Тавровое соединение с конструктивным зазором

свариваемых деталей………………………………… 0,8 0,65

Прибавка на коррозию и эрозию с₁ при скорости разрушения не более 0,05 мм / год принимается равной 1 мм. При большей скорости, а также при двусторонней коррозии с₁ соответственно увеличивается. Для материалов, стойких в данной агрессивной среде, при отсутствии необходимых данных рекомендуется принимать с₁ = 2 мм. Прибавка на минусовое значение предельного отклонения по толщине листа с₂, из которого изготовляется элемент конструкции, принимается по соответствующему стандарту на сортамент. Технологическая прибавка с₃ (при вытяжке, штамповке, гибке и т.д.) учитывается в зависимости от принятой технологии изготовления и не включает в себя округление расчетной толщины элемента от номинальной толщины по стандарту. Прибавки с₂ и с₃ учитываются только в тех случаях, когда сумма их превышает 5% от расчетной толщины элемента.

Толщина стенки δ цилиндрической части сосуда, воспринимающего внутреннее давление, определяется по формуле, установленной правилами Госгортехнадзора:

2 p r

δ = + c, (5.13)

2,3 [ σ ] φ¹ – p

где р – расчетное давление; [ σ ] – допускаемое напряжение; r – внутренний радиус цилиндра.

При проверочных расчетах из (5.13) имеем

2,3 (δ – c) φ [σ ]

p = ; (5.14)

2 r + ( δ – c)

p [ 2 r + (δ – c)]

σ_ПРИВ = , (5.15)

2,3 ( δ – c) φ

где σ_ПРИВ – приведенное напряжение в стенке цилиндрической части сосуда, вызываемое внутренним давлением.

Допускаемое напряжение принимается

[ σ ] = η [ σ ]* , (5.16)

где [ σ ]* - номинальное допускаемое напряжение; η – поправочный коэффициент, учитывающий конструктивные и эксплуатационные особенности сосуда ( по правилам Госгортехнадзора η = 0,85…1,0).

Продольные стыковые швы в нижней части оболочки располагают в одну нитку или вразбежку (рис.5.11, а). На рис. 5.11, б показан продольный

300

h h ₀ 300

a

300

300

δ

а) б) в)

Рис.5.11. Схемы выполнения сварных соединений резервуара

разрез нижней части оболочки. В верхней части оболочки соединения листов толщиной до 7…8 мм нахлесточные (рис.5.11, в).

Пояс стенки резервуара из условия обеспечения прочности ( по первой группе предельных состояний) рассчитывают по формуле

( γ _{f 1} р x + γ _{f 2} р₀ ) r

σ = ≤ m R _WY (5.17)

δ

или

( γ _{f 1} р x + γ _{f 2} р₀ ) r

δ ≥ , (5.18)

m R _WY

где γ _{f 1} – коэффициент надежности по нагрузке для гидростатического давления ( γ _{f 1} = 1,1); γ _{f 2} – то же, для внутреннего избыточного давления

( γ _{f 2} = 1,15); m – коэффициент условий работы; R _WY – расчетное сопротивление.

Принимаемые коэффициенты условий работы m равны: для стенок вертикальных цилиндрических резервуаров – нижний пояс – 0,7, остальные пояса – 0,8; для сопряжения стенки с днищем – 1,2; для стенки резервуаров при расчете на устойчивость – 1; для сферических и конических покрытий распорной конструкции при расчете по безмоментной теории – 0,9.

Коэффициенты надежности по нагрузке γ _f принимают равными: от избыточного давления и вакуума – 1,2; от гидростатического давления жидкости – 1,1; от ветровой нагрузки на вертикальную поверхность цилиндрических резервуаров при расчете на устойчивость – 0,5; от снеговой нагрузки на сферические крыши резервуаров – 0,7.

Рекомендуется по возможности располагать сварные швы, соединяющие днище с цилиндрической частью, вне зоны действия местных напряжений. Для этого у днищ устраивается отбортовка.

Основными рабочими соединениями являются продольные швы обечаек. Их прочностью определяется толщина стенок резервуара.

Напряжения σ действуют параллельно касательной к цилиндрической поверхности. Они возникают также и в продольном шве обечайки. Поэтому из условий прочности напряжение должно быть

σ ≤ [σ¹ ] _P.

Требуемую толщину δ _ТР листа обечайки определяют как

p r

δ _ТР = , (5.19)

[ σ¹] _P

где р – давление, определяемое по формуле

р = γ у ;

( γ – плотность жидкости; у – глубина); r – радиус резервуара в сечениях на расстоянии 300 мм от нижней кромки пояса рассчитываемой обечайки

( см. рис.5.11, а), то есть у = h ₀.

В каждом поясе стенки резервуара расчетное давление р определяется в зависимости от величины гидростатического давления жидкости и избыточного давления в паровоздушном пространстве. Расчетное сечение каждого пояса расположено на 300 мм выше его нижней кромки, то есть в сечении, где не учитывается влияние кольцевых швов смежного пояса.

