Сталь по бетону 0,6;

Чугун по чугуну или чугун по стали 0,35;

Горизонтальная реакция на свободной опоре роликового типа (рис. 110) рассчитывается из условия равновесия действующих силовых моментов.

Для того чтобы ролик вращался, необходимо, чтобы момент сил, создаваемый трубопроводом на поверхности ролика, относительно оси вращения превышал сумму моментов сил трения на поверхности ролика и на поверхности цапф относительно той же оси:

NR>Q_BS+Q_Br, (279)

, (280)

Где S - плечо (коэффициент) трения качения, м;  - коэффициент трения скольжения на поверхности цапфы; r - радиус цапфы, м; R - радиус ролика, м.

Рисунок 99 - Подвесные опоры.

Где: а - простая: б - пружинная: в - с контргрузом.

Плечо трения качения зависит от материала и качества обработки соприкасающихся поверхностей. При перемещении стальной поверхности трубопровода или стальной подкладки под трубопроводом по грубо обработанной поверхности стального ролика можно принимать значение плеча трения S=0,510^-3

Уменьшение горизонтальной реакции в роликовой опоре по сравнению со скользящей достигается за счет того, что радиус цапфы меньше радиуса ролика r/R<1

Из всех типов свободных опор наименьшее значение горизонтальной реакции имеют катковые опоры (рис.98). В этих опорах трение скольжения отсутствует. Горизонтальная реакция катковой опоры может быть определена из уравнения моментов действующих сил.

2NR = Q_B(S₁ + S₂), (281)

Где S₁ - плечо трения качения при перемещении катка по опорной поверхности, м; S₂ - плечо трения качения при перемещении стальной поверхности трубопровода или подкладки под трубопроводом по поверхности катка, м;

(282)

При выборе типа опор следует не только руководствоваться значениями расчетных усилий, но и учитывать работу опор в условиях эксплуатации. С увеличением диаметров трубопроводов резко возрастают силы трения на опорах, достигая при больших диаметрах многих десятков и даже сотен килоньютонов. Это в свою очередь требует усиления строительных конструкций, воспринимающих реакции опор.

Для разгрузки несущих конструкций (мачт, стоек, кронштейнов и пр.) рекомендуется при диаметрах трубопроводов больше 400 - 500 мм применять катящие опоры при всех типах надземных прокладок, а также в проходных каналах.

В некоторых случаях, когда по условиям размещения трубопроводов относительно несущих конструкций скользящие и катящие опоры не могут быть установлены, применяют подвесные опоры (рис.99).

Недостатком простых подвесных опор (рис.99а) является деформация (перекосы и изгибы) труб вследствие различной амплитуды подвесок, находящихся на различном расстоянии от неподвижной опоры из-за разных углов их поворота.

По мере удаления от неподвижной опоры возрастает температурная деформация трубопровода и возрастает угол поворота подвесок.

Для уменьшения перекосов трубопровода желательно длину подвески выбирать возможно большей. При недопустимости перекосов трубы и невозможности применения скользящих опор следует применять пружинные подвесные опоры или опоры, с противовесом, (рис. 112 в).

Усилия, воспринимаемые неподвижными опорами, складываются из неуравновешенных сил внутреннего давления, реакций свободных опор и реакций компенсаторов температурных деформаций. Эти усилия, как правило, действуют с обеих сторон неподвижной опоры. В зависимости от направления их векторов усилия взаимно уравновешиваются (т. е. вычитаются) или суммируются.

Результирующее усилие, действующее на неподвижную опору, может быть представлено трехчленом:

N = apF_В + q_Bl + S (283)

Где а - коэффициент, зависящий от направления действия осевых усилий внутреннего давления с обеих сторон опоры, что определяется конфигурацией трубопровода и способом компенсации температурных деформаций; при неизменном диаметре трубопровода коэффициент а может иметь значение 0 или 1; р - внутреннее рабочее давление в трубопроводе. Па; F - площадь внутреннего сечения трубопровода, м²;  - коэффициент трения на свободных опорах; l - разность длин участков трубопровода с обеих сторон неподвижной опоры (участок - расстояние между опорой и компенсатором), м; S - разность сил трения осевых скользящих компенсаторов или сил упругости гибких компенсаторов с обеих сторон неподвижной опоры, Н.

Первое слагаемое представляет собой результирующее осевое усилие внутреннего давления, второе - результирующую реакцию свободных опор, третье - результирующую осевую реакцию компенсаторов.

На рис.100 представлены схемы трубопроводов. Рассмотрим усилия. действующие на неподвижную опору.

Рисунок 100 - Схемы трубопроводов.

В схеме 1 с обеих сторон неподвижной опоры А расположены сальниковые компенсаторы. Так как торцевые сечения участков трубопровода с обеих сторон неподвижной опоры А открыты, на рассматриваемый участок трубопровода не передается осевое усилие внутреннего давления (а = 0), т. е. первый член (255) равен нулю.

В схеме 2 с обоих сторон опоры А расположены участки с естественной компенсацией. Так как торцовые сечения рассматриваемого участка закрыты отводами с обеих сторон опоры А, то на них передается осевое усилие внутреннего давления, но эти усилия с обеих сторон неподвижной опоры равны и противоположны по знаку, поэтому а = 0. Следовательно, и для этой схемы первый член выражения (255) равен нулю.

В схеме 3, так же как и в схеме 1, с обеих сторон неподвижной опоры расположены сальниковые компенсаторы. Однако в отличии схемы 1 на трубопроводе установлена задвижка. При закрытии задвижки с обеих сторон ее могут установиться разные давления. Наибольшее значение результирующее осевое усилие возникает тогда с одной стороны задвижки установится полное рабочее давление, а с другой внутреннее давление будет равно нулю. В этом слчае коэффициент а = 1 и результирующее осевое усилие внутреннего давления равно pF_В.

В схеме 4 с одной стороны неподвижной опоры А установлен сальниковый компенсатор, а с другой – гнутый ( упругий) компенсатор. Осевое усилие внутреннего давления в этом трубопроводе равно pF_в и направлено от неподвижной опоры в сторону компенсатора.

Сила трения в осевых компенсаторах сальникового типа (см. рис. 84 и 85) определяется по формуле:

S = d²_Hbp, (284)

Где: d_Н – наружный диаметр стакана компенсатора, практически равный наружному диаметру трубы, м; b – отношение высоты сальниковой набивки к наружному диаметру стакана; р – рабочее давление в трубопроводе, Па;  - отношение удельного давления сальниковой набивки на поверхность стакана к рабочему давлению:  = 1,5;  - коэффициент трения набивки по стакану, в среднем  = 0,15.

Для сальниковых компенсаторов большого диаметра (400 – 1400 мм) b = 0,25 – 0,15 в среднем b = 0,2. Для сальниковых компенсаторов меньшего диаметра (100 – 350 мм) b = 0,3 – 0,6.

Из сравнения (284) и (288) следует, что отношение силы трения сальникового компенсатора к осевому усилию внутреннего давления.

 = S/P₁ = 4b (285)

Таблица 19- Значения коэффициента  для сальниковых компенсаторов, вычисленные по (199).

d0, мм	100	150	200	250	300	350	400	500	600	800	1000	1200	1400
l	0,54	0,53	0,53	0,43	0,36	0,31	0,27	0,24	0,20	0,16	0,13	0,11	0,10

Из всех усилий, действующих на неподвижную опору, наиболее значительным является неуравновешенная сила внутреннего давления pF_В. По сравнению с этой силой остальные реакции, действующие на неподвижную опору, сравнительно невелики. Для облегчения конструкции неподвижной опоры необходимо стремиться к уравновешению осевой силы внутреннего давления внутри трубопровода.

В целях унификации расчетов и стандартизации конструкций неподвижных опор принято делить их условно на две группы: неразгруженные и разгруженные. К первой группе относятся опоры, воспринимающие осевую реакцию внутреннего давления рF_B. Ко второй группе относятся опоры, на которые осевая реакция внутреннего давления не передается.

Если второй член в (255) относительно невелик, что имеет место при l<0, то при сальниковых компенсаторах расчетное осевое усилие Н, воспринимаемое неподвижной опорой, может определяться по формулам:

При неразгруженных опорах

N = (1 + )pF_B, (286)

При разгруженных опорах

N = pF_B, (287)

При установке на трубопроводах линзовых компенсаторов осевая реакция внутреннего давления резко возрастает в связи с тем, что площадь сечения линзы значительно превосходит площадь поперечного сечения трубопровода.

Кроме усилий, на неподвижные опоры часто передаются также изгибающие и крутящие моменты.

Схема чередования компенсаторов и опор неподвижных (мёртвых) и подвижных на прямом участке теплопровода показана на рис.101.

Рисунок 101 - Схема чередования компенсаторов и опор на прямом участке теплопровода:

Где; К – компенсатор,1 - неподвижная опора (мертвая точка); 2 - подвижная опора без направления, 3 - подвижная опора с осевым направлением

Рисунок 102 - Мёртвые опоры для теплопроводов:

а - с косынками с односторонним упором; б - с косынками с двусторонним упором; в – хомутовая.

Мёртвые опоры (рис.102) теплопроводов подразделяются на разгруженные и не нагруженные от внутреннего давления.

Мёртвая опора разгружена от внутреннего давления, если она расположена: 1) на участке с самокомпенсацией; 2) на участке с гнутыми или с разгруженными сальниковыми компенсаторами, если только она не находится между компенсатором и вентилем (задвижкой) или отводом (коленом).

Осевое усилие Р, действующее на мёртвую опору, приближённо определяется по формулам:

Для разгруженной опоры:

; (288)

Для неразгруженной опоры:

, (289)

Где: р - избыточное давление в трубопроводе в кг/см² (но не менее чем 5 кг/см²); d_нар - наружный диаметр трубы в см.

В зависимости от диаметра трубы и от величины осевого усилия выбирается конструкция опор из числа показанных на рис.102 Трубы малых диаметров закрепляются одним хомутом.

Рисунок 103 - Подвижные опоры:

а - без направления; б - с осевым направлением

Подвижные (промежуточные) опоры подразделяются на опоры без направления (рис.103а), предоставляющие трубе продольную и поперечную подвижность, и направляющие опоры, ограничивающие боковое смещение трубы. Направляющие опоры (рис.103б) ставятся перед сальниковыми и линзовыми компенсаторами.

Подвесная опора (подвеска) должна обеспечивать свободное осевое перемещение трубы при минимальном вертикальном смещении трубы в точке подвешивания (1/20 до 1/15 теплового удлинения подвешенного участка трубы).

Опоры рассчитываются на вертикальную нагрузку от веса трубы с изоляцией и водой (для паропроводов этим учитывается заполнение их водой при гидравлическом испытании). Для учёта возможной просадки опор расчётная длина трубы, приходящаяся на одну опору, принимается равной полуторакратному расстоянию между опорами. Так как момент инерции трубы в зависимости от диаметра возрастает относительно больше, чем вес 1 пог. м трубы, то чем больше диаметр трубы, тем больше может быть расстояние между опорами

Таблица 20- Расчетные веса изолированных трубопроводов, расстояния между опорами и нагрузки на опоры.

Условный диаметр трубы в мм	Вес 1 пог. м трубы с изоляцией и водой в кг	Расстояние между опорами а м	Расчетная вертикальная нагрузка на опору в кг
50	18	3,0	80
76	28	4,0	165
100	35	4,5	240
125	51	5,0	380
150	64	6,0	580
200	102	7,0	1070
250	141	8,0	1690
300	188	9,0	2520
350	238	9,0	3200
400	300	9,0	4050

Рисунок 104- Установка неподвижной опоры в камере.

действующими на трубопровод, которые определяются в каждом конкретном случае для заданной схемы и режима работы трубопровода. Неподвижные опоры выполняются обычно из железобетона или стали.

На рис.104 показана установка неподвижной опоры в камере. Усилие, воспринимаемое опорой, передается на вертикальные стойки, концы которых защемлены в основании и перекрытии камеры.

Рисунок 105 - Железобетонная щитовая неподвижная опора.

При расположении неподвижных опор между камерами, в непроходных каналах или при бесканальной прокладке удобны железобетонные щитовые опоры (рис.105). Такая опора представляет собой железобетонную плиту. Конструкция не требует солидных фундаментов, так как нагрузка от нее передается центрально

28 Пространственные трубопроводы.

В пространственных трубопроводах кроме деформаций растяжений и изгиба, имеющих место в плоских трубопроводах, возникают деформации кручения.

Рисунок 106 - Схема пространственного трубопровода.

На рис.106 показана схема пространственного трубопровода. При нагревании трубопровода в плече АВ возникает деформация кручения, вызываемая термическим удлинением плеча CD. Аналогичная деформация кручения возникает и в плече CD, вызванная термическим удлинением плеча АВ.

Максимальное напряжение кручения возникает в концевых сечениях трубопроводов (сечения у отвода В и С), на которые передаются крутящие моменты. Это напряжение определяется по формуле

 = Gi_к, (290)

где G - модуль сдвига; i_к —относительное кручение:

i_к = r/l, (291)

здесь  - угол поворота сечения трубопровода в радианах; r - наружный радиус трубы; l - длина плеча трубопровода.

Так, например, если при нагревании трубопровода (рис. 119) участок l₃ удлинится на ₃, то угол поворота крайнего сечения участка DC составит  = ₃/l₂, а относительна кручение сечения участка DC (вблизи отвода С) будет равно:

I_к = r₃/(l₁l₂). (292)

Аналогично относительное кручение для сечения B участка AВ будет равно:

, (293)

где ₁ - термическое удлинение участка l₁.

Как видно из (292) и (293), напряжение кручения не зависит от толщины стенки трубопровода.

Крутящий момент:

M = W_n, (294)

Где W_n - полярный момент сопротивления трубы.

Минимальная толщина засыпки над перекрытием проходимого канала под проездами должна быть 500 мм, а вблизи камер (см. ниже) — 300 мм.

Кроме непроходимых и проходимых могут сооружаться полупроходимые каналы, высота которых в свету позволяет передвигаться по ним в согнутом положении. Как правило, полупроходимые каналы не рекомендуются, но могут оказаться необходимыми для прокладки небольшого числа труб там, где последующее вскрытие грунта невозможно, например при пересечении путевого развития. Конструкция подобного канала показана на рис.107,108. Минимальная глубина засыпки от верха перекрытия канала до подошвы рельса - 850 мм.

Рис 107 Кирпичный проходимый канал для теплопроводов

Рис 108. Железобетонный. полупроходимый канал для прокладки теплопроводов под железнодорожными путям

При устройстве каналов для теплопроводов необходимо обеспечить защиту изолированного теплопровода от увлажнения. При высоком уровне грунтовых вод параллельно каналу прокладывается дренажная труба, а дно канала защищается гидроизоляцией. Для защиты канала от поверхностных вод применяется гидроизоляция, и, кроме того, перекрытию канала придают поперечный уклон (1:20). Для стока проникшей в канал или выделившейся в нем воды дну канала, имеющему лоток, придаётся продольный уклон (не менее 1:500).

В устойчивом и сухом грунте теплопровод возможно укладывать без канала. Изолированный теплопровод укладывается на плотное дно траншеи или на подсыпку из гравия. При этом обязательны надёжная гидроизоляция теплопровода и хоронит дренаж грунта. Теплоизоляционная конструкция должна разгружать трубу от давления грунта. С этой целью для тепловой изоляции бесканальных теплопроводов , применяют твёрдые кирпичи-сегменты из обоженного диатомита или пенобетона (такая прокладка труб называется упругой, так как труба внутри изоляции свободно удлиняется). Практикуется также укладка труб и в засыпную изоляцию (фрезторф). В этом случае труба испытывает давление грунта (неупругая прокладка).

Для понижения давления пара применяются автоматические редукционные клапаны (регуляторы давления прямого действия). Действие редукционного клапана основано на мятии пара при протекании через кольцевое сечение между тарелкой («золотником») и седлом клапана.

На рис.109 показано устройство редукционного клапана распространённой конструкции - с пружиной. Пар входит в корпус клапана по направлению стрелки. Давление пара перед клапаном (высокое давление) действует на тарелку 2 клапана и на поршень 3, диаметр которого равен диаметру тарелки, вследствие чего давление на тарелку клапана снизу всегда уравновешено и силе пружины 7, отжимающей тарелку клапана от седла, противодействует сверху сила давления пара за клапаном. Поэтому тарелка клапана всегда приподнимается настолько, что в зависимости от давленая пара перед клапаном и от расхода пара давление после клапана остаётся почти постоянным соответственно натяжению пружины. Маховичок 4 служит для регулирования натяжения пружины в соответствии с требуемым давлением. Маховичок 5 служит для закрывания клапана вручную. При большем подъёме тарелки, клапана пружина сжата меньше, чем при меньшем подъёме; следовательно, при большом расходе пара давление после клапана несколько меньше, чем при малом расходе (неравномерность давления после клапана имеет место при всех регуляторах прямого действия).

При значительной разности между высоким и низким давлением рекомендуется для увеличения постоянства величины сниженного давления устанавливать последовательно два клапана, распределив между ними снижение давления пропорционально величине давления перед каждым клапаном.

Рисунок 109 – Редукционный клапан (регулятор давления) прямого действия системы Главармалита.

Кроме пружинных редукционных клапанов применяются редукционные клапаны с грузом, отличающиеся от регулятора подпора только тем, что импульсная трубка присоединяется к трубопроводу низкого давления, а двухседельный клапан устанавливается по отношению к седлу так, что при повышении давления в трубопроводе низкого давления грузы стремятся закрыть проход между двухседельным клапаном и седлом.

Расчётным размером редукционного клапана является максимальная площадь кольцевого сечение между седлом клапана и тарелкой при наибольшем её подъёме. По этой величине подбирается клапан по каталогу, для чего по формулам для истечения пара из отверстия по заданным параметрам пара перед клапаном определяется по заданному давлению за клапанов определяется пропускная способность 1 см² площади указанного кольцевого сечения.

29 КОМПЕНСАЦИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ.

Компенсация температурных деформаций стальных трубопроводов имеет исключительно важное значение в технике транспорта теплоты.

Если в трубопроводе отсутствует компенсация температурных деформаций, то при сильном нагревании в стенке трубопровода могут возникнуть большие разрушающие напряжения. Значение этих напряжений может быть рассчитано по закону Гука:

 = Еi (295)

Где Е - модуль продольной упругости; i - относительная деформация. При повышении на t температуры трубы длиной l удлинение должно составить:

i = lt, (296)

Где:  - коэффициент линейного удлинения, 1 /К.

Для углеродистой стали  = 1210^-6 1/К. Если участок трубы защемлен и при нагревании не удлиняется, то его относительное сжатие равно:

i = l/l = t (297)

Из совместного решения (295) и (296) можно найти напряжение сжатия, возникающее при нагреве прямолинейного защемленного (без компенсаторов) участка трубопровода:

 = Еt (298)

Для стали  = 2,35t МПа = 24t кгс/см².

Как видно из (298), напряжение сжатия, возникающее в защемленном прямолинейном участке трубопровода, не зависит от диаметра, толщины стенки и длины трубопровода, а зависит только от материала (модуля упругости и коэффициента линейного удлинения) и перепада температур.

Усилие сжатия, возникающее при нагревании в прямолинейном трубопроводе без компенсации, определяется по формуле:

Р = f = Eif (299)

где: f - площадь поперечного сечения стенок трубопровода, м².

Способы компенсации температурных удлинений, применяемые в тепловых сетях, весьма разнообразны. По своему характеру все компенсаторы могут быть разбиты на две группы: осевые и радиальные.

Осевые компенсаторы применяются для компенсации температурных удлинений прямолинейных участков трубопровода.

Радиальная компенсация может быть использована при любой конфигурации трубопровода. Радиальная компенсация широко применяется на теплопроводах, прокладываемых на территориях промышленных предприятий, а при .небольших диаметрах теплопроводов (до 200 мм) - также и в городских тепловых сетях. На теплопроводах большого диаметра, прокладываемых под городскими проездами, устанавливаются главным образом осевые компенсаторы.

Компенсация температурных удлинений трубопроводов.

В тепловых сетях вследствие наличия прямолинейных участков трубопроводов большой длины недостаточно использовать самокомпенсацию. Поэтому температурные удлинения теплопроводов. как правило, поглощаются специальными компенсаторами. В тепловых сетях применяются компенсаторы: а) сальниковые, б) волнистые, в) линзовые, а также описанные в первой части курса («Котельные установки») гнутые компенсаторы.

Сальниковый компенсатор (рис.110) состоит из корпуса, соединяемого с концом одной трубы, и скользящего в корпусе- подвижного патрубка стакана, соединяемого с концом другой трубы. Набивка сальника между корпусом компенсатора и стаканом обеспечивает герметичность соединения компенсатора с трубами. По время эксплуатации сальник периодически подтягивают. Однако с течением времени набивка становится жесткой, сальник начинает пропускать, и приходится сменять набивку с отключением теплопровода.

Рисунок 110 – Сварной сальниковый компенсатор.

При монтаже стакан компенсатора устанавливается с таким расчётом, чтобы при полном охлаждении соединенного со стаканом участка трубопровода стакан не вышел из сальника, а при максимальном удлинении трубы не упирался в заплечик (раструб) корпуса. Для предупреждения вырывания стакана из корпуса (что может произойти при срыве соседней опоры трубопровода) служат предохранительный бурт на стакане и кольцо в корпусе (видимые на рис.110). Для той же цели может быть применено другое надёжное приспособление.

В тепловых сетях применяются стальные сальниковые компенсаторы односторонние.

Таблица 21 - Компенсаторы сальниковые односторонние по МН 2593-61

Условный проход сальниквого компенсатора DУ , мм (шифр МН)	Размеры, мм								Наибольшая компенсирующая
	DH	A	l	D1	D	D3	D2	S
100	108	820	375	190	133	124	104	3	250
125	133	835		215	159	150	128
150	159	990	534	250	194	182	154	3,5	300
175	194	965		280	219	208	188
200	219	1160	490	345	273	260	212	4
250	273	1150		395	325	310	265	4,5
300	325	1170		450	377	358	318	5
350	377	1175		500	426	405	370	6
400	426	1360	590	560	478	456	418	7 8 9 10 11 12	400
450	478	1360		610	529	505	470
500	529	1370		675	578	570	520
600	630	1375		780	680	672	622
700	720	1380		875	774	762	712
800	820	1385		980	874	862	812
900	920	1385		1085	974	962	912
1000	1000	1390		1185	1078	1062	1012

Кроме сальниковых компенсаторов, изготовляемых из стальных труб (рис.110), применяются сальниковые компенсаторы с литыми корпусами и стаканами. Компенсирующая способность  сальникового компенсатора составляет от 100 до 250 мм.

На рис.111 показан сдвоенный (двусторонний) сальниковый компенсатор, компенсирующая способность которого вдвое больше, а конструкция проще, чем одностороннего.

Для надёжного действия сальникового компенсатора необходимо установить его точно по оси трубопровода.

Рисунок 111 – Двухсторонний сальниковый компенсатор.

