Центральный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский
и проектный институт строительных металлоконструкций им. Н.П. Мельникова

	ЦНИИПСК им. МЕЛЬНИКОВА
		УТВЕРЖДАЮ: Директор института д.т.н. член корр. МИА __________ В.В. Ларионов «10» сентября 1998 г.

 

РУКОВОДСТВО ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ОБЪЕКТОВ
КОМПЛЕКСОВ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ БОЛЬШОГО ОБЪЕМА

Р-001-98

ОЛК-2.62143

 

Зам директора института, к.т.н.		Г.П. Кандаков
Начальник ОЭМ, д.т.н.		В.М. Горицкий
Начальник ОЛК инж.		О.В. Фризен
Ведущий инженер Патентной службы		О.Г. Изосимова

Москва, 1998 г.

Аннотация

Данное «Руководство по проектированию стальных конструкций объектов комплексов доменных печей большого объема» Р-001-98/(ОЛК-2.62143) выполнено ЦНИИПСК им Мельникова и является переработанным изданием документа «Руководство по расчету стальных конструкций доменной печи большого объема», выполненного институтом в 1975 году.

«Руководство…» состоит из восьми разделов и 4-х приложений.

Разделы 1, 2, 3, ранее разработанