Магалиф В.Я. Теоретические основы конструирования трубопроводов

Подождите немного. Документ загружается.

- 19 -

кладки обладают пониженной компенсирующей способностью. Значительные осевые усилия

возникают также в результате трения о грунт. Поэтому к ответвлениям под прямым углом к

магистрали (рис. 7а) здесь нужно относиться с особой осторожностью.

Если ответвление находится в зоне скольжения со значительными осевыми переме-

щениями магистрали, то, будучи ей перпендикулярным, оно срабатывает в грунте как анкер.

Нужно стремиться к тому, чтобы в точке ответвления осевые перемещения трубопровода

были минимальными, а для снижения бокового перемещения от нагрева ставить на доста-

точно близком расстоянии L (рис.7в) неподвижную опору. Расстояние L зависит от соотно-

шения диаметров основной трубы и ответвления, глубины заложения и т. д., и по зарубеж-

ным данным не должно превышать 12-ти метров.

Более универсальным приемом являются устройство параллельного ответвления в

форме Г или Z – образной вставки, расположенной в непосредственной близости от непод-

вижной точки магистрали (рисунки 7б и 7г). Температурное расширение магистрали и па-

раллельного участка ответвления (красные стрелки на рис.7) при этом должны быть при-

мерно одинаковыми.

Следующие два примера относятся к воздушным тепловым сетям или их комбинации

с подземными участками бесканальной прокладки.

На рисунке 8а показано неудачное конструктивное решение – установленный под

вертикальным стояком для восприятия веса подпятник обеспечивает перемещение трубо-

провода при нагреве только вертикально вверх. В нагретом трубопроводе тройниковое со-

единение приподнимается над опорой, установленной на горизонтальном ответвлении, в ре-

зультате чего вес ответвления (включая вес арматуры) передается на штуцер в виде большо-

го изгибающего моме

нта (рис. 8б). На рисунке 8в показано правильное решение. Вместо

подпятника, на некотором расстоянии

L от стояка поставлена скользящая опора. Теперь вес

Рис. 7. Варианты устройства тройниковых ответвлений

а) б)

в) г)

- 20 -

трубопровода, воспринимается двумя опорами, а вертикальный стояк получил возможность

перемещаться при разогреве в обе стороны: вверх и вниз. Естественно, что схема будет так

работать только при правильном подборе расстояния

L .

На рисунке 9а картина аналогичная, но рецепт исправления другой – для того, чтобы

вес участка СВА в результате нагрева трубопровода не передавался на тройник, вместо

скользящей опоры в точке D ставится направляющая с двухсторонней связью по вертикали

(рис.9б). Тем самым обеспечивается температурное расширение участка АВ строго по гори-

зонтали. Для снижения напряжений изгиба в Z – образном повороте скользящая опора ото-

двигается от точки С вправо на расстояние L.

Упругая осевая линия до и после изменения конструктивного решения показана пунк-

тиром.

+ δ

- δ

а) б) в)

+δ

а) б)

Рис.9. Тройник на горизонтальном ответвлении

Рис.8. Тройник на вертикальном

стояке

- 21 -

Рассмотренные приемы локализации усилий не претендуют на универсальность. Но

они показывают, как при правильном анализе работы конструкции можно достичь постав-

ленной цели – существенно снизить напряжения изгиба в тройниковом соединении.

7. Влияние подушек

Применение амортизирующих подушек не всегда улучшает компенсирующую спо-

собность защемленного в грунте трубопровода. Все зависит от распределения напряжений

изгиба, вызванных нагревом.

max

= M

max

= |M

| = |M

max

= M

а)

б)

в)

Рис.10. Эпюры изгибающих моментов в Г- образном повороте

На рисунке 10 показано три варианта изгиба Г- образного поворота в зависимости

от соотношения его плеч АВ и ВС (АВ – длинное плечо).

В первом варианте (рис. 10а) максимальный изгибающий момент имеет место в

точке С, во втором варианте (рис. 10б) наибольшие изгибающие моменты одинаковы по

величине и имеют место сразу в двух точках В и С. Наконец, в третьем варианте, пока-

занном на рис. 10в, максимальный момент возникает в точке В.

Рассмотрим следующий пример: трубопровод 219х6, материал - сталь 20, глубина

заложения от поверхности земли до оси трубопровода Z = 1

, рабочие параметры –

ΔТ

=130

ºC

= 1.6

МПа

. Требуется определить предельно допустимую длину плеча АВ при

длине короткого плеча ВС соответственно – 3.0, 5.0 и 8.0 метров.

В таблице приведены результаты расчетов по программе

Старт – Экспресс.

