Введение. Магистральный трубопроводный транспорт является важнейшей составляющей топливно-энергетического комплекса России

Магистральный трубопроводный транспорт является важнейшей составляющей топливно-энергетического комплекса России. В стране создана разветвленная сеть магистральных нефтепроводов, нефтепродуктопроводов и газопроводов, которые проходят по территории большинства субъектов Российской Федерации.

Магистральные трубопроводы – это капитальные инженерные сооружения, рассчитанные на длительный срок эксплуатации и предназначенные для бесперебойной транспортировки на значительные расстояния природных или искусственных газов (в газообразном или сжиженном состоянии), нефти и нефтепродуктов от мест их добычи, переработки, забора к местам потребления.

В настоящее время все вновь строящиеся, а также реконструируемые магистральные трубопроводы и отводы от них условным диаметром до 1400 мм включительно с рабочим давлением Р=1,2-10 МПа должны проектироваться с учётом основных положений строительных норм и правил (СНиП 2.05.06-85*).

В настоящее время существуют следующие принципиально различные схемы прокладки магистральных трубопроводов: подземная, полуподземная, надземная и наземная.

Надземная прокладка трубопроводов или их отдельных участков рекомендуется в пустынных и горных районах, болотистых местностях, районах горных выработок, оползней и районах распространения вечномёрзлых грунтов, а также переходах через естественные и искусственные препятствия.

В зависимости от условий работы трубопровода, а также для безопасности расположенных вблизи трассы объектов согласно СНиП 2.05.06-85* линейная часть и отдельные участки магистральных трубопроводов подразделяются на пять категорий: В, I, II, III и IV. В каждой категории предъявляются определённые требования к прочности трубопровода, к контролю качества сварных соединений, предварительным гидравлическим испытаниям и типам изоляционного покрытия. Категорийность линейной части магистральных трубопроводов и их участков зависит от вида транспортируемого продукта и условного диаметра трубопровода.

В каждом конкретном случае надземная прокладка трубопроводов должна быть обоснована технико-экономическими расчётами, подтверждающими экономическую эффективность, техническую целесообразность и надёжность трубопровода.

Техническое задание

Вариант №45

 

	Ед. изм.	Значение
Продукт перекачки		Природный газ
Рабочее давление	P, МПа	7,5
Наружный диаметр	Dн, мм
Номинальная толщина стенки	δ, мм	11,4;12,5;12,9;15,5;16
Марка стали		17Г1С-У
Категория участка трубопровода		IV
Плотность перекачиваемого продукта	ρ, кг/м3	760 (0,76)
Длина перехода (препятствия),	lп, м
Высота перехода над поверхностью земли	z, м	4,5
Нормативное значение снегового покрова для района строительства	Рсп, Н/м2
Толщина слоя гололеда в зависимости от района строительства	b, мм
Нормативное значение ветрового давления в зависимости от района строительства	W0, Н/м2
Температурный перепад	∆t, °С	±47
Плотность стали	ρст, кг/м3
Модуль упругости	Е, Па	2,06∙105
Ускорение свободного падения	g, м/с2	9,80665

Характеристика стали

- Марка стали: 17Г1С-У

- Возможные обозначения в литературе: Сталь 17Г1С; ст.17Г1С; 17Г1С; 17Г1С-У

- Заменители: Сталь 17ГС, Сталь 16Г2СФ

- Назначение: Сталь 17Г1С-У применяется: для изготовления сварных металлоконструкций и деталей, работающих под давлением при температурах от -40 до +475 °С; деталей и элементов трубопроводов пара и горячей воды атомных станций (АС), с расчётной температурой среды не выше 350°С при рабочем давлении менее 2,2 МПа (22 кгс/см2), сварных переходов, фланцев, сварных тройников и других фасонных деталей трубопроводов АС с температурой эксплуатации от -40 °С до +350 °С; электросварных прямошовных труб группы прочности К52 для строительства газопроводов, нефтепроводов и нефтепродуктопроводов, тепловых электростанций и тепловых сетей, и газонефтепроводов повышенной коррозионной стойкости из природнолегированной стали (ПЛ-1, ПЛ-2) с увеличенным ресурсом эксплуатации; прямошовных электросварных экспандированных труб, предназначенных для строительства трубопроводов высокого давления.

