Нормативные документы в сфере деятельности
Федеральной службы по экологическому,
технологическому и атомному надзору

Серия 20

Документы по котлонадзору

Выпуск 4

НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ
СТАЦИОНАРНЫХ КОТЛОВ
И ТРУБОПРОВОДОВ ПАРА
И ГОРЯЧЕЙ ВОДЫ

РД 10-249-98

Москва
ЗАО НТЦ ПБ
2010

Редакционная коллегия:

B.C. Котельников, Н.А. Хапонен, А.А. Шельпяков
(Госгортехнадзор России)

Ю.К. Петреня, Е.Э. Гильде, А.В. Судаков, А.А. Чижик, И.А. Данюшевский, П.В. Белов, А.М. Рейнов
(АООТ НПО ЦКТИ им. И.И. Ползунова)

Нормы расчета на прочность стационарных котлов и трубопроводов пара и горячей воды распространяются на паровые котлы и паропроводы с избыточным рабочим давлением более 0,07 МПа и на водогрейные котлы и трубопроводы горячей воды с температурой свыше 115 °С.

Допускается применение Норм при расчете сосудов энергомашиностроения и корпусов арматуры тепловых электростанций и других установок.

Нормы не распространяются на котлы, трубопроводы, встроенные и автономные пароперегреватели и экономайзеры, устанавливаемые на морских и речных судах и на других плавучих средствах или объектах подводного применения, а также на подвижном составе железнодорожного, автомобильного и гусеничного транспорта, и на котлы с электрическим обогревом.

Для котлов и трубопроводов, находящихся в эксплуатации, в процессе монтажа или изготовления или оконченных проектированием до введения настоящих Норм, переоформление расчетов на прочность в соответствии с новыми нормами не требуется.

Текст настоящего издания Норм включает Изменение № 1 (РДИ 10-413(249)-01), утвержденное постановлением Госгортехнадзора России от 13.07.01 № 31.

СОДЕРЖАНИЕ

 

НОРМЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ
СТАЦИОНАРНЫХ КОТЛОВ
И ТРУБОПРОВОДОВ ПАРА И ГОРЯЧЕЙ ВОДЫ

РД 10-249-98

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

Настоящие Нормы расчета на прочность стационарных котлов и трубопроводов пара и горячей воды распространяются на паровые котлы и паропроводы с рабочим давлением более 0,07 МПа и на водогрейные котлы и трубопроводы горячей воды с температурой свыше 115 °С:

на котлы с топкой, котлы-утилизаторы, энерготехнологические котлы и др.;

на встроенные и автономные пароперегреватели и экономайзеры;

на трубопроводы пара и горячей воды в пределах котла, включая опускные трубы, соединительные трубы и стояки;

на трубопроводы пара и горячей воды любого назначения;

на сосуды, подключенные к тракту котла (пароохладители, сепараторы и др.).

Допускается применение Норм при расчете сосудов энергомашиностроения и корпусов арматуры тепловых электростанций и других установок.

Нормы не распространяются на котлы, трубопроводы, встроенные и автономные пароперегреватели и экономайзеры, устанавливаемые на морских и речных судах и на других плавучих средствах или объектах подводного применения, а также на подвижном составе железнодорожного, автомобильного и гусеничного транспорта, и на котлы с электрическим обогревом.

Нормы должны применяться совместно с Правилами устройства и безопасной эксплуатации паровых и водогрейных котлов (ПГК-93)^*, Правилами устройства и безопасной эксплуатации трубопроводов пара и горячей воды (ПГТ-94)^** и Правилами устройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих под давлением (ПБ 10-115-96)^***.

_____________

^* Действуют Правила устройства и безопасной эксплуатации паровых и водогрейных котлов (ПБ 10-574-03), утвержденные постановлением Госгортехнадзора России от 11.06.03 № 88, зарегистрированным Минюстом России 18.06.03 г., рег. № 4703. (Примеч. изд.)

^** Действуют Правила устройства и безопасной эксплуатации трубопроводов пара и горячей воды (ПБ 10-573-03), утвержденные постановлением Госгортехнадзора России от 11.06.03 № 90, зарегистрированным Минюстом России 18.06.03 г., рег. № 4719. (Примеч. изд.)

^*** Действуют Правила устройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих под давлением (ПБ 03-576-03), утвержденные постановлением Госгортехнадзора России от 11.06.03 № 91, зарегистрированным Минюстом России 19.06.03 г., рег. № 4776. (Примеч. изд.)

Для котлов и трубопроводов, находящихся в эксплуатации, в процессе монтажа или изготовления или оконченных проектированием до введения настоящих Норм, переоформление расчетов на прочность в соответствии с новыми нормами не требуется.

1.1. Основные условные обозначения

1.1.1. В формулах приняты следующие обозначения, представленные в табл. 1.1.

Таблица 1.1

1.2. Область применения

1.2.1. Приведенные в Нормах методы расчета на прочность применимы при соблюдении следующих условий:

конструкция, материалы, изготовление, контроль, монтаж и ремонт котла, трубопровода и их деталей, работающих под давлением, удовлетворяют соответствующим требованиям Правил (ПГК-93, ПГТ-94, ПБ 10-115-96);

эксплуатация котла и трубопровода удовлетворяет требованиям не ниже требований правил технической эксплуатации, согласованных с Госгортехнадзором России^* (далее - госгортехнадзором), например, Правил технической эксплуатации электрических станций и сетей»;

_____________

^* Указами Президента Российской Федерации от 09.03.04 № 314 и от 20.05.04 № 649 функции Федерального горного и промышленного надзора России (Госгортехнадзора России) переданы Федеральной службе по экологическому, технологическому и атомному надзору (Ростехнадзору). (Примеч. изд.)

при монтаже, эксплуатации и ремонте обеспечено выполнение инструкций и указаний предприятия-изготовителя.

1.2.2. При расчете деталей, конструкция которых, способы изготовления и условия эксплуатации отличаются от общепринятых, установленных соответствующими Правилами, необходимо вводить коррективы, учитывающие особенности изготовления и эксплуатации. Для деталей, подверженных частым сменам нагрузки или колебаниям температуры, должны выполняться поверочные расчеты на малоцикловую усталость.

1.2.3. Прочность деталей, методы расчета которых в Нормах не приводятся, должна быть подтверждена изготовителем в результате проведения испытаний моделей или образцов либо расчетами на прочность, согласованными со специализированными научно-исследовательскими организациями. При этом должно быть обеспечено соблюдение запасов прочности не менее установленных настоящими Нормами.

1.2.4. Методика расчетов на прочность, приведенная в Нормах, предусматривает выполнение расчетов в прямом и обратном порядке. При прямом порядке расчетов определяется номинальная или допустимая толщина стенки по заданному или принятому расчетному давлению, при обратном порядке расчета определяется величина допустимого давления по фактической или номинальной толщине стенки. Обратный порядок расчета может быть назван контрольным расчетом. Выбор порядка расчета должен производиться организацией, выполняющей расчет.

В Нормах не приводятся последовательность и методика поверочного расчета, основной задачей которого является обоснование расчетного ресурса эксплуатации. Однако в поверочном расчете должны использоваться значения номинальных допускаемых напряжений и основные расчетные формулы и зависимости, приведенные в разделах 3, 4 данных Норм.

1.3. Расчетное давление

1.3.1. Под расчетным давлением р следует понимать избыточное давление рабочей среды, по которому производится расчет на прочность данной детали.

Расчетное давление должно приниматься конструкторской организацией в целях обеспечения расчетом на прочность, выполняемым этой организацией, надежности детали в условиях испытаний и эксплуатации.

Расчетное давление должно быть равно максимальному давлению рабочей среды, возможному для данной детали в нормальных условиях эксплуатации, или больше его. Необходимость превышения расчетного давления над рабочим, а также размеры этого превышения должны определяться конструкторской организацией с учетом особенности конструкции котла и его комплектации (например, предохранительными клапанами), назначения котла и опыта эксплуатации котла данного типа.

1.3.2. Расчетное давление детали котла р следует принимать равным расчетному давлению рабочей среды на выходе из котла (перегревателя), увеличенному на потерю давления от гидравлического сопротивления на участке между расчетной деталью и выходом рабочей среды из котла. Потеря давления должна определяться при максимальном расходе среды.

Для элементов, заполненных водой, следует прибавить гидростатическое давление столба воды, расположенного над нижней частью расчетного элемента.

Гидростатическое давление и потери гидравлического сопротивления принимаются в расчет, если их сумма равна или более 3 % расчетного давления.

1.3.3. Расчетное давление рабочей среды на выходе из котла должно приниматься равным номинальному давлению при номинальной температуре и паропроизводительности (или номинальном расходе воды для водогрейного котла), увеличенному на положительное отклонение, вызванное регулированием величины номинального давления, если это отклонение превышает 3 %.

1.3.4. Расчетное давление в трубах поверхностей нагрева или трубопроводах принимается равным давлению рабочей среды на входе в рассчитываемый пакет или трубопровод (в соответствующем коллекторе, барабане котла или полости теплообменника).

1.3.5. Расчетное давление в чугунных экономайзерах следует определять в соответствии с п. 1.3.2; при этом оно должно быть не менее расчетного давления в котле, увеличенного на 25 %.

1.3.6. Кратковременное повышение давления при полном открытии предохранительных клапанов в расчете допускается не учитывать, если при максимальной производительности котла оно не превышает 10 % рабочего давления. Если это условие не соблюдается, то расчетное давление должно приниматься равным 90 % давления при полном открытии предохранительных клапанов.

1.3.7. Расчетное давление в трубопроводах воды после насосов должно приниматься равным 90 % максимального давления, создаваемого насосами при закрытых задвижках.

1.3.8. Во всех случаях величина расчетного давления должна приниматься не менее 0,2 МПа.

1.4. Расчетная температура

1.4.1. Под расчетной температурой стенки t следует понимать температуру металла, по которой выбирается величина допускаемого напряжения для рассчитываемой детали котла или трубопровода.

1.4.2. Расчетную температуру стенки деталей, не обогреваемых горячими газами или надежно изолированных от обогрева извне, следует принимать равной температуре содержащейся в ней рабочей среды без учета допусков по отклонению температуры рабочей среды от номинальной, установленных ГОСТ 3619, ГОСТ 21563, ГОСТ 22530.

Детали считаются надежно изолированными, если обеспечены условия, при которых повышение средней температуры стенки от тепловосприятия извне не будет превышать 5 °С.

Для экранов это условие соблюдается, если просвет между экранными трубами или между плавниками труб не превышает 3 мм.

1.4.3. За расчетную температуру стенки обогреваемых деталей следует принимать среднеарифметическое значение температур наружной и внутренней поверхности стенки в наиболее нагретой части детали, определенных теплотехническим расчетом или измерением.

1.4.4. Расчетную температуру стенки необогреваемых деталей котлов и трубопроводов следует принимать равной температуре среды на входе в расчетный элемент (при отсутствии внутри детали греющих теплообменников или при размещении в ней охлаждающего теплообменника) или равной температуре среды на выходе из детали (при размещении в ней греющих теплообменников).

1.4.5. Если избыточное давление горячих газов превышает 0,1 МПа, то расчетная температура стенки обогреваемых деталей должна приниматься по тепловому расчету или по данным измерений температуры.

1.4.6. Расчетную температуру стенки деталей котлов и трубопроводов в пределах котла следует принимать не менее 250 °С.

Допускается принимать расчетную температуру стенки необогреваемых деталей котлов и трубопроводов ниже 250 °С по согласованию со специализированными научно-исследовательскими организациями.

1.5. Толщина стенки и прибавки

1.5.1. Расчетная толщина стенки s_R, вычисленная по формулам раздела 3 настоящих Норм, должна определяться по заданным значениям расчетного давления и номинального допускаемого напряжения с учетом ослабления отверстиями и (или) сварными соединениями.

1.5.2. Номинальная толщина стенки s должна приниматься по расчетной толщине стенки с учетом прибавок, указанных в пп. 1.5.5 и 1.5.6, с округлением до ближайшего большего размера, имеющегося в сортаменте толщин соответствующих полуфабрикатов. Допускается округление в меньшую сторону не более 3 % принятой окончательно номинальной толщины стенки.

1.5.3. Допустимая толщина стенки [s] должна определяться по расчетной толщине стенки с учетом эксплуатационной прибавки с₂, определяемой согласно пп. 1.5.5 и 1.5.7.

1.5.4. Фактическая толщина стенки s_f, полученная непосредственными измерениями толщины готовой детали при операционном и (или) эксплуатационном контроле, должна быть не менее допустимой толщины стенки. Точность измерительного прибора, используемого при определении s_f, следует учитывать, если его погрешность превышает 1 %.

1.5.5. По назначению прибавки к расчетной толщине стенки следует подразделять:

на прибавку с₁ (производственная прибавка), компенсирующую возможное понижение прочности детали в условиях изготовления детали за счет минусового отклонения толщины стенки полуфабриката, технологических утонений и др.;

на прибавку с₂ (эксплуатационная прибавка), компенсирующую возможное понижение прочности детали в условиях эксплуатации за счет всех видов воздействия: коррозии, механического износа (эрозии) и др.

Утонение в результате абразивного износа труб учтено в приводимых значениях прибавки с₂ только при выборе скорости газов, ограничивающих чрезмерный износ согласно «Тепловому расчету котельных агрегатов. Нормативный метод» (далее - «Тепловой расчет»). При большем износе прибавка на утонение из-за абразивного износа должна приниматься согласно «Тепловому расчету».

Сумма прибавок с = с₁ + с₂ должна быть не менее минимальных значений, указанных в разделе 3 и относящихся к расчету конкретных деталей.

1.5.6. Производственная прибавка с₁ состоит из прибавки, компенсирующей минусовое отклонение с₁₁, и технологической прибавки с₁₂: с₁ = с₁₁ + с₁₂.

Значение прибавки с₁₁ следует определять по предельному минусовому отклонению толщины стенки, установленному стандартами или техническими условиями на полуфабрикаты; значение прибавки с₁₂ должно определяться технологией изготовления детали и принимается по техническим условиям на изделие.

Для прямых труб и обечаек, подвергающихся на предприятии-изготовителе механической обработке, с₁₁ = 0; для деталей, деформирование которых при изготовлении не приводит к ослаблению стенки заготовки, с₁₂ = 0.

1.5.7. Эксплуатационная прибавка состоит из прибавок, компенсирующих понижение прочности по пароводяной стороне с₂₁ и со стороны газов с₂₂.

Значение прибавки с₂₁ для всех обогреваемых и необогреваемых деталей из аустенитных сталей, а также для труб наружным диаметром 32 мм и менее из углеродистой и теплоустойчивой сталей равно нулю. Для остальных деталей (труб наружным диаметром более 32 мм, коллекторов, барабанов, фасонных деталей и трубопроводов и других, изготовляемых из углеродистой и теплоустойчивой сталей) значение прибавки с₂₁ на расчетный ресурс 10⁵ ч должно определяться по табл. 1.2.

При расчетном ресурсе более 10⁵ ч прибавку с₂₁ следует увеличить с учетом скорости коррозии; при ресурсе до 2 × 10⁵ ч допускается принимать (впредь до уточнения) значение этой прибавки такой, как при ресурсе 10⁵ ч.

При расчетном ресурсе менее 10⁵ ч прибавку с₂₁ допускается принимать уменьшенной пропорционально ресурсу.

Значение прибавки с₂₂ для необогреваемых деталей равно нулю.

Таблица 1.2

Прибавка с₂₁, мм

Примечание. Для гибов опускных, водоперепускных и необогреваемых труб для пароводяной смеси и насыщенного пара наружным диаметром более 76 мм при рабочем давлении котла от 8 до 20 МПа следует принимать прибавку с₂₁ от 1 до 3 мм в зависимости от опыта эксплуатации котла данного типа; для труб наружным диаметром 133 мм и более использование прибавки с₂₁ менее 3 мм должно быть согласовано со специализированными научно-исследовательскими организациями.

Значение прибавки с₂₂ для обогреваемых деталей должно приниматься в зависимости от температуры наружной поверхности детали, вида топлива и металла детали. Для определения прибавки с₂₂ температура наружной поверхности детали должна сравниваться с допустимой температурой, значения которой приведены в табл. 1.3. Расчетная температура наружной поверхности обогреваемых деталей, определяемая по тепловому расчету с учетом тепловой и гидравлической неравномерности, но без учета временного увеличения неравномерности обогрева, не должна превышать значений допустимой температуры [t].

Таблица 1.3

Допустимая температура наружной поверхности с учетом продуктов сгорания [t], °C

Примечание. Допустимая температура наружной поверхности экранных труб из стали 12X1МФ, расположенных в зоне максимальных тепловых нагрузок более 407 кВт/м² (350 ∙ 10³ ккал/(м² ∙ ч), при сжигании сернистых мазутов не должна превышать 545 °С с учетом запаса на межпромывочный период.

Для необогреваемых участков труб из стали марок 12Х1МФ, 12Х2МФСР и 12Х2МФБ, соединяющих трубы поверхности нагрева из аустенитной стали с коллекторами из легированной стали, допускается температура стенки до 600 °С.

Значение прибавки с₂₂ для ресурса 10⁵ ч должно приниматься минимальным из условий:

при температуре наружной поверхности t_a < ([t] - 40) °С

с₁ + с₂ ≥ 0,5 мм;

при температуре согласно условию ([t] - 40) °С < t_a ≤ [t]

с₁ + с₂ ≥ 1,0 мм.

Для обогреваемых углеродистых труб общего назначения (например, из стали марки Ст3) прибавка с₂₂ должна приниматься не менее 0,4 мм независимо от температуры стенки, марки стали и категории качества.

Для стали марки 12Х18Н12Т при сжигании высокосернистых и сернистых мазутов и для сталей марок 12Х1МФ, 12Х2МФСР и 12Х2МФБ при сжигании эстонских сланцев допускается температура наружной поверхности деталей выше допустимой, но не более значений температуры, установленных для остальных энергетических топлив, при условии увеличения значения прибавки с₂₂ на 0,5 мм в первом случае и на 0,3 мм во втором на каждые 10 °С повышения температуры.

Для ресурса эксплуатации менее 10⁵ ч значение прибавки с₂₂ к фактической толщине стенки допускается принимать пропорционально отношению данного ресурса к ресурсу в 10⁵ ч.

При выборе расчетной температуры наружной поверхности труб экранов котлов сверхкритических параметров следует учитывать повышение этой температуры в течение межпромывочного периода.

Для труб, находящихся в теплом ящике энергетического котла, значения прибавки с₂₂ должны приниматься равными 0,5 значения, определяемого для обогреваемых труб при той же расчетной температуре наружной поверхности.

Расчетная температура стенок труб в теплом ящике должна приниматься равной температуре рабочей среды с учетом неравномерностей ее распределения.

1.5.8. При вычислении и измерении толщины стенки в документацию следует записывать значение с округлением до 0,1 мм.

2. ДОПУСКАЕМОЕ НАПРЯЖЕНИЕ

2.1. Под номинальным допускаемым напряжением [σ] следует понимать величину напряжения, используемую для определения расчетной толщины стенки детали или допустимого давления по принятым исходным данным и марке металла.

Приведенные в настоящих Нормах допускаемые напряжения и указания по их выбору применимы при использовании металлов и полуфабрикатов, которые разрешены Правилами госгортехнадзора.

Уровень расчетных характеристик используемых металлов и полуфабрикатов должен быть подтвержден статистической обработкой данных испытаний, периодическим контролем качества продукции не реже одного раза в 5 лет и положительным заключением специализированной научно-исследовательской организации в соответствии с требованиями Правил госгортехнадзора.

2.2. Номинальные допускаемые напряжения для катаной или кованой стали марок, широко используемых в котлах и трубопроводах, следует принимать по табл. 2.1 - 2.5.

Для промежуточных значений ресурса эксплуатации, указанных в таблицах, значение допускаемого напряжения разрешается определять линейной интерполяцией ближайших значений между ресурсами с округлением до 0,5 МПа в меньшую сторону, если разница между этими значениями не превышает 20 % их среднего значения. В остальных случаях должно применяться «логарифмическое» интерполирование. Экстраполяция значений допускаемых напряжений для ресурса менее 10⁴ не допускается без согласования со специализированными научно-исследовательскими организациями.

Допускаемые напряжения для сталей иностранных марок, допущенных к применению Госгортехнадзором России, должны устанавливаться специализированными научно-исследовательскими организациями. Для стали 2.1/4 Cr1Mo (10CrМо910 для труб по ДИН 17175 и для листа по ДИН 17155) могут быть использованы значения допускаемых напряжений, приведенные в табл. 2.6.

Таблица 2.1

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для углеродистой и марганцовистой сталей, не зависящие от расчетного ресурса, МПа

Таблица 2.2

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для углеродистой и марганцовистой сталей, МПа

Продолжение табл. 2.2

Примечания: 1. Выше черты приведены значения напряжений, определяемые по пределу текучести в зависимости от температуры.

2. Значения допускаемых напряжений в колонках для ресурса 10⁴ и 2 ∙ 10⁵ ч, отмеченные выше черты знаком «-», принимаются равными соответствующим значениям в колонке для ресурса 10⁵ ч.

3. Значения допускаемых напряжений, указанные ниже черты, соответствуют работе элементов в условиях ползучести и определены по пределу длительной прочности для соответствующего ресурса.

Таблица 2.3

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для теплоустойчивой стали, МПа

Продолжение табл. 2.3

Примечания: 1. Выше черты приведены значения напряжений, определяемые по пределу текучести в зависимости от температуры.

2. Значения допускаемых напряжений в колонках для ресурса 10⁴, 2 ∙ 10⁵ и 3 ∙ 10⁵ ч, отмеченные выше черты знаком «-», принимаются равными соответствующим значениям в колонке для ресурса 10⁵ ч.

3. Значения допускаемых напряжений, указанные ниже черты, соответствуют работе элементов в условиях ползучести и определены по пределу длительной прочности для соответствующего ресурса.

Таблица 2.4

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для высокохромистой и аустенитной сталей, МПа

Примечания: 1. Выше черты приведены значения напряжений, определяемые по пределу текучести в зависимости от температуры.

2. Значения допускаемых напряжений в колонках для ресурса 10⁴, 2 ∙ 10⁵ и 3 ∙ 10⁵ ч, отмеченные выше черты знаком «-», принимаются равными соответствующим значениям в колонке для ресурса 10⁵ ч.

3. Значения допускаемых напряжений, указанные ниже черты, соответствуют работе элементов в условиях ползучести и определены по пределу длительной прочности для соответствующего ресурса.

Таблица 2.5
Рекомендуемая

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для стали 10Х9МФБ, МПа

Примечания: 1. Выше черты приведены значения допускаемых напряжений, определяемых по пределу текучести в зависимости от температуры.

2. Значения допускаемых напряжений в колонках для ресурса 10⁴ и 2 ∙ 10⁵ ч, отмеченные выше черты знаком «-», принимаются равными соответствующим значениям в колонке для ресурса 10⁵ ч.

3. Значения допускаемых напряжений, указанные ниже черты, соответствуют работе элементов в условиях ползучести и определены по пределу длительной прочности для соответствующего ресурса.

4. Значения допускаемых напряжений со знаком ^* получены экстраполяцией с малых по времени баз испытаний и должны быть откорректированы с учетом требований подраздела 2.1.

Таблица 2.6

Номинальные допускаемые напряжения для стали 2 1/4 Cr1Mo (10CrМо910) на расчетный ресурс 10⁵ ч

2.3. Для сталей марок, не приведенных в табл. 2.1 - 2.4, и для других металлов, допущенных к применению Госгортехнадзором России, номинальное допускаемое напряжение следует принимать равным наименьшему из приведенных в табл. 2.7 значений, полученных в результате деления соответствующей расчетной характеристики прочности металла при растяжении на соответствующий запас прочности по данной характеристике.

При выполнении контрольных расчетов деталей, изготовленных из стали 12ХМФ, допускается использовать значения допускаемых напряжений, приведенных в табл. 2.1 - 2.4. для стали 12Х1МФ.

2.4. В качестве расчетных характеристик прочности металла следует принимать:

временное сопротивление при растяжении σ_В;

предел текучести о_т/1 или условный предел текучести σ_0,2/t, σ_1,0/t;

условный предел длительной прочности , , , ;

условный предел ползучести .

Значения характеристик σ_В, σ_T/t, σ_0,2/t, σ_1,0/t следует принимать равными минимальным значениям, установленным в соответствующих стандартах или технических условиях для металла данной марки.

Значения характеристик , , ,  и  следует принимать равными средним значениям, установленным в соответствующих стандартах или технических условиях для металла данной марки.

Таблица 2.7

Формулы для определения номинального допускаемого напряжения [σ], не зависящего от расчетного ресурса, или для расчетного ресурса 10⁵ ч

_____________

¹ Для углеродистой и теплоустойчивой стали повышенной прочности (σ_B > 490 МПа и минимальное относительное удлинение δ₅ < 20 %) запас прочности по пределу текучести следует увеличить на 0,025 на каждый процент уменьшения относительного удлинения ниже 20 %.

² Характеристики прочности должны определяться без учета термического и механического упрочнения. Условие неприменимо для деталей, в которых недопустима пластическая деформация (фланцы, шпильки). Допускается использовать минимальное значение условного предела текучести при остаточной деформации 0,2 % с запасом 1,15.

³ При расчете на изгиб допускаемые напряжения принимаются уменьшенными на 50 %.

⁴ Условие используется, если в стандартах или технических условиях на металл отсутствуют гарантируемые значения σ_В, σ_1,0/t, .

Отклонения характеристик в меньшую сторону допускаются не более чем на 20 % от среднего значения.

Допускается использование σ_Т/t вместо σ_0,2/t, если в стандартах или технических условиях на металл нормированы значения σ_Т/t и отсутствуют нормированные значения σ_0,2/t.

Уровень расчетных характеристик используемых металлов и полуфабрикатов должен быть подтвержден статистической обработкой данных испытаний, периодическим контролем качества продукции и положительным заключением специализированной научно-исследовательской организации в соответствии с требованиями Правил госгортехнадзора.

2.5. Для стальных отливок номинальное допускаемое напряжение следует принимать равным следующим величинам:

85 % значений допускаемого напряжения, определенного согласно табл. 2.1 - 2.4 для одноименной марки катаной или кованой стали, если отливки подвергаются сплошному неразрушающему контролю;

75 % от указанных в табл. 2.1 - 2.4 значений, если отливки не подвергаются сплошному неразрушающему контролю.

2.6. Для стальных деталей, работающих в условиях ползучести при разных за расчетный ресурс расчетных температурах, за допускаемое разрешается принимать напряжение [σ]_e, вычисленное по формуле

где τ₁, τ₂, ..., τ_n - длительность периодов эксплуатации деталей с температурой стенки соответственно t₁, t₂, ..., t_n, ч;

[σ]₁, [σ]₂, ..., [σ]_п - номинальные допускаемые напряжения для расчетного ресурса при температурах t₁, t₂, ..., t_n, МПа;

 - общий расчетный ресурс, ч;

т - показатель степени в уравнении длительной прочности стали.

Для углеродистых, низколегированных хромомолибденовых и хромомолибденованадиевых, а также аустенитных сталей допускается принимать m = 8. Периоды эксплуатации при разной температуре стенки рекомендуется принимать по интервалам температуры 5 или 10 °С.

Определение эквивалентных напряжений по приведенной упрощенной методике рекомендуется принимать для интервала температур не более 30 °С. При необходимости определения эквивалентных допускаемых напряжений для интервала температур более 30 °С следует использовать среднее значение показателя степени согласно данным экспериментальных исследований с базой испытаний не менее 0,1 от ресурса, но не менее 10⁴ ч.

2.7. Расчетные характеристики прочности и номинальные допускаемые напряжения следует принимать для расчетных температур стенки, определенных согласно п. 1.4.

2.8. При определении допустимой величины пробного давления допускаемое напряжение должно приниматься согласно табл. 2.8.

Таблица 2.8

Формулы для определения допускаемого напряжения при вычислении пробного давления

_____________

^* Условие используется, если в стандартах или технических условиях на металл характеристики нормированы.

2.9. При расчете стальных деталей, работающих под наружным давлением, допускаемое напряжение должно быть уменьшено в 1,2 раза по сравнению со случаем, когда используются формулы расчета по внутреннему давлению (например, для дымогарных труб).

Таблица 2.9
Рекомендуемая

Номинальные допускаемые напряжения [σ] для расчетного ресурса 4 ∙ 10⁵ ч

3. МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТОЛЩИНЫ СТЕНКИ ЭЛЕМЕНТОВ, РАБОТАЮЩИХ ПОД ВНУТРЕННИМ ДАВЛЕНИЕМ

3.1. Условные обозначения

3.3.1. В Нормах приняты условные обозначения, представленные в табл. 3.1.

Таблица 3.1

3.2. Цилиндрические барабаны и коллекторы

3.2.1. Расчет толщины стенки

3.2.1.1. Номинальная толщина стенки обечаек барабана (корпуса котла) или цилиндрической части коллектора должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R + с,

где , если расчет выполняется по наружному диаметру, и

, если расчет выполняется по внутреннему диаметру.

Формулы пригодны при соблюдении следующих условий:

для барабанов и коллекторов, содержащих воду, пароводяную смесь или насыщенный пар:

 или

для коллекторов, содержащих перегретый пар:

Для криволинейных и торовых коллекторов при  расчет толщины стенки должен производиться с учетом п. 3.3.2.

3.2.1.2. Расчетные коэффициенты прочности φ обечаек барабанов и цилиндрической части коллекторов с отверстиями и (или) со сварными соединениями следует определять согласно разделу 4.

3.2.1.3. Для барабанов, изготовляемых из листов разной толщины и соединяемых продольными швами при стыковке листов по совпадению средних диаметров, расчет толщины стенки должен производиться для каждого листа с учетом имеющихся в нем ослаблений.

При стыковке листов разной толщины по внутреннему диаметру требуется дополнительно проверить местные напряжения в месте стыка листов по методике расчета на прочность, согласованной со специализированными научно-исследовательскими организациями.

3.2.1.4. Суммарная прибавка с должна приниматься согласно разделу 1.

Для обечаек барабанов и коллекторов, свариваемых из листа, а также кованых с последующей механической обработкой при номинальной толщине стенки более 20 мм допускается принимать с₁₁ = 0. Если наибольшее минусовое отклонение по толщине листа превышает 3 %, то в прибавке с₁₁ следует учесть это превышение.

Для коллекторов, изготовляемых из труб, прибавка с₁₁ должна определяться по формуле

если неизвестна номинальная толщина стенки, и по формуле

если номинальная толщина стенки известна или предварительно принята.

Для обечаек барабанов и прямолинейных коллекторов с₁₂ = 0.

Для криволинейных коллекторов при R/D_a ≤ 5 значение прибавки с₁₂ должно приниматься так же, как для колен.

Для обечаек барабанов из стали повышенной прочности при σ_B ≥ 550 МПа и рабочем давлении более 8 МПа прибавка с₂₁ должна предусматривать возможность удаления коррозионно-усталостных дефектов без заварки; она принимается в зависимости от условий и опыта эксплуатации котла данного типа, что должно согласовываться со специализированными научно-исследовательскими организациями; значение прибавки должно быть не менее 5 мм. Прибавка менее 5 мм должна согласовываться со специализированными научно-исследовательскими организациями.

3.2.1.5. При выборе номинальной толщины стенки необходимо учитывать следующее:

номинальная толщина стенки барабана или коллектора, изготовляемых из листа, должна быть не менее 6 мм; допускается для котлов паропроизводительностью менее 1 т/ч при рабочем давлении не более 0,5 МПа принимать номинальную толщину стенки не менее 4 мм;

номинальная толщина стенки коллектора при изготовлении и фактическая толщина стенки коллектора при эксплуатации должны быть не менее значений, указанных в табл. 3.2, но не менее значений, полученных в результате расчетов на прочность;

Таблица 3.2

толщину стенок барабанов и коллекторов, к которым присоединяются трубы при помощи развальцовки, рекомендуется принимать не менее 16 мм; применение стенок толщиной менее 13 мм не допускается;

толщина стенок обогреваемых барабанов и коллекторов без изоляции должна быть не более следующей:

22 мм для барабанов и 10 мм для коллекторов, расположенных в топке;

30 мм для барабанов и 13 мм для коллекторов, расположенных в газоходах при температуре газов не выше 900 °С;

50 мм для барабанов и 20 мм для коллекторов, расположенных в газоходах при температуре газов не выше 600 °С.

Указанные толщины могут быть увеличены, если это будет обосновано соответствующими расчетами, согласованными со специализированными научно-исследовательскими организациями, с учетом местных температурных напряжений на внутренней и наружной поверхности.

3.2.1.6. Для коллекторов, изготовляемых из одной или нескольких бесшовных труб, на концах прямых участков, растачиваемых под стыковую сварку, допускается утонение стенки до минимальной расчетной толщины стенки прямой трубы, определяемой по формуле

Расстояние между выходом расточки (обточки) под сварку и кромкой ближайшего отверстия по продольной оси коллектора должно быть не менее . Если это условие не соблюдается (но выполняются требования Правил госгортехнадзора по расположению отверстий), то вместо s₀ следует принять s_R. Коэффициент прочности φ_d в этом случае допускается определять согласно п. 4.3.3.10, где полная площадь должна приниматься на длине, равной расстоянию между центрами отверстий при двух отверстиях с расположением сварного соединения между ними, или на длине, равной  от оси отверстия по направлению к оси сварного шва при расположении вблизи сварного соединения одного отверстия.

3.2.2. Допустимое давление

3.2.2.1. Допустимое рабочее давление в барабанах и коллекторах при контрольных расчетах должно быть не более значений, полученных по одной из следующих формул:

если расчет выполняется по наружному диаметру;

если расчет выполняется по внутреннему диаметру.

Примечания: 1. Коэффициент прочности φ следует принимать в соответствии с п. 3.2.1.2.

2. Значение прибавки с следует принимать в соответствии с п. 3.2.1.4, при этом с₁ = (Δ/100)s.

3.2.2.2. При выполнении контрольных расчетов по данным измерений толщины стенки вместо s - с следует применять s_f - с₂. Величина s_f должна приниматься равной наименьшему значению из четырех измерений толщины по концам двух взаимно перпендикулярных диаметров в одном сечении при числе проверяемых сечений не менее одного на каждые два метра длины барабана (коллектора), но не менее чем в трех сечениях для всего барабана (коллектора).

3.2.2.3. Величина пробного давления при гидравлическом испытании не должна превышать значения, полученного согласно пп. 3.2.2.1 и 3.2.2.2 при замене допускаемого напряжения [σ] на [σ]_h.

3.2.2.4. Величина допускаемого рабочего или пробного давления в барабане или коллекторе не должна превышать соответственно рабочего или пробного давления, допускаемого по условиям прочности для остальных деталей данного барабана или коллектора, в частности для днищ.

3.2.3. Приведенное напряжение

3.2.3.1. Приведенное напряжение в барабанах и коллекторах должно определяться по одной из следующих формул:

если расчет выполняется по наружному диаметру;

если расчет выполняется по внутреннему диаметру.

При выполнении контрольных расчетов по данным измерений толщины стенки вместо s - с следует применять s_f - c₂ согласно п. 3.2.2.2.

Значения коэффициентов прочности φ и прибавки с следует принимать согласно пп. 3.2.1.2 и 3.2.1.4 соответственно.

3.2.4. Расчетная температура стенки

3.2.4.1. Расчетную температуру стенки барабанов и охлаждающих топку слоевого сжигания панелей из углеродистой или теплоустойчивой стали, содержащих воду, пароводяную смесь или насыщенный пар, допускается определять без теплотехнических расчетов по упрощенным формулам для средней температуры стенки:

для барабанов, вынесенных из газохода, надежно изолированных или защищенных другим надежным способом от обогрева извне:

t = t_m;

для неизолированных барабанов, расположенных в конвективных газоходах:

при температуре газов не выше 600 °С

t = t_m + 1,2s + 10 °С;

при температуре газов более 600 °С, но не выше 900 °С

t = t_m + 2,5s + 20 °С;

для неизолированных барабанов и охлаждающих панелей, подверженных лучеиспусканию факела или горящего слоя топлива:

t = t_m + 4s + 30 °С.

3.2.4.2. Расчетную температуру стенки коллекторов экранов, экономайзеров и перегревателей допускается определять по упрощенным формулам:

для необогреваемых (вынесенных из газохода или надежно изолированных) коллекторов экономайзеров и экранов и коллекторов насыщенного пара котлов с естественной и принудительной циркуляцией, а также входных коллекторов экономайзеров прямоточных котлов

t = t_m;

для необогреваемых коллекторов (за исключением входных) экономайзеров прямоточных котлов и коллекторов перегревателей (кроме насыщенного пара) котлов всех типов

t = t_m + xΔt;

для обогреваемых коллекторов из углеродистой и теплоустойчивой стали, содержащих воду, пароводяную смесь или насыщенный пар:

при температуре в газоходе не выше 600 °С

t = t_m + s + xΔt + 10 °C;

при температуре в газоходе от 600 до 900 °С

t = t_m + 2s + xΔt + 20 °C;

при температуре в газоходе выше 900 °С

t = t_m + 3s + xΔt + 30 °С.

Величина t не должна приниматься выше расчетной температуры газов в сечении газохода, в котором расположен коллектор.

Температуру среды t_m при определении расчетной температуры стенки для коллекторов экономайзеров (кроме входных), экранов котлов с естественной и принудительной циркуляцией и коллекторов насыщенного пара следует принимать равной температуре насыщенного пара при расчетном давлении в данном коллекторе. Для входных коллекторов экономайзеров котлов с естественной и принудительной циркуляцией температура среды должна приниматься равной температуре воды на входе в экономайзер (с учетом подогрева в пароохладителе в случае возврата воды после пароохладителя на вход в экономайзер и смешения при рециркуляции воды). Для коллекторов экономайзеров и переходных зон прямоточных котлов, а также для коллекторов перегревателей котлов всех типов она должна приниматься равной температуре среды.

Величина развертки температур во включенном в коллектор пучке Δt должна приниматься по тепловому расчету или по данным испытаний, но не менее 10 °С. Коэффициент х, учитывающий перемешивание среды до входа в коллектор или в нем, должен приниматься равным 0,5, за исключением случаев, когда среда подводится к торцу коллектора; в этих случаях допускается принимать х = 0.

3.2.4.3. Для обогреваемых коллекторов из аустенитной стали расчетная температура стенки должна приниматься средней из значений температур на внутренней и наружной поверхностях.

3.2.5. Требования к конструкции

3.2.5.1. Барабаны и коллекторы, имеющие отверстия, должны удовлетворять соответствующим требованиям к конструкции, изложенным в разделе 4.

3.2.5.2. В барабанах, изготовленных из листов стали разной толщины, средние линии обечаек должны совпадать.

Допускается совмещать обечайки по внутреннему диаметру, если выполняется условие п. 3.2.1.3.

3.3. Трубы поверхностей нагрева и трубопроводов

3.3.1. Расчет толщины стенки прямых труб

3.3.1.1. Номинальная толщина стенки прямой трубы поверхности нагрева или трубопровода должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R + с,

где

Формула пригодна при соблюдении условия (s - c)/D_a ≤ 0,25.