В пер-

вом варианте установка подушек ухудшает компенсирующую способность трубопровода,

так как она приводит к увеличению напряжений изгиба в точке С. Для того, чтобы снизить

эти напряжения до уровня допускаемых нужно уменьшить длину АВ. Во втором варианте

влияние упругого отпора грунта на изгиб короткого ничтожно, что делает установку поду-

шек бессмысленной. И только в третьем вар

ианте установка подушек обеспечивает сниже-

ние изгибающего момента в точке В, причем этот момент продолжает оставаться в трубо-

- 22 -

проводе наибольшим. В результате компенсируемая длина АВ возрастает почти в три раза!

Влияние подушек при различной длине короткого плеча

(подушки ставятся вдоль короткого плеча ВС)

Условия на коротком плече Результаты расчета

наличие подушек

длина плеча

ВС, м

плечо АВ,

макс.

перемеще-

ние,

мм

нет 17

есть

3,0

13 19

нет 42

52.5

есть

5.0

нет 39,5

есть

8.0

116.5 122

То же самое встречается при использовании П – образных компенсаторов, когда наи-

большие изгибающие моменты имеют место на углах поворота, примыкающих к спинке.

Это, как правило, имеет место, когда спинка компенсатора превышает размеры его вылетов.

На рисунке 11 представлен компенсатор, у которого плечи одинаковы СA = DB и СD/CA

=1.4. Изгибающие моменты в плоскости компенсатора имеют наибольш

ие значения на

спинке СD. Установка подушек на углах поворота A и В, призванная улучшить компенси-

рующую способность П – образного компенсатора, приведет к увеличению изгибающих мо-

ментов на отрезке СD. Таким образом, снижения напряжений от изгиба не произойдет.

Рис.11. Эпюра изгибающих моментов в П – образном компенсаторе

В заключение отметим, что большие изгибающие моменты могут вызвать не только

высокие напряжения в материале труб, но также и в ППУ - изоляции. Продольные напряже-

ния в изоляции вычисляются по формуле

















ппу



где

M и

M - моменты в двух взаимно перпендикулярных направлениях, действующих

на прямой участок трубы или в плоскости отвода (тройника);

- 23 -

Ν – осевая сила;

ппу

- модули упругости соответственно ППУ- изоляции и материала стальной

трубы;

F и W – характеристики поперечного сечения стальной трубы.

8. Расчетные нагрузки

Действующие на трубопровод нагрузки обладают разной степенью изученности. На-

пример, деформационные воздействия от температурного нагрева изучены достаточно хо-

рошо, а нагрузки от ветра или снега относятся к категории слабоизученных и носят ярко вы-

раженный вероятностный характер. Такое различие находит отражение в нормах в виде раз-

личных коэффициентов надежности. Для хорошо изученных воздействий эти коэффициен-

ты невелики (для температурного нагрева – 1.0), а для слабоизученных - они имеют более

высокие значения (для ветровой нагрузки – 1.4).

Расчетные нагрузки получаются в результате умножения на коэффициенты надежно-

сти. Их значения, заимствованные из раздела 6.2 СТО Ростехэкспертиза 10.001-249 [2], при-

ведены в таблице. Знак «+» в таблице означает, что воздействия и нагрузки следует учиты-

вать, знак «–» - не учитывать, знак «±» - учитывать в трубопроводах надземных и не учиты-

вать в подземных, прокладываемых в каналах и тоннелях. Указанные в скобках значения

принимаются в тех случаях, когда уменьшение нагрузки ухудшает условия работы.

Учитываемые нагрузки и воздействия

Нагрузки и воздействия

Способ прокладки

вид шифр наименование

Бесканаль-

ный в грун-

те

Воздуш-

ный (на

опорах)

Коэффи-

циент на-

дежности

1 2 3 4 5 6

Собственный вес труб, дета-

лей, арматуры и обустройств + + 1.1 (0.95).

2 Вес изоляции + + 1.2 (0.9)

3 Вес и давление грунта + – 1.2 (0.8)

4 Предварительная растяжка + + 1.0

5 Силы трения + + 1.0

Посто-

янные

6. Натяг упругих опор – + 1.0

7 Внутреннее давление + + 1.0

Вес транспортируемой среды

- воды

- пара

1.0 (0.95)

1.1(1.0)

9 Температурный перепад + + 1.0

Смещения от нагрева при-

соединенного оборудования + + 1.0

Дли-

тельные

времен-

ные

Распорные усилия осевых

компенсаторов + + 1.0

12 Снеговая

–

± 1.4

13 Гололедная

–

± 1.3

Кратко-

времен-

ные

14 Ветровая

–

± 1.4

- 24 -

Поскольку расчеты согласно СТО Ростехэкспертиза 10.001-2009 ведутся с учетом ко-

эффициентов надежности, расчетные нагрузки на опоры при использовании программных

средств семейства Старт получаются в готовом виде, т. е. их не нужно еще раз умножать на

эти коэффициенты при проектировании несущих строительных конструкций. При проверке

условий равновесия о наличии коэффициентов надежности по нагрузке нужно постоянно

помнить.