- Примечание: Сталь низколегированная кремнемарганцовистая. Степень раскисления - Сп.

Сталь 17Г1С обеспечивает класс прочности листового, широкополосного универсального проката и гнутых профилей КП 345 при толщине проката от 10 до 20 мм., КП 355 при толщине до 10 мм. без применения дополнительной упрочняющей обработки.

При упрочняющей обработке (регламенитуемая или контролируемая прокатка или ускоренное охлаждение) поставляется прокат сечением от 20 до 60 мм. КП 315 и КП 325, сечением от 10 до 32 мм. КП 345 и сечением от 10 до 20 мм. КП 355. При применении закалки с отпуском поставляется прокат сечением 10-20 мм. КП375

- По свариваемости: - без ограничений.

- По коррозийной стойкости: исследования по коррозии (в 3% растворе поваренной соли NaCl) показывают, что с увеличением содержания углерода и легирующих элементов в стали 17Г1С скорость коррозии основного металла увеличивается и составляет 0,33 мм/год.
Основная часть

Расчёт толщины стенки трубопровода:

Согласно СНиП 2.05.06-85* толщина стенки определяется по формуле: [1]

; (1)

мм

Где:

n_р – коэффициент надёжности, зависящий от внутреннего рабочего давления в трубопроводе, определяемый по СНиП 2.05.06-85* (таблица №13)

Р нормативное (внутреннее) рабочее давление, Па

Dн – наружный диаметр трубопровода, м

R₁- нормативное сопротивление металла сварных соединений трубопровода растяжению (сжатию) и изгибу

В следствии небольшого увеличения толщины стенки для большей прочности, выбираем близкое, большее значение из предложеного диапазона значений.

Следовательно толщину стенки δ принимаем равной 12,9 мм

 

Расчетные сопротивления растяжению (сжатию) R ₁ и R ₂ следует определять по формулам: [2], [3]

R _{1 –} расчётное или допустимое сопротивление основного металла трубы и сварных кольцевых соединений растяжению (сжатию и изгибу) по времени сопротивлению, Па;

; (2)

МПа

 

-нормативное сопротивление металла трубопровода сварных соединений растяжению (сжатию) и изгибу

m – коэффициент условной работы, определяемый по СНиП 2.05.06-85* (таблица № 1)

k ₁- коэффициент надёжности по материалу,который учитывает качество материала труб с учётом реальной технологии их изготовления, допусков на толщины стенок и степени контроля сварных соединений,принимается по СНиП 2.05.06-85* (таблица №9)

k _{н –} коэффициент надёжности по назначению трубопровода, учитывающий внутреннее избыточное давление, диаметр трубопровода и его назначение, согласно СНиП 2.05.06-85* (таблица №11)

 

; (3)

МПа

 

k _{2 –} коэффициент надёжности по материалу,учитывающий способ изготовления и его прочностнные характеристики, прямо – и спиральношёвных труб из малоуглеродистой и низколегированной стали, принимается согласно СНиП 2.05.06-85* (таблица №10)

k _{н –} коэффициент надёжности по назначению трубопровода, учитывающий внутреннее избыточное давление, диаметр трубопровода и его назначение.

- нормативное сопротивление металла трубы и сварных соединений растяжению (сжатию и изгибу)

m – коэффициент условной работы, принимается согласно СНиП 2.05.06-85*

 

Внутренний диаметр магистрального нефтепровода находится разностью данных: [4]

D_вн = D_н - 2 (4)

D_вн = 1020-(2∙12,9) = 994,2 мм = 0,994 м

R_ср = (Dн -2 ) = 994,2/2=497,1 мм

 

Площадь поперечного сечения трубопровода определяется по формуле: [5]

S_ст = (D_н² – D_вн²); (5)

 

S_ст = 0,785∙ (1,020² – 0,994²) = 0,785∙ (1,0404-0,9880) =0,04110574=0,0411 м².

Осевой момент инерции поперечного сечения трубопровода при изгибе вычисляется по формуле: [6]

J = (D_н⁴ – D_вн⁴); (6)

 

J = 0,049∙ (1,082432-0,976215) = 0,005211=0,0052 м⁴

 

Момент сопротивления сечения трубопровода обозначается Ws и расчитывается по формуле: [7]

W_s = ∙ (D_н⁴ – D_вн⁴) ∕ D_н; (7)

W_s = 0,098∙ м³

 

Определение нагрузок действующих на трубопровод

 

По СНиП 2.05.06 – 85* при расчётах магистральных трубопроводов должны учитываться нагрузки и воздействия, возникающие при их сооружении, испытании и эксплуатации. Нагрузки и воздействия, а также вызываемые ими усилия и напряжения, установленные нормативными документами на основании статического анализа называются нормативными.

Расчётные значения нагрузок и воздействий определяются умножением нормативных величин на коэффициент надёжности по нагрузке, учитывающий возможные отклонения их в неблагоприятную сторону.

Основные положения и правила определения нагрузок и воздействий а также их сочетаний устанавливаются в СНиП 2.01.07 – 85*.

В зависимости от продолжительности действия нагрузок различают нагрузки постоянные и временные (длительные, кратковременные и особые нагрузки).

К постоянным относятся нагрузки и воздействия,действующие в течение всего срока строительства и эксплуатации трубопровода.

Расчётные и нормативные значения постоянных нагрузок и воздействий определяются следующим образом:

 

 

Нагрузка от собственного веса металла трубы: [8]

q_м = n_t ∙ ρ;_ст ∙ g ∙ (D_н² – D_вн²); (8)

где:

ρ;_ст – плотность стали, данная 7,85 гр ∕ м³;

n_t – коэффициент надёжности по нагрузке от массы трубопровода;

g – ускорение свободного падения, равное 9,8

 

q_м = 1,1∙ 7,85 ∙ 10³∙ 9,8 ∙ 0,785∙ (1,0404-0,9880) = 3480,88 H/м

 

 

Нагрузка от собственного веса изоляции определена руководящими документами и равна 10 % от массы трубопровода:

q_изол= 3480,88 ∙ 10% =348,08 H/м.

 

 

Временными называются нагрузки и воздействия, которые в отдельные периоды строительства и эксплуатации могут отсутствовать.

К длительным временным нагрузкам и воздействиям относятся:

Нагрузка от веса продукта, находящегося в трубопроводе: [9]

q_пр= ρ_пр ∙ g ∙ ∙D_вн²; (9)

q_пр= 760 ∙ 9,8 ∙ =7448 ∙ = 5776,52 H∕м

где:

ρ_пр – плотность продукта, определённая в дано 760 кг∕м³

g – ускорение свободного падения, равное 9,8.

 

К кратковременным относятся нагрузки и воздействия, действие которых может длиться от нескольких секунд до нескольких месящев.

 

 

Снеговая нагрузка в основном зависит от высоты снегового покрова в данной местности и конфигугации конструкции. Высоту снегового покрова и величину снеговой нагрузки определяют в зависимости от географического района.

 

Полное нормативное значение снего­вой нагрузки на горизонтальную проекцию пок­рытия s следует определять по формулам: [10], [11]

 

q_сн=n_c ∙ q_сн^н = n_c ∙ [ р_с^н ∙ B_r ]; (10)

 

q_сн = 1,4 ∙[ 240 ∙ 0,79]= 265,4 H/м

р_с^н = р_сп^н ∙ с^с = 2400∙0,4=960 H/м

 

B_r = 0,77 ∙ D_н; (11)

B_r =0,77 ∙ 1,02 = 0,7854=0,79 м

 

Для одиночно прокладываемого трубопровода коэффициент перехода от веса снегового покрова на единицу поверхности земли к снеговой нагрузке на единицу поверхности трубопровода С ^с принимается равным 0,4. (СНиП 2.05.06-85*)

 

С ^с – коэффициент перехода от веса снегового покрова на 1 единицу поверхности земли к весу снегового покрова на одну единицу площади на уровне прокладки трубопровода;

n_c - Коэффициент надежности по нагрузке для снеговой нагрузки (в соответствии со СНиП 2.05.06-85*) следует принимать рав­ным 1,4;

B_r – ширина горизонтальной проекции надземного трубопровода на которой возможно образование снегового покрова;

р_с^н = нормативное значение веса снегового покрова на 1м² горизонтальной поверхности на уровне прокладки трубопровода;

р_сп^н - нормативное значение веса снегового покрова на 1м² горизонтальной поверхности земли, принимаемое по СНиП 2.01.07-85* в зависимости от района строительства.

 

Нагрузка от обледенения рассчитывается по формуле:[12]

q_лед = n_лед ∙ 1,7 ∙ 10⁴ ∙ b ∙ К_л ∙ D_н; (12)

 

q_лед =1,3 ∙ 0,015 ∙10⁴ ∙ 1,7 ∙ 0,8 ∙ 1,02 = 270,5 H/м

 

n_лед -Коэффициент надежности по нагрузке для гололедной нагрузки следует принимать равным 1,3;

b – толщина слоя гололёда;

К_л - коэффициент, учитывающий изменение толщины стенки гололеда по высоте и при­нимаемый по СНиП 2.01.07-85* (таблица №13); равен 0,8, т.к. высота перехода равна z, 4,5 м

Ветровая нагрузка рассчитывается по формуле: [13]

q_вет = n_вет ∙ (q_с^н + q_q^н) ∙ D_н; (13)

q_вет =1,2 ∙ (93+107,781) ∙ 1,02 = 245,7559 = 245,76 H/м

 

q_вет – ветровая нагрузка на трубопровод, действующая в горизонтальной плоскости, перпендикулярно к его оси,

n_вет – коэффициент надёжности по ветровой нагрузке принимаемый 1,2;

q_с^н – нормативное значение статической составляющей (обусловленой средней скоростью ветра) ветрового давления на трубопровод: [14]

q_q^н – нормативное значение динамической составляющей (обусловленой пульсацией ветрового потока) ветрового давления на трубопровод: [17]

q_с^н = W_o ∙ Kв(Z) ∙ Cx(Re); (14)

q_с^н = 380∙1,22∙0,2=92,72=93 H/м

 

Kв(Z) — коэффициент, учитывающий измене­ние ветрового давления по высоте.

Cx(Re) – коэффициент лобового сопротивления трубопровода ветровому потоку: [15]

c_x =0,2«4 · 10⁵ < Rе; (15)

Wo – нормативное значение средней составляющей ветрового давления на вертикальную плоскость, принимаемое в зависимости от ветрового района строительства трубопровода;

 

Rе = 0,88 ∙10⁵ ∙ D_н ; (16)

Rе = 0,88 ∙10⁵ ∙ 1.02 = 21,2∙10⁵

 

q_q^н= qс^н ∙ ξg ∙ ξn(Z) ∙ υ(ln); (17)

 

q_q^н= 93 ∙ 0,85 ∙ 0.61975 ∙2.2 = 107,781 H/м

 

ξg­ коэффициент динамичности, равный 2,2;

ξn(Z) – коэффициент учитывающий изменение пульсации давления ветром на высоте Z расположения трубопровода от уровня земли согласно местности; СНиП 2.01.07-85* таблица 7

υ(ln) – коэффициент пространственной корреляции, пульсации давления ветром, принимаемый для существующих диаметров в зависимости от длины проектируемого перехода;

 

Расчетная поверхность включает в себя те части поверхности наветренных, подветренных, боковых стен, кровли и подобных конструкций, с которых давление ветра передается на рас­считываемый элемент сооружения.

Если расчетная поверхность близка к пря­моугольнику, ориентированному так, что его стороны параллельны основным осям (черт.), то коэффициент v следует определять по табл. 9 СНиП 2.01.07-85* в зависимости от параметров r и c

 

 

 

160 - 0,67

171 – х

υ(ln) = 148 ∙ 0.67 / 160 = 0,61975 = 0,62

 

Расчет балочных переходов без компенсации продольных деформаций

При пересечении трубопроводами мелких рек, балок, оврагов и других естественных препятствий используются надземные балочные переходы, которые в конструктивном отношении могут выполняться одно- или многопролётными, с компенсирующими устройствами и без установки компенсаторов.

Наиболее экономичными конструктивными схемами являются одно- и многопролётные. (числом пролётов не более 4 надземные балочные переходы без компенсации продольных деформаций).

Самокомпенсация продольных деформаций от изменения температуры, внутреннего давления, просадок опор и т.д. в таких системах прокладки за счёт дополнительных прогибов трубопровода в вертикальной плоскости и сжатия материала труб.

 

Определение длины перекрываемого пролёта: [18]

q_тр = q_м+ q_пр + q_сн +q_лед+q_изол; (18)

 

q_тр = 3480,88 + 5776,52 + 265,4 + 270,5 + 348,08 = 10141,38 = 10141,4 H/м

 

L_мax= ; (19)

L_мax = м

 

R₂ – расчётное сопротивление;

σ_пр.р – расчётные продольные напряжения от действия внутреннего давления, определяемые для защимлённого трубопровода по формуле:[20]

 

σ_пр.р = n_р∙ σ_пр.р^н = nр ∙ ξ ∙ δ_кц^н = n_р ∙ ξ ∙ (); (20)

 

σ_пр.р = 1,1 ∙ 0,3 ∙ () = 95,35 MΠа

ξ = 0,3

δ – толщина стенки;

 

Определение количества опор: [21]

1n = ; (21)

n = = 3,38 пролётов, следовательно 4 пролёта, 3 опоры;

Lм= =37 м

 

Соответствующая стрела прогиба, вызванная расчётной нагрузкой: [22]

fq = ; (22)

fq = = = 0,0462046 = 46,2 мм

 

E – модуль упругости, данный 2,06 ∙ 10⁵ МПа;
J – осевой момент инерции,
J = ∙ (D_н⁴ – D_вн⁴) = 0,05∙(1,082 – 0,976) = 0,0052

 

Продольное усилие, действующее в трубопроводе: [23], [24]

∆t = ±47^оС

 

N₁ = μ ∙ σ_кц ∙ (D_нар²-D_вн²); (23)

N₁ =0,3∙256,27∙0,785∙ (1,0404-0,988) = 3,13 MH

 

N₂ = α_t ∙ E ∙ (D_нар²-D_вн²) ∙ ∆t; (24)

N₂ =1,2 ∙ 10^-5 ∙ 2,06 ∙ 10⁵ ∙ 0,785 ∙ 0.0643 ∙ 47 = 4,78 MH

σ_кц=М_р ∙ σ_кц^н = n_р ∙ ; (25)

σ_кц = 1,1 ∙ = 256,27 МПа

n_р – коэффициент надёжности по нагрузке определяемый по внутреннему рабочему давлению, по диаметру;

α_t – коэффициент линейного расширения металла трубы, имеющий единицы измерения [ град ^-1 ] а также [1 /С^о ];

 

При ∆t≤0 усилие N положительное (растягивающее), а при ∆t ≥0 оно может быть как положительное, так и отрицательное (сжимающее).

 

 

 

∆t = +47 ^оС

N = N₁ – N₂;

N = 3,13 – 4,78 = - 1,65 MH

 

∆t = -47 ^оС

N = N₁ + N₂;

N = 3,13 + 5,86 = 7,91 MH

 

Критическая сила Эйлера:[

Nкр = - ; (26)

 

Nкр = - = - = - 15,74 MH.

Ŋ – свободная длина рассматриваемого перехода:
при одном пролёте ŋ= 0,6; при двух и более ŋ= 0,7.

 

Проверка:

│N│ ≤│Nкр│

 

 

∆t=+47^оС
│1,65 │ ≤│ 15,74│- верно;

 

 

∆t=+47^оС

│7,91 │ ≤│ 15,74│- верно

 

Расчёт коэффициента ξ осуществляется по формуле: [27]

ξ=N / Nкр; (27)

 

∆t=+47^оС
ξ₁= = 0,1048

∆t=-47^оС
ξ₂= = - 0,503

Фактическая стрела прогиба: [28]
При ξ > 0, когда усилие N отрицательное (сжимающее), фактическая стрела прогиба под действием этого усилия увеличивается по отношению к fq.

При ξ< 0, когда усилие N положительное (растягивающее), фактическая стрела прогиба под действием этого усилия уменьшается по отношению к fq.

f_ф= ; (28)

 

∆t=+47^оС
f_ф= = 51,6 мм

 

∆t= - 47^оС
f_ф= = 30,74 мм

 

 

Изгибающий момент в наиболее напряжённом опорном сечении от действия расчётной нагрузки: [29]

М₁= ; (29)

М₁= = - 1,157 MH∙м.

 

Изгибающий момент от действия продольной силы: [30]

М₂= N ∙ f_ф; (30)

 

∆t=+47^оС
М₂=(-1,65)∙0,0462=- 0,07623 = 0,076 МH∙м

 

∆t=-47^оС
М₂=(7,91)∙0,0307 = 0,242 = 0,242 МH∙м.

 

 

Суммарный изгибающий момент: [31]

M = М₁+ М₂; (31)

∆t=+47^оС
M=- 0,245 -0,076 = -0,321 MH∙м

∆t=-47^оС
M=- 0,245 + 0,009 = -0,003 MH∙м

Продольные напряжения рассчитываются: [32]

σ_пр= + ; (32)

 

∆t=+47^оС
σ_пр= + =-3,51-31,47=-34,98 МПа

 

∆t=-47^оС
σ_пр= + = 16,82-0,29=16,53 МПа

 

Надземные (открытые) трубопроводы следует проверять на прочность, продольную устойчивость и выносливость (колебания в ветровом потоке), а так же деформативность и общую устойчивость в продольном направлении.

 

Максимальные суммарные продольные напряжения , МПа, определяются от всех (с учетом их сочетания) нормативных нагрузок и воздействий с учетом поперечных и продольных перемещений трубопровода в соответствии с правилами строительной механики. При определении жесткости и напряженного состояния отвода следует учитывать условия его сопряжения с трубой и влияние внутреннего давления.

В частности, для прямолинейных и упруго-изогнутых участков трубопроводов при отсутствии продольных и поперечных перемещений трубопровода, просадок и пучения грунта максимальные суммарные продольные напряжения от нормативных нагрузок и воздействий - внутреннего давления, температурного перепада и упругого изгиба , МПа, определяются по формуле: ; [34]

 

 

При определении коэффициента y₄ по формуле: [33]

; (33)

0,2

Вместо y₄ допускается коэффициент Ψ_3.

Ψ₃ – коэффициент, учитывающий двухостное напряжённое состояния металла труб;

 

, [34]

 

s_пр^н= ξ₁ ∙ δ _кц^н = ξ₁ ∙ ; (34)

s_пр=0,1048 ∙ ∙0,1048=30,28 МПа

 

В соответствии со СНиП 2.05.06-85* допускается в выражении вместо коэффициента y₄ принимать коэффициент Ψ₃, при растягивающих продольных напряжениях (δпр^н ≥0) принимается равным единице.

 

 

∆t=+47^оС
N = - 1,65

N < 0

│s_пр │ ≤ Ψ₃ ∙ R2;

│34,98│ ≤ 1 ∙ 290,68

│s_пр │ ≤ Ψ₄ ∙ R2;

│34,98│ ≤ 0,2 ∙ 290,68

 

∆t=-47^оС

N = 7,91

N > 0

│s_пр │ ≤ Ψ₃ ∙ R2;

│16,53 │ ≤ 1 ∙ 290,68

 

│s_пр │ ≤ Ψ₄ ∙ R2;

│16,53 │ ≤ 0,2 ∙ 290,68

 

Расчёт нагрузок на опоры балочных переходов без компенсации продольных деформаций

Однопролётный балочный переход без компенсации продольных деформаций:

а – конструкция перехода; б – расчетная схема; 1 – трубопровод; 2 – овраг; 3 – опорная плита

 

 

Плита воспринимает нагрузку: [35]

N верт = R

R= ; (35)

R = =187615,9 Н = 187,6159 = 187,62 кН

 

Многопролетный балочный переход без компенсации продольных деформаций:

а – конструкция перехода; б – расчетная схема; 1 – трубопровод; 2 – овраг;

4 – продольно-подвижные опоры; 3 – опорная плита

Конструктивная схема

Расчетная схема

Эпюра изгибающих моментов

 

 

Нагрузка на опорную плиту:

N верт1 = R1;

R1 = =187615,9 Н = 187,6159 = 187,62 кН

 

Нагрузка на продольно-подвижные опоры: [36], [37]

N _верт2 = R₂ = q_тр ∙ l_м; (36)

 

N _верт2 = R₂ = 10141,4 ∙ 37 = 375231,8 Н=375,2318 = 375,2 кН

N_{горизонт} = N_в ∙ N_rf = q_вl + 0,01∙ (N_t + N_p); (37)

 

N_{горизонт} =240,94∙ 37 + 0,01∙ (54,6∙10⁵+60,75)= 115350+8914,78=124,3 кН

N_в – усилие от ветровой нагрузки действующее на опору перпендикулярно оси трубопровода.

N_rf – усилие возникающее перпендикулярно оси трубопровода вследствии его отклонения в плане от прямой линии.(принимается равным 0,01 от величины продольного усилия);

L – длина перекрываемого пролёта;

N_t – продольные усилия в трубопроводе, возникающие от изменения температуры;

N_p – продольные усилия в трубопроводе,возникающие от изменения внутреннего давления;

Расчётные значения сжимающих или растягивающих напряжений σ_t и усилия N_t вдоль оси трубы от воздействия изменения температуры без компенсации температурных деформаций в продольном направлении определяется по формулам: [38], [39]

 

N_t = σ_t ∙F; (38)

 

s_t = E∙σ_t∙∆t; (39)

∆t=+47^оС
σ_t=1,2 ∙10^-5 (град^-1);

s_t = 2,06 ∙10⁵ ∙1,2 ∙10^-5 ∙47=116,2 МПа

N_t =116,2∙0,47 = 54,6 MH

 

∆t=+47^оС
s_t = 2,06 ∙10⁵ ∙1,2 ∙10^-5 ∙(-47)= -116,2 МПа

N_t = (-116,2) ∙0,47 = -54,6 MH

 

 

Расчётные значения продольных растягивающих напряжений s_p и усилия N_p от расчётного внутреннего давления газа, нефти или нефтепродуктов находят по формулам: [40], [41]

N_p = σ_p ∙F; (40)

 

s_p = ξ∙ σ _кц; (41)

s_p =0,5 ∙ 256,27 = 128,14 МПа

N_p =128,14 ∙ 0,47414 = 60,75 MH

ξ = 0,5 для прямолинейных балочных и висячих систем при наличии самокомпенсации продольных деформаций, а также для арочных систем.

Расчёт балочных переходов с компенсаторами:

 

Однопролётный балочный переход:

Конструкция и расчётная схема переходов

Однопролетный двухконсольный балочный переход с компенсаторами:

а – конструкция перехода; б – расчетная схема; 1 – опора; 2 - компенсатор

 

Оптимальной является конструкция,в которой максимальный изгибающий момент в середине пролёта (М_{х мах}) и момент на опоре (М_оп) равны по абсолютной величине (по модулю).

Это достигается в случае, когда длина консоли а=0,354ℓ. Максимально допустимый пролёт из условия прочности определяется по формуле: [42]

 

ℓ_м= ; (42)

ℓ_м= м

 

 

[М] – допустимый изгибающий момент, рассчитывается: [43]

[М] = W_s ∙ [σ_пр.и.]; (43)

[М] =0.0102∙131,78 = 1,344156 = 1,34 MH∙м

 

[М] =М _{х мах} = М _оп = ; (44)

Допустимые напряжения изгиба определим используя условия прочности для надземных трубопроводов, приведённое в СНиП 2.05.06-85*

 

|σ_пр|=|σ_пр.t +σ_пр.р+ σ_пр.и. | ≤ ψ₄∙R₂; (45)

 

Учитывая, что продольные деформации практически свободно реализуются за счёт компенсаторов трением на опорах пренебрегаем. σ_пр.t=0, [46]

σ_пр.р+ σ_пр.и. ≤ ψ₄∙R₂=|σ_пр|; (46)

продольные напряжения от действия внутреннего давления являются растягивающими,следовательно продольные усилия в трубопроводе определяются по формуле: [47], [48]

[σ_пр.и.] =R₂-σ_пр.р; (47)

[σ_пр.и.] =290,68 – 158,9 = 131,78 МПа

σ_пр.р=n_p∙ σ_пр.р^н= n_p∙ ξ∙ σ _кц^н= n_p∙ ξ∙ ; (48)

σ_пр.р=1,1∙0,5∙ =0,159=158,9 МПа

максимальный прогиб в середине пролётов: [49]

f= ∙ ; (49)

f= ∙ 8,28 м

Если по условиям эксплуатации задаётся максимально допустимый прогиб в середине пролёта f,то допустимую длину пролёта определяют: [50]

ℓ_мах= ; (50)

ℓ_мах= м

Из двух расчитанных значений выбираем наименьшее.

Длину консоли определяют как а= 0,354ℓ,следовательно а=0,354∙45,9=16,25 м

ℓ_мах+2а=2,64+16,25 =35,14 м

 

Изгибающие моменты М_{х мах} и М_оп расчитываются по формуле: [51]

М _{х мах} = М _оп = ; (51)

М _{х мах} = М _оп = МН∙м

Расчёт нагрузок на опоры балочных переходов с компенсаторами:

Однопролётный переход:

Вертикальная составляющая рассчитывается по формуле: [52]

N_верт=R_а=q_тр∙(ℓ/2+а); (52)

N_верт=R_а=10141,4 ∙(22,95+16,25)=397,542 кПа∙м

 

Горизонтальная составляющая рассчитывается по формуле: [53]

N_гориз=q_вет∙(ℓ/2+а); (53)

Nгориз=245,76∙(22,95/+16,25)=9,634 кПа∙м

 

Продольная составляющая рассчитывается по формуле: [54]

N_{гор.прод}.=N_верт∙f_тр; (54)

N_{гор.прод}.=75,05∙0,4=30,02 кПа∙м

 

В зависимости от вида опор коэффициент трения f_тр может принимать различные значения:

При скользящих опорах при трении о сталь f_тр = 0,3-0,5;

При катковых опорах f_тр =0,05/r_[см]

Многопролётный двухконсольный балочный переход с компенсаторами

Многопролетный балочный переход с компенсаторами:

а – конструкция перехода; б – расчетная схема; 1 – консоль; 2 – трубопровод; 3 – неподвижная опора; 4 – компенсатор; 5 – продольно-подвижные опоры.

 

Конструкция и расчётная схема перехода определяют дальнейшие расчёты.

Максимальный изгибающий момент в середине крайних пролётов и момент на крайних опорах равны между собой по абсолютной величине при длине консоли а=0,408ℓ.

 

Максимальный допустимый пролёт исходя из условия прочности вычисляется по формуле: [55], [56]

ℓ_м= ; (55)

ℓ_м= м

 

f= ∙ ; (56)

f= ∙ мм

Что не превышает допустимого равного 0,2 м. (СНиП 2.05.06-85*)

 

Максимальный изгибающий момент в пролёте и изгибающий момент на опоре расчитываются по формулам: [57], [58]

 

М _{х мах} = ; (57)

 

М _{х мах} = МН∙м

М _{х мах} = ; (58)

М _{х мах} = МН∙м

 

Длина пролёта с учётом консоли будет равна: [59]

 

ℓ_n=ℓ+2а=ℓ+2∙0,40825ℓ; (59)

 

Когда число пролетов n≥4

тогда, длина пролета будет равна:

L= L_пер/2∙0,40825+n_прол ≤ L_мах, где n_прол- число пролетов СНиП 2.05.06-85*

L=148/(2∙0,40825)=181,2615 м

при n=2

L=148/(2∙0,40825)+2 =52,5474 >39,88 - не удовлетворяет условию. L ≤ L_мах

а=0,40825∙L

а=0,40825∙52,5474=21,452 м

 

проверка:

L_пер=2∙а+n∙L

L_пер=2∙21,452+2∙52,5474=147,998 м

 

при n=3

L=148/(2∙0,40825)+3 =38,78≤39,88 удовлетворяет условию. L ≤ L_мах

а=0,40825∙38,78=15,83 м

 

проверка:

L_пер=2∙15,83+3∙38,78=148 м

 

при n=4

L=148/(2∙0,40825)+4 =30,73≤39,88 удовлетворяет условию. L ≤ L_мах

а=0,40825∙34,88=12,54м

 

проверка:

L_пер=2∙12,54+4∙30,73=148 м

 

Для построения перехода желательно использовать как можно меньше опор, следовательно, берем число пролетов n=3

 

 

Расчет компенсаторов.

Расчет компенсаторов на воздействие продольных перемещений трубопроводов, возникающих от изменения температуры стенок труб, внутреннего давления и других нагрузок и воздействий. СНиП 2.05.06-85*.п.8.47

Наибольшее распространение в конструкциях балочных переходов получили Г-образные компенсаторы. Расчетные продольные напряжения изгиба в компенсаторе, вызванные изменением длины надземного участка трубопровода, максимальны в точке защемления и определяются по формуле из СНиП 2.05.06-85*.

 

Величина расчетных продольных напряжений в компенсаторе s_комп определяется в соответствии с общими правилами строительной механики с учетом коэффициента уменьшения жесткости отвода k_ж и коэффициента увеличения продольных напряжений m_k. СНиП 2.05.06-85* п.8.48 [60]:

σ_комп = ⇐ Предыдущая12