При наличии сальникового компенсатора прямой участок трубопровода разрезан на две части, давление теплоносителя на торцевые поверхности каждой из двух частей трубопровода нс уравновешено и реакция внутреннего давления передаётся на неподвижные опоры. Сила реакции равна произведению избыточного давления и трубе на площадь круга с диаметром, равным наружному диаметру трубы. Неуравновешенность внутреннего давления ограничивает применение сальниковых компенсаторов описанных типов при высоком давлении и для трубопроводов больших диаметров.

Рисунок 112 – Односторонний сальниковый компенсатор.

Осевая компенсация

В практике находят применение осевые компенсаторы двух типов: сальниковые и упругие. На рис.112 показан односторонний сальниковый компенсатор. Между стаканом 1 и корпусом 2 компенсатора располагается сальниковое уплотнение 3. Сальниковая набивка, обеспечивающая плотность. зажимается между упорным кольцом 4 и грунд-буксой 5. Обычно набивка выполняется из асбестовых прографиченных колец квадратного сечения. Компенсатор непосредственно вваривается в трубопровод, поэтому установка его на линии не приводит к увеличению количества фланцевых соединений

На рис.113 приведен разрез двустороннего сальникового компенсатора. Недостатком сальниковых компенсаторов всех типов является сальник, требующий систематического и тщательного ухода в эксплуатации. Набивка в сальниковом компенсаторе изнашивается, теряет со временем упругость и начинает пропускать теплоноситель. Подтяжка сальника в этих случаях не дает положительных результатов, поэтому через определенные периоды времени сальники приходится перебивать. От этого недостатка свободны все типы упругих компенсаторов.

Рисунок 113 – Двухсторонний сальниковый компенсатор.

На рис.114 показан уравновешенный сальниковый компенсатор, имеющий три сальника 1; в нём реакции внутреннего давления противодействует сила давления теплоносителя на уравнительный поршень 2. Основной сальник обогревается паром. Как видно из рис 78, уравновешивание внутреннего давления достигается за счёт значительного усложнения конструкции компенсатора.

Достоинство сальниковых компенсаторов - небольшие габариты. Недостатки - трудность сохранения герметичности, необходимость периодического надзора и ремонта.

Таблица 22– Компенсаторы сальниковые двухсторонние по МН 2598-61

Условный проход сальникового компенсатора DУ,мм	Размеры, мм		Общая масса (при А1) кг	Наибольшая компенсирующая способность, мм
	А	А1
100	1620	870	41,62	2250
125			49,93
150	1900	1030	86,43	2300
175			100
200	2160	1180	177
250			243
300			305
350			318
400	2560	1380	406	2400
450			468
500	2620	1440	651
600			784
700			939
800			1169
900			1339
1000			1528

Сальниковые компенсаторы применяются при трубах небольших диаметров, если нет места для гнутых компенсаторов, и всегда при трубах диаметром больше 300 - 400 мм, не допускающих гнутья.

Рисунок 114 – Уравновешенный сальниковый компенсатор.

Сальниковые компенсаторы нельзя устанавливать, если в эксплуатации возможно нарушение прямолинейности оси трубопровода вследствие просадки отдельных опор, в частности при деревянных опорных конструкциях и в подвесных трубопроводах.

Сальниковые компенсаторы допускаются для рабочего давления до 16 ат. При сальниковых компенсаторах особенно недопустимо повышение температуры теплоносителя сверх расчётной.

Волнистый компенсатор изготовляется из бесшовной трубы путём образования круговых складок-волн высотой 20 - 30 мм. Гибкость такого компенсатора невелика.

Линзовый компенсатор (рис.115) сваривается из штампованных тарелок: две тарелки образуют волну высотой 50 - 200 мм. Каждая тарелка прогибается, как пластинка, зажатая по окружности и нагруженная в центре.

Компенсирующая способность линзового компенсатора составляет от 5 до 15 мм, в среднем 8 - 12 мм на одну волну. Во избежание выпучивания компенсатора и неравномерной работы отдельных волн компенсатор составляется не более чем из 6 - 12 волн, что даёт Д = 50 - 100 мм.

Волнистые и линзовые компенсаторы также являются неразгруженными.

Линзовые компенсаторы просты по конструкции, герметичны, имеют малые габариты, однако тарелки, которые для гибкости должны быть тонкостенными, не выдерживают большого внутреннего давления, почему в зависимости от диаметра трубы линзовые компенсаторы применяются при давлении не свыше 5 ат.

В углублениях волн может отлагаться грязь и собирается конденсат; при установке компенсатора на горизонтальных паропроводах волны необходимо дренировать.

Гнутые компенсаторы (П-образные и лировидные) имеют следующие достоинства:

1. возможность изготовления их при монтаже трубопроводов;

2. пригодность для любого давления;

3. надёжность;

4. герметичность;

5. уравновешенность внутреннего давления.

Недостаток гнутых компенсаторов - большие габариты. Кроме того, при установке их заметно увеличивается длина труб (иногда на 15 - 20% строительной длины трубопровода) и возрастает потеря напора вследствие увеличения длины труб и дополнительных поворотов.

Из-за громоздкости гнутые компенсаторы обычно применяются при диаметре труб не свыше 200 мм, хотя возможно их изготовить при диаметре труб до 350 - 400 мм.

Рисунок 115 – Линзовый компенсатор.

Гнутый компенсатор при монтаже растягивается на величину, равную допустимому по прочности прогибу, благодаря чему компенсирующая способность компенсатора при заданном напряжении в материале равна двойному прогибу, допустимому по прочности.

Иногда на трубах вблизи компенсатора устанавливают направляющие опоры, препятствующие боковому смещению прямых участков труб, при -наличии таких опор участки труб на протяжении между компенсатором и ближайшими неподвижными опорами не участвуют в изгибе вместе с компенсатором; вследствие этого компенсирующая способность последнего уменьшается приблизительно на 20% по сравнению с компенсирующей способностью компенсатора при ненаправленных концах труб. Перед сальниковыми компенсаторами направляющие опоры необходимы.

Обычно расстояние между компенсаторами составляет 40 - 80 м. На обратных трубах водяной теплосети, температура которых ниже, чем подающих, устанавливают вдвое меньшее число компенсаторов, чем на подающих.

На рис.116 приведена конструкция трехволнового линзового компенсатора. Линзовые компенсаторы изготовляются из листовой стали. Для уменьшения гидравлического сопротивления линзовых компенсаторов внутрь корпуса вставляется гладкая труба. Линзовые компенсаторы сварного типа находят основное применение на трубопроводах низкого давления (до 0,4 - 0,5 МПа).

Рисунок 116 – трехволновой линзовый компенсатор.

При установке на трубопроводах более высокого давления возможно выпучивание волн. Для повышения устойчивости против выпучивания приходится делать линзы из листов большой толщины, что ведет к понижению их компенсирующей способности. Компенсирующая способность линзовых компенсаторов определяется обычно по результатам испытаний или принимается по данным заводов-изготовителей. Для компенсации больших термических деформаций линзовые компенсаторы выполняются с большим количеством волн. Осевая реакция линзовых компенсаторов является суммой двух слагаемых:

S = S_k + S_д, (300)

где s_k - осевая реакция от температурной компенсации, вызываемая деформацией волны при термическом расширении трубопровода, Н; S_д - осевая реакция, вызываемая внутренним давлением, Н.

Осевая реакция от температурной компенсации Н может быть определена по формуле:

S_д = (l/n)e, (301)

где l - термическая деформация компенсатора, м; n - число волн; е - жесткость волны, Н/м.

Жесткость волны е представляет собой частное от деления осевого усилия на осевую деформацию волны, вызываемой этим усилием, и зависит от профиля волны, ее геометрических размеров (наружного и внутреннего диаметра, ширины) и толщины стенки компенсатора. Значение е определяется экспериментально.