Благодаря введению коэффициентов надежности достигается большая гармонизация

отечественных и зарубежных норм по расчетам тепловых сетей на прочность. В качестве

примера в таблице приводятся данные по собственному весу песка: нормативные по СНиПу

и расчетные по DIN (Германия). Совпадение получается только после введения повышающе-

го коэффициента надежности 1.2.

Данные по песку

Вес одного кубического метра,

КН/м

(кг/см

)

Песок

нормативные зна-

чения

с учетом коэффициен-

та надежности

= 1,2

расчетные значения

по DIN 1055-2 и

DIN 1054-100

Гравелистый, круп-

ный и средний

15,2 (1.52·10

-3

) 18,2 (1.82·10

-3

) 18 (1.8·10

-3

)

мелкий 14,8 (1.48·10

-3

) 17,8 (1.78·10

-3

) 18 (1.8·10

-3

)

пылеватый 13,9 (1.39·10

-3

) 16,7 (1.67·10

-3

) 17 (1.7·10

-3

)

9. Применение стартовых и осевых компенсаторов

Применение стартовых компенсаторов позволяет выполнить растяжку трубопровода,

защемленного в грунте.

Констркуция стартового компенсатора схематично показана на рисунке 12.

Ограничитель 1 выполнен в виде кожуха, одна половинка которого вдвигается в дру-

гую на величину допустимого осевого хода сильфона 2.

[е]

Рис. 12. Конструктивная схема стартового компенсатора

(

[е] – максимальная величина осевого хода).

- 25 -

Трубопровод укладывается в траншею и засыпается грунтом по всей длине, кроме

приямков, в которых монтируются стартовые компенсаторы (рис. 13). Растяжка осуществля-

ется путем предварительного нагрева трубопровода до расчетной температуры замыкания

зам

(см. ниже). После срабатывания стартовых компенсаторов (их сжатия) и заварки кро-

мок ограничителей (конечное состояние после наложения шва 3 на рис. 12 помечено пункти-

ром), трубопровод превращается в неразрезную конструкцию. Оголенные участки изолиру-

ются и приямки засыпаются грунтом. Таким образом, стартовые компенсаторы срабатывают

всего один раз. В идеале применение стартовых компенсаторов позволяет прокладывать тр

у-

бопроводы в виде длинных прямых участков, в которых температурные деформации при на-

греве и охлаждении компенсируются осевыми напряжениями растяжения-сжатия в материа-

ле труб.

Размах напряжений при переходе трубопровода из холодного состояния в рабочее и

обратно составляет





рабхолраб

ЕТT











где

раб

- температура трубопровода в рабочем состоянии,

хол

- температура трубопровода в холодном состоянии,

раб

- модуль упругости материала при рабочей температуре,



- коэффициент линейного расширения.

Прямолинейная прокладка с применением стартовых компенсаторов возможна при

соблюдении условия

 



















ssD

ос

тр

5122

max



где





- номинальное допускаемое напряжение,

- расчетное давление,

max

Рис.13. Расположение ста

товых компенсато

ов

- 26 -

D – внутренний диаметр трубопровода,

- толщина стенки трубопровода.

Если это условие не выполняется, нужно переходить на другие способы компенсации

температурных расширений (например, использовать осевые компенсаторы).

Максимальная длина прямого участка трубопровода, «обслуживаемого» стартовым

компенсатором определяется по формуле













































 )ТТ(Е

ssD

TЕ

холраб

тр

ос

тр

max



где q

тр

– сила трения о грунт, приходящаяся на единицу длины трубопровода, а F – площадь

поперечного сечения трубопровода. Разность в фигурных скобках весьма «чувствительна» к

температурному перепаду. Например, для трубопровода 426х7 из стали 20 при Р = 1.6 МПа,

ра б

= 130ºС и

хол

= 0ºС, будем иметь





....

тртр

max

684)0130(1021021246614703





Если же

хол

принять 10ºС (вместо 0ºС), то расстояние

max

увеличится в 1.3 раза







....

тртр

max

6108)10130(1021021246614703





и потребное количество стартовых компенсаторов сократится на треть. В импортных посо-

биях по тепловым сетям с ППУ – изоляцией в примерах расчета

max

, как правило, фигури-

руют

раб

= 120ºС и

хол

= 10ºС (монтаж в летнее время), т. е. температурный перепад состав-

ляет Т =

)(

монтраб

TT 

= 110ºС, а допускаемые осевые напряжения при наличии стартовых

компенсаторов [σ

ос

] ≤ 185.5 МПа [13].

Это соответствует



106110102102151852





тртр

max

что достаточно близко к полученному нами значению 6108.

тр

max

 .

Величина силы трения, приходящаяся на единицу длины трассы, рассчитывается по

формуле





,sin5.014.0 gDZq

кгргртр





где

гр



– угол бокового трения грунта,

гр



– объемный вес грунта,

Z – глубина заложения,

– наружный диаметр полиэтиленовой оболочки (кожуха изоляции),

- 27 -

g – вес трубопровода с изоляцией и продуктом, приходящийся на единицу его длины.

Эффективным способом сокращения количества стартовых компенсаторов является

уменьшение силы трения, для чего рекомендуется оборачивать теплопровод полиэтиленовой

пленкой. По зарубежным данным это приводит к уменьшению

тр

примерно на 30%.

Все вышеприведенные формулы даны в предположении, что стартовые компенсато-

ры ставятся симметрично на одинаковых расстояниях друг от друга. При смещении старто-

вого компенсатора от середины в сторону одного из неподвижных концов осевые напряже-

ния могут возрасти. Для практических целей рекомендуется принимать

max

с 20% -м запа-

сом, т.е. использовать формулу









































 )ТТ(Е

ssD

холраб

тр

max



Температура замыкания стартовых компенсаторов

зам

вычисляется таким образом, чтобы

обеспечить одинаковый температурный перепад при охлаждении и нагреве трубопровода

холраб

зам



 .

Это условие учитывает то обстоятельство, что трение о грунт достигает максимального зна-

чения при первом прогреве, но затем достаточно быстро уменьшается (релаксирует) практи-

чески до нуля («тоннельный эффект»). Величину сжатия стартового компенсатора в момент

замыкания можно рассчитать по формуле

















TTL

тр

нзам



Здесь

L - длина участка трассы,

- начальная температура (рекомендуется принимать среднюю температуру стенок

трубопровода непосредственно перед началом термического натяжения). Для трубопроводов

бесканальной прокладки обычно принимается

= 0ºС,

зам

– температура замыкания стартового компенсатора.

Сжатие стартового компенсатора не должно превышать максимальной величины его

осевого хода



(рис. 12), принимаемого по стандартам и техническим условиям на старто-

вые компенсаторы





ее 

. В случае невыполнения этого условия расстояние между старто-

выми компенсаторами следует уменьшить.

Тем, кто с помощью стартовых компенсаторов пытается снизить нагрузки на непод-

вижные опоры, нужно иметь в виду следующее. Для прямой трубы, неподвижно закреплен-

ной по концам,

существует осевая нагрузка на неподвижную опору, меньше которой по-

лучить невозможно. Эта нагрузка не зависит от способа прокладки (воздушная или беска-

- 28 -

нальная) и длины трубопровода, а только от температурного перепада и площади попереч-

ного сечения трубы. Рассчитывается она по элементарной формуле

TEFP







Для трубы 426х7 из стали 20 при температурном перепаде 65

С минимальная осевая нагрузка

составит

ткгР 514314352092651021021

.. 



Рис. 14. Расположение осевого компенсато

В последнее время наметилась тенденция использования осевых компенсаторов вме-

сто П – образных. Этому в немалой степени способствовало то обстоятельство, что совре-

менные конструкции сильфонных осевых компенсаторов обладают высокой степенью на-

дежности, не требуют постоянного мониторинга и обслуживания. Для трубопроводов беска-

нальной прокладки ОАО «НПП «Компенсатор» (г. Санкт-Петербург) разработал конструк-

цию типа «сильфон в сильфоне» (нару

жный сильфон служит защитным кожухом от проник-

новения грунта и грунтовых вод на рабочие поверхности внутреннего рабочего сильфона). В

этой связи расчеты теплопроводов бесканальной прокладки с осевыми компенсаторами ста-

новятся весьма актуальными.

Сжатие осевого компенсатора на прямом участке теплопровода бесканальной про-

кладки (рис. 14) рассчитывается по формуле

















тр

хол

раб



где

L - длина участка трассы.

Если в качестве е принять допустимый осевой ход компенсатора (с учетом его рас-

тяжки), то решив квадратное уравнение относительно неизвестной длины

ACBB





получим искомое расстояние, «обслуживаемое» осевым компенсатором. В приведенном

уравнении