Расчетное давление

p = 1,1 γ ( h – y ) + 1,2 p_И ,

где 1,1 – коэффициент перегрузки для жидкости; γ – удельная масса продукта; h – полная высота залива резервуара; 1,2 – коэффициент перегрузки для избыточного давления; р_И – избыточное давление в паровоздушном пространстве.

Толщина δ листов пояса стенки резервуара определяется из следующего соотношения:

p r

δ ≥ ,

m R¹_p

где R¹_p – расчетное сопротивление сварного шва, зависящее от марки стали, метода сварки и контроля.

Чем меньше давление р, тем соответственно тоньше листы обечайки. По соображениям рационального конструирования наименьшую толщину обечайки в резервуарах принимают равной 4 мм. Кольцевые швы в резервуарах напряжены значительно меньше.

При проектировании резервуаров в настоящее время применяют метод расчета прочности по предельному состоянию. При этом допускаемое напряжение определяют по формуле

R _P m

[ σ ]_P = . (5.20)

n

В резервуарах из стали Ст.3, сваренных электродами типа Э42, при использовании физических методов контроля швов расчетное сопротивление R_P = 210 МПа, а при визуальном методе контроля R_P = 180 МПа. Коэффициент условий работы m = 0,8; коэффициент перегрузки для гидростатического давления жидкости n = 1,1.

В нахлесточных соединениях распределение напряжений неравномерно. В участках двойной толщины растягивающие напряжения, направленные по касательной к окружности, уменьшаются по сравнению с растягивающими напряжениями на участках вне нахлестки. Соответственно снижаются значения кольцевых деформаций. Корпус в этих зонах имеет меньший диаметр, нежели между нахлестками (см. рис. 5.11, в), поэтому элементы, направленные по образующей, испытывают изгиб.

При наличии в корпусе или днище отверстий несущая способность конструкции может значительно снизиться. Компенсация ослабления, вызванного отверстием, сводится к общему или местному увеличению толщины стенки. Последнее является наиболее рациональным и требует меньшего расхода металла. Опыт эксплуатации сосудов, работающих под большим давлением, показывает, что метод местной компенсации ослаблений является достаточно надежным средством повышения их долговечности. Примеры усиления отверстий приведены на рис. 5.12.

Плоское днище резервуара, установленное на песчаное или бетонное основание, не несет рабочих усилий. Днище изготовляют из листов толщиной 4…8 мм в зависимости от диаметра резервуара. Днище, расположенное на песчаном основании, испытывает только сжатие от давления жидкости, поэтому толщину его листов назначают по конструктивным соображениям: при D < 18 м принимают δ = 4 мм, при D = 18…25 м δ = 5 мм и при D > 25 м

δ = 6 мм. Нередко по периферии днища под вертикальными стенками укладывают более толстые листы.

а) б) в)

Рис.5.12. Примеры усиления отверстий резервуара: а- патрубком;

б- накладкой; в- патрубком и двумя накладками

При заполнении современных больших резервуаров корпус под действием гидростатического давления значительно удлиняется. При этом нижняя его кромка перемещается в радиальном направлении очень незначительно вследствие ограничений, создаваемых конструктивной связью корпуса с днищем. При расчете этими перемещениями обычно пренебрегают. В расположенных выше сечениях стенка корпуса, напротив, значительно перемещается наружу (рис. 5.13). Эти радиальные перемещения при прочих равных условиях пропорциональны диаметру резервуара. При создании крупных резервуаров (объемом 10000…20000 м ³) значительно возрастают диаметры и, следовательно, увеличивается и толщина корпуса в нижней части, там, где проявляется действие краевого эффекта. Деформации увеличиваются, а деформативность благодаря возрастанию толщины, напротив, уменьшается. В результате этого с увеличением емкости резервуаров значительно возрастают дополнительные местные напряжения, которые могут достигать σ_Т и даже вызывать пластическую деформацию металла.

I

r_ВН + ∆r

r_ВН

I

Рис.5.13.Радиальные перемещения стенки корпуса резервуара

Соединение цилиндрической части с днищем является ответственным элементом конструкции. В месте соединения возникает изгибающий момент М, зависящий от толщины вертикальной стенки днища, коэффициента жесткости основания и от длины участка листа днища (консоли), выступающего за стенку. Приближенно момент, возникающий в месте соединения, на единицу длины

М = 0,1 р R δ.

Соответствующие напряжения в стенке резервуара

M 0,6 p R

σ = = .

W δ

В месте сопряжения корпуса с днищем вследствие упругого сопротивления соседних участков и стесненности деформаций возникает краевой эффект (рис.5.14, б). Он проявляется в виде изгибающих моментов, поперечных сил и перемещений, которые могут достигать больших значений. Их определение представляет собой задачу моментной теории оболочек.

Для краевого эффекта характерно волнообразное затухание напряжений по мере удаления от места сопряжения (см. рис.5.14, а).

