РД 26-01-86-88. Руководящий документ. Аппараты теплообменные пластинчатые. Метод расчета на прочность и герметичность
(утв. Минхиммашем СССР 14.06.1988)
Примечание
Документ введен в действие с 1 января 1990 года. Взамен РТМ 26-01-86-83.
14 июня 1988 года
АППАРАТЫ ТЕПЛООБМЕННЫЕ ПЛАСТИНЧАТЫЕ
МЕТОД РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ И ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
1 января 1990 года
Зам. директора УкрНИИхиммаша по научной работе Л.П. Перцев.
Зав. отделом стандартизации В.В. Проголаев.
Зав. отделом прочности В.Н. Стогний.
Руководитель темы, зав. лабораторией методов исследований В.М. Долинский.
Исполнители: мл. науч. сотр. О.В. Смыслина; мл. науч. сотр. В.И. Черемская.
ИНФОРМАЦИОННЫЕ ДАННЫЕ
Исполнители: В.М. Долинский (руководитель темы), О.В. Смыслина, В.И. Черемская.
Введен в действие Письмом УкрНИИхиммаша.
5. Ссылочные нормативно-технические документы
| Обозначение НТД, на который дана ссылка | Номер пункта, подпункта, перечисления, приложения |
|---|---|
| ГОСТ 14249-80 | п. 1.1 |
| ОСТ 26-11-04-84 | п. 1.2 |
| ГОСТ 25859-83 | п. 1.3 |
| ГОСТ 24755-81 | п. 1.4 |
| ГОСТ 25221-82 | п. 1.6 |
| ГОСТ 14249-80 | пп. 1.6, 1.5 |
| ОСТ 26-373-78 | п. 1.7 |
Настоящий руководящий документ распространяется на методы расчетов на прочность и герметичность пластинчатых теплообменных аппаратов разборных и неразборных, применяемых в химической и других смежных отраслях промышленности, при условии, что отклонения от геометрической формы и неточности изготовления рассчитываемых элементов аппаратов не превышают допусков, установленных нормативно-технической документацией.
Руководящий документ распространяется на аппараты, работающие в условиях статической и малоцикловой прочности.
1. ОБЩАЯ ЧАСТЬ
1.1. Основные расчетные параметры: расчетная температура, рабочее, расчетное и пробное давление, допускаемые напряжения для статических нагрузок, коэффициенты запаса прочности и устойчивости, модули упругости материалов, коэффициенты прочности сварных швов, прибавки к расчетным толщинам конструктивных элементов — принимаются в соответствии с ГОСТ 14249-80.
1.2. Допускаемые напряжения для расчета аппаратов при статических нагрузках принимаются в соответствии с ОСТ 26-11-04-84.
1.3. Допускаемые напряжения для расчета аппаратов, работающих в условиях малоцикловой прочности, принимаются в соответствии с ГОСТ 25859-83.
1.4. Расчет укрепления отверстий в цилиндрических панелях производится по ГОСТ 24755-81.
1.6. Расчет коллекторов и днищ крышек неразборных теплообменных аппаратов, работающих под действием наружного давления, производится по ГОСТ 14249-80, ГОСТ 25221-82.
2. НАЖИМНЫЕ ПЛИТЫ
2.1. Расчетные схемы и расчетные нагрузки
2.1.1. Расчетные схемы приведены на черт. 1 - 6, 13, 15.
2.1.3. При \delta_{1}<0,1 используются расчетные схемы черт. 6, 7, 13, 15; расчетные нагрузки определяют по п. 2.1.4. При \delta_{1} \geq 0,1 расчетные нагрузки определяют по п. 2.1.5 (черт. 1 - 4)
\delta_{1} = \frac{25}{384} \cdot \frac{b^{4}}{3El} \cdot \frac{[q_{0}]}{[V] \cdot K \cdot n} .
Расчетная схема для центральной панели
а) затяжка, \overline{P_{o}^{*}} = P_{o}^{*}K_{1} , \overline{P_{o}^{o}} = P_{o}^{o}K_{1} ;
б) при подаче давления, \overline{P_{op}^{*}} = P_{op}^{*}K_{1} , \overline{P_{op}^{o}} = P_{op}^{o}K_{1} ;
Расчетная схема № 1 для крайней панели
а) затяжка, \overline{P_{o}^{*}} = P_{o}^{*}K_{1} , \overline{P_{o}} = P_{o}^{**}K_{1} , \overline{P_{o}^{o}} = P_{o}^{o}K_{1} ;
б) при подаче давления, \overline{P_{op}^{*}} = P_{op}^{*}K_{1} , \overline{P_{op}^{**}} = P_{op}^{**}K_{1} , \overline{P_{op}^{o}} = P_{op}^{o}K_{1}
Расчетная схема № 2 для крайней панели
б) при подаче давления, \overline{P_{op}^{*}} = K_{1}P_{op}^{*} , \overline{P_{op}^{o}} = K_{1}P_{op}^{o}
2.1.4 Расчетные равномерные нагрузки:
p = \frac{[q_{0}] \cdot L_{n}}{F_{n}} + q — для крайних и промежуточных панелей;
2.1.5 Расчетные неравномерные нагрузки
2.1.5.1 Промежуточные панели
В режиме затяжки P_{o}^{o} и P_{o}^{*} — корни уравнений
где \varphi_{12} = D \cdot b_{6}^{2}(3b_{1} + 2b_{6}) ; D = \frac{1}{6E} (\frac{1}{I_{1}} + \frac{1}{I_{2}}) ;
\varphi_{13} = K_{1} \cdot D(\frac{b^{3} \cdot b_{1}}{12} - \frac{3}{20} b \cdot b_{1}^{3} + \frac{b_{1}^{4}}{15}) ; K_{1} = \frac{L_{n}\prime}{b_{1}} ;
\varphi_{14} = K_{1} \cdot D(\frac{b^{3} \cdot b_{1}}{24} - \frac{b \cdot b_{1}^{3}}{10} + \frac{7}{120} b_{1}^{4}) ; L_{n}\prime = L_{n} - 2 \cdot t ;
\varphi_{22} = D \cdot b^{2} \cdot b_{6}(\frac{3}{4} - \frac{b_{6}^{2}}{b^{2}}) ;
\varphi_{23} = D \cdot K_{1}(\frac{b^{3} \cdot b_{1}}{12} - \frac{b \cdot b_{1}^{3}}{40} + \frac{b_{1}^{4}}{12 \cdot 16}) ;
\varphi_{24} = K_{1} \cdot D(\frac{b^{3} \cdot b_{1}}{24} - \frac{b \cdot b_{1}^{3}}{10} + \frac{7}{120} b_{1}^{4}) ;
В рабочем режиме P_{op}^{*} , P_{op}^{o} , Q_{p} — корни системы
;
.Коэффициенты \varphi_{12} , \varphi_{13} , \varphi_{14} , \varphi_{22} , \varphi_{23} , \varphi_{24} определяются по п. 2.1.5.1.
2.1.5.2 Крайние панели
Для стяжек, сдвинутых к центру плиты (см. черт. 3).
В режиме затяжки P_{o}^{*} , P_{o}^{o} , P_{o}^{**} — корни системы
где \overline{\varphi_{12}} = \frac{K_{1} \cdot 61 \cdot b_{o}^{4}}{15 \cdot 64} \cdot D ;
\overline{\varphi_{13}} = K_{1} \cdot D \cdot (\frac{14 \cdot b_{o}^{4}}{64 \cdot 15} - \frac{3}{16} \cdot b_{k}^{2} \cdot b_{o}^{2}) ;
\overline{\varphi_{14}} = - \frac{3 \cdot K_{1} \cdot b_{k}^{2} \cdot b_{o}^{2} \cdot D}{16} ;
\overline{\varphi_{22}} = - \frac{K_{1} \cdot b_{k} \cdot b_{o}^{3} \cdot D}{5} ;
\overline{\varphi_{23}} = - \frac{K_{1} \cdot D}{4} (\frac{b_{k}b_{o}^{3}}{5} - \frac{19}{5} b_{k}^{4} - 3b_{o}b_{k}^{3}) ;
В рабочем режиме P_{op}^{*} , P_{op}^{o} , P_{op}^{**} , Q_{p} — корни системы
где \overline{\varphi_{11}} = \frac{3 \cdot b_{o} \cdot D}{4 \cdot b_{1}} (\frac{5}{24} - \frac{b_{k}^{2}}{b_{o}^{2}}) ;
\overline{\varphi_{21}} = \frac{b_{k} \cdot b_{o}^{3} \cdot D}{2 \cdot b_{1}} (1 - 6 \frac{b_{k}^{2}}{b_{o}^{2}} - 3 \frac{b_{k}^{3}}{b_{o}^{3}}) ;
Для стяжек, не сдвинутых к центру плиты (см. черт. 5), в режиме затяжки, P_{o}^{o} и P_{o}^{*} — корни системы уравнений
Коэффициенты \varphi_{11} , \varphi_{13} , \varphi_{14} , \varphi_{23} , \varphi_{24} определяются по формулам п. 2.1.5.1.
2.1.5.3 Центральные панели
P_{op}t(\lambda_{cm} + \varphi_{12}) - P_{o}t\varphi_{12} + Q_{\text{н}}(\lambda_{cm} + \varphi_{11}) - Q_{o}\lambda_{cm} = \frac{nV_{o}}{A^{k}} [P_{o}^{k} - P_{op}^{k}] ,
Коэффициенты \varphi_{11} , \varphi_{12} определяются по формулам п. 2.1.5.1.
2.2. Неоребренные плиты
2.2.1 Равномерные нагрузки
2.2.1.1 Толщина панели
S_{1} \geq \sqrt{\frac{3}{2} \cdot \frac{P \cdot F_{n} \cdot (b - 0,5b_{1})}{n_{p} \cdot \sigma_{T} \cdot a_{4}}} + C ,
где n_{p} = 1,0 — в рабочем режиме;
n_{p} = 1,4 — в режиме гидроиспытаний.
S_{2,3} \geq \sqrt{\frac{6}{n_{o} \cdot \sigma_{T}} \cdot [q_{o}] \cdot b(\alpha_{2}\prime + \frac{Pb}{[q_{o}]} \alpha_{2}\prime\prime)} + C при \alpha<\alpha_{n} ;
S_{2,3} \geq \sqrt{\frac{6}{n_{p} \cdot \sigma_{T}} \cdot [q_{o}] \cdot b(\alpha_{1}\prime + \frac{Pb}{[q_{o}]} \alpha_{1}\prime\prime)} + C при \alpha_{n} \leq \alpha \leq 1,5 ;
$S_{2,3} \geq \sqrt{\frac{3}{2} \cdot \frac{P \cdot b_{1} \cdot (b — 0,5b_{1}) + 2[q_{o}](b — b_{1})}{n_{p} \cdot \sigma_{T}} \cdot} + C$ при \alpha>1,5 ;
коэффициенты \alpha_{1}\prime , \alpha_{1}\prime\prime , \alpha_{2}\prime \alpha_{2}\prime\prime — принимаются по табл. 1, \alpha_{n} - черт. 8.
2.2.1.2 Толщина плиты в зоне опорной площадки промежуточной панели.
;S_{o} \geq \sqrt{\frac{12(1 + v)t}{\pi(3 + v) \cdot n_{o} \cdot \sigma_{T}} \cdot (\frac{Pb_{1}}{2} + [q_{o}]) \cdot ln \frac{1}{2sin \frac{\pi(r_{1} + r_{2})}{2t}}} ,
где n_{o} = 1,5 — в рабочем режиме;
n_{o} = 2,0 — в режиме гидроиспытаний;
2.2.1.3 Толщина опорной шайбы под стяжной болт (см. черт. 7)
\delta \geq \frac{1}{2} \sqrt{\frac{3}{\pi} \cdot \frac{Q_{p} \cdot \mu_{1}}{\sigma_{T}}} ,
\mu_{1} = \frac{(1 - v) \cdot (\beta^{2} - 2) + 3 + v + 4 \cdot (1 + v) \frac{ln\beta}{1 - \beta^{2}}}{1 - \beta^{2}} ,
\beta = \frac{r_{1}}{r_{2}} , Q_{p} определяется по п. 6.7.
2.2.2 Неравномерная нагрузка
2.2.2.1 Толщина панели
Для промежуточной и центральной панелей
S \geq \sqrt{\frac{M_{m}}{[\sigma] \cdot t}} + C .
S \geq \sqrt{\frac{M_{m}}{[\sigma] \cdot a_{4}}} + C .
Изгибающие моменты в центре панели M_{m} определяют по формулам п. 2.3.6.3.
2.2.2.2. Толщина плиты в зоне опорной площадки определяется по п. 2.2.1.2.
2.2.2.3. Толщина опорной шайбы под стяжной болт определяется по п. 2.2.1.3.
2.3. Оребренные плиты
2.3.1 Расчетные схемы приведены на черт. 9 - 15.
Зависимость K_{2} = K_{2}(\frac{\Gamma_{4}}{\Gamma_{3}})
Расчетная схема возможного варианта крайней панели
2.3.2. Расчетные формулы применимы при условиях: \frac{b}{S} \geq 5 , \frac{h}{S_{p}} \leq 15 .
2.3.3 Расположение стяжек
2.3.3.1. Целесообразно выдерживать соотношение \frac{b}{t} \leq 2 . При этом предпочтительны значения, близкие к 2.
2.3.3.2. Верхние (нижние) стяжки можно располагать на расстоянии (определяемом условиями прочности), меньшем L_{4} , так как они находятся в зоне плиты, ослабленной вырезами.
2.3.4 Формы оребрения
2.3.4.1 Предпочтительно применять ребра с прямолинейной осью.
2.3.4.2. Для ребер целесообразно использовать профильный прокат. Предпочтителен неравнобокий угольник.
2.3.4.3. При изготовлении ребер из листа или из полосы целесообразно, чтобы S_{p} \leq S . Предпочтительнее неравенство S_{p}<S . При этом значение толщины ребра контролируется условием прочности и технологическими ограничениями на высоту ребра.
2.3.4.4. При использовании продольного оребрения (черт. 9) целесообразно выполнять следующие соотношения a = \frac{b_{2}}{n_{2}} , L_{k} = \frac{a}{2} , где n_{2} — число продольных ребер.
2.3.5 Толщина листа
2.3.5.1. Расчетом определяется толщина каждой панели. Толщина листа может быть выбрана равной максимальной толщине панели.
2.3.5.2 Расчетная нагрузка на панель
p = q + \frac{[q_{o}] \cdot L_{n}}{F_{n}} .
2.3.5.3 Панель, ограниченная ребрами с двух сторон и с двух сторон свободная
\rho = \frac{p}{n_{\text{т}}[\sigma]} , m_{3} = \frac{2S_{p}}{S} .
2.3.5.4 Панель, ограниченная ребрами с четырех сторон (см. черт. 9)
\overline{\varphi} = \frac{\overline{K^{- 2}} + 1 - \xi}{(1 - \xi)(2 + \xi)} ; \overline{K} = \frac{L_{2}}{a} >1 ; L_{2} = f - \beta - 2S_{p} ; \xi = \frac{1 + \overline{K^{2}} - \sqrt{1 + 3\overline{K^{2}}}}{\overline{K^{2}}} .
2.3.5.5 Панель, ограниченная ребрами с трех сторон, четвертая сторона свободная (см. черт. 9)
,L_{k} = \frac{b_{2}(n_{2} - 1)a - S_{p}}{2} ,
n_{2} — число продольных ребер;
| i | 0 | 1 | 2 | 3 |
|---|---|---|---|---|
| 10^{4}B_{i} | 292 | 973 | 210 | 0,19 |
2.3.5.6 Панель, содержащая круглые отверстия (черт. 10)
S \geq \sqrt{\frac{r_{4}}{[q]} \cdot (K_{1} \cdot \frac{q \cdot r_{3}}{2} + K_{2} \cdot P \cdot r_{4})} + C ,
K_{1} = \frac{3\beta_{1}}{1 + Y + \beta_{1}^{2}(1 - v)} [(1 - v) \cdot (1 - \beta_{1}^{2}) - 2(1 + v)L_{n}\beta_{1}] ;
K_{2} — определяется по графику (см. черт. 11);
\beta_{1} = \frac{r_{3}}{r_{4}} .
2.3.6 Выбор ребер
2.3.6.1 Условие прочности
\sigma = \frac{M}{W} \cdot \frac{\theta}{n_{\text{т}}} \leq [q] или W \geq \frac{M \cdot \theta}{n_{\text{т}}[q]} ,
\overline{\alpha} — угол установки ребра (см. черт. 14).
2.3.6.2 Изгибающий момент при равномерной нагрузке (см. черт. 13)
2.3.6.2.1 Изгибающий момент в промежуточных и средней панелях:
M = [q_{o}] \cdot t \cdot x + P \cdot t \frac{b_{1}x}{2} ||_{\frac{b - b_{1}}{2}} - \frac{P}{2} t(x - \frac{b - b_{1}}{2})^{2} - [q_{o}] \cdot t(x - \frac{b - b_{1}}{2}) ,
где b = L_{4} - \frac{2 \cdot r_{2}}{3} ;
M_{m} = [q_{o}] \cdot t \cdot \frac{b - b_{1}}{2} + P \cdot b_{1} \cdot t \cdot \frac{2b - b_{1}}{8} .
