ABSTRAKT ABSTRACT KLÍČOVÁ SLOVA KEY WORDS

Transkript

1

2

3

4

5 ABSTRAKT Diplomová práce je zaměřena na návrh konstrukce a pevnostní výpočet separátoru podle ČSN EN V první části je řešena problematika návrhu a konstrukce separátorů, v dalších částech je řešen návrh konstrukce a pevnostní výpočet separátoru dle normy ČSN EN netopené tlakové nádoby, pevnostní analýza pomocí MKP v programu ANSYS Workbench a kategorizace vyhodnocených napětí. ABSTRACT Diploma thesis is focused on design and strenght calculation of the separator according to ČSN EN Introductory part introduce problems with design of separators, in the other parts there is a design and strenght calculation of separator according to ČSN EN , unfired pressure vessels, part 3 - Design, FEM analysis in ANSYS Workbench and stress categorization of the results. KLÍČOVÁ SLOVA Separátor ČSN EN Pevnostní výpočet Tloušťka stěny Provozní tlak Zkušební tlak Dovolené napětí Kategorizace napětí KEY WORDS Separator CSN EN Strenght calculation Shell thickness Operating pressure Test pressure Allowable stress Stress categorization

6 BIBLIOGRAFICKÁ CITACE BUKAL, O. Návrh separátoru. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, s. Vedoucí diplomové práce Ing. Richard Nekvasil, Ph.D..

7 ČESTNÉ PROHLÁŠENÍ Čestně prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně, s využitím uvedené literatury a podkladů pod vedením vedoucího pana Ing. Richarda Nekvasila Ph.D. v Brně dne podpis autora

8 PODĚKOVÁNÍ Děkuji všem za cenné rady při vypracování diplomové práce, především děkuji vedoucímu diplomové práce panu Ing. Richardu Nekvasilovi Ph.D a Ing. Pavlu Lošákovi.

9 OBSAH OBSAH SEZNAM SYMBOLŮ A JEDNOTEK ÚVOD SEPARÁTORY ROZDĚLENÍ SEPARÁTORŮ DLE TVARU A KONSTRUKCE Vertikální separátory Horizontální separátory Kulové separátory ROZDĚLENÍ PODLE PROVOZNÍHO TLAKU ROZDĚLENÍ PODLE FUNKCE Procesní separátory Testovací / měřící separátory Nízkoteplotní separátory ROZDĚLENÍ PODLE POČTU SEPAROVANÝCH FÁZÍ HLAVNÍ ČÁSTI SEPARÁTORU Primární část Sekundární část Oblast akumulace kapaliny Odlučovače kapek METODY SEPARACE Separace olejové frakce a zemního plynu Separace vlhkosti ze zemního plynu PEVNOSTNÍ VÝPOČET DLE ČSN EN VSTUPNÍ DATA, ZADÁNÍ VÁLCOVÁ SKOŘEPINA ELIPTICKÁ DNA OTVORY V PLÁŠTI M1, N1 A N KRKOVÁ PŘÍRUBA DN600 PŘILEHLÁ OTVORU M OTVOR V ELIPTICKÉ SKOŘEPINĚ, VYZTUŽENÉ HRDLO VÁLCOVÝ PODSTAVEC Membránová napětí Ohybová napětí Celková napětí Podmínky platnosti PEVNOSTNÍ ANALÝZA POMOCÍ MKP KONTROLA INSPEKČNÍHO OTVORU, OTVOR M Výpočtový model Výpočet Kategorizace napětí KONTROLA VRCHNÍHO DNA A PŘILEHLÉHO HRDLA Výpočtový model Výpočet Kategorizace napětí ZÁVĚR SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ SEZNAM PŘÍLOH

10 SEZNAM SYMBOLŮ A JEDNOTEK Název Symbol Jednotka Vnější průměr příruby A mm Rameno sil od přesazení střednic stěn a mm skořepin Celková plocha šroubů A b mm 2 Minimální požadovaná plocha šroubů A bmin mm 2 Plocha příčného průřezu účinná jako A fb mm 2 vyztužení Nosná plocha příčného průřezu účinná jako A fr mm 2 vyztužení prstence Nosná plochy skořepiny příčného průřezu A fs mm 2 účinná jako vyztužení Nosná plocha skořepiny příčného průřezu A fs mm 2 účinná jako vyztužení Vyztužení s výztužným účinkem hrdla A pb mm 2 Plocha zatížená tlakem prstence A pr mm 2 Plocha skořepiny zatížená tlakem A ps mm 2 Vnitřní průměr příruby B mm Korozní přídavek c mm Průměr roztečné kružnice šroubů C mm Korekční součinitel C mm Korekční součinitel rozteče šroubů C f - Cosinus části úhlu anuloidového přechodu cos(γ) - Vnější průměr šroubu d b mm Střední poloměr skořepiny D b mm Vnější průměr skořepiny D e mm Vnitřní průměr skořepiny D i mm Střednicový průměr skořepiny D m mm Střední poloměr podstavce D z mm Minimální tloušťka stěny e mm Minimální tloušťka stěny od membránového mm napětí, řez 1-1,bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového mm napětí, řez 1-1, bod q Minimální tloušťka stěny od membránového e mm napětí, řez 2-2, bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového mm napětí, řez 2-2 bod q Minimální tloušťka stěny od membránového e mm napětí, řez 3-3, bod p Minimální tloušťka stěny, od membránového e mm napětí, řez 3-3 bod q Analyzovaná tloušťka stěny e a mm Průměrná tloušťka stěny podél délky lo eam mm Tloušťka výztužného prstence ear mm

11 Efektivní tloušťka výztužného prstence pro eas mm vyztužení Tloušťka stěny nádoby e b mm Požadovaná tloušťka anuloidového e bt mm přechodu, tlaková zkouška Minimální tloušťka příruby e p mm Efektivní tloušťka výztužného prstence pro e r mm vyztužení Požadovaná tloušťka stěny dna e s mm Požadovaná tloušťka stěny dna, tlaková e st mm zkouška Požadovaná tloušťka stěny anuloidového e y mm přechodu Požadovaná tloušťka stěny anuloidového e yt mm přechodu tlaková zkouška Tloušťka stěny podstavce e z mm Celková globální přídavná síla F1 N dovolené namáhání při zkušební teplotě f a MPa Napětí pro plastické zborcení f b MPa Napětí pro plastické zborcení f btest MPa dovolené namáhání při provozní teplotě f d MPa Tíha obsahu provoz F f N Tíha obsahu test F ftest N Tíha nádoby bez obsahu F g N dovolené namáhání při zkušebním zatížení f test MPa Dovolené provozní namáhání materiálu f z MPa podstavce Ekvivalentní síla v místě p, bod řezu, kde F zp N globální moment způsobuje největší tahovou sílu Ekvivalentní síla v místě q, bod řezu, kde F zq N globální moment způsobuje největší tlakovou sílu Dovolené testovací namáhání materiálu f ztest MPa podstavce Střední průměr těsnící plochy G mm Tloušťka krku u spojení s pláštěm g0 mm Tloušťka krku u spojení s listem příruby g1 mm Délka krku h mm Osová síla od tlaku H N Osová síla přenášená přes plášť na přírubu H d N Radiální vzdálenost roztečné kružnice šroubů h d mm ke kružnici na které působí Hd Tlaková síla na těsnění H g N Radiální vzdálenost od reakční síly těsnění k h g mm roztečné kružnici šroubů Vnitřní výška dna h i mm Max. výška hladiny h max mm Osová síla od tlaku na čelní plochu příruby H t N

12 Radiální vzdálenost od roztečné kružnice h t mm šroubů ke kružnici, na které působí Ht Poměr průměrů příruby K - Parametr délky l o mm Maximální délka stěny přispívající k lo mm vyztužení Šířka výztužného prstence l r mm Efektivní délka skořepiny ' l s mm Maximální vyztužující délka skořepiny l so mm Součinitel těsnění m - Výsledný moment od externích zatížení M1 Nmm Moment působící na přírubu montážní stav M a Nmm Moment působící na přírubu provozní stav M op Nmm Celkový moment na přírubu provozní stav Mp N Ohybový moment bod p M p Nmm Ohybový moment bod q M q Nmm Celkový moment na přírubu montážní stav M s N Tlak pro výpočet únosnosti anuloidového P b MPa přechodu Tlak pro výpočet únosnosti anuloidového P bt MPa přechodu, tlaková zkouška Maximální přípustný tlak P max MPa Maximální přípustný tlak na otvor M1 P max1 MPa Maximální přípustný tlak na otvor M1, P maxt1 MPa tlaková zkouška Tlak pro výpočet únosnosti P s MPa Tlak pro výpočet únosnosti, tlaková zkouška P st MPa Testovací tlak P test MPa Výpočtový tlak P v MPa Tlak pro výpočet únosnosti P y MPa Tlak pro výpočet únosnosti, tlaková zkouška P yt MPa Vnitřní poloměr anuloidového přechodu r mm eliptického dna Vnitřní poloměr klenutí eliptického dna R mm Výpočtová teplota T v C Celkový objem V celk m 2 Vzdálenost otvoru od diskontinuity skořepiny w mm Výpočtové zatížení šroubů ve smontovaném W N stavu Styková šířka těsnění w mm Minimální zatížení šroubů montážní stav W a N Minimální zatížení šroubů provozní stav W op N Minimální měrný tlak y MPa Součinitel svarového spoje z - Beta β - Beta2 β2 - Součinitel βf β f - Součinitel βt β t

13 Součinitel βu β u - Součinitel βv β v - Součinitel βy β y - Vzdálenost mezi šrouby δ d mm Tíha nádoby pod řezem 2-2 F g N Součinitel λ λ - Rozkmit napětí plynoucích z primárních a ( σ eq ) P+Q MPa sekundárních napětí Součet primárního membránového a (σ eq ) P MPa ohybového napětí Primární lokální membránové napětí (σ eq ) Pl MPa Primární globální membránové napětí (σ eq ) Pm MPa Celkové napětí, řez 1-1, bod p MPa Membránové napětí, řez 1-1, bod p MPa Celkové napětí, řez 1-1, bod p MPa Celkové napětí, řez 1-1, bod q MPa Membránové napětí, řez 1-1, bod q MPa Celkové napětí, řez 1-1, bod q MPa Celkové napětí, řez 2-2, bod p MPa Celkové napětí, řez 2-2, bod p MPa Celkové napětí, řez 2-2, bod q MPa Celkové napětí, řez 2-2, bod q MPa Ohybové napětí, řez 3-3, bod p MPa Celkové napětí, řez 3-3, bod p MPa Celkové napětí, řez 3-3, bod p MPa Ohybové napětí, řez 3-3, bod q MPa Celkové napětí, řez 3-3, bod q MPa Celkové napětí, řez 3-3, bod q MPa Membránové napětí, řez 2-2, bod p σ MPa Membránové napětí, řez 2-2, bod q σ MPa Membránové napětí, řez 3-3, bod p σ MPa Membránové napětí, řez 3-3, bod q σ MPa Ohybové napětí, řez 1-1 a 2-2, bod p MPa Ohybové napětí, řez 1-1 a 2-2, bod q MPa Podélné napětí v krku σ h MPa Radiální napětí v přírubě σ r MPa Tagenciální napětí v přírubě σ θ MPa Korekční součinitel bočního napětí v krku φ

14 1. ÚVOD Separátory jsou strojní zařízení, tlakové nádoby, sloužící k oddělení jednotlivých frakcí ropy - olejové frakce, plynné složky, vody popřípadě vzdušné vlhkosti. Během separace využívají rozdílných hustot frakcí, popř. dalších metod, které budou rozebrány později. Pro správnou funkci separátoru je potřeba při návrhu dodržet následující požadavky: Nastavit vstupní a výstupní průtoky médií tak, aby došlo k ustálenému stavu proudění v separátoru, nesmí dojít k zahlcení. Minimalizovat turbulentní proudění v plynné části separátoru. Kontrolovat, shromažďovat a odtahovat pěnu tvořící se v separátoru během procesu. Opatřit separátor bezpečnostními prvky: odvzdušňovacími ventily, vypouštěcí a přetlakové ventily. Opatřit separátor výstrojí tlakových nádob (tlakoměry, teploměry, stavoznaky) na dobře přístupných a viditelných místech. Opatřit separátor odvaděčem usazených pevných částic ve spod separátoru. [4] Obr. 1.1 Separátor [4]

15 2. SEPARÁTORY Následující kapitola se bude věnovat rozdělení separátorů dle různých kritérií, popisu hlavních částí separátorů a metodami separace. 2.1 Rozdělení separátorů dle tvaru a konstrukce Výběr vhodného separátoru je ovlivněn mnoha technologickými, ekonomickými faktory a složením separované látky jako například: [4] poměr kapaliny a plynu ve vstupním proudu rozdíly hustot kapaliny a plynu ve vstupním proudu rozdíly viskozit kapaliny a plynu ve vstupním proudu teplota a tlak, při které se separace provádí velikosti částic kapalin v plynné fázi nebo plynu v kapalné fázi množství nečistot ve vstupním proudu velikost okamžitých průtoků V průmyslové praxi se setkáme se třemi základními typy separátorů: Vertikální Horizontální Kulové 2.1.1Vertikální separátory Vertikální separátory se obvykle používají pro ropu s nízkým obsahem zemního plynu. Používají se jako vstupní separátory do technologie, protože jsou schopny vyhladit kolísání průtoku vstupního proudu. Jsou vhodné pro látky s vyšším obsahem písku, kamínků a bahna. Tyto typy musí být opatřeny kuželovým dnem s ventilem pro odvod usazenin. Vertikální separátory zabírají podstatně méně místa než ostatní typy. [4] Obr. 2.1 Vertikální separátor [5]

16 Horizontální separátory Horizontální separátory jsou vhodné pro ropu s vysokým obsahem zemního plynu. Tyto typy separátorů jsou pro danou kapacitu menší a levnější než separátory vertikální. Jejich geometrie umožňuje vyšší rychlosti kapalného média. Přitom se dosáhne stejného stupně dělení jako u vertikálních separátorů. Horizontální separátory mají velkou mezifázovou plochu mezi kapalinou a plynem, to napomáhá samovolnému oddělení plynu od kapaliny. Horizontální separátory jsou vhodné pro média s vyšší pravděpodobností tvorby pěny během procesu. [4] Kulové separátory Obr. 2.2 Horizontální separátor [6] Tyto separátory jsou vhodné jak pro dvoufázové tak třífázové dělení, jsou nejméně účinné a používají se velmi zřídka, nicméně díky jejich kompaktní velikosti a snadnost přepravy se staly vhodnnými pro přeplněné prostory rafinerií. [7] Obr. 2.3 Kulový separátor [7]