Коэффициент прочности продольного или спирального сварного соединения φ_w должен приниматься в соответствии с разделом 4. Для бесшовных труб коэффициент прочности φ_w = 1,0. Коэффициент прочности поперечных сварных соединений в расчете на внутреннее давление учитывать не следует.

3.3.1.2. Величина прибавки с должна приниматься в соответствии с п. 3.2.1.4.

3.3.1.3. Номинальная толщина стенки труб при изготовлении и фактическая толщина стенки труб при эксплуатации должны быть не менее значений, указанных в табл. 3.3, но не менее значений, полученных в результате расчетов на прочность.

Таблица 3.3

Номинальная толщина стенок труб, обогреваемых газами с температурой выше 900 °С, должна быть не более 8 мм, а при непосредственном воздействии лучистого тепла топки - не более 6,5 мм.

Допускается применение обогреваемых труб с большей толщиной стенки, если это будет обосновано соответствующими расчетами, согласованными со специализированными научно-исследовательскими организациями, с учетом местных температурных напряжений на внутренней и наружной поверхности.

3.3.1.4. На концах прямых участков бесшовных труб, растачиваемых под стыковую сварку, допускается утонение стенки до минимальной расчетной толщины прямой трубы, определяемой по формуле

Допускается уменьшение толщины стенки в месте расточки прямых труб под сварку до 0,95s₀ при условии, что суммарная длина расточенного участка по продольной оси трубы после сварки не будет превышать меньшую из величин: 5s или 0,5D_a.

3.3.2. Расчет толщины стенки колен и змеевиков

3.3.2.1. Расчетная толщина стенки на внешней, внутренней и нейтральной сторонах (участках) колена и змеевика должна быть не менее определенной по формуле

s_Ri = s_RK_iY_i (i = 1, 2, 3).

Расчетная толщина стенки прямой трубы s_R должна определяться согласно п. 3.3.1.1. Для участка колена, где продольный сварной шов отсутствует, коэффициент прочности сварного шва φ_w = 1,0.

Расчеты на прочность колен по приведенной ниже методике являются обязательными при учете изменения направления от прямолинейного более чем на 15°.

3.3.2.2. Торовый коэффициент для внешней, внутренней и нейтральной сторон колена должен определяться соответственно по формулам:

  K₃ = 1.

Нейтральная сторона колена составляет участок колена, расположенный под углом 15° в оба направления от продольного среднего сечения колена.

3.3.2.3. Для колен из углеродистой, легированной и аустенитной сталей, температура стенки которых не превышает 350, 400, 450 °С соответственно, значения коэффициентов формы следует определять по формулам:

 Y₂ = Y₁;

где

3.3.2.4. Для колен из углеродистой, легированной и аустенитной сталей, температура которых выше 400, 450, 525 °С соответственно, значения коэффициентов формы следует определять по формулам:

 Y₂ = Y₁;

Значения α и q должны приниматься согласно п. 3.3.2.3 с учетом п. 3.3.2.6.

3.3.2.5. Для колен, расчетная температура которых более указанной в п. 3.3.2.3, но менее указанной в п. 3.3.2.4, коэффициенты Y₁, Y₂, Y₃ должны определяться линейным интерполированием в зависимости от значения температуры. При этом в качестве опорных величин должны приниматься значения коэффициентов, соответствующие указанным граничным температурам.

3.3.2.6. При выполнении расчетов по формулам, приведенным в пп. 3.3.2.3 и 3.3.2.4, должны выполняться следующие условия:

если значения коэффициентов Y_i (i = 1, 2, 3) получаются по расчету менее единицы, то следует принимать Y_i = 1;

если вычисленное значение q превышает единицу, то следует принимать q = 1;

при α < 0,03 значения коэффициентов формы Y_i и поправочного коэффициента q следует принимать равными их значению при α = 0,03;

допускается принимать Y_i = 1 для труб поверхностей нагрева, если D_a ≤ 76 мм и α ≤ 10 %; если в указанном случае D_a ≤ 51 мм, то допускается принимать Y_i = 0,95.

3.3.2.7. Номинальную толщину стенки колена следует принимать наибольшей из значений, полученных для указанных трех участков колена, согласно условию s_i ≥ s_Ri + с (i = 1, 2, 3).

Значение расчетной толщины стенки s_Ri следует принимать по пп. 3.3.2.1 - 3.3.2.6.

Для секторных колен, изготовленных из бесшовных труб, номинальную толщину стенки следует выбирать по внутренней стороне колена, где s ≥ s_R2 + с.

Если секторное колено изготовляется из сварных труб и коэффициент прочности сварного шва φ_w < 1, то следует проверить значение номинальной толщины стенки по участку расположения сварного шва.

3.3.2.8. Значение прибавки с следует определять согласно п. 3.3.1.2, а прибавку с₁₂ для каждой из указанных в п. 3.3.2.2 трех сторон следует принимать по техническим условиям (ТУ) на изделие, согласованным со специализированными научно-исследовательскими организациями.

В случае отсутствия в ТУ на изготовление колен данных по технологическому утонению стенки колен при определении прибавки с₁₂ для колен, изготовляемых указанными широкоизвестными способами, необходимо учесть следующее:

для гибов из труб, изготовляемых на трубогибочном оборудовании методом наматывания на сектор, прибавка с₁₂ к s_R1 должна быть не менее определенной по формулам:

для необогреваемых труб

для труб поверхностей нагрева

для штампованных колен, изготовляемых в закрытых штампах, или для гибов, изготовляемых на станках с нагревом токами высокой частоты и осевым поджатием, прибавка с₁₂ к s_R1 должна приниматься в пределах от 0,05s до 0,1s; в этих двух случаях (для гибов из труб, изготовляемых на трубогибочном оборудовании методом наматывания на сектор, и для штампованных колен) прибавка с₁₂ к s_R3 равна нулю, а расчет по внутренней стороне гиба не производится;

для колен, изготовляемых на рогообразном сердечнике, прибавка с₁₂ равна нулю;

для секторных колен прибавка с₁₂ равна нулю;

для штампосварных колен с расположением двух продольных сварных швов по внутренней и внешней стороне колена прибавка с₁₂ к s_R2 должна приниматься в пределах от 0,05s до 0,1s с учетом φ_w, если его значение менее единицы;

для штампосварных колен с расположением поперечного сварного шва в середине длины колена прибавка с₁₂ к s_R3 равна нулю, а прибавка с₁₂ к s_R1 должна приниматься в пределах от 0,05s до 0,1s; в этом случае расчет по внутренней стороне колена не производится, так как на этой стороне колено имеет утолщение стенки более значительное, чем величина коэффициента K₂.

Если определение прибавки с₁₂ производится, когда окончательно не выбрана номинальная толщина стенки колена, то следует задаться ее значением, например, равным значению номинальной толщины стенки прямой трубы согласно пп. 3.3.1.1 - 3.3.1.3, с последующей проверкой по окончательно выбранному значению номинальной толщины стенки колена.

3.3.2.9. Допустимая толщина стенки [s] должна быть не менее определенной по формулам:

для колен [s] = s_Ri + с₂,

для прямых труб [s] = s_R + с₂.

При определении [s] в условиях эксплуатации значение прибавки с₂, определяемое согласно разделу 1, допускается уменьшить пропорционально планируемому ресурсу эксплуатации до замены детали или до очередного контроля толщины стенки.

Для тонкостенных колен паропроводов, трубопроводов и наружных перепускных труб диаметром более 200 мм при α ≤ 0,03 прибавку с₂ следует принимать в пределах от 1 до 3 мм в зависимости от опыта эксплуатации. Применение прибавки менее 3 мм для труб наружным диаметром 500 мм и более должно быть согласовано со специализированными научно-исследовательскими организациями.

3.3.3. Допустимое давление

3.3.3.1. Допустимое рабочее давление в коленах труб котлов и в прямых трубах трубопроводов следует определять по формуле

При выполнении контрольных расчетов по данным измерений толщины стенки вместо s - с следует применять s_f - с₂.

Коэффициент прочности φ_w следует принимать согласно разделу 1.

Коэффициенты K_i и Y_i следует определять согласно пп. 3.3.2.2 - 3.3.2.6.

Расчет по приведенным формулам следует производить для всех характерных участков колена (i = 1, 2, 3). Значение прибавки с следует принимать согласно пп. 3.2.1.4 и 3.3.2.8. При этом прибавка с₁ должна определяться по номинальной толщине стенки.

В качестве допустимого давления должно приниматься минимальное из вычисленных значений. Для прямых труб K_i = Y_i = 1.

3.3.3.2. При выполнении контрольных расчетов фактическая толщина стенки для прямых труб должна определяться согласно п. 3.2.2.2; для колен следует выявить наименьшее значение толщины стенки в каждом характерном участке колена, т.е. на внешней, внутренней стороне и по нейтральной линии. Измерения следует производить не менее чем в трех поперечных сечениях колена, одно из которых должно делить колено на две равные части; на каждом из участков следует производить измерения не менее чем в четырех точках.

3.3.3.3. Величина пробного давления при гидравлическом испытании колен и прямых труб котлов и трубопроводов не должна превышать значения, полученного согласно п. 3.3.3.1 при замене допускаемого напряжения [σ] на [σ]_h.

3.3.3.4. Величина допустимого рабочего или пробного давления в трубе или трубопроводе должна приниматься равной минимальному значению соответственно рабочего и пробного давления, полученного для прямого участка трубы или рассматриваемых участков каждого из имеющихся колен.

3.3.4. Расчетная температура стенки

3.3.4.1. Расчетная температура стенки труб поверхностей нагрева котлов всех систем должна определяться по нормативным методам теплового и гидравлического расчетов котлов. При этом должны быть рассмотрены различные участки пакета, имеющие как наивысшую температуру пара, так и наибольшую тепловую нагрузку, а также участки, конструктивные особенности которых могут обусловить наиболее высокую температуру стенки. При установке за пакетом, для которого определяется температура стенки, пароохладителя следует ввести прибавку к расчетной температуре среды, учитывающую возможное повышение фактического тепловосприятия пакета над расчетным. Величина прибавки должна выбираться конструкторской организацией в пределах от 0 до 10 °С.

3.3.4.2. Допускается определение расчетной температуры стенки труб поверхностей нагрева по упрощенным формулам:

для вертикальных и слабонаклонных (до 30° от вертикали) котельных труб котлов с естественной и принудительной циркуляцией при рабочем давлении не более 16 МПа и при максимальных удельных тепловосприятиях поверхности нагрева по наружной поверхности труб q_max < 407 кВт/м² (350 ∙ 10³ ккал/(м² ∙ ч))

t = t_m + 60 °С;

для труб конвективных перегревателей котлов с рабочим давлением не более 2,5 МПа и температурой пара не выше 425 °С при максимальных удельных значениях тепловосприятия q_max ≤ 70 кВт/м² (60 ∙ 10³ ккал/м² ∙ ч))

t = t_m + 70 °C;

для труб участков первичных перегревателей, расположенных в зоне температур газов менее 650 °С, независимо от рабочего давления котлов (если коэффициент гидравлической разверки не менее 0,95)

t = t_m + 50 °C;

для экономайзеров некипящего типа котлов с естественной и принудительной циркуляцией

t = t_m + 30 °С;

для конвективных экономайзеров прямоточных котлов

t = t_m + 40 °С.

Температуру среды следует принимать равной определенной из теплового расчета температуре на выходе из пакета при номинальной производительности котла.

3.3.4.3. Для необогреваемых труб расчетную температуру стенки следует принимать равной температуре среды на входе в трубу.

Для необогреваемых параллельно включенных труб (количество труб две и более) учитываемую разверку температур на входе следует принимать так же, как для коллекторов (см. п. 3.2.4.2).

3.3.4.4. Расчетную температуру стенки труб поверхностей нагрева пароводяных теплообменников (пароохладителей и др.) следует принимать:

для охладителей, расположенных в коллекторах насыщенного пара, равной температуре насыщения;

для охладителей, размещенных в коллекторах перегретого пара, равной температуре перегретого пара в данном коллекторе;

для охладителей, расположенных в водяном пространстве барабана котла, а также для теплообменников двухконтурных котлов равной температуре более горячей среды, определенной по тепловому расчету.

3.3.4.5. Расчетную температуру стенки труб поверхностей нагрева пароводяных и газопаровых теплообменников следует определять по общей методике теплового расчета.

3.3.5. Приведенное напряжение

3.5.1. Приведенное напряжение от действия внутреннего давления в коленах труб и в прямых трубах котлов и трубопроводов следует определять по одной из следующих формул:

по номинальной толщине стенки

по фактической толщине стенки

Для колен следует принимать наибольшее из полученных трех значений σ.

Значения величин φ_w, K_i, Y_i и с следует принимать согласно п. 3.3.3.1.

3.3.6. Требования к конструкции

3.3.6.1. Трубопроводы, имеющие неукрепленные и (или) укрепленные отверстия (тройниковые соединения и т.п.), должны удовлетворять соответствующим требованиям к конструкции, изложенным в разделе 4.

3.3.7. Дополнительные напряжения

3.3.7.1. Дополнительные напряжения от действия внешних нагрузок (осевой силы, изгибающих и крутящих моментов) и самокомпенсаций теплового расширения должны определяться и ограничиваться в соответствии с п. 5.1.

3.3.8. Поверочный расчет на усталость

3.3.8.1. Поверочный расчет на малоцикловую усталость следует производить согласно п. 5.1.5.

3.4. Конические переходы

3.4.1. Расчет толщины стенки

3.4.1.1. Номинальная толщина стенки конического перехода должна быть не менее определенной по одной из следующих формул:

для бесшовных (точеных, штампованных, обсаженных из труб, кованых и др.) конических переходов

для конических переходов с продольным сварным швом

где D - внутренний диаметр большего основания конического перехода, мм;

α - угол конусности, равный половине угла γ вершины конического перехода, град (рис. 3.1).

Формулы пригодны при соблюдении следующих условий:

для α ≤ 15°

для 15° < α ≤ 45°

 и

где D₀ - внутренний диаметр меньшего основания конического перехода, мм.

Рис. 3.1. Схема конического переходного участка

3.4.1.2. Коэффициент прочности φ_w продольного сварного соединения должен приниматься согласно разделу 4.

3.4.1.3. Величина прибавки с должна определяться согласно п. 3.2.1.4. Производственная прибавка с₁ должна приниматься равной:

для бесшовных конических переходов - значению, установленному соответствующими техническими условиями для принятой технологии изготовления конических переходов;

для конических переходов с продольным сварным швом, изготовленных из листа, - наибольшему минусовому отклонению по толщине листа.

3.4.1.4. Расчеты по приведенной методике применимы для кососимметричных конических переходов, у которых углы наклона образующей к диаметральной оси симметрии в различных плоскостях различны (в том числе один из них может быть равен нулю).

В расчетных формулах следует использовать наибольшее значение угла конусности.

3.4.2. Допустимое давление

3.4.2.1. Допустимое рабочее давление при контрольных расчетах изготовленных конических переходов должно определяться по следующей формуле:

Для бесшовных переходов φ_w = 1.

Значение прибавки с должно приниматься согласно п. 3.4.1.3.

3.4.2.2. Величина пробного давления при гидравлическом испытании не должна превышать значения, полученного согласно п. 3.4.2.1 при замене допускаемого напряжения [σ] на [σ]_h.

3.4.2.3. Величина принятого рабочего или пробного давления в трубопроводе не должна превышать наименьшего допустимого значения для каждой из деталей трубопровода, в частности для конических переходов.

3.4.3. Приведенное напряжение

3.4.3.1. Приведенное напряжение от внутреннего давления в коническом переходе должно определяться по следующей формуле:

Значение коэффициента прочности φ_w должно приниматься согласно п. 3.4.1.2.

3.4.4. Расчетная температура стенки

3.4.4.1. Расчетная температура стенки конического перехода должна приниматься равной наибольшей расчетной температуре стенки прямой трубы, к которой переход приваривается.

3.4.5. Требования к конструкции

3.4.5.1. При угле конусности α ≥ 15° по концам конического перехода, приваренным к трубопроводу 1-й категории, рекомендуется обеспечить цилиндрические участки длиной не менее двукратной толщины стенки перехода.

3.4.5.2. Сопряжения конической и цилиндрической частей по внутренней и наружной поверхностям конического перехода, выполняемые механической обработкой, должны быть плавными (по радиусу не менее 3 мм), за исключением переходов от конической к меньшей цилиндрической части по внутренней поверхности и от конической к большей цилиндрической части по наружной поверхности.

3.4.6. Поверочный расчет на усталость

3.4.6.1. Поверочный расчет на малоцикловую усталость следует производить согласно п. 5.1.5.

3.5. Выпуклые днища

3.5.1. Расчет толщины стенки эллиптического и полусферического днища

Рис. 3.2. Выпуклые днища:

а - глухое эллиптическое днище; б - глухое полусферическое днище; в - эллиптическое днище с лазовым отверстием

3.5.1.1. Номинальная толщина стенки днищ эллиптической или полусферической формы в соответствии с рис. 3.2 должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R + c,

где при расчете по внутреннему диаметру

при расчете по наружному диаметру

Формулы пригодны при соблюдении следующих условий:

0,5 ≥ h/D ≥ 0,2; 0,5 ≥ h_a/D_a ≥ 0,2; 0,1 ≥ (s - c)/D ≥ 0,0025.

3.5.1.2. Коэффициент прочности φ должен определяться согласно разделу 4.

3.5.1.3. Значение прибавки с должно определяться согласно п. 3.2.1.4.

Технологическая прибавка с₁₂, компенсирующая утонение листа при штамповке выпуклого днища, должна приниматься по данным НТД на изготовление днища.

Если номинальная толщина листа неизвестна, то для предварительной оценки прибивку с₁₂ допускается определять по формуле

Если номинальная толщина листа известна или предварительно принята, то прибавка с₁₂ должна определяться по формуле

где Δ₁₂ - утонение выпуклого днища при штамповке, принимаемое по НТД на изделие.

Допускается не учитывать утонение днища, если оно не превышает 5 % номинальной толщины листа. Если утонение больше 5 %, то при определении прибавки с₁₂ учитывается разность между утонением Δ₁₂ и утонением Δ, равным 5 % номинальной толщины листа.

Соответственно формулы для определения прибавки с₁₂ имеют вид:

если номинальная толщина листа неизвестна, и

если номинальная толщина листа известна или предварительна принята.

При расчетах максимальное утонение следует учитывать в средней части выпуклого днища (независимо от его формы) на площади, определяемой по внутренней поверхности величиной  от кромки лазового отверстия или от центральной точки глухого днища, а также на участке перехода от цилиндрической части к выпуклой для эллиптических и торосферических днищ. Участок перехода должен рассматриваться по внутренней поверхности днища на длине не менее определяемой по формуле

l = 0,55πr,

где r = 0,095D для днищ эллиптической и торосферической формы.

Допускается участок перехода рассматривать по наружной поверхности выпуклого днища. В этом случае формула имеет вид

l = 0,55πr_a,

где r_a = r + s (или r_a = r + s_f).

Если по принятой технологии изготовления днища возможна потеря на окалину, то ее следует учесть при выборе толщины листа при толщине окалины более 0,5 мм.

3.5.1.4. Номинальная толщина стенки днища должна приниматься не менее номинальной толщины стенки цилиндрического борта, определенной по расчетной толщине при φ = 1.

Номинальная толщина стенки днища должна быть не менее 6 мм.

Для днищ с внутренним диаметром менее 500 мм допускается толщина стенки не менее 3 мм.

3.5.1.5. Днища с переменной толщиной стенки из углеродистой стали (рис. 3.3) должны рассчитываться согласно п. 3.5.1.1, при этом расчетная толщина стенки должна приниматься равной среднеарифметическому значению из наименьшей и наибольшей толщины: s = 0,5(s₁ + s₂).

Формула применима при s₂ > s₁, при этом s₂ < 2s₁.

Рис. 3.3. Лазовое отверстие в выпуклом днище переменной толщины

При наличии в днище подреза для уплотнения лазового затвора остающаяся в месте подреза толщина стенки s₃ должна быть не менее s.

3.5.1.6. Для днищ с постоянной толщиной стенки минимальная толщина стенки в месте подреза для уплотнения лазового затвора s₃ (см. рис. 3.3) должна быть не менее расчетной толщины стенки днища, определенной согласно п. 3.5.1.1, при φ = 1.

Для днищ с постоянной и переменной толщиной стенки указанное значение толщины стенки s₃ допускается уменьшить, если это подтверждено поверочным расчетом на прочность с обоснованием ресурса эксплуатации.

3.5.2. Расчет толщины стенки торосферического днища

3.5.2.1. Толщина стенки торосферического днища выполняется по формулам для эллиптических днищ настоящих Норм.

Допускается расчет на прочность торосферического днища производить по формулам ГОСТ 14249.

3.5.2.2. Коэффициент прочности днища φ должен определяться согласно разделу 4.

3.5.2.3. Величина прибавки днища с должна определяться согласно п. 3.2.1.4.

3.5.3. Допустимое давление

3.5.3.1. Допустимое рабочее давление при контрольных расчетах изготовленных эллиптических, полусферических и торосферических днищ должно быть не менее определенного по формулам:

если номинальным является внутренний диаметр,

если номинальным является наружный диаметр.

Значение коэффициента прочности φ и значение прибавки с должны определяться согласно пп. 3.5.1.2 и 3.5.1.3.

3.5.3.2. Допустимое рабочее давление для торосферических днищ может определяться согласно ГОСТ 14249.

3.5.3.3. Величина пробного давления при гидравлическом испытании не должна превышать значения, полученного согласно пп. 3.5.3.1 и 3.5.3.2 при замене в расчетных формулах допускаемого напряжения [σ] на [σ]_h.

3.5.4. Приведенное напряжение от внутреннего давления

3.5.4.1. Приведенное напряжение от внутреннего давления эллиптических, полусферических и торосферических днищ должно определяться по формулам:

если номинальным является внутренний диаметр,

если номинальным является наружный диаметр.

Значения коэффициента прочности φ и величины прибавки с должны определяться согласно пп. 3.5.1.2 и 3.5.1.3.

3.5.5. Расчетная температура стенки

3.5.5.1. Расчетная температура стенки необогреваемого днища должна приниматься равной температуре стенки детали, к которой днище приваривается.

3.5.5.2. Для обогреваемого днища температура стенки должна приниматься согласно пп. 3.2.4.1 и 3.2.4.2, но не должна быть менее температуры стенки детали, к которой днище приваривается.

3.5.6. Требование к конструкции

3.5.6.1. Наибольший диаметр отверстия в выпуклых днищах должен удовлетворять условию d/D ≤ 0,61, если номинальным является внутренний диаметр днища, и условию d/D ≤ 0,6, если номинальным является наружный диаметр.

3.5.6.2. Для выпуклых днищ толщина стенки цилиндрического борта должна быть не менее расчетной толщины стенки обечайки, рассчитанной в соответствии с пп. 3.2.1.1 или 3.3.2.1 при φ = 1.

Если длина цилиндрической отбортованной части днища удовлетворяет условию:  - для эллиптического и торосферического днища или условию  - для полусферического днища, то толщина цилиндрического борта должна быть не менее толщины стенки обечайки, рассчитанной в соответствии с пп. 3.2.1.1 или 3.3.1.1 при φ = 1.

Если длина цилиндрического борта равна указанным величинам или менее их, то допускается толщина стенки цилиндрического борта, принятая согласно пп. 3.5.1 и 3.5.2.

3.5.6.3. Допускается применение полусферических днищ без цилиндрического борта, т.е. при l = 0.

3.6. Плоские крышки и днища

3.6.1. Расчет толщины круглых плоских днищ

3.6.1.1. Номинальная толщина круглого днища должна быть не менее определенной по формуле

s₁ = s_1R + c,

где

Для днищ с отбортованной цилиндрической частью, которые соответствуют рис. 3.4, е, вместо D в формулу следует подставлять величину (D - r).

Коэффициент K следует принимать равным:

для днищ, конструкция которых дана на рис. 3.4, а, при  K = 0,42K₁, но не менее 0,35;

для днищ той же конструкции, но при , а также для днищ конструкции, данной на рис. 3.4, б, в, K = 0,45K₁ , но не менее 0,35;

дня днищ, конструкция которых дана на рис. 3.4, г, при полном проваре толщины днища односторонним швом K = 0,55K₁ и двусторонним швом K = 0,45K₁;

для днищ, конструкция которых дана на рис. 3.4, д, K = 0,53;

для днищ, конструкция которых дана на рис. 3.4, е, K = 0,35.

Рис. 3.4. Типы плоских днищ

Коэффициент K₁ следует определять по формуле

где [σ]_z - номинальное допускаемое напряжение для металла цилиндрической детали, МПа.

Допускается коэффициент K₁ определять по номограмме (рис. 3.5), если [σ]_z = [σ].

Рис. 3.5. Номограмма для определения коэффициента K₁ при расчете круглых плоских днищ

Значение коэффициента K₁ должно быть не менее 0,76.

При отрицательном значении подкоренного выражения следует принять K₁ = 0,76.

Минимальная толщина стенки s₀ должна определяться по формуле

Толщина стенки цилиндрической детали в месте присоединения плоского днища или цилиндрической части плоского днища должна быть не менее s₀.

Коэффициент K₀ следует принимать равным следующим значениям:

для днища без отверстия K₀ = 1,0;

для днищ с отверстием

для днища с двумя и более отверстиями

Величина  должна приниматься как максимальная сумма диаметров отверстий или их хорд в наиболее ослабленном диаметральном сечении днища (рис. 3.6):

Прибавка с должна приниматься согласно разделу 1.

3.6.1.2. Для днищ, сваренных из двух частей, коэффициент прочности сварного соединения φ_w следует определять согласно разделу 4.

3.6.1.3. Толщина плоского днища должна быть не менее толщин стенки цилиндрической части, определенной согласно п. 3.3.1.1.

3.6.1.4. Для днищ, конструкция которых изображена на рис. 3.4, б и в, толщина днища в месте кольцевой выточки должна удовлетворять условию

Указания по выбору величины r приведены на рис. 3.4, б.

Рис. 3.6. Выбор максимальной суммы диаметров отверстий и их хорд в диаметральном сечении днища

3.6.2. Расчет толщины круглых плоских крышек

3.6.2.1. Номинальная толщина круглой крышки должна быть не менее определенной по формуле

s₁ = s_1R + c,

где

Для крышек, конструкция которых соответствует рис. 3.7, расчетный диаметр D_k и коэффициент K_т следует принимать согласно табл. 3.4.

Прибавка с должна приниматься согласно разделу 1.

3.6.2.2. Толщина крышки по кольцевому участку действия усилия от болтов должна удовлетворять условию

s₃ ≥ 0,7s₁.

Рис. 3.7. Круглые плоские крышки (заглушки)

Таблица 3.4

3.6.2.3. Конструкция крышки, показанная на рис. 3.7, г, при D_u > 500 мм к применению не рекомендуется.

3.6.2.4. Для крышек, конструкция которых соответствует рис. 3.7, д, усилие затяга болтов не должно превышать двукратного усилия от внутреннего давления.

3.6.3. Расчет толщины овальных и прямоугольных крышек

3.6.3.1. Номинальная толщина овальной или прямоугольной крышки (рис. 3.8) должна быть не менее определенной по формуле

s₁ = s_1R + c,

где

Рис. 3.8. Овальная (прямоугольная) плоская крышка

Коэффициент K_т следует принимать согласно п. 3.6.2.1.

Коэффициент Y следует определять по формуле

Прибавка с должна приниматься согласно разделу 1.

3.6.3.2. Для овальных и прямоугольных крышек должны выполняться условия пп. 3.6.2.2 - 3.6.2.4, при этом в п. 3.6.2.3 вместо среднего диаметра прокладки D_u следует принимать п + b , где b - ширина прокладки.

3.6.4. Допустимое давление

3.6.4.1. Допустимое рабочее давление изготовленных днищ и крышек при контрольных расчетах следует определять по одной из следующих формул:

для круглых днищ

для круглых крышек

для овальных и прямоугольных крышек

При выполнении контрольных расчетов по данным измерений толщины стенки вместо s₁ - с следует применять s_1f - c₂.

3.6.4.2. Величина пробного давления при гидравлическом испытании не должна превышать значения, полученного согласно п. 3.6.4.1 при замене [σ] на [σ]_h.

3.6.4.3. Величина принятого рабочего или пробного давления в расчетном элементе (например, коллекторе) не должна превышать наименьшего допустимого значения для плоских днищ, крышек и цилиндрической части расчетного элемента.

3.6.5. Расчетная температура стенки

3.6.5.1. Расчетная температура стенки плоского днища или крышки должна приниматься так же, как для выпуклых днищ, согласно п. 3.5.5.

3.6.6. Требования к конструкции

3.6.6.1. Радиусы закругления, глубина выточки, сечение сварных швов и другие величины для круглых плоских днищ должны удовлетворять требованиям, указанным на рис. 3.4.

3.6.6.2. Расстояние между кромками соседних отверстий в плоском днище должно быть не менее полусуммы диаметров этих отверстий; расстояние от кромки отверстия до внутренней поверхности цилиндрической части днища должно быть не менее 2r для днищ конструкции по рис. 3.4, е, 3r - для днищ конструкции по рис. 3.4, б и 0,1D для остальных конструкций днищ.

3.6.6.3. Применение круглых плоских днищ из аустенитной стали допускается только при выполнении их по типу, изображенному на рис. 3.4, а и б, с соблюдением условия

Таблица 3.5

3.6.6.4. Разделка кромок штуцера под сварку должна обеспечить соединение его с плоским днищем по всей толщине штуцера. Приварка штуцера односторонним угловым швом без разделки кромок допускается только при толщине стенки штуцера не более 10 мм; минимальное сечение сварного шва приварки штуцера к днищу должно быть не менее толщины стенки штуцера.

3.6.6.5.Толщину стенок днищ, к которым присоединяются трубы при помощи развальцовки, следует принимать не менее 13 мм.

3.6.6.6. Для днищ, конструкция которых соответствует рис. 3.4, е, радиус закругления должен приниматься в соответствии с табл. 3.5, но не менее r ≥ s/3.

4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ ПРОЧНОСТИ

4.1. Общие положения

4.1.1. Условные обозначения

4.1.1.1. В формулах приняты следующие обозначения представленные в табл. 4.1.

Таблица 4.1

4.1.1.2. В случае необходимости приведенные в п. 4.1.1.1. обозначения следует дополнить индексами s, n и b, относящимися соответственно к штуцерам, накладкам и воротникам, а также к вытянутым горловинам.

4.1.3. Все значения используемых в расчетах величин следует принимать номинальными без учета допускаемых отклонений.

4.1.2. Средний диаметр цилиндрической детали или выпуклого днища

4.1.2.1. Если номинальным диаметром детали является наружный диаметр, то средний диаметр следует определять по формуле D_m = D_a - s.

4.1.2.2. Если номинальным диаметром детали является внутренний диаметр, то средний диаметр следует определять по формуле D_m = D_a + s.

4.1.3. Расчетный коэффициент прочности

4.1.3.1. Расчетный коэффициент прочности φ представляет собой относительную величину, используемую в формулах для определения толщины стенки расчетной детали и учитывающую ослабление отверстиями и сварными соединениями.

4.1.3.2. Коэффициент прочности сварных соединений φ_w представляет собой отношение предельной нагрузки, действующей в направлении, перпендикулярном к направлению сварного соединения (т. е. при α_w = 0), к предельной нагрузке бесшовной детали.

4.1.3.3. Коэффициент прочности φ_d или φ_с, учитывающий отверстия, представляет собой отношение предельной нагрузки детали с отверстиями к предельной нагрузке детали без отверстий.

Указанное отношение нагрузок допускается заменять отношением среднего напряжения в детали без отверстий к среднему напряжению детали с отверстиями или отношением соответствующих площадей тех же самых сечений (см. п. 4.3.3.10). При этом рассматриваются напряжения или сечения между отверстиями или по отверстию, перпендикулярные направлению действия расчетной нагрузки или приведенные к этому направлению.

4.1.3.4. Расчетный коэффициент прочности детали φ принимается равным либо минимальному из значений коэффициентов прочности сварных соединений φ_w и отверстий φ_d, либо их произведению в зависимости от расстояния между кромкой ближайшего к сварному шву отверстия и центром сварного шва l_w.

4.1.3.5. Если расстояние l_w равно или менее , или менее 50 мм, или кромка отверстия пересекает (полностью или частично) сварной шов (рис. 4.1), то расчетный коэффициент прочности следует определять по формуле

В остальных случаях для расчетного коэффициента прочности должно выполняться условие

При наличии укрепленных отверстий в формулах следует принимать φ_с взамен φ_d.

4.1.3.6. Для бесшовных деталей расчетный коэффициент прочности φ следует принимать равным коэффициенту прочности деталей, ослабленных отверстиями φ_d или φ_с.

4.1.3.7. Для деталей, не имеющих отверстий, или с одиночным отверстием, размеры которого должны удовлетворять условию , или с рядами полностью укрепленных отверстий (φ_с = 1), расчетный коэффициент прочности φ следует принимать равным коэффициенту прочности сварного соединения .

4.1.3.8. Во всех случаях коэффициенты прочности φ, φ_w, φ_с, а также  не должны приниматься более единицы.

Рис. 4.1. I-I - расчетное направление (для цилиндрической детали при расчете на внутреннее давление - продольная ось); II-II - средняя линия сварного соединения; III-III - направление расчетной нагрузки

Сварные соединения с коэффициентом прочности φ_w менее 0,5 не допускаются.

4.1.3.9. Линейным рядом отверстий (который для упрощения называется рядом отверстий) являются отверстия в количестве двух и более, расположенные в одном направлении (по одной линии) на поверхности детали. Отверстия, центры которых отстоят от указанного направления на 15° и менее, могут считаться входящими в ряд отверстий (рис. 4.2).

Отверстие A в направлении слева направо входит в ряд отверстий, так как угол α < 15°, и расчет допускается производить без учета угла как для продольного ряда.

Отверстие А в направлении справа налево не входит в продольный ряд отверстий, так как угол γ > 15°, и расчет производят как для косого ряда.

Рис. 4.2

4.1.3.10. Рядом одиночных отверстий называется ряд отверстий, расстояния между кромками которых составляют не менее

4.2. Коэффициенты прочности сварных соединений

4.2.1. Коэффициенты прочности стыковых соединений

4.2.1.1. Коэффициент прочности стыковых сварных соединений, выполненных любым допущенным способом (автоматической, полуавтоматической или ручной дуговой сваркой), обеспечивающим полный провар по всей длине стыкуемых элементов, при проведении контроля качества шва радиографией или ультразвуком по всей длине шва для продольного шва под давлением и поперечного шва при растяжении должен приниматься следующим:

для углеродистой, низколегированной марганцовистой, хромомолибденовой (в том числе 10CrМо910) и аустенитной сталей φ_w = 1,0;

для хромомолибденованадиевой и высокохромистой сталей при ресурсе до 2 ∙ 10⁵ ч:

при электрошлаковой сварке φ_w = 1,0;

при ручной дуговой сварке, контактной стыковой сварке, автоматической стыковой сварке под флюсом:

для расчетной температуры 510 °С и менее φ_w = 1,0;

для расчетной температуры 530 °С и более φ_w = 0,7;

при электронно-лучевой сварке:

для расчетной температуры 510 °С и менее φ_w = 1,0;

для расчетной температуры 530 °С и более φ_w = 0,9.

При расчетной температуре от 510 до 530 °С значение коэффициента прочности сварного соединения φ_w определяется линейным интерполированием между указанными значениями коэффициента прочности.

4.2.1.2. Коэффициент прочности стыкового сварного соединения, контроль качества которого УЗД или радиографией допускается производить не по всей длине каждого шва, следует принимать равным значению, приведенному в п. 4.2.1.1 и умноженному на величину: 0,8 - при выборочном контроле не менее 10 % длины данного шва; 0,7 - при отсутствии контроля или при выборочном контроле менее 10 %.

4.2.1.3. При наличии смещения кромок сварных труб коэффициент прочности сварного соединения, определенный в соответствии с пп. 4.2.1.1 и 4.2.1.2, должен быть уменьшен пропорционально смещению кромок, например, при смещении кромок на 15 % значение коэффициента должно быть умножено на 0,85.

4.2.1.4. Если направление нагрузки совпадает с направлением сварного шва или отличается от него на угол не более 15° (90° - α_w ≤ 15°), то коэффициент прочности сварного соединения при расчете на данную нагрузку не учитывается. Так, при расчете на внутреннее давление цилиндрических деталей не учитывается поперечный шов, а при расчете на осевое усилие не учитывается продольный шов.

4.2.1.5. Усиление сварного шва при определении коэффициента прочности не учитывается.

4.2.1.6. Если сварное соединение нагружено изгибающими нагрузками, то при определении изгибных напряжений, действующих в поперечном направлении сварного соединения, должны применяться коэффициенты прочности сварного соединения при изгибе φ_bw, значения которых для катаных и кованосверленых или центробежнолитых труб с механически обработанной внутренней поверхностью должны приниматься не более приведенных в табл. 4.2.

Таблица 4.2

Значения коэффициента φ_bw

Примечание. При расчетной температуре от 510 до 530 °С коэффициент прочности сварного соединения при изгибе определяется линейным интерполированием между указанными значениями.

Если расчетная деталь изготовлена из листа, то значения коэффициентов прочности сварного соединения при изгибе допускается принимать по табл. 4.2 как для механически обработанных труб.

При изготовлении деталей из полуфабрикатов с полем допусков толщины стенки более 10 % коэффициенты прочности сварного соединения при изгибе следует принимать по табл. 4.2 как для катаных труб.

4.2.1.7. Для хромомолибденованадиевых и высокохромистых сталей при расчетной температуре более 510 °С и ресурсе 3 ∙ 10⁵ ч значения коэффициентов прочности должны быть уменьшены на 0,1 и составят 0,6 и 0,8 вместо 0,7 и 0,9 согласно п. 4.2.1.1 и 0,5 и 0,6 вместо 0,6 и 0,7 согласно п. 4.2.1.6. Для ресурса от 2 ∙ 10⁵ до 3 ∙ 10⁵ ч значения коэффициентов прочности сварного соединения определяются линейным интерполированием между указанными значениями.

4.2.1.8. Для хромомолибденованадиевых и высокохромистых сталей при расчетной температуре более 510 °С и ресурсе 4 ∙ 10⁵ ч значения коэффициентов прочности должны быть уменьшены на 0,1 по сравнению со значениями, указанными при ресурсе 3 ∙ 10⁵ ч в п. 4.2.1.7. Значения коэффициентов прочности могут уточняться по мере накопления экспериментальных данных.

4.2.2. Коэффициенты прочности угловых сварных соединений и соединений внахлестку

4.2.2.1. При расчете угловых и тавровых сварных соединений на все виды нагрузок (кроме сжатия) коэффициент прочности φ_w следует принимать не более 0,8 при контроле радиографией или УЗК по всей длине шва и не более 0,6 при выборочном контроле или при отсутствии контроля.

4.2.2.2. При расчете сварных соединений внахлестку на все виды нагрузок коэффициент прочности φ_w следует принимать не более 0,6.