Осевая реакция внутреннего давления:

(302)

где  - опытный коэффициент, зависящий от геометрических размеров и толщины стенки волны (в большинстве случаев  = 0,5— 0,6); D, d - наружный и внутренний диаметры волны, м; р_п - избыточное давление теплоносителя. Па.

.

Особенности компенсаций тепловых деформаций безканальных теплопроводов

Изоляционная конструкция бесканальных теплопроводов находится в непосредственном контакте с окружающим грунтом и под его давлением. Поэтому при изменении температуры стального трубопровода возникает сила трения между деформируемым теплопроводом и окружающей средой.

В конструкциях бесканальных теплопроводов, в которых имеет место адгезия тепловой изоляции ,к поверхности трубы (теплопроводы с монолитными оболочками из армопенобетона, поропласта и др.), трение возникает на наружной поверхности монолитной оболочки. В бесканальных теплопроводах без адгезии изоляции к поверхности трубы (теплопроводы с монолитной изоляцией из битумоперлита, с изоляцией из засыпных порошков) трение возникает на наружной поверхности стального трубопровода.

Силы трения вызывают деформацию и напряжения сжатия (при разогреве) или растяжения (при остывании) в стенках стального трубопровода. При этом, естественно, суммарное напряжение в стенке стального трубопровода не должно превосходить допустимое значение () этого условия определяется предельная длина участка бесканального теплопровода между неподвижной опорой и сальниковым компенсатором.

Поскольку осевая сила внутреннего давления P₁ в таких теплопроводах обычно равна нулю, так как применяются сальниковые компенсаторы, то максимальное приведенное напряжение в трубопроводе возникает при разогреве, когда силы трения вызывают деформацию сжатия.

Допускаемое напряжение сжатия в трубопроводе может быть определено на основе энергетической теории прочности из условия:

(303)

Где ^т₁ - напряжение сжатия в плоскости, нормальной к оси трубы; [^т₁] берется со знаком минус, так как оно противоположно по знаку напряжению растяжения в осевой плоскости трубы ₂, определяемому по формуле (266).

Из (63) допускаемое напряжение сжатия в трубопроводе:

(304)

Поскольку деформация сжатия трубопровода вызывается как силами трения на линейной части, так и силами трения в сальниковом компенсаторе, то уравнение равновесия сил имеет следующий вид:

(^т₁)_допd_ср = S + d_tlq (305)

Где: d_cp = (d_H +d_B)/2 - средний диаметр трубы, м;  - толщина стенки трубы, м; S - реакция сальникового компенсатора, определяемая по (284), Нd_т - диаметр поверхности трения, м; l - длина участка трубопровода, м; q - нормальное удельное давление на поверхности трения, Па;  - коэффициент трения.

Предельная длина участка бесканального теплопровода l_пр, м, т. е. расстояние между неподвижной опорой и компенсатором, при котором напряжение сжатия в сечении трубопровода у неподвижной опоры достигает (^т₁)_доп, равна:

(306)

Пренебрегая реакцией сальникового компенсатора S из-за незначительности этой величины по сравнению с силой трения на поверхности трубы, получаем:

(307)

Для теплопроводов без адгезии изоляции к поверхности трубы можно принимать d_cp/d_T = 1, тогда:

(308)

При изменении температуры теплоносителя в бесканальных теплопроводах компенсация температурной деформации происходит одновременно не на всей длине теплопровода, а только на участке длиной l (отсчитанной от компенсатора в сторону неподвижной опоры), на котором возникающая в трубопроводе реакция (сила) сжатия или растяжения достигает значения, достаточного для преодоления силы трения на поверхности этого участка трубопровода. Из условия равновесия указанных сил длина компенсируемого участка трубопровода при данном тепловом режиме

(309)

где: t - разность температур стенки трубопровода в данный момент и при монтаже, °С; f - площадь поперечного сечения стенки трубопровода, м².

При этом температурном режиме все сечения трубопровода на расстоянии от компенсатора l>l* находятся в защемленном состоянии. Компенсация температурной деформации этих участков не происходит.

Разность температур стенки трубопровода и монтажа t, при которой компенсируется термическая деформация всего пролета трубопровода длиной l, между неподвижной опорой и компенсатором может быть найдена из (96) при условии l = l*:

(310)

При этом режиме напряжение сжатия. Па, в сечении трубопровода у неподвижной опоры достигает максимального значения:

(311)

а перемещение конечного сечения трубопровода у компенсатора:

(312)

Коэффициент 0,5 в (226) учитывает деформацию продольного сжатия в трубопроводе со средним напряжением, равным половине максимального (у неподвижной опоры), так как напряжение продольного сжатия распределяется по длине пролета по линейному чакону и непосредственно у компенсатора оно равно нулю.

Как видно из (284), в диапазоне температур от t = 0 до t = t* перемещение конечного сечения трубопровода у компенсатора в бесканальных теплопроводах пропорционально не первой степени, а квадрату изменения температуры стенки трубопровода.

При дальнейшем повышении температуры стенки, т. е. при t > t*, напряжение продольного сжатия остается постоянным, а дальнейшее перемещение конечного сечения трубопровода у компенсатора равно полному дополнительному температурному удлинению трубопровода.

Рисунок 117 – Температурные деформации и напряжения в бесканальных теплопроводах

а – удлинение при начальном нагреве: 1 – действительное, 2 – при свободном перемещении; б – изменение напряжений при нагреве и охлаждении.

Температурные деформации и напряжения в бесканальных теплопроводах показаны на рис.117.

При t > t* перемещение конечного сечения трубопровода у компенсатора:

 = l(t – 0,5t*) = l[t – 0,5(t* + t_M)] (313)

где t = t – t_M; t* = t* - t_M, t_M - температура монтажа, °С.

В разгруженных теплопроводах лежащих на свободных опорах, в отличие от бесканальных теплопроводов  = l(t – t_M)

Процесс начального разогрева теплопровода после монтажа показан линией 0-1-2.

При повышении температуры теплопровода по сравнению с температурой монтажа от t₀ = 0 до t = t* в рассматриваемом сечении трубопровода возникает напряжение сжатия, которое возрастает от (-^т₁) =0 при t₀ = 0 до (-^т₁) = (-^т₁)* при t₁ = t*

Реакция (сила) сжатия, возникающая в стенке трубопровода достигает значения силы трения на поверхности теплопровода между данным сечением трубы и компенсатором.

При дальнейшем повышении температуры от t₁, до t₂ напряжение сжатия, возникающее в рассматриваемом сечении трубы, остается неизменным. При этом конец трубопровода у компенсатора дополнительно перемещается по направлению температурной деформации на l*(t₂ - t₁), где l* - расстояние от рассматриваемого сечения до компенсатора. Чем дальше сечение трубы от компенсатора, т. е. чем больше l*, тем больше значение разности температур t*, при которой реакция (сила) сжатия, возникающая в трубопроводе, уравновешивает силу трения на поверхности теплопровода.

Процесс происходящий при последующем снижении температуры теплоносителя, показан линией 2-3-4-5. На участке 2-3 температура трубопровода снижается на t₂ - t₃ = t₁ - t₀, а напряжение сжатия в рассматриваемом сечении уменьшается от (-^т₁)* при t₂ до нуля при t₃. При дальнейшем снижении температуры от t₃ до t₄ в рассматриваемом сечении возникает напряжение растяжения, которое возрастает от нуля при t₃ до (+^т₁)при t₄. При дальнейшем снижении температуры от t₄ до t₅ = 0 напряжение в трубопроводе не возрастает, так как возникающая в нем при t₄ = t* сила (реакция) достаточна для преодоления сил трения на рассматриваемом участке теплопровода. При t₅ = 0 рассматриваемое сечение трубопровода находится не в разгруженном состоянии, а под напряжением растяжения. При последующих циклах нагрева и охлаждения процесс характеризуется линией 5-6-7-2-4-5. Как видно из рис. 131,б в бесканальных теплопроводах возникает «гистерезис» напряжений. Как при максимальной температуре t₂, так и при минимальной температуре t₅ = 0 напряжения (сжатия или растяжения), возникающие в поперечных сечениях бесканальных теплопроводов, имеют максимальные значения. Причем эти напряжения тем больше, чем дальше от компенсатора находится данное сечение теплопровода.

При длине пролета l > l_пр напряжения, возникающие в бесканальных теплопроводах у неподвижных опор, превышают допустимые значения (^т₁)_доп, что может привести к разрушению стенки трубопроводов.

Радиальная компенсация

При радиальной компенсации термическая деформация трубопровода воспринимается за счет изгиба специальных эластичных вставок или отдельных участков самого трубопровода. Последний метод компенсации термических деформаций, широко используемый в практике, называется естественной компенсацией.

Преимуществами этого вида компенсации над другими видами являются: простота устройства, надежность, отсутствие необходимости в надзоре и уходе, разгруженность неподвижных опор от усилий внутреннего давления. Недостатком естественной компенсации является поперечное перемещение деформируемых участков трубопровода, требующее увеличения ширины непроходных каналов и затрудняющее применение засыпных изоляции и бесканальных конструкций.

Расчет естественной компенсации заключается в нахождении усилий и напряжений, возникающих в трубопроводе под действием упругой деформации, выборе длин взаимодействующих плеч трубопровода и определении поперечного смещения участков трубопровода при компенсации. Методика расчета базируется на основных законах теории упругости, связывающих деформации с действующими усилиями

Рисунок 118 – Сплющивание кривой трубы при изгибе.

Участки трубопровода, воспринимающие температурные деформации при естественной компенсации, состоят из колен и прямых участков. Гнутые колена повышают гибкость трубопровода и увеличивают его компенсирующую способность. Влияние гнутых колеи на компенсирующую способность особенно заметно в трубопроводах большого диаметра.

Изгиб кривых участков труб сопровождается сплющиванием поперечного сечения, которое превращается из круглого в эллиптическое.

На рис.118 показана изогнутая труба с радиусом кривизны R. Выделим двумя сечениями аb и cd элемент трубы. При изгибе в стенке трубы с выпуклой стороны возникают растягивающие, а с вогнутой - сжимающие усилия. Как растягивающие. так и сжимающие усилия дают равнодействующие Т, нормальные к нейтральной оси.

Под действием силы Т поперечное сечение трубы сплющивается, превращаясь из круглого в эллиптическое, отчего понижается ее жесткость. Коэффициент жесткости гнутых гладких отводов зависит от геометрической характеристики отводов определяемой по формуле:

h = R/r²_cp (314)

Где:  - толщина стенки трубы; R - радиус изгиба оси трубы; -средний радиус трубы (d_н - наружный диаметр трубы).

Рисунок 120 – Коэффициент жесткости гладких кривых труб.

При h1 коэффициент жесткости определяется по формуле Кларка и Рейснера

k = h/1.65 (315)

при h>l — no формуле Кармана

. (316)

Кривая коэффициентов жесткости гладких труб приведена на рис.120.

Для прямой трубы R = ∞, h ∞ и k = 1. С увеличением диаметра трубы уменьшаются h и коэффициент жесткости трубы k. Если жесткость прямого участка трубопровода равна EJ, Па, то жесткость кривого участка трубопровода равна kREJ, Па. Поправочный коэффициент напряжения для гнутых гладких труб

m = 0,9/h^2/3 (317)

и учитывается только при m>1, т. е. при h<0,85.

Рисунок 121 - Схема участка с гибким компенсатором.

Для определения напряжений и компенсирующей способности симметричных конфигурации трубопроводов, в которых прямая, соединяющая смежные неподвижные опоры, совпадает с осью трубопровода, удобно пользоваться методом, основанным на теории изгиба кривого бруса [64]. По этой теории зависимость между действующим усилием и деформацией трубопровода может быть представлена следующим выражением:

, (318)

Где Р - сила, вызывающая деформацию [направление действия силы определяется прямой, соединяющей неподвижные концевые точки трубопровода]; Д - деформация по направлению действующей силы, м; у - расстояние середины элементов участка трубопровода от направления действующей •силы, м; dS - длина элемента участка, м.

При сложных конфигурациях трубопровода, когда аналитическое определение встречает затруднения, можно использовать графический метод.

Вычерчивают в масштабе контур трубопровода и делят периметр

•его на равные по длине отрезки (рис.121). Длина каждого участка равна dS, а расстояние по перпендикуляру от середины каждого участка до прямой, соединяющей неподвижные опоры трубопровода, равно у. Значения k определяются для каждого участка по (171?).

Сумму принимают равной .

Изгибающий момент, возникающий в отдельных элементах трубопровода, может быть найден как произведение силы на расстояние данного элемента от направления действия силы: М = Ру.

Возникающие в трубопроводе напряжения от продольного изгиба

 = mM/W, (319)

Где m - поправочный коэффициент напряжения.

После соответствующих преобразований выражение для напряжения от продольного изгиба в элементах трубопровода приводится к виду

(320)

Где d - наружный диаметр трубопровода.

Максимальное напряжение возникает в элементе трубопровода, находящемся на наибольшем расстоянии от направления действия силы, т. е. y = y_макс.

При заданном значении допускаемого напряжения можно получить выражение для компенсирующей способности компенсатора:

(321)

Допускаемое напряжение для расчета компенсирующей способности определяют для конкретных схем и режимов работы трубопроводов из условия, что приведенное суммарное напряжение от всех видов деформаций в опасном сечении не превосходило допускаемого значения ().

При расчете естественной компенсации для предварительных оценок можно принимать допускаемое напряжение  = (0,30,4) ().

Компенсирующая способность компенсаторов может быть увеличена вдвое при предварительной растяжке их во время монтажа на величину, равную половине теплового удлинения трубопровода.

Рисунок 122 - Схема П-образного компенсатора

.

На основе вышеизложенной методики получены уравнения для расчета максимального изгибающего напряжения и компенсирующей способности симметричных компенсаторов различного типа.

Расчет П-образных компенсаторов.

Максимальное изгибающее напряжение в П-образном компенсаторе (рис.122)

 = Edlm/A (322)

где

A = 21/k 3.14Rl² – 2.28R²l + 1.4R³ + 0.7l³ + l₁l² – 4Rl² + 2l²l – 1.33R³.

Это максимальное изгибающее напряжение возникает в так называемой спинке компенсатора (участок 4-5), так как она находится на максимальном расстоянии от направления действующей силы P(y_макс = l).

При предварительной растяжке компенсатора на половину теплового удлинения трубопровода компенсирующая способность

 = 2A/(Edlm). (323)

При установке на компенсаторе жестких сварных (не гнутых) колен, в которых сплющивание сечения при изгибе не имеет места, k = 1, m = l.

Таблица 23– Компенсирующая способность П-образных компенсаторов, мм.

Условный проход, мм	Наружный диаметр трубы d,мм		Величина вылета l
			8d	12d	16d	24d
50	57	0,5	13	28	48	80
		1,0	18	37	65	108
		2,0	26	56	98	167
		4,0	42	94	164	282
100	108	0,5	31	61	104	200
		1,0	37	76	125	260
		2,0	50	104	176	372
		4,0	76	163	280	605
200	219	0,5	74	136	213	400
		1,0	85	158	252	490
		2,0	104	204	334	670
		4,0	148	293	494	1030
300	325	0,5	117	207	316	585
		1,0	127	237	368	705
		2,0	155	296	472	940
		4,0	206	413	678	1410
400	426	0,5	150	272	417	780
		1,0	168	312	490	940
		2,0	204	392	610	1265
		4,0	275	352	920	1910
500	529	0,5	195	348	530	960
		1,0	215	392	610	1114
		2,0	254	480	765	1495
		4,0	332	660	1080	2200
600	630	0,5	233	413	620	1130
		1,0	254	462	707	1310
		2,0	296	558	875	1690
		4,0	284	750	1215	2460
700	720	0,5	275	480	716	1255
		1,0	295	526	796	1430
		2,0	335	616	935	1790
		4,0	415	796	1275	2520
800	820	0,5	312	545	785	1420
		1,0	336	595	890	1630
		2,0	381	703	1080	2040
		4,0	472	905	1445	2850
900	920	0,5	356	620	920	1610
		1,0	380	675	1020	1830
		2,0	430	785	1215	2260
		4,0	426	1010	1610	3140
1000	1020	0,5	396	685	1010	1750
		1,0	420	745	1110	1980
		2,0	470	855	1310	2430
		4,0	570	1080	1710	3340

Примечание. Указанные в таблице значения компенсирующей способности П-образных компенсаторов действительны при следующих условиях:

Радиус кривизны колен R = 4d, где d – наружный диаметр трубы, продольное напряжение от изгиба,  = 100 MПa.

Предварительная растяжка компенсатора равна половине теплового удлинения трубопровода.

При расположении мертвой опоры вблизи компенсатора (ближе 10d) компенсирующая способность его снижается на 20%.

l – вылет компенсатора; l₁ – створ компенсатора

Расчет S-образных компенсаторов

Максимальное изгибающее напряжение в S-образном компенсаторе (рис. 123), а также компенсирующая способность при предварительной растяжке на половину теплового удлинения трубопровода определяются по формулам (173) и (174). Для этих компенсаторов

Рисунок 123 - Схема S-образного компенсатора.

коэффициент А определяется по формуле:

A = 21/k 6.28Rl² – 4.56R²l + 2.1R³ + 1.33l³ + l₁l² – 8Rl² + 4l²l – 2R³ 306 (324)

Расчет омегообразных компенсаторов

Максимальное изгибающее напряжение в омегообразном компенсаторе (рис.124)

. (325)

При предварительной растяжке омегообразного компенсатора на половину теплового удлинения теплопровода его компенсирующая способность определяется по формуле

 = 18.8R²/(Edmk). (326)

Рисунок 124 - Схема омегообразного компенсатора.

Расчет несимметричных компенсаторов

Для расчета максимального изгибающего напряжения, возникающего в трубопроводе с угловой конфигурацией (рис.125), П. Сафоновым предложена формула

, (327)

где  - удлинение короткого плеча, l - длина короткого плеча; n = l₁/l - отношение длины длинного плеча к длине короткого;  =  - 90°.

Рисунок 125 - Схема угловой компенсации.

При  = 90° или  = 0.

 = 1.5Ed(n+1)/l². (328)

Максимальное напряжение возникает в коротком .плече в месте защемления у неподвижной опоры. Приведенные формулы не учитывают:

а) снижения жесткости из-за заплющивания сечения;

б) сопротивления свободных опор.

При несимметричных конфигурациях трубопроводов длины прямолинейных участков обычно значительно превышают радиусы гнутья колен, поэтому неучет коэффициента Кармана не приводит к существенным погрешностям.

Наибольшую компенсирующую способность при этих условиях имеет компенсатор при R=0, в этом случае

, м (329)

Для расчета максимального изгибающего напряжения, возникающего в трубопроводе с угловой конфигурацией (рис. 1.66), А. П. Сафоновым предложена формула

(330)

где l – длина короткого плеча, м;  – удлинение короткого плеча, м; n – отношение длины длинного плеча к длине короткого плеча (n = l₁/l);  = ( – 90° - угол.

При  = 90⁰ или  = 0

(331)

Максимальное напряжение возникает в коротком плече в месте защемления у мертвой опоры. Максимальное боковое смещение длинного плеча у колена

(332)

Максимальное боковое смещение короткого плеча у колена

(333)

30 ПРОКЛАДКА ТЕПЛОПРОВОДОВ И СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ТЕПЛОВЫХ СЕТЕЙ

Чаще всего теплопроводы прокладываются в подземных непроходимых каналах—кирпичных, перекрытых железобетонными плитами (рис 126,а), либо в каналах сборной конструкции—из железобетонных сводчатых плит-скорлуп (рис 126,б).

Рисунок 126 - Подземные непроходимые каналы:

а – кирпичный; б – из железобетонных плит-скорлуп

В подземном канале труба защищена от механических усилий и свободно удлиняется при нагревании. Тепловые потери труб в канале меньше чем труб на открытом воздухе.

Заглубление канала определяется условиями предохранения его от нагрузки, вызываемой движением транспорта; обычно заложение оси трубопровода от уровня земли составляет 1 - 1,5 м.

При большом числе труб необходима большая ширина непроходимого канала, удорожаются земляные работы, основание и перекрытие канала;

поэтому целесообразно для прокладки большого числа труб сооружать проходимые каналы-тоннели. Проходимые каналы применяются при числе труб более пяти или при сумме диаметров труб более 1500 мм. Сооружение проходимых каналов необходимо также там, где исключается возможность последующего покрытия грунта для ремонта трубопроводов (изоляции). Проходимые каналы тепловых сетей используются одновременно для прокладки других трубопроводов (для воды, сжатого воздуха и т. п.) за исключением трубопроводов для легковоспламеняющихся жидкостей.

Высота в свету проходимого канала должна быть не менее 2000 мм, а ширина прохода в свету между поверхностями изоляции труб или несущими конструкциями - не менее 700 мм. Проходимый канал должен совещаться и вентилироваться, а при большом протяжении (через каждые 300—350 м) иметь монтажные окна и аварийные выходы. Для предотвращения распространения пара в случае аварии по всему протяжению канала и проникновения пара в помещение котельной (ТЭЦ) проходимый канал должен быть разделен герметическими перегородками на участки с самостоятельными выходами на поверхность земли.

Трубы и опоры теплопроводов подразделяют на два типа:

подземные,

надземные.

Подземные:

Канальные – изоляция отделена от массы грунта стенками канала,

Бесканальные – изоляция труб испытывает нагрузку грунта.

Каналы выполняют из сборных железобетонных деталей и делают их:

а) проходными;

б) полупроходными;

в) непроходными.

Преимущества проходных:

постоянный доступ к теплопроводам и возможность проведения в них ревизии, осмотра, ремонта и ликвидации аварии без разрушения дорог и вскрытия грунта.

Возможность сооружения в них водопроводов, кабелей связи, осветительных и силовых линий.

Недостатки: дороговизна.

Габариты проходных каналов достаточны для прохода обслуживающего персонала и свободного доступа ко всему оборудованию. Через каждые 200 – 250 м канала предусмотрены люки, оборудованные скобами, лестницами. Проходные каналы должны иметь естественную вентиляцию, чтобы температура не превышала 30 ⁰С. электрическое освещение 12 (до 30) В и обустроены дренажом (отвод воды).

Д вухсекционный коллектор для подземных коммуникаций показан на рис.127.

Рисунок 127 - Двухсекционный коллектор для подземных коммуникаций.

Где: 1 – теплопровод; 2 – водопровод; 3, 4 – кабели связи и осветительные линии.

Дюкер – канал круглого сечения под водоемами (рис.128):

Рисунок 128 – Дюкер.

Если трубопроводов не более 2 – 4^Х, то требуется постоянный к ним доступ, их сооружают в полупроходных каналах, габариты которых выбирают из условий прохода в них человека в полусогнутом состоянии. В них можно производить осмотр трубопроводов и мелкий ремонт изоляции.

Большинство теплопроводов прокладывают в непроходных каналах или бесканально. Габариты непроходных каналов мало расстояние между осями труб и зазором между поверхностью изоляции и внутри поверхности стен канала.

В последнее время получила распространение бесканальная прокладка теплопроводов(рис.129), которая дешевле, менее трудоемка и не уступает в надежности и долговечности канальной прокладке.

Рисунок 129- Бесканальная прокладка теплопроводов.

Бесканальная прокладка.