H_СТ

r

δ r

σ _СТ

σ _ДН

M

Q Q

0

a

M

a

а) б)

Рис.5.14. Краевой эффект в месте сопряжения стенки корпуса с днищем:

а – характер распределения напряжений; б – схема нагружения в зоне действия краевого эффекта

Учет краевого эффекта особенно важен в сварных листовых конструкциях, поскольку пластичность в области сварного соединения в 2,5…3 раза меньше, чем у основного металла. Имея в виду, что коэффициент Пуассона стали μ = 0,3, получаем расчетное значение изгибающего момента

M_max = 0,3 ( ρ H γ_Н1 + р_ПВС γ_Н2 ) r δ. (5.21)

При гибком днище появляется угловое перемещение сопряжения и стенка оказывается упругозащемленной. В этом случае полагают, что

M_max ≈ 0,1 ( ρ H γ _н1 + р_ПВС γ_Н2 ) r δ. (5.22)

Здесь ρ – плотность жидкости; р_ПВС – давление паровоздушной смеси.

Напряжения проверяют по формуле

N 6 M_max

σ = + ≤ m R. (5.23)

δ δ ²

Проверку прочности углового шва, прикрепляющего стенку к днищу, производят на одновременное воздействие поперечной силы и момента. Меридиональное усилие ввиду малости не учитывают. Величину катета шва предварительно задают в пределах 0,3 δ. Прочность проверяют по металлу шва и по границе сплавления.

Осесимметричная изгибная деформация возникает в местах скачкообразного изменения сечения оболочки или внешней нагрузки, а также в местах сопряжения оболочки с другой конструкцией. В таких местах напряженное состояние уже нельзя описать безмоментной теорией. Из-за малости толщины оболочки моментные напряжения даже при небольшой величине изгибающего момента могут быть значительными. Они имеют местный характер, поэтому для таких участков нужно суммировать напряжения от изгиба с напряжениями безмоментного состояния.

Знание напряженного состояния оболочки в упругой стадии работы позволяет судить о ее несущей способности лишь в отдаленной степени. В предположении неограниченной упругости материала часто формально получаются большие значения местных напряжений, превосходящие в несколько раз не только напряжения безмоментного состояния, но и предел текучести. В действительности же, при преобладающем изгибном характере местных напряжений, значение их после достижения предела текучести материала и до вступления в стадию самоупрочнения перестает нарастать.

Напряжения направлены параллельно образующей. Установлено, что соединение цилиндрической части с днищем двумя непрерывными швами обеспечивает прочность, поэтому обычно специального расчета на прочность для этого соединения не производят. Упруго-пластическая и пластическая работа оболочек в зоне краевого эффекта рассматривается в специальной литературе.

При частоте циклов наполнения сварных цилиндрических резервуаров для хранения нефти до 30…90 раз в месяц стенка резервуара фактически переходит из преимущественно статического в режим малоциклового нагружения. При этом число циклов нагружения за нормативный срок службы, равный 20 годам, достигает 1· 10³ …2·10 ⁴. Естественно, что действующая нормативная документация на проектирование и строительство резервуаров ( СН и П 3.03.01-87), составленная с учетом только статического нагружения стенки, не может обеспечить в новых условиях нагружения требуемую эксплуатационную надежность резервуаров.

В устройстве днища существует не всегда обоснованная практика утолщения крайних листов ( окрайков). Между тем напряжения в днище от растяжения невелики. Напряжения изгиба (см. рис.5.14 ), вызванные проявлением краевого эффекта в нижнем узле резервуара, с уменьшением толщины днища в корпусе уменьшаются, а в днище возрастают. Более важно, по-видимому, улучшить напряженное состояние в нижней части корпуса, а не в днище, так как в корпусе металл имеет большую толщину и работает при менее благоприятных температурных условиях.

Влияние краевого эффекта учитывают конструктивно-технологически- ми мероприятиями: применением стали с гарантией изгиба в холодном состоянии; использованием электродов повышенного качества; ограничением выступа днища (свеса днища ) за пределы стенки ( а ≤ 500 мм) (см. рис.5.13 и рис.5.14) и др. Величина свеса днища назначается в пределах от 3 см для резервуаров малого объема до 8 см для резервуаров большой вместимости.

С точки зрения возникновения хрупкого разрушения повышение местных напряжений в соединениях корпуса с днищем является нежелательным. При совпадении ряда условий (хладноломкости металла, наличия концентраторов напряжений, действия остаточных напряжений и др.) возможно разрушение конструкции. В этом отношении, если не принять мер, резервуары увеличенной емкости будут в эксплуатации опаснее ранее сооружаемых.

Трудно уменьшить деформации в зоне соединения корпуса с днищем. Однако можно уменьшить напряжения, вызываемые этими деформациями, заменив в соответствующем месте один толстый лист пакетом из нескольких более тонких листов, которые могут иметь ту же суммарную толщину.

В нормах проектирования нет прямых указаний о необходимости обязательной поверки листовых конструкций на напряжения,возникающие в зоне краевого эффекта. Однако в ответственных случаях их все же необходимо учитывать и оценивать.

Поиск по сайту: