przyjąć TS

max

= 20 ˚C.

Dla normalnych warunków pracy może być więcej niż jedna kombinacja ciśnień
i temperatur obliczeniowych.

Przykładowe rozważania:

Dla projektowanego zbiornika (zasobnika ciepła) P

d

= 6 bar nadciśnienia ( 7

bar ciśnienia asolutnego.
PS =1,1*6=6,6 bar.
Jest to ciśnienie, przy którym zawór bezpieczeństwa powinien otworzyć się
całkowicie (ciśnienie nie powinno już dalej wzrastać przy prawidłowo dobranym
zaworze bezpieczeństwa).

Temperatura.
Zgodnie z normą wymaga się, aby temperatura ciepłej wody T

cw

=+55˚C.

Należy przyjąć, że układ automatycznej regulacji działa z dokładnością +, -5˚C,
czyli maksymalna temperatura T

d

= +60˚C.

W przypadku awarii (n.p. pęknięcie rurki wężownicy, lub uszkodzenie czujnika
temperatury) woda grzejna o temperaturze wyższej od +55˚C (n.p. T=90˚C,
T=120˚C, T=135˚C) może wpłynąć do płaszcza zbiornika powodując wzrost
temperatury wody (nawet przy zamkniętym zaworze regulacyjnym). W tym
przypadku powinien zadziałać układ zabezpieczenia przed nadmiernym
wzrostem temperatury odcinający zasilanie zaworu regulacyjnego i powodujący,
że zawór zamknie się całkowicie (pod warunkiem, że grzybek zaworu nie

5

zostanie zablokowany ciałem stałym, znajdującym się przypadkiem w siedlisku
zaworu).
W takim przypadku wzrośnie nie tylko temperatura, ale i ciśnienie, co
spowoduje, że otworzy się zawór bezpieczeństwa.
Maksymalną dopuszczalną temperaturę TS

max

należy przyjąć równą nastawie

STB układu zabezpieczenia przed nadmiernym wzrostem temperatury.
Ponieważ z reguły przyjmuje się temperaturę nastawy +65˚C (z dokładnością +/
-5˚C) - maksymalna temperatura wyniesie T

d

= +70˚C.

Nawet gdyby w zbiorniku zasobnika wystąpiła (na skutek awarii)

temperatura równa temperaturze wody sieciowej, to zbiornik nie powinien ulec
uszkodzeniu gdyż zawór bezpieczeństwa nie dopuści do przekroczenia ciśnienia
otwarcia zaworu bezpieczeństwa.
Przegrzanie płaszcza zbiornika nawet do 150˚C nie jest groźne dla stalowego
płaszcza zbiornika, gdyż nie spowoduje żadnych zmian w strukturze stali.

Metody projektowania naczyń ciśnieniowych.

Poniżej przedstawiono metodę projektowania zbiornika ciśnieniowego w
oparciu o formułę DBS.
Dodatkowo mogą być stosowane inne metody jako uzupełnienie, lub zastąpienie
metody DBS:

a) Metodą analizy DBA,
b) Za pomocą eksperymentalnych technik badawczych.

Obciążenia niecykliczne.
Można przyjąć, że wpływ obciążeń zmiennych na wytrzymałość zmęczeniową
materiału jest do pominięcia gdy ilość pełnych cykli, lub przeliczeniowych
pełnych cykli n

eq

< 500.

W takim przypadku nie jest konieczna analiza wytrzymałości zmęczeniowej i
wystarczające są standardowe metody nieniszczące wg normy EN-13445-5.
Liczba cykli 500 jest orientacyjna i dla nieregularnych profili obciążeń
konieczna jest zawsze dokładna analiza.

n

eq

=Σ n

i

(Δp

i

/p

max

)

3

Δp

i

- zmienność ciśnienia uwzględniana w analizie.

Przykład1:

Zasobnik jest podłączony do sieci wodociągowej o ciśnieniu obliczeniowym
PS=6 bar. W rzeczywistości ciśnienie zasilania wynosi 4+/ -0,5 bar. Załóżmy

6

częstotliwość zmian ciśnienia 2 zmiany na godzinę, to znaczy ciśnienie rośnie do
4,5 bar i spada do 3,5 bar.

Σ n

i

=500/(1/6)

3

=108 000 cykli

Ponieważ pełny cykl trwa 1 godzinę 108 000 cykli odpowiadać będzie 108 000
godzin pracy zasobnika, a więc około 12,33 lat.

Jeżeli w godzinach nocnych (22:00-06:00) ciśnienie spada do 3,5 bar i
utrzymuje się na stałym poziomie, to w praktyce w ciągu roku zasobnik poddany
jest 5840 cyklom pracy i w rzeczywistości czas dopuszczalnej pracy zasobnika
wyniesie 18,49 lat.

Z przedstawionego przykładu wynika, że zbiorniki typu zasobnik ciepła można
traktować jako naczynia ciśnieniowe obciążone naprężeniami stałymi i nie
uwzględniać przy ich obliczeniach wpływu zmienności obciążeń.

Przykład 2:

Zbiornik na sprężone powietrze o ciśnieniu obliczeniowym PS=6 bar. W
rzeczywistości ciśnienie zasilania wynosi 5+/ -1 bar, to znaczy ciśnienie rośnie
do 6 bar i spada do 4 bar. Załóżmy częstotliwość zmian ciśnienia średnio 6
zmian na godzinę.

Σ n

i

=500/(2/6)

3

=13 500 cykli

Uwzględniając 6 zmian ciśnienia w ciągu godziny otrzymamy 2250 godzin pracy
zbiornika ciśnieniowego.

Zakładając, że zbiornik sprężonego powietrza będzie wykorzystywany w
zakładzie przemysłowym przez 2 zmiany (16 godzin) otrzymamy około 140,6 dni
roboczych dla zbiornika.
Z przedstawionego przykładu wynika, że jeżeli nie uwzględni się wpływu
zmęczenia materiału w obliczeniach wytrzymałościowych zbiornika sprężonego
powietrza, to może on przepracować jedynie około 140 dni roboczych.

Z przeprowadzonych obliczeń w przykładzie nr 1 wynika, że przy projektowaniu
zasobnika ciepłej wody użytkowej można założyć, że jest on poddany
obciążeniom stałym (niecyklicznym) i należy do 4 grupy testowej wg normy EN-
13445-5.
Natomiast zbiornik na sprężone powietrze analizowany w przykładzie nr 2 jest
poddany obciążeniom zmiennym (cyklicznym), więc należy do 1,2 lub 3 grupy

7

testowej wg normy EN-13445-5 i należy uwzględnić zjawisko zmęczenia
materiału przy projektowaniu konstrukcji zbiornika.

Współczynniki osłabienia połączeń spawanych.

Wzór na obliczanie grubości elementów ciśnieniowych uwzględnia wykonanie
ich jako konstrukcji spawanej np. spawany z arkuszy blachy płaszcz zasobnika
ciepła.

Współczynnik wytrzymałości złącza spawanego „Z” jest stosowany dla tzw.
głównych złączy spoinowych.

Spoinami głównymi w rozumieniu normy EN-13445-3 są:

 Wzdłużne lub spiralne spoiny w powłokach walcowych,
 Wzdłużne spoiny w powłokach stożkowych,
 Każdy szew w powłoce kulistej i dnie kulistym,
 Każdy szew spawany dna talerzowego.

Spoiny główne dotyczą spoin wykonanych dla stworzenia powłoki walcowej, w
związku z tym współczynnik „Z” nie ma zastosowania do obliczeń na przykład
spoin króćców.

Z

1

0,85

0,7

Grupa testowa

1,2

3

4

Dla materiału rodzimego z dala od szwu należy przyjmować Z=1.

Zgodnie z rozdziałem 18 i aneksem A (Tab. A-1) jako robocze spoiny główne
obciążone ciśnieniem są dopuszczone:
Wzdłużne spoiny w zbiornikach cylindrycznych:



Spoiny obwodowe – Tab. A-2

C20

Patrz §5.7.3.2

C24

Patrz §5.7.3.2

8

C25


Polska Norma EN-13445-5 cz. V Kontrola i Badania.

W tab. 6.6.1-1 norma podaje, że dla 4 grupy testowej dopuszczone są materiały
z grupy 1.1 i 8.1 zgodnie z normą EN-13445-2 ( Materiały).
Dla grupy 4 nie ma obowiązku wykonywania kontroli głównych spoin
badaniami nieniszczącymi. Współczynnik złączy „Z”=0,7, maksymalna grubość
wspomnianych grup materiałów to 12 mm.
Dopuszcza się spawanie ręczne i automatyczne.

Temperatury pracy są ograniczone:
Dla stali grupy 1.1 (-10 ºC) – (+200 ºC),
Dla stali grupy 8.1 (-50 ºC) – (+300 ºC),

Wszystkie spoiny po wykonaniu powinny zostać poddane wizualnej inspekcji.
Urządzenia należące do 4 grupy testowej mogą być stosowane tylko dla płynów
2 grupy i dla PS≤20 bar, lub:
PS*V≤20000 (bar*l) dla t>100ºC,
PS*V≤50000 (bar*l) dla t≤100ºC,
Przy liczbie przeliczeniowych zmian ciśnienia poniżej 500.

Niższy poziom wymaganych naprężeń nominalnych.
Według normy EN-13445-2 ( Materiały) Aneks A (tabela A.1-4) do grupy stali
oznaczonej symbolem 1.1 należą stale o następującym składzie chemicznym:
C≤0,25%
Si≤0,6%
Mn≤1,7%
Mo≤0,7

b

%

S≤0,045%
P≤0,045%
Cu≤0,04

b

%

Ni≤0,5

b

%

Cr≤0,3 (0,4 dla odlewów)

b

%

Nb≤0,05%
V≤0,12

b

%

Ti≤0,05%

Dla składników oznaczonych literą „b” wyższa ich zawartość jest dopuszczalna
jeśli: Cr+Mo+Ni+Cu+V≤0,7.

9

Stal powinna posiadać minimalną górną wyraźną granicę plastyczności R

EH

≤275

N/mm

2

.

Stale oznaczone symbolem 8.1 to stale austenityczne z zawartością chromu
Cr≤19%.

Do stali w grupie 1.1 należą stale:
P235GH
P265GH
16Mo3
P275N
P275NH
P275NL1
P275NL2
Z w/w stali wykonuje się blachy.

Do stali w grupie 8.1 należą stale:
X5CrNiMo17-12-2
X6CrNiMoTi17-12-2
X2CrNiMo17-12-3
X2CrNiMo18-14-3
X2CrNiMoN17-13-5
X3CrNiMoBN17-13-3
X6CrNiNb18-10
X8CrNiNb16-3
X6CrNiMoNb17-12-2
X2CrNiMoN17-13-3
X3CrNiMoN17-13-3
X2CrNiMoN18-12-4
X2CrNiMoN18-15-4
Z w/w stali wykonuje się blachy.

Do stali w grupie 1.1 (z których wykonuje się rury bez szwu) należą stale:
P195TR2
P235TR2
P265TR2
P195GH
P235GH
P265GH
P275NL1
P275NL2
P215NL
P255QL
P265NL

10

Do stali w grupie 8.1 (z których wykonuje się rury bez szwu) należą stale:

X2CrNi18-9
X2CrNi19-11
X2CrNiN18-10
X5CrNi18-10
X6CrNiTi18-10
X6CrNiNb18-10
X2CrNiMo18-14-3
X6CrNiMoNb17-12-2
X2CrNiMoN17-13-3
X3CrNiMoN17-13-3
X2CrNiMoN18-12-4
X2CrNiMoN18-15-4

Do stali w grupie 1.1 (z których wykonuje się odkuwki) należą stale:
P245GH

Dla stali w grupie 1.1 udarność w temperaturze pokojowej nie może być niższa
niż KV≥27 J

Dla stali w grupie 8.1 udarność w temperaturze pokojowej nie może być niższa
niż KV≥40 J przy temperaturze próby t=(- 196ºC).

Maksymalne dopuszczalne wartości naprężeń dla części ciśnieniowej

Elementy zbiornika (zasobnika) są wykonywane z różnych materiałów i o
różnych grubościach, dlatego poszczególne części mogą mieć różne wartości
nominalnych naprężeń projektowych dla normalnej pracy, dla prób i dla
wyjątkowych dopuszczalnych przypadków obciążeń.

Dla wyjątkowych dopuszczalnych przypadków obciążeń mogą być zastosowane
wyższe dopuszczalne naprężenia obliczeniowe (6.1.3).
Wytwórca zbiornika powinien zamieścić w instrukcji użytkowej opis inspekcji
zbiornika przed przywróceniem go do eksploatacji po wystąpieniu takiego
wyjątkowego obciążenia.
Dla prób i wyjątkowych przypadków obciążeń należy także uwzględnić rozwój
odkształceń i pęknięć.
Należy wyznaczyć temperaturę obliczeniową i jeśli wyznacza się ją z
interpolacji, to należy wartość zaokrąglić w górę.

11

Przy temperaturze do +50ºC można przyjmować parametry stali takie jak dla
temperatury +20ºC ( dla stali węglowych innych niż austenityczne i
austenityczno-ferrytyczne ) - dla stali z grupy 1.1.

W przedziale temperatur od +50ºC do +100ºC należy zastosować odpowiedni
współczynnik redukcji według poniższej tabeli:

Rodzaj stali

Temperatura

100ºC

200ºC

250ºC

300ºC

Hartowana i odpuszczana –Q, T

0,75

0,68

0,64

0,6

Normalizowana (lub walcowana
termomechanicznie) –N lub M

0,7

0,58

0,53

0,48

Walcowanie termomechaniczne – (oznaczenie M) jest to taki rodzaj obróbki
plastycznej w której zgniot w trakcie walcowania jest rekompensowany
odpowiednim wzrostem temperatury materiału. Poprzez utrzymanie
odpowiedniego zgniotu i odpowiedniej temperatury otrzymuje się żądane
własności materiału.

Stal po obróbce termomechanicznej nie musi być ponownie obrabiana cieplnie
przed dalszym przetwarzaniem.

Przykład3:

Obliczyć współczynnik redukcji wywołany wzrostem temperatury dla
temperatury +70ºC.

Dla t=+20ºC współczynnik jest równy 1,0.

Dla t=+100ºC współczynnik jest równy 0,75.

Z interpolacji wynika, że dla temperatury +70ºC współczynnik redukcji będzie
miał wartość 0,844.

Dla zbiorników ciśnieniowych należących do 4 grupy testowej maksymalne
dopuszczalne wartości naprężeń nominalnych powinny być pomnożone przez
współczynnik 0,9 w stosunku do wartości zawartych w tabeli 6-1.
Nominalny współczynnik bezpieczeństwa dla wyjątkowych obciążeń nie
powinien być mniejszy niż dla obciążeń próbnych (testowych).

12







































4

,

2

9

,

0

;

5

,

1

9

,

0

min

20

/

2

,

0

Rm

Rp

f

t

d







































4

,

2

9

,

0

;

5

,

1

9

,

0

min

20

/

2

,

0

Rm

Rp

f

t

d

Stale 2 grupy 1.1 dla normalnych przypadków obciążeń.

Dla testów (próba ciśnieniowa) i wyjątkowych przypadków obciążeń
maksymalna wartość nominalnych naprężeń obliczeniowych dla przypadków
testowych:















05

,

1

min

.

/

2

,

0

test

t

test

Rp

f

f

test

=f

eksp

R

p0,2/t

–umowna granica plastyczności w temperaturze t.

Powłoki cylindryczne i sferyczne zgodnie z normą EN-13445-3 punkt 7.5.3
strona 29.

Przedstawione poniżej wzory są słuszne dla stosunku e/D

e

≤0,16

D

e

– zewnętrzna średnica powłoki,

D

i

– wewnętrzna średnica powłoki,

D

m

– średnia średnica powłoki,

r – wewnętrzny promień krzywizny przejścia,
e – minimalna grubość wymagana obliczona dla powłok cylindrycznych
f – nominalne naprężenia projektowe

P

z

f











2

D

P

e

i

lub:

P

z

f

e











2

D

P

e

A dla danej geometrii:

13

m

a

D

e

z

f









2

P

max

Dna elipsoidalne Powłoki cylindryczne i sferyczne zgodnie z normą EN-13445-
3 punkt 7.5.3 strona 29.

Przedstawione poniżej wzory odnoszą się do den dla których współczynnik k
1,7<k<2,2





i

i

h

D

k

2



Dna tego typu liczymy jako dna toroidalne z promieniami – r































08

,

0

5

,

0

D

i

k

r





02

,

0

44

,

0

D

i







k

R

Dla elipsoidalnych den krajowych wg PN-75/M-35412 współczynnik





2

2





i

i

h

D

k

A więc w/w dna spełniają wymagania normy EN-13445-3 i liczone są jako
(torispherical end) z wymiarami:

17

,

0





i

D

r

9

,

0





i

D

R

Następujące wymagania ograniczają zastosowanie den:

r≤0,2*D

i

(jest spełnione),

r≥0,06*D

i

(jest spełnione),

r≥2*e (do sprawdzenia po dobraniu dna)

e≤0,08*D

e

(jest spełnione),

14

e

a

≥0,001*D

e

(jest spełnione),

R≤D

e

(

należy sprawdzić)

Wymagana grubość dna powinna być największa z trzech obliczonych
wielkości: e

s

, e

y

, e

b

.

P

z

f













5

,

0

2

R

P

e

s

e

s

– wymagana grubość dna ze względu na naprężenia membranowe w

centralnej części dna.





f

D

R

P

i

y









2

,

0

75

,

0

e



e

y

=wymagana grubość wyoblenia dla uniknięcia osiowo-symetrycznego

płynięcia materiału.

β – należy znaleźć z wykresu 7.5.1 (str. 30)





5

,

1

1

825

,

0

i

b

111

D

0,2

R

0,75

e





































r

D

f

P

i

b

Dla polskich den:









5

,

1

1

825

,

0

i

i

b

17

,

0

111

D

0,2

D

0,9

0,75

e

























b

f

P

Gdzie f

b

– naprężenia projektowe dla wyboczenia:

5

,

1

/

2

,

0

t

b

Rp

f 

e

b

– pożądana grubość wyoblenia dla uniknięcia wyboczenia plastycznego.

Uwaga:

1. Dla warunków kontrolnych (testowych) wartość 1,5 w równaniu f

b

należy

zamienić przez 1,05.

2. Nie jest konieczne obliczanie e

b

jeśli e

y

>0,005*D

i

.

15

Otwory w powłokach str.82 (definicje i wielkości)

Otwory mogą być wzmacniane przez króciec wspawany w powłokę
(wpuszczany), króciec dospawany, płytę lub pierścień lub przez lokalne
pogrubienie powłoki.

Pod pojęciem powłoki rozumiemy walec, kulę, stożek lub dno (

elipsoidalne).

Nieciągłość powłoki – połączenie między dwoma dzwonami powłoki walcowej,
tak o jednakowych jak i o różnych grubościach.
Połączenie części cylindrycznej z częścią stożkową.
Połączenie części cylindrycznej z dnem.

Połączenie części cylindrycznej z kołnierzem.

Mały otwór – jest to pojedyńczy otwór spełniający wymogi równania 9.5.18
(str. 83 punkt 9.3 symbole i oznaczenia).

Dla otworów w dennicach wzmacnianych płytą, króćcem lub pierścieniem

6

,

0



e

D

d

D

e

– średnica zewnętrzna powłoki,

d- średnica otworu lub wewnętrzna średnica króćca.

Dla otworów w części cylindrycznej wzmocnionych króćcem stosunek

1

2





is

r

d

( rys 9.4-14 i 9.4-15)

r

is

– wewnętrzny promień krzywizny powłoki w centrum otworu

Dla powłok walcowych:
2*r

is

=D

i

, a więc:

16

1



i

D

d

Ograniczenie grubości punkt 9.4.6 str. 89.

Stosunek e

b

/e

a

nie powinien przekraczać wartości z rys 9.14-14

e

as

– analizowana grubość powłoki.

e

b

– efektywna grubość króćca.

Nadwyżka grubości króćca w tym obliczeniu (rys. 9.4.14) nie powinna być
brana pod uwagę (włączana do obliczeń).

Poza tym stosunek e

ab

/e

as

nie powinien osiągać wartości z rys. 9.4.15

e

ab

– analizowana grubość króćca.

Uwaga:
Wartość e

b

jest efektywną wartością grubości króćca, która powinna zostać

użyta w formule wzmocnienia.
Wartość e

ab

jest aktualną wartością grubości króćca dla produkcji (

czyli

prawdopodobnie należy uwzględnić odchyłki)

Połączenie króćca z płaszczem punkt 9.4.7.

Króćce są zwykle łączone z płaszczem poprzez:

 Spawanie ( do wewnątrz, na zewnątrz, na styk ),
 Wyciągane,
 Przykręcane ( na śruby )

Dla króćców spawanych przekrój poprzeczny króćca można zawsze brać pod
uwagę przy analizie wzmocnienia otworu, ale wymiary spoin muszą być
zgodne z tabelą A-6 i A-8 (Aneks A normy).

A-6 rys S3, S4
A-8 rys N1, N2-do spustu, N7.

Tablica 18.4

Spoiny muszą być o pełnym przetopie ( z podpawaniem, lub na podkładce)
Spawane kryzy kołnierzowe z pełnym przetopem 2 * 1/2V.

9.5.8 Otwory w pobliżu spoin płaszcza.

17

9.5. Otwory odosobnione.


9.5.1 Otwory pojedyńcze (izolowane)

Otwór traktujemy jako pojedyńczy i jest wzmacniany pojedyńczo, jeśli
odległość od następnego otworu wynosi:

l

b

≥a

1

+a

2

+l

so1

+l

so2

l

b

- odległość środka otworów w linii prostej,

(str. 114 rys. 9.6.1, 9.6.2, 9.6.3, 9.6.4)

a

1

– promień zewnętrzny króćca 1

(a

1

=D

1

/2).

a

2

– promień zewnętrzny króćca 2.

(a

2

=D

2

/2).

l

so1

, l

so2

- według wzorów na l

so

.

Jeśli odległość otworu od głównego spawu (wzdłużny lub obwodowy
przekracza wymiar l

so

(równanie 9.5-12) żadnych dodatkowych obliczeń nie

wykonujemy. ( najlepiej jeżeli odległości przekraczają wymiar l

so

, wtedy nie

trzeba wykonywać dodatkowych obliczeń ).

e

cs

– założona grubość płaszcza, jak wyjaśniono w punkcie 9.3.2, zwykle

przyjmuje się e

as

– lecz czasami , aby uzyskać mniejsze odległości stosuje się

e

cs

.





cs

cs

is

so

e

e

r

l









2

(wzór 9.5.2)

gdzie:
e

cs

– przyjęta grubość płaszcza według równania 9.3.2

Zazwyczaj przyjmuje się (Dla cylindrycznego, lub kulistego zbiornika) e

as

as

e

is

e

D

r





2

(wzór 9.5.3)

Dla den eliptycznych:

i

i

is

D

h

D

r









02

,

0

2

44

,

0

2

(wzór 9.5.5)

9.5.2 Zasady wzmacniania otworów.

18

9.5.2 Zasady wzmocnień

9.5.2.1 Ogólne równanie i jego pochodne

9.5.2.1.1 Ogólne równanie dotyczące wzmocnień izolowanych otworów:















)

5

,

0

(

5

,

0

5

,

0

5

,

0



Ap

Ap

Ap

P

P

f

Af

P

f

Af

P

f

Af

Af

b

s

ob

b

op

p

s

w

s



















(9.5-7)

Gdzie:
f

ob

=min(f

s

; f

b

) (9.5-8),

f

op

=min(f

s

; f

p

) (9.5-8)

Gdy jest wzmacniający pierścień, Af

r

i Ap

r

powinny być zastąpione przez Af

b

i

Ap

b.

9.5.2.1.2 Dla wszystkich wzmacnianych otworów za wyjątkiem otworów o
małej średnicy oraz otworów wzmocnionych pierścieniem należy stosować
równanie (9.5-7). W szczególności:

a) Gdy albo f

b

lub f

p

nie są większe od f

s

,









p

b

w

s

b

s

op

p

ob

b

s

w

s

Af

Af

Af

Af

Ap

Ap

Ap

f

Af

f

Af

f

Af

Af

P





















5

,

0

)

5

,

0

(

max



(9.5-10)

b) Gdy zarówno f

b

lub f

p

są większe od f

s

:









)

5

,

0

(

5

,

0



Ap

Ap

Ap

P

P

f

Af

Af

Af

Af

b

s

s

b

p

w

s

















(9.5-11)









p

b

w

s

b

s

s

b

p

w

s

Af

Af

Af

Af

Ap

Ap

Ap

f

Af

Af

Af

Af

P





















5

,

0

)

5

,

0

(

max



(9.5-12)

9.5.2.1.3 Dla otworów wzmocnionych pierścieniem należy stosować

a) Gdy albo f

r

jest mniejsze od f

s

,

19









)

5

,

0

(

5

,

0



Ap

Ap

Ap

P

P

f

Af

Af

Af

r

s

or

r

w

s













(9.5-13)









r

w

s

r

s

or

r

s

w

s

Af

Af

Af

Ap

Ap

Ap

f

Af

f

Af

Af

P

















5

,

0

)

5

,

0

(

max



(9.5-14)

gdzie f

or

=min (f

s

; f

r

) (9.5-14)

b) Gdy f

r

jest większe, lub równe f

s

,



 



)

5

,

0

(

5

,

0



Ap

Ap

Ap

P

P

f

Af

Af

Af

r

s

s

r

w

s















(9.5-16)









r

w

s

r

s

s

r

w

s

Af

Af

Af

Ap

Ap

Ap

f

Af

Af

Af

P

















5

,

0

)

5

,

0

(

max



(9.5-17)

9.5.2.2 Małe otwory

Za mały otwór uważamy taki otwór, który spełnia następującą zależność:





cs

cs

is

e

e

r

d









2

(9.5-18)

Gdy mały otwór znajduje się poza odległością w

p

(9.7.3) wzmocnienie nie jest

konieczne. Jeśli leży w odległości mniejszej niż w

p

należy odpowiednio

wzmocnić otwór zgodnie z równaniem 9.5-7 lub 9.5-11.
Jednakże odległość między małym otworem a nieciągłością powłoki ( n.p.
wspawany króciec, spoina itp.) powinna być zgodna z w

min.

według 9.7.1.

9.5.2.3 Współczynnik spoiny

Jeżeli króciec przyspawany jest spoiną wzdłużną o współczynniku spoiny „z”,
wartość f

b

dla materiału króćca należy zastąpić przez f

b

*z, za wyjątkiem

otworów w powłokach walcowych i stożkowych, jeśli kąt θ zdefiniowany w
punkcie 9.3.2 jest większy od 45º.

9.5.2.4 Naprężenia obciążające przekroje poprzeczne

Af

s

oblicza się zgodnie z 9.5.3.2, Af

p

oblicza się zgodnie z 9.5.5, Af

r

oblicza się

zgodnie z 9.5.6, Af

b

oblicza się zgodnie z 9.5.7.

Af

w

jest powierzchnią (przekrojem) wszystkich spoin łączących razem różne

elementy ( płaszcz z króćcem, płaszcz z pierścieniem wzmacniającym lub

20

blachą wzmacniającą ) znajdującą się wewnątrz długości l

s

’

płaszcza i l

b1

’

króćca

(patrz 9.5.6) Powierzchnie spoin już wlączone do innych powierzchni n.p. Af

s

,

Af

r

, Af

p

lub Af

b

należy pominąć w Af

w

.

9.5.2.5 Ciśnienia obciążające przekroje poprzeczne

Ap

s

oblicza się zgodnie z 9.5.3.2, Ap

r

oblicza się zgodnie z 9.5.6, Ap

b

oblicza

się zgodnie z 9.5.7, Ap

φ

oblicza się zgodnie z 9.5.8.

Króćce skośne raczej nie są stosowane, chyba że o małej średnicy.

Str. 98A, 99,100,101,102,103,104 ( numeracja odnosi się do tłumaczenia M.Ch.)

9.5.3 Płaszcz


9.5.3.1 Af

s

Af

s

= min (l

so

; l

s

) (9.5-19)

Gdzie l

so

wynika z równania (9.5-2) oraz l

s

wynika z równania (9.7.3)

Dla otworów z pogrubionym płaszczem przy otworze (rys. 9.4-1) lub z płytą
wzmacniającą (rys. 9.4-3), pierścieniem (rys. 9.4-5), lub wpuszczonym króćcem
(rys. 9.4-8):

Af

s

= e

cs

* l

s

’

(9.5-20)

Dla otworu z dospawanym króćcem (rys. 9.4-7):

Af

s

= e

cs

*(e

b

+ l

s

’

) (9.5-21)

9.5.3.1 Ap

s

Dla otworów albo z pogrubionym płaszczem przy otworze (rys. 9.4-1 i rys. 9.4-
2), lub wyposażonych w płytę wzmacniającą (rys. 9.4-3 i rys. 9.4-4) całkowite
pole Ap

s

należy przyjmować do obliczeń zgodnie z odpowiednimi rysunkami.

Dla otworów w płaszczu bez króćców i pierścieni wzmacniających wartość Ap

s

wynosi:

21

p

i

as

s

s

e

d

e

d

A

Ap











5

,

0

5

,

0

(9.5-22)

Dla otworów bez płyty wzmacniającej e

p

=0.

Wartość A

s

w równaniu (9.5-22) należy przyjmować według następujących

formuł dla różnych przypadków:

a) Dla cylindrycznego płaszcza dla wzdłużnego przekroju (rys. 9.4-3)

)

(

'

a

l

r

A

s

s

i

s







(9.5-23)

Gdzie a jest równe 0,5*d.

b) Dla den elipsoidalnych lub kulistych dla wszystkich przekrojów oraz dla

cylindrycznego płaszcza dla przekroju poprzecznego (rys. 9.4-4).

is

as

s

is

s

r

e

a

l

r

A











5

,

0

)

(

5

,

0

'

2

(9.5-25)

Gdzie wielkość a w równaniu (9.5-25):

a=r

ms

*sinδ (9.5-26)

gdzie:

r

ms

=r

is

+0,5*e

as

(9.5-27)

ms

r

d

2





(9.5-28)

Dla powyższych równań:

l

s

’

= min (l

so

; l

s

) (9.5-29)

Dla króćców wspawanych ukośnie względem płaszcza wartości „a” znajdują się
odpowiednio w (9.5.8.1) i (9.5.8.2).



9.5.4 Gdy grubość powłoki ma udział we wzmocnieniu

Gdy grubość powłoki bierze udział we wzmocnieniu:

22

l

s

’

= min (l

so

; l

s

) (9.5-30)

gdzie: l

so

z równania (9.5.2) i l

s

z równania (9.7.1 b)

Powierzchnię Ap

s

oblicza się z równania (9.5-22) za wyjątkiem przypadku, gdy

zamknięcie otworu jest usytuowane wewnątrz zbiornika (rys. 9.4.2), wtedy pole
Ap

s

jest dane tylko przez A

s

. (równania: 9.5-23 do 9.5-25)

9.5.5 Gdy płyta wzmacniająca ma udział we wzmocnieniu

Płyta wzmacniająca powinna być ściśle dopasowana i przylegać do płaszcza.
Szerokość płyty l

p

’

należy uwzględniać jako jej udział we wzmocnieniu.

(rys.9.4-3 i rys.9.4-4)

l

p

’

=min(l

so

; l

p

) (9.5-31)

Wielkość e

p

potrzebna do obliczenia Af

p

nie powinna być większa niż e

as

.

e

p

=min(e

ap

; e

as

) (9.5-32)

'
p

p

p

l

e

Af





(9.5-33)

Ponadto analizowana grubość płyty wzmacniającej powinna spełniać poniższy
warunek:

as

ap

e

e

5

,

1



(9.5-34)

Ap

s

i Af

s

należy obliczać zgodnie ze wzorami (9.5-7 i 9.5-11).

Dla odpowiedniego wzmocnienia albo równanie 9.5-7 , albo 9.5-11 jako
właściwe musi być spełnione.

9.5.6 Gdy pierścień ma udział we wzmocnieniu

(nie dotyczy zasobnika)

9.5.7 Gdy króciec prostopadle przyspawany do powłoki ma udział we
wzmocnieniu

Dla króćca przyspawanego do płaszcza spoiną dookólną (rys.9.4-7) lub
wspawanego (rys.9.4-8) długość króćca biorącego udział we wzmocnieniu nie
powinna być większa od l

bo

obliczanej według wzoru:

23





b

b

eb

b

e

e

d

l







0

(9.5-39)

Dla obliczeń wartości l

b0

w równaniu (9.5-39) za średnicę króćca d

eb

przy

eliptycznym, lub niekołowym przekroju należy przyjmować najmniejszy
wymiar otworu.

Dla króćców wystających ma zastosowanie następująca zależność:

l

b1

’

=min(l

b1;

0,5l

b0

) (9.5-40)

Dla wspawanego króćca:

)

(

'

'

1

'

s

b

b

b

b

e

l

l

e

Af







(9.5-41)

Dla dospawanego króćca:

'

b

b

b

l

e

Af





(9.5-42)

l

b

’

=min(l

b0

: l

s

) (9.5-43)

l

bi

’

=min(0,5*l

b0

: l

bi

) (9.5-44)

e

s

’

– jest długością zagłębienia (pełną lub częściową) wspawanego króćca w

płaszcz, lecz nie wiekszą niż e

as

.

Dla obydwu przypadków wspawanego i przyspawanego króćca:

)

(

5

,

0

'

as

b

i

b

e

l

d

Ap







(9.5-45)

Powierzchnię Af

s

Ap

s

należy obliczać odpowiednio z równań (9.5.3.1 oraz

9.5.3.2), gdzie pole Ap

s

jest dane tylko przez A

s

. (równania: 9.5.3.2.a),b),c).

Dla odpowiednich wzmocnień albo równanie (9.5-7) albo (9.5-11) jako
właściwe należy zastosować.

9.5.7.2 Dla króćca wyciągniętego i wspawanego z fragmentem płaszcza
spoiną dookólną (rys. 9.4-11)

(nie dotyczy zasobnika)

9.5.7.3 Dla króćca wyciągniętego i wspawanego z fragmentem płaszcza
spoiną dookólną (rys. 9.4-11 i rys. 9.4.12)

(nie dotyczy zasobnika)

24

9.5.8 Dla króćca przyspawanego skośnie do płaszcza (rys. 9.5-2)

(nie

dotyczy zasobnika)


Str.120,121 ( numeracja odnosi się do tłumaczenia M.Ch.)

9.7

Otwory w pobliżu nieciągłości powłok

9.7.1 Dwa ograniczenia są stosowane w odniesieniu do odległości „w”

(rys.9.7-1 do rys.9.7-11) dla otworów wykonanych w pobliżu nieciągłości
powłok:

a) Otwory nie mogą znajdować się w odległości „w” (rys.9.7-1 do rys.9.7-

11) mniejszej niż minimalna wartość w

min.

od nieciągłości jak podano w

9.7.2.1.

b) Jeżeli otwór znajduje się w odległości w

p

od nieciągłości, długość powłoki

l

s

jaka jest możliwa do wzmocnienia otworu powinna zostać zredukowana

zgodnie z punktem 9.7.2.2.

9.7.2 Zasady dotyczące w

min

9.7.2.1 Otwory w powłokach cylindrycznych

a) Dla powłok cylindrycznych połączonych z dnami elipsoidalnymi, lub

sferycznymi największa odległość „w” stożka, płaskiego dna, ściany
sitowej lub jakiegokolwiek typu kołnierza jak pokazano na rys. 9.7-1 do
9.7-3 i 9.7-5 musi spełniać następujący warunek:





)

3

;

2

2

,

0

max(

min

as

cs

cs

is

e

e

e

r

w

w









(9.7-1)

b) Dla powłok cylindrycznych połączonych z małej średnicy stożkami,

sferycznymi powłokami skierowanymi wypukłościami w kierunku
walców, lub innych powłok cylindrycznych o innych osiach, największa
odległość „w” jak pokazano na rys. 9.7-6 do 9.7-8 musi spełniać
następujący warunek:

cyl

l

w

w





min

(9.7-2)

gdzie:

1

e

D

l

c

cyl





(9.7-3)

c) Dla powłok cylindrycznych połączonych ze złączami kompensacyjnymi

odległość „w” jak pokazano na rys. 9.7-4 musi spełniać następujący
warunek:

25

cyl

l

w

w







5

,

0

min

(9.7-4)

9.7.2.4 Wszelkie krawędzie otworów i wzmocnień w dnach elipsoidalnych.
Powinny być tak wykonane, aby odległość wzmocnienia od krawędzi
zewnętrznej dna była:

L≥De/10 ( w obszarze między De a 0,9*De nie wolno wykonywać żadnych
otworów, wzmocnień itp. )

Str.108 rys 9.5.4.

9.7.3 Zasady dotyczące określania wielkości –w

p

Gdy odległość w

p

między nieciągłością (na przykład: spoina obwodowa albo

wzdłużna, przejście z części elipsoidalnej w część walcową, zmiana grubości
powłoki ) Str.122 rys 9.7.1. Str.127 rys. 9.7.11. jest mniejsza od wartości w

p

zdefiniowanej jak w punktach a, b, c poniżej.
Długość powłoki l

s

możliwa do uwzględnienia przy obliczaniu wzmocnienia (

równanie 9.5-19 str. 100 ) jest redukowane do następującej wielkości:

a) dla nieciągłości jak w punktach 9.7.2.1 (a), 9.7.2.2 (a), 9.7.2.4

w≤ w

p=

l

so

(9.7-9)

l

s

=w (9.7-10)

b) dla nieciągłości jak w punktach 9.7.2.1 (b), i (c)

w≤ w

p=

l

so

+w

min

(9.7-11)

l

s

=w-w

min

(9.7-12)

26

27

Ściana sitowa

Wymagania

Wymiary według rys.13.4.1-1 (str.190) rys. 13.4.1-2, rys. 13.4.1-3 (str.191)

a) ściana sitowa powinna być płaska, zaokrąglona, o jednolitej grubości,
b) lokalne zmniejszenie grubości na obrzeżu dla rowka pod uszczelkę, lub

rowka odciążającego jest dopuszczalne pod warunkiem, że pozostała
grubość z analizy e

ap

(rys. 13.4.2-1 str.192) jest co najmniej równa 0,8 e

a

,

e

ap

=0,8*e

a

.

c) Jakkolwiek istnieją wystarczające dane eksperymentalne dla mniejszych

grubości ścian sitowych, poniższe warunki powinny być spełnione przy
łączeniu ściany sitowej z rurkami:

- Gdy d

t

≤25 mm, e

a

≥0,75*d

t

,

- Gdy 25 mm≤d

t

≤30 mm, e

a

≥22 mm,

- Gdy 30 mm≤d

t

≤40 mm, e

a

≥25 mm,

- Gdy 40 mm≤d

t

≤50 mm, e

a

≥30 mm,

d) Otwory powinny być rozmieszczone równolegle w obrębie średnicy D

0

w

rozstawie trójkąta równobocznego lub kwadratu. Jednakże pas bez rurek
w pobliżu średnicy jest dopuszczalny, a w niektórych konstrukcjach
wskazany rys.

13.7.2-1

(rys. 13.7.3-1, 13.7.3-2 str. 254), (rys. 13.7.3-3,

13.7.3-4 str. 255)

U

l

≤4*p

p – bok kwadratu (podziałka),
U

l

≥2*r

gmin

, gdzie:

r

gmin

– minimalny promień gięcia rury.

r

gmin

= (1,5-2,0)*dn (średnicy rurki)

13.4.2.2 Rurki

Rurki wężownicy powinny mieć znormalizowane średnice i grubości. Powinny
być wykonane z właściwego materiału i powinny mieć odpowiednie grubości.
Rurki powinny być sztywno ( i szczelnie!) połączone ze ścianą sitową.

P

t

– ciśnienie po stronie rurek (wewnątrz),

P

s

– ciśnienie wewnątrz płaszcza zbiornika,

28

w/w ciśnienia powinny być dla każdego obiegu określone w sposób właściwy.


13.4.4 Projektowanie ściany sitowej

13.4.4.1 Przypadki obciążenia ściany sitowej

Należy rozważyć wszystkie warunki obciążenia, takie jak: normalne warunki
pracy, warunki występujące podczas uruchamiania oraz wyłączania wymiennika
z pracy, nienormalne warunki pracy oraz warunki pracy przy próbach
ciśnieniowych.

Dla każdego z powyższych warunków należy rozważyć następujące przypadki:

1- działanie jedynie ciśnienia wewnątrz rurek - P

t

(P

s

=0);

2- działanie jedynie ciśnienia wewnątrz płaszcza zbiornika- P

s

(P

t

=0);

3- jednoczesne działanie ciśnienia wewnątrz rurek P

t

oraz wewnątrz

płaszcza zbiornika P

s

.

Przypadek nr. 3 musi być zawsze brany pod uwagę, jeśli po jednej stronie
wystąpi podciśnienie.

Jeżeli w eksploatacji nie występuje ani przypadek nr.1 , ani przypadek nr.2, to
do obliczeń należy przyjąć przypadek nr.3.

13.4.4.2 Warunki obliczeniowe

a) Obliczenia należy przeprowadzić w warunkach występowania korozji

(wyjątek: jeśli rurki są wykonane z materiałów odpornych na korozję, być
przyjęte nominalne średnice zewnętrzne d

t

oraz nominalne grubości e

t

).

b) Ponieważ obliczenia mają charakter iteracyjny, grubość – e ściany sitowej

powinna zostać oszacowana i przyjęta do obliczeń. Dla założonej
grubości należy sprawdzić, czy maksymalne naprężenia w ścianie sitowej,
powłoce oraz głowicy nie przekraczają wartości dopuszczalnych. Jako
wstępnie oszacowaną grubość ściany sitowej przyjmuje się grubość nie
mniejszą niż zalecaną przez następujące równanie:





t

s

P

P

f







8

,

0

4

D

e

0



29

f – nominalne naprężenia projektowe w ścianie sitowej w temperaturze
projektowej.

Możliwe są dwa przypadki:

- Jeśli obliczone naprężenia w danym elemencie nie przekraczają

dopuszczalnych wartości, obliczenia mogą być powtarzane przy użyciu
mniejszej grubości danego elementu, aż do momentu gdy obliczone
naprężenia będą równe naprężeniom dopuszczalnym ( w celu uzyskania
wymaganej minimalnej grubości).

- Jeśli obliczone naprężenia w danym elemencie będą większe od wartości

naprężeń dopuszczalnych, obliczenia muszą być powtarzane przy użyciu
większej grubości danego elementu (lub przez modyfikację innych
parametrów), aż do momentu gdy obliczone naprężenia będą równe
naprężeniom dopuszczalnym.

13.4.4.3 Określenie pośrednich współczynników.

a) Skuteczne stałe sprężyste ściany sitowej. Z 13.7 oblicza się:

- Średnicę ściany sitowej największego koła opisanego na części

ściany sitowej zajętej przez rurki, D

0

.

- Mostek (ligament efficiency) – μ
- Mostek efektywny (ligament efficiency) – μ

*

.

- Efektywny moduł sprężystości – E

*

.

- Współczynnik Poisson’a – ν

*

.

Wartości – μ

*

, E

*

, ν

*

należy obliczyć dla założonej grubości ściany sitowej.

b) Stosunki średnic ρ

s

, ρ

c

oraz moment M

TS

- ρ

s

=G

s

/D

0

, (13.4.4-2)

- ρ

c

=G

c

/D

0

(13.4.4-4)

G

s

- średnia średnica uszczelki ściany sitowej od strony płaszcza,

G

c

- średnia średnica uszczelki ściany sitowej od strony głowicy

- moment wynikający z ciśnień P

s

oraz P

t

działający na wieniec poza

rurkami





















t

c

c

s

s

s

TS

P

P

D

M

1

1

1

1

16

2

2

2

0





















30

c) Całkowite współczynniki dla płaszcza i/lub głowicy oraz momenty M

Ps

i/lub M

Pc

działające na ścianę sitową wynikające z ciśnień działających na

płaszcz i/lub głowicę. (patrz tablica 13.4.4-1). (str.199) (nie obowiązują!)

d) Stosunek średnic K dla ściany sitowej oraz współczynnik F

- K=A/D

0

,

A – zewnętrzna średnica ściany sitowej,

-





K

E

E

F

ln

-

1

*

*





(13.4.4-9)

e) Naprężenia projektowe w śrubach kołnierza działające na uszczelkę

ściany sitowej

Dla przypadku d

1

naprężenia w śrubach kołnierza:

- W

max

=max [(W

s

); (W

c

) ] (13.4.4-11)

A

Bmin

– całkowity, pożądany przekrój śrub,

A

B

– całkowity przekrój śrub dla przekroju końcowego

(przyjętego?),

b – szerokość uszczelki,
w – szerokość kontaktu uszczelki
W

A

– minimalne wystarczające obciążenie śrub dla warunków montażowych,

W

op

- minimalne wystarczające obciążenie śrub dla warunków roboczych,

H – całkowita siła naporu hydrostatycznego,
H

G

– naprężenie w uszczelce dla zapewnienia szczelności,

G – średnica działania reakcji na uszczelce,
P – ciśnienie,
m – współczynnik uszczelki,
y - minimalne ciśnienie dla uszczelki,
f

BA

– nominalne naprężenia dla temperatury roboczej,

f

B

- nominalne naprężenia dla temperatury montażu,

Dla stali węglowych i nieaustenitycznych (11.4.3 str. 151):

f

BA

≤R

p0,2

/3 – dla temperatury roboczej

f

B

≤R

m

/4– dla temperatury pokojowej

2

/

0

w

b 

(11.5-1)

31

0

52

,

2

b

b 

(11.5-4)





P

G

H





2

*

4



(11.5-5)

H

G

= 2π*G*m*P (11.5-6)

W

A

=π*b*G*y (11.5-7)

W

op

=H+H

G

(11.5-8)

W=0,5(A

Bmin

+ A

B

)*f

BA

(11.5-16)















B

OP

BA

A

B

f

W

f

W

A

;

max

min

(11.5-9)

Rys.11.5-2 str. 155


13.4.5.Obliczenie ściany sitowej (str. 200.)


13.4.5.1.Określenie maksymalnych momentów zginających w ścianie
sitowej

13.4.5.1.1 Moment M

*

działający na pierścień ściany sitowej poza pęczkiem rur

Dla przypadku d

1





0

max

*

2

D

G

G

W

M

M

s

c

TS











(13.4.5-4)

13.4.5.1.2 Moment M

p

działający na obrzeże ściany sitowej





F

P

P

F

D

M

M

t

s

p









1

32

2

0

*

(13.4.5-8)

13.4.5.1.3 Moment M

0

działający na środek ściany sitowej

32









t

s

p

P

P

D

M

M









*

2

0

0

3

64



(13.4.5-9)

13.4.5.1.3 Maksymalny moment zginający działający na ścianę sitową





0

;

max

M

M

M

p



(13.4.5-10)

13.4.5.2 Naprężenia zginające w ścianie sitowej

a) Maksymalne naprężenia zginające promieniowe w ścianie

sitowej





2

*

*

6

g

h

e

M









(13.4.5-11)

h

g

– głębokość rowka w ścianie sitowej pod uszczelkę poziomą w głowicy

( str.254 rys. 13.7.3-2)

b) Dla wszystkich rozpatrywanych przypadków naprężenia

zginające nie mogą przekraczać wartości 2*f

σ≤2*f

13.4.5.3 Naprężenia ścinające w ścianie sitowej

a) Maksymalne naprężenia ścinające w ścianie sitowej





t

s

P

P

e

D





























0

4

1





(13.4.5-13)

c) Dla wszystkich rozpatrywanych przypadków maksymalne

naprężenia ściskające w ścianie sitowej nie mogą być większe
od wartości 0,8*f

τ≤0,8*f (13.4.5-14)

13.4.7.1. Stosowane rozwiązanie z pełną uszczelką

(nie dla naszego

przypadku)

33

13.7.6-1 (str.256)

p

d

-

p

t





p – podziałka,

d

t

– średnica rurki

D

0

=2*r

0

+d

t

≥

≥

≤



Przykład 4:

Obliczyć : grubość części walcowej zbiornika ciśnieniowego,

grubość den elipsoidalnych zasobnika,

grubość dna elipsoidalnego głowicy,

grubość ściany sitowej,
grubości wzmocnień otworów pod króćce w płaszczu zbiornika,
grubości wzmocnień otworów pod króćce w części walcowej głowicy.

Dobrać kołnierze dla króćców wody grzejnej oraz wody ogrzewanej

34

dla następujących danych:
ciśnienie w zbiorniku P=0,6 MPa,
ciśnienie w głowicy P=1,0 MPa,

średnica wewnętrzna zbiornika D

i

=900 mm,

z=0,7,
materiał płaszcza zbiornika: stal grupy 1.1 P275N.

Rp

0,2

20

=275N/mm

2

,

Rp

0,2

50

=264N/mm

2

,

Rp

0,2

100

=245N/mm

2

,

Rp

0,2

150

=226N/mm

2

,

Rm=390-510 N/mm

2

,

A

5

=24%

Minimalna praca łamania ( udarność)=27J
maksymalna temperatura wyniesie T

d

= +70˚C, dla tej temperatury

Rp

0,2

70

=256,4N/mm

2

,

W zbiorniku







































4

,

2

9

,

0

;

5

,

1

9

,

0

min

20

/

2

,

0

Rm

Rp

f

t

d

f

d

=min(153,8; 146,2)

f

test

=261 N/mm

2

Zgodnie ze wzorem:

P

z

f











2

D

P

e

i

Obliczeniowa grubość części walcowej płaszcza wynosi:

e=2,64 mm

odchyłka na korozję c=s*τ=20*0,04=0,8 mm,

ujemna odchyłka grubości blachy ( z normy dla blach) δe=0,5 mm,
Grubość nominalna
e

n

>e+c+ δe=2,64 +0,8+0,5=3,94 mm.

Przyjęto e

n

=4,5 mm

Nadwyżka ekstra grubości:

35

e

ex

=4,5-3,94=0,56 mm

Obliczenie grubości dennicy płaszcza zbiornika:

Wymagana grubość dna powinna być największa z trzech obliczonych wielkości:
e

s

, e

y

, e

b

.

P

z

f













5

,

0

2

R

P

e

s

e

s

– wymagana grubość dna ze względu na naprężenia membranowe w

centralnej części dna.





f

D

R

P

i

y









2

,

0

75

,

0

e



e

y

=wymagana grubość wyoblenia dla uniknięcia osiowo-symetrycznego

płynięcia materiału.



β – należy znaleźć z wykresu 7.5.1 (str. 30)

































f

P

R

D

0,2

R

0,75

i







5

,

1

1

825

,

0

i

b

111

D

0,2

R

0,75

e





































r

D

f

P

i

b

Dla den wykonywanych w Polsce:









5

,

1

1

825

,

0

i

i

b

17

,

0

111

D

0,2

D

0,9

0,75

e

























b

f

P

Gdzie f

b

– naprężenia projektowe dla wyboczenia:

5

,

1

/

2

,

0

t

b

Rp

f 

e

b

– pożądana grubość wyoblenia dla uniknięcia wyboczenia plastycznego.

Obliczone wielkości dla polskich den (na podstawie powyższych wzorów):

36

e

s

=2,03 mm

e

b

=2,97 mm

17

,

0





i

D

r

9

,

0





i

D

R

f

b

=170,9 MN/m

2

Obliczony współczynnik na osi odciętych = 0,0034133 z wykresu 7.5.1 (str. 30)
β =0,67





f

D

R

P

i

y









2

,

0

75

,

0

e



Po podstawieniu do powyższego wzoru:

e

y

=1,8524 mm

Do dalszych obliczeń przyjęto największą wartość:

e

y

=2,97 mm

odchyłka na korozję c=s*τ=20*0,04=0,8 mm,

ujemna odchyłka grubości dennicy ( z normy dla blachy o grubości 5 mm)
δe=0,5 mm,
Pocienienie grubości ścianki podczas procesu wytłaczania dna przyjęto w
wielkości:
δ

m

= 0,1*e

min

=0,1*(5-0,5)=0,45 mm

Grubość nominalna
e

n

>e+c+ δe+ δm =2,97 +0,8+0,5+0,45=4,72 mm.

Nadwyżka ekstra grubości:
e

ex

=5-4,72=0,28 mm

Przyjęto e

n

=4,5 mm

Obliczenie grubości ścianki płaszcza głowicy:

średnica zewnętrzna zbiornika D

e

=273 mm,

z=0,7,
materiał płaszcza głowicy wykonanej z rury bez szwu: stal grupy 1.1 nr1.0345, -
P235GH

37

R

eH

20

=235N/mm

2

,

Rp

0,2

50

=206N/mm

2

,

Rp

0,2

100

=190N/mm

2

,

Rp

0,2

150

=180N/mm

2

,

Rm=360 N/mm

2

,

A

5

=25%

Minimalna praca łamania w temperaturze 0˚C ( udarność)=40J
maksymalna temperatura głowicy wyniesie T

d

= +110˚C, dla tej temperatury

Rp

0,2

110

=188 N/mm

2

,

W zbiorniku







































4

,

2

9

,

0

;

5

,

1

9

,

0

min

20

/

2

,

0

Rm

Rp

f

t

d

f

d

=min(112,8; 135)

f

test

=223,8 N/mm

2

Przyjęto:

f

d

=112,8

Zgodnie ze wzorem:

P

z

f











2

D

P

e

i

Obliczeniowa grubość części walcowej płaszcza wynosi:

e=1,612 mm

Ze względów technologicznych( spawanie kołnierza o dużej grubości) przyjęto
rurę bez szwu w/g PN-80/H-74219 o grubości e

n

=10 mm.

odchyłka na korozję c=s*τ=20*0,04=0,8 mm,

dodatnia i ujemna odchyłka grubości y ( z normy dla rur) wynosi +/-15%
grubości nominalnej to znaczy δe=1,5 mm,

Grubość nominalna:
e

n

>e+c+ δe=1,61 +0,8+1,5=3,91 mm.

38

Przyjęto e

n

=10 mm

Nadwyżka ekstra grubości:

e

ex

=10-3,91=6,09 mm

Obliczenie grubości dennicy głowicy zbiornika:

Wymagana grubość dna powinna być największa z trzech obliczonych wielkości:
e

s

, e

y

, e

b

.

R=0,9*D

i

=0,9*253=227,7 mm

P

z

f













5

,

0

2

R

P

e

s

e

s

– wymagana grubość dna ze względu na naprężenia membranowe w

centralnej części dna.





f

D

R

P

i

y









2

,

0

75

,

0

e



e

y

=wymagana grubość wyoblenia dla uniknięcia osiowo-symetrycznego

płynięcia materiału.


β – należy znaleźć z wykresu 7.5.1 (str. 30)

































f

P

R

D

0,2

R

0,75

i







5

,

1

1

825

,

0

i

b

111

D

0,2

R

0,75

e





































r

D

f

P

i

b

Dla polskich den:









5

,

1

1

825

,

0

i

i

b

17

,

0

111

D

0,2

D

0,9

0,75

e

























b

f

P

Gdzie f

b

– naprężenia projektowe dla wyboczenia:

5

,

1

/

2

,

0

t

b

Rp

f 

39

f

b

=241/1,5=160,66

MN/m

2

e

b

– pożądana grubość wyoblenia dla uniknięcia wyboczenia plastycznego.

Obliczone wielkości dla polskich den (na podstawie powyższych wzorów):

e

s

=1,015 mm

e

b

=0,1224 mm

Dla den wytłaczanych w Polsce.

17

,

0





i

D

r

9

,

0





i

D

R

f

b

=160,66 MN/m

2

Obliczony współczynnik na osi odciętych = 0,006

Dla r/D

i

=0,17

z wykresu 7.5.1 (str. 30) współczynnik:

β =0,63





f

D

R

P

i

y









2

,

0

75

,

0

e



Po podstawieniu do powyższego wzoru:

e

y

=0,868 mm

Do dalszych obliczeń przyjęto największą wartość:

e

y

=1,015 mm

odchyłka na korozję c=s*τ=20*0,04=0,8 mm,

ujemna odchyłka grubości dennicy ( z normy dla blachy o grubości 5 mm)
δe=0,5 mm,

Pocienienie grubości ścianki podczas procesu wytłaczania dna przyjęto w
wielkości:

40

δ

m

= 0,1*e

min

=0,1*(5-0,5)=0,45 mm

Grubość nominalna:

e

n

>e+c+ δe+ δm =1,015 +0,8+0,5+0,45=2,765 mm.

Nadwyżka ekstra grubości:
e

ex

=5-2,765=2,235 mm

Przyjęto e

n

=4,5 mm

Dobór kołnierzy dla króćców: Dla króćca ciepłej wody DN=100

Przyjęto według PN-ISO 7005-1 kołnierz typu 01(płaski, spawany)

D

zew

=210 mm,

średnica podziałowa śrub

K=170 mm

Średnica otworów pod śruby L=18 mm,

Przyjęto 4 śruby M16

Średnica zewnętrzna rury A=114 mm,

Średnica otworu kołnierza B

1

=116 mm,

Grubość kołnierza C

1

=18 mm.

Dla króćca wody grzejnej DN=10

41

Obliczenia ściany sitowej:

Materiał ściany sitowej: stal grupy 1.1 P275N.

Rp

0,2

20

=275N/mm

2

,

Rp

0,2

50

=264N/mm

2

,

Rp

0,2

100

=245N/mm

2

,

Rp

0,2

150

=226N/mm

2

,

Rm=390-510 N/mm

2

,

Rp

0,2

70

=256,4N/mm

2

,

A

5

=24%

5

,

1

/

2

,

0

t

Rp

f 

Założono, że w głowicy temperatura wody sieciowej wynosi 150ºC, a wiec
ściana sitowa może nagrzać się do takiej temperatury jeśli nie będzie wody w
zbiorniku zasobnika

5

,

1

226



f

f=150,6 MN/m

2

Dobór kołnierzy dla ściany sitowej DN 250

Kołnierze przyspawane są do dwóch odcinków rury bez szwu walcowanej na
gorąco w/g PN-80/H-74219 o średnicy 273 mm i grubości e

n

=10 mm.

Jeden z odcinków rury wspawany jest w dno elipsoidalne płaszcza zasobnika
ciepła, drugi stanowi płaszcz głowicy zakończony przyspawaną dennicą i
przedzielony szczelnie wspawaną przegrodą uniemożliwiającą mieszanie się
wody sieciowej zasilającej zasobnik z wodą powracającą z rurek wężownicy.

Między kołnierze wsunięta jest ściana sitowa.

W kołnierzach należy wytoczyć rowki pod uszczelki. Zadaniem uszczelek jest
zapewnienie szczelności połączeń kołnierzy ze ścianą sitową.

Uszczelka łącząca ścianę sitową od strony płaszcza zbiornika ma kształt
pierścienia, natomiast uszczelka od strony głowicy ma kształt pierścienia z
paskiem na wysokości połowy jej średnicy w celu zapewnienia szczelności
między przegrodą głowicy, a ścianą sitową.

W ścianie sitowej należy zapewnić odpowiedni rowek dla umieszczenia
poziomego paska uszczelki. Założono, że zagłębienie pod poziomy pas uszczelki

42

będzie wykonane przez przyspawanie do ściany sitowej spoiną przerywaną
dwóch prętów (płaskowników). W ten sposób ściana sitowa nie będzie osłabiona
rowkiem pod uszczelkę.

Przyjęto dla ciśnienia 1,6 MPa według PN-ISO 7005-1 kołnierz typu 01(płaski,
spawany) PN16 DN250

D

zew

=405 mm,

średnica podziałowa śrub

K=355 mm

Średnica otworów pod śruby L=26 mm,

Przyjęto 12 śrub M24

Średnica otworu kołnierza B

1

=276,5 mm,

Grubość kołnierza C

1

=28 mm.

Założono średnicę D

0

=220 mm.

Dla przypadku, kiedy występuje ciśnienie wody zarówno w sieci jak i w
instalacji wodociągowej grubość ściany sitowej można policzyć z następującej
zależności:





t

s

P

P

f







8

,

0

4

D

e

0



p

d

-

p

t





p – podziałka, p=30 mm

d

t

– średnica rurki, d

t

=15 mm

30

15

-

30





=0,5





913

,

0

6

,

0

6

,

1

6

,

150

8

,

0

5

,

0

4

220

e











mm

Dla przypadku, kiedy ciśnienie wody wodociągowej spadnie do zera P

s

=0





461

,

1

0

6

,

1

9

,

170

8

,

0

5

,

0

4

220

e











mm

43

Założono, że rurki wężownicy będą wykonane z rury stalowej o średnicy
zewnętrznej d

t

=15 mm w/g PN-73/H-74240 (rury stalowe bez szwu, precyzyjne).

Minimalna grubość ściany sitowej e

a

≥0,75*d

t

.

e

a

≥11,25 mm.

Ze względów technologicznych (rozwalcowywanie rurek) założono minimalną
grubość ściany sitowej wykonanej z blachy w/g PN-80/H-92200 i przyjęto
e=20 mm.

odchyłka na korozję c=s*τ=20*0,04=0,8 mm,

dodatnia i ujemna odchyłka grubości y ( z normy dla blach) wynosi +0,3/-0,8
mm grubości nominalnej to znaczy δe=-0,8 mm,



Grubość nominalna:

Założono, że ściana sitowa będzie korodowała z obydwu stron.

e

n

>e+c+2*δe=20+0,8+1,6=22,4 mm.

Przyjęto e

n

=23 mm

f – nominalne naprężenia

Założono: G

s

=

G

c

=275+20=295 mm (G

s

,

G

c

– średnie średnice uszczelek od

strony głowicy i od strony płaszcza, dla przypadku rozpatrywanego zasobnika
zakładamy, że uszczelki mają takie same wymiary średnicy. Najlepiej
zaprojektować i przyjąć po narysowaniu kołnierzy między głowicą i
zbiornikiem) (rys.11.5.2 str.155 normy)

D

0

=220 mm (D

0

– średnica tej części ściany sitowej w której wykonane są

otwory na rurki, średnica okręgu opisanego na części perforowanej ściany
sitowej)

Stosunki średnic ρ

s

, ρ

c

oraz moment M

TS

- ρ

s

=G

s

/D

0

=295/220=1,34 (13.4.4-2)

- ρ

c

=G

c

/D

0

=295/220=1,34 (13.4.4-4)

G

s

- średnia średnica uszczelki ściany sitowej od strony płaszcza,

44

G

c

- średnia średnica uszczelki ściany sitowej od strony głowicy

moment wynikający z ciśnień P

s

oraz P

t

działający na wieniec poza rurkami





















t

c

c

s

s

s

TS

P

P

D

M

1

1

1

1

16

2

2

2

0





















Dla ciśnienia w płaszczu P

s

=0





















6

,

1

1

34

,

1

1

34

,

1

0

,

0

1

34

,

1

1

34

,

1

16

220

,

0

2

2

2













TS

M

= - 0,0046 MN

M

TS

=-4,6 kN

p

d

-

p

t





p – podziałka, p=30 mm

d

t

– średnica rurki, d

t

=15 mm

30

15

-

30





=0,5

*

*

*

*

d

-

p

p











t

t

t

t

t

t

e

d

f

f

E

E

e

d

d





























































2

;

2

max

*



e

x

t,

l





Założono że:
l

t,x

=10 mm (rys.13.7.3-5 str.255 normy), ściana sitowa i rurki wykonane są z

materiałów o takich samych własnościach wytrzymałościowych E

t

=E, f

t

=f (dla

uproszczenia obliczeń).





20

10



0,5

   















































5

,

0

1

1

5

,

1

2

15

2



f

f

E

E

e

d

t

t

t

t

13,5 mm

45

mm

e

d

t

t

12

5

,

1

2

15

2













Do dalszych obliczeń przyjęto:
d

*

=13,5 mm

Jeżeli jest tylko jedno pole bez otworów na rurki na średnicy ściany sitowej o
szerokości U

L

. (rys.13.7.3-5 str.255 normy)

0

*

4

1

p

D

U

p

L











U

l

≤4*p

p – bok kwadratu (podziałka),

U

l

≤4*30=120 mm

U

l

≥2*r

gmin

, gdzie:

r

gmin

– minimalny promień gięcia rury.

r

gmin

= (1,5-2,0)*d

t

(średnicy rurki wężownicy)

U

l

≥2*2*15=60 mm

Założono U

L

=60 mm











220

60

4

1

27

*



p

33 mm





33

13,5

-

33

*



0,59

e/p=20/27=0,74

Wartości efektywnych współczynników sprężystości E

*

oraz ν

*

w funkcji μ

*

dla

różnych wartości stosunku e/p podane są w nomogramach dla:
-

rozmieszczenia rurek w wierzchołkach trójkąta równobocznego na rys nr

13.7.8-1 a i b,

-

rozmieszczenia rurek w wierzchołkach kwadratu na rys nr 13.7.8-2 a i b.

46

Dla μ

*

=0,6 i e/p=0,74 (z rys. nr 13.7.8-1 a) - E

*

/E=0,71

oraz z ( rys. nr 13.7.8-1 b) - ν

*

=0,3

K=A/D

0

,

A – zewnętrzna średnica ściany sitowej,

K=405/220=1,841,





K

E

E

F

ln

-

1

*

*





(13.4.4-9)

Po podstawieniu wartości ν

*

=0,3 oraz E

*

/E=0,71 otrzymanych z nomogramów

można obliczyć:









841

,

1

ln

71

,

0

3

,

0

-

1

F

0,602

Moment M

*

działający na pierścień ściany sitowej poza pęczkiem rur

Dla przypadku d

1





0

max

*

2

D

G

G

W

M

M

s

c

TS











(13.4.5-4)

Ponieważ G

s

=

G

c

=275+20=295 mm

Jeżeli G

c

=G

s

to M*=M

TS

ponieważ drugi człon się zeruje.

M*=M

TS

.

Moment M

p

działający na obrzeże ściany sitowej





F

P

P

F

D

M

M

t

s

p









1

32

2

0

*

(13.4.5-8)

Przy założeniu, że ciśnienie w głowicy: P

t

=0





602

,

0

1

0

6

,

0

602

,

0

32

22

,

0

0046

,

0

2











p

M

=

-0,00321 MN

47

Moment M

0

działający na środek ściany sitowej









t

s

p

P

P

D

M

M









*

2

0

0

3

64



(13.4.5-9)

Dla ciśnienia w sieci wodociągowej: P

s

=0









6

,

1

0

3

,

0

3

64

22

,

0

00321

,

0

2

0











M

= -0,0072 MN

Maksymalny moment zginający działający na ścianę sitową





0

;

max

M

M

M

p



(13.4.5-10)

M= -0,0072 MN

Naprężenia zginające w ścianie sitowej.
Maksymalne naprężenia zginające promieniowe w ścianie sitowej





2

*

*

6

g

h

e

M









(13.4.5-11)

h

g

*

= max[(h

g

-c

t

);(0)], gdzie c

t

- poprawka na korzję

h

g

–głębokość rowka pod uszczelkę, założono że h

g

=0.













2

0

02

,

0

3

,

0

6

0072

,

0



360 MN/m

2

Dla wszystkich rozpatrywanych przypadków naprężenia zginające nie mogą
przekraczać wartości 2*f.

2*150,6 MN/m

2

=301,2 MN/m

2

Ponieważ naprężenia przekraczają wartość 2*f należy zwiększyć grubość ściany
sitowej do: e=22 mm i powtórzyć tok obliczeń dla zwiększonej grubości ściany
sitowej.

σ≤2*f













2

0

022

,

0

3

,

0

6

0072

,

0



297,5 MN/m

2

48

σ≤2*f=2*150,6 MN/m

2

=301,2 MN/m

2

– warunek jest spełniony.

Dla sprawdzenia należy przeliczyć naprężenia w ścianie sitowej dla przyjętej
zwiększonej grubości.

Ostatecznie grubość nominalna ściany sitowej:

Założono, że ściana sitowa będzie korodowała z obydwu stron.

e

n

>e+c+2*δe=22+0,8+1,6=24,4 mm.

Przyjęto e

n

=25 mm

Naprężenia ścinające w ścianie sitowej.

Maksymalne naprężenia ścinające w ścianie sitowej:





t

s

P

P

e

D





























0

4

1





(13.4.5-13)





6

,

1

0

022

,

0

22

,

0

5

,

0

4

1





























=8,0 MN/m

2

Dla wszystkich rozpatrywanych przypadków maksymalne naprężenia ścinające
w ścianie sitowej nie mogą być większe od wartości 0,8*f

τ≤0,8*150,6 MN/m

2

=120,48 MN/m

2

(13.4.5-14)

Warunek jest spełniony.