17 2.2. Rozdělení podle provozního tlaku Separátory v petrochemickém průmyslu obvykle pracují v rozmezí tlaků kpa, podle hodnoty provozního tlaku se rozlišují vakuové, nízkotlaké, středotlaké a vysokotlaké. Vakuové Nízkotlaké pracovní tlak: 70 kpa kpa Středotlaké pracovní tlak: 1500 kpa kpa Vysokotlaké pracovní tlak: 5000 kpa kpa 2.3. Rozdělení podle funkce Procesní separátory Testovací / měřící separátory Nízkoteplotní separátory Procesní separátory Používají se k oddělení jednotlivých frakcí z vícefázového média. Mohou být horizontální, vertikální, kulové, dvoufázové, třífázové Testovací / měřící separátory Tyto separátory slouží k měření kvality separovaných tekutin. Fungují stejně jako procesní separátory, ale navíc jsou vybaveny měřícími zařízeními kontrolující kvalitu a množství separovaných látek. Mohou být horizontální, vertikální nebo i kulové, dvoufázové nebo třífázové. Mohou být trvale nainstalovány v technologii, vyrábí se i jako přenosné. [8] Nízkoteplotní separátory Tyto speciální separátory jsou určeny pro média, která jsou na vstupu v plynné fázi, plyn je vstřikován do separátoru přes porézní přepážku. Využívá se zde Joulův-Thomsonův efekt, při průchodu média porézní přepážkou se médium ochladí a dojde k jeho zkapalnění. [9]

18 2.4. Rozdělení podle počtu separovaných fází Dvoufázové Třífázové U dvoufázových separátorů se odděluje kapalná fáze od plynné. Obvyklá doba zdržení média ve dvoufázovém separátoru je 1 minuta. U třífázových separátorů dochází k separaci olejové a plynné frakce a vody. Praxe prokázala, že u třífázových separátorů je potřeba delší doba zdržení než u dvoufázových, při oddělení fáze voda-olej. Trojfázové separátory nejsou schopny oddělit vodu od oleje ve formě emulze, mezi kapalinami musí být volná hladina. K oddělení oleje od vody se u tohoto typu separátorů používají dva druhy konstrukčního řešení: "spill over weir" odtah oleje přes přepad (obr.2.4 ) a "bucket a weir" odtah oleje přes záchytnou nádobu (obr.2.4 ). [4] Obr. 2.4 Třífázové separátory "spill over weir" a a "bucket a weir" odtah oleje [4]

19 2.5. Hlavní části separátoru Separátory mají minimálně 3, obvykle 4 hlavní části, ve kterých se odehrává separační proces: Primární část Sekundární část Oblast akumulace kapaliny Odlučovače kapek Primární část Primární část je oblast kolem vstupu média do separátoru, kde dochází k rozptýlení energie vstupujícího proudu. Účelem primární části je začít separaci plynu od kapaliny pomocí nárazů na mechanické přepážky. Většina kapaliny je odkloněna do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). Ve vertikálních separátorech je proud kapaliny usměrněn na stěnu nádoby, kde se kapalina rozprostírá do tenké vrstvy. Tento jev intenzifikuje oddělení plynu od kapaliny. V horizontálních separátorech je vstupní proud kapaliny usměrněn na vychylovací desku, která má obvykle tvar misky. V některých případech se v horizontálních separátorech vyskytují přepážky nebo rošty, aby došlo k roztříštění hlavního proudu na menší proudy, dojde tak k intenzifikaci oddělení plynu od kapaliny. [4] Sekundární část Sekundární část se nachází za vstupním deflektorem (přepážkou) a mezi oblastí akumulace kapaliny a oblastí odsávání plynu. V této části dochází ke snížení rychlosti vstupního média, protože zde dochází ke zvýšení průtočného průřezu. Částice kapaliny jsou gravitačně strhávány směrem dolů do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). [4] Oblast akumulace kapaliny Separátory musí mít prostor, kde se shromažďuje kapalina separovaná v primární a sekundární části. Kapalina je v separátoru ještě na několik minut pozdržena, aby se intenzifikoval proces separace plynu z kapaliny. Doba zdržení je závislá na mnoha faktorech, např. u dvoufázových separátorů asi 1 minuta, u třífázových asi 3 minuty. Ve vertikálních separátorech je přepážka umístěna právě mezi oblastmi akumulace kapaliny a sekundární částí. Toto řešení minimalizuje vznik vln a turbulentních proudění na hladině kapaliny, což by mohlo nepříznivě ovlivnit měření výšky hladiny. V horizontálních separátorech oblast akumulace kapaliny zabírá přibližně polovinu průřezu separátoru. Velká hraniční plocha mezi kapalinou a plynem je ideální pro separační proces. Na hladině kapaliny je obvykle mnoho přepážek a vlnolamů, aby nedocházelo ke vzniku vln a turbulentních proudění, což by mohlo zapříčinit opětovné strhávání plynu do kapaliny. Výpustě kapaliny se obvykle umísťují co nejdál od vstupního ventilu, aby byla dosažena co největší doba zdržení kapaliny v separátoru (Obr. 2.6). [4]

20 Odlučovače kapek Při průchodu plynu odlučovačem dojde k jeho smáčení. Na povrchu odlučovače se tak vytváří kapky, které jsou gravitačně strhávány do oblasti akumulace kapaliny (Obr. 2.6). V praxi se používají dva typy odlučovačů: Žaluziové Drátěné Žaluziové odlučovače Žaluziové odlučovače mají nejvyšší účinnost. Obvykle jsou instalovány do vertikálních separátorů s vysokými rychlostmi vstupního média s vysokým stupněm dispergace kapek v plynu. Žaluziové odlučovače se skládají z řady paralelně poskládaných desek (přepážek), které jsou uspořádány tak, aby docházelo ke změně směru a rychlosti průtoku plynu. Při průchodu odlučovačem na procházející médium působí odstředivá síla, která zapříčiní ulpívání kapaliny na povrchu přepážek. Nashromážděná kapalina je pak gravitačně strhávána do oblasti akumulace kapaliny. [4] Drátěné odlučovače Drátěné odlučovače jsou pletené vestavby z nerezové oceli, obvykle jsou schopny odstranit 99 % kapalných částic o velikosti 10 µm a větší. Ve svislých separátorech jsou umístěny drátěné odlučovače ve vodorovné poloze v horní části, v horizontálních se umisťují ve svislé poloze v oblasti výstupu plynu ze separátoru. [4] Obr Žaluziové odlučovače [10] Obr Drátěný odlučovač [10]

21 Odlučovač kapek Primární část Sekundární část Akumulace kapaliny 2.6. Metody separace Obr Hlavní části separátoru [4] Separace olejové frakce a zemního plynu Pro separaci oleje a zemního plynu se obvykle kombinuje separace pomocí rozdílných hustot fází s dalšími metodami uvedenými níže. Separace pomocí rozdílných hustot fází, gravitační separace Vlivem gravitace dojde k samovolnému oddělení dvou kapalných fází. Mezi jednotlivými fázemi je viditelná mezifázová plocha - hladina. [11] Separace usměrněním vstupního proudu na přepážku Vstupní proud je usměrněn na stěnu separátoru, na vestavěnou vychylovací desku popřípadě na odlučovače kapek. Hlavní proud se tak více rozprostře do prostoru, dojde tak k navýšení mezifázového povrchu pro přestup hmoty z plynné do kapalné fáze. [11]

22 Separace změnou rychlosti průtoku Provádí se náhlou změnou rychlosti proudění. Částice s vyšší hmotností (částice kapaliny) mají vyšší hybnost než částice plynu. Při poklesu rychlosti průtoku rychlost částic plynu poklesne rychleji, než rychlost částic kapaliny, dojde tak k oddělení obou fází. [11] Separace změnou směru proudění Během změny směru průtoku proudu působí na protékající médium odstředivá síla. Na částice s vyšší hmotností působí větší odstředivá síla, než na částice s menší hmotností. Těžší částice (částice kapaliny) ulpívají na povrchu přepážky. [11] Cyklonová separace Cyklonová separace je zvláštním případem separace změnou směru proudění. Médium koná kruhový pohyb, větší odstředivá síla působící na těžší částice je strhává na stěnu kruhové nádoby, viz obr 2.8. Cyklon. [11] Obr Cyklon [12] Separace usazováním Metoda k oddělení pevných částic od tekutiny vlivem působení objemové síly. Objemová síla je vyvolána gravitačním, nebo odstředivým zrychlením. Další nutnouu podmínkou, aby došlo k usazování je rozdílná hmotnost pevných částic a částic tekutiny. [11] Separace mícháním Tato metoda se používá např. pro odstranění zbytků zemního plynu z ropy. Mícháním dojde k uvolnění plynu z kapaliny v kratším čase, než kdyby kapalina byla v klidu. [11] Separace vlhkosti ze zemního plynu Kromě separace ropy a vody ze zemního plynu je potřeba ze zemního plynu odseparovat vzdušnou vlhkost. Většina vlhkosti se odstraní běžnými separačními procesy uvedenými výše. Pro odstranění zbytkové vlhkosti se používají následující metody: adsorbční dehydratace nebo alykolová absorbční dehydratace

23 Adsorbční dehydratace Dehydratace probíhá ve dvou, nebo více adsorbčních kolonách, které jsou vyplněny adsorbčním činidlem. Vlhký plyn prochází adsorbční kolonou, vzdušná vlhkost ulpívá na povrchu adsorbčního činidla. Typickými představiteli adsorbčních činidel jsou např.: aktivní uhlí, silikagel. [13] Glykolová absorbční dehydratace Sušení zemního plynu probíhá v absorbční koloně. Glykol má vysokou afinitu k vodě, při kontaktu s vlhkým zemním plynem pojme jeho vlhkost. [13]

24 3. PEVNOSTNÍ VÝPOČET DLE ČSN EN Následující kapitola se věnuje návrhu a kontrole hlavních částí separátoru zatížených vnitřním tlakem. Výpočet je proveden pro tyto části separátoru: Válcová skořepina Eliptické dno Otvor M1 - viz výkres zadání Krková příruba DN600 LWNRTJ, tlaková třída 1500 dle ASME 16.5 Vyztužené hrdlo eliptického dna Uložení ve válcovém podstavci 3.1. Vstupní data, zadání Pro výpočet byly dodány technické specifikace pro tlakové nádoby, návrhový výkres a datasheet. Použité materiály, dovolené namáhání Hodnoty dovolených napětí jsou vypočteny dle následujících vztahů pro oceli neaustenitické s tažností menší než 30 %: f d = min (./ ; / ).. f a = min (./ ; / ).. f test =./. - dovolené namáhání při provozní teplotě - dovolené namáhání při normální teplotě (20 C) - dovolené namáhání při zkušebním zatížení Kde hodnota R p0,2t představuje smluvní mez kluzu při teplotě t a R m maximální napětí Tab Materiály a dovolená namáhání Část separátoru Materiál f d [MPa] f a [MPa] f test [MPa] Plášť P355 QH EN Eliptické dno P355 QH EN Příruby P355 QH EN Výztužné prstence P355 QH EN Hrdla P355 QH EN Válcový podstavec SA516Gr Šrouby SA 193 GR B

25 Specifikace k tlakovým nádobám Návrh Tlaková nádoba může být navržena dle ASME Boiler, Pressure vessel code, nebo EN Dodavatel musí zajistit, aby nádoba vyhovovala směrnici PED 97/23/EC. Klimatické podmínky Zařízení se nachází v oblasti vysoké vlhkosti vzduchu s vysokou mírou slanosti. Rozmezí teplot vzduchu je -20 C až 25 C. Zatížení od sněhu a ledu se předpokládá: 35 Kg/m 2 na vertikální plochy, 2,19 kn/m 2 na horizontální plochy. Minimální tloušťky stěn Výztužné prstence musí mít tloušťku stěny minimálně 6 mm bez korozního přídavku. Minimální tloušťka stěny pro pláště a dna bez korozního přídavku musí být větší než: Hrdla 6 mm pro nádoby s průměrem pláště do 2000 mm 8 mm pro nádoby s průměrem pláště nad 2000 mm D/ ,5 mm, D je průměr pláště nádoby v mm Hrdla musí být vyrobena z bezešvých trubek. Nasazená hrdla nejsou dovolena. Výztužná hrdla by měla být použita pro nádoby s tloušťkou větší než 50 mm. Minimální dovolená velikost hrdel je DN50. Závitové spoje nejsou dovoleny. Výztužné prstence by se neměly použít pokud: Příruby tloušťka stěny nádoby je větší než 50 mm minimální návrhová teplota je nižší jak -50 C návrhová teplota překročí 300 C médium v nádobě obsahuje H 2 S Příruby velikosti od DN50 do DN600 podléhají standardu ASME 16.5, velikosti od DN650 do DN1500 podléhají standardu ASME Doporučené typy přírub jsou Weld Neck Reised Face, nebo Long Weld Neck Reised Face. Šrouby Šrouby podléhají standardu ASME 16.5 Podpory nádob Na horizontální nádoby by měly být použity 2 sedlové podpory, na vertikální nádoby válcové podstavce

26 Návrhové schéma separátoru

27 Vstupní data Tab Vstupní data Název Symbol Hodnota Jednotka Výpočtový tlak P v 21 MPa Testovací tlak P test 28.8 MPa Korozní přídavek c 3 mm Součinitel svarového spoje z 1 - Celkový objem V celk 14.2 m 2 Max. výška hladiny h max 5000 mm Výpočtová teplota T v 100 C 3.2. Válcová skořepina Kontroluje se navržená tloušťka stěny a navrhuje se maximální přípustný tlak na stěnu skořepiny. Vstupní data Tab Vstupní data, válcová skořepina Název Symbol Hodnota Jednotka Analyzovaná tloušťka stěny e a 130 mm Vnitřní průměr skořepiny D i 1800 mm Střednicový průměr skořepiny D m 1930 mm Vnější průměr skořepiny D e 2060 mm Výpočtový tlak Pv 21 MPa Testovací tlak P test 28.8 MPa Součinitel svarového spoje z 1 - Dovolené namáhání provoz f d MPa Dovolené namáhání test f test MPa

28 Obr. 3.1 Válcová skořepina Minimální tloušťka stěny P D e= =98.7 mm pro provozní podmínky 2 f z P e= P D 2 f z P =85 mm pro testovací podmínky Vypočtená tloušťka stěny je menší než tloušťka dle výkresové dokumentace, volena tloušťka e = 130mm. Maximální přípustný tlak P = 2 f z e D =26,06 MPa pro provozní podmínky P = 2 f z e D =43.9 MPa pro testovací podmínky Pro provozní podmínky je hodnota P max větší než provozní tlak, pro testovací podmínky je P max větší než testovaný tlak

29 3.3. Eliptická dna Vstupní data Tab Vstupní data, eliptické dno Název Symbol Hodnota Jednotka Analyzovaná tloušťka stěny e a 130 mm Vnitřní průměr skořepiny D i 1800 mm Vnější průměr skořepiny D e 2060 mm Vnitřní výška dna h i 450 mm Výpočtový tlak P v 21 MPa Testovací tlak P test 28.8 MPa Poloměr zaoblení r 306 mm Poloměr kulové části dna R 1620 mm Beta β 0,53 - Beta2 β2 0,53 - Napětí pro plastické zborcení f b MPa Napětí pro plastické zborcení f btest MPa Obr. 3.2 Eliptické dno [2] Podmínky platnosti Pro platnost výpočtu musí být splněny následující podmínky: r 0,2D i r 0,2D i r 2e e a 0,08D e e a 0,001D e R D e Všechny podmínky jsou splněny

30 = Minimální tloušťka stěny Tloušťka stěny je maximum z následujících výpočtů tloušťky stěny: = 2 0,5 =86,5 í í 2 0,5 =74,7 í í = (0,75 +0,2 ) =86,7 í í = (0,75 +0,2 ) =75,3 í í =0,75 +0,2 ( 111 ( ), ),=38 í í =0,75 +0,2 ( 111 ( ), ),=38.7 í í =max(,,,,,)=86,7 Výsledná minimální tloušťka stěny je menší než navržená dle výkresu 130, navržená tloušťka vyhovuje. Maximální dovolený tlak na stěnu Hodnota maximálního tlaku se stanoví jako minimum z následujících vypočtených tlaků: = 2 +0,5 =29,3 í í = 2 +0,5 =49 í í = = =30 í í 2 (0,75 +0,2 ) =49,7 í í 2 (0,75 +0,2 ) =111 ( (0,75 +0,2 ) ), ( ), =124 í í =111 ( (0,75 +0,2 ) ), ( ), =

31 P max = min (P s, P st, P y,) = 29,8 MPa - provozní podmínky P max = min (P yt, P b, P bt ) = 49 MPa - testovací podmínky Výsledné maximální tlaky na stěnu jsou větší než dovolené, navržená geometrie vyhovuje Otvory v plášti M1, N1 a N4 Výpočet je demonstrován pro otvor M1, ostatní otvory viz příloha. Vstupní data Tab Vstupní data, otvor M1 Název Symbol Hodnota Jednotka Nosná plochy skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení A fs mm 2 Plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení A fb mm 2 Plocha skořepiny zatížená tlakem A ps mm 2 Vyztužení s výztužným účinkem hrdla A pb mm 2 Vzdálenost otvoru od diskontinuity skořepiny w 400 mm Tloušťka stěny skořepiny e a 130 mm Vnější průměr skořepiny D e 2060 mm Vnitřní poloměr skořepiny r i 900 mm Vypočtené hodnoty A fs, A fb, A ps, A pb viz příloha. Obr. 3.3 Otvor M1 [2]

32 Kontrola blízkosti otvoru od klenutého hrdla Maximální vyztužující délka skořepiny: =(2 + ) =500,9 Požadovaná minimální hodnota w: =max ((2 + ) ;3 )=1142 Požadovaná minimální hodnota w: =l =500.9 Podmínka platnosti: w < 400<500.9 Podmínka w < je splněna Maximální dovolený tlak Hodnota maximálního dovoleného tlaku je minimum z následujících vypočtených hodnot 1= 1= + =34 í í + +0,5 ( + ) + =57 í í + +0,5 ( + ) Tab Tabulka maximálních dovolených tlaků pro otvory Otvor Tlak provoz Tlak test Pmax provoz > Pv Pmax test> Ptest M N N Všechny hodnoty maximálních dovolených tlaků jsou vyšší, než kriteriální jak pro provoz, tak tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje

33 3.5. Krková příruba DN600 přilehlá otvoru M1 Vstupní data Tab Vstupní data, přilehlá příruba otvoru M1 Název Symbol Hodnota Jednotka Tloušťka krku u spojení s pláštěm g0 70 mm Tloušťka krku u spojení s listem příruby g1 136 mm Minimální tloušťka příruby e p 203 mm Délka krku h 203 mm Vnitřní průměr příruby B 460 mm Vnější průměr příruby A 1168 mm Průměr roztečné kružnice šroubů C 990,6 mm Styková šířka těsnění w 68,3 mm Vnější průměr šroubu d b 88,9 mm Minimální měrný tlak y 69,5 MPa Součinitel těsnění m 4,25 - Vzdálenost mezi šrouby δ d 386,3 mm Střední průměr těsnící plochy G 869 mm Osová síla od tlaku H N Tlaková síla na těsnění H g N Celková plocha šroubů A b mm 2 Minimální požadovaná plocha šroubů A bmin mm 2 Obr. 3.4 Krková příruba [2]

34 Zatížení šroubů Minimální zatížení šroubů montážní stav: = = Minimální zatížení šroubů provozní stav: =+ = Síly působící na přírubu Osová síla přenášená přes plášť na přírubu: = 4 = í í = 4 = í í Osová síla od tlaku na čelní plochu příruby: = = í í, í. Výpočtové zatížení šroubů ve smontovaném stavu: =0,5 ( + ) = í í =0,5 ( + ) = í í Geometrie příruby Radiální vzdálenost roztečné kružnice šroubů ke kružnici na které působí H d : h = 1 2 =194.8 Radiální vzdálenost od reakční síly těsnění k roztečné kružnici šroubů: h = 2 =

35 Radiální vzdálenost od roztečné kružnice šroubů ke kružnici, na které působí H t : h = 2 4 =163 Momenty působící na přírubu Smontovaný stav = h = í í = h = í í Provozní stav příruby = h + h + h = í í = h + h + h = í í Napětí v přírubě Tab pomocné korekční součinitelé, výpočet viz příloha 2 Název Symbol Hodnota Jednotka Korekční součinitel rozteče šroubů C f 1 - Poměr průměrů příruby K 2,54 - Parametr délky lo 179 mm Součinitel β t β t 1,32 - Součinitel β u β u 2,43 - Součinitel β y β y 2,21 - Součinitel β f β f 0,74 - Součinitel β v β v 0,16 - Korekční součinitel bočního napětí v krku φ 1 - Součinitel λ λ 2,

36 Celkové momenty Smontovaný stav = = Provozní stav = í í = í í = = = í í = í í Hodnoty napětí pro povozní podmínky Pro výpočet napětí byla zvolena integrální metoda. Musí být splněna následující podmínka použitelnosti metody: g1<g0+h 136 < 273 Integrální metoda může být použita éé ěí = 1 áí ěí říě = 1,333 + áí ěí říě = ( +1) 1 Výsledky jednotlivých napětí pro smontovaný, provozní a testovací stav jsou zobrazeny v tabulce 3.8. Za hodnotu M se pro provozní podmínky dosadí M p, pro smontovaný stav M s, viz příloha

37 Tab Hodnoty napětí Napětí [MPa] Smontovaný stav provoz Provozní stav éé ěí áí ěí říě áí ěí říě Kategorizace napětí v přírubě V případě, že vnitřní průměr příruby je menší jak 1000 mm, korekční součinitel k =1. Vzhledem k tomu, že nejvyšších hodnot napětí je dosaženo za provozu a při tlakové zkoušce, bude pro tyto stavy provedena kategorizace napětí. Protože plášť i příruba jsou ze stejného materiálu, hodnoty dovoleného namáhání f d a f H jsou stejné. Provozní stav <1.5 min (, ) 122 < 290 Vyhovuje < 116 < 193 Vyhovuje < 85 < 193 Vyhovuje 0.5 ( + )< 119 < 193 Vyhovuje 0.5 ( + )< 104 < 193 Vyhovuje Tlaková zkouška <1.5 (, ) 179 < 478 Vyhovuje < 169 < 319 Vyhovuje < 118 < 319 Vyhovuje 0.5 ( + )< 173 < 319 Vyhovuje 0.5 ( + )< 149 < 319 Vyhovuje Všechny podmínky kategorizace napětí jsou splněny. Zvolená příruba vyhovuje provozním podmínkám test

38 3.6. Otvor v eliptické skořepině, vyztužené hrdlo Vstupní data Rozměry prstence byly navrženy podle rozměrů a tlakové třídy napojené příruby na hrdlo. Tab. 3.9 Vstupní data, otvor v el. skořepině, hrdlo Název Symbol Hodnota Jednotka Tloušťka skořepiny e a 130 mm Vnější průměr eliptické skořepiny D e 2060 mm Vnitřní průměr eliptické skořepiny D i 1800 mm Vnitřní poloměr skořepiny v místě otvoru r i 3547 mm Tloušťka výztužného prstence e ar 500 mm Šířka výztužného prstence l r 165 mm Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení e as 130 mm Obr. 3.5 Eliptická skořepina s výztužným prstencem [2] Vyztužení s výztužným účinkem výztužného prstence Efektivní tloušťka výztužného prstence pro vyztužení =min(,(3,3 ))=495,3-39 -

39 Veličiny lo a e am jsou na sobě závislé. Pro výpočet byla použita metoda prosté iterace, viz příloha 2. Maximální délka stěny přispívající k vyztužení =(2 + ) =182 Průměrná tloušťka stěny podél délky lo = +( ) = 1150,8 Efektivní délka skořepiny =min(, )=206 Hodnoty vypočtených ploch pro výpočet maximálního dovoleného tlaku na stěnu skořepiny jsou zobrazeny v tabulce Tab Název Symbol Hodnota Jednotka Nosná plocha příčného průřezu účinná jako vyztužení prstence A fr mm 2 Plocha zatížená tlakem prstence A pr mm 2 Nosná plocha skořepiny příčného průřezu účinná jako vyztužení A fs mm 2 Plocha skořepiny zatížená tlakem A ps mm 2 Hodnota maximálního dovoleného tlaku = = + =21.73 í í + +0,5 ( + ) + =35.86 í í + +0,5 ( + ) Výsledné maximální tlaky na stěnu jsou větší než dovolené, navržená geometrie vyhovuje

40 3.7. Válcový podstavec Vstupní data Tab Vstupní data Název Symbol Hodnota Jednotka Tloušťka stěny nádoby e b 130 mm Tloušťka stěny podstavce e z 25 mm Dovolené provozní namáhání materiálu podstavce f z MPa Dovolené testovací namáhání materiálu podstavce f ztest MPa Vnitřní poloměr anuloidového přechodu eliptického dna r 306 mm Vnitřní poloměr klenutí eliptického dna R 1620 mm Střední poloměr skořepiny D b 1930 mm Střední poloměr podstavce D z 2045 mm Tíha nádoby bez obsahu F g N Tíha nádoby pod řezem 2-2 F g N Tíha obsahu provoz F f N Tíha obsahu test F ftest N Celková globální přídavná síla F N Výsledný moment od externích zatížení M Nmm Obr Spojení podstavce v oblasti anuloidového přechodu [2]

41 Ekvivalentní síly v místě p a q Ekvivalentní síla v místě p, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tahovou sílu. = 1 Δ F+ 4 M1 Ekvivalentní síla v místě q, bod řezu, kde globální moment způsobuje největší tlakovou sílu. = 1 Δ F 4 M1 Za hodnotu F se pro provozní podmínky dosadí F f, pro testovací podmínky F test. Tab Výsledky Ekvivalentních sil Provoz Test [N] [N] Membránová napětí Řez 1-1 Napětí = +Δ +F + 4 ěí ě = +Δ +F + 4 ěí ě Minimální tloušťka stěny = 1 ( +Δ +F + ) ě 4 = 1 ( +Δ +F + ) ě 4 Za hodnotu f se pro provozní podmínky dosadí f z, pro testovací podmínky f ztest. Za hodnotu P se pro provozní podmínky dosadí P v, pro testovací podmínky P test, platí pro všechny hodnoty napětí a tloušťky stěny v této kapitole

42 Tab Výsledky řez 1-1 Provoz Test Podmínky platnosti < <test σ σ σ [MPa] [MPa] σ e e [mm] [mm] Hodnoty napětí jsou menší, než dovolené namáhání jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené. Řez 2-2 Napětí = Δ +F + 4 ěí ě = Δ ěí ě Minimální tloušťka stěny = 1 (Δ +F + 4 ) ě = 1 (Δ +F + 4 ) ě Tab Výsledky řez 2-2 Provoz Test Podmínky platnosti < <test σ σ σ [MPa] [MPa] σ e e [mm] [mm] Hodnoty napětí jsou menší než dovolené namáhání, jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené

43 Řez 3-3 Napětí = = ěí ě ěí ě Minimální tloušťka stěny = 1 ě = 1 ě Tab Výsledky řez 3-3 Provoz Test Podmínky platnosti < <test σ σ σ [MPa] -0,82-0,35 [MPa] -5,39-1,67 σ e e [mm] 0,15 0, [mm] 1,03 0, Hodnoty napětí jsou menší než dovolené namáhání, jak pro provozní podmínky, tak pro tlakovou zkoušku. Vypočtené tloušťky stěny jsou menší než navržené Ohybová napětí Cosinus části úhlu anuloidového přechodu: cos()= (+ ) =0,86 Rameno sil od přesazení střednic stěn skořepin: =0, cos ()=92 mm Korekční součinitel C: Podmínka platnosti výpočtu součinitele C

44 0,5 < < 2.25 Podmínka splněna =0,63 0,057 ( ) =0,362 Ohybové momenty M = bod p M = bod q Tab Výsledky Ohybových momentů Provoz Test M [Nmm] M [Nmm] Řez 1-1 a 2-2 = C 6 M = ěí ě = C 6 M =ěí ě Tab Výsledky ohybových napětí řezu 1-1 a 2-2 Provoz Test [MPa] 0,54 0,8 [MPa] 3,56 3,82 Řez 3-3 = C 6 M = ěí ě = C 6 M = ěí ě Tab Výsledky ohybových napětí 3-3 Provoz Test [MPa] [MPa] 90 97

45 3.7.3 Celková napětí V následující kapitole bude proveden součet membránových a ohybových napětí z předchozích kapitol. Celková napětí v řezu 1-1 = íě = + íě = íě = + íě Tab Výsledky celkových napětí v řezu 1-1 Provoz Test [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Celková napětí v řezu 2-2 = íě = + íě = íě = + íě Tab Výsledky celkových napětí v řezu 2-2 Provoz Test [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Celková napětí v řezu 3-3 = íě

46 = + íě = íě = + íě Tab Výsledky celkových napětí v řezu 3-3 Provoz Test [MPa] [MPa] [MPa] [MPa] Podmínky platnosti Celková napětí musí vyhovovat následujícím vzorcům, kde se za f dosazuje f z pro provozní podmínky a f ztest pro testovací podmínky. Dále je třeba rozlišovat jednotlivé hodnoty napětí pro provoz a tlakovou zkoušku. Tab Podmínky platnosti Podmínky platnosti Provoz Test < < <595 < < <595 < < <596 < < <596 < < <595 < < <595 < < <595 < < <595 < <389 20<631 < <389 20<631 < <389 99<631 < <389 95<631

47 4. PEVNOSTNÍ ANALÝZA POMOCÍ MKP Následující kapitola se zabývá pevnostní analýzou pomocí MKP realizované v programu ANSYS Workbench Modely byly vytvořeny v programu SolidWorks Kontrole byly podrobeny dvě části separátoru, inspekční otvor a vyztužené hrdlo ve vrchním dnu. Obě části byly kontrolovány na provozní zátěžný stav a tlakovou zkoušku Kontrola inspekčního otvoru, otvor M Výpočtový model Pro výpočtový model byl zvolen "výřez" zahrnující část pláště a vyztužené hrdlo. Na obr. 4.1 je model zobrazen v rovnoběžném řezu s oběma osami modelu. Síť konečných prvků Obr Geometrie inspekčního otvoru Dále byla vytvořena síť konečných prvků metodou Hex dominant, kdy je tvořena primárně z elementů tvaru krychle. Velikost strany elementu byla nastavena na 50mm, v oblasti navaření hrdla na plášť byla velikost snížena na 20mm, abychom v této oblasti docílili přesnějších výsledků. Zjemnění sítě Obr. 4.2 a 4.3 Síť konečných prvků

48 Okrajové podmínky Zátěžné Vnitřní plochy separátoru byly zatíženy tlakem 21 MPa pro provozní podmínky, 28 MPa pro tlakovou zkoušku (Obr. 4.4). Plocha hrdla byla zatížena tlakem směřujícím směrem od hrdla ve směru osy z, vyvolaným od působení vnitřního přetlaku na přírubu (na obr. označeno jako B) Hodnota tlaku pro provozní stav je 11,5 MPa, 15 MPa pro testovací podmínky. Ze stejného důvodu byla zatížena plocha pláště (označeno jako C), hodnoty tlaků jsou 67 MPa pro provozní stav, 90 MPa pro testovací podmínky. Dále byl celý model zatížen nejvyšší předepsanou provozní teplotou 100 C. Obr.4.4 Zatížení vnitřním tlakem Vazebné Byly použity 2 typy vazeb: válcová vazba na vnitřní plochu pláště, kde je zamezen posuv pláště v tangenciálním směru, posuv v radiálním a axiálním směru je dovolen. Na čelní plochu pláště (na obr, označenou B) byl použit "displacement", který zamezuje posuv ve směru osy pláště (osa y). (obr. 4.5)

49 Obr Vazebné okrajové podmínky Výpočet Obr. 4.6 Výsledné rozložení napětí

50 Obr Pravděpodobnost nepřesnosti výpočtu Na předchozích obrázcích je znázorněno rozložení napětí na modelu (obr. 4.6), a také byl vykreslen tzv. "structural error". Tato funkce zobrazuje pravděpodobnost přesnosti výpočtu. Jak je vidět na obr. 4.7, v oblasti přechodu hrdla a pláště můžeme očekávat odchylku výpočtového modelu od reality. Úsečka linearizace Úsečka je vedena v oblasti předpokládaného nejvyššího napětí. Po těchto úsečkách, vedených po tloušťce stěny v blízkosti přechodu válcového pláště do vyztuženého hrdla nádoby, bude vykreslen průběh napětí, které poslouží pro kategorizaci. Umístění úseček bylo voleno tak, aby neprocházely místy, kde se předpokládá nepřesnost výpočtu, viz "Structural eror". C1 C2 B1 A1 B2 A2 Obr Úsečky linearizace

51 Kategorizace napětí Jak je zřejmé z obr. 4.9, kategorizace napětí se provede pro 3 úsečky linearizace. Kategorizace se provede podle následujících omezení pro jednotlivé kategorie napětí. Omezení ekvivalentních primárních napětí Primární napětí je takové, které splňuje zákony rovnováhy napětí působících zatížení, např. tlak, síly a momenty působící na skořepinu. 1,5 1.5 Kde f představuje dovolené namáhání materiálu, představuje globální membránové napětí, představuje lokální membránové napětí, představuje součet membránového a ohybového napětí. [1] Primární napětí jsou způsobené pouze mechanickými zatíženími, byly odečteny pouze pro zatížení vnitřním přetlakem 21 MPa. Sekundární napětí bylo odečteno jako rozdíl součtu membránového a ohybového napětí primárních napětí a napětí získaných pro zatížení teplotou 100 C a 21 MPa. Hodnoty napětí jsou zobrazeny v tabulce 4.1. Pro tlakovou zkoušku byly odečteny primární napětí pro zatížení vnitřním přetlakem 28 MPa. Hodnoty napětí jsou zobrazeny v tabulce 4.2. Jednotlivé hodnoty napětí byly odečteny z grafického znázornění průběhu napětí po jednotlivých úsečkách linearizace. Viz obr Kde je znázorněn provozní stav pro úsečku A1-A2. Zbylé průběhy napětí pro ostatní úsečky jsou zobrazeny v příloze 1. Membránové Membránové + Ohybové Celkové Obr. 4.9 Průběh napětí po úsečce A1-A2, provozní stav

52 Tabulka 4.1. Kategorizace napětí pro provozní podmínky Úsečka linearizace A1-A2 B1-B2 C1-C3 Typ napětí Kategorie napětí Hodnota napětí [MPa] Limita napětí [MPa] (násobek f d ) Membránové 165,37 193,33 Ohybové a membránové 185,65 289,995 Membránové 173,47 193,33 Ohybové a membránové 185,36 289,995 Membránové 103,67 193,33 Ohybové a membránové 154,13 289,995 Tabulka 4.2. Kategorizace napětí pro tlakovou zkoušku Úsečka linearizace A1-A2 B1-B2 C1-C3 Typ napětí Kategorie napětí Hodnota napětí [MPa] Limita napětí [MPa] (násobek f test ) Membránové 220,15 319,17 Ohybové a membránové ,7 Membránové 230,99 319,17 Ohybové a membránové 246,62 478,7 Membránové 137,89 319,17 Ohybové a membránové 204,5 478,7 Všechny výsledné hodnoty napětí jsou nižší jak limitní hodnoty napětí jak pro provozní stav, tak tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje zátěžnému stavu

53 4.2. Kontrola vrchního dna a přilehlého hrdla Výpočtový model Pro výpočtový model byl zvolen "výřez" zahrnující eliptické dno a vyztužené hrdlo. Na obr je model zobrazen v rovnoběžném řezu s oběma osami modelu. Síť konečných prvků Obr Geometrie eliptického dna Stejně jako v předchozím případě byly vytvořeny konečné prvky metodou Hex Dominant. Velikost elementů byla nastavena na 50 mm, v okolí přechodu dna na hrdlo byla síť zjemněna na elementy o velikosti 20 mm. Zjemnění sítě Obr Síť konečných prvků