2.3.6.2.2 Изгибающий момент в крайних панелях:
в произвольном сечении для несдвинутых к центру плиты стяжек (см. черт. 13)
M = P \cdot L_{k1} \frac{b_{1}x}{2} ||_{\frac{b - b_{1}}{2}} - \frac{P}{2} L_{k1}(x - \frac{b - b_{1}}{2})2 ,
где b = L_{4} - \frac{2 \cdot r_{2}}{3} ;
M_{m} = \frac{P \cdot L_{k1} \cdot b_{1}}{4} \cdot (b - \frac{b_{1}}{2}) .
Для сдвинутых к центру плиты стяжек (см. черт. 15):
в интервале (b,b + b_{o}) в произвольном сечении
M(x) = \frac{P \cdot L_{k1} \cdot b_{o}^{2}}{2} \cdot [(1 + 2 \frac{b_{6}}{b_{o}})(\frac{x}{b_{o}} - \frac{b_{6}}{b_{o}}) - \frac{x^{2}}{b_{o}^{2}}] ;
M_{m} = \frac{P \cdot L_{k1} \cdot b_{o}^{2}}{2} \cdot (\frac{1}{4} - \frac{b_{6}^{2}}{b_{o}^{2}}) .
M(x) = - \frac{P \cdot L_{k1}}{2} \cdot x^{2} .
2.3.6.3 Изгибающий момент при неравномерной нагрузке
2.3.6.3.1 Изгибающий момент в центральной панели
где b = L_{4} - \frac{2 \cdot r_{2}}{3} .
M_{m} = P_{op} \cdot t \cdot \frac{b - b_{1}}{2} + \frac{qtb_{1}}{8} (2b - b_{1}) .
2.3.6.3.2 Изгибающий момент в промежуточных панелях
В произвольном сечении в интервале (- \frac{b}{2} , - \frac{b_{1}}{2} ; \frac{b_{1}}{2} , \frac{b}{2})
где \gamma_{13} = bb_{1} - \frac{3}{8} b_{1}^{2} ;
\gamma_{14} = \frac{bb_{1}}{2} - \frac{3}{8} b_{1}^{2} .
M_{m} = \frac{K_{1}}{6} [P_{op}^{o}(bb_{1} - \frac{3}{8} b_{1}^{2}) + P_{op}^{*} \frac{bb_{1}}{2} - \frac{3}{8} b_{1}^{2}] + P_{op}^{*} \cdot t \frac{b - b_{1}}{2} + \frac{q \cdot t \cdot b_{1}}{8} (2b - b_{1}) .
2.3.6.3.3 Изгибающий момент в крайних панелях
Для сдвинутых к центру плиты стяжек (см. черт. 3)
в интервале (0, \frac{b_{0}}{2} ; - \frac{b_{0}}{2} ,0) в произвольном сечении
M_{m} = \frac{K_{1}}{6} [P_{op}^{o} \cdot \_\_\_\_ \frac{5}{8} \cdot b_{0}^{2} + P_{op}^{*}(\frac{b_{0}^{2}}{8} - \frac{3}{2} b_{6}^{2}) - P_{op}^{**} \frac{3}{2} b^{2}] + \frac{qL_{k1}}{2} (\frac{b_{0}^{2}}{4} - b_{6}^{2}) ;
в интервале (- \frac{b_{1}}{2} , - \frac{b_{0}}{2} ; \frac{b_{0}}{2} , \frac{b_{1}}{2}) в произвольном сечении
Для стяжек, не сдвинутых к центру плиты (черт. 4):
в интервале (- \frac{b_{1}}{2} ,0;0, - \frac{b_{1}}{2}) в произвольном сечении
M_{m} = \frac{K_{1}}{6} [P_{op}^{o}(bb_{1} - \frac{3}{8} b_{1}^{2}) + P_{op}^{*} \frac{bb_{1}}{2} - \frac{3}{8} b_{1}^{2}] + \frac{q \cdot L_{k1} \cdot b_{1}}{8} (2b - b_{1}) .
В интервале (- \frac{b}{2} , - \frac{b_{1}}{2} ; \frac{b_{1}}{2} , \frac{b}{2}) в произвольном сечении
Коэффициенты \gamma_{13} , \gamma_{14} определяются по формулам п. 2.3.6.3.2.
2.3.6.4 Эффективная ширина плиты
2.3.6.4.1 Для промежуточных и средней панелей
L_{1} = L_{2} = min(L_{1}\prime,L\prime) ,
D_{1} = S_{p} — для одного ребра (см. черт. 12 а);
D_{1} = 2S_{p} + B — для спаренных ребер (см. черт. 12 б).
2.3.6.4.2 Для концевых панелей (см. черт. 9)
L_{i} = min(L_{i}\prime,L\prime) , где i = 1, 2;
L_{i}\prime — чертежный размер (см. черт. 9);
2.3.6.5 Высота ребра из листа (см. черт. 16)
Высота ребра выбирается по п. 2.3.6.1. При этом
W = \frac{I}{Y} , где Y = h - \Delta Y ;
\Delta Y = \frac{1}{2} \cdot \frac{S_{c}h^{2} + (T - S_{c}) \cdot S^{2}}{S_{c}h + (T - S_{c}) \cdot S} ;
I = \frac{1}{3} [T\Delta Y^{3} - (T - S_{c})(\Delta Y - S)^{3} + S_{c}Y^{3}] ;
S_{c} = S_{p} (см. черт. 12 а) или S_{c} = 2S_{p} (см. черт. 12 б).
2.3.7 Накладка (черт. 17)
2.3.7.1 Эффективная ширина накладки
T_{\text{н}} = \overline{C_{\text{н}}} + L_{1}\prime\prime + L_{2}\prime\prime ,
где L_{1}\prime\prime = min(0,1815B;\overline{L_{1}}) ,
2.3.7.2 Нагрузка \overline{q}
где Q_{p} — наибольшее усилие в болте по п. 6.7;
F_{\text{с}}\prime_{\text{м}} , F_{\text{с}}\prime_{\text{м}}\prime — площади смятия при различных положениях гайки (черт. 18)
F_{\text{с}}\prime_{\text{м}} = \frac{1}{2} (C_{\text{н}}\prime - B)^{2}tg60^{\circ} .
2.3.7.3 Толщина накладки
S_{\text{н}} \geq \sqrt{\frac{4}{(T_{\text{н}} - d_{0})\sigma} [\frac{\overline{q} \cdot B^{2}}{8} - \frac{T_{\text{н}} \cdot S_{p}^{2} \cdot \sigma_{T}\prime}{4}]} + C ,
здесь \sigma_{T} , \sigma_{T}\prime — пределы текучести материала накладки и ребра плиты.
НА ОПРОКИДЫВАНИЕ В СОСТОЯНИИ СБОРКИ (черт. 19)
в состоянии сборки
3.1 Условие отсутствия опрокидывания относительно т. A:
M_{\text{опр}} \leq \frac{M_{\text{в}}}{n_{o}} ,
M_{\text{опр}} = P_{H} \cdot L_{36} + G\prime \cdot L_{16} ;
M_{\text{в}} = P_{H}\prime \cdot L_{46} + P_{\text{ш}} \cdot L_{26} ;
n_{o} = 1,5 — коэффициент запаса;
3.2. Если условие 3.1 не выполняется, то производится расчет фундаментных болтов.
3.2.1 Усилие в i-том болте
P_{ix} = \frac{M_{\text{опр}} \cdot x_{i}}{\sum_{i = 1}^{4} x_{i}^{2}} ; P_{iy} = \frac{M_{y} \cdot y_{i}}{\sum_{i = 1}^{4} y_{i}^{2}} ;
3.2.2 Напряжения в i-том болте
\sigma_{i} = \frac{P_{i}}{F_{\text{б}}} \leq [\sigma]_{\text{б}} .
4. ПРОМЕЖУТОЧНЫЕ ПЛИТЫ
4.1 Расчетные схемы приведены на черт. 20 - 23.
2 — торцевая стенка (боковое продольное ребро);
5 — продольное промежуточное ребро;
Торцевая стенка в зоне опорного узла (1 вариант)
4.2. Расчетные формулы применимы при условиях: \frac{H}{h_{4}} \geq 5 , \frac{H}{h_{m}} \geq 5 .
4.3. Толщина боковой стенки S_{\text{б}} определяется по п. 2.3.5.4.
4.4 Толщина ребра
{}_{h_{4} = max}{_{h_{14},h_{24}}} ;
h_{14} \geq \frac{\overline{P}}{[\sigma_{y}]} ;
h_{24} \geq \sqrt{\frac{20(1 - v^{2})n_{y}}{\pi^{2} \cdot \overline{K_{1}}} \cdot \frac{\overline{P}}{E} \cdot H^{2}} ,
где [\sigma_{y}] = \frac{0,6}{n_{y}} \eta \cdot \sigma_{T1} ,
\eta = 1,05 - \frac{\sigma_{T}}{1000} , \sigma_{T} в МПа;
\overline{K_{1}} = (1 + \frac{H^{2}}{L^{2}})2 при 0< \frac{H}{L} < \sqrt{2} ;
\overline{K_{1}} = (2 + \frac{1}{2} \cdot \frac{H^{2}}{L^{2}})2 при \sqrt{2} < \frac{H}{L} <2,45 ;
\overline{K_{1}} = (3 + \frac{1}{3} \cdot \frac{H^{2}}{L^{2}})2 при 2,45< \frac{H}{L} <3,48 ;
\overline{K_{1}} = 4 \frac{H^{2}}{L^{2}} при 3,48< \frac{H}{L} <\infty ;
{}_{P = max}{_{P_{1},P_{2}}} .
P_{1} = t(q \cdot a_{1} + 2 \frac{[q_{0}]}{cos\alpha_{4}}) ;
P_{2} = t(q \cdot a_{2} + 2 \frac{[q_{0}]}{cos\alpha_{1}} + 2 \frac{[q_{0}]}{cos\alpha_{2}}) .
При наличии анкерных связей коэффициент t определяется расчетным или экспериментальным путем. При отсутствии данных расчетов и экспериментов принимается t = 1.
$P_{1} = q \frac{a_{1}}{2} + [q_{0}](1 + \frac{1}{cos\alpha_{3}})$ ;
$P_{2} = qa_{3} + [q_{0}](1 + \frac{1}{cos\alpha_{3}})$ или $P_{2} = qa_{3} + [q_{0}](1 + \frac{2}{cos\alpha_{3}})$
в зависимости от положения сечения 2 (см. черт. 21 б).
4.5 Толщина торцевой стенки h_{m}
4.5.1. Если кронштейны связаны планками (черт. 20), то расчет ведется по п. 4.4.
4.5.2. Если кронштейны не связаны планками и ребра не приварены к торцевой стенке в зоне расположения кронштейна (см. черт. 22 б),
h_{m} = \frac{3}{4} \sqrt{\frac{C_{o}}{b_{4}} \cdot \frac{Q_{p} \cdot \mu_{2}}{\sigma_{4} \cdot n_{T}}} ,
где \alpha_{4} = \frac{\pi L_{o}}{H} , \beta_{4} = \frac{5\pi b_{4}\prime}{6H} ;
Q_{p} — усилие в стяжке по п. 6.7.
4.5.3. Если кронштейны не связаны планками и ребра приварены к торцевой стенке под кронштейнами (черт. 22 а),
h_{m} \geq \frac{3}{4b_{4}} \cdot \frac{t - 0,5L_{o}}{t} \sqrt{\frac{Q_{p} \cdot C_{o} \cdot L_{o}}{2 \cdot n_{T} \cdot \sigma_{T}}} .
4.6 Толщина планки (черт. 20, 22)
4.7 Толщина косынки кронштейна (черт. 22)
h_{1\text{к}} \geq \frac{Q_{p} \cdot n_{y}}{2 \cdot b_{4}[\sigma]} , h_{2\text{к}} \geq \frac{3 \cdot Q_{p} \cdot C_{o}}{C_{p}^{2} \cdot \sigma_{T}} , h_{3\text{к}} \geq \frac{3 \cdot Q_{p} \cdot C_{p}}{b_{4}^{2} \cdot \sigma_{T}} .
4.8 Условие прочности сварных швов, крепящих кронштейны к торцевой стенке (черт. 22, 23)
F = 2,8h_{\text{н}}(a_{c} + b_{c} + 0,7h_{\text{н}}) + 1,4h_{c}(d_{c} - 1,4h_{\text{н}}) ;
.
б) расчетная схема опорного узла
4.9 Толщина верхнего листа плиты (черт. 20)
S_{b} \geq \frac{1}{2} \sqrt{\frac{3}{\pi} \cdot \frac{Q}{n_{T}\sigma_{T}} \cdot [(1 + v)Ln \frac{2 \cdot a_{6} \cdot sin \frac{2\pi}{3} \cdot \frac{b_{6}}{a_{6}}}{\pi C} + 1]} .
4.10 Напряжения смятия в зоне опорного узла
\sigma_{\text{см}} = \frac{Q_{p}}{F_{\text{см}}} \leq [\sigma]_{\text{см}} ,
Q_{p} — усилие в стяжке по п. 6.7;
F_{\text{см}} = \frac{\pi \cdot b_{y}^{2}}{4} - \frac{\pi \cdot a_{y}^{2}}{8} - a_{y} \cdot C_{y} - \frac{b_{y}^{2}}{8} \cdot (2\alpha_{y} - sin2\alpha_{y}) ,
\alpha_{y} = arcsin \frac{a_{y}}{b_{y}} , [\sigma]_{\text{см}} = 2[\sigma] .
5. ВЕРХНИЕ ШТАНГИ
5.1 Расчетные схемы представлены на черт. 25 - 28.
Сечения ослабленного участка верхней штанги
5.2 Расчетные схемы применимы при условии
\frac{L}{H_{\text{ш}}} \geq 5 .
5.3 Консольная штанга (черт. 25)
5.3.1 Выбор сечения консольной штанги производится по условию
W \geq \frac{M_{\text{в}}}{[\sigma]_{\text{ш}}} ,
M_{\text{в}} = \frac{q_{1}L^{2}}{2} + P_{\text{н}}(L + \frac{S}{2}) .
5.3.2. Ось поворота (т. O) верхней консольной штанги расположена на пересечении нижней плоскости штанги с плоскостью, проходящей через крайнюю точку отверстия в накладке (черт. 27)
L_{o} = r_{1}\prime_{5} - \frac{d_{k}}{2} ,
где d_{k} — диаметр отверстия под крепежный болт.
5.3.3 Усилие в i-том болте
P_{i} = \frac{M_{o} - 2T_{o} \cdot (2L_{c} + L_{T})] \cdot r_{i5}}{\sum_{i = 1}^{6} r_{i5}^{2} + f_{1}L_{c}(r_{15} + r_{25} + r_{55} + r_{65}) + L_{T}(r_{35} + r_{45})]} [ ,
здесь M_{o} = P_{\text{н}} \cdot (L + 0,55 + L_{T}) + q_{1} \cdot L(0,5L + L_{T}) ;
T_{o} = 0,17 \cdot \sigma_{T} \cdot F_{\text{б}} ;
{}_{\sigma_{T} = min}{_{\sigma_{T};\sigma_{T}}^{\text{ш б}}} ;
5.3.4 Проверка выполнения условия
Если условие не выполняется, усилия в болтах пересчитывают при T_{o} = 0 по п. 5.3.3.
5.3.5 Напряжения в наиболее нагруженном болте
5.3.6 Касательные усилия в ослабленной части штанги
T_{i} = T_{o} + f \cdot P_{i} .
5.3.7 Напряжения среза в ослабленном сечении
\tau = \frac{P_{\text{н}} + q_{1}L}{F_{1}} \leq 0,5[\sigma]_{\text{ш}} .
5.3.8 Напряжения изгиба в ослабленном сечении
\sigma_{i} = \frac{\sum P_{i}r_{i}\prime_{5} - y_{1} \sum T_{i}}{W_{min}} \leq [\sigma] ; i = 1, 2, 5, 6.
5.3.9 Минимальный момент сопротивления ослабленного сечения (черт. 28):
- сечение (черт. 28 а)
W_{min} = min\{ \frac{I_{x1}}{Y_{1}} ; \frac{I_{x1}}{H_{1} - Y_{1}} \} ;
Y_{\text{ш}} = \frac{S_{x} - d_{\text{ш}} \frac{C_{\text{ш}}^{2}}{2}}{F_{1}} ;
- сечение (черт. 28 б)
I_{x2} = I_{x1} + F_{1}(Y_{1} + h_{2} - Y_{2})^{2} + T_{\text{н}}h_{2}^{3}/12 + T_{\text{н}}h_{2}(0,5h_{2} - Y_{2})^{2} ;
Y_{2} = \frac{F_{1}(Y_{1} + h_{2}) + T_{\text{н}}0,5h_{2}^{2}}{F_{1} + T_{\text{н}}h_{2}} ,
T_{\text{н}} = 0,363 \cdot B_{1} + d_{\text{ш}} , B_{\text{н}} по черт. 26.
5.4 Двухопорная штанга
5.4.1 Выбор сечения двухопорной штанги (черт. 29) производится по условию
W \geq \frac{M_{max}}{[\sigma]_{\text{ш}}} ,
5.4.1.1 Опора C (черт. 26) расположена посередине между болтами 1, 2
L_{1}\prime = r_{1}\prime_{5} + \frac{L_{\text{б}}\prime}{2} .
5.4.2 Изгибающий момент в месте соединения штанги с неподвижной плитой (черт. 39)
5.4.3 Напряжения изгиба в ослабленном сечении
\sigma_{\text{в}} = \frac{M_{\text{в}}}{W_{min}} \leq [\sigma]_{\text{см}} ,
где W_{min} по п. 5.3.9.
5.4.4 Изгибающий момент в месте соединения штанги с неподвижной плитой (черт. 30)
где K* = 0,8 — коэффициент неполноты заделки.
5.4.5 Усилие в i-том болте (черт. 26)
P_{i} = \frac{|M_{\text{в}}| \cdot r_{i}\prime_{5}}{\sum_{i = 1}^{6} (r_{i}\prime_{5})^{2}} .
5.4.6. Напряжения в наиболее нагруженном болте по п. 5.3.5.
5.4.6.1 Запас прочности по пределу текучести для материала болта
5.5 Кронштейн (черт. 31)
5.5.1 Толщина нижней накладки (черт. 32)
h_{\text{н}} \geq \frac{6 \cdot K_{m} \cdot P_{max}}{[\sigma]_{\text{н}}} ,
где P_{max} = max(P_{2},P_{5}) , [\sigma]_{\text{н}} = 1,5\sigma_{T}^{\text{н}} ,
коэффициент K_{m} = K_{m}(\xi,V) для v = 0,3 определяется по табл. 2.
5.5.2 Напряжения в месте соединения нижней накладки с плитой (черт. 31)
\sigma = \frac{M_{\text{н}}}{W_{1 - 1}} \leq [\sigma]_{\text{ш}} ,
где — для коксольного варианта
M_{\text{н}} = (P_{2} + P_{5}) \cdot a_{\text{н}} + (T_{2} + T_{5}) \cdot z ;
W_{1 - 1} — момент сопротивления волокон 1-1.
5.6 Верхняя накладка (черт. 33)
5.6.1 При усилении ослабленного сечения верхней штанги верхней накладкой длина прорези выбирается по условию
B_{3} \geq b_{\text{н}} - \frac{d_{\text{н}}}{2} ,
где d_{\text{н}} — ширина прорези.
5.6.2 Толщина верхней накладки по п. 5.5.1. При этом
P_{max} = max(P_{1},P_{2},P_{5},P_{6}) ,
\xi = \frac{a_{1}\prime_{\text{н}}}{L_{\text{н}}} — для сил P_{1} , P_{6} ;
6. СТЯЖКИ
6.1 Расчетные схемы представлены на черт. 34 - 36.
6.3 Внутренний диаметр стяжки
d_{1} = max(d_{1}\prime,d_{1}\prime\prime) ,
d_{1}\prime = 2 \sqrt{\frac{Q_{p}}{\pi \cdot [\sigma]_{\text{б}}}} ; d_{1}\prime\prime = 2 \sqrt{\frac{Q_{o}}{\pi \cdot [\sigma]_{\text{б}}}} .
6.4 Усилие начальной затяжки
6.4.1 Разборные теплообменные аппараты
Q_{o}\prime\prime = [m_{6} \cdot \Psi_{05} \cdot q \cdot \frac{L_{\text{пр}} \cdot \Delta}{Z} + (1 + X) \cdot Q_{\text{н}} - Q_{t}] \cdot K_{o} ,
L_{\text{пр}} = 4(\frac{\pi \cdot \alpha_{15}}{180} \cdot R_{6} + 2 \frac{\pi \cdot \alpha_{13}}{180} \cdot R_{5} + \frac{\pi \cdot \alpha_{14}}{180} \cdot R_{7} + \frac{L_{14}}{2} + L_{11} + L_{12} + L_{13}) (черт. 38).
Часть контура средней линии концевой прокладки
6.4.2 Полуразборные теплообменные аппараты
(черт. 39).Контур средней линии прокладки пластины
полуразборного теплообменного аппарата
6.4.3 Неразборные теплообменные аппараты
Q_{o} = (1 + K_{c} - X) \cdot Q_{\text{н}} ,
где K_{c} = \frac{1}{20} — коэффициент запаса плотности.
6.5 Нагрузка среды
Q_{\text{н}} = \frac{q_{max} \cdot F_{\text{пл}}}{Z} ,
F_{\text{пл}} = 4(\frac{\pi \cdot R_{6}^{2} \cdot \alpha_{15}}{360} + \frac{1}{2} R_{6}L_{13} + \frac{1}{4} b_{1} \cdot L_{14}) (черт. 38);
F_{\text{пл}} = L_{11} \cdot b_{1} + 2 \cdot R_{8} \cdot b_{11} + \pi \cdot R_{8}^{2} (черт. 40).
Пластина неразборного теплообменного аппарата
6.6 Температурная нагрузка
6.7 Рабочая нагрузка
6.7.1 Разборные и полуразборные теплообменные аппараты
Q_{p} = \overline{\beta}[Q_{o} + Q_{t} \cdot K_{o} + K_{\text{н}} \cdot X \cdot Q_{\text{н}}] ,
здесь K_{o} и K_{\text{н}} по табл. 3.
6.7.2 Неразборные теплообменные аппараты
6.8 Коэффициент И.И. Бобарыкова
X_{1} = \frac{\lambda_{\text{пр}} \sum_{j = 1}^{n} P_{j} + \lambda_{k}^{(1)} \cdot P^{(I)} + \lambda_{k}^{(2)} \cdot P^{(II)} + \lambda_{Q}}{n \cdot \lambda_{\text{пр}} + \lambda_{cm} + \lambda_{k} + \lambda_{Q}} ;
X_{2} = \frac{\lambda_{q}}{n \cdot \lambda_{\text{пр}} + \lambda_{cm} + \lambda_{k} + \lambda_{Q}} .
6.9 Разность температурных удлинений
\Delta L = \Delta h_{\text{пл}} + n \cdot \Delta h_{\text{пр}} + (n + 1) \cdot \Delta h_{n} + \Delta h_{k} - \Delta L_{cm} ;
\Delta h_{\text{пл}} = \Delta h_{\text{п}(\text{л})}^{1} + \Delta h_{\text{п}(\text{л})}^{2} ;
\Delta h_{\text{п}(\text{л})}^{j} = \alpha_{\text{п}(\text{л})}^{j} \cdot h^{(j)} \cdot (t_{\text{п}(\text{л})}^{j} - t_{c}) , j = 1, 2;
\Delta h_{\text{пр}} = \alpha_{\text{пр}} \cdot h_{\text{пр}} \cdot (t_{\text{пр}} - t_{c}) ;
\Delta h_{n} = \alpha_{n} \cdot h_{n} \cdot (t_{n} - t_{c}) ;
\Delta h_{k} = \Delta h_{k}^{(1)} + \Delta h_{k}^{(2)} ;
\Delta h_{k}^{(j)} = \alpha_{n(p)}^{j} \cdot h_{k}^{(j)} \cdot (t_{k}^{(j)} - t_{c}) ;
\Delta L_{cm} = \alpha_{cm} \cdot L_{cm} \cdot (t_{cm} - t_{c}) .
6.10 Податливости системы
6.10.1 Податливости промежуточных и концевых камер
6.10.1.1 Разборного и полуразборного аппарата
\lambda_{\text{пр}} = \frac{K \cdot V_{o}}{A \cdot t} (\frac{q_{o}}{A})k - 1 ;
\lambda_{k}^{(j)} = \frac{K_{(j)} \cdot V_{o}^{(j)}}{A_{(j)} \cdot t} (\frac{q_{o}}{A_{(j)}})k - 1 , j = 1, 2;
6.10.1.2 Неразборного аппарата
\lambda_{\text{пр}} = \frac{1}{m_{k} \cdot C_{\text{э}}} ,
где m_{k} — количество точек контакта
площадь половины гофрированного поля между стяжками
F = 0,5 \cdot b_{\text{н}} \cdot t ;
площадь участка пластины, приходящаяся на одну точку контакта
F_{1} = \frac{t_{\text{г}}^{2}}{sin\beta} ,
здесь b_{\text{н}} , t_{\text{г}} , \beta — ширина гофрированного поля пластины, шаг и угол пересечения гофр;
жесткость пакета, состоящего из двух пластин, имеющего одну точку контакта,
6.10.2 Стяжка
6.10.3 Концевые прокладки
\lambda_{k}^{(j)} = \frac{K_{(j)} \cdot V_{o}^{(j)}}{A_{(j)} \cdot t} \cdot (\frac{q_{o}}{A_{(j)}})k - 1 , j = 1, 2;
6.10.4 Плиты при действии контурных сил (черт. 9)
\lambda_{Q} = \frac{b_{6}^{2}}{6} \cdot (3b_{1} + 2b_{6}) \cdot (\frac{1}{E_{1}I_{1}} + \frac{1}{E_{2}I_{2}}) ,
E_{1} , E_{2} , I_{1} , I_{2} — модули упругости и моменты инерции (п. 2.3.6.4) нажимных плит.
6.10.5 Плиты при действии гидравлического давления (см. черт. 13)
\lambda_{Q} = \frac{b_{6}}{12} \cdot (4b_{6}^{2} + 6b_{6}b_{1} + b_{1}^{2}) \cdot (\frac{1}{E_{1}I_{1}} + \frac{1}{E_{2}I_{2}}) .
6.11 Коэффициенты распределения нагрузки
Параметры e, f_{6} , C_{6} приведены в табл. 3.
Коэффициент \overline{\beta} определяется экспериментально.
6.12 Относительные нагрузки
\sum_{j = 1}^{n} P_{j} = \frac{1}{2} (\frac{q_{1}}{q_{max}} n_{1} + \frac{q_{2}}{q_{max}} n_{2}) ;
n = n_{1} + n_{2} , q_{max} = max(q_{1},q_{2}) ,
q_{1} , q_{2} , q^{(1)} , q^{(2)} — давления первого, второго теплоносителей и давление в концевых камерах, примыкающих к плитам;
7. КОЛЛЕКТОРЫ
7.1 Коллекторы под действием внутреннего давления
7.1.1 Расчетные схемы представлены на черт. 41, 42.
7.1.2 Расчетные формулы применимы при условии r/S_{17} \geq 5 .
7.1.3 Цилиндрическая панель с боковыми стенками
7.1.3.1 Расчетная нагрузка от давления среды, приходящаяся на панель и боковые стенки
K_{i7} — коэффициент редукции (табл. 4), зависящий от отношения \frac{L_{7}}{L_{17}} ;
L_{7} — длина коллектора, L_{17} = 2 \cdot r \cdot sin\alpha_{7} .
7.1.3.2 Вспомогательные величины
\gamma_{i} = \frac{L_{i7}^{*}}{r} , \delta_{i} = \frac{S_{17}^{3}}{S_{i7}^{3}} , \beta_{i} = \frac{q_{i7}}{q_{17}} , где i = 2, 3;
\delta_{4} = \frac{(S_{17}/r)^{2}}{12 \cdot (1 - v^{2})} , S_{i7} = S_{i7}^{o} - C ,
\epsilon_{7} = cos(\alpha_{7} - \gamma) , a_{17} = cos\alpha_{7} - 1 - \epsilon_{7}\gamma_{2} , a_{27} = \frac{\alpha_{7}}{2} + \frac{sin2\alpha_{\text{т}}}{4} ,
C_{11} = \alpha_{7} + \delta_{2}\gamma_{2} + \delta_{3}\gamma_{3} ,
C_{12} = C_{21} = sin\alpha_{7} - \alpha_{7} + \delta_{2}\gamma_{2}(\alpha_{17} + \frac{\epsilon_{7}\gamma_{2}}{2}) + \delta_{3}\gamma_{3}(\alpha_{17} - \frac{\epsilon_{7}\gamma_{2}}{2}) ,
C_{22} = \alpha_{7} - 2sin\alpha_{7} - + a_{17}(1 + \delta_{4}) + \delta_{2}\gamma_{2}(a_{17}a_{37} + \frac{\epsilon_{7}^{2}\gamma_{2}^{2}}{3}) + \delta_{3}\gamma_{3}[a_{17}(a_{17} - \epsilon_{7}\gamma_{3}) + \frac{\epsilon_{7}^{2}\gamma_{3}^{2}}{3}] ,
C_{10} = \frac{\delta_{2}\gamma_{2}^{2}}{2} (cos\gamma - \frac{\beta_{2}\gamma_{2}}{3}) + \delta_{3}[\gamma_{2}\gamma_{3}(cos\gamma - \frac{\beta_{2}\gamma_{2}}{3}) + \frac{\gamma_{3}^{2}}{2} (cos\gamma - \beta_{2}\gamma_{2} \frac{\beta_{3}\gamma_{3}}{3})] ,
7.1.3.2.1 Расчетная длина боковой стенки
L_{27}^{*} = 6S_{17} для коллектора без боковых стенок.
В остальных случаях L_{i7}^{*} = L_{i7} , i = 2, 3.
7.1.3.3 Изгибающий момент и мембранное окружное усилие в среднем сечении панели
N = q_{17} \cdot r \cdot (\hat{p} + 1) ,
где \hat{L} = \frac{C_{10}C_{22} - C_{10}C_{12}}{C_{11}C_{22} - C_{12}C_{21}} , \hat{p} = \frac{C_{11}C_{20} - C_{21}C_{10}}{C_{11}C_{22} - C_{12}C_{21}} .
Графики теоретических зависимостей \hat{L}(\gamma_{2}) и \hat{P}(\gamma_{2}) при L_{3} = 0 , \beta_{2} = 1,0 представлены на черт. 43.
7.1.3.4 Изгибающий момент и мембранное окружное усилие в сечении \varphi_{T} = \alpha_{7} цилиндрической панели
N_{1} = Ncos\alpha + q_{17}r(1 - cos\alpha_{7}) .
7.1.3.5 Изгибающий момент и мембранное усилие в сечении X_{2} = L_{27} боковой стенки
M_{2} = M_{1} + Q_{2} \cdot L_{27} + \frac{q_{27} \cdot L_{27}^{2}}{2} ,
где Q_{2} = - N \cdot cos(\alpha_{7} - \gamma) + q_{17} \cdot r[cos(\alpha_{7} - \gamma) - cos\gamma] ,
N_{2} = - N \cdot sin(\alpha_{7} - \gamma) + q_{17} \cdot r[sin(\alpha_{7} - \gamma) + sin\gamma] .
7.1.3.6 Изгибающий момент и мембранное усилие в сечении X_{2} = L_{37} боковой стенки
M_{3} = M_{2} + Q_{3} \cdot L_{37} + \frac{q_{37} \cdot L_{37}^{2}}{2} ,
7.1.3.7 Критерий несущей способности
n_{T}(\frac{N}{K_{17} \cdot \sigma_{T} \cdot S_{17}})^{2} + \frac{4|M|}{\sigma_{T} \cdot S_{17}^{2}} \leq \frac{1}{n_{T}} ,
n_{T} = 1,5 — в рабочих условиях;
n_{T} = 1,1 — в режиме гидроиспытаний.
7.1.3.8. Критерий циклической прочности при \varphi = \alpha_{7} , X_{2} = L_{27} , X_{3} = L_{37}
(\frac{N_{i}}{S_{17} \cdot K_{i}} + \frac{6|M_{i}|}{S_{17}^{2}}) \cdot K_{\sigma} \leq 2 \cdot [\sigma]_{M} , где i = 1, 2, 3.
7.1.4 Днище коллектора
Расчетная толщина днища коллектора
S_{\text{д}} \geq a_{7} \sqrt{0,25 \cdot \frac{q}{n_{p}\sigma_{T}}} + C , если S_{17}>S_{\text{д}} ;
S_{\text{д}} \geq a_{7} \sqrt{0,5[\frac{q}{n_{p}\sigma_{T}} - 2(\frac{S_{17}}{a_{7}})2]} + C , если S_{17}<S_{\text{д}} ;
S_{\text{д}}^{o} = S_{\text{д}} + C ,
7.1.5 Сопряжение днища с обечайкой
Критерий циклической прочности
\frac{3 \cdot K_{\sigma} \cdot q \cdot r^{2} \cdot \mu_{3}}{S_{17}^{2}} \leq [\sigma]_{M} ,
где \mu_{3} = \frac{S_{17}}{2 \cdot r \cdot \sqrt{3(1 - v^{2})}} — при одинаковых давлениях с обеих сторон днища;
\mu_{3} = \frac{\frac{\sqrt{3}}{24} \cdot \frac{(2 - v)}{\sqrt{1 - v^{2}}} \cdot \frac{S_{17}}{r} + \frac{4 \sqrt{3(1 - v^{2})}}{8(1 + v)} \cdot (\frac{S_{17}}{S_{\text{д}}}) \sqrt[2]{\frac{r}{S_{17}}}}{0,5 + \frac{4 \sqrt{3(1 - v^{2})}}{(1 + v)} \cdot (\frac{S_{17}}{S_{\text{д}}})^{3} \cdot \sqrt{\frac{r}{S_{17}}}} — при разных давлениях с обеих сторон днища.
7.2 Коллекторы под действием наружного давления
8. КРЫШКИ
8.1 Расчетные схемы даны на черт. 44 - 45.
8.2 Расчетные схемы применимы при условиях
\frac{H_{8}}{S_{\Lambda}} \geq 5 ; \frac{R}{S_{18}} \geq 5 ; \frac{R \cdot sin\alpha_{8}}{S_{28}} \geq 5 .
8.3 Толщина стенки сферической крышки, находящейся под действием внутреннего давления
8.4. Толщина стенки сферической крышки, находящейся под действием наружного давления, — по п. 1.6.
8.5 Толщина перегородки
8.6.1 Плита
8.6.1 Толщина плиты — по п. 1.6.
8.6.2 Напряжения среза в перемычке
\tau_{n} = \frac{q \cdot R_{o} \cdot (t_{n} + a_{8})}{2 \cdot S_{28} \cdot t_{n}} \leq 0,5[\sigma] .
8.7 Сопряжение крышки с кольцом
\frac{Z_{8}}{2 \cdot R \cdot sin\alpha_{8}} \leq 0,2 .
Критерий циклической прочности:
\frac{K_{a}K_{\sigma}}{4} \cdot q \cdot \frac{R}{S_{18}} \leq [\sigma]_{A} , где K_{a} = 1 + \sqrt{\frac{3}{1 - v^{2}}} ;
\frac{K_{\sigma}}{4} \cdot q \cdot \frac{\rho_{8} \cdot \mu_{4}}{1 - v^{2}} \leq [\sigma]_{A} , где 
;
\mu_{4} = \frac{T_{2}\prime[T_{2} + \frac{T_{1}\prime}{\rho_{8} \cdot sin\alpha_{8}}] + T_{1}\prime[T_{1} + \frac{T_{2}}{\rho \cdot sin\alpha_{8}}]}{(T_{1} \cdot T_{2}\prime - T_{2} \cdot T_{1}\prime) \cdot sin\alpha_{8}} ,
где T_{1} , T_{2} , T_{1}\prime , T_{2}\prime — функции параметра \rho_{8} \cdot sin\alpha_{8} и их производные.
9. ПРОКЛАДКИ
9.1 Расчетная схема представлена на черт. 46.
9.3. Расчет прокладок позволяет определить усилие на прокладке при затяжке стяжных болтов.
9.4. Усилие на прокладке определяется по характеристике прокладки (черт. 48) в зависимости от заданной осадки, величина которой определяется конструкцией герметизирующего узла (черт. 46).
9.5. Характеристика прокладки определяется экспериментально. Экспериментальные данные приведены в табл. 5. При отсутствии экспериментальных данных характеристика прокладки строится приближенно расчетным путем.
Характеристика прокладки ТПР-0,6 из резины марки 4326
Экспериментальные характеристики прокладок
9.6 Расчетная характеристика прокладки
\overline{V_{i + 1}} = \overline{V_{i}} + \Delta\overline{V_{i}} ;
\Delta\overline{V_{i}} = \Delta\overline{V_{i}^{\text{в}}} + \Delta\overline{V_{i}^{\text{н}}} ;
\Delta V_{i}^{\text{в}} = \frac{3}{8} \cdot \frac{\Delta q_{o}^{i} \cdot h_{i}^{\text{в}}}{a_{i}^{\text{в}} \cdot E_{i}} ;
h_{i + 1}^{\text{в}} = h_{i}^{\text{в}} + \Delta V_{i}^{\text{в}} ; a_{i + 1}^{\text{в}} = a_{i}^{\text{в}} + \Delta a_{i}^{\text{в}} ;
h_{i + 1}^{\text{н}} = h_{i}^{\text{н}} + \Delta V_{i}^{\text{н}} ; C_{i( + 1)}^{9} = C_{i}^{(9)} + \Delta C_{i}^{(9)} ;
Линейные приращения размеров прокладки при изменении нагрузки на величину \Delta q_{o}^{i} и осадки на \Delta V_{i} определяются по формулам:
Механические характеристики E_{o} , \sigma_{\text{пр}} , \sigma_{o} , B_{o} , m определяются по деформационной кривой (черт. 47) для соответствующей марки резины.
Программа расчета характеристики прокладки дана в Приложении 1.
Порядок ввода исходных данных в программу следующий:
a_{o}^{\text{в}} ; a_{o}^{\text{н}} ; C_{o}^{(9)} ; h_{o}^{\text{в}} ; h_{o}^{\text{н}} ; E_{o} ; a*; tg\alpha_{o} ; \Delta V ; \sigma_{\text{пр}} ; m; B_{o} ; [V].
Выходные данные: q \sim q_{o} , r \approx \overline{V_{i}} .
2 — прокладка без паза, крепление клеевое, резина 4326
9.8 Номинальная осадка прокладки (черт. 48, 50, 51, 52)
V_{1}^{*} = V_{o}(\frac{q_{o}\prime}{A})k .
Разгрузочная характеристика прокладки с пазом ТПР-0,6
Разгрузочная характеристика прокладки ТПР-1,3
Если характеристика герметичности (черт. 49) отсутствует, то V_{1} = 1,5\text{мм} .
9.9. Дополнительная осадка \overline{\delta} , определяемая точностью изготовления, приведена на черт. 53.
9.10 Минимально допустимая осадка прокладки
9.11. Минимальное допустимое давление на прокладке (черт. 48, 50, 51, 52)
9.12 Вероятность разгерметизации аппарата
W = n \sum_{i}^{z} [2 - \text{Ф }(x_{i}) - \text{Ф }(z_{i})] ,
x_{i} = \frac{h_{max} - h_{i}^{\text{ср}}}{\sigma_{i}} , z_{i} = \frac{h_{i}^{\text{ср}} - h_{min}}{\sigma_{i}} ,
z = \frac{L_{\text{пр}}}{[y]} ,
10. НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ГОФРИРОВАННЫХ ПЛАСТИН
10.1 Номинальная нагрузка
10.2 Расчетная нагрузка
10.3 Коэффициент неравномерности
\overline{K} = 1 + 2 \frac{\overline{a^{*}}}{y^{*}} ,
y^{*} = \frac{t_{\text{г}}}{2} \frac{q}{E} (\frac{t_{\text{г}}}{S_{\text{пр}}})3 .
10.4 Приведенная толщина гофрированной пластины (черт. 54)
.
10.5 Вероятный зазор между пластинами
10.6 Параметр значимости
\text{Ф}(u) = \frac{1}{2} - \sqrt[4]{\frac{5[V]}{N}} .
10.7 Предельная распределенная нагрузка
10.8 Предельная нагрузка по условиям устойчивости боковой стенки
10.9 Деформации в точечном контакте определяются из уравнения
C_{\text{г}} = \sqrt{\frac{\Delta_{\text{г}}}{2} (2R_{\text{г}} + S_{\text{г}} - \Delta_{\text{г}})} , либо по черт. 57.
Размер площадки нагружения C_{\text{г}} определяют из черт. 56 при заданных отношениях \frac{R_{\text{г}}}{S_{\text{г}}} и \frac{4P^{*}}{\sigma_{T}S_{\text{г}}} , где P^{*} = qt_{\text{г}}^{2} — сосредоточенная нагрузка на вершины гофр.
10.10 Предельная нагрузка в точечном контакте (черт. 55)
Q_{\text{п}} = \frac{2R_{\text{г}}t_{\text{г}}}{\eta} \sigma_{T}[\sqrt{4 \frac{\rho^{2}}{\eta^{2}} + \frac{S_{\text{г}}^{2}}{R_{\text{г}}^{2}}} - 2 \frac{\rho}{\eta}] ;
\eta = \frac{K_{22}Y_{\text{г}} - K_{12}u_{\text{г}}}{K_{11}K_{22} - K_{12}^{2}} - 2 \frac{R_{\text{г}}}{L_{\text{г}}^{*}} \frac{K_{22}Y_{\text{г}} - K_{12}V_{\text{г}}}{K_{11}K_{22} - K_{12}^{2}} ;
\rho = \frac{K_{11}u_{\text{г}} - K_{12}Y_{\text{г}}}{K_{11}K_{22} - K_{12}^{2}} - 2 \frac{R_{\text{г}}}{L_{\text{г}}^{*}} \frac{K_{11}V_{\text{г}} - K_{12}Y_{\text{г}}}{K_{11}K_{22} - K_{12}^{2}} ;
K_{12} = \alpha_{\text{г}} - h_{\text{п}}\alpha_{\text{г}} + (\frac{a_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} + \frac{L_{\text{г}}}{R_{\text{г}}}) \cdot (\frac{L_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} h_{\text{п}}\alpha_{\text{г}} + 1 - cos\alpha_{\text{г}})^{2} - \frac{L_{\text{г}}^{2}}{12R_{\text{г}}^{2}} h_{\text{п}}\alpha_{\text{г}} ;
K_{22} = \alpha_{\text{г}} + \frac{a_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} + \frac{L_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} ;
u_{\text{г}} = 1 - cos\alpha_{\text{г}} + (\frac{a_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} + \frac{L_{\text{г}}}{R_{\text{г}}})(\frac{L_{\text{г}}}{R_{\text{г}}} cos\alpha_{\text{г}} + h_{\text{п}}\alpha_{\text{г}}) - \frac{L_{\text{г}}^{2}}{2R_{\text{г}}^{2}} cos\alpha_{\text{г}} + \frac{a_{\text{г}}^{2}}{2R_{\text{г}}^{2}} ;
Площадка нагружения и величина осадки гофра
10.11 Предельная нагрузка при линейном контакте
10.11.1 Ширину полосы контакта определяют из уравнения
2\sigma_{T}^{*} \cdot S_{\text{г}}[S_{\text{г}} + C_{\text{г}}h_{\text{п}}\alpha_{\text{г}}(1 + \frac{\pi}{2} + \frac{2R_{\text{г}}}{C_{\text{г}}} - arcsin \frac{C_{\text{г}}}{2R_{\text{г}}} - \sqrt{(\frac{2R_{\text{г}}}{C_{\text{г}}})^{2} - 1})] = \frac{C_{\text{г}}^{2} \cdot t_{\text{г}} \cdot E}{m_{\text{г}}^{2} \cdot R_{\text{г}}} .
10.11.2 Предельная нагрузка
Q_{\text{н}} = \frac{C_{\text{г}}^{2} \cdot t_{\text{г}} \cdot E}{m_{\text{г}}^{2} \cdot R_{\text{г}}} .
11. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ПЛАСТИН
11.1 Статические нагрузки (черт. 58)
11.1.1 Критические деформации
11.1.2 Критические напряжения
\sigma_{\text{кр}} = \sigma_{0,2}(\frac{e_{\text{кр}}}{e_{0,2}})n_{o} .
11.1.3 Критические нагрузки
q_{\text{кр}} = \frac{2S_{\text{ш}}\sigma_{\text{кр}}}{r_{\text{п}}f} ,
для прямоугольных пластин f = 2.
11.2 Циклическое нагружение (черт. 59)
11.2.1 Геометрические параметры
tg\alpha = \frac{2f_{o}}{L_{o}} , L_{1} = \frac{L_{o}}{2} sec\alpha_{o} , L_{2} = \frac{L_{1}}{2} sec\alpha_{o} ,
L_{i} = \frac{L_{i - 1}}{2} sec[2\alpha_{o}(i - 1)] , i > 2,
f_{i} = \frac{f_{o}}{2} sec\alpha_{o} , f_{i} = \frac{f_{o}}{2} sec[2\alpha_{o}(i - 1)] , i >= 2.
11.2.2 Напряжения на различных стадиях нагружения
\sigma_{i} = \frac{q_{i}L_{i}^{2}}{2S_{\text{пл}}^{2}} ,
q_{i} = 384D_{1} \frac{f_{i}}{L_{i}^{4}} ,
D_{1} = \frac{ES_{\text{пр}}}{12(1 - \mu^{2})} , i = 0, 1, 2,..., k.
11.2.3 Условные напряжения
\sigma_{\text{п}} = \sigma + \sum_{0}^{k} \sigma_{i} ,
\sigma = \frac{q^{*}L_{k + 1}^{2}}{2S^{2}} , q^{*} = q_{\text{п}} - \sum_{0}^{k} q_{i} , q_{k + 1}>q^{*} .
11.2.4 Амплитудные значения пульсирующих напряжений
\sigma_{A} = K_{\sigma} \frac{\sigma_{0,2}}{2} (\frac{\sigma_{\text{п}}}{0,002E + \sigma_{0,2}})n , K_{\sigma} = 30 .
1. Введем \text{а}_{1} , \text{а}_{2} , c, \text{н}_{1} , \text{н}_{2} , е, в, ш, z, y_{0} , y_{1} , y_{2} , y_{3}
2. Вычислим \text{о}_{1} = \text{а}_{1} , \text{о}_{2} = \text{а}_{2} , u = c, \text{р}_{1} = \text{м}_{1} , \text{р}_{2} = \text{м}_{2} , s = e, g = 0, r = 0
4. Вычислим \delta = 8zc_{1}s/(3(\text{р}_{1} + \text{р}_{2})) , \text{м}_{2} = 2\delta\text{р}_{2}(8s\text{о}_{1}) , \text{м}_{1} = 3\delta\text{р}_{1}(8s\text{о}_{1})
5. Вычислим \text{о}_{0} = \text{а}_{0}\text{о}_{2}/\text{о}_{1} , \text{м } = ((\text{о}_{1} + u)\text{р}_{1} + (\text{о}_{2} + u)\text{р}_{2} - (\text{о}_{1} + \text{а}_{1} + u)(\text{р}_{1} - \text{м}_{1}) - (c_{2} + c_{0} + u)(\text{р}_{2} - \text{м}_{2}))/(\text{р}_{1} + \text{р}_{2} - \text{м}_{1} - \text{м}_{2})
6. Вычислим \text{о} = \text{о}_{1} + \text{а}_{0} , \text{о}_{2} = \text{о}_{2} + \text{о}_{0} , u = u_{\text{т}}\text{н}_{0} , \text{р}_{1} = \text{р}_{1} - \text{м}_{1} , \text{р}_{2} = \text{р}_{2} - \text{м}_{2} , m = \text{в} + \text{р}_{2\text{ш}}
7. Вычислим r = r + z, q = q + \delta , n = q(\sqrt{3})/(4o_{4})
8. если \Lambda - \text{У}_{c} \leq 0 , идти к 11
9. Вычислим t = Ln\Lambda , s = exp(y_{1}(Ln5 + 6Ln10) + (1 - y_{1})t - Ln(y_{1}y_{2}))
23. Вычислим \text{н}_{0} = 0 , \delta = 8z\text{о}_{1}s/(3(\text{р}_{1} + \text{р}_{2})) , \text{а}_{0} = 3\delta/(8s) , \text{м}_{1} = 3\delta\text{р}_{1}(8s\text{о}_{1}) , \text{м}_{2} = 3\delta\text{р}_{2}(8s\text{о}_{1}) , \text{о}_{0} = ((\text{о}_{1} + m)\text{р}_{1} + (\text{о}_{2} + m)m_{2} - (\text{о}_{1} + \text{а}_{0} + m)(\text{р}_{1} - \text{м}_{1}))/(\text{р}_{2} - \text{м}_{2}))
26. Вычислим \text{н}_{0} = 0 , \text{о}_{0} = 0 , \delta = 8z\text{о}_{1}s/(3(\text{р}_{1})) , \text{м}_{1} = 3\delta\text{р}_{1}(8s\text{о}_{1}) , \text{м}_{2} = 0 , \text{а}_{0} = (\text{о}_{1} + m)\text{м}_{1}/(\text{р}_{1} - \text{м}_{1})
27. Вычислим \text{о}_{1} = \text{о}_{1} + \text{а}_{0} , \text{р}_{1} = \text{р}_{1} - \text{м}_{1} , q = q + \delta , \Lambda = q(\sqrt{3})/(4o_{1})
30. если \Lambda - \text{У}_{\text{о}} \leq 0 идти к 33
31. Вычислим t = Ln\Lambda , s = exp(y_{1}(Ln5 + 6Ln10) + (1 - y_{1})t - Ln(y_{1}y_{2}))
34. Вычислим t = \text{у}_{3} + 10z