4.3. Коэффициенты прочности, учитывающие наличие отверстий

4.3.1. Диаметр отверстия

4.3.1.1. При определении коэффициентов прочности φ_d или φ_c диаметр отверстия для каждого расчетного сечения следует принимать:

для отверстий, в которых трубы развальцованы или приварены к наружной поверхности детали без расточки гнезда или с углублением для установки штуцера менее 30 % толщины стенки или с углублением 30 % и более, но с обеспечением полного проплавления толщины стенки штуцера и заполнением гнезда наплавленным металлом, а также для лючковых отверстий - равными диаметру отверстия в соответствии с рис. 4.3;

для отверстий, имеющих по толщине стенки расточки с несколькими разными диаметрами, например с тремя диаметрами согласно рис. 4.4, - равными условному диаметру, определенному по формуле

где i = 1, 2, 3, ..., n. В случае если штуцер устанавливается в гнезде с полным проплавлением на глубину не менее h₃, расчет условного диаметра отверстия (d_y) допускается производить по значениям двух расточек (d₁, h₁ и d₂, h₂);

для овальных отверстий - равными размеру отверстия в направлении ряда, рассматриваемого при определении коэффициента прочности;

для соседних отверстий ряда, имеющих разные диаметры, - равными среднеарифметическому значению диаметров;

Рис. 4.3. Типы соединения труб (штуцеров) с расчетной деталью:

а - отверстие с за вальцованной трубой (штуцером); б - отверстие с приварным штуцером (трубой) без полного проплавления толщины стенки штуцера (конструктивный зазор); в - отверстие с приварным штуцером (трубой) при полном проплавлении толщины стенки штуцера; г - отверстие с приварным штуцером (трубой) при полном проплавлении толщины стенки расчетной детали

Рис. 4.4. Отверстие с различными диаметрами по толщине стенки

для цилиндрических деталей и выпуклых днищ с отбортованным внутрь или наружу воротником или с вытянутой горловиной - равными эквивалентному диаметру, определенному по формуле

d_e = d + 0,25r,

Рис. 4.5. Вытянутая горловина

Рис. 4.6. Отбортованный воротник

где r - радиус закругления воротника или горловины по внутренней поверхности (по отношению к отверстию), мм (рис. 4.5, 4.6); должно быть r ≥ 5 мм;

для отверстий, имеющих резьбу, - равными среднему диаметру резьбы.

4.3.1.2. Снятие фасок или скругление кромок с внутренней поверхности детали допускается не учитывать.

4.3.1.3. Если одиночное отверстие в барабане, коллекторе или коническом переходе имеет форму, отличающуюся от круговой с максимальным размером d₁, расположенным под углом ω к продольному направлению, то при расчете коэффициента прочности или укрепления отверстия за расчетный диаметр одиночного отверстия должно приниматься наибольшее из следующих значений:

размера, расположенного в продольном направлении;

размера, приведенного к продольному направлению и определенного по формуле

Рис. 4.7

При эллиптической (или близкой к ней овальной) форме отверстия с максимальным размером d₁ и с минимальным d₂ (рис. 4.7) за расчетный диаметр одиночного отверстия должно приниматься наибольшее из следующих значений, определяемых по формулам:

d = d₁cos²ω + d₂sin²ω или

Для одиночных отверстий некруговой формы, расположенных в выпуклых днищах, за расчетный диаметр отверстия следует принимать наибольший размер независимо от его направления.

4.3.2. Коэффициент прочности деталей с одиночным отверстием

4.3.2.1. Одиночным следует считать отверстие, кромка которого удалена от кромки ближайшего отверстия на расстояние не менее

4.3.2.2. Коэффициент прочности цилиндрической детали или выпуклого днища, ослабленных одиночным неукрепленным отверстием, следует определять по формуле

где

4.3.2.3. Коэффициент прочности цилиндрической детали или выпуклого днища, ослабленных одиночным укрепленным отверстием, следует определять по формуле

Величину коэффициента φ_od следует определять согласно п. 4.3.2.2.

Сумму компенсирующих площадей Σf следует определять согласно п. 4.3.6.

4.3.2.4. Если деталь ослаблена рядом одиночных отверстий, то за расчетный коэффициент прочности следует принимать наименьшее из значений коэффициентов прочности для одиночного отверстия согласно пп. 4.3.2.2 и 4.3.2.3, а для ряда отверстий согласно пп. 4.3.3 - 4.3.7.

4.3.3. Коэффициент прочности цилиндрических деталей, ослабленных неукрепленными отверстиями

4.3.3.1. Коэффициент прочности деталей, ослабленных продольным рядом или коридорным полем отверстий с одинаковым шагом, следует определять по формуле

4.3.3.2. Коэффициент прочности цилиндрической детали, ослабленной поперечным рядом или полем отверстий с одинаковым шагом, следует определять по формуле

4.3.3.3. При шахматном равномерном расположении отверстий должны быть вычислены три значения коэффициента прочности:

в продольном направлении (для шага t = 2а) - по п. 4.3.3.1;

в поперечном направлении (для шага t₁ = 2b) - по п. 4.3.3.2;

в косом направлении - по формуле

где т = b/a.

Окончательным должно приниматься наименьшее из трех найденных значений.

4.3.3.4. Если деталь ослаблена рядом, состоящим из двух неукрепленных отверстий с расстоянием между их кромками менее , то коэффициент прочности следует принимать по формуле

Для ряда из четырех отверстий (рис. 4.8), в котором минимальное значение коэффициента прочности φ_min имеет место у средней пары отверстий, а по обоим направлениям от этих двух отверстий располагаются отверстия на расстояниях, определяемых коэффициентами прочности φ₁ и φ₂, значения которых удовлетворяют условию φ₁ > φ₂ ≥ φ_od, расчетный коэффициент прочности допускается определять по формуле

  

Рис. 4.8. Ряд из четырех отверстий с неравномерным шагом

Примечание. При разных значениях диаметров соседних отверстий, различной их форме или наличии расточек следует руководствоваться п. 4.3.1.1.

Для ряда из трех отверстий, расположение которых удовлетворяет указанным выше условиям φ_min < φ_0d, φ ≥ φ_0d, расчетный коэффициент прочности допускается определять по формуле

Если условие для коэффициентов прочности φ₁, φ₂ или для одного из них не соблюдается, т.е. φ₁ и φ₂ < φ_0d, то расчетный коэффициент прочности следует определять по минимальному значению с учетом указаний пп. 4.3.2.4, 4.3.3.1 - 4.3.3.3, 4.3.3.6, 4.3.3.7.

Коэффициент прочности φ_min для ряда с тем же шагом следует определять по пп. 4.3.3.1 - 4.3.3.3 соответственно.

4.3.3.5. Для деталей, ослабленных отверстиями с неравномерным шагом, расчетный коэффициент прочности φ_d должен приниматься равным минимальному значению коэффициента прочности, вычисленному по отверстиям данного ряда.

4.3.3.6. Если деталь из углеродистой стали ослаблена рядом из трех неукрепленных отверстий с неравномерным шагом, то коэффициент прочности допускается принимать равным среднеарифметическому значению из коэффициентов прочности для каждого шага:

φ_d = 0,5(φ_min + φ_max).

При косом несимметричном расположении отверстий коэффициенты прочности φ_min и φ_max должны вычисляться по формуле, приведенной в п. 4.3.3.3 соответственно при а = a₁, и а = а₂. Кроме того, должен быть вычислен коэффициент прочности в продольном направлении для шага t = a₁ + а₂ и должно быть окончательно принято наименьшее из значений для продольного шага или для несимметричного косого ряда.

Приведенный коэффициент прочности для ряда с неравномерным шагом, вычисленный по формуле данного пункта, не должен приниматься больше коэффициента прочности для ряда из двух отверстий, определенного согласно п. 4.3.3.4.

4.3.3.7. Если деталь из углеродистой стали ослаблена рядом с неравномерным периодически повторяющимся шагом, то коэффициент прочности следует определять как наименьшее из двух значений: среднеарифметического коэффициента прочности согласно п. 4.3.3.6 для наихудшего сочетания двух соседних шагов и коэффициента прочности для двух смежных отверстий с минимальным шагом согласно п. 4.3.3.4.

4.3.3.8. Если деталь ослаблена рядом отверстий одинакового диаметра, частично укрепленных приваренными штуцерами, то величина коэффициента прочности должна определяться по формуле

Величину коэффициента прочности φ_d следует определять согласно пп. 4.3.3.1 - 4.3.3.5.

Сумму компенсирующих площадей Σf, отнесенную к одному отверстию ряда, следует определять согласно п. 4.3.6.

4.3.3.9. Коэффициенты прочности детали с отверстиями равномерного или неравномерного ряда не должны превышать значения коэффициента прочности, определенного для одиночного отверстия данного ряда.

4.3.3.10. Если между отверстиями в расчетном сечении имеет место расточка или выборка металла, а также изменение толщины стенки за счет скоса внутренней или наружной поверхности, коэффициент прочности следует определять по общему правилу как отношение площади металла в сечении между кромками отверстий F₀ к полной площади между центрами отверстий F_t. В общем случае расчетный коэффициент прочности φ_d следует определять по формуле

4.3.3.11. Коэффициенты прочности цилиндрической детали при различных вариантах расположения отверстий следует определять по табл. 4.3 с учетом требований п. 4.3.3.9.

4.3.3.12. Для криволинейных коллекторов расчет расстояний между центрами соседних отверстий как в продольном, так и в поперечном направлении должен производиться по среднему радиусу поперечного сечения коллектора.

4.3.3.13. Для криволинейных коллекторов с кривизной R/D_a ≤ 5 следует выявить значение расчетного коэффициента прочности, определяющего наименьшую величину номинальной толщины стенки с учетом требований п. 3.3.

Таблица 4.3

4.3.4. Коэффициент прочности выпуклых днищ

4.3.4.1. Для выпуклых днищ, имеющих кроме лаза другие отверстия, коэффициент прочности допускается определять по диаметру лазового отверстия, если удовлетворяются условия:

расстояние от кромки ближайшего отверстия до кромки лазового отверстия

расстояние между кромками любых других отверстий

где z - коэффициент, вычисляемый для лазового отверстия в выпуклом днище:

d₁, d₂ - диаметры отверстий в днище, кроме отверстия для лаза, мм.

4.3.4.2. Коэффициент прочности эллиптического, торосферического и полусферического днища, ослабленного одним неукрепленным лазовым отверстием, или при наличии других неукрепленных отверстий, если выполняются условия п. 4.3.4.1, следует определять согласно п. 4.3.2.

4.3.4.3. Коэффициент прочности эллиптического, торосферического и полусферического днища без лаза, а также с лазовым отверстием, если не выполняются условия п. 4.3.4.1, ослабленного двумя или несколькими отверстиями, должен определяться так же, как для продольного направления цилиндрической детали, независимо от направления отверстий в днище.

4.3.5. Наибольший допустимый диаметр неукрепленного отверстия

4.3.5.1. Наибольший допустимый диаметр неукрепленного отверстия в цилиндрических деталях и выпуклых днищах следует определять по формуле

где [φ_d] - минимальное допустимое значение коэффициента прочности детали, ослабленной отверстиями, определяется по соответствующей формуле для вычисления толщины стенки конкретной детали.

Для цилиндрических деталей, у которых номинальным является наружный диаметр:

если расчет производится по номинальной толщине стенки;

если расчет производится по фактической толщине стенки.

Для цилиндрических деталей, у которых номинальным является внутренний диаметр:

если расчет производится по номинальной толщине стенки;

если расчет производится по фактической толщине стенки.

Для эллиптических, торосферических и полусферических днищ

где с, с₂ - суммарная и эксплуатационная прибавки, определяемые согласно разделам 1 и 3.

4.3.5.2. Используемое в расчетах значение наибольшего допустимого диаметра неукрепленного отверстия следует принимать (независимо от результатов расчета по формуле п. 4.3.5.1):

для цилиндрической детали - не более внутреннего диаметра с учетом указания п. 4.3.8.7;

для выпуклого днища - не более 0,61 внутреннего диаметра;

для конической детали - не более внутреннего диаметра меньшего основания конического элемента.

4.3.6. Укрепление радиальных отверстий

4.3.6.1. Приводимая методика расчета укрепления отверстий применима, если отклонение оси штуцера от перпендикуляра к поверхности детали не превышает 15°.

4.3.6.2. Если диаметр отверстия превышает наибольший допустимый диаметр неукрепленного отверстия, определенный согласно п. 4.3.5, то должна быть увеличена толщина стенки детали или укреплено отверстие при помощи усиленных штуцеров, накладок, отбортовок или разными способами одновременно.

Неукрепленным следует считать отверстие, не имеющее усиливающих деталей в виде штуцера или трубы с толщиной стенки, превышающей необходимую по расчету на прочность на внутреннее давление, или приварной накладки, вытянутой горловины или отбортованного воротника. Использование других способов укрепления может быть допущено по согласованию со специализированными научно-исследовательскими организациями.

4.3.6.3. Сумма компенсирующих площадей Σf укрепляющих деталей должна удовлетворять условию

Σf = f_s + f_n + f_w ≥ (d - d₀)s₀,

где f_s - компенсирующая площадь штуцера, мм²,

f_n - компенсирующая площадь накладки, мм²;

f_w - компенсирующая площадь наплавленного металла сварных швов, мм²;

s₀ - минимальная расчетная толщина стенки детали при φ = 1 и с = 0, мм; определяется по формулам раздела 3.

Для отверстия, укрепленного отбортовкой, в формулах, определяющих сумму укрепляющих площадей Σf, вместо компенсирующей площади штуцера f_s следует использовать компенсирующую площадь отбортованного элемента f_b или f_bs.

4.3.6.4. При укреплении одиночного отверстия детали до заданного значения коэффициента прочности φ_0c сумма компенсирующих площадей укрепляющих деталей должна удовлетворять условию

где φ_0d - коэффициент прочности детали, ослабленной неукрепленным одиночным отверстием; определяется согласно п. 4.3.2.

4.3.6.5. При укреплении отверстий в ряду с одинаковыми диаметрами до заданного значения коэффициента прочности φ_с сумма компенсирующих площадей укрепляющих деталей должна удовлетворять условию

где φ_d - коэффициент прочности детали, ослабленной рядом неукрепленных отверстий; определяется согласно пп. 4.3.3 и 4.3.4.

Если из двух соседних отверстий при равных значениях диаметров укрепляется до заданного значения φ_с только одно отверстие, то сумма компенсирующих площадей должна быть удвоена.

4.3.6.6. Величину компенсирующих площадей укрепляющих деталей следует определять по формулам:

для наружных штуцеров, конструкция которых соответствует рис. 4.9, а:

f_s = 2h_s[(s_s - c) - s_0s];

для пропущенных штуцеров, конструкция которых соответствует рис. 4.9, б:

f_s = 2h_s[(s_s - c) - s_0s] + 2h_s1(s_s - с);

для накладок, конструкция которых соответствует рис. 4.9, в:

f_n = 2b_ns_n;

для отбортованного внутрь воротника в выпуклом днище, конструкция которого соответствует рис. 4.6:

f_b = 2h_b1[(0,7s_b - c) - s_0b],

где минимальная расчетная толщина стенки воротника должна быть определена по формуле

для отбортованного наружу воротника в выпуклом днище или для вытянутой горловины цилиндрической детали, конструкция которых соответствует рис. 4.9, г:

f_bs = 2(h_bs - h_b)[(s_s - с) - s_0s] + 2h_b[(s_b - с) - s_0b].

Рис. 4.9. Укрепление отверстий:

а - укрепление наружным штуцером; б - укрепление проходным штуцером; в - укрепление накладкой; г - укрепление вытянутой горловиной; s_0b = s_0s при одинаковой марке стали

Для сварных швов, присоединяющих штуцера или накладки с укрепляемой деталью, компенсирующая площадь f_w принимается равной сумме площадей выступающих участков наплавленного металла без учета усиления шва в соответствии с рис. 4.10, а, б, в.

Рис. 4.10. Расчетная высота углового шва (Δ_min):

а - шов наружного штуцера; б - шов утопленного штуцера; в - шов проходного штуцера

Компенсирующая площадь шва накладки, удаленного от края отверстия на расстояние, превышающее , не должна учитываться в расчете.

При одновременном использовании двух штуцеров (наружного и вваренного с внутренней стороны) или двух накладок (наружной и внутренней) компенсирующая площадь этих деталей должна суммироваться.

Используемое при расчете значение высоты штуцера h_s должно приниматься равным размеру по чертежу на конкретный штуцер, но не более определенного по формуле

При одновременном укреплении отверстия штуцером и накладкой высота укрепленной части штуцера h_s принимается без учета толщины накладки.

Используемое при расчете значение высоты штуцера h_s1 или высоты воротника h_b1 со стороны внутренней поверхности детали должно приниматься равным размеру по чертежу на конкретный штуцер или воротник, но не более определенного по формулам:

Используемое при расчете значение ширины накладки b_п должно приниматься равным размеру по чертежу на конкретную накладку, но не более определенного по формуле

Если металл укрепляющей детали (штуцера или накладки) обладает меньшей прочностью, чем металл, укрепляемой детали (барабана, коллектора, трубы, выпуклого днища), то компенсирующая площадь укрепляющей детали должна быть увеличена пропорционально отношению допускаемого напряжения укрепляемой детали к допускаемому напряжению укрепляющей детали.

Более высокая прочность укрепляющей детали в расчет не должна приниматься.

Избыточная толщина штуцера (трубы) может учитываться в компенсирующей площади штуцера f_s только в том случае, если штуцер приваривается швом с полным проваром толщины стенки барабана (коллектора, днища или самого штуцера).

Значения минимальных расчетных толщин штуцеров s_0s при φ = 1 и с = 0 следует определять по разделу 3.

4.3.6.7. При расчете укрепления двух отверстий, имеющих разные размеры укрепляющих деталей, компенсирующие площади f_s, f_n и f_b следует определять по формулам п. 4.3.6.6 для каждой кромки отверстий, причем коэффициент 2 в указанных формулах следует заменить на 1. При определении суммы компенсирующих площадей Σf следует использовать среднеарифметическое значение площадей, вычисленных для каждой кромки.

4.3.6.8. Минимальные размеры сечения сварных швов Δ_min, Δ_1min, Δ_2min, (по ГОСТ 2601 - расчетные высоты углового шва), соединяющих приварные штуцера или накладки с расчетными деталями, должны удовлетворять следующим условиям:

для штуцеров в соответствии с рис. 4.10, а, б

; во всех случаях Δ_min ≥ s_s;

высота штуцера h_s - по п. 4.3.6.6;

для накладок в соответствии с рис. 4.9, в

Ширину накладки b_п и ее наружный диаметр D_n следует принимать согласно рис. 4.9, в.

В формулах использованы значения коэффициентов прочности сварных соединений, значения которых указаны в п. 4.2.2.

4.3.7. Коэффициент прочности конических деталей

4.3.7.1. Коэффициент прочности конической детали, ослабленной одиночным отверстием, следует определять согласно пп. 4.3.2, 4.3.5 и 4.3.6 при условии, что средний диаметр детали должен приниматься по сечению, по которому проходит продольная ось отверстия или штуцера. Согласно рис. 4.11 условный диаметр конической детали следует определять по формуле

D_m = 2B_k + s,

где В_k - расстояние от точки пересечения продольных осей отверстия или штуцера с осью детали до условной точки пересечения продольной оси отверстия с внутренней образующей детали.

Рис. 4.11. Коническая деталь

4.3.7.2. Коэффициент прочности конической детали, ослабленной поперечным рядом отверстий, следует определять согласно пп. 4.3.3.2, 4.3.3.8 и 4.3.3.9.

4.3.7.3. Коэффициент прочности конической детали, ослабленной продольным или косым рядом отверстий, следует определять согласно пп. 4.3.3.1, 4.3.3.3, 4.3.3.8 и 4.3.3.9 при условии, что во внимание принимаются два соседних отверстия, находящиеся на участке с наибольшими значениями диаметров детали.

4.3.7.4. Наибольший диаметр неукрепленного отверстия конической детали следует определять согласно п. 4.3.5 с учетом п. 4.3.7.1.

Минимальное допустимое значение коэффициента прочности конической детали должно определяться по формуле

где α - угол конусности, равный половине угла у вершины конической детали, град;

D_k - внутренний диаметр наибольшего основания конической детали, мм.

4.3.7.5. Укрепление радиальных отверстий конической детали должно рассчитываться согласно п. 4.3.6 с учетом п. 4.3.7.1.

4.3.8. Требования к конструкции

4.3.8.1. Расчетные детали, имеющие неукрепленные и (или) укрепленные отверстия, а также ответвления и тройниковые соединения трубопроводов, должны удовлетворять требованиям к конструкции детали, обусловленным используемыми методами расчетов и приведенным в разделе 3.

4.3.8.2. Расстояние между центрами двух соседних отверстий одинакового диаметра, измеряемое по поверхности среднего диаметра расчетной детали, должно быть не менее 1,4 диаметра расчетного отверстия или 1,4 полусумм расчетных диаметров отверстий, если диаметры разные.

При расположении отверстий в один продольный или поперечный ряд допускается указанное расстояние уменьшить до 1,3 диаметра. При установке в этом ряду труб газоплотной мембранной панели с приваркой к поверхности коллектора труб и проставок между ними (или плавников) по всей протяженности стыкуемой с коллекторами панели расстояние между отверстиями допускается уменьшить до 1,2 диаметра отверстия.

Рекомендуется выполнять поверочный расчет на прочность с обоснованием ресурса эксплуатации, если расчетное значение коэффициента прочности φ_d ≤ 0,3.

Расстояние между кромками двух соседних отверстий на внутренней поверхности барабана, коллектора или днища должно быть не менее 5 мм.

4.3.8.3. Толщина стенки штуцера или накладки не должна превышать толщины стенки детали. Допускаются двухсторонние накладки.

Допускается применение штуцера или накладки толщиной до двух толщин детали, если это определяется технологией изготовления, но в укреплении отверстия это утолщение не должно учитываться.

4.3.8.4. Для выпуклых днищ расстояние от кромки отверстия до внутренней поверхности цилиндрического борта, измеряемое по проекции, должно быть не менее 0,1D. Допускается уменьшение этого расстояния по согласованию со специализированными научно-исследовательскими организациями.

Требование не распространяется на полусферические днища с радиальными штуцерами.

4.3.8.5. Расстояние от кромки отверстия в днище до начала закругления отбортованного воротника, измеряемое по проекции, должно быть не менее толщины стенки днища.

4.3.8.6. Расстояние от кромки отверстия конической детали до ближайшего цилиндрического основания по поверхности среднего диаметра должно быть не менее , где средний диаметр определяется согласно п. 4.3.7.1.

4.3.8.7. Максимальное значение диаметра отверстия в цилиндрической детали должно удовлетворять условию

Это ограничение не относится к коллекторам и тройниковым соединениям, у которых отверстие является вытянутой горловиной с высотой выступающей части не менее 10 мм.

Для сварных тройниковых соединений из углеродистых и низколегированных марганцовистых и кремнемарганцовистых сталей, работающих при температурах, при которых допускаемые напряжения не зависят от величины расчетного ресурса (см. табл. 2.2, раздела 2), допускается увеличение диаметра отверстия, определяемого из соотношения

При этом следует выполнить поверочный расчет данного элемента на дополнительные нагрузки согласно п. 5.1.

4.4. Учет влияния нерадиальных отверстий

4.4.1. Общие положения

4.4.1.1. Под нерадиальными отверстиями или ответвлениями следует понимать отверстия или штуцера (трубы) расчетной детали, направления продольной оси которых отличаются от радиального направления более чем на 15°.

4.4.1.2. В данном разделе рассматриваются конструкции деталей, у которых угол отклонения продольной оси отверстия (ответвления) от радиального направления γ не превышает 45°.

4.4.1.3. Расчетный диаметр отверстия следует принимать согласно п. 4.3.1, т.е. так же, как для радиальных отверстий.

4.4.1.4. Зону укрепления отверстия следует принимать по средней поверхности детали от наружной поверхности штуцера (в любом направлении). Длину указанной зоны b следует определять по формуле

4.4.1.5. Зону укрепления отверстия наружным штуцером или наружной частью пропущенного штуцера следует принимать по средней поверхности штуцера от наружной поверхности детали (точнее - от условной линии пересечения указанных поверхностей).

Длину указанной зоны h_s следует определять по формуле

4.4.1.6. Зону укрепления отверстия внутренней частью пропущенного штуцера следует принимать по средней поверхности штуцера от внутренней поверхности детали (точнее - от условной линии пересечения указанных поверхностей). Длину указанной зоны h_s1 следует определять по формуле

4.4.2. Проверка толщины стенки тройниковых соединений

4.4.2.1. Выбранные размеры тройниковых соединений с нерадиальным ответвлением должны удовлетворять условию

Для наклонного штуцера, конструкция которого соответствует рис. 4.12, следует проверить выполнение данного условия для обоих участков детали (левая и правая сторона на рис. 4.12).

Для тангенциального штуцера, конструкция которого соответствует рис. 4.13, достаточно проверить выполнение указанного условия только на одном участке (правая сторона на рис. 4.13).

4.4.2.2. Площадь нагружения А_p и площади сопротивления (А₀ - для детали, A_s - для штуцера и А_п - для накладки) следует определять согласно рис. 4.12 и 4.13.

Если наклонный штуцер располагается в плоскости под углом к продольной плоскости детали (в которой находится проекция продольной оси штуцера), то следует проверить выполнение условия, приведенного в п. 4.4.2.1, для каждой проекции сечения на продольное и поперечное сечения детали.

Рис. 4.12. Схема детали с наклонным штуцером

Рис. 4.13. Схема детали с тангенциальным вводом штуцера

4.4.2.3. Для тройниковых соединений, конфигурация которых характеризуется плавными переходами от поверхности детали к ответвлению и которые, как правило, изготовляются ковкой (рис. 4.14) или литьем (рис. 4.15), допускается вычисление площадей сопротивления производить по усредненным площадям прямоугольной конфигурации при условной толщине стенки s - с и ответвления s_s - с.

4.4.2.4. При укреплении детали наружной накладкой в условии, приведенном в п. 4.4.2.1, следует принимать коэффициент µ = 0,7, для внутренней накладки µ = 0,3.

Рис. 4.14. Схема кованого тройника

4.4.3. Проверка толщины стенки развилок

4.4.3.1. Под развилками следует понимать тройниковое соединение Y-образного типа, предназначенное для разделения потока среды в трубе на два симметричных потока, направление которых располагается под углом β к продольному направлению основной трубы.

Рис. 4.15. Схема литого тройника

В настоящем подразделе рассматриваются конструкции развилок с углом 30° ≤ β ≤ 60°.

4.4.3.2. Выбранные размеры развилок, конструкция которых соответствует рис. 4.16, должны удовлетворять условию

Условие проверяется отдельно для каждого из указанных на чертежах участков А_р1 и А_р2, A_s1 и A_s2, А₀₁ и А₀₂.

Длина укрепляющих зон определяется согласно пп. 4.4.1.4, 4.4.1.5, 4.4.2.3.

4.4.3.3. Для сварных развилок толщина стенки по сварному соединению должна превышать толщину стенки основного металла по данному участку (сечению) развилки не менее чем на 20 %.

Рис. 4.16. Схема развилки

5. МЕТОДИКА ПОВЕРОЧНОГО РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ

5.1. Расчет барабанов, коллекторов и труб поверхностей нагрева на дополнительные нагрузки и малоцикловую усталость

5.1.1. Условные обозначения

5.1.1.1. В формулах раздела приняты условные обозначения, представленные в табл. 5.1.

Таблица 5.1

5.1.2. Дополнительные нагрузки

5.1.2.1. Поверочный расчет на прочность от дополнительных нагрузок производится для барабанов, коллекторов и труб поверхности нагрева после выбора основных размеров.

Дополнительные нагрузки - изгибающие моменты, осевые усилия и крутящие моменты от веса и самокомпенсации - определяются отдельными расчетами.

5.1.2.2. Поверочный расчет на прочность барабанов и коллекторов от весовых нагрузок производится с учетом следующих положений:

при определении изгибающего момента М_bq коллектор рассматривается как балка, свободно лежащая на опорах. При незначительных местных нагрузках изгибающий момент вычисляется в предположении равномерного распределения нагрузки по длине барабана и коллектора;

поверку напряжений изгиба в барабанах и коллекторах следует производить в случаях, когда наружный диаметр барабана или коллектора не превышает 800 мм и расстояние между опорами превышает 6 м или когда на барабан или коллектор передаются значительные дополнительные усилия: вес присоединенных к коллектору деталей, реакции трубопроводов и реакции струи при открытии предохранительных клапанов.

5.1.3. Расчетные напряжения

5.1.3.1. Среднее окружное напряжение от внутреннего давления следует определять по формуле

Коэффициент прочности φ при наличии отверстий или сварных швов должен приниматься с наименьшим значением для каждого расчетного сечения согласно разделу 4.

5.1.3.2. Суммарное среднее осевое напряжение от внутреннего давления, осевой силы и изгибающего момента определяется по формуле

σ_z = σ_pz ± σ_zz ± 0,8σ_b,

где среднее осевое напряжение от внутреннего давления

среднее осевое напряжение от осевой силы

Коэффициент прочности при наличии отверстий и поперечного сварного соединения принимается равным меньшему значению коэффициента прочности в поперечном направлении или коэффициента прочности поперечного сварного соединения.

Осевое напряжение от изгибающего момента

Для барабанов или коллекторов следует выявить наиболее ослабленное сечение, обусловленное наибольшим изгибающим моментом М_b, наименьшим моментом сопротивления W или наименьшими коэффициентами прочности φ и φ_bw.

5.1.3.3. Среднее радиальное напряжение от внутреннего давления определяется по формуле

5.1.3.4. Напряжение кручения определяется по формуле

5.1.3.5. Напряжения определяются по номинальной толщине стенки, выбранной при расчете на внутреннее давление.

5.1.3.6. При определении напряжений от весовых нагрузок в формулы подставляются усилия Q_q и моменты M_bq, M_kq, а при определении напряжений от действия весовых нагрузок и самокомпенсации в формулы подставляются суммарные усилия Q_q + Q_c и моменты M_bq + M_bc, M_kq + M_kc.

5.1.3.7. Для расчетного сечения цилиндрических барабанов, коллекторов и труб вычисляются три главных нормальных напряжения σ₁, σ₂, σ₃, которые представляют собой алгебраическую сумму действующих в одном направлении напряжений от приложенных к расчетному сечению нагрузок.

Главные напряжения вычисляются по следующим формулам:

при наличии крутящего момента

σ₃ = σ_r;

при отсутствии крутящего момента

σ₁ = σ_φ; σ₂ = σ_z; σ₃ = σ_r, если σ_φ > σ_z > σ_r;

σ₁ = σ_z; σ₂ = σ_φ; σ₃ = σ_r, если σ_z > σ_φ > σ_r.

Для обеспечения условия σ₁ > σ₂ > σ₃ индексы при обозначениях главных напряжений окончательно устанавливаются после определения численных значений напряжений σ_φ и σ_z.

5.1.3.8. Эквивалентные напряжения σ_еq и σ_eqc для расчетного сечения цилиндрического барабана, коллектора и трубы принимаются равными:

σ_eq = σ₁ - σ₃,

где σ₁ и σ₃ определены по весовым нагрузкам Q_q, М_bq и M_kq;

σ_eqc = σ₁ - σ₃,

где σ₁ и σ₃ определены по суммарным нагрузкам Q_q + Q_c, M_bq + M_bc, M_kq + M_kc.

5.1.4. Допускаемое эквивалентное напряжение

5.1.4.1. Величина эквивалентного напряжения в цилиндрических барабанах, коллекторах и трубах от действия внутреннего давления и весовых нагрузок должна удовлетворять условию

σ_eq ≤ 1,1[σ].

5.1.4.2. Величина эквивалентного напряжения в трубах от действия внутреннего давления, весовых нагрузок и самокомпенсации тепловых расширений должна удовлетворять условию

σ_eqc ≤ 1,5[σ].

Для трубопроводов и труб, расчетные температуры которых обусловливают использование для определения допускаемых напряжений кратковременных характеристик пределов прочности и текучести, допускается несоблюдение указанного условия, если поверочный расчет на усталость по п. 5.2. показывает, что заданное число циклов рассчитываемой детали меньше допустимого.

5.1.5. Расчет на малоцикловую усталость

5.1.5.1. Условные обозначения

5.1.5.1.1. В формулах приняты условные обозначения представленные в таблице 5.2.

Таблица 5.2

5.1.5.2. Общие положения

5.1.5.2.1. Расчет на малоцикловую усталость является поверочным и выполняется после выбора основных размеров детали.

5.1.5.2.2. Поверочный расчет производится с учетом всех нагрузок (основных и дополнительных) для всех расчетных режимов работы.

5.1.5.2.3. Расчетные кривые малоцикловой усталости приведены для материалов, допущенных к применению Госгортехнадзором России и перечисленных в табл. 2.2, 2.3, 2.4 раздела 2.

5.1.5.2.4. Методика применима для расчета деталей, работающих при малоцикловой усталости во всем диапазоне изменения расчетных температур. Уровень температур, обусловливающих необходимость учета ползучести, устанавливается согласно разделу 2.

5.1.5.2.5. Поверочный расчет на малоцикловую усталость допускается не производить, если повреждаемость от действия всех видов нагрузок удовлетворяет одновременно двум условиям:

 

При расчете величины [N]_i в этом случае амплитуды напряжений принимаются равными:

σ_а = 3s - для циклов пуск-останов;

 - для циклов колебания давления с размахом Δр не менее 30 % р (исключая пуск-останов);

σ_а = 2EαΔt - для температурных циклов всех видов, где Δt - перепад температуры по толщине стенки, периметру и длине детали, включая колебания температуры среды во времени.

Суммарное эквивалентное напряжение σ_eqc определяется для номинального режима эксплуатации.

5.1.5.2.6. Расчет напряжений в элементах котлов и трубопроводов производится по методикам, изложенным в разделах 6, 7, 8, 9 и 10.

Допускается использование других расчетных методик, а также экспериментальных значений напряжений, определенных в условиях, соответствующих условиям эксплуатации.

5.1.5.3. Переменные нагрузки

5.1.5.3.1. За цикл нагружения принимается повторяющееся изменение нагрузки (как силовой, так и температурной) от первоначального значения до максимального (минимального) и возврат к первоначальной нагрузке. Цикл нагружения характеризуется амплитудой напряжения, числом циклов нагружения и уровнем максимальной температуры цикла.

5.1.5.3.2. При расчете на усталость учитываются следующие нагружающие факторы:

изменение давления при пуске-останове котла;

колебания рабочего давления при эксплуатации (более 15 % от номинального значения);

изменение внешних нагрузок при эксплуатации (весовые нагрузки, наддув и т.п.);

температурные перепады при пуске-останове котла, включая компенсационные нагрузки при тепловых расширениях трубопроводов;

дополнительные перепады температур, вызывающие колебания температуры среды или теплового потока при эксплуатации.

5.1.5.4. Переменные напряжения

5.1.5.4.1. Расчет на усталость основывается на условно-упругих напряжениях, действующих в выбранной точке рассчитываемой детали, где ожидаются наибольшие напряжения. Расчет производится для всех основных этапов эксплуатации: пуска, рабочего режима, останова.

5.1.5.4.2. Для каждой выбранной точки детали определяют три главных нормальных напряжения σ₁, σ₂, σ₃, представляющих собой алгебраическую сумму действующих в одном направлении напряжений от всех приложенных в данный момент нагрузок с учетом местных концентраторов напряжений (отверстий, галтелей и т.п.). Значения коэффициентов концентрации следует принимать по расчету напряжений в соответствии с п. 5.1.5.2.6.

Примечание. До разработки соответствующей методики расчета для барабанов и коллекторов коэффициент концентрации окружных напряжений от действия внутреннего давления на кромках цилиндрических отверстий допускается принимать равным 3, для выпуклых днищ 2,2, а коэффициент концентрации окружных и осевых напряжений от действия температурного перепада по толщине стенки для цилиндрических и сферических деталей равным 2,0.

5.1.5.4.3. Для цилиндрических деталей главные нормальные напряжения σ_i определяются в соответствии с п. 5.1.

5.1.5.4.4. По значениям главных нормальных напряжений определяют эквивалентные напряжения для расчетных точек детали в заданные моменты времени как алгебраическую разность главных нормальных напряжений:

σ_eij = σ_i - σ_j.

5.1.5.4.5. Напряжения, вызываемые технологическими отклонениями при изготовлении детали (разностенность труб, смещение кромок и т.п.), не учитываются, если величина отклонений не превышает нормы, установленной в Правилах госгортехнадзора.

5.1.5.5. Размах и амплитуда переменных напряжений

5.1.5.5.1. Для каждого цикла нагружения существуют режимы, при которых принимают максимальные и минимальные значения величины:

 

В расчет вводится размах условно-упругих эквивалентных напряжений Δσ_eij, равный наибольшему значению:

5.1.5.5.2. Расчетная амплитуда напряжений принимается наибольшей из следующих величин, определяемых по формулам:

5.1.5.5.3. Если деталь подвергается действию циклов разного типа, то величина расчетной амплитуды σ_а определяется отдельно для каждого типа цикла.

5.1.5.6. Допускаемая амплитуда переменных напряжений

5.1.5.6.1. Для оценки допускаемой амплитуды переменных напряжений [σ^*_a] при заданном числе циклов N или допускаемого числа циклов [N^*] при заданной амплитуде напряжений σ_a используется принцип суммирования повреждений в виде

где т определяется согласно п. 2.6.

Значения параметра D_c приведены на рис. 5.1. Рекомендуется принимать σ_τ/t = 1,5[σ].

Рис. 5.1. Суммарная повреждаемость как функция от повреждаемости, вызванной ползучестью

5.1.5.6.2. Допускаемая амплитуда переменных напряжений [σ_а] для заданного числа циклов N или допускаемое число циклов [N] для заданной амплитуды переменных напряжений σ_а без учета влияния повреждения от ползучести определяются по кривым малоцикловой усталости, приведенным на графиках для максимальной температуры цикла (рис. 5.2, 5.3, 5.4).

Расчетные кривые откорректированы в целях учета влияния среднего напряжения (асимметрии цикла). Поскольку при испытаниях, по результатам которых построены усталостные кривые, не учитывалось влияние коррозии при нарушениях водного режима и консервации котлов и трубопроводов, влияние этих факторов должно учитываться введением дополнительного коэффициента запаса по напряжениям не менее 4 или по долговечности не менее 50.

Рис. 5.2. Расчетные кривые малоцикловой усталости углеродистых сталей

Рис. 5.3. Расчетные кривые малоцикловой усталости низколегированных сталей марок 12X1МФ, 15X1М1Ф, 12МХ и 15ХМ

Рис. 5.4. Расчетные кривые малоцикловой усталости аустенитных хромоникелевых сталей

5.1.5.6.3. При максимальных температурах металла, отличающихся от приведенных на графиках (см. рис. 5.2, 5.3, 5.4), допускаемая амплитуда напряжений [σ_a] или допускаемое число циклов [N] определяются линейной интерполяцией; экстраполяция кривых не допускается.

5.1.5.6.4. Расчетное напряжение при ползучести σ_с представляет собой максимальное главное нормальное напряжение, определенное с учетом пластичности и ползучести материала при номинальном режиме эксплуатации.

Примечание. До разработки соответствующей методики расчета барабанов и коллекторов допускается принимать σ_c наибольшим из значений, вычисленных по формулам:

σ_c = Kσ_eq; σ_c = Kσ_eqc,

где K = 1,4 при

K = 1,5 при

Значения σ_eq и σ_eqc следует определять, принимая значения коэффициента ослабления отверстиями φ = 1.

5.1.5.6.5. Если 1,25(σ_c/σ_τ/c) ≥ 1, то допускается не более 1000 расчетных циклов пуск-останов; если 1,25(σ_с/σ_τ/с) ≤ 0,5, то повреждаемость от ползучести не учитывается.

5.1.5.6.6. Если в расчетной точке детали имеются сварные швы, то допускаемое число циклов уменьшается в два раза по сравнению с полученным по кривым малоцикловой усталости при отсутствии швов.

5.1.5.6.7. Если деталь подвергается циклам нагружения различного типа при неизменных значениях параметров номинального режима, то для оценки долговечности следует использовать формулу

Если в процессе работы значения температуры и нагрузок при номинальном режиме изменяются, то для оценки долговечности следует использовать формулу

где

5.1.5.6.8. Если заданное число циклов менее 1000, то расчет рекомендуется производить на 1000 циклов.

5.2. Расчет трубопроводов пара и горячей воды на дополнительные нагрузки и малоцикловую усталость

5.2.1. Общие положения

5.2.1.1. Предполагается, что рабочие параметры транспортируемой среды в течение полного срока службы трубопровода не изменяются.

Для выполнения расчета прочности трубопровода необходимо предварительно определить возникающие в нем внутренние силовые факторы. Применяющиеся для этой цели методики и программы основываются на различных классических и специальных методах раскрытия статической неопределимости.

5.2.1.2. Предусматривается выполнение расчета прочности трубопровода как на статическое, так и на циклическое нагружение. Предусмотрены различные требования к расчетам высокотемпературных и низкотемпературных трубопроводов. К высокотемпературным относятся трубопроводы из углеродистых, низколегированных марганцовистых, хромомолибденовых и хромомолибденованадиевых сталей, эксплуатирующихся при температуре среды в них выше 370 °С, и трубопроводы из аустенитных марок сталей, эксплуатирующихся при температуре среды в них выше 450 °С. Остальные трубопроводы относятся к низкотемпературным.

5.2.1.3. Расчет низкотемпературных трубопроводов на статическое нагружение производится по формулам, полученным по методу предельного состояния (формулы для расчета трубопровода на совместное действие давления, весовой нагрузки и рабочих нагрузок промежуточных опор). Расчет же таких трубопроводов на циклическое нагружение производится по методике, основанной на исследованиях в области малоцикловой усталости и учитывающей результаты экспериментального исследования разрушения элементов трубопровода при циклическом нагружении (формулы для расчета на совместное действие давления, самокомпенсации и усилий сопротивления промежуточных опор).

5.2.1.4. Расчет высокотемпературных трубопроводов на совместное статическое нагружение давлением, весовой нагрузкой и усилиями опор в рабочем состоянии также выполняется по формулам предельного состояния. Для расчета таких трубопроводов на статическое действие всех нагружающих факторов в рабочем состоянии применяется метод максимальных напряжений при учете релаксации напряжений самокомпенсации. Цикличность нагружения высокотемпературных трубопроводов учитывается в расчете недопущением пластических перегрузок в холодном и рабочем состоянии.

5.2.2. Условные обозначения

5.2.2.1. В формулах приняты обозначения, представленные в табл. 5.3.

Таблица 5.3

5.2.3. Этапы полного расчета трубопровода

5.2.3.1. Для оценки прочности трубопровода, а также для определения передаваемых им усилий на оборудование и перемещений его сечений при нагреве производится полный расчет трубопровода. Он складывается из ряда расчетов (этапов), каждый из которых выполняется на совместное действие определенного частного сочетания нагружающих факторов (табл. 5.4).

Таблица 5.4

Этапы полного расчета трубопровода

Как видно из табл. 5.4, оценка прочности не требуется:

для высокотемпературного трубопровода в расчете по этапу III;

для низкотемпературного трубопровода в расчетах по этапам II и IV.

5.2.3.2. На этапах I, II, III полного расчета внутреннее давление на участке трубопровода принимается равным максимальному рабочему давлению транспортируемой среды на этом участке.

5.2.3.3. Рабочая температура стенки участка трубопровода t_р принимается равной максимальной рабочей температуре транспортируемой среды в пределах этого участка.

5.2.3.4. В расчете по этапу III в качестве температуры нагрева участка трубопровода принимается разность его температур в рабочем и холодном состоянии, т.е. t_н = t_р - t_x. Значение коэффициента линейного расширения металла в расчете по этапу III принимается в зависимости от рабочей температуры t_р.

5.2.3.5. Расчет по этапу I производится при нулевом значении температуры нагрева трубопровода (или при нулевом значении коэффициента линейного расширения) и нулевых значениях «собственных» смещений концевых защемленных сечений (эти смещения вызываются температурным расширением корпуса оборудования).

5.2.3.6. Расчет низкотемпературных трубопроводов по этапу II производится при введении значений действительной температуры нагрева участков t_н.

При расчете высокотемпературных трубопроводов по этапу II в целях оценки прочности допускается учет саморастяжки, обусловленной релаксацией напряжений самокомпенсации. В этом случае вместо значений действительной температуры нагрева вводятся значения фиктивной (условно заниженной) температуры нагрева, определяемые по формуле

t_р.ф = 0,5χt_н,

где χ - коэффициент усреднения компенсационных напряжений, принимаемый по рис. 5.5 в зависимости от рабочей температуры t_p.

При этом вводимые в расчет значения «собственных» смещений концевых сечений также должны быть уменьшены умножением на коэффициент 0,5χ.

Во всех случаях расчет по этапу II производится при значениях коэффициента линейного расширения, соответствующих рабочей температуре участков t_р.

5.2.3.7. Расчет по этапу IV низкотемпературных трубопроводов выполняется при нулевом значении температуры нагрева (или нулевом значении коэффициента линейного расширения).

Расчет по этапу IV высокотемпературных трубопроводов производится при введении в качестве значений температуры нагрева участков фиктивной отрицательной температуры, определяемой по формуле

t_х.ф = -δt_н,

где δ - коэффициент релаксации компенсационных напряжений принимается по рис. 5.6, а также при введении значений фиктивных «собственных» смещений концевых сечений, получающихся в результате умножения значений действительных смещений на величину δ со знаком «минус». При этом принимаемые значения коэффициента линейного расширения должны соответствовать рабочей температуре t_р.

Рис. 5.5. Коэффициент усреднения компенсационных напряжений:

1 - сталь 20; 15ГС; 16ГС; 2 - 12Х1МФ; 15Х1М1Ф; 15ХМ; 12МХ; 3 - X18H10T; X18H12T

5.2.3.8. Расчет по этапам 1 и II производится при модулях упругости материала, соответствующих рабочей температуре t_р, а расчет по этапам III и IV - при модулях упругости, соответствующих температуре холодного состояния t_x. Значение модуля упругости следует принимать согласно приложению.

5.2.3.9. Коэффициент линейного расширения материала следует принимать согласно приложению.

5.2.3.10. Расчеты по этапам I, II, IV выполняются при введении соответствующих значений усилий промежуточных упругих опор (их нагрузок в рабочем и холодном состоянии трубопровода).

Усилия сопротивления промежуточных упругих опор, учитываемые на этапе III полного расчета, возникают в результате деформирования трубопровода при нагреве.

Рис. 5.6. Коэффициент релаксации компенсационных напряжений:

1 - сталь 20; 15ГС; 16ГС; 2 - 12Х1МФ; 15Х1М1Ф; 15ХМ; 12МХ; 3 - X18H10T; X18H12T

Эти усилия (приращения нагрузок опор) автоматически учитываются, если расчет выполняется по схеме нагреваемого трубопровода, опирающегося на упругие опоры, причем в расчет вводятся фактические жесткости этих опор.

Воздействие на трубопровод опор скольжения и направляющих опор учитывается на всех этапах полного расчета трубопровода; при этом в точках установки опор вводятся жесткие связи, исключающие недопустимые опорой перемещения.

5.2.3.11. Величины сил трения, возникающих при перемещениях трубопровода от нагрева, при определении напряжений в низкотемпературных трубопроводах учитываются на этапе III, в высокотемпературных - на этапе II и при определении усилий на опоры и оборудование - на этапе II для всех трубопроводов.

5.2.3.12. Об учете монтажной растяжки в расчетах по этапам II и IV см. пп. 5.2.8.5 - 5.2.8.8.

5.2.3.13. Если трубопровод эксплуатируется не в единственном варианте температурного состояния всех его участков, то полный расчет его следует выполнять для того варианта температурного состояния, которому соответствуют наиболее тяжелые условия нагружения. Если такой вариант температурного состояния невозможно установить без полного расчета, то расчет выполняется для различных вариантов состояния.

5.2.3.14. Если трубопровод состоит из низкотемпературных и высокотемпературных участков, допускается расчет его прочности производить с учетом саморастяжки высокотемпературных участков (см. пп. 5.2.3.6 и 5.2.3.7).

5.2.4. Определение усилий воздействия трубопровода на оборудование

5.2.4.1. Усилия воздействия трубопровода на оборудование (нагрузки на оборудование), к которому он присоединен, определяются расчетами по этапам II (для рабочего состояния) и IV (для холодного состояния). Расчетом по этапу III определяются приращения усилий трубопровода при переходе его из холодного состояния в рабочее.

5.2.4.2. Если имеются результаты расчета трубопровода по этапу II с учетом саморастяжки по способу фиктивной температуры нагрева (см. п. 5.2.3.6) и если рабочая температура и материал всех его участков одинаковы, то передаваемые нагрузки на оборудование в рабочем состоянии могут быть определены по формуле

где  - какой-либо силовой фактор (вертикальная сила, момент в горизонтальной плоскости и т.д.) из совокупности искомых усилий;

Х_II - тот же силовой фактор, определяемый на этапе II расчета при введении коэффициента усреднения χ;

Х_I - тот же силовой фактор, вычисляемый на этапе I расчета.

В противном случае требуется выполнить специальный расчет высокотемпературного трубопровода по этапу II с введением температуры нагрева t_н.

5.2.4.3. Если температура и материал всех участков низкотемпературного трубопровода одинаковы, усилия воздействия его на оборудование в холодном состоянии можно определить без выполнения расчета по этапу IV. При этом используется формула

где X_IV - какой-либо силовой фактор из совокупности искомых усилий;

Х_II, Х_III - тот же силовой фактор, вычисляемый на этапах II и III расчета.

5.2.4.4. Об учете монтажной растяжки см. пп. 5.2.8.5 - 5.2.8.9.

5.2.4.5. Допустимые нагрузки на оборудование устанавливаются заводом-изготовителем.

5.2.5. Определение коэффициента податливости криволинейных труб и секторных колен

5.2.5.1. При раскрытии статической неопределимости трубопровода учитывается повышенная податливость на изгиб криволинейных труб и секторных колен, для чего необходимо определять коэффициенты податливости этих элементов.

5.2.5.2. Коэффициент податливости криволинейной трубы k^*_p вычисляется как произведение коэффициента податливости k_p, определяемого без учета стесненности деформации ее концов от влияния примыкающих прямолинейных труб, на коэффициент ζ, учитывающий эту стесненность деформации, т.е.

5.2.5.3. Для определения коэффициента податливости k_p используется формула

                                                              (1)

Величина b вычисляется по следующим формулам:

                                              (2)

Параметры λ и ω вычисляются по формулам:

 

5.2.5.4. Для труб, значения λ и ω которых удовлетворяют условиям 1,6 ≥ λ ≥ 0,1 и ω ≤ 0,001, коэффициент k_p можно определять по формуле

5.2.5.5. Коэффициент ζ можно определить по графику на рис. 5.8 в зависимости от геометрического параметра трубы λ, угла θ^* между крайними сечениями трубы и отношения радиусов R/r (рис. 5.7). Для промежуточных значений угла θ^* и отношения R/r коэффициент ζ определяется по методу линейной интерполяции, при этом значение ζ для угла θ^* = 0 принимается по формуле

При составлении программы расчета трубопроводов для вычисления коэффициента ζ можно использовать данные табл. 5.5.

5.2.5.6. Для труб с λ ≥ 2,2 можно принимать ζ = 1.

Для труб, имеющих значение геометрического параметра λ = 1,65 или значение угла θ^* > 90°, принимается ζ = 1.

Таблица 5.5

Значения коэффициента ζ

5.2.5.7. Для расчета трубопровода по этапу IV коэффициент податливости следует определять при p = 0.

5.2.5.8. Коэффициент податливости колена, сваренного из прямолинейных секторов (секторного колена), определяется согласно указаниям пп. 5.2.5.2 - 5.2.5.7. При этом радиус вычисляется по формуле (см. рис. 5.9)

где l_ср - длина сектора по центральной оси;

θ_с - угол между его крайними сечениями.

Рис. 5.7. Криволинейная труба

Рис. 5.8. Коэффициент ζ

Рис. 5.9. Колено, выполненное сваркой из прямых секторов (секторное колено)

5.2.6. Определение напряжений

5.2.6.1. Напряжения определяются в концевых и промежуточных сечениях трубопровода. Внутренние силовые факторы (изгибающие моменты М_x, М_y, крутящий момент М_z и осевая сила N_z), принимаемые для расчета напряжений, определяются расчетом трубопровода по соответствующему этапу.

5.2.6.2. Определение напряжений на этапе I полного расчета

5.2.6.2.1. На этапе I полного расчета трубопровода определяются эффективные напряжения в его поперечных сечениях. Формулы, служащие для вычисления этих напряжений, получены по методу предельного состояния и характеризуют напряженное состояние поперечного сечения в целом.

5.2.6.2.2. Для поперечных сечений прямолинейных и криволинейных труб эффективное напряжение определяется по формуле

(см. также п. 5.2.6.2.3).

Приведенное напряжение от внутреннего давления вычисляется по формуле

                                                        (3)

Значение допуска на утонение стенки с₁ принимается по техническим условиям на поставку труб, идущих на изготовление трубопровода.

Величина коэффициента прочности при ослаблении сварными соединениями φ_w принимается в соответствии с данными раздела 4.2 Норм.

Продольное напряжение от изгибающего момента и осевой силы и напряжение кручения вычисляются по формулам:

                                                                    (4)

Момент сопротивления W и площадь поперечного сечения F определяются по формулам:

F = πs(D_н - s).

Коэффициент прочности поперечного сварного стыка при изгибе φ_bw принимается в соответствии с разделом 4.2 Норм.

Коэффициент перегрузки k_п принимается по п. 5.2.6.2.4.

5.2.6.2.3. Для криволинейных труб, геометрический параметр которых удовлетворяет условию λ ≤ 1,4, дополнительно к расчету по п. 5.2.6.2.2 вычисляется эффективное напряжение по формуле

Значения величин Ω и ψ принимаются по графикам на рис. 5.10 и 5.11. Значение σ_пр определяется по формуле (3), а значение [σ] - по данным раздела 2 Норм. При λ ≥ 0,05 значение Ω можно определять также по формуле

Ω = 0,93λ^-0,755.

Коэффициент перегрузки k_п принимается согласно п. 5.2.6.2.4.

Рис. 5.10. Коэффициент Ω

Рис. 5.11. Коэффициент ψ

5.2.6.2.4. При выполнении расчета трубопровода без существенных упрощений (учтены все ответвления и опоры и т.д.) и при его монтаже по действующим инструкциям коэффициент перегрузки k_п принимается равным 1,4.

Если дополнительно к указанным условиям производится специальная корректировка затяжки пружин промежуточных опор для учета отклонений фактических значений весовой нагрузки, жесткости пружин опор и температурных перемещений от принятых в расчете значений, а также выполняется наладка трубопровода, может быть принято k_п = 1,2.

Для несложных малогабаритных трубопроводов, когда не применяются промежуточные опоры, а напряжения от весовой нагрузки малы (не более 10 МПа), также можно принимать k_п = 1,2.

5.2.6.2.5. Для равнопроходного или почти равнопроходного тройникового узла (отношение наружного диаметра к меньшему не более 1,3) вычисляется эффективное напряжение по формуле п. 5.2.6.2.3, причем геометрический коэффициент трубы λ в данном случае определяется как отношение толщины стенки к среднему радиусу поперечного сечения (λ = s/r).

Расчет по настоящему пункту выполняется для сечений всех трубопроводных участков, сходящихся в данном тройниковом узле (рис. 5.12).

Рис. 5.12. Расчетные сечения тройникового узла

5.2.6.3. Определение напряжений на этапе II полного расчета

5.2.6.3.1. На этапе II полного расчета определяются эквивалентные напряжения, соответствующие наиболее напряженным точкам поперечных сечений трубопровода.

5.2.6.3.2. Для прямолинейных труб и криволинейных труб с λ ≥ 1,0 используется формула

Напряжение σ_пр и τ вычисляются соответственно по формулам (3) и (4), а напряжение σ_zMN - по формуле

                                                 (5)

Коэффициент перегрузки k_п принимается по п. 5.2.6.2.4, а коэффициент прочности сварного соединения при изгибе φ_bw - по данным раздела 4.2 Норм.

5.2.6.3.3. Для криволинейных труб (при любом значении λ) вычисления производятся по следующим четырем формулам:

  (6)

Для оценки прочности берется большее из четырех значений.

Величина М_э определяется по формуле

где а - начальная эллиптичность (овальность) поперечного сечения, %; значение ее принимается согласно п. 5.2.6.8.

Изгибающий момент М_х действует в плоскости оси криволинейной трубы, а момент М_y - в плоскости, перпендикулярной к плоскости оси трубы (рис. 5.13). Момент М_х считается положительным, если направлен в сторону увеличения кривизны оси трубы.

Коэффициент χ_э используется для учета уменьшения напряжений, обусловленных начальной эллиптичностью сечения, вследствие ползучести. Его можно определять по формуле

причем χ принимается по рис. 5.5.

Коэффициент k_п принимается согласно п. 5.2.6.2.4, а коэффициент  при М_x > 0 и  принимается ; в остальных случаях

Рис. 5.13. Изгибающие моменты в сечении криволинейной трубы

Коэффициенты γ_m и β_m определяются по п. 5.2.6.6. Напряжение σ_пр подсчитывается по формуле (3).

5.2.6.3.4. Для равнопроходного или почти равнопроходного тройникового узла (отношение большего наружного диаметра к меньшему не более 1,3) вычисляется эквивалентное напряжение по формуле

                                 (7)

причем коэффициент γ_т находится по п. 5.2.6.6 в зависимости от геометрического параметра λ, определяемого в данном случае как отношение толщины стенки к среднему радиусу поперечного сечения (λ = s/r), и параметра ω, определяемого по формуле

Расчет по формуле (7) выполняется для сечений всех трех трубопроводных участков, сходящихся в данном тройниковом узле (эти сечения обозначены на рис. 5.12).

Входящее в формулу (7) значение напряжения σ_пр определяется по формуле (3).

Подсчет σ_пр, W, F производится по геометрическим размерам, соответствующим расчетным сечениям. Значения силовых факторов принимаются в соответствии с рис. 5.14.

Рис. 5.14. Силовые факторы в поперечном сечении тройникового узла

5.2.6.4. Определение напряжений на этапе III полного расчета

5.2.6.4.1. На этапе III полного расчета определяются эквивалентные максимальные условные напряжения цикла  (размахи эквивалентных напряжений, соответствующие переходу трубопровода из холодного состояния в рабочее и обратно).

5.2.6.4.2. Для прямолинейных труб и криволинейных труб с λ ≥ 1,0 применяется формула

                                                  (8)

Напряжения σ_пр, τ, σ_zMN вычисляются соответственно по формулам (3), (4), (5).

5.2.6.4.3. Для криволинейных труб (при любом значении λ) вычисления производятся по следующим формулам:

                   (8a)

Для оценки прочности принимается наибольшее из значений, получаемых по этим формулам.

При M_x > 0 (см. п. 5.2.6.3.3) и   в остальных случаях

Величины М_э, γ_т, β_m, σ_пр, k_п, W определяются так же, как при расчете по формулам (6).

5.2.6.4.4. Для равнопроходного или почти равнопроходного тройникового узла (отношение большего наружного диаметра к меньшему не более 1,3) также производится расчет для сечений всех трех участков, сходящихся в тройниковом узле (рис. 5.12), по формуле

                                          (9)

Определение входящих сюда величин выполняется так же, как при вычислении их по формуле (7).

5.2.6.5. Определение напряжений на этапе IV полного расчета

5.2.6.5.1. На этапе IV полного расчета определяются эквивалентные напряжения, соответствующие наиболее напряженным точкам сечений трубопровода.

5.2.6.5.2. Для прямолинейных труб и криволинейных труб с λ ≥ 1,0 используется формула

                                                        (10)

Значения τ и σ_zMN определяются по формулам (4) и (5).

5.2.6.5.3. Для криволинейных труб (при любом значении λ) вычисления производятся по формулам:

                     (10a)

Для оценки прочности берется большее из получаемых по этим формулам значений.

Коэффициент χ_э1 определяется по формуле

χ_э1 = -0,7δ,

где δ - коэффициент, принимаемый по рис. 5.6.

В случае когда М_x < 0 и  принимается  в противном случае

Величины, входящие в приведенные формулы, определяются так же, как при расчете по формулам (6). Величина М_э определяется при рабочем давлении.

5.2.6.5.4. Для равнопроходного или почти равнопроходного тройникового узла (отношение большего наружного диаметра к меньшему не более 1,3) определяются также эквивалентные напряжения для сечений всех трех участков, сходящихся в тройниковом узле (см. рис. 5.12), по формуле

                                               (11)

Определение входящих сюда величин выполняется так же, как при вычислении их по формуле (7); см. также п. 5.2.6.7.

5.2.6.6. Коэффициенты интенсификации напряжений γ_т и β_m определяются по формулам:

Коэффициенты А_i2 вычисляются по следующим формулам:

Величины k_p, a₁, а₂, a₃, a₄, b определяются по формулам (1) и (2).

5.2.6.7. Для расчета трубопровода по этапу IV коэффициенты γ_m и β_m должны определяться при р = 0.

5.2.6.8. В том случае, когда отсутствуют данные о фактической величине начальной эллиптичности сечений криволинейных труб, расчет напряжений в них по пп. 5.2.6.3.3, 5.2.6.4.3, 5.2.6.5.3 производится как при а = 0, так и при возможном наибольшем значении а, принимаемом по техническим условиям на изготовление или по согласованию с заводом-изготовителем.

Если величина начальной эллиптичности а ≤ 3 %, то в расчете напряжений эллиптичность не учитывается (в расчетных формулах применяется а = 0).

Для низкотемпературных трубопроводов значение начальной эллиптичности сечения а следует принимать с увеличением в 1,8 раза.

5.2.6.9. Напряжения в секторных коленах с числом секторов более двух можно определять по приведенным формулам для криволинейных труб. При определении значения геометрического параметра λ для секторного колена величина радиуса R вычисляется по п. 5.2.5.8.

5.2.7. Критерии прочности

5.2.7.1. Эффективные напряжения, вычисляемые на этапе I полного расчета трубопровода (п. 5.2.6.2), должны удовлетворять условию

σ_эф ≤ 1,1[σ].

Напряжение [σ] определяется по данным раздела 2 Норм в зависимости от рабочей температуры t_p соответствующего участка трубопровода.

5.2.7.2. Эквивалентные напряжения, вычисляемые на этапах II и IV полного расчета (пп. 5.2.6.3, 5.2.6.5), должны удовлетворять условию:

σ_экв ≤ 1,5[σ].

Величина [σ] принимается по данным раздела 2 Норм в зависимости от соответствующей температуры участка трубопровода (t_р - для расчета по этапу II и t_x - для расчета по этапу IV).

5.2.7.3. Эквивалентные максимальные условные напряжения, вычисляемые на этапе III полного расчета (см. п. 5.2.6.4), должны удовлетворять условию

Значение допускаемой амплитуды напряжения [σ_а] принимается по рис. 5.15 в зависимости от числа циклов нагружения (пусков) трубопровода за весь период эксплуатации.

Для трубопроводов с рабочей температурой 150 - 250 °С число циклов нагружения следует принимать с запасом (с превышением над ожидаемым действительным значением) не менее 50 %, а при более высокой температуре - с запасом не менее 100 %. Если расчетное число циклов нагружения трубопровода менее 3000, то принимается значение [σ_а] при 3000 циклах.

Под циклом нагружения трубопровода понимается периодически повторяющийся режим его работы, включающий нагрев, эксплуатацию при постоянной температуре и отключение с полным охлаждением. Следовательно, количество циклов нагружения трубопровода равно числу включений его в работу из холодного состояния или числу отключений его на длительное время.

5.2.8. Применение и учет монтажной растяжки

5.2.8.1. В высокотемпературных трубопроводах монтажная (холодная) растяжка применяется для повышения их прочности и уменьшения передаваемых усилий на оборудование в рабочем состоянии, а в низкотемпературных трубопроводах - для уменьшения нагрузки на оборудование в рабочем состоянии.

5.2.8.2. Применять монтажную растяжку необязательно. Вопрос о целесообразности ее применения, а также о ее величине и месте выполнения следует решать с учетом конкретных особенностей трубопровода.

5.2.8.3. Рекомендуется применять монтажную растяжку в высокотемпературных трубопроводах, обладающих локализаторами ползучести, т.е. элементами, в которых может происходить интенсивное накопление деформации ползучести.

5.2.8.4. Величину монтажной растяжки в низкотемпературных трубопроводах рекомендуется назначать не более 60 % от воспринимаемого (компенсируемого) температурного расширения, а в высокотемпературных трубопроводах - не более 100δ %, где δ - коэффициент, представленный графически на рис. 5.6.

Рис. 5.15. Амплитуды допускаемых напряжений:

1 - прямолинейные и криволинейные трубы и секторные колена (при расчете  по формуле (8)) и тройниковые узлы (при расчете  по формуле (9)) из углеродистой или легированной (не аустенитной) стали при рабочей температуре до 370 °С; 1а - те же элементы из аустенитной стали при рабочей температуре до 450 °С; 2 - криволинейные трубы и секторные колена (при расчете  по формулам (8а)) из углеродистой или легированной (не аустенитной) стали при рабочей температуре до 370 °С; 2а - те же элементы из аустенитной стали при рабочей температуре до 450 °С

5.2.8.5. Учет монтажной растяжки в расчете трубопровода допускается лишь в том случае, когда гарантируется выполнение ее в строгом соответствии с данными проекта. Для низкотемпературного трубопровода монтажная растяжка учитывается на этапах II и IV полного расчета, а для высокотемпературного трубопровода - только на этапе II (исключение см. п. 5.2.8.8).

5.2.8.6. При применении монтажной растяжки с негарантируемым качеством выполнения рекомендуется производить расчет трубопровода без учета монтажной растяжки (ее положительный эффект относится к неучитываемым факторам, повышающим запас надежности). При этом требуется, однако, обосновать положительное значение применяемой монтажной растяжки.

5.2.8.7. Учет монтажной растяжки в расчете высокотемпературного трубопровода по этапу II допускается только при определении передаваемой нагрузки на оборудование. В этом случае расчет должен выполняться в двух вариантах:

с учетом монтажной растяжки и при введении действительной температуры нагрева t_н (расчет для определения усилий воздействия на оборудование);

без учета монтажной растяжки и при введении фиктивной температуры t_р.ф согласно п. 5.2.3.6 (расчет для оценки прочности трубопровода).

При этом требуется обосновать благоприятное воздействие монтажной растяжки на напряженное состояние трубопровода в рабочем состоянии.

5.2.8.8. Если для высокотемпературного трубопровода величина монтажной растяжки превышает величину, указанную в п. 5.2.8.4, то необходимо (независимо от качества выполнения монтажной растяжки) выполнить дополнительный расчет трубопровода по этапу IV с учетом монтажной растяжки, но без учета саморастяжки (т.е. при тех же расчетных условиях, которые принимаются при выполнении расчета низкотемпературного трубопровода по этапу IV).

5.2.8.9. Усилия воздействия низкотемпературного трубопровода на оборудование в холодном состоянии можно определять по формуле п. 5.2.4.3 и при учете монтажной растяжки.

5.2.8.10. Учет монтажной растяжки в расчете трубопровода производится путем введения соответствующих взаимных смещений стыкуемых сечений (т.е. смещений стыкуемых сечений при выполнении растяжки).

Приложение

Справочное

Значение коэффициента линейного расширения, коэффициента теплопроводности, модуля упругости и коэффициента температуропроводности

Средние коэффициенты линейного расширения α ∙ 10⁶, 1/°С

Модуль упругости Е ∙ 10^-6, МПа

Средние значения коэффициента теплопроводности λ_t, Вт/(м ∙ К)

Среднее значение коэффициента температуропроводности а_t, мм²/с

6. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ЖАРОТРУБНЫХ И ДЫМОГАРНЫХ КОТЛОВ

6.1. Общие положения

6.1.1. Настоящая методика распространяется на горизонтальные и вертикальные конструкции котлов с двумя фиксированными трубными решетками, в которых имеются жаровые трубы, жаровые и газовые трубы одновременно или газовые трубы, по которым проходят продукты сгорания топлива или отходящие газы химического, металлургического и других производств.

Нормы устанавливают методы расчета трубных решеток, жаровых труб, огневых поворотных камер, дымогарных труб, днищ, деталей укрепления при проектировании новых котлов; они могут быть использованы для проведения поверочных расчетов элементов котлов, находящихся в эксплуатации, а также для оценки их долговечности при переменных режимах работы.

В нормах учитывается действие двух основных нагружающих факторов: внутреннего давления среды в межтрубном пространстве и различных температурных расширений деталей котла. Для трубных решеток толщиной до 30 мм температурные напряжения могут не учитываться.

6.1.2. Основой расчета является оценка прочности по следующим предельным состояниям:

разрушение (вязкое и хрупкое);

появление микротрещин при циклическом нагружении.

6.1.3. Все формулы для расчета основаны на гипотезе о линейно-упругом деформировании металла. Вследствие этого напряжения, превышающие по величине предел упругости и текучести материала, являются условно-упругими.

6.1.4. Расстояния между укрепляющими элементами трубной решетки (рис. 6.1) устанавливаются с учетом двух основных нагружающих факторов:

действия внутреннего давления на неукрепленные участки плоской стенки трубной решетки;

усилия изгиба от разности температурных удлинений соседних труб или других элементов.

Рис. 6.1:

1 - угловая связь; 2 - анкерная тяга; 3 - жаровая труба; 4 - дымогарные трубы; 5 - обечайка корпуса

6.1.5. Расчетные формулы, связывающие максимальные напряжения в зоне просветов a, b, e, h, с, g (см. рис. 6.1) с толщиной трубной решетки, с размерами указанных просветов и с температурными смещениями, получены на основании следующей упрощенной расчетной схемы: кольцевая пластина жестко защемлена по наружному и внутреннему контурам и испытывает относительное смещение кромок от температурных расширений соответствующих продольных связей на величину w.

6.2. Условные обозначения

6.2.1. Основные обозначения параметров, используемых при расчете на прочность (расчетное давление, допускаемое напряжение, номинальная толщина стенки, прибавки к расчетной толщине), указаны в подразделе 1.1.

6.2.2. Просветы - это наименьшие расстояния между укрепляющими элементами трубной решетки (см. рис. 6.1); их обозначения представлены в табл. 6.1.

Таблица 6.1

6.2.3. Обозначение параметров расчетной кольцевой пластины представлены в табл. 6.2.

6.2.4. Обозначения расчетной нагрузки и деформации, а также физические константы металла рассматриваемых элементов представлены в табл. 6.3.

Таблица 6.2

Таблица 6.3

6.3. Расчетная температура

6.3.1. Область применения

6.3.1.1. Температура металла трубной решетки и связей определяется на основании уравнений теплопередачи и данных теплового расчета котла, который производится в соответствии с нормами теплового расчета.

6.3.1.2. Формулы и графики для определения средних и максимальных температур металла трубной решетки получены для труб D_a×s = 32×3 и 50×3 мм с разбивкой отверстий по треугольнику. Для других диаметров вводится поправочный коэффициент на диаметр труб.

6.3.1.3. Расчетная и максимальная температуры металла трубной решетки определяются для безнакипного режима работы котла.

При наличии накипи вычисленные согласно п. 6.3.4 значения температур должны быть увеличены на 40 %.

6.3.1.4. Расчетная и максимальная температуры металла труб поверхностей нагрева определяются с учетом накипи согласно п. 6.3.3.

6.3.2. Условные обозначения

При определении температурного состояния плоских днищ используются следующие параметры, представленные в табл. 6.4.

Таблица 6.4

6.3.3. Температура металла труб поверхностей нагрева

6.3.3.1. За расчетную температуру принимается средняя температура стенки трубы.

6.3.3.2. Расчетная температура стенки трубы определяется по формуле

где q и α₂ определяются из теплового расчета котла;

λ_q = 1,163 Вт/(м ∙ К);

s_q = 0,5 мм (при нормальных условиях эксплуатации);

s_q = 1,5 мм (при нарушении нормальных условий эксплуатации).

6.3.3.3. Максимальная температура стенки трубы

6.3.3.4. Температура металла корпуса и сплошных анкерных тяг принимается равной температуре насыщения.

6.3.4. Температура металла трубной решетки

6.3.4.1. За расчетную температуру металла трубной решетки принимается среднеарифметическое значение температур наружной и внутренней поверхностей плоского днища.

6.3.4.2. Расчетная температура t_pi трубной решетки определяется по формуле

где K_d = 1 - для труб диаметром D_a = 32 мм;

K_d = 0,875 - для труб диаметром D_a = 50 мм;

K_d = 0,8 - для труб диаметром D_a = 60 мм.

Величины K_t и θ_m определяются по рис. 6.2. и 6.3.

Рис. 6.2

Критерий Био для трубной решетки определяется по формуле

Критерий Био для трубы определяется по формуле

6.3.4.3. Внутренняя поверхность трубы в сечении входа газов имеет максимальную температуру.

Рис. 6.3

6.3.4.4. Максимальная температура трубной решетки равна

где значение θ_max находим по рис. 6.4.

6.3.4.5. При наличии изоляции расчет средней температуры и максимальной температуры  производится согласно пп. 6.3.4.2 и 6.3.4.4, в которых θ_т и θ_max определяются по рис. 6.3 и 6.4 при Bi_Pi = 0.

Рис. 6.4

6.3.4.6. При наличии выступающих в газовый объем концов труб высотой Δh максимальная температура трубной решетки определяется по формуле

где  находим по рис. 6.5;

K_d, K_t определяются согласно п. 6.3.4.2.

Рис. 6.5

6.3.4.7. Расчетная температура  трубной решетки при наличии выступающих в газовый объем концов труб определяется по формуле

где  находим по рис. 6.6.

6.3.4.8. Максимальные температуры стенок, вычисленные согласно пп. 6.3.3.3, 6.3.4.4, 6.3.4.6, сравниваются с предельно допустимой температурой для выбранной марки стали, установленной Правилами устройства и безопасной эксплуатации паровых и водогрейных котлов.

6.3.4.9. Если при определении расчетных температур стенок трубной решетки температура окажется ниже температуры среды, то в этом случае принимается температура среды.

Рис. 6.6

6.3.5. Температура металла жаровой трубы и огневой поворотной камеры

6.3.5.1. За расчетную температуру принимается средняя температура стенки, вычисляемая по следующим приближенным формулам:

для гладких жаровых труб                                   t = t_s + 4s + 30 °С,

для волнистых жаровых труб                              t = t_s + 5s + 30 °С,

для огневой поворотной камеры                        t = t_s + 3s + 20 °С.

В топках, работающих на газообразном или жидком топливе, не допускается превышать тепловую нагрузку жаровой трубы:

теплонапряжение сечения топки q_F = 250 кВт/м²;

теплонапряжение топочного объема q_V = 1000 кВт/м².

6.3.5.2. Вычисленные согласно пп. 6.3.3, 6.3.4 и 6.3.5 расчетные температуры металла труб и трубной решетки используются для определения допускаемого напряжения [σ] согласно разделу 2 Норм.

6.4. Выбор основных размеров трубной решетки, днищ, обечаек и труб

6.4.1. Условные обозначения

6.4.1.1. В формулах для расчета трубных решеток приняты обозначения, представленные в табл. 6.5.

Таблица 6.5

6.4.2. Расчет плоских стенок и трубной решетки

6.4.2.1. Номинальная толщина плоской стенки, укрепленной распорными болтами, связями, анкерными трубами или косынками, должна быть не менее определенной по одной из следующих формул:

при равномерном размещении анкерных болтов, связей или труб (рис. 6.7)

при неравномерном размещении анкерных болтов, связей или труб (рис. 6.8)

при укреплении плоской стенки угловыми или иного вида креплениями

Коэффициент K принимается равным:

0,45 - при односторонней приварке болтов, связей или труб к стенке (рис. 6.9);

0,42 - при двухсторонней приварке болтов, связей или труб к стенке;

0,39 - если распорные болты или связи имеют снаружи шайбу толщиной не менее 0,8 толщины укрепляемой стенки и наружным диаметром не менее 0,6 расстояния между центрами соседних связей (рис. 6.10);

0,36 - если распорные болты или связи, ввернутые на резьбе, имеют снаружи гайку и шайбу толщиной не менее толщины укрепляемой стенки и наружным диаметром не менее 0,8 расстояния между центрами соседних укреплений.

Если плоская стенка имеет разные виды укреплений, то толщина ее должна приниматься наибольшей из вычисленных для разного вида укреплений.

6.4.2.2. Прибавка к расчетной толщине стенки должна приниматься в соответствии с подразделом 1.5.

6.4.2.3. При закреплении труб в трубной решетке с применением вальцовки толщина плоской стенки должна быть не менее определенной по формуле s = 0,125d + 5 мм, но не менее 13 мм.

6.4.2.4. После выбора толщины стенки проверяются максимально и минимально допустимые размеры просветов согласно пп. 6.4.3 и 6.4.4.

Рис. 6.9

Рис. 6.10

Если значение просветов не соответствует установленным максимальным и минимальным значениям, то толщина стенки должна быть увеличена или уменьшена.

6.4.3. Наибольшие допустимые размеры неукрепленных участков трубной решетки

6.4.3.1. Диаметр наибольшей окружности, которая может быть вписана касательно к расположенным на трубной решетке связям, корпусу или трубам (рис. 6.12), должен удовлетворять условию

Рис. 6.11

6.4.3.2. Размеры просветов (см. рис. 6.1) между волнистой жаровой трубой и корпусом а, дымогарными трубами b, угловой связью е или анкерной тягой h должны удовлетворять условию

Рис. 6.12:

1 - для просветов а и b; 2 - для просветов е и h

6.4.3.2.1. Коэффициент K₁ при 0,1 ≤ r₀/r₁ < 0,8 определяется по рис. 6.12 в зависимости от вида просвета (см. рис. 6.1).