54 Okrajové podmínky Zátěžné Vnitřní plochy separátoru byly zatíženy tlakem 21 MPa pro provozní podmínky, 28 MPa pro tlakovou zkoušku (Obr. 4.12). Plocha hrdla byla zatížena tlakem, směřujícím směrem od hrdla ve směru osy z, vyvolaným od působení vnitřního přetlaku na potrubí (na obr. označeno jako B). Hodnota tlaku pro provozní stav je 12,2 MPa, 16,2 MPa pro testovací podmínky. Dále byl celý model zatížen nejvyšší předepsanou provozní teplotou 100 C. Obr Zátěžné okrajové podmínky Vazebné Opět byly použity 2 typy vazeb: válcová vazba na vnitřní plochu pláště, kde je zamezen posuv pláště v tangenciálním směru, posuv v radiálním a axiálním směru je dovolen (na obr oblast označená modře). Na čelní plochu pláště (na obr. označeno jako B) byl použit "displacement", který zamezuje posuv ve směru osy pláště (osa y)

55 Obr Vazebné okrajové podmínky Výpočet Obr Celkové rozložení napětí Na předchozích obrázcích je zobrazeno rozložení napětí (obr. 4.15), a taky byla vykreslena funkce "Structural error". V oblasti přechodu hrdla a pláště můžeme očekávat odchylku výpočtového modelu od reality. Obr Pravděpodobnost nepřesnosti výpočtu

56 Úsečky linearizace Stejně jako v předchozím případě jsou vedeny tři úsečky linearizace v oblasti napojení hrdla na eliptické dno, po kterých bude studována kategorizace napětí. Průběhy napětí po úsečkách linearizace jsou zobrazeny v příloze Kategorizace napětí Tab Kategorizace napětí provozní stav Obr Úsečky linearizace Úsečka linearizace A1-A2 B1-B2 C1-C3 Typ napětí Kategorie napětí Hodnota napětí [MPa] Limita napětí [MPa] (násobek f d ) Membránové ,33 Ohybové a membránové 167,83 289,995 Membránové 127,72 193,33 Ohybové a membránové 222,39 289,995 Membránové 105,37 193,33 Ohybové a membránové 166,7 289,

57 Tabulka 4.4. Kategorizace napětí pro tlakovou zkoušku Úsečka linearizace A1-A2 B1-B2 C1-C3 Typ napětí Kategorie napětí Hodnota napětí [MPa] Limita napětí [MPa] (násobek f test ) Membránové ,17 Ohybové a membránové 223,63 478,7 Membránové 170,24 319,17 Ohybové a membránové 296,21 478,7 Membránové 140,47 319,17 Ohybové a membránové 222,13 478,7 Všechny výsledné hodnoty napětí jsou nižší než limitní hodnoty napětí, jak pro provozní stav, tak pro tlakovou zkoušku. Navržená geometrie vyhovuje zátěžnému stavu

58 5. ZÁVĚR V úvodní části byla vypracována rešeršní studie zabývající se problematikou separátorů v petrochemickém průmyslu. Praktická část navazuje konstrukčním návrhem a analytickým pevnostním výpočtem separátoru dle normy ČSN EN Pro každou část tlakového zařízení byly vypočteny minimální tloušťky stěn a maximální dovolený tlak na stěnu nádoby, který nesměl překročit hodnotu provozního / testovacího tlaku. Výpočet byl proveden pro provozní i zkušební podmínky. Během návrhu byly nejdříve stanoveny hodnoty dovolených namáhání pro jednotlivé části aparátu. Následně byla provedena pevnostní kontrola skořepinových částí, a to válcového pláště a eliptických den. Obě části aparátu z pevnostního hlediska vyhovovaly. Dále následovala kontrola navržených přírub, které také vyhovovaly. Byla provedena kontrola otvorů ve skořepinách a následoval návrh jejich vyztužení. Na závěr proběhla kontrola navrženého válcového podstavce, který také vyhovoval. Tloušťky stěn některých částí separátoru vyšly výrazně nižší, než jsou navržené, nicméně je třeba konstatovat, že výpočet byl proveden na kontrolu vnitřním přetlakem. Na namáhání separátoru bude mít vliv vlastní hmotnost, dále pak přídavné zatížení způsobené například potrubím. Nahodilé zatížení může být způsobeno sněhem, popřípadě seismicitou. Dále byly provedeny detailnější analýzy inspekčního otvoru M1 a vyztužení hrdla v eliptickém dnu v programu ANSYS Workbench. Obě analýzy byly provedeny jak pro provozní podmínky, tak tlakovou zkoušku. V analýze byl uvažován zátěžný stav, kdy na vnitřní stěnu aparátu působil příslušný přetlak a celý model byl zatížen teplotou 100 C, tedy maximální uvažovanou provozní teplotou. Dále byla provedena linearizace napětí po tloušťce stěny a jejich následná kategorizace. Kategorie napětí pak byly porovnány s dovoleným namáháním materiálu. Obě analyzované části aparátu z pevnostního hlediska vyhovují danému zatížení

59 6. SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ [1] Schneider P.: Základy konstruování procesních zařízení, PC-DIR Real, s.r.o., Brno 1999 [2] ČSN EN Netopené tlakové nádoby [3] Křupka, V.: Výpočet válcových tenkostěnných kovových nádob a potrubí, SNTL, Praha 1967 [4] KW International "solutions of energy" [online], zveřejněno dne [cit ], Dostupné z < [5] S Mark Group [online], zveřejněno 5 / 2010 [cit ] Dostupné z < [6] Lyons production [online], zveřejněno 2 / 2005 [cit ] Dostupné z < [7] Allied Equipment [online], zveřejněno 1 / 2010 [cit ] Dostupné z < [8] Weatherford [online], zveřejněno 1 / 2013 [cit ] Dostupné z < [9] Korchazhkin, M. T. Tekhnologicheskaia skhema separatsii vysokonapornogo kondensatnogo gaza. In Dobycha gaza. Moskva, 1961 [10] Oil and Gas Separator [online], 1 / 2009 [cit ] Dostupné z < [11] Medek, J.: Hydraulické pochody, VUT Brno (2004) [12] Cyclone separator [online], [cit ] Dostupné z < [13] Natural Gas [online], zveřejněno dne [cit ] Dostupné z <

60 7. SEZNAM PŘÍLOH Příloha 1 - Průběhy linearizovaných napětí Příloha 2 - Výpočet v programu Maple Příloha 3 - Výkres separátoru Příloha 4 - Pevnostní analýza v programu ANSYS WorkBench

61 PŘÍLOHA 1 - PRŮBĚHY LINEARIZOVANÝCH NAPĚTÍ Legenda Membránové napětí Ohybové napětí Celkové napětí Průběhy napětí otvor M1 Obr Průběh napětí po úsečce A1-A2, provozní podmínky Obr Průběh napětí po úsečce A1-A2, tlaková zkouška

62 Obr Průběh napětí po úsečce B1-B2, provozní podmínky Obr Průběh napětí po úsečce B1-B2, tlaková zkouška Obr Průběh napětí po úsečce C1-C2, provozní podmínky