Прокладка в монолитных оболочках.

Прокладка в засыпных порошках.

Литая прокладка.

В заводских условиях на труба наносят оболочку из пенобетона и др. материалов.

• Дополнительная изоляция стыков труб при монтаже.

• Необходимость спец з-да для покрытия труб.

За рубежом в качестве засыпных материалов применяют самоспекающийся асфальт. Технология прокладки состоит из двух операций:

засыпка смонтированных в траншее труб порошком;

нагрев труб до температуры спекания порошка (140 – 150 ⁰С) в течение 30 – 40 часов

на поверхности труб получается плотный слой из расплавленного порошка, который защищает трубу от увлажнения и коррозии. Далее будет второй слой спекающегося порошка, имеющий пористую структуру и являющуюся основным теплоизолятором. Третий слой порошка – неспекшийся, дополнительное тепло, гидроизолятор.

Положительные качества:

• Несмачиваемость материала.

• Водонепроницаемость, неувлажненность.

• Низкая теплопроводность.

• Высокое омическое сопротивление.

• Невысокая стоимость сырья.

• Простота рабочих операций.

• Легкость транспортирования порошка на трассу.

Технология заключается в том, что смонтированные в траншее трубы, заливают жидкой массой (пека, перлитобетон) после схватывания массы траншею засыпают грунтом.

Нельзя допустить плотного сцепления трубы с бетоном (расширение  трещины  изоляция).

Надземные прокладывают на отдельно стоящих опорах на эстакадах или подвешивают

31 Выбор мощности и турбинного оборудования.

1. Общая характеристика систем теплоснабжения.

2. Графики тепловых нагрузок промышленных предприятий.

3. Определение оптимальной суммарной тепловой мощности отборов турбины ТЭЦ.

Доля тепловой нагрузки ТЭЦ, которая покрывается отборным паром турбин, называют коэффициентом теплофикации и обозначают _ТЭЦ, может быть часовой и годовой:

(334)

где: - возможный часовой отпуск тепла из отборов турбин установленных на ТЭС турбин; Q_пр – присоединённая нагрузка.

Годовой расход теплоты топлива на ТЭЦ, по которому её экономичность по сравнению с раздельным вариантом, определяется по формуле (без пиковых котлов):

(335)

где: l_сн – относительный расход теплоты топлива на собственные нужды ТЭЦ; - среднегодовой КПД теплового потока на ТЭЦ; - среднегодовой КПД котельной ТЭЦ.

Варьируя различные показатели работы турбин выбираем  оптимальное и в итоге получаем не точку, а область значений искомой величины, которая помогает находить оптимальные решения.

Студент должен понимать необходимость учёта неизбежной неоднозначности (неопределяемости) численных значений влияющих факторов ( исходной информации), неизменяемость расчётов и принятия решений определения показателей только по однозначным значениям влияющих факторов.

Математическая модель – совокупность математических соотношений (функция, уравнение, и т.д. ) отображающие физические связи между входными, промежуточными и выходными параметрами реального объекта.

Задача определения термодинамических и конструктивных параметров всех элементов ТЭС промышленных предприятий с заданной топологией (когда известны их набор и схема соединения их между собой) является простейшей статической – т.е. описание параметров задано до установившегося стационарного режима.

Задачей статического моделирования более высокого уровня является оптимизация указанных параметров в соответствии с выбранным критерием оптимизации ( минимальный расход топлива или минимальные приведённые затраты и т.д.)

В наиболее общей постановке задача статического моделирования предполагает оптимизацию не только параметров, но и вида тепловой схемы ТЭС промышленных предприятий с выбором состава теплоэнергетического оборудования и найвыгоднейшей схемы его соединения. Проблема решения задачи математического моделирования состоит в совместной оптимизации непрерывно меняющихся (расходов, температур, давлений) и т.п., и дискретных (количество котлов-утилизаторов, числа и типа турбин, компрессоров и другого энергетического оборудования) параметров.

Основные этапы математического моделирования.

1. Формулировка цели, постановка задачи.

2. Сбор исходных данных.

3. Выбираем математическую модель.

4. Выбор оптимизирующих непрерывно изменяющихся и дискретных параметров. На непрерывно изменяющиеся параметры накладываются ограничения в виде двухсторонних неравенств, определить верхнюю и нижнюю границы их изменения. Ограничения накладывают для того, чтобы получить физически невозможных или противоречащих балансовых уравнений.

5. Разработка алгоритма вычисления значения, принятого критерия эффективности.

6. Выбор метода поиска минимума нелинейной функции:

k = F(x₁,x₂,…,x_n) (336)

где: k – критерий эффективности;

x₁,x₂,x_i - оптимизирующие параметры;

x_i^min < x_i < x_i^max

x_i^min, x_i^max - соответственно нижняя и верхняя границы варьирования.

7. Этап моделирования ТЭС промышленных предприятий , когда осуществляется проектирование комплекса моделирующих программ.

8. Реализация программного комплекса на ЭВМ.

Критерии для оценки степени удовлетворения сформулированных требований:

1) Энергетический критерий.

Приведённый расход условного топлива, потребляемого металлургическим комбинатом, т/год.

В_пр = В_пг^к + В_э^оэс  Э^оэс  10^-3 (337)

где: В_пг^к – годовой расход природного газа;

В_э^оэс – средний удельный расход условного топлива на отпуске электрической энергии в данной объединенной энергосистеме.

Э^оэс – годовое потребление комбинатом электрической энергии из объединенной энергосистемы ОЭС.

2) Экономический критерий.

Экономический критерий – сумма затрат на приведенный расход условного топлива гр./год.

С_пр = В_пг^к  С_пг + Э^оэс  С_э (338)

где: С_пг – цена на природный газ;

С_э – цена на электрическую энергию.

"Эксергия" – максимальная работа, которую может совершить система в обратимом процессе при таком взаимодействии, в результате которого все ее параметры перейдут в состояние термодинамического равновесия с параметрами окружающей среды.

Эксергия системы в данном состоянии определяется количеством механической или другой полностью превратимой энергии, которая может быть получена от системы в результате её обратимого перехода из данного состояния в состояние равновесия с окружающей средой (теплота не обратима).

Общим показателем преобразования одних форм энергии в другие является работа. В технологических процессах теплота, требуется не для получения работы, а как таковая для нагрева материалов.

Никаких превращений в другие виды энергии в процессах нагрева теплота не претерпевает. Поэтому, отсутствуют теоретические основы использования эксергии теплоты для изменения её качества (эффективности) в технологических устройствах. Эксергия теплоносителей в таких случаях не пропорционально температуре теплоносителя и не позволяет определять непосредственно расходы топлива и другие необходимые данные.

Эксергия измеряет одновременно одним показателем (удельной эксергией) как количество теплоты, так и её температурный уровень, т.е. как бы количество теплоты. Не следует забывать, что это относится только к тем случаям, когда теплота используется для получения полностью превратимых видов энергии.

Эксергия теплоносителя определяется по формуле:

е = h – h_oc – T_oc  (S – S_oc) (339)

где: h, h_oc – энтальпия теплоносителя. Соответственно на входе в рабочее пространство агрегата и при параметрах окружающей среды;

S, S_oc – энтропия теплоносителя при тех же начальных и конечных условиях;

Т_ос – температура окружающей среды.

Количество теплоты, отдаваемой паром нагреваемой среде, равно разности энтальпии пара и его конденсата.

Пусть в технологическом агрегате нужно нагреть тело до 140 ⁰С. На заводе имеется пар с различными параметрами: Р = 0,5 МПа, t = 180 ⁰С; Р = 1,0 МПа, t = 240 ⁰С; Р = 1,5 МПа, t = 280 ⁰С. Определим производственно-технологическую ценность пара в зависимости от его параметров.

Т.е. однозначно судить о ценности пара тех или иных параметров для технологического процесса, по его эксергии, нельзя.