При 0,8 ≤ r₀/r₁ < 1 коэффициент K₁ для просветов a, b, e и h равен 0,58.

6.4.3.2.2. В случае укрепления трубной решетки анкерной тягой как при волнистой, так и при гладкой жаровой трубе для просвета h должно выполняться условие (см. рис. 6.1)

где

6.4.3.3. Расчет по п. 6.4.3.2 производится в зависимости от назначения расчета.

6.4.3.3.1. Если размеры а (или b, e, h), r₀ и r₁ заданы, то производится проверка выполнения условия п. 6.4.3.2.

6.4.3.3.2. В том случае, когда при проектировании новых котлов требуется определить наибольшие допустимые размеры указанных просветов, расчет по п. 6.4.3.2 ведется методом последовательных приближений.

При определении размеров а или b задается (или задано) значение r₀.

В первом приближении размер просвета а или b принимается равным

Определяется наружный радиус в первом приближении:

По отношению r₀/r₁ и графику на рис. 6.12 находят значение  и определяют размер просвета и радиус  во втором приближении:

По отношению r₀/r₁⁽²⁾ определяют новые значения , а⁽³⁾,  и т.д.

Для просветов е и h в первом приближении принимают

и расчет производят последовательными приближениями аналогично предыдущему случаю; при этом задано значение r₁.

Радиусы  и , изображенные на рис. 6.1, определяются на основании величин просветов, найденных в каждом приближении:

Процесс приближения быстро сходится.

6.4.3.3.3. Вместо последовательных приближений можно задаваться меньшими размерами просветов по сравнению с их первоначальными значениями и производить проверку согласно п. 6.3.3.2.

6.4.4. Наименьшее допустимое расстояние между укрепляющими деталями трубной решетки

6.4.4.1. Для просветов a, b, e, h (гладкая жаровая труба), с, g (см. рис. 6.1) должно выполняться условие

где K₂ - коэффициент, зависящий от отношения r₀/r₁;

при 0,1 ≤ r₀/r₁ < 0,8K₂ определяется по рис. 6.13;

при 0,8 ≤ r₀/r₁ < 1K₂ вычисляется по формуле

w - относительное смещение кромок расчетной кольцевой пластины, определяемое по формуле

w = L|[α₀(t_0max - 20) - α₁(t_1max - 20)]|,

здесь |[α₀(t_0max - 20) - α₁(t_1max - 20)]| - знак абсолютной величины.

Рис. 6.13

6.4.4.1.1. Температуры t_0max, t_1max, t_Pi определяются согласно п. 6.3.

Величины Е, α₀, α₁ определяют согласно приложению к главе 5; Е^t берется для металла решетки при температуре t_Pi; α₀ и α₁ определяются для металла продольных связей в интервале температур (20 - t_0max) и (20 - t_1max) соответственно.

6.4.4.1.2. Допускаемое напряжение [σ] определяется для металла трубной решетки согласно разделу 2 при температуре t_Pi.

6.4.4.1.3. При определении размеров просветов а, b, с, е, g, h следует выбрать положение условной кольцевой пластины для каждого случая. Указания по выбору радиуса внутренней кромки пластины r₀ приведены на рис. 6.1. Например, для просвета а внутренней кромке пластины соответствует гладкая жаровая труба, а наружной кромке пластины - обечайка корпуса, для просвета g - кромка косынки и дымогарные трубы соответственно и т.д.

6.4.4.1.4. Значения коэффициента A в зависимости от вида просвета принимаются: 0,80 для просветов а, b; 0,75 для просвета с; 1,50 для просветов е, g; 1,00 для просвета h.

6.4.4.2. При проектировании новых котлов минимально допустимые размеры просветов проверяют по формуле

6.4.4.2.1. Коэффициент K₃, зависящий от отношения r₀/r₁, при 0,1 ≤ r₀/r₁ < 0,9 определяется по рис. 6.14.

Рис. 6.14

При 0,9 ≤ r₀/r₁ < 1 коэффициент K₃ = 1,8.

6.4.4.2.2. После того как определены размеры просветов, определяют радиусы расчетной кольцевой пластины:

r₀ = r₁ - а (или b, с, е, g, h), если задан наружный радиус;

r₁ = r₀ + а (или b, с, e, g, h), если задан внутренний радиус.

6.4.4.2.3. Для полученных размеров расчетных пластин проверяется выполнение условия п. 6.4.4.1. Если это условие не выполняется, то размер просвета несколько увеличивают, определяют радиус расчетной кольцевой пластины согласно п. 6.4.4.2.2 и повторяют проверку.

6.4.4.3. Если условие п. 6.4.4.1 не выполняется, то производится расчет на малоцикловую усталость согласно подразделу 6.6.

6.4.5. Толщина стенки выпуклых днищ

6.4.5.1. Номинальная толщина стенки выпуклого днища газотрубного котла должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R + c,

где s_R = pR/[σ].

Формула пригодна при соблюдении условия R = 1,2D.

6.4.5.2. Величина прибавки с должна определяться согласно подразделу 1.5 Норм.

Утонение стенки при штамповке днища не должно учитываться в том случае, если оно не превышает 5 % расчетной толщины.

В случае превышения расчетная толщина днища должна быть увеличена на разницу между фактической толщиной и пятипроцентным допускаемым утонением.

6.4.5.3. Толщина стенки, вычисленная по п. 6.4.5.1, должна округляться до ближайшего большего размера листа, имеющегося в стандарте на сортамент.

Во всех случаях номинальная толщина стенки днища должна приниматься не менее 6,0 мм.

6.4.6. Расчет жаровых труб

6.4.6.1. Номинальная толщина стенки гладкой жаровой трубы должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R + c,

где

Значение коэффициента K_F следует принимать:

3,10 - для горизонтальных жаровых труб;

1,85 - для вертикальных жаровых труб.

При наличии жестких креплений в поперечном направлении за расчетную длину L_F следует принимать наибольшее расстояние между соседними креплениями (рис. 6.15).

Рис. 6.15

Вычисленная согласно п. 6.4.6.1 номинальная толщина стенки должна округляться до ближайшего большего размера листа, имеющегося в стандарте на сортамент.

Номинальная толщина стенки волнистой жаровой трубы должна быть не менее определенной по формуле

s = s_R+ с,

где s_R= pD_F/[σ] (для волн высотой 50 мм и более).

Прибавка с должна определяться согласно подразделу 1.5 Норм, но должна быть не менее 2 мм.

6.4.6.2. Номинальная толщина стенки жаровых труб должна приниматься не менее 7 мм и не более 20 мм.

6.4.6.3. Допустимое рабочее давление при контрольных расчетах жаровых труб определяется по следующим формулам:

для гладких труб

для волнистых труб (с высотой волны 50 мм и более)

6.4.7. Расчет дымогарных труб

6.4.7.1. Номинальная толщина стенки прямой трубы с наружным диаметром не более 200 мм, находящейся под наружным давлением, должна быть не менее определенной по формуле

где величина прибавки с должна приниматься согласно подразделу 1.5 Норм.

6.4.7.2. Номинальная толщина стенки труб, находящихся под внутренним давлением, определяется согласно разделу 3 Норм.

6.4.7.3. Номинальная толщина стенки труб с учетом наружного давления должна быть не менее значений, приведенных в табл. 6.6.

Таблица 6.6

6.4.8. Расчет обечаек корпуса

6.4.8.1. Номинальная толщина стенки обечаек корпуса определяется согласно разделу 3 Норм.

6.5. Выбор основных размеров анкерных и угловых связей

6.5.1. Условные обозначения

Дополнительные обозначения представлены в табл. 6.7.

Таблица 6.7

6.5.2. Расчет анкерных связей и труб

6.5.2.1. Площадь сечения анкерной связи или анкерной трубы, подвергающейся растяжению, должна удовлетворять условию

Если труба подвергается сжатию, то вместо наружного диаметра трубы D_a следует использовать внутренний D.

6.5.2.2. Площадь сечения угловой анкерной связи должна удовлетворять условию

где α - угол между угловой анкерной связью и трубной решеткой.

6.5.2.3. Площади F, укрепляемые анкерными связями или трубами, определяются по рис. 6.16.

6.5.2.4. Если плоская стенка укрепляется только развальцованными трубами, то величина усилия q₁ определяется по формуле

которая должна удовлетворять условию:

q₁ = 30 Н/мм при развальцовке труб без отбортовки концов и без канавок;

q₁ = 50 Н/мм при развальцовке труб без отбортовки концов, но при наличии двух канавок с общей высотой не менее толщины стенки трубы;

q₁ = 70 Н/мм при развальцовке труб с отбортовкой обоих концов.

Рис. 6.16:

а - разбивка по треугольнику; б - разбивка по прямоугольнику

6.5.2.5. Необходимая длина развальцованного участка трубы l_т должна определяться из условия

где F_m = (D_a - D)l_m;

q₂ - допустимое усилие на вальцованной поверхности:

150 МПа - при развальцовке труб без отбортовки и без канавок;

300 МПа - при развальцовке труб без отбортовки, но при наличии канавок с общей высотой не менее толщины стенки трубы;

400 МПа - при развальцовке труб с отбортовкой.

6.5.2.6. Расчетная площадь вальцованной поверхности должна удовлетворять условию

F_m ≤ 0,1D_al_m.

Длина развальцованного участка l_m должна быть не менее 12 мм; в расчете должна приниматься не более 40 мм.

6.5.2.7. При использовании сварки для закрепления труб и анкерных связей в трубной решетке расчетное сечение сварного шва Δ (рис. 6.17) должно быть не менее определенного по формуле

где [σ] - должна приниматься по материалу трубы или решетки с наименьшим значением расчетной характеристики прочности при расчетной температуре стенки.

Кроме того, для указанных типов сварных швов должно выполняться условие Δ ≥ s.

6.5.2.8. Если закрепление трубы осуществляется на вальцовке с использованием сварного шва по типу 1 (рис. 6.17) для обеспечения дополнительной плотности, то сечение шва Δ должно быть не более 5 мм.

6.5.3. Размеры угловых связей

Размеры угловых связей (косынок) должны удовлетворять соотношению (см. рис. 6.1) Н ≥ 1,8B.

Допускается применение косынок без уменьшения ширины средней части.

Рис. 6.17

6.6. Поверочный расчет на усталость

6.6.1. Условные обозначения

6.6.1.1. Условные обозначения при расчете на малоцикловую усталость принимаются согласно подразделу 5.1.5 Норм.

Дополнительные обозначения:

t_0min, t_1min - температура металла продольных связей соответственно внутренней и наружной кромок расчетной кольцевой пластины (минимальная для данного режима работы котла, средняя по длине и толщине стенки), °С.

Остальные обозначения - согласно подразделу 6.2.

6.6.2. Требования к расчету на усталость

6.6.2.1. Расчет на усталость производится с учетом всех режимов эксплуатации котла, характеризующихся минимальными (t_0min, t_1min) и максимальными (t_0max, t_1max) температурами металла продольных связей в начале и конце цикла колебаний, а также числом циклов каждого типа.

Примером циклического нагружения котла являются циклы типа пуск - останов, при которых нагрузка изменяется от нуля, а температура металла от 20 °С до номинальной величины и обратно.

Циклами второго типа могут служить циклические изменения нагрузки от заданного промежуточного значения до номинальной величины и обратно.

6.6.2.2. Расчет производится для всех просветов, имеющихся на трубной решетке и поворотной огневой камере.

6.6.2.3. Местные температурные напряжения в данном методе расчета не учитываются; интенсивность напряжений определяется только по изгибной составляющей напряжения Δσ_е = s_B. Однако понятие интенсивности напряжений сохраняется для более удобного применения при оценке долговечности трубной решетки.

6.6.3. Определение размаха интенсивностей напряжений

6.6.3.1. Размах интенсивностей напряжений вычисляется по формуле

где φ_w = 0,8 - коэффициент снижения циклической прочности для углового сварного соединения вварки плоского днища в обечайку корпуса котла, плоского днища в обечайку огневой поворотной камеры, а также соединения плоского днища с жаровой трубой.

6.6.3.1.1. Относительное смещение кромок в рассматриваемом режиме

w = L|[α₀(t_0max - t_0min) - α₁(t_1max - t_1min)]|,

где |[α₀(t_0max - t_0min) - α₁(t_1max - t_1min)]| - знак абсолютной величины.

6.6.3.1.2. Температуры t_0max, t_0min, t_1max, t_1min определяются согласно подразделу 6.3.

6.6.3.1.3. Остальные величины в формуле п. 6.6.3.1 определяются согласно п. 6.4.4.1.

На основании найденной величины размаха интенсивностей напряжений Ds_e производится оценка долговечности в соответствии с подразделом 5.1.5 Норм.

6.7. Допустимое давление в котле при наличии отклонений от круглости жаровой трубы

6.7.1. Условные обозначения

Дополнительные обозначения:

D_Fmax, D_Fmin - максимальный и минимальный наружные диаметры поперечного сечения жаровой трубы, мм;

а - коэффициент некруглости, %;

е - максимальный размер уплощения (рис. 6.18) поперечного сечения жаровой трубы, мм;

s_f - фактическая толщина стенки жаровой трубы, мм.

Остальные обозначения - согласно табл. 6.1 и 6.2.

Рис. 6.18

6.7.2. Определения

В Нормах рассматриваются следующие отклонения от круглого поперечного сечения трубы:

овальность поперечного сечения, определяемая коэффициентом некруглости:

уплощение поперечного сечения (см. рис. 6.18), определяемое приведенным коэффициентом некруглости:

6.7.3. Допустимое отклонение от круглости (овальность)

6.7.3.1. При изготовлении новых котлов коэффициент некруглости поперечного сечения рассматриваемых деталей не должен быть более 1 % , т.е. а ≤ 1 %.

6.7.3.2. При техническом диагностировании котлов, находящихся в эксплуатации, допускается некруглость поперечного сечения жаровых труб более 1 %.

Допустимое рабочее давление для жаровой трубы с учетом овальности не должно быть более

где K = 3,10 - для горизонтальных жаровых труб;

K = 1,85 - для вертикальных жаровых труб.

При выполнении контрольных расчетов по данным измерений толщины стенки вместо s - с следует применять s_f - с. Величина s_f должна приниматься равной наименьшему значению из четырех измерений толщины по концам двух взаимно перпендикулярных диаметров в одном сечении при числе проверяемых сечений не менее одного на каждой метр длины жаровой трубы.

6.7.3.2.1. Если при измерении поперечного сечения получено а < 1, в расчете принимается а = 1,0.

6.7.3.2.2. Эксплуатация жаровых труб с некруглостью поперечного сечения более 3 % не допускается.

6.8. Основные требования к конструкции

6.8.1. Расстояние между двумя соседними кольцами жесткости жаровой трубы не должно превышать 2D_F.

6.8.2. Для волнистых жаровых труб высота волны должна быть не менее 50 мм.

6.8.3. Не рекомендуется устанавливать конусные переходы на жаровых трубах.

6.8.4. Наличие зазора между трубами и трубной решеткой при некачественной вальцовке труб вызывает перегрев металла трубы и способствует развитию щелевой коррозии. Поэтому для увеличения надежности и срока службы котла рекомендуется подвальцовка труб после приварки их к трубной решетке.

6.8.5. Наружный сварной шов (рис. 6.19, а) повышает температуру металла трубной решетки, которая у решеток с трубами, заделанными заподлицо, ниже, чем у решеток с наружными сварными швами (рис. 6.19, б).

Рис. 6.19

6.8.6. Изоляция толщиной более 50 мм неэффективна, так как дальнейшее увеличение толщины изоляции практически не снижает температуру металла трубной решетки.

6.8.7. Распорные анкерные связи должны быть расположены так, чтобы уменьшить изгибные напряжения. Анкерные связи должны иметь засверления с обеих сторон на длину не менее 30 мм и должны входить в водяное пространство (рис. 6.20).

Рис. 6.20

Продольные анкерные связи, соединяющие трубные решетки, должны иметь подкладные шайбы диаметром не менее 4D_a.

Если в результате расчета анкерной связи по п. 6.3.2 наружный диаметр связи получается таким, что не выполняется условие п. 6.2.3.2.2, то диаметр концов связей должен быть увеличен (рис. 6.20).

7. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ КОЛЛЕКТОРОВ ОТ ДЕЙСТВИЯ НАГРУЗОК В ОПОРАХ И ПОДВЕСКАХ

7.1. Условные обозначения

7.1.1. В этом разделе приняты следующие условные обозначения, представленные в табл. 7.1.

Таблица 7.1

7.2. Общие положения

7.2.1. Расчет на прочность коллекторов под действием весовых нагрузок является поверочным и выполняется после выбора основных размеров коллектора в соответствии с подразделом 3.2 Норм.

7.2.2. Используемые материалы и полуфабрикаты, а также технология изготовления и контроль коллекторов, штуцеров и деталей опор и подвесок должны соответствовать требованиям Правил Госгортехнадзора России.

7.2.3. Отношение наружного диаметра коллектора к толщине стенки должно удовлетворять условию D_a/s = 9 - 35.

Для коллекторов с отношением D_a/s < 9 расчет на прочность от действия весовой нагрузки должен проводиться в соответствии с подразделом 5.1 Норм.

7.2.4. Настоящие Нормы рассматривают коллекторы с вертикальным подвесом экранов (рис. 7.1, 7.2).

7.2.5. Схемы расположения подвесок или опор и нагружения коллектора указаны на рис. 7.1, 7.2.

7.2.6. Для подвесных конструкций коллекторов направление действия усилия G, а также распределенной нагрузки q, приложенной к коллектору, совпадает с направлениями, указанными на рис. 7.1, 7.2, 7.3. Для опорных конструкций направление усилия G и распределенной нагрузки q противоположно направлениям, указанным на рис. 7.1, 7.2, 7.3.

7.3. Местные напряжения

7.3.1. Усилие G, действующее на подвеску или опору (см. рис. 7.1, 7.2, 7.3), определяется как суммарный вес коллектора, его содержимого и присоединенного оборудования, приходящийся на одну подвеску или опору.

7.3.2. Для коллекторов цельносварных газоплотных экранов реактивная нагрузка q, действующая со стороны экрана на коллектор (см. рис. 7.3), определяется по номограммам в зависимости от диаметра коллектора. Реактивная нагрузка, действующая на газоплотный экран со стороны коллектора, по величине равна q и противоположна по направлению.

Рис. 7.1. Общий вид коллектора газоплотного экрана

Рис. 7.2. Расчетная схема коллектора

7.3.3. Ширина участка h, на котором действует распределенная реактивная нагрузка q, при расчете напряжений в коллекторе принимается равной h = 0,85d.

Длина участка 2l воздействия нагрузки для коллектора и газоплотного экрана определяется по кривым, приведенным на рис. 7.3.

7.3.4. По размерам подвесок или опор а и b вычисляются коэффициенты

 

Рис. 7.3. Распределенная нагрузка, действующая на коллектор со стороны экрана

7.3.5. Для подвесных конструкций расчет максимальных усилий N_z, N_φ и моментов M_z, М_φ в коллекторе, вызванных действием весовых нагрузок, ведется по кривым, приведенным на рис. 7.4 - 7.11.

Для опорных конструкций значения усилий N_z, N_φ и моментов М_z, М_φ в коллекторе, найденные по кривым рис. 7.4 - 7.11, берутся со знаком «минус».

7.3.6. Для подвесок или опор, удовлетворяющих условию а > b, значения N_z, N_φ, M_z, M_φ в коллекторе определяются по кривым, приведенным на рис. 7.4 - 7.7, с использованием параметров k₁ и θ.

7.3.7. Для подвесок или опор, удовлетворяющих условию b > а, значения усилий и моментов N_z, N_φ, М_z, М_φ, действующих в стенках коллектора, определяются по кривым, приведенным на рис. 7.8 - 7.11, с использованием коэффициентов k₁ и k₂.

Рис. 7.4. Номограммы для вычисления усилий N_z, N_φ в коллекторе при D_a/s = 9 ÷ 13 и а > b

7.3.8. В случае подвеса коллектора за штуцер при определении максимальных усилий и моментов в коллекторе по п. 7.3.4 - 7.3.7 принимается а = b = 0,85d_s.

7.3.9. Наибольшие местные напряжения возникают в коллекторе (у краев подвесок или опор) в точках A или А' при а > b и в точках В или B' при b > a (см. рис. 7.1, 7.2).

7.3.10. Значения максимальных местных окружных σ_φ и осевых σ_z напряжений в стенках коллектора определяются по формуле

Знак «минус» относится к внутренней поверхности (точки А' или В'), знак плюс - к наружной (точки А или В).

7.3.11. Напряжения от внутреннего давления вычисляются по формулам:

Рис. 7.5. Номограммы для вычисления моментов М_z, М_φ в коллекторе при D_a/s = 9 ÷ 13 и а > b

7.4. Условия прочности

7.4.1. Для рассматриваемой точки коллектора (точки А или А', В или В') вычисляются три главных нормальных напряжения, которые представляют собой алгебраическую сумму действующих в одном направлении напряжений, вызванных весовыми нагрузками и внутренним давлением. Главные напряжения определяются по формулам:

  

если

  

если

7.4.2. Эквивалентное напряжение для рассматриваемой точки коллектора принимается равным

σ_e = σ₁ - σ₃.

7.4.3. Величина эквивалентного напряжения в коллекторе от действия весовых нагрузок и внутреннего давления должна удовлетворять условию

σ_е ≤ 1,5[σ].

Величина номинального допускаемого напряжения принимается в соответствии с разделом 2 Норм.

8. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ФЛАНЦЕВ ТЕПЛООБМЕННЫХ АППАРАТОВ И ТРУБОПРОВОДОВ

8.1. Условные обозначения

8.8.1. В разделе приняты следующие условные обозначения, представленные в табл. 8.1.

Таблица 8.1

Обозначения геометрических размеров фланцевых соединений приведены на рис. 8.1 и 8.2.

8.2. Общие положения

8.2.1. В Нормах рассматриваются фланцы с коническим переходом (конической втулкой) и плоские фланцы, а также жесткие фланцы и свободные.

8.2.2. Деталями фланцевого соединения являются фланцы, кольцо свободного фланца, прокладка, мембрана, шпильки (болты), гайки, шайбы.

Под элементами фланца понимаются цилиндрическая часть фланца, конический переход, тарелка фланца, бурт свободного фланца, нажимное кольцо, отверстия под шпильки, выступы, впадины и др.

8.2.3. Применение болтов допускается до давления 3,0 МПа и температуры 300 °С, для болтов по ГОСТ 20700 предельная температура допускается до 400 °С.

Рис. 8.1. Фланцы с коническим переходом

Рис. 8.2. Плоские фланцы

8.2.4. Требования к конструкции, материалам и полуфабрикатам, а также к изготовлению и контролю качества рассматриваемых фланцев должны соответствовать требованиям соответствующих Правил Госгортехнадзора России (т.е. по котлам, сосудам или трубопроводам ТЭС в зависимости от назначения изделия, к которому привариваются рассматриваемые фланцы).

Дополнительно должны соблюдаться следующие условия:

расположение и конструкция опор на корпусе, днище или трубопроводе должны обеспечивать отсутствие передачи внешних нагрузок на фланцевое соединение, превышающих величину, приведенную в п. 8.7.6.5;

расстояние от конического перехода фланца или тарелки плоского фланца до кромки сварного шва приварки опоры должно быть более величины, рассчитанной по формуле , но не менее 100 мм;

величина предварительного затяга фланцев с приварным мембранным уплотнением не должна превышать 30 % расчетного усилия на шпильки при действии внутреннего давления;

величина подгрузки шпилек от разности температур между фланцами и шпильками не должна превышать 30 % расчетного усилия на шпильки при действии внутреннего давления.

8.2.5. Нормы содержат методику расчета на прочность фланцев с прокладочным и мембранным уплотнением для обоснования их основных размеров.

В основу расчета на прочность фланцевого соединения заложен метод предельных нагрузок с проверкой напряжений по наиболее напряженным сечениям фланца.

Поверочный расчет на усталость деталей фланцевого соединения должен выполняться для оборудования ТЭС в соответствии с требованиями раздела 5 Норм.

8.2.6. Допускается использование фланцевых соединений без расчета по обоснованию выбора основных размеров при изготовлении их в соответствии с ГОСТ 12815 - ГОСТ 12822.

8.2.7. Фланцевые соединения, рассчитанные по настоящей методике, гарантируют не менее 1000 циклов подъема и сброса давления при сроке службы 100 тыс. ч.

8.3. Расчетное давление

8.3.1. Под расчетным давлением фланцевого соединения следует понимать избыточное давление, на которое производится расчет на прочность фланцевого соединения.

8.3.2. Расчетное давление фланцевого соединения следует принимать не менее расчетного давления изделия.

8.3.3. Если давление гидравлического испытания изделия p_h превышает 1,3 расчетного давления изделия, то следует выполнить расчет фланцевого соединения на условия гидравлического испытания. Если p_h < 1,3р, то такой расчет можно не выполнять.

8.4. Расчетная температура

8.4.1. Под расчетной температурой металла рассчитываемой детали фланцевого соединения следует понимать температуру, по которой принимается значение допускаемого напряжения.

8.4.2. Расчетную температуру металла фланца следует принимать равной расчетной температуре металла изделия в рабочих условиях. Если выполняется расчет на условия гидравлического испытания согласно п. 8.3.3, то в качестве расчетной температуры принимается температура гидравлического испытания.

Расчетную температуру металла фланцевого соединения, необогреваемого горячими газами или надежно изолированного от обогрева извне, следует принимать равной температуре, содержащейся в нем рабочей среды без учета допусков по отклонению температуры от номинального значения, установленных ГОСТ 3619, ГОСТ 21563, ГОСТ 22530.

8.4.3. Если температура металла ниже 80 °С, то за расчетную принимается температура 20 °С.

8.4.4. Расчетную температуру шпилек, в том числе ввертных, следует принимать равной 0,95 от расчетной температуры фланца.

8.4.5. Расчетную температуру металла мембран следует принимать равной расчетной температуре фланца.

8.5. Допускаемые напряжения

8.5.1. Допускаемое напряжение металла фланца следует принимать согласно разделу 2 Норм.

Допускаемые напряжения для шпилек, изготовленных из широко используемых для крепежных изделий сталей, следует принимать по табл. 8.2.

Таблица 8.2

Допускаемое напряжение для шпилек из углеродистых и низколегированных сталей, МПа

Продолжение табл. 8.2

Для шпилек диаметром менее 24 мм допускаемые напряжения [σ_s], принимаемые по табл. 8.2, необходимо умножить на величину поправочного коэффициента K₀, принимаемого по табл. 8.3 или по формуле

Таблица 8.3

Выбор поправочного коэффициента

Шпильки диаметром менее 24 мм рекомендуется применять с контролируемым затягом.

8.5.2. Допускаемые напряжения для шпилек, изготовленных из марок сталей, не указанных в табл. 8.2, или по которым имеются специальные технические требования и данные по гарантированным характеристикам кратковременной и длительной прочности, следует определять по формуле

где σ_0,2/t - минимальное значение условного предела текучести при остаточной деформации 0,2 % при расчетной температуре металла шпилек (в том числе при t = 20 °С), МПа;

  - среднее значение предела длительной прочности на заданный ресурс (10⁵ или 2 ∙ 10⁵ ч) при расчетной температуре металла шпилек, МПа.

8.5.3. Допускаемые напряжения металла фланца и шпилек, имеющие номинальный диаметр резьбы, больше номинального диаметра гладкой части, в условиях гидравлического испытания и монтажа принимаются равными

 

при наличии гарантированных характеристик металла или [σ_s]_h = 1,80[σ_s] и [σ_f]_h = 1,36[σ_f], где [σ_s] и [σ_f] принимаются в соответствии с п. 8.5.1.

Допускаемые напряжения металла шпилек с одинаковыми номинальными диаметрами резьбы и гладкой части в условиях гидравлического испытания принимаются равными

 или [σ_s]_h = 1,6[σ_s].

8.6. Номинальные и фактические размеры деталей фланцевого соединения

8.6.1. Номинальные размеры деталей фланцевого соединения и фактические размеры должны быть не менее расчетных.

8.6.2. Если при контроле фактических размеров фланцев обнаруживается отклонение какого-либо расчетного параметра в сторону понижения запаса прочности более чем на 5 %, то следует выполнить расчет фланцевого соединения по фактическим размерам.

Фактическое значение шага между отверстиями не должно отличаться от принятого в расчете более чем на 5 % в обе стороны.

8.7. Предварительный выбор размеров деталей фланцевого соединения

8.7.1. Исходные данные

8.7.1.1. Геометрические размеры изделия: толщина стенки s и внутренний диаметр D. Внутренний диаметр фланца следует принимать равным внутреннему диаметру изделия.

8.7.1.2. Расчетное давление фланцевого соединения р.

8.7.1.3. Допускаемые напряжения при расчетной температуре, при 20 °С и при условии гидравлического испытания для металла фланца и шпилек, принимаемые по заданной или выбранной марке стали, обозначаются [σ_f/t], [σ_f], [σ_f]_h, [σ_s/t], [σ_s], [σ_s]_h.

8.7.1.4.Толщина стенки цилиндрического участка фланца с коническим переходом s₁, а также цилиндрическая часть плоского фланца

s₁ = s + Δs,

где Δs - плюсовое отклонение на толщину стенки. Во всех случаях s₁ должно быть не менее 5 мм.

8.7.1.5. Высота цилиндрического участка фланца с коническим переходом h₁ должна приниматься равной s₁, но не менее 10 мм.

Допускается при s₁ ≥ 20 мм принимать h₁ ≥ 0,8s₁ при условии, что уменьшение цилиндрического участка не будет препятствовать контролю сварного соединения фланца с изделием.

8.7.1.6. Диаметры шпилек и отверстий под шпильки принимаются по табл. 8.4. Таблица составлена на основе применения шпилек с крупным шагом по ГОСТ 24705. При использовании других резьб следует внести соответствующие изменения в табл. 8.4.

Таблица 8.4

Размеры шпилек, рекомендуемые для фланцевых соединений

8.7.1.7. Рекомендуемые значения диаметров шпилек в зависимости от условного давления р_y и условного диаметра D_y приведены в табл. 8.5.

При выполнении расчетов на ПЭВМ рекомендуется выбор диаметра шпилек начать с меньшего значения d_0s.

Таблица 8.5

Рекомендуемые диаметры шпилек

8.7.1.8. Тип, конструкция, материал и основные размеры прокладок, а также их характеристики принимаются по табл. 8.6, 8.7, 8.8 в соответствии с типом и конструкцией фланца.

Таблица 8.6

Значение пределов текучести σ_0,2 для металлов плоских, профильных и зубчатых прокладок

Таблица 8.7

Размеры прокладок

8.7.2. Определение размеров прокладки

8.7.2.1. Расстояние от внутренней кромки фланца до внутреннего диаметра прокладки и принимается по табл. 8.9.

8.7.2.2. Наружный диаметр прокладки определяется по формуле

D_d = D + 2b₀ + 2и.

Для профильных прокладок b₀ - ширина профиля (наибольший размер).

Для плоских приварных фланцевых соединений

D_d = D + 2s₁ + 2b₀ + 2u.

8.7.3. Выбор размеров конического перехода

8.7.3.1. Относительная толщина конического перехода у основания фланцевого соединения K предварительно принимается согласно табл. 8.10.

Таблица 8.8

Эффективная ширина прокладок, удельное давление на прокладку и коэффициент т

Примечание. Напряжение σ_0,2 принимается при температуре 20 °С; K₁ = 0,8.

Таблица 8.9

Примечание. δ - толщина прокладки, высота зубца, диаметр прутка или наибольшая высота профильной прокладки, мм.

Таблица 8.10

Примечание. K = s₂/s₁.

8.7.3.2. Толщина конического перехода определяется по формуле s₂ = Ks₁.

При выполнении расчетов на ПЭВМ рекомендуется первоначально принимать s₂ = 2s₁.

8.7.3.3. Высота конического перехода предварительно принимается равной h₂ = 3s₁.

8.7.4. Геометрия размещения шпилек и выбор наружного диаметра фланца

8.7.4.1. Диаметр окружности шпилек и наружный диаметр фланца определяются по формулам:

для фланцев с коническим переходом

D_s ≥ max(D + 2s₂ + 2a + e; D_d + d₀ + 10),

D_f = D_s + e + 2a₁;

для плоского фланца

D_s ≥ max(D + 2s₁ + 2a + e; D_d + d₀ + 10),

D_f = D_s + e + 2a₁;

для плоского приварного фланца

D_s ≥ max(D + 4s₁ + 2a + e; D_d + d₀ + 10),

D_f = D_s + e + 2a₁;

для нажимного кольца

D_s ≥ max(D + 2s₁ + 2a + e; D_d + d₀ + 10),

D₁ = D + 2s₁ + 2a;

D₂ = D_s + e + 2a₁

для опорного бурта

D_f = D_s - d₀ - (2 ÷ 8),

где геометрические размеры а, a₁, е, d₀ (см. рис. 8.1) принимаются в зависимости от выбранного наружного диаметра шпильки (см. табл. 8.4). Геометрический размер а принимается не менее радиуса перехода r от шейки фланца или от цилиндрического участка фланца к тарелке фланца.

Радиус перехода r рекомендуется принимать в пределах (0,6 - 0,8)s₁, но не менее 6 мм при D ≤ 600 мм; 10 мм при 600 < D < 1000 мм; 12 мм при D ≥ 1000 мм.

Примечание. Допускается уменьшение диаметра окружности шпилек и наружного диаметра фланца при условии обеспечения возможности сборки и затяга шпилек.

8.7.4.2. Значение шага шпилек должно находиться в пределах, указанных в табл. 8.11, и выбирается исходя из опыта эксплуатации аналогичных фланцевых соединений.

Рекомендуемое значение шага шпилек из условия местного раскрытия фланцевого соединения принимается:

при pD ≤ 1200                 

при pD > 1200                  - для обычных гаек;

 - для колпачковых гаек.

Таблица 8.11

8.7.4.3. Число шпилек

Принимается значение числа шпилек z, округленное в большую сторону. Рекомендуется принимать число шпилек кратным четырем.

Допускается при z' > 8 принимать значения числа шпилек, округленные до ближайшего большего целого числа, при z' < 8 число шпилек должно быть кратно двум, но не менее четырех шпилек.

8.7.4.4. Уточненное значение шага шпилек

8.7.4.5. Расчетный диаметр прокладки определяется по формуле

D_m = D_d - b₀.

8.7.4.6. Наружный диаметр мембраны определяется по формуле

D_0m < D_s - d_0s - 10.

8.7.5. Определение усилий на шпильки

8.7.5.1. Минимальное усилие, необходимое для обжатия прокладки

где b, b₀, q₀ принимаются согласно п. 8.7.1.8.

При уплотнении мембранного типа F_d = 0.

8.7.5.2. Минимальное усилие на прокладку, необходимое для сохранения плотности при рабочем давлении и давлении гидравлического испытания

 

где q = mxp - удельное давление на прокладку в рабочих условиях, МПа;

q_h - удельное давление на прокладку при гидравлическом испытании, МПа;

q_h = 0,8mxp_h,

здесь произведение тх выбирается по табл. 8.12.

Таблица 8.12

Для металлических прокладок коэффициент х принимается равным единице. Для остальных прокладок коэффициент х выбирается по табл. 8.13.

Таблица 8.13

При уплотнении мембранного типа F₂ = 0, F_2h = 0.

8.7.5.3. Растягивающие усилия в шпильках от рабочего давления и давления гидравлического испытания определяются по формулам:

при уплотнении прокладочного типа  

при уплотнении мембранного типа  

8.7.5.4. Расчетные усилия, воспринимаемые шпильками, следующие:

при уплотнении прокладочного типа

F₀ = max{F_d, F_t} - усилие затяга,

F_0h = F_2h + F_h - усилие при гидравлическом испытании,

F₀ = F₂ + F_p - усилие в рабочих условиях при расчетной температуре ниже 400 °С,

F_t = max{F₂ + (1,0 + n)F_p, F_d - 0,5(n - 0,2)F_p} - усилия в рабочих условиях при расчетной температуре, равной или более 400 °С;

при уплотнении мембранного типа

F₀ = 0,3F_p - усилие затяга во фланцевом соединении, работающем при расчетной температуре ниже 400 °С,

F₀ = (0,3 + 0,5n)F_p - усилие затяга во фланцевом соединении, работающем при расчетной температуре, равной или более 400 °С,

F_0h = F_h - усилие при гидравлическом испытании,

F_t = 1,3F_p - усилие в рабочих условиях.

Коэффициент п, учитывающий влияние ползучести, следует принимать по табл. 8.14.

Допускается принимать меньшее значение коэффициента п, если это обосновано расчетом релаксации напряжений в шпильках и резьбе.

Таблица 8.14

8.7.6. Проверка условий прочности в шпильках

8.7.6.1. Напряжение растяжения в шпильках при затяге определяется по формуле

8.7.6.2. Напряжение растяжения в шпильках при гидравлическом испытании определяется по формуле

8.7.6.3. Напряжение в шпильках в рабочих условиях определяется по формуле

8.7.6.4. При невыполнении одного из условий прочности расчет следует повторить с п. 8.7.4.3, последовательно увеличивая число шпилек z на величину z + 4 и проверяя условия по пп. 8.7.6.1 - 8.7.6.3. Окончательное число шпилек z не должно превышать значение

z = zK_э,

где K_э - коэффициент, определенный экономическим расчетом для конкретных условий производства. При отсутствии такого расчета K_э = 1,07 - 1,12. Если при числе шпилек z = zK_э условия прочности не выполняются, то расчет повторить с п. 8.7.1.6, приняв большее значение диаметра шпилек.

8.7.6.5. Изгибающий момент от внешних нагрузок допускается без дополнительных расчетов, если его значение удовлетворяет условию:

8.7.7. Предварительный выбор толщины тарелки фланца

8.7.7.1. Предварительно толщина тарелки фланца выбирается исходя из опыта эксплуатации аналогичных фланцевых соединений.

8.7.7.2. Для оценки толщины тарелки фланца могут быть использованы следующие формулы. Для фланцев с коническим переходом:

если произведение pD ≤ 1100, то

h_f = s₂;

если произведение pD > 1100, то при применении прокладочного уплотнения

если произведение pD > 1100, то при применении мембранного уплотнения

Примечание. Конструкции фланцевых соединений с h_f < s₂ не рекомендуются к применению и не рассматриваются.

Для плоских фланцев, опорного бурта и нажимного кольца следует принять

 

где λ = 0,25(p/10 + 1).

8.8. Обоснование выбранных размеров фланца

8.8.1. Изгибающие моменты во фланцах

8.8.1.1. Расчетные схемы фланцев даны на рис. 8.3 - 8.6.

8.8.1.2. Изгибающий момент от усилия обжатия прокладки определяется по формулам:

во фланцах с коническим переходом и в плоских фланцах

M_d = F_dl₂,

где F_d - усилие, которое принимается согласно п. 8.7.5.1, Н;

l₂ = 0,5(D_s - D_m) - плечо действия усилия при затяге, мм;

в нажимном кольце

M_d = F_dl₄,

где

в опорном бурте

M_d = F_dl₅,

где l₅ = 0,5(D_f - D_m).

8.8.1.3. Изгибающий момент от усилий, действующих в рабочем состоянии, определяется по формулам:

во фланцах с коническим переходом и в плоских фланцах с прокладочным уплотнением

M_p = F₁l₁ + F₂l₂ + F₃l₃,

где  - усилие от действия давления внутри корпуса, Н;

l₁ = 0,5[D_s - (D + s₁)] - плечо действия усилия F₁, мм;

F₂ - усилие, которое принимается согласно п. 8.7.5.2, Н;

l₂ - плечо действия усилия F₂, которое принимается согласно п. 8.8.1.2, мм;

 - усилие от действия давления на внутренний участок тарелки фланца, Н;

 - плечо действия усилия F₃, мм;

во фланцах с мембранным уплотнением

M_p = F₁l₁ + F₄l₈,

где  - усилие от действия давления на внутренний участок тарелки фланца и мембраны, Н;

 - плечо действия усилия F₄, мм;

в нажимном кольце

M_p = (F₁ + F₂ + F₃)l₄;

в опорном кольце

M_p = F₁l₆ + F₂l₅ + F₃l₇,

где l₆ = 0,5(D_f - D - s₁);

8.8.1.4. Изгибающие моменты M_h во фланцах, в нажимном кольце и опорном бурте от давления гидравлического испытания p_h, определяются по формулам п. 8.8.1.3. При этом в формулах определения усилий F₁, F₂, F₄ вместо расчетного давления р подставляется давление гидравлического испытания p_h, усилие F₂ от расчетного давления заменяется на усилие F_2h от давления гидравлического испытания, определяемые согласно п. 8.7.5.2.

8.8.2. Определение напряжений по расчетным сечениям

8.8.2.1. Моменты сопротивления фланца с коническим переходом определяются по формулам:

для сечения A-A

для сечения В-В

 если у ≤ h_f;

где

для сечения С-С

Расчет производится, если h_f = s₂.

Примечание. Если в рассматриваемом сечении расположен сварной шов, то расчет производится с введением коэффициента прочности сварного шва на изгиб согласно разделу 4.

8.8.2.2. Момент сопротивления плоского^* фланца определяется по формуле

_____________

^* Приварка плоского приварного фланца к изделию (труба, сосуд) одним сварным швом не допускается.

8.8.2.3. Момент сопротивления фланца с нажимным кольцом определяется по формулам:

для опорного бурта

для нажимного кольца

8.8.2.4. Для фланцевых соединений значение редуцированного диаметра отверстия следует принимать:

d_0R = 0,5d₀ при D_y ≥ 500 мм;

d_0R= d₀(1 - 0,001D_y) при D_y < 500 мм.

8.8.2.5. Напряжение во фланцах во всех сечениях определяется по формуле

σ = M/W,

где М - изгибающий момент для трех состояний фланцевого соединения, Н ∙ мм; определяется согласно пп. 8.8.1.2 - 8.8.1.4;

W - момент сопротивления, мм³; определяется в соответствии с пп. 8.8.2.1 - 8.8.2.3.

Проверка напряжений производится во всех расчетных сечениях при всех видах нагружения.

8.8.2.6. Для всех сечений и всех видов нагружения должно выполняться условие прочности

σ ≤ [σ_f].

Допускается превышение расчетного напряжения в сечениях над допускаемым на 5 %.

8.8.2.7. Для оптимизации размеров фланцев рекомендуется:

для фланцевого соединения с коническим переходом

изменить значение s₂ в  раз, но s₂ должно быть не менее чем 1,1σ₁, если расчетные напряжения по сечению А-А отличаются от допускаемых более чем на 5 %. Расчет фланцевого соединения при новом значении s₂ следует повторить начиная с п. 8.7.4.1 до выполнения условия прочности;

изменить значение s₂ в  раз и повторить расчет начиная с п. 8.7.4.1, если расчетные напряжения по сечению С-С отличаются от допускаемых более чем на 5 %;

изменить значение h₂ в (σ_B/[σ_f])^2/3 раз, и расчет при новом значении следует повторить начиная с п. 8.8.2.1 до выполнения условия прочности, если расчетные напряжения по сечению В-В отличаются от допускаемых более чем на 5 %.

По окончании проверки выполнения условия прочности необходимо проверить условия

Если h₂/(s₂ - s₁) > 5 , то расчет фланца следует повторить начиная с п. 8.7.4.1 при значении s₂ = s₁ + h₂/5. Если h₂/(s₂ - s₁) < 2, то расчет фланца следует повторить начиная с п. 8.8.2.1 при значении h₂ = 2(s₂ - s₁);

для плоского фланцевого соединения

увеличить значение h_f в  раз, при этом 2h_f должно быть не более чем значение выражения D_f - D - 2s₁, если расчетные напряжения по сечению А-А превышают допускаемые более чем на 5 %. Расчет плоского фланца при новом значении h_f следует повторить начиная с п. 8.8.2.2 до выполнения условия прочности.

Если обеспечить выполнение условия 2h_f ≤ D_f - D - 2s₁ не удается, то рекомендуется перейти на фланец с коническим переходом.

8.8.3. Проверка толщины тарелки фланцев по предельному состоянию

8.8.3.1. Вычисление вспомогательных величин:

для фланцев с прокладочным уплотнением

где

для фланцев с коническим переходом

при γ ≥ 1,0

при γ < 1,0

где

для плоских фланцев

для опорного бурта

в формулах вычисления вспомогательных величин А, ψ, В заменить l₁ на l_б, l₂ на l₅:

для нажимного кольца

Если при затяге шпилек используется гидравлическое или другое устройство (без применения крутящего момента), обеспечивающее надежный контроль за усилием затяга, то вместо допускаемого напряжения [σ_s] в формулу вычисления коэффициента А подставляется максимальное расчетное напряжение в шпильках, по которому выбран диаметр шпилек;

для фланцев с коническим переходом и мембранным уплотнением

Коэффициенты B, Y, С определяются по формулам для фланцев с коническим переходом и прокладочным уплотнением.

8.8.3.2. Толщина тарелки фланца, определяемая методом предельных нагрузок, равна

Если А ≤ В, то принимается

Толщина нажимного кольца, определяемая методом предельных нагрузок, равна

8.8.3.3. Во всех случаях окончательная толщина тарелки фланца должна быть не менее толщины тарелки, определенной расчетом по предельному состоянию (см. п. 8.8.3.2).

Для оптимизации размеров фланца производится проверка ранее полученной толщины тарелки фланца сопоставлением значения  с окончательным значением h_f, рассчитанным в соответствии с п. 8.8.2.6:

При L ≤ 1,03 для дальнейшего расчета принимается ранее полученное значение толщины тарелки фланца, равное h_f. Если L > 1,03, то расчет следует повторить начиная с п. 8.7.4.1 при значении 1,05s₂ для фланцев с коническим переходом и начиная с п. 8.8.2.2 при значении h_f, равном  для плоских фланцев до тех пор, пока не будет получено L ≤ 1,03.

8.9. Проверка прочности шпилек на растяжение и изгиб

8.9.1. Угол поворота фланца с коническим переходом под действием внутреннего давления и усилия со стороны шпилек

где М - максимальный изгибающий момент (определенный в п. 8.8) при температуре гидравлического испытания, при 20 °С и рабочей температуре.

Угол поворота плоского фланца определяется по этой же формуле с заменой суммы s₁ + s₂ на 2s₁.

8.9.2. Напряжение в шпильках от изгиба фланца

Окончательные значения d_s и h_f принимаются в соответствии с пп. 8.7.6 и 8.8.3.

8.9.3. Для проверки условия прочности определяется суммарное приведенное напряжение от растяжения (определенное в п. 8.7) и изгиба

σ_s = σ_0s + 0,6σ_sB,

которое сопоставляется с допускаемым напряжением

σ_s ≤ 1,3[σ_s].

8.10. Выбор размеров и расчет мембраны

8.10.1. Исходные данные

Длина (ширина) мембраны принимается равной

b₄ = 0,5(D_0m - D) - 10.

Толщина мембраны (s₄)_j принимается в соответствии с рекомендуемым рядом размеров 4, 5, 6, 7, 8, 10 мм^*.

_____________

^* Значения толщины мембраны s₄ приняты по опытным данным ПО «Красный котельщик».

Нерасчетные размеры фланца, обеспечивающие возможность уплотнения мембран (приварка ее к фланцу и сварка мембран между собой), рекомендуется принимать следующими: угол скоса фланца α₁ = 9°, высота выступа фланца h₃ = 10 мм.

Мембраны должны изготовляться из листа конструкционной стали марки 20К по ГОСТ 5520. Конструкция мембранного уплотнения представлена на рис. 8.7.

Рис. 8.7

8.10.2. Вычисление вспомогательных величин

8.10.3. Напряжение от внутреннего давления

8.10.4. Напряжение от поворота и раскрытия фланца

8.10.5. Суммарное напряжение в мембране

σ_0m = σ_0mp + σ_0mα.

Задаваясь значениями отношения s₄/b₄ от 0,2 до 0,1 с интервалом 0,01 для каждого из значений толщины мембраны (см. п. 8.10.1), следует найти минимальное значение напряжения σ_0m, которое и определит оптимальную толщину мембраны s₄.

8.10.6. Для углеродистых сталей расчетное число циклов мембраны определяется по формуле

Циклом нагружения мембраны следует считать пуск-останов сосуда, гидравлическое испытание и любую разгрузку с последующим нагружением, если при этом величина давления снижается более чем на 30 % по сравнению с величиной рабочего давления.

При необходимости выполнения уточненного расчета следует определять напряжения по каждому из указанных трех видов циклов нагружения. Допустимое число циклов каждого вида нагружения может быть установлено по принципу линейного суммирования повреждаемости согласно разделу 5 Норм. Напряжение, приведенное в п. 8.10.3, определяется только по расчетному давлению в рабочих условиях.

Расчетное число циклов соответствует минимальному количеству циклов до разуплотнения мембраны на отдельном участке сварного шва (определенному с запасом 10 по числу циклов) при сохранении плотности на всем остальном периметре шва.

Разуплотнение отдельного участка сварного шва мембраны устраняется сваркой в соответствии с инструкциями предприятия-изготовителя.

Если расчетное число циклов лежит в пределах 100 - 200, это значение должно быть специально занесено в паспорт сосуда.

Во всех случаях расчетное число циклов должно быть не менее 100. При невозможности обеспечить указанное число циклов должна быть применена другая конструкция мембранного уплотнения.

9. МЕТОДИКА РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ЦЕЛЬНОСВАРНЫХ ГАЗОПЛОТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

9.1. Основные понятия и определения

9.1.1. Цельносварная газоплотная конструкция (рис. 9.1) образована мембранными экранами, представляющими собой сваренные друг с другом плавниковые трубы или гладкие трубы с проставками (рис. 9.2). Конструкция может быть как опертой, так и подвесной и в соответствии с компоновкой котла иметь П-, Т-, Г-образную или башенную конфигурацию.

Под термином «оребренная труба» в дальнейшем понимается либо плавниковая труба, т.е. труба, изготовленная металлургическим способом вместе с плавниками как единое целое, либо гладкая труба с приваренными к ней ребрами.

Условные обозначения представлены в табл. 9.1.

9.2. Общие положения

9.2.1. В основу расчета положен принцип оценки прочности конструкции по несущей способности, которая определяется предельным состоянием перехода наиболее нагруженного сечения из упругого состояния в пластическое. При этом напряженное состояние определяется по гипотезе Треска-Сен-Венана наибольшими касательными напряжениями. Характеристики пластичности сталей, применяемых при изготовлении оребренных труб, позволяют проводить оценку прочности по упругопластическим напряжениям, т.е. выполнять расчет по упругой схеме.

Обычно под расчетом на прочность понимается поверочный расчет, служащий для проверки выполнения условий прочности при заданных основных размерах конструкции и расчетных нагрузках.

9.2.2. Допускается использование других методов расчета на прочность цельносварных мембранных конструкций при условии согласования метода расчета с разработчиком и при обеспечении нормативных запасов прочности.

Рис. 9.1:

1 - жесткий диск каркаса; 2 - тарельчатые пружины; 3 - хребтовая балка; 4 - подвески; 5 - потолок котла; 6 - фестон; 7 - пояса жесткости; 8 - площадка обслуживания; 9 - переходный газоход; 10 - конвективная шахта; 11 - трубы вертикальные; 12 - горелки; 13 - колонна каркаса; 14 - холодная воронка

Рис. 9.2:а - мембранный экран из плавниковых труб; б - мембранный экран из гладких труб; в - схема приложения усилий и моментов к оребренной трубе

Таблица 9.1

9.2.3. Последовательность выполнения расчетов на прочность

Расчет на прочность мембранных конструкций выполняется после выбора основных размеров. Исходя из сложившейся практики проектирования и расчетов котлов, а также из-за необходимости последовательного учета основных видов нагрузок, определяющих надежность эксплуатации, в основу методики положен принцип разделения поверочного расчета прочности мембранных конструкций на два этапа: расчет на статическую прочность и расчет на циклическую прочность.

Для опертых мембранных конструкций выполняется расчет на устойчивость.

Выполняется расчет на статическую прочность от воздействия механических нагрузок, причем на этом этапе должны быть учтены не только статические нагрузки, но и максимальные значения нагрузок от хлопка, аварийного разрежения и сейсмики, одноразовое воздействие которых может привести к недопустимым пластическим деформациям или к разрушению всей мембранной конструкции.

В результате расчета определяются условно-упругие мембранные напряжения в стенках труб и в ребрах (проставках), а также изгибные напряжения, условно приведенные к мембранным, с учетом соотношения между упругим и пластическим моментом сопротивления и производится проверка условий прочности для расчетных сечений 1-2, 3-4, 5-6 оребренных труб (см. рис. 9.2).

Расчет на циклическую прочность предназначен для оценки усталостной прочности при механических и температурных воздействиях. В результате расчета определяются амплитуды знакопеременных условно-упругих напряжений в расчетных точках 1, 2, 3, 4 и 5 (см. рис. 9.2) оребренных труб и производится проверка условий прочности. На основании поверочного расчета определяется расчетный ресурс мембранных поверхностей нагрева котла в соответствии с заданным числом пусков из холодного и горячего состояний. При проведении поверочного расчета на прочность мембранных экранов необходимо учитывать допуски на изготовление, а также утонение стенок труб от коррозионно-эрозионного износа и влияние внутренних отложений в трубах.

9.2.4. Расчетные режимы

Основным расчетным режимом при оценке статической прочности (этап 1) является стационарный режим при номинальной производительности и параметрах пара котла.

Дополнительные режимы: работа при повышенной теплопроизводительности котла до 110 %, с выключенными подогревателями высокого давления (ПВД), на скользящем давлении.

Расчетными режимами при оценке циклической прочности (этап 2) являются нестационарные режимы, вызванные циклическими изменениями расчетных параметров в период работы котла, в том числе пусками из холодного, горячего и промежуточных состояний и остановами, включая аварийные.

9.2.5. Расчетные зоны и узлы

Расчетными зонами являются наиболее напряженные зоны топки (газохода): зоны стыковых сварных соединений, разъемы экранов, сопряжения панелей с разной температурой среды, места расположения и размеры отверстий под горелки, лазы, смотровые лючки, обдувочные аппараты, зоны опорных и подкрепляющих элементов (включая антисейсмические), места расположения подвесок, а также другие конструктивные особенности.

Проверке подлежат сечения с наибольшими весовыми нагрузками: верхний ярус горелок, разъемы экранов, места крепления подвесок, сечения с максимальными тепловыми потоками, а также сечения на уровнях антисейсмического раскрепления котла. Расчетные сечения, как правило, принимаются на уровне пояса жесткости и посредине между поясами.

При использовании ЭВМ расчет выполняется для всей конструкции с автоматическим контролем напряжений в наиболее нагруженных элементах и с последующим уточнением результатов для отдельных зон.

9.2.6. Расчетные температуры

На первом этапе расчета на прочность для оребренной трубы вводятся три расчетных сечения (1-2, 3-4 и 5-6 на рис. 9.2). Под расчетной температурой в каждом сечении следует понимать среднюю температуру, по которой определяется допускаемое напряжение, а также принимаются характеристики металла α_t, E_t, λ_t, α₂ для оребренной трубы.

На втором этапе рассматриваются напряжения в расчетных точках 1, 2, 3, 4 и 5 оребренной трубы (указанных трех расчетных сечений). Под расчетной температурой в каждой точке следует понимать максимальную температуру в каждом расчетном цикле, при которой производится расчет на циклическую прочность.

Значения расчетных температур определяются на основании тепловых расчетов или по результатам испытаний с учетом повышения этих температур за счет внутренних отложений в межпромывочный период.

Под допустимой температурой металла следует понимать наибольшее значение температуры, для которой допустимо применение в оребренной трубе данной марки стали.

Для металла труб допустимая температура установлена в разделе 1 Норм.

Для металла ребра (проставки) допустимая температура указана в табл. 9.2.

Таблица 9.2

В случае выполнения оребрения вваркой проставки электродуговой сваркой или токами высокой частоты допускается использование для трубы и ребра стали разных марок одной группы.

9.2.7. Расчетные нагрузки

9.2.7.1. Под расчетными нагрузками, действующими на оребренную трубу, понимают внутренние усилия (силы и моменты) в мембранных экранах, возникающие в результате действия на мембранную конструкцию силовых и температурных нагружающих факторов.

К основным нагружающим факторам относятся:

внутреннее давление в трубах;

весовые нагрузки (с учетом присоединенного оборудования);

избыточное давление или разрежение в топке (газоходе);

температурные воздействия.

Кроме указанных могут иметь место дополнительные нагружающие факторы, возникающие при нарушении нормальных условий эксплуатации и учитываемые отдельно: хлопок, аварийное разрежение, вибрация, ветер, сейсмическое воздействие.

В зависимости от характера воздействия и конструктивных особенностей расчетные нагрузки подразделяются на общие, действующие по всему поперечному сечению и (или) по всей длине труб мембранной конструкции, и на локальные, действующие на ограниченном участке.

Неравномерное распределение температуры по площади мембранной конструкции приводит к возникновению общих нагрузок в плоскости экранов, а температурный градиент между лобовой и тыльной поверхностями экрана - к возникновению общих изгибных нагрузок. Неравномерное распределение температуры по сечению оребренной трубы приводит к возникновению локальных нагрузок в плоскости трубы и локальных изгибных нагрузок.

В зависимости от характера изменения нагружающих факторов расчетные нагрузки могут иметь статический или циклический характер.

К статическим относятся нагрузки, изменения которых в процессе эксплуатации не превосходят 15 % средних значений; к циклическим относятся нагрузки, размах колебаний которых превышает 15 %.

При поверочном расчете принимается такое сочетание одновременно действующих нагрузок, при котором возникают наибольшие суммарные напряжения.

9.2.7.2. В зависимости от работы котла - под избыточным давлением (наддувом) или под разрежением - следует проверить мембранную конструкцию на заданное избыточное давление или разрежение. Эти расчеты проводятся для основного расчетного режима при расчетных температурах, соответствующих номинальной теплопроизводительности котла.

Если величина в топке (газоходе) не более 5 × 10^-4 МПа, то расчет мембранной конструкции на разрежение допускается не производить.

При работе котла под разрежением расчетное давление в топке (газоходе) принимается как для хлопка.

При работе котла под избыточным давлением расчетное давление в топке (газоходе) для хлопка принимается увеличенным по сравнению с максимальным рабочим давлением на величину, указанную в табл. 9.3.

Таблица 9.3

В обоих случаях проверка прочности мембранной конструкции при хлопке производится на базе расчетной температуры, равной температуре среды при номинальной теплопроизводительности котла.

Величина аварийного разрежения, возникающего в топке (газоходе) при аварийном останове котла 300, 500, 800 и 1200 МВт в момент отключения горелок, принимается равной:

для газомазутных котлов р_a = 6,5 ∙ 10^-3 МПа;

для пылеугольных котлов р_a = 5,0 ∙ 10^-3 МПа.

9.3. Напряжения в мембранной конструкции

9.3.1. Классификация напряжений

Для мембранной конструкции используется декартовая система координат X, Y, Z (см. рис. 9.1). Компоненты напряжений обозначаются в соответствии с принятыми индексами координатных осей.

При проведении расчетов на прочность используются категории общих (мембранных и изгибных) и локальных (мембранных и изгибных) напряжений, т.е. соответственно напряжений, распределенных по всему сечению экрана, и напряжений, сосредоточенных в некоторой ограниченной зоне экрана и перераспределяющихся в случае перегрузки на внешнюю его область, окружающую данную локальную зону.

Под мембранными понимаются напряжения в расчетном сечении мембранной конструкции, равномерно распределенные (средние) по толщине стенки оребренной трубы.

Под общими мембранными напряжениями σ_m понимаются напряжения, действующие по всему сечению и (или) по всей высоте мембранного экрана и равные средним напряжениям по сечению мембранной конструкции. Например, напряжения, возникающие в углу топки от хлопка, относятся к категории общих, так как действуют по всей высоте конструкции; напряжения, возникающие в разъемах экранов, относятся к категории общих, так как действуют по всей ширине экрана.

Под локальными мембранными напряжениями σ_ml понимаются напряжения, действующие в локальной области: в одной или нескольких оребренных трубах или на некотором ограниченном участке по длине труб мембранной конструкции. Локальными считаются напряжения, возникающие в оребренных трубах, расположенных в зонах приложения локальных нагрузок или в зонах возникновения местных реактивных усилий, а также в зонах неравномерного действия механических нагружающих факторов, если их максимальные (минимальные) значения отличаются от средних по всему сечению более чем на 15 % (на основании практики проведения расчетов). Так, например, к категории локальных относятся напряжения, возникающие в экранах в зоне крепления подвесок, в районах приварки косынок, поясов жесткости, опорных элементов и др.

Под изгибными общими σ_b и локальными σ_bl напряжениями следует понимать соответственно напряжения, возникающие во всем сечении экрана в результате общего и (или) локального изгиба. Изгибные напряжения в рассматриваемом расчетном сечении оребренной трубы изменяются от максимального положительного значения до минимального отрицательного.

Расчет напряжений от усилий должен производиться с учетом коэффициентов прочности сварных соединений, которые принимаются согласно п. 9.3.3.

9.3.2. Допускаемые напряжения

9.3.2.1. Основным допускаемым напряжением, которое используется для оценки прочности трубы при статическом нагружении, является номинальное допускаемое напряжение [σ]_т, значения которого принимаются по характеристикам прочности с соответствующим запасом прочности согласно разделу 2 Норм.

9.3.2.2. При расчете мембранных стенок, выполненных из гладких труб со вставками из стали разных марок, допускаемые напряжения следует принимать отдельно для трубы и ребра (проставки).

Номинальные допускаемые напряжения для ребра (проставки) [σ]_p для расчетного срока службы 10⁵ ч принимаются по табл. 9.4.

Таблица 9.4

Коэффициент запаса устойчивости п_у при расчете мембранной конструкции на устойчивость по нижним критическим напряжениям в пределах упругости следует принимать равным 2,4 для рабочих условий.

9.3.3. Коэффициенты прочности сварных соединений

На первом этапе поверочного расчета при определении напряжений в расчетных сечениях 3-4 и 5-6 оребренной трубы и в поперечных сварных швах принимаются следующие значения коэффициентов прочности сварных соединений φ_w:

для сталей ВСт3сп, ВСт3пс, 10, 20, 12XM, 12MX, 15ХМ, хролой:

при определении напряжений от внутреннего давления, а также усилий P_z, P_x, φ_w = 1;

при определении напряжений от изгибающих моментов М_zy, М_xy, φ_w = 0,9;

для стали 12Х1МФ:

при определении напряжений от внутреннего давления, а также от усилия Р_z для расчетных температур до 510 °С φ_w = 1, для расчетной температуры 530 °С и выше φ_w = 0,7;

при определении напряжений от усилия Р_x для расчетной температуры до 510 °С φ_w = 1,0, для расчетной температуры 530 °С и выше φ_w = 0,8;

при определении напряжений от изгибающих моментов М_zy, М_xy для расчетной температуры до 510 °С φ_w = 0,9, для расчетной температуры 530 °С и выше φ_w = 0,6.

В интервале температур между 510 и 530 °С коэффициенты прочности определяются линейной интерполяцией между указанными значениями.

На втором этапе поверочного расчета коэффициенты прочности φ_2w сварных соединений при определении напряжений σ_φ(σ_x) в расчетных точках 3, 4 и 5 оребренной трубы и поперечных сварных швах принимаются согласно табл. 9.5.

Таблица 9.5

9.4. Выбор основных размеров

9.4.1. Оребренная труба

9.4.1.1. Номинальная толщина стенки оребренной трубы определяется согласно разделу Норм из заданных значений расчетного внутреннего давления и номинального допускаемого напряжения. В качестве номинальной толщины стенки принимается максимальное из двух) значений, соответствующих расчетным сечениям 1-1 и 3-4 оребренной трубы.

9.4.1.2. Допустимая высота [h] ребра (проставки) при одностороннем  и двухстороннем  обогревах экрана должна определяться по номограмме (рис. 9.3). На чертеже приняты следующие обозначения:

Рис. 9.3

9.4.2. Пояса жесткости

9.4.2.1. Пояса жесткости воспринимают изгибную нагрузку, возникающую в мембранном экране от действия избыточного давления или разрежения в топке (газоходе).

9.4.2.2. Расстояние между поясами жесткости 2L при их расположении перпендикулярно направлению экранных труб должно приниматься по наименьшему из двух значений:

в середине экрана для расчетного сечения 1-2 оребренной трубы

в углу топки (газохода) для расчетного сечения 5-6 оребренной трубы

где ξ₁, ξ ₂ - коэффициенты, определяемые по рис. 9.4 и 9.5;

 - среднее окружное напряжение от внутреннего давления в трубе, МПа.

Профиль и размеры балок поясов жесткости определяются из условия прочности допустимого прогиба.

9.4.2.3.Максимальные изгибные напряжения σ_b в балке жесткости мембранного экрана определяются по формуле

где М_b = p_тx²L - максимальный изгибающий момент в балке при шарнирных связях в углу топки, Н ∙ мм;

 - максимальный изгибающий момент в бандаже (в жестко связанных между собой балках жесткости), Н ∙ мм;

 - коэффициент;

I_А, I_В - момент инерции балок жесткости по ширине экрана А и В, мм⁴.

Рис. 9.4

Рис. 9.5

По условиям прочности изгибные напряжения должны быть:

при нормальных условиях эксплуатации σ_b ≤ 1,7[σ];

при хлопке и аварийном разрежении σ_b ≤ 2,2[σ].

9.4.2.4. Касательные напряжения в балке жесткости определяются по формуле

где b - ширина сечения балки, мм.

Для двутавровых балок жесткости максимальные касательные напряжения в стенке определяются по формуле

где Q = 2p_тxL - поперечная сила, Н;

b - ширина полки, мм;

h₁ - высота балки, мм;

h₂ - высота стенки, мм;

t₂ - толщина стенки, мм.

Условие прочности по касательным напряжениям:

при нормальных условиях эксплуатации τ ≤ 0,7[σ];

при хлопке и аварийном разрежении τ ≤ [σ].

Если балка жесткости находится под изоляцией, то температура стенки принимается равной температуре среды t_m, а если вынесена за изоляцию, то температура стенки принимается равной 20 °С.

9.4.2.5. Максимальный относительный прогиб w_b/2x балки жесткости при шарнирных связях в углу топки не должен превышать:

где

В случае использования бандажей проверка величины относительного прогиба может не производиться. При применении бандажей необходимо выполнение конструктивных решений, позволяющих компенсировать разницу температурных расширений балки и мембранного экрана.

9.4.2.6. Устойчивость плоской формы изгиба двутавровых балок жестко обеспечивается при выполнении условия

где Р_кр = p_тxL - критическое усилие, Н;

 - геометрический фактор жесткости при чистом кручении, мм;

b - ширина полки, мм;

t₁ - средняя толщина полки, мм;

h₂ - высота стенки, мм;

t₂ - толщина стенки, мм.

Для котлов сверхкритического давления допускается использование ферм в качестве поясов жесткости. В этом случае относительные прогибы поясов жесткости и максимальные напряжения в элементах определяются расчетными методами; кроме того, производится проверка устойчивости сжатых элементов.

Располагать поперечные сварные соединения труб под поясом жесткости не допускается. Расстояние между сварным стыком панелей и средним сечением пояса жесткости рекомендуется принимать не менее 1 м. Расстояние от потолочного экрана или пода до ближайшего пояса жесткости должно быть не больше расстояния между поясами жесткости, вычисленного по приведенным формулам.

9.4.2.7. Растягивающая погонная нагрузка от избыточного давления (хлопка), а также сжимающая от разрежения передаются на экраны, при этом должно выполняться условие

р_х = хр_т ≤ [р_х] = 1,5ys[σ],

где у - коэффициент, определяемый из уравнения

Приведенное трансцендентное уравнение решается методом последовательного приближения заданием величины [р_x]_i с погрешностью

ε = [p_x]_i - 1,5y_is[σ] ≤ 0,05,

где у_i - минимальное значение положительного корня квадратного уравнения при [р_х]_i.

Первым приближением [р_х]_i=1 может служить значение [р_х], соответствующее решению квадратного уравнения без учета внутреннего давления (р = 0).

Если указанное условие не выполняется, то погонная нагрузка должна передаваться на стягивающую полосу, необходимое сечение которой определяется по формуле

где [σ_p] - номинальное допускаемое напряжение для стали полосы, МПа; принимается согласно табл. 9.4 при расчетной температуре стенки, равной максимальной температуре среды в экране.

9.4.2.8. В прямоточных котлах имеют место разверки температур, вызванные многоходовым движением среды. Разность температур среды в соседних трубах в любом из расчетных сечений мембранной конструкции регламентируется расчетом суммарных напряжений, определяемых по этапу 2 поверочного расчета.

При выборе основных размеров принимается, что указанная разность не должна превышать 70 °С при номинальной теплопроизводительности котла и 90 °С при теплопроизводительности от 70 % и ниже. Разности температур, превышающие приведенные значения, должны быть обоснованы расчетом на циклическую прочность, выполняемым на этапе технического проектирования.

9.5. Требования к этапу 1 поверочного расчета на прочность

9.5.1. Определяются условно-упругие напряжения от расчетных нагрузок в расчетных сечениях стенки трубы (сечения 1-2 и 3-4 на рис. 9.2) и ребра (сечение 5-6). Расчет производится для основного расчетного режима на ресурс 10⁵ ч.

9.5.2. Напряжения для выбранных зон конструкций определяются в зависимости от нагружающих факторов с учетом коэффициентов неравномерности и суммируются по основным направлениям:

для трубы - по окружному φ, осевому Z и радиальному r;

для ребра - по поперечному X и осевому Z.

9.5.3. Значения коэффициентов неравномерности в каждом конкретном случае зависят от конструктивных особенностей рассматриваемых узлов и определяются расчетными или экспериментальными методами.

Коэффициент неравномерности осевых напряжений от действия нагрузок от массы на кромках отверстий горелок в экранах мощных котлов принимается равным K_н = 3,0.

Коэффициент неравномерности осевых напряжений от действия нагрузок от массы в разъеме экрана принимается:

при двухступенчатой схеме K_н = 2,01;

при трехступенчатой схеме K_н = 1,5.

9.5.4. По суммарным напряжениям в расчетных сечениях оребренной трубы определяются главные напряжения σ₁, σ₂, σ₃.

9.5.5. Для расчетных сечений 1-2 и 3-4 с учетом радиального напряжения σ_r в трубе главные напряжения определяются по формулам:

при наличии усилий сдвига

σ₃ = σ_r;

при отсутствии усилий сдвига

σ₁ = σ_φ, σ₂ = σ_z, σ₃ = σ_r, если σ_φ ≥ σ_z ≥ σ_r;

σ₁ = σ_z, σ₂ = σ_φ, σ₃ = σ_r, если σ_z ≥ σ_φ ≥ σ_r.

9.5.6. Для расчетного сечения 5-6 ребра главные напряжения определяются по формулам:

при наличии усилий сдвига

σ₃ = 0;

при отсутствии усилий сдвига

σ₁ = σ_х, σ₂ = σ_z, σ₃ = 0, если σ_х ≥ σ_z ≥ 0;

σ₁ = σ_z, σ₂ = 0, σ₃ = σ_х, если σ_z ≥ 0 ≥ σ_х.

9.5.7. Эквивалентные напряжения σ_е, сопоставляемые с допускаемыми по соответствующей категории напряжений, определяются по главным напряжениям. Для каждой категории напряжений следует найти наибольшее значение эквивалентного напряжения при возможных сочетаниях изгибных напряжений с учетом знаков:

σ_e = σ₁ - σ₃.

9.5.8. Условия прочности для рассматриваемого этапа расчета в зависимости от нагружающих факторов и расчетных сечений 1-2, 3-4 и 5-6 оребренной трубы представлены в табл. 9.6.

9.5.9. На каждой стадии оценки статической прочности в соответствии с табл. 9.6 и 9.7 проводится проверка условия по общим напряжениям, а затем при наличии локальных напряжений - проверка условия по локальным напряжениям.

9.5.10. Котлы, сооружаемые в сейсмических районах, должны быть дополнительно рассчитаны с учетом воздействия сейсмических нагрузок. Расчет проводится на статическое нагружение при совместном действии внутреннего давления в трубах, нагрузок от массы, избыточного давления или разрежения в топке (газоходе) и сейсмических сил.

Расчет мембранных конструкций от ветровых и сейсмических сил производится раздельно (см. табл. 9.6. и 9.7).

9.5.11. Для деталей опорно-подвесной системы котла и элементов крепления мембранной конструкции, а также каркаса, которые не нагружены непосредственно внутренним давлением и температура которых превышает 50 °С, расчет на прочность допускается выполнять только по этапу 1.

Условия прочности для этих деталей должны выполняться в соответствии с табл. 9.6 с увеличением коэффициента при номинальном допускаемом напряжении на 10 % и с округлением в меньшую сторону.

При проверке деталей на смятие средние напряжения не должны превышать:

для подвижных шарниров, катков σ_sm ≤ 1,5[σ];

для неподвижных шарниров, катков σ_sm ≤ 2,5[σ].

При проверке деталей на срез от действия нагрузок в шарнирах, сварных швах, болтах и пр. средние касательные напряжения не должны превышать τ_sr ≤ 0,7[σ].

Таблица 9.6

Последовательность оценки статической прочности для расчетных сечений 1-2 и 3-4 оребренной трубы

Таблица 9.7

Последовательность оценки статической прочности для расчетного сечения 5-6 оребренной трубы

При расчете указанных деталей с учетом сейсмических нагрузок разрешается увеличение допускаемых напряжений: смятие на 50 % и срез на 20 %.

9.6. Требования к этапу 2 поверочного расчета на прочность

9.6.1. При поверочном расчете на циклическую прочность (малоцикловую усталость) определяются местные условно-упругие напряжения в расчетных точках 1, 2, 3, 5 оребренной трубы (см. рис. 9.2).

Напряжения могут определяться либо численными методами, либо с использованием приближенных зависимостей согласно рекомендуемым приложениям.

Расчет должен проводиться с учетом всех расчетных нагрузок и температурных полей для всех расчетных режимов.

9.6.2. При расчете на малоцикловую усталость должны учитываться следующие нагружающие факторы:

изменение внутреннего давления в трубах при пуске-останове котла;

колебания внутреннего давления в трубах при изменении эксплуатационных режимов;

изменение избыточного давления, включая хлопки, или разрежения в топке и газоходе при пуске-останове котла;

колебания избыточного давления или разрежения в топке и газоходах при изменении эксплуатационных режимов;

изменение нагрузки от массы на трубы от влияния подвесок и при зашлаковке пылеугольных котлов;

температурные изменения при пуске-останове, включая колебания при изменении эксплуатационных режимов;

температурные колебания при пульсации факела, шлаковании экранов и водяной очистке экранов;

вибрация мембранной конструкции.

9.6.3. Расчетные напряжения вычисляются в зависимости от нагружающих факторов и суммируются по основным направлениям. Главные напряжения σ₁, σ₂, σ₃ следует определять в расчетных точках оребренной трубы. По вычисленным главным напряжениям определяются эквивалентные напряжения в заданные моменты времени для каждого расчетного режима согласно разделу 5 Норм.

9.6.4. Составляющие главных напряжений σ₁, σ₂, σ₃ в расчетных точках оребренной трубы определяются с учетом местных концентраторов. Значения коэффициентов концентрации в каждом конкретном случае зависят от конструктивных особенностей рассматриваемых оребренных труб и узлов и определяются расчетными или экспериментальными методами.

9.6.5. Расчет на малоцикловую усталость производится по амплитудам условных напряжений согласно разделу 5 Норм.

9.6.6. Если температура металла в расчетных точках оребренной трубы ниже температуры начала интенсивной ползучести металла (для углеродистых сталей до t ≤ 400 °С и теплоустойчивых сталей до 480 °С), допустимая амплитуда напряжений определяется по графикам (рис. 5.2 и 5.3 раздела 5 Норм).

Если температура металла в расчетных точках оребренной трубы выше температуры начала интенсивной ползучести металла, оценку долговечности следует производить по формуле, учитывающей ползучесть согласно разделу 5 Норм.

9.6.7. Если в процессе эксплуатации при изменении каких-либо нагружающих факторов, перечисленных в п. 9.6.2, возникают дополнительные колебания, частота которых больше частоты рассматриваемого цикла, то оценку долговечности следует производить согласно разделу 12 Норм.

9.6.8. Цельносварная топка котла должна быть рассчитана на общее количество [N] пусков и остановов за весь срок службы, которое не должно быть меньше значений, указанных в табл. 9.8, если в техническом задании на проектирование не установлено другое количество циклов.

9.6.9. Допускаемая амплитуда напряжений для расчетной точки 3 (см. рис. 9.2) в случае вварки вставок между гладкими трубами и для точки 5 для плавниковых труб определяется по формуле

[σ_a]_w = φ_2w[σ_a].

Таблица 9.8

Примечания: 1. Для содорегенерационных котлов (СРК) и котлов для сжигания твердых бытовых отходов (ТБО) за весь срок службы принимается:

при пуске из холодного и неостывшего состояний - 800 пусков-остановов;

разгрузки до нижнего предела регулировочного диапазона нагрузок - 1000 циклов.

2. Для котлов охладителей конверторных газов (ОКГ) за срок службы принимается:

для подъемного и опускного газоходов - 80 ∙ 10³ плавок;

для кессона - 40 ∙ 10³ плавок при 40 плавках в сутки.

3. Цельносварная топка и газоходы должны быть рассчитаны на 1500 хлопков за весь срок службы, если в техническом задании на проектирование не установлено другое количество хлопков.

4. Под числом пусков-остановов из неостывшего и горячего состояний понимается число пусков-остановов после остановки котла на нерабочие дни (24 - 55 ч) и на ночь (5 - 8 ч) соответственно при последующем пуске без расхолаживания оборудования.

Приложение 1
Рекомендуемое

РАСЧЕТ УСЛОВНО-УПРУГИХ НАПРЯЖЕНИЙ В ОРЕБРЕННОЙ ТРУБЕ ОТ СИЛОВЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ

1. Обозначения

1.1. Условные обозначения, принятые в формулах приложения, приведены в таблице.

2. Расчетные напряжения для этапа 1 поверочного расчета

2.1. Средние осевые, окружные и радиальные напряжения в трубе определяются согласно разделу 5 Норм.

2.2. Напряжения от действия усилия P_z в расчетных сечениях 1-2, 3-4 и 5-6 на рис. 9.2 оребренной трубы определяются по формулам:

 

2.3. Напряжения от действия момента М_zy определяются по формулам:

в расчетном сечении 1-2 оребренной трубы

 σ_φm = µσ_zm;

в расчетном сечении 3-4 оребренной трубы

 σ_φm = µσ_zm;

где

2.4. Напряжения от действия момента М_xy определяются по формулам:

в расчетном сечении 1-2 оребренной трубы

 σ_zb = µσ_φb;

 σ_zm = µσ_φm;

в расчетном сечении 3-4 оребренной трубы

 σ_zb = µσ_φb;

 σ_zm = µσ_φm;

в расчетном сечении 5-6 оребренной трубы

 σ_zb = µσ_xb.

2.5. Напряжения от действия усилия Р_х (Р_y) определяются по формулам:

в расчетном сечении 1-2 оребренной трубы

 σ_zm = µσ_φm;

 σ_zb = µσ_φb;

в расчетном сечении 3-4 оребренной трубы

 σ_zm = µσ_φb;

 σ_zb = µσ_φb;

в расчетном сечении 5-6 оребренной трубы

σ_xm = P_x/s₂; σ_zm = µσ_xm.

2.6. Знаки в выражениях для мембранных составляющих напряжений соответствуют положительному направлению усилий и моментов, указанных на рис. 9.2.

3. Расчетные напряжения для этапа 2 поверочного расчета

3.1. Напряжения, возникающие в расчетных точках прямой трубы при изменении внутреннего давления при пуске-останове котла, следует определять по формулам:

окружные в точках 1 и 3:
окружные в точках 2 и 4:
осевые в точках 1, 2, 3:
радиальные в точках 2 и 4:	σr = -р;
радиальные в точках 1 и 3:	σr = 0.

При учете колебания внутреннего давления в трубах при изменении эксплуатационных режимов напряжения в расчетных точках оребренной трубы определяются по тем же формулам с заменой р на Δр. В случае если колебания Δр не превосходят 10 % номинального, расчет допускается не проводить.

3.2. Осевые напряжения в расчетных точках 1, 2, 3 и 5 оребренной трубы от усилия ΔP_z определяются по формуле

3.3. Осевые и окружные напряжения в расчетных точках оребренной трубы от действия момента ΔM_zy определяются по формулам:

в точке 1		σφ = µσz;
в точке 2		σφ = µσz;
в точке 3		σφ = µσz;
в точке 4		σφ = µσz;
в точке 5		σx = µσz.

3.4. Окружные и осевые напряжения в расчетных точках оребренной трубы от действия момента ΔМ_хy определяются по формулам:

в точке 1		σz = µσφ;
в точке 2		σz = µσφ;
в точке 3		σz = µσφ;
в точке 4		σz = µσφ;
в точке 5		σz = µσφ;

3.5. Окружные и осевые напряжения в расчетных точках оребренной трубы от усилия ΔР_х определяются по формулам:

в точке 1		σz = µσφ;
в точке 2		σz = µσφ;
в точке 3		σz = µσφ;
в точке 4		σz = µσφ;
в точке 5		σz = µσx.

Коэффициенты γ₁, γ₂, γ₃ вычисляются по формулам:

Приложение 2
Рекомендуемое

РАСЧЕТ УСЛОВНО-УПРУГИХ НАПРЯЖЕНИЙ В ОРЕБРЕННОЙ ТРУБЕ МЕМБРАННОГО ЭКРАНА ОТ ВЕСОВЫХ НАГРУЗОК

1. Обозначения

1.1. Условные обозначения, принятые в формулах приложения, приведены в таблице.

2. Расчет напряжений от весовых нагрузок

2.1. Для рассматриваемого сечения топки (газохода) должен быть определен суммарный вес экранов с водой, изоляцией, поясами жесткости, горелками, шлаком и т.д., а также нагрузка от действия избыточного давления на под топки Р_z. Усилие Р_z следует принимать равномерно распределенным по поперечному сечению труб экрана топки (газохода). В оребренных трубах от этой нагрузки возникают осевые растягивающие напряжения σ_m, относящиеся к категории общих мембранных.

При расчете местных напряжений необходимо учитывать неравномерность распределения весовых нагрузок. От действия локальных нагрузок P_zL в отдельных оребренных трубах возникают осевые напряжения σ_zL, относящиеся к категории местных мембранных напряжений.

2.2. Осевые напряжения в расчетных сечениях 1-2, 3-4 и 5-6 оребренных труб экрана определяются по формулам:

 

2.3. Осевые напряжения в расчетных сечениях 1-2, 3-4 и 5-6 оребренных труб в разъеме экранов определяются по формуле

где K_н принимается: 2 при двухступенчатой схеме разъема; 1,5 при трехступенчатой схеме разъема.

Напряжения среза в вертикальных несущих сварных швах определяются по формуле

где f_w = 0,7kl_w - площадь сечения сварного шва, мм²;

здесь k - катет сварного шва, мм;

l_w - длина сварного шва, мм.

2.4. Осевые напряжения в зоне крепления подвесок должны определяться в зависимости от способа крепления подвесок к поверхностям нагрева.

В случае крепления за коллектор максимальные осевые напряжения возникают в месте стыковки гладкой трубы с коллектором. При этом напряжения в сечении 1-2 определяются по формуле

где  - максимальная нагрузка на одну трубу, Н;

k - коэффициент, принимаемый по табл. 2.

Таблица 2

Расстояние между подвесками должно быть

В случае крепления подвесок за экран осевые напряжения в расчетных сечениях 1-2, 3-4 и 5-6 оребренной трубы определяются по формуле

где k_n - коэффициент неравномерности, определяемый по табл. 3.

Таблица 3

Приложение 3
Рекомендуемое

РАСЧЕТ УСЛОВНО-УПРУГИХ НАПРЯЖЕНИЙ ОТ ДЕЙСТВИЯ ИЗБЫТОЧНОГО ДАВЛЕНИЯ (ХЛОПКА) В МЕМБРАННЫХ ЭКРАНАХ ТОПКИ (ГАЗОХОДА)

1. Обозначения

1.1. Условные обозначения, принятые в формулах данного приложения, приведены в таблице.

2. Расчет напряжений от избыточного давления (хлопка) и разрежения в топке (газоходе)

2.1 .В мембранных экранах топки (газохода) от избыточного давления и разрежения возникают:

изгибающий момент М_zy, который приводит к изгибу оребренной трубы и возникновению осевых напряжений σ_т, относящихся к категории общих мембранных;

изгибающий момент М_xy, приводящий к образованию в расчетных сечениях оребренной трубы общих напряжений σ_т, σ_b, наибольшие значения которых приходятся на ребра в углу топки;

поперечные растягивающие (или сжимающие) усилия Р_x, Р_y, которые приводят к возникновению в расчетных сечениях оребренной трубы напряжений, относящихся к категории общих.

2.2. Максимальные значения изгибающего момента М_zy в середине экрана определяются по формуле

Если  то

Здесь

 если  то ε = 1;

 

Максимальный прогиб между поясами жесткости в середине экрана

При расчете от избыточного давления (хлопка) следует иметь в виду, что изгибающий момент М_zy будет отрицательным под поясом жесткости и положительным между поясами жесткости. При расчете от разрежения изгибающий момент будет иметь направление, обратное изгибающему моменту от избыточного давления.

2.3. Изгибающий момент М_хy в углу топки между поясами жесткости определяется по формуле

При  

Если связь пояса жесткости с экраном осуществляется на отдельных его участках, равномерно распределенных по ширине экрана, то следует учесть дополнительный изгибающий момент М_xy.

При действии в топке (газоходе) избыточного давления (хлопка) максимальные изгибающие моменты на опорах под поясом жесткости, а также в углу будут иметь отрицательное значение. При действии разрежения знаки меняются на противоположные.

Приложение 4
Рекомендуемое

РАСЧЕТ УСЛОВНО-УПРУГИХ НАПРЯЖЕНИЙ В ОРЕБРЕННОЙ ТРУБЕ ОТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ

1. Обозначения

1.1. Условные обозначения, принятые в формулах данного приложения, приведены в таблице.

2. Расчет температурных напряжений в оребренной трубе экрана от действия теплового потока

2.1. Средние радиальные, окружные и осевые напряжения в расчетных сечениях оребренной трубы определяются по формулам:

сечение 1-2:

сечение 5-6:

2.2. Окружные и осевые напряжения в прямолинейной трубе от действия одностороннего теплового потока Т(r, φ) определяются по формулам:

точка 1:
точка 2:
точка 5:

2.3. Если по условиям закрепления экрана оребренные трубы имеют возможность деформироваться, то напряжения, определенные в п. 2.1, уменьшаются на величину, определяемую термоупругим моментом:

Напряжения от действия термоупругого момента М_zy в расчетных точках оребренной трубы определяются согласно приложению 1.

2.4. Термоупругий момент на вершинах ребер труб, сваренных в мембранный экран, определяется по формуле

где  - угол взаимного поворота вершин ребер от действия теплового потока; определяется по формуле

θ - угол взаимного поворота вершин ребер от действия единичного момента; определяется по формуле

ω₁, ω₂ - определяются по рисунку.

Напряжения от действия термоупругого момента М_хy на вершинах ребер в расчетных точках оребренной трубы находятся согласно приложению 1.

2.5. Осевые напряжения в оребренной трубе, возникающие от разности среднеинтегральных температур трубы  и ребра , определяются по формуле

где

Знак «минус» принимается для ребра и знак «плюс» для трубы.

3. Расчет температурных напряжений от разности температур среды между сопрягаемыми панелями или трубами

3.1. Максимальные осевые напряжения в расчетных точках 1, 2, 3 и 5 оребренной трубы определяются по формуле

где T_1m - температура среды в панели I, °С;

Т_2m - температура среды в панели II, °С (Т_2m > Т_1m).

Знак «минус» принимается для «горячей» панели с температурой среды T_2m и знак «плюс» для «холодной», где температура среды T_1m.

Номограмма для определения коэффициентов ω₁ и ω₂

Если площадь поперечного сечения «горячих» и «холодных» панелей неодинакова, то вместо коэффициента 0,5 в формуле следует подставить отношение площадей поперечного сечения панелей оребренных труб:

f₁/(f₁ + f₂) - для «горячих» панелей, площадь поперечного сечения которых равна f₂;

f₂/(f₁ + f₂) - для «холодных» панелей, площадь поперечного сечения которых равна f₁.

При одинаковых типоразмерах оребренных труб площади поперечного сечения f₁ и f₂ могут быть соответственно заменены шириной панелей.

Максимальное усилие Р_x в зоне стыка панелей определяется по формуле

где

ΔT = T_2m - T_1m.

Знак «плюс» принимается для «горячей» панели и знак «минус» для «холодной» панели. Расчет напряжений от усилия Р_x в расчетных точках оребренной трубы должен производиться согласно приложению 1.

4. Расчет температурных напряжений от неравномерного распределения теплового потока по ширине экрана

4.1. Максимальные напряжения в расчетных точках 1, 2, 3 и 5 оребренной трубы определяются по формуле

где ,  - средняя интегральная температура металла оребренной трубы в середине экрана и в углу топки, вычисленная по q_max и q_min соответственно.

Знак «плюс» принимается для напряжений в углу топки и знак «минус» - в середине экрана. Максимальное сжимающее усилие Р_x в середине экрана определяется по формуле

4.2. Напряжения в расчетных точках оребренной трубы от усилия Р_x определяются по формулам приложения 1.

5. Расчет температурных напряжений при шлаковании экранов

5.1. В пылеугольных котлах с течением времени происходит шлакование экранов с последующим срывом шлака. В этом случае температура металла экранных труб колеблется во времени от температуры в расчетных точках Т₁, T₃, T₅ до температуры среды Т_т, при этом возникают тепловые удары.

Осевые и окружные (поперечные) напряжения в оребренной трубе определяются по формуле

где

6. Расчет температурных напряжений при повышении или снижении нагрузки котла

6.1. При включении и выключении горелок и поясов горелок, а также при повышении и снижении нагрузки котла в районе горелок возникают температурные напряжения. Осевые и окружные (поперечные) напряжения в расчетных точках оребренной трубы определяются по формуле

где

Здесь ΔT₁, ΔT₃, ΔT₅ - разницы температур в расчетных точках; определяются по разности тепловых потоков Δq_L, т.е. до и после изменения нагрузки.

7. Расчет температурных напряжений при водяной очистке мембранных экранов

7.1. Осевые и окружные (поперечные) напряжения в расчетных точках 1, 3, 5 оребренной трубы определяются по формуле

где ΔT_max - максимальная разность температур по толщине стенки; при скорости горизонтальной развертки ω_g = 0,42 рад/с принимается равной: 350 °С - для диаметра сопла 10 - 20 мм; 100 °С - для диаметра сопла 8 мм. При скорости горизонтальной развертки ω_g = 0,84 рад/с максимальная разность температур уменьшается вдвое.

10. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ ПОДВЕСНОЙ СИСТЕМЫ КОТЛОВ

10.1. Условные обозначения

В разделе приняты следующие обозначения, представленные в табл. 10.1.

Таблица 10.1

10.2. Общие положения

10.2.1. Подвески стационарного котла (рис. 10.1) - это несущие элементы, воспринимающие нагрузку от массы котла, временные и особые нагрузки и работающие при высоких температурах.

В зависимости от мощности и типа котла (газомазутный или пылеугольный) применяются два варианта крепления подвесок к поверхностям нагрева: за коллектор и за экран. Вариант крепления выбирается конструктором в каждом конкретном случае индивидуально, исходя из сложившейся практики и с учетом конструкторских особенностей. Напряжения в зонах крепления подвесок, возникающие в трубах экранов и коллекторах, следует определять согласно разделу 7 Норм.

10.2.2. Подвеска стационарного котла состоит из следующих основных элементов: тяги и шарнирного соединения (одного или двух - в зависимости от общей длины подвески), состоящего из проушин. Подвески разделяются на «холодные» и «горячие». Тяги «холодных» подвесок представляют собой сплошные прутки, а тяги «горячих» подвесок изготовляются из труб и относятся к обогреваемым элементам.

10.2.3. Для изготовления элементов подвесок следует применять материалы, перечисленные в Правилах устройства и безопасной эксплуатации паровых и водогрейных котлов. Для изготовления элементов подвесок, не работающих под давлением и не примыкающих непосредственно к этим элементам котла, допускается использовать любые материалы.

10.2.4. Основной нагрузкой, действующей на подвеску, является вес. Кроме того, при тепловых перемещениях в процессе эксплуатации в тяге возникает изгибающий момент, достигающий своих максимальных значений на концах тяги.

10.2.5. Количество подвесок по периметру котла определяется максимально допустимыми уровнями напряжений в узлах сопряжения подвески с поверхностями нагрева. Расстояние между подвесками (500 - 800 мм) должно обеспечивать равномерное распределение весовой нагрузки по периметру котла (при этом следует учитывать работу потолочного перекрытия, возможность перераспределения усилий на подвески в процессе эксплуатации).

В отдельных случаях, когда определяемые поверочным расчетом напряжения в подвесках существенно ниже допускаемых, а уменьшение диаметров тяг нецелесообразно, расстояние между подвесками может быть принято больше 800 мм.

10.2.6. В зависимости от весовой нагрузки, приходящейся на подвеску, следует использовать тарельчатые пружины по ГОСТ 3057 (максимальное восприятие до 71 ∙ 10⁴ Н) и винтовые пружины по ГОСТ 13773 (максимальное восприятие до 10⁵ Н). Установка тарельчатых пружин может быть последовательной и параллельной.

10.2.7. Для группы подвесок, не связанных с основными поверхностями нагрева (мембранными стенами котла), допускается установка жестких подвесок (без пружинных блоков), если отсутствует перераспределение нагрузок на подвески от прогибов несущих балок.

Рис. 10.1. Подвески стационарного котла

В группу объединяются связанные с одной поверхностью нагрева (элементом котла) подвески, нагрузки на которые отличаются друг от друга не более чем на 20 %.

10.2.8. Расчет на прочность подвесок производится в два этапа:

выбор основных размеров;

расчет на статическую прочность.

Выбор основных размеров элементов подвесок проводится отдельно для каждой группы подвесок на основании полученных расчетных нагрузок. Марка стали элементов должна соответствовать температуре, при которой работает подвеска.

После выбора основных размеров элементов подвесок должен быть произведен расчет на статическую прочность в целях уточнения принятых размеров с учетом всех действующих нагрузок и действительного прогиба балок потолочного перекрытия.

10.2.9. Наружный диаметр тяги выбирается наибольшим из двух расчетных: в сечении с максимальным уровнем напряжений и в сечении с максимальными расчетными температурами. Выбор размеров элементов шарнирного соединения производится с учетом максимальных температур (в «теплом ящике»).

Под расчетной температурой металла детали подвески следует понимать температуру, по которой принимается значение допускаемого напряжения.

10.2.10. Проверка прочности газоплотных экранов при неодинаковой прочности мембранных стен котла производится по программе расчета на прочность цельносварных газоплотных конструкций на основании результатов расчета потолочного перекрытия.

10.3. Критерии прочности и допускаемое напряжение

10.3.1. Последовательность оценки статической прочности деталей подвесок представлена в табл. 10.2.

10.3.2. Средние напряжения растяжения по сечению резьбовой части в тягах подвесок весовых нагрузок должны удовлетворять условию σ_eq ≤ 1,1[σ].

Приведенные напряжения, определяемые по суммам составляющих средних напряжений растяжения, изгиба и кручения в резьбовой части подвесок, должны удовлетворять условию σ_еq ≤ 1,5[σ]. Средние касательные напряжения, вызванные действием срезывающих весовых нагрузок в резьбе тяг и шарниров, а также в сварных швах, должны удовлетворять условию τ_sh ≤ 0,7[σ].

10.3.3. Средние напряжения смятия не должны превышать следующих значений:

для подвижных шарниров σ_ch ≤ 1,5[σ];

для неподвижных шарниров σ_ch ≤ 2,5[σ].

Таблица 10.2

10.3.4. Основным допускаемым напряжением, которое используется для оценки прочности при статическом нагружении, является номинальное допускаемое напряжение [σ], значения которого приведены в разделе 2 Норм.

В табл. 10.3 указаны номинальные допускаемые напряжения при расчетном ресурсе 10⁵ ч для различных марок стали.

Если в техническом задании на разработку не оговорены другие условия, номинальное допускаемое напряжение согласно разделу 2 Норм принимается исходя из расчетного ресурса 10⁵ ч.

10.4. Коэффициент прочности сварных соединений

10.4.1. Значения коэффициента прочности сварных соединений в зависимости от типа сварного соединения, вида нагрузки, метода и объема контроля сварного соединения приведены в табл. 10.4.

10.4.2. К стыковым сварным соединениям (рис. 10.2) относятся швы, у которых в поперечном сечении отношение диаметра к толщине пластины (или отношение большего диаметра к меньшему) не превышает 3/1. При отношениях, превышающих 3/1, швы считаются угловыми.

Таблица 10.3

Таблица 10.4

10.4.3. Допускаемое напряжение сварного соединения следует принимать по металлу свариваемых деталей. Если деталь изготовляется из разных марок сталей, то расчет должен производиться по детали с наименьшей расчетной характеристикой прочности.

10.4.4. Для деталей из углеродистой, марганцевой (кремнемарганцевой) и хромомолибденовой стали значения коэффициента прочности, приведенные в табл. 10.4, применимы для всего диапазона расчетных температур стенки и для всех допустимых способов сварки.

10.4.5. Для деталей из хромомолибденовой и высокохромистой стали значения коэффициента прочности, приведенные в табл. 10.4, применимы до температур 510 °С. При расчетной температуре выше 510 °С коэффициент прочности определяется как произведение коэффициентов прочности согласно п. 10.4 и разделу 4 Норм.

Рис. 10.2. Варианты сварных соединений:

а, б - стыковые; в, г - угловые

10.5. Выбор основных размеров элементов и рекомендации по проектированию подвесок

10.5.1. Для каждой группы подвесок по величине средней расчетной эксплуатационной нагрузки Q_q по рис. 10.3 в зависимости от величины Q_q/(10³[σ]) и максимального относительного смещения тяги подвески Δ_b/l_b определяется наружный диаметр тяги. Расчетная длина тяги 2l_b включает также длину изгибаемой части пластины соединения подвески с экраном.

Рис. 10.3. Номограмма для определения наружного диаметра тяги:

а - тяги малого диаметра; б - тяги большого диаметра

По наружному диаметру тяги принимается диаметр резьбы. В целях уменьшения изгибающего момента в резьбе при проектировании пружинного блока следует стремиться к тому, чтобы разница между внутренним диаметром втулки и диаметром тяги не превышала 5 % диаметра тяги.

Если подвески в группе имеют разную длину, выбор диаметров тяги для таких подвесок производится с учетом их длин и реальных нагрузок, воспринимаемых этими подвесками.

10.5.2. Размеры элементов шарнирного соединения принимаются по номограмме (рис. 10.4). В зависимости от величины Q_q/(10³[σ]) определяются: диаметр D_a - из условия прочности на срез; толщина средней пластины s_hp - из условия прочности на разрыв и смятие; размеры т₁ и т₂ - из условия прочности на разрыв и срез.

В целях унификации размеров пластин, входящих в шарнирные соединения разных групп подвесок, допускается увеличение или уменьшение размеров m₁ и т₂ по сравнению с определенными по номограмме (см. рис. 10.4) с последующей проверкой расчетом.

10.5.3. Размеры пластин в узле соединения подвески с экраном принимаются в зависимости от конструктивного исполнения (рис. 10.5, а, б) по величине Q_q/(10²n_pl[σ]). Максимальное количество пластин не должно превышать n_pl = 6, а толщина пластины не должна превышать 6 - 8 мм.

Увеличение длины изгибаемой части пластины l_pl (см. рис. 10.5) способствует уменьшению напряжений в экранах при температурных расширениях. Длина сварного шва должна находиться в пределах 250 - 300 мм.

10.5.4. По ГОСТ 3057 при деформации 0,8f₃ в зависимости от максимальной эксплуатационной нагрузки Р_э, умноженной на коэффициент перегрузки 1,2 (при нормальных условиях эксплуатации), выбирается тарельчатая пружина II класса, типа 2-й и 3-й группы (II-2-3).

Если в i-й группе расчетные нагрузки на отдельные подвески различны (за счет крепления к ним элементов котла на разных высотных отметках), пружины для этой группы выбираются по средней расчетной эксплуатационной нагрузке; при этом разность между максимальной и минимальной нагрузками не должна превышать 20 % средней.

Рис. 10.4. Номограмма для определения размеров элементов шарнирного соединения

10.5.5. Количество тарельчатых пружин в комплекте определяется исходя из относительного прогиба балок потолочного перекрытия, равного 1/500, и допускаемой перегрузки подвески на 20 % по сравнению со средней расчетной по формуле , где  - максимальная разность просадок пружин для групп подвесок, определяемая по рис. 10.6:

для газомазутных котлов (монтажные прогибы)

для пылеугольных котлов (эксплуатационные прогибы)

для пылеугольных котлов в случае выравнивания весовых нагрузок после монтажа

Рис. 10.5. Номограмма для определения размеров пластин:

а - односторонняя приварка; б - двухсторонняя приварка;  - s = 6 мм;  - s = 8 мм

На рис. 10.6 размер А - ширина цельносварного блока при монтаже (при определении ) или ширина экрана (при определении ). Если L > A (L - расстояние между опорами балки потолочного перекрытия), то при расчете следует принимать L = А).

Минимально необходимое количество пружин уточняется на основании фактических прогибов балок потолочного перекрытия при проведении поверочного расчета.

10.5.6. Выбор витых пружин производится по ГОСТ 13769 и ГОСТ 13773, расчет затяжки - по НТД.

Рис. 10.6. Номограмма для определения максимальной разности просадок пружин:

 - при нормальных условиях эксплуатации (¹/₅₀₀);  - при сейсмическом воздействии (¹/₄₀₀)

10.6. Расчет на статическую прочность

10.6.1. Общие положения

10.6.1.1. При расчете на статическую прочность определяются напряжения от всех нагрузок, действующих на подвеску, с учетом коэффициентов прочности сварных соединений. Проверка условий прочности производится последовательно в зависимости от нагружающих факторов в соответствии с п. 10.3.1.

10.6.2. Определение нагрузок на подвески

10.6.2.1. С учетом выбранных размеров балок потолочного перекрытия определяются их прогибы от монтажной, эксплуатационной и сейсмической нагрузки. Определение прогибов балок потолочного перекрытия необходимо для установления величины перераспределения нагрузок между подвесками котла.

10.6.2.2. По действительному прогибу хребтовой или межхребтовой балки при расчетной нагрузке (монтажной, эксплуатационной и сейсмической) определяется разность просадок пружин крайних и средних подвесок Δf_nn, при этом коэффициент неравномерности (перегрузки) K вычисляется по формуле

где  принимается согласно п. 10.5.5. При нормальных условиях эксплуатации , при сейсмическом воздействии

Если при монтаже проводится выравнивание нагрузок на подвески с помощью гидродомкрата, то Δf_nn определяется по прогибу балки от разности Р_э - Р_м.

При сейсмическом воздействии расчет производится для ΣР = Р_э + Р_s или в случае выравнивания нагрузок для ΣР - Р_м. Коэффициент неравномерности не должен превышать 1,4.

10.6.2.3. Для наиболее нагруженных подвесок производится проверка прочности с учетом найденного коэффициента неравномерности K.

10.6.3. Расчет на прочность тяг подвесок

10.6.3.1. Общие мембранные напряжения от растяжения силой Q_q определяются по формуле

где  - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения (d₁ = d_a(d_s));

φ - принимается согласно п. 10.4.1 при наличии стыкового шва.

10.6.3.2. Средние напряжения от внутреннего давления в полом круглом сечении (в подвесной трубе) тяги определяются согласно разделу 3 Норм.

10.6.3.3. Максимальный изгибающий момент, действующий на тягу, определяется по формуле

где  - параметр;

 - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения тяги.

Если kl > 3, то

10.6.3.4. Общие изгибные напряжения, возникающие от момента M_bq, определяются по формуле

где  - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения.

10.6.3.5. Изгибающий момент M_sq, воспринимаемый резьбой, зависит от длины втулки l_вт и разницы между внутренним диаметром втулки и диаметром тяги 2Δ_s = D_вт - d_a:

где

 - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения тяги.

Если полученное значение M_sq превосходит значение М_bq, следует принимать М_sq = М_bq.

10.6.3.6. Изгибные напряжения, возникающие в резьбе от момента M_sq, определяются по формуле

где  - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения.

10.6.3.7. Напряжение кручения в резьбе при затяге гайки определяется по формуле

где  - для сплошного круглого сечения;

 - для полого круглого сечения;

M_k = ξQ_qd_as - крутящий момент, действующий на подвеску;

Q - усилие при затяге гайки;

ξ - коэффициент, зависящий от трения в резьбе; определяется по табл. 10.5.

Таблица 10.5

При использовании гидродомкрата в целях выравнивания нагрузок на подвески М_к = 0. Не допускается затяг гаек тарельчатых пружин под нагрузкой.

10.6.3.8. В соответствии с разделом 5 Норм для расчетных сечений вычисляются три главных нормальных напряжения σ₁, σ₂, σ₃, которые представляют собой алгебраическую сумму действующих в одном направлении напряжений от приложенных к расчетному сечению нагрузок.

10.6.3.9. Проверка условий прочности производится последовательно в соответствии с табл. 10.2 в зависимости от нагружающих факторов и приложенных усилий.

10.6.3.10. Напряжение среза в резьбе определяется по формуле

где h_s - высота рабочей части резьбы, мм.

Проверка условия прочности производится согласно п. 10.3.1.

10.6.4. Расчет на прочность шарнирных соединений

10.6.4.1. Напряжение смятия в шарнирах определяется по формуле

Формула справедлива при условии 1,0 ≤ D_h/D_a ≤ 1,1.

10.6.4.2. Средние касательные напряжения, вызванные действием срезывающих усилий в валике, определяются по формуле

10.6.4.3. Напряжение смятия в шарнирах с овальным отверстием (см. рис. 10.1) определяется по формуле

10.6.4.4. Общие мембранные напряжения в проушине с круглым отверстием от растягивающего усилия определяются по формуле

10.6.4.5. Общие мембранные напряжения в проушине с овальным отверстием от растягивающего усилия определяются по формуле

где E_0h - длина отверстия, мм.

10.6.4.6. Общие мембранные напряжения в проушине с овальным отверстием от растягивающего усилия определяются по формуле

где Е_0h - длина отверстия, мм.

10.6.4.7. Проверка условия прочности производится согласно п. 10.3.

10.6.5. Расчет на прочность пластин

10.6.5.1. Максимальная локальная нагрузка в пластине (см. рис. 10.1) узла соединения подвески с экраном определяется по формуле

где n_pl - число пластин, шт.;

K - коэффициент неравномерности; определяется по табл. 10.6.

Таблица 10.6

10.6.5.2. Общие мембранные напряжения в пластине от усилия Q_L определяются по формуле

где F_pl = e_pls_pl - площадь поперечного сечения пластины, мм²;

φ - коэффициент прочности, определяемый согласно п. 10.4.1 (при наличии стыкового шва).

10.6.5.3. Общие изгибные напряжения в пластине от смещения определяются по формуле

где Δl_pl - смещение пластины, мм:

10.6.5.4. Проверка условия прочности производится согласно п. 10.3.

10.6.6. Расчет на прочность опорных плит

10.6.6.1. Эквивалентное напряжение в прямоугольной опорной пластине (рис. 10.8) с рядом отверстий от усилия Q определяется по формуле, справедливой для любых размеров плиты в плане:

где с^* - коэффициент, принимаемый в зависимости от способа опирания плиты и вариантов нагружения по табл. 10.7.

Таблица 10.7

Примечания: 1. Для промежуточных значений коэффициенты определяются линейной интерполяцией ближайших значений с округлением до 0,1 в большую сторону.

2. При α < 2 коэффициенты определяются линейной экстраполяцией с округлением до 0,1 в большую сторону.

Для плиты, защемленной по опорным кромкам (тип I на рис. 10.8), с^* = с₁₁, если нагрузка распределена по контуру отверстия, и с^* = с₁₂, если нагрузка распределена по ширине кольца.

Для плиты, свободно опертой по опорным кромкам (тип I), с^* = с₂₁, если нагрузка распределена по контуру отверстия, и с^* = с₂₂, если нагрузка распределена по ширине кольца.

Коэффициенты с₁₁ и с₂₂ соответствуют передаче нагрузки через гайку, внутренний диаметр которой равен диаметру отверстия в опорной плите (рис. 10.9).

Параметр α определяется как отношение расстояния между опорными кромками к диаметру отверстия:

α = a/r,

где расстояние а принимается равным расстоянию между стенками опорных балок.

Рис. 10.7. Типы опорных плит

Параметр β определяется как отношение расстояния между центрами отверстий к диаметру отверстий:

β = t/r.

10.6.6.2. Эквивалентное напряжение в прямоугольной опорной плите с единичным отверстием (см. рис. 10.8) от усилия Q_q определяется по формуле, справедливой для любых размеров плиты в плане:

где с^* - коэффициент, принимаемый в зависимости от способа опирания плиты и варианта нагружения по табл. 10.8.

Для плиты, у которой две противоположные кромки защемлены, а две другие свободны (тип II), с^* = с₃₁, если нагрузка распределена по контуру отверстия, и с^* = с₃₂, если нагрузка распределена по ширине кольца.

Для плиты, у которой две противоположные кромки свободно оперты, а две другие свободны (тип II), с^* = с₄₁, если нагрузка распределена по контуру отверстия, и с^* = с₄₂, если нагрузка распределена по ширине кольца.

Для плиты, защемленной по контуру, при нагрузке, распределенной по контуру отверстия (тип III), с^* = с₅₁.

Для плиты, свободно опертой по всему контуру, при нагрузке, распределенной по ширине кольца (тип III), с^* = с₆₂.

Рис. 10.8. Варианты нагружения:

а - нагружение по контуру отверстия; б - нагружение по ширине кольца

Таблица 10.8

Примечания: 1. Для промежуточных значений коэффициенты определяются линейной интерполяцией ближайших значений с округлением до 0,1 в большую сторону.

2. При α < 2 коэффициенты определяются линейной экстраполяцией с округлением до 0,1 в большую сторону.

Параметр α определяется как отношение расстояния между опорными кромками к диаметру отверстия:

α = а/r.

Параметр γ определяется как отношение длины опорных кромок к диаметру отверстия:

γ = b/r.

10.6.6.3. Полученные значения эквивалентного напряжения не должны превышать 1,5[σ] согласно п. 10.3.

10.6.7. Расчет на прочность шайб

10.6.7.1. Если радиус приложения нагрузки (радиус линии контакта r_к) не превосходит среднего радиуса шайбы, т.е. r_к ≤ r + R, то эквивалентное напряжение в конической шайбе от нагрузки при любом угле конусности определяется по формуле

10.6.7.2. Полученное значение эквивалентного напряжения не должно превышать 1,2[σ] согласно п. 10.3.

10.6.7.3. Напряжения от среза в опорном бурте конической шайбы

где r_b - наружный радиус бурта.

10.6.7.4. За счет большой длины зоны контакта сферической и конической шайб напряжения смятия в этой зоне оказываются значительно меньше допускаемых, поэтому проверка на смятие не производится.

11. МЕТОДИКА РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ПРИ СЕЙСМИЧЕСКОМ ВОЗДЕЙСТВИИ

Настоящий раздел устанавливает требования к расчету сейсмических нагрузок на паровые стационарные котлы, их элементы и трубопроводы горячей воды и пара. С помощью расчетов проводится оценка сейсмостойкости оборудования, а также определяются мероприятия по обеспечению сейсмостойкости на стадии проектирования и в процессе эксплуатации.

11.1. Условные обозначения

11.1.1. В разделе приняты следующие условные обозначения, представленные в табл. 11.1.

Таблица 11.1

11.2. Общие положения

11.2.1. Расчет на сейсмостойкость является обязательным этапом поверочного расчета и служит для определения возможности использования оборудования в районах с повышенной сейсмической активностью.

11.2.2. Целью поверочного расчета на сейсмостойкость является:

проверка прочности элементов оборудования;

оценка взаимных смещений, соударений элементов конструкций;

разработка мероприятий, направленных на снижение расчетных динамических нагрузок, в случаях, когда расчет не подтверждает обеспечение требований сейсмостойкости.

11.2.3. Основные критерии сейсмостойкости оборудования базируются на таких факторах, как:

необходимость обеспечения безопасности оперативного персонала станции;

важность компонент технологического оборудования и систем, необходимых для выработки электроэнергии и тепла;

анализ начальной стоимости и объема потенциальных затрат на ремонт или замену оборудования, поврежденного в результате сейсмического воздействия;

возможность использования альтернативных частей и систем оборудования;

оценка поведения и взаимодействия отдельных систем при землетрясении;

анализ возможных потерь от простоев блока вследствие повреждения оборудования при сейсмическом воздействии.

Основной критерий сейсмостойкости ТЭС и ТЭЦ можно сформулировать следующим образом: станция должна противостоять с минимальными структурными повреждениями и непродолжительным прекращением выработки электроэнергии и тепла землетрясению, которое вызывает ускорение грунта только с низкой (около 10 %) вероятностью превышения в течение проектного срока службы станции.

11.2.4. Поверочный расчет необходимо проводить с учетом действия эксплуатационных и сейсмических нагрузок.

Ветровые нагрузки при расчете на сейсмостойкость не учитываются.

Проектное сейсмическое воздействие задается в соответствии с общей концепцией сейсмостойкости объектов теплоэнергетики в виде аналоговых акселерограмм для площадки строительства станции, имеющей максимальные пиковые ускорения, соответствующие повторяемости один раз за срок службы станции. При этом пиковые ускорения должны иметь не более чем 10 %-ную вероятность их превышения за принятый период повторяемости.

В процедуру определения интенсивности ПЗ в общем случае должны входить следующие этапы:

определение региональной сейсмической активности и вероятности возникновения землетрясений различной интенсивности на основании анализа исторических и инструментальных данных;

установление и классификация всех геологических разломов в зоне 80 - 100 км;

определение максимально возможных землетрясений, которые могут инициироваться каждым из разломов, и установление повторяемости для каждого события землетрясения;

расчет пиковых значений ускорений грунта на площадке, вызванных движениями отдельных разломов;

определение параметров ПЗ (проектного спектра, акселерограмм и проектного максимального пикового ускорения грунта) для принятой проектной повторяемости землетрясения.

11.2.5. В соответствии с общей концепций и критериями сейсмостойкости принцип сейсмозащиты станции заключается в ее безопасном останове при ПЗ и последующем пуске через короткий промежуток времени при ограниченном объеме восстановительных работ. Для обеспечения этой задачи все технологическое оборудование и системы станции должны быть разделены на две категории сейсмостойкости.

Категория Is. Системы и оборудование, для которых выполняется обоснование сейсмостойкости (прочности и (или) работоспособности):

системы и оборудование, обеспечивающие аварийный останов блока;

системы и оборудование, которые могут являться потенциальным источником пожара в результате сейсмического воздействия;

средства пожаротушения;

основное и дорогостоящее оборудование, которое не может быть восстановлено и заменено в ограниченный период времени и повреждение которого приведет к значительному экологическому или финансовому ущербу (например, котел, турбина, деаэратор, питательный насос, дымосос, силовые трансформаторы, дутьевые вентиляторы, мельницы, баки мазута, воды и т.д.);

основные трубопроводы пара и питательной воды.

Категория IIs. Все прочие системы и оборудование, важные с точки зрения обеспечения работоспособности станции и не вошедшие в категорию Is, должны иметь практическую возможность быть восстановленными в ограниченный период времени после землетрясения, определяемый государственными, регулирующими и надзорными органами. Для этих систем выполняется упрощенная оценка ожидаемых повреждений в результате ПЗ.

Кроме того, необходимо уделять особое внимание конструкциям, системам и элементам оборудования, которые в результате сейсмического воздействия могут повредить системы и оборудование, отнесенное к категории Is, и, таким образом, нарушить функции обеспечения безопасности станции либо привести к большим материальным потерям. Должны быть предприняты меры по предотвращению возникновения указанных ситуаций.

11.2.6. Расчет на сейсмостойкость проводится для оборудования и трубопроводов станций, устанавливаемых в районах сейсмичностью 7 баллов и выше.

11.2.7. Интенсивность ПЗ (максимальный уровень ускорения на грунте) при отсутствии специального сейсмологического обоснования устанавливается в соответствии с картами сейсмического районирования для 1 категории повторяемости, в соответствии со СНиП 1.2-4-98^*.

_____________

^* Сведения о документе с таким обозначением не обнаружены. Комплект карт общего сейсмического районирования территории Российской Федерации включен в СНиП II-7-81 «Строительство в сейсмических районах». (Примеч. изд.)

11.2.8. Максимальный уровень ускорения аналоговых и синтезированных акселерограмм, принимаемых в качестве характеристик ПЗ, должен соответствовать п. 11.2.7 или может быть принят в соответствии с табл. 11.2.

Таблица 11.2

Максимальный уровень ускорений ПЗ

11.2.9. При повышении или понижении установленной интенсивности ПЗ на 1 балл максимальный уровень ускорения заданных акселерограмм и (или) спектров ответа должен соответственно увеличиваться или уменьшаться в два раза.

11.2.10. За правильность проведения расчета на сейсмостойкость ответственность несет предприятие или организация, выполнявшие расчет.

11.2.11. Термины и определения, принятые в данном разделе, приведены в справочном приложении.

11.3. Требования к расчету

11.3.1. Исходными данными для расчета на сейсмостойкость являются:

балльность ПЗ и максимальные уровни ускорений расчетных акселерограмм;

воздействия ПЗ в виде акселерограмм и (или) огибающих спектров ответа для мест установки котлов по трем взаимно перпендикулярным направлениям (вертикального и двух горизонтальных);

напряжения или внутренние усилия при нормальных условиях эксплуатации.

11.3.2. Оценка сейсмостойкости производится при действии двух горизонтальных и вертикального направлений сейсмического воздействия, при этом величины сейсмических нагрузок в указанных направлениях допускается определять раздельно.

11.3.3. Горизонтальные расчетные сейсмические нагрузки следует принимать действующими в направлениях продольной и поперечной осей конструкции.

11.3.4. При отсутствии конкретной информации о пиковом ускорении вертикальной составляющей колебаний грунта целесообразно применение определенного соотношения между пиковыми ускорениями в вертикальном и горизонтальном направлениях. Это соотношение, как правило, варьируется от 0,5 до 1,0 и может быть максимальным на участках, прилегающих к очагу землетрясения. Указанное соотношение зависит от характеристик очага, самой площадки, ее удаленности от эпицентра, а также от других факторов. При отсутствии специального обоснования рекомендуется брать ²/₃ от пикового ускорения в горизонтальном направлении.

11.3.5. Внутренние усилия в элементах конструкции определяются из условия одновременного сейсмического воздействия по всем учитываемым направлениям.

Если расчет производится отдельно по каждому из направлений, расчетные внутренние усилия (силы и моменты относительно главных осей сечения и относительные перемещения) определяются по формуле:

где N_k - расчетное усилие в k-м сечении;

N_kX, N_kY, N_kZ - расчетное усилие определенного вида в k-м сечении при сейсмическом воздействии соответственно вдоль осей X, Y, Z (две горизонтальные и вертикальная составляющие).

11.3.6. Сейсмический анализ должен проводиться либо по одному из методов динамического анализа, либо, если доказана возможность использования, по методу эквивалентной статической нагрузки. Эти методы, как правило, основаны на линейно-упругом анализе систем при уровне допускаемых напряжений, близком к пределу текучести материала. Однако для специальных случаев может быть использован также нелинейный анализ систем и их опор с учетом пластических характеристик материала.

11.3.7. При выполнении поверочного расчета на сейсмостойкость должен быть использован один из методов динамического анализа, например метод расчета по спектрам ответа (ЛСМ) или метод расчета по акселерограммам сейсмического воздействия (МДА). При применении методов динамического анализа должны быть выполнены следующие условия.

1. Обеспечен правильный выбор метода динамического анализа (по спектрам ответа или по акселерограммам) исходя из особенностей анализируемой системы и задач анализа.

2. Должно быть обеспечено получение всей необходимой информации по напряженно-деформированному состоянию системы и ее опорно-подвесной системы с учетом всех возможных смещений, поворотов и опрокидывания конструкции, а также взаимодействия с соседним оборудованием и системами. Как правило, для достижения этой цели должны быть использованы программы расчета, основанные на методе конечного элемента.

3. Расчетная динамическая модель должна состоять из достаточного количества степеней свободы (масс). Количество степеней свободы считается достаточным, когда увеличение их числа не приводит к изменению реакции системы более чем на десять процентов. В качестве другого критерия достаточности учитываемого числа степеней свободы может быть использован следующий: количество степеней свободы системы должно, по крайней мере, в два раза превосходить количество учитываемых собственных форм колебаний при определении реакции системы.

4. В случае если расчет на сейсмостойкость выполняется с учетом ограниченного числа форм колебаний, например, только до частоты 33 Гц, при определении сейсмических нагрузок должны использоваться методы, учитывающие влияние высших форм колебаний. Если специальные методы учета высших форм колебаний не используются, число учитываемых форм должно быть увеличено. Число учитываемых форм считается достаточным, когда изменение их числа не приводит к изменению реакции на опоры более чем на 10 %.

5. Должны быть учтены относительные смещения точек опирания системы трубопроводов и различное динамическое воздействие на опоры трубопровода при сейсмическом воздействии. Такой учет обеспечивается следующими расчетами:

методом модального анализа по спектрам ответа на многоопорное воздействие;

методом модального анализа по огибающей спектров ответа;

методом интегрирования уравнений движения по времени с использованием синтезированной акселерограммы, построенной по огибающей спектров ответа.

Во всех случаях требуется дополнительный учет взаимного смещения опор трубопровода в наиболее неблагоприятном сочетании.

6. Должны быть адекватно учтены важные эффекты поведения системы при сейсмической нагрузке, такие, как удары и взаимодействие с другим оборудованием и трубопроводами, влияние раскрепления специальными опорами, включая различные типы демпферов, механические и гидравлические амортизаторы, гидродинамические нагрузки, нелинейная реакция системы.

7. Вместо спектрального метода анализа может быть применен метод расчета по акселерограммам, который дает более реалистичную картину поведения анализируемой системы при сейсмическом воздействии, но вместе с тем требует значительных затрат времени на расчет. Ввиду этого данный метод используется обычно для расчета особо важных систем или систем с существенной нелинейностью.

11.3.8. Компоненты оборудования, имеющие многочисленные точки опирания

В ряде случаев оборудование и компоненты систем опираются на различные точки одного сооружения или конструкции или на две раздельные конструкции. При этом перемещения рассматриваемого оборудования или компонент систем в каждой точке опирания могут существенно различаться.

Для расчета многоопорных систем с различным воздействием в точках опирания может применяться консервативный подход, заключающийся в использовании верхнего огибающего спектра по всем индивидуальным опорным спектрам, который позволяет получить максимальную инерционную нагрузку многоопорной системы. В дополнение к этому учитываются относительные сейсмические смещения опорных точек системы в рамках обычного статического расчета системы.

Максимальные относительные смещения опорных точек могут быть получены из расчета здания (опорной конструкции) либо, как консервативное допущение, из поэтажных спектров ответа. Для последнего случая максимальное смещение каждой опоры рассчитывается по формуле:

S_d = S_ag/w²,

где S_a - спектральное ускорение (в g) на высокочастотном конце спектра (максимальное ускорение отметки);

w - собственная частота колебаний основной конструкции, рад/с.

Определенное таким образом перемещение задается каждой опоре в наиболее неблагоприятном сочетании. Реакции системы, обусловленные инерционными эффектами и относительными смещениями опор, должны быть скомбинированы по методу абсолютного суммирования.

Для уменьшения консерватизма расчета на многоопорное воздействие рекомендуется использовать альтернативный метод, основанный на использовании при расчете на сейсмостойкость спектров ответа для каждой группы опор, размещенных на одной отметке или имеющих одинаковые характеристики сейсмического воздействия. При выполнении расчета на многоопорное сейсмическое воздействие также необходимо учитывать относительные смещения опор в наиболее неблагоприятном сочетании, используя обычные методы статического расчета.

11.3.9. Статический метод используется для предварительной оценки уровня сейсмических нагрузок на начальных стадиях проектирования. Если первая частота колебаний больше 20 Гц, расчет также допускается выполнять статическим методом с умножением ускорений, полученных по спектру ответа, на коэффициент 1,3 для частоты в диапазоне 20 - 33 Гц и на коэффициент 1,0 для частоты больше 33 Гц.

11.3.10. Линейно-спектральный метод следует использовать только для расчета линейно-упругих систем. Метод динамического анализа не имеет ограничений по применению.

При расчете по МДА необходимо учитывать рассеяние энергии, а в необходимых случаях нелинейные характеристики системы.

11.3.11. Метод сейсмической квалификации оборудования. Метод «обхода на месте»

Метод «обхода на месте» используется при оценке сейсмостойкости оборудования действующих станций. Этот метод основан на использовании следующих данных:

опыта проектирования оборудования для сейсмоопасных районов;

опыта эксплуатации и поведения оборудования на станциях, подвергавшихся сейсмическим воздействиям;

обработки результатов экспериментальных исследований сейсмостойкости оборудования и его элементов.

На базе перечисленных выше данных формулируются требования, выполнение которых гарантирует сейсмостойкость определенного типа оборудования. Основная задача метода «обхода на месте» заключается в том, что специалист, имеющий определенную квалификацию, при инспекции оборудования на станции определяет, выполнены или нет при проектировании и на монтаже те требования, которые устанавливаются для того или иного оборудование в целях обеспечения его сейсмостойкости. Так, например, при инспекции оборудования, для которого предусмотрены мероприятия по обеспечению сейсмостойкости, в первую очередь проводится проверка правильности выполнения этих мероприятий.

Вспомогательные трубопроводы и системы воздуховодов могут быть квалифицированы как сейсмостойкие по анализу характера расположения и типу опор. Насосы, электродвигатели и компактные теплообменники, как правило, оцениваются по качеству и типу закрепления на фундаменте.

Важным моментом при сейсмической квалификации оборудования является оценка возможного динамического взаимодействия (ударов) между отдельными элементами оборудования, а также между оборудованием и строительными конструкциями при сейсмическом воздействии. Например, не допускается соударение приводов арматур с элементами оборудования и строительными конструкциями.

При выполнении инспекций по сейсмической квалификации оборудования на каждый тип оборудования оформляются обходные листы, в которых перечислены все требования, предъявляемые к определенному типу оборудования. Специалист, выполняющий инспекцию, заполняет листы, отмечая выполнение тех или иных требований по сейсмостойкости.

11.4. Оценка сейсмостойкости

11.4.1. Оценку сейсмостойкости элементов оборудования и трубопроводов следует выполнять по допускаемым напряжениям, по допускаемым перемещениям, по критериям циклической прочности и устойчивости.

11.4.2. При оценке сейсмостойкости по допускаемым напряжениям должны учитываться только те эксплуатационные нагрузки или внутренние усилия, которые не релаксируются при возникновении в элементах местной или общей пластической деформации (весовые нагрузки, внутреннее или наружное давление, наддув, нагрузки от присоединительных коммуникаций).

11.4.3. Уровень допускаемых напряжений при оценке сейсмостойкости назначается в зависимости от категорий напряжений. Действие ПЗ приравнивается к случаю нарушения нормальных условий эксплуатации.

11.4.4. Допускаемые напряжения [σ] определяются в соответствии с положениями раздела 2 Норм.

11.4.5. Оценка прочности элементов котлов, находящихся под давлением, производится по допускаемым напряжениям, приведенным в табл. 11.3.

11.4.6. Для деталей котлов, не находящихся под давлением, в зависимости от категорий напряжений (см. табл. 11.3), где коэффициент при допускаемых напряжениях должен умножаться на 1,1 с округлением в сторону меньшей величины.

Таблица 11.3

Сочетание нагрузок и допускаемые напряжения для элементов котлов

11.4.7. Средние напряжения смятия не должны превышать:

для подвижных шарниров σ_смs = 2[σ],

для неподвижных шарниров σ_смs = 3[σ].

11.4.8. Средние касательные напряжения, вызванные срезывающими нагрузками, в шарнирах подвесок, сварных швах и т.п. не должны превышать τ = 0,8[σ].

11.4.9. Средние напряжения растяжения по сечению резьбовой части подвесок, вызванные действием весовых и сейсмических нагрузок, не должны превышать величины 0,93[σ].

Приведенные напряжения, определенные по суммам составляющих средних напряжений растяжения, изгиба и кручения в резьбовой части подвесок при сейсмических воздействиях, не должны превышать величины 1,65[σ].

Средние касательные напряжения, вызванные действием весовых и сейсмических нагрузок в резьбе подвесок, не должны превышать τ = 0,8[σ].

11.4.10. Расчет на циклическую прочность проводится в соответствии с требованиями подраздела 5.4. При этом максимальная амплитуда напряжений определяется с учетом действия ПЗ и число циклов нагружения принимается равным 50.

Расчет на циклическую прочность не проводится, если повреждаемость от всех видов нагрузок на элементы котла не превышает 0,8.

11.4.11. Величины допускаемых перемещений (прогиб, смещение и т.п.) следует задавать в зависимости от условий эксплуатации и требований к жесткости элементов конструкции (предотвращение выбора зазора и соударения элементов, недопустимые перекосы и т.п.).

11.4.12. Оценка прочности элементов опор котлов и трубопроводов выполняется по соответствующим СНиП и по всем относящимся к ним нормативным документам с учетом сейсмических нагрузок, полученных расчетом на сейсмостойкость по настоящим Нормам.

11.5. Общие принципы построения динамических моделей

11.5.1. Динамическая модель оборудования или трубопровода при анализе сейсмостойкости - это динамическая система с конечным числом степеней свободы, достаточно полно отражающая основные динамические свойства рассматриваемой конструкции, по реакции которой на заданное сейсмическое воздействие оценивается сейсмостойкость реальной конструкции.

11.5.2. Оборудование и трубопроводы могут быть представлены пространственными или плоскими динамическими моделями.

11.5.3. Плоская динамическая модель - это динамическая система, движение точек которой происходит в одной плоскости, а ее упругие связи работают при плоском деформированном состоянии.

11.5.4. Плоскую динамическую модель допускается использовать в тех случаях, когда конструкция имеет плоскость симметрии. В других случаях необходимо специальное обоснование возможности использования плоской модели.

11.5.5. Масса конструкции, создающая при колебаниях инерционные нагрузки, сосредоточивается в узловых точках (узлах) динамической модели.

11.5.6. Общие принципы построения расчетных моделей

11.5.6.1. Основная задача построения динамической модели при анализе сейсмостойкости состоит в определении рационального уровня идеализации конструкции, обеспечивающего необходимую точность оценки динамической реакции системы.

11.5.6.2. Динамические характеристики котла определяются инерционными, упругими и диссипативными параметрами конструктивных элементов.

11.5.6.3. Построение динамической модели проводится в такой последовательности:

предварительная разбивка системы на составные элементы;

назначение узловых точек;

назначение обобщенных координат;

определение инерционных и упругих характеристик;

анализ собственных частот отдельных структурных подсистем;

оптимизация параметров динамической модели.

11.5.6.4. При построении упругой схемы динамической модели в первую очередь руководствуются требованиями, предъявляемыми к расчетным моделям при оценке статической прочности. Дополнительно учитываются особенности элементов конструкции, динамическая работа которых отличается от статической (подвески, соединения с зазорами, демпфирующие устройства и т.п.).

Разбивка системы на элементы приводит ее к дискретному виду, учитывающему динамические особенности взаимодействия отдельных элементов и их влияние на динамическую реакцию системы.

11.5.6.5. Разбивка системы на элементы производится с таким расчетом, чтобы узлы динамической модели располагались в местах наибольшей концентрации массы и наибольшей податливости конструкции, а также в точках, движение которых определяет взаимодействие элементов системы при колебаниях (места разветвления, присоединения к конструкции связей, демпферов и т.п.).

11.5.6.6. Для назначения обобщенных координат могут быть применены два подхода: формальный и аналитический.

При формальном подходе узловые точки назначаются в каждом граничном сечении составных элементов динамической модели. Каждый узел имеет от 3 до 6 степеней свободы, и анализ парциальных систем в этом случае не производится.

Аналитический подход предполагает анализ динамической модели, на основании которого исходя из заранее установленного уровня высшей собственной частоты расчетной динамической модели производится уточнение параметров динамической модели.

11.5.6.7. Так как сейсмическое воздействие представляет собой относительно низкочастотный процесс, характеризуемый частотным спектром от 0,1 до 30 Гц, при анализе сейсмостойкости линейно упругих систем рекомендуется расчетные модели строить таким образом, чтобы значения парциальных частот не превышали 120 - 150 Гц.

Для нелинейных систем граничный частотный уровень принимается с учетом условий динамической работы элементов с нелинейными характеристиками.

11.5.6.8. При определении инерционных параметров рекомендуется использовать следующее:

в протяженных системах с равномерно распределенной массой и погонной изгибной жесткостью (трубопроводы, балки и т.п.) инерционные параметры в узлах принимаются равными значению половины массы примыкающих к ним участков, заключенных между соседними узлами;

для элементов конструкции, которые можно представить жестким телом, в узел, расположенный в центре масс, приводится вся масса тела;

массовые моменты инерции для жесткого тела, соответствующие угловым обобщенным координатам, определяются относительно осей, проходящих через его центр масс.

11.5.6.9. Жесткостные характеристики упругих элементов динамической модели определяются на основании анализа работы элементов конструкции при всех возможных перемещениях узлов по направлению заданных обобщенных координат.

При этом в общем случае учитывается деформация изгиба, растяжения-сжатия, сдвига и кручения.

11.5.6.10. При расчете котлов подвесного типа в динамической модели необходимо учитывать жесткости присоединительных коммуникаций (газоходов, воздуховодов и трубопроводов).

Для оценки сейсмостойкости опорно-подвесной системы котлов подвесного типа динамическая модель котла должна быть построена таким образом, чтобы учесть все возможные перемещения элементов системы, влияющие на изменение нагрузки на подвески.

11.5.6.11. Учет влияния параметров диссипации в конструкции оборудования и трубопроводов при колебаниях производится введением в расчет относительного демпфирования, рекомендуемые значения которого для различных конструкций приведены в табл. 11.4.

Таблица 11.4

Значение относительного демпфирования k (в долях от критического)

Примечание. При расчете котлов подвесного типа по ЛСМ значение относительного демпфирования для системы котел-здание (каркас) принимается k = 0,05.

11.6. Методы расчета на сейсмостойкость

11.6.1. Статический метод

11.6.1.1. Величины сосредоточенной сейсмической нагрузки, действующей независимо в двух горизонтальных и вертикальном направлениях на k-ю точку опорной конструкции или корпуса котла (кроме корпусов подвесных котлов), определяются по следующей зависимости:

Q_k = M_kk_b(1 + k_h)g,

где М_k - сосредоточенная масса конструкции котла, кг;

k_b - коэффициент балльности, значение которого определяется по табл. 11.6;

Таблица 11.6

Значения коэффициента k_b

k_h - коэффициент высоты размещения элемента конструкции

здесь n - число сосредоточенных масс;

h_k - высота отметки расположения k-массы, м.

11.6.1.2. При определении сейсмической нагрузки, действующей на котел в вертикальном направлении, значение k_b по п. 11.6.1.1 уменьшается в два раза, a k_h принимается равным 0.

11.6.1.3. При расчете котлов подвесного типа горизонтальная сейсмическая нагрузка, действующая на корпус котла, определяется по зависимости

Q_k = 0,8M_kk_bk_ig,

где k_i - коэффициент интенсивности колебаний корпуса, принимаемый равным значению собственной частоты колебаний корпуса (в Гц), но не более 2.

Вертикальная сейсмическая нагрузка на корпус подвесного котла определяется по зависимости

Q_k = M_kk_bk_ig.

В этом случае при определении значения к. учитывается суммарная вертикальная жесткость подвесок и k_b умножается на ²/₃.

11.6.1.4. Сейсмические нагрузки на отдельные элементы котлов и оборудование, установленное на котле, определяются по зависимости

где М_о - масса отдельного оборудования, кг;

k_oi - коэффициент интенсивности колебаний оборудования, принимаемый равным значению низшей собственной частоты оборудования (в Гц), но не более 3.

Для оборудования, жестко закрепленного на котле, k_oi = 1.

11.6.2. Линейно-спектральный метод

11.6.2.1. Для использования ЛСМ определяют собственные значения и векторы рассматриваемой динамической системы.

Значения собственных частот определяются численным решением задачи о собственных значениях:

[[K] - ω_n²[М]]{Ф_n} = 0,

где ω_n - круговая частота n-й формы собственных колебаний;

{Ф_п} - собственный вектор для n-й формы;

[K] - матрица жесткости;

[М] - матрица масс.

11.6.2.2. Определяется вектор инерционных сейсмических нагрузок, действующих в направлении обобщенных координат системы при колебаниях по каждой форме:

[F_n] = [М]{Ф_n}С_na_n,

где [F_n] - вектор сил для n-й формы собственных колебаний;

С_п - фактор «участия» массы для n-й формы собственных колебаний:

С_n = {Ф_n}^T[М]{J}/{Ф_n}^T[М]{Ф_n};

а_п - спектральное ускорение, определенное по частоте для n-й формы.

Для оборудования и трубопроводов, расположенных на различных отметках строительных конструкций, рекомендуется проводить расчет на многоопорное воздействие, при котором учитываются особенности поэтажных спектров ответа на каждой отметке закрепления.

11.6.2.3. Определение расчетных внутренних усилий (напряжений) в каждом рассматриваемом сечении системы производится с использованием следующих правил процедур:

суммирования по формам и направлениям - корень квадратный из суммы квадратов

суммирования по группам поэтажных спектров - по абсолютной величине

[F] = [F₁] + [F₂] + [F₃] + ...;

учета высших форм колебаний.

11.6.3. Метод динамического анализа

11.6.3.1. Для анализа динамического поведения системы рассматривается следующее уравнение движения:

                                        (1)

где М - диагональная матрица масс;

С - матрица демпфирования;

К - матрица жесткости;

r - вектор направляющих косинусов между сейсмическим воздействием и обобщенными координатами;

 - сейсмическое воздействие, определенное в терминах ускорения грунта (основания);

Fe - вектор реактивных сил, возникающих от дополнительных, в том числе от нелинейных, связей системы;

X - вектор узловых перемещений;

X' - вектор узловых скоростей;

X" - вектор узловых ускорений.

Для решения уравнения (1) выполняется модальное преобразование:

X = Ф ∙ Y,                                                                 (2)

где Ф - матрица, состоящая из n столбцов форм собственных колебаний системы;

Y - новые модальные обобщенные координаты.

После подстановки (2) в (1) и домножения всего уравнения слева на Ф^Т, получим:

  (3)

Учитывая свойства ортогональности матриц масс, жесткости и демпфирования, можно записать:

Ф^Т ∙ М ∙ Ф = I;                                                                  (4)

Ф^Т ∙ С ∙ Ф = 2 ∙ ξ_n ∙ ω_n;                                                            (5)

                                                               (6)

где I - единичная матрица;

2 ∙ ξ_n ∙ Ω_n - диагональная матрица модального демпфирования;

 - диагональная матрица модальной жесткости;

Ω_n - n-я собственная частота колебаний системы;

ξ_n - коэффициент модального демпфирования, соответствующий n-й собственной частоте.

После указанных преобразований уравнение (3) принимает вид:

                                               (7)

где                                               (8)

Вектор В_n, представленный в правой части уравнения (7), может трактоваться как модальный вектор внешних и реактивных нагрузок. Следует отметить, что если размерность исходной системы уравнений (1) соответствует общему числу степеней свободы, представленных в расчете (поступательные и вращательные перемещения расчетных сечений системы), то размерность уравнения (7) соответствует числу форм собственных колебаний, учитываемых в расчете.

В рамках метода динамического анализа уравнение движения системы (7) решается прямым пошаговым интегрированием этих уравнений с применением центрально-разностной схемы. Начальные условия (перемещения, скорости и ускорения точек системы в нулевой момент времени) предполагаются нулевыми. Может быть применена следующая конечно-разностная аппроксимация для текущих значений скоростей и ускорений:

                                                (9)

                                       (10)

Подставляя соотношения (9) и (10) в (7), получим выражение для Y_t+δt:

Y_t+δt = Y_t + δY_t+δt;                                                            (11)

                                     (12)

Приложение
Справочное

ТЕРМИНЫ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ

Землетрясение (сейсмическое воздействие) - колебания земли, вызываемые прохождением сейсмических волн, излученных из какого-либо очага упругой энергии.

Интенсивность землетрясения - мера величины сотрясения грунта, определяемая параметрами движения грунта, степенью разрушения сооружений и зданий, характером изменений земной поверхности и данными об испытанных людьми ощущениях.

Сейсмичность площадки строительства - интенсивность возможных сейсмических воздействий на площадке строительства с соответствующими категориями повторяемости за нормативный срок. Сейсмичность устанавливается в соответствии с картами сейсмического районирования и (или) микрорайонирования площадки строительства. Она измеряется в баллах по шкале MSK-64.

Сейсмостойкость энергетического оборудования - способность конструкции сохранять в определенной степени прочность, устойчивость, герметичность и работоспособность при землетрясении.

Акселерограмма землетрясения - зависимость от времени абсолютного ускорения грунта (основания) для определенного направления в виде графика или в табличной форме (оцифровка).

Аналоговая акселерограмма - запись реального землетрясения, используемая для расчета на сейсмостойкость.

Синтезированная акселерограмма - акселерограмма, полученная аналитическим путем на основе обработки и статистического анализа ряда аналоговых акселерограмм.

Ответная акселерограмма - акселерограмма точки конструкции, определяемая из расчета вынужденных колебаний при сейсмическом воздействии.

Поэтажная акселерограмма - ответная акселерограмма отдельных высотных отметок сооружения, на которых установлено оборудование.

Спектр ответа (реакций) - совокупность абсолютных значений максимальных ответных ускорений линейно-упругой системы с одной степенью свободы (осциллятора) при воздействии, заданном акселерограммой; эти значения определяются в зависимости от собственной частоты и значения относительного демпфирования осциллятора.

Расширенный спектр ответа - спектр, полученный путем расширения пиков спектра ответа в целях повышения надежности выполняемых расчетов на сейсмостойкость.

Огибающий спектр ответа - спектр, полученный по результатам обработки спектров ответа, для набора аналоговых и (или) синтезированных акселерограмм.

Спектр коэффициентов динамичности - безразмерный спектр, полученный делением значений спектра ответа на максимальное пиковое значение ускорения соответствующей акселерограммы.

Статический метод расчета на сейсмостойкость - упрощенный метод, согласно которому распределение сейсмических нагрузок, действующих на конструкцию, принимается подобным распределению массы, а величины этих нагрузок определяются при помощи набора коэффициентов.

Линейно-спектральный метод расчета на сейсмостойкость - метод, в котором величины сейсмических нагрузок определяются по спектрам ответа в зависимости от частот и форм собственных колебаний конструкции.

Метод динамического анализа сейсмостойкости - метод численного интегрирования уравнений движения, применяемых для анализа вынужденных колебаний конструкции при сейсмическом воздействии, заданном акселерограммами землетрясений.

Проектное землетрясение - землетрясение со средней повторяемостью один раз за срок службы станции.

Нормальные условия эксплуатации - стационарный режим работы оборудования при номинальной производительности.

12. КОНТРОЛЬ ВИБРОПРОЧНОСТИ ТРУБОПРОВОДОВ И ТРУБНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ОБОРУДОВАНИЯ И КОТЛОВ

12.1. Общие положения

В разделе рассмотрены основные требования к контролю вибропрочности для трубопроводов и оборудования, подвергающихся вибрационному нагружению при установившейся и неустановившейся вибрации. Приведены критерии для оценки допустимого уровня вибрации и рекомендации по снижению вибрации (при необходимости).

Расчет на вибропрочность и контроль вибропрочности проводятся применительно к элементам конструкций энергооборудования и трубопроводов, подвергающихся вибрационному нагружению.

Установившаяся вибрация. Повторяющаяся вибрация, которая имеет место за относительно длительный период времени в течение нормальной эксплуатации.

Неустановившаяся вибрация. Вибрация, которая имеет место в относительно короткий период времени.

Примеры источников неустановившейся вибрации: запуск и выключение насосов, быстрое открытие и закрытие клапанов, срабатывание предохранительных клапанов.

12.2. Классификация оборудования при контроле вибропрочности

При контроле на вибропрочность оборудование и трубопроводы разделяются на группы.

Группа 1. Трубопроводы I и II категории в соответствии с Правилами устройства и безопасной эксплуатации трубопроводов горячей воды и пара (далее Правила); основные элементы котла и трубопроводы в пределах котла, влияющие на выработку пара.

Группа 2. Трубопроводы с двухфазной средой.

Группа 3. Трубопроводы III и IV категории в соответствии с Правилами; второстепенные элементы котла.

12.3. Основные методы контроля вибропрочности

12.3.1. Расчетный контроль вибропрочности на стадии проектирования оборудования

Проводится для оборудования, относящегося к 1 группе, и заключается в определении собственных частот для проверки отстройки их от частот детерминированного возбуждения.

В качестве детерминированных частот возбуждения рекомендуется принимать основные частоты вращающихся механизмов, частоту электромагнитных сил и частоту гидродинамических сил, связанную с образованием вихрей. Условия отстройки собственных частот для первых трех форм колебаний в каждой плоскости записываются в виде

 или

где f_i - низшая собственная частота колебаний (i = 1, 2, 3);

f - частота возбуждения.

12.3.2. Методы контроля вибропрочности в процессе пусконаладочных работ и эксплуатации

12.3.2.1. Визуальный метод

Применим для оборудования и трубопроводов, относящихся к группе 2 и 3.

Цель данного метода - определение максимальных амплитуд и мест возможных соударений. Место или места наибольших отклонений могут быть установлены визуально. Амплитуда виброперемещений может быть установлена с помощью простых измерительных устройств.

Если выявлен приемлемый уровень вибрации, никаких дальнейших измерений или оценок не требуется. Наблюдатель должен нести ответственность за собственную оценку того, является ли данный уровень вибрации приемлемым.

Основанием для подобного решения может быть только оценка всех следующих факторов с точки зрения их влияния на напряжения в трубопроводе:

амплитуда вибрации и ее месторасположение;

близость к «чувствительному оборудованию»;

режим работы присоединенных ветвей трубопровода;

характеристики опор ближайших компонентов.

Любые особенности работы системы должны быть учтены при оценке.

Если невозможно дать приемлемую оценку отклонениям по результатам наблюдений, необходимо прибегнуть к измерениям (в соответствии с п. 12.3.2.2).

Для исключения возможных соударений произвольных элементов, расположенных с зазором А, должно быть выполнено условие

|A₁| + |A₂| < Δ,

где А₁, А₂ - амплитуды виброперемещений соответствующих элементов.

12.3.2.2. Инструментальные методы

Применимы для всех групп оборудования. Контроль проводится на основании замеров параметров вибрации в процессе работы оборудования.

С помощью соответствующей аппаратуры замеряются значения перемещений или виброскоростей в характерных точках.

12.3.2.2.1. Метод перемещений

Предельные вибрационные отклонения трубопроводной системы зависят от большого числа предположений относительно геометрических характеристик системы и свойств материала со многими комбинациями переменных. Необходимо разбивать трубопроводные системы на более мелкие подсистемы, которые могут быть физически определены и смоделированы. Консервативная оценка приемлемости измеренных вибрационных отклонений может быть проведена путем их сравнения с допускаемыми предельными отклонениями, вычисленными для подсистем.

Измерения производятся по длине трубопровода для определения точек с максимальными отклонениями и для установления узловых точек с минимальным отклонением. Узловые точки определяют длины пролетов (границы подсистем). Узловые точки (точки с нулевыми отклонениями) обычно совпадают с точками закрепления, но на длинных участках трубопровода могут располагаться между опорами.

Предельные отклонения для характерных участков трубопроводов (подсистем) могут быть определены по формуле

где [σ_a] - допускаемая амплитуда напряжений, определенная по расчетным кривым малоцикловой усталости и равная минимальному значению при максимальном числе циклов;

i - коэффициент интенсификации или коэффициент местных напряжений;

Е - модуль упругости материала с учетом температуры;

L - длина характерного участка;

D₀ - наружный диаметр трубы;

K - коэффициент конфигурации (таблица).

Разбиение трубопровода на соответствующие элементы (подсистемы), которые необходимы для определения допускаемых отклонений, рекомендуется проводить на основании результатов измерений перемещений.

Элементы трубопроводов более широко можно разделить на две категории по признаку их закрепления: 1) один конец закреплен, другой свободен; 2) оба конца закреплены. Эти категории затем подразделяются на более мелкие, основанные на различных комбинациях одиночных пролетов и двух пролетов, соединенных под 90°. Отклонения измеряются в плоскости колена и из плоскости колена. Предполагается, что вращательные связи в точках закрепления зафиксированы для более консервативного определения допускаемого предела отклонений. Перечень основных типов подсистем трубопровода приведен выше.

12.3.2.2.2. Метод скоростей

Метод требует консервативного измерения скоростей в различных точках трубопроводной системы для определения точки с максимальной виброскоростью. Когда местоположение этих точек установлено, в них производятся окончательные измерения максимальных скоростей v_max, и затем они сравниваются с пиковыми значениями виброскорости [v]. Критерий v_max ≤ [v].

При значениях [v] до 15 мм/с не требуется проверки вибропрочности.

При значениях [v] = 15 - 25 мм/с требуется расчетная проверка на основании подробных измерений (с определением спектров виброскоростей).

При значениях [v] свыше 25 мм/с принимаются меры для снижения вибрации.

Величину [v] также можно определить аналитически, разделив значение [δ] на частоту собственных колебаний подсистемы.

12.3.2.2.3. Расчет на циклическую прочность с учетом вибронапряжений

Расчет на циклическую прочность с учетом высокочастотного нагружения проводится в тех случаях, когда низкочастотные циклические напряжения, связанные с пуском, остановкой, изменением мощности, срабатыванием аварийной защиты или с другими режимами, сопровождаются наложением высокочастотных напряжений, вызванных, например, вибрацией или пульсацией температур при перемешивании потоков теплоносителя с различной температурой.

Исходные данные о высокочастотном нагружении получаются при анализе результатов измерений при эксплуатации элемента конструкции или их расчетом.

Условие прочности при наличии различных циклических нагрузок проверяется по формуле

где N_i - число циклов i-го типа за время эксплуатации;

k - общее число типов циклов;

[N_o]_i - допускаемое число циклов i-го типа;

а - накопленное усталостное повреждение, предельное значение которого [a_N] = 1.

В общем случае

а = а₁ + а₂ +а₃ < [a_N],

где а₁ - повреждение от эксплуатационных циклов нагружения, на которые не наложены высокочастотные напряжения;

а₂ - повреждения от высокочастотных напряжений при постоянных эксплуатационных напряжениях (стационарные режимы);

а₃ - сумма повреждений от высокочастотных напряжений в течение циклов переменных напряжений на переходных эксплуатационных режимах  и при прохождении резонансных частот  в тех же циклах.

При расчете повреждения а₂ в случае узкополосного спектра используются максимальная среднеквадратическая амплитуда высокочастотных местных напряжений и соответствующая ей частота.

При широкополосном спектре значение а₂ определяется как сумма повреждений для тех амплитуд местных напряжений и соответствующих им частот, которые вызывают повреждения более 10 % максимального повреждения на одном из сочетаний амплитуды - частоты из всего спектра. Асимметрия цикла определяется с учетом среднего напряжения, принимаемого равным постоянному местному напряжению от механических и тепловых нагрузок с включением остаточных напряжений растяжения.

Повреждение  определяется с учетом максимальных амплитуд высокочастотных напряжений без учета концентрации и соответствующих им частот для каждого типа цикла переменного напряжения на переходных режимах.

Повреждение  определяется с учетом максимальной амплитуды высокочастотного напряжения при прохождении резонанса. Число циклов определяется с учетом времени эксплуатации в условиях резонанса. Асимметрия цикла высокочастотного нагружения определяется местным напряжением от механических и тепловых нагрузок при эксплуатации с учетом остаточных напряжений растяжения для середины интервала времени, соответствующего резонансу.

12.3.2.3. Экспериментально-расчетный метод

Основной задачей этой проверки является получение точной оценки вибронапряжений в трубопроводной системе исходя из измеренного вибрационного поведения.

12.3.2.3.1. Метод ответа по формам

Этот метод требует, чтобы перемещения по формам и собственные частоты системы были определены из экспериментальных данных. Метод также требует, чтобы был выполнен расчет на собственные значения, результатами которого являются аналитически определенные собственные частоты и формы, а также вектор модальных напряжений (напряжения в каждой точке по каждой форме) или изгибающих моментов, соответствующих собственным векторам. Полученные аналитически и измеренные собственные частоты и формы трубопроводной системы сопоставляются и затем с помощью вектора модальных напряжений определяются истинные напряжения в трубопроводе.

Для определения собственных частот и модальных перемещений система должна быть оснащена большим количеством датчиков, которые могут измерять скорость, перемещение или ускорение. Места установки датчиков должны выбираться как можно ближе к точкам, включенным в расчетную модель системы.

Запись измерений должна быть продолжительной.

Обработка данных при установившейся вибрации должна сводиться к получению амплитуды перемещений по каждой доминирующей форме системы.

Измеренные модальные перемещения и сопоставленные с ними аналитические должны использоваться для получения точной оценки вибронапряжений (или моментов) в трубопроводной системе. Полученные напряжения не должны превышать допускаемых значений [σ_a].

12.3.2.3.2. Метод измерения напряжений

Для прямого измерения напряжений при установившейся и неустановившейся вибрации можно использовать тензодатчики.

Трубопроводная система должна быть оснащена достаточно большим количеством тензодатчиков в районе точек, где появление максимальных напряжений наиболее вероятно. Тензодатчики должны располагаться как можно ближе к местам концентрации напряжений.

Экспериментально полученные напряжения не должны превышать допускаемых значений.

12.4. Мероприятия по устранению вибрации

Если вибрация трубопровода превышает уровень, при дальнейшей оценке рекомендуется выяснить, надо ли предпринять меры для снижения вибрации. Возможные корректирующие действия включают идентификацию и снижение или устранение вызывающей вибрацию нагрузки, отстройку от резонансных частот посредством модификации, изменения в режиме эксплуатации для устранения причин вибрации или установку демпфирующих устройств.

После проведения мероприятий по снижению вибрации необходимы повторные измерения для определения эффективности проведенных мероприятий.

Если для снижения вибрации требуется введение дополнительных связей или модификация системы, то при необходимости расчет трубопроводной системы должен быть повторен с учетом этих изменений.

Приложение
Рекомендуемое

ДЕТЕРМИНИРОВАННЫЕ ЧАСТОТЫ ВОЗМУЩЕНИЯ

В качестве детерминированных частот возмущения принимают:

1) основную частоту вращения вала насоса:

ω = 2πn/60,

где n - частота вращения вала, мин^-1;

2) частоту электромагнитных сил, вызванную наличием пазов в статоре и роторе приводных электродвигателей насосов:

ω = 2πz_pn/60,

где z_p - число пазов ротора;

3) частоту гидродинамических сил, определяемую количеством лопаток z рабочего колеса насоса:

ω = 2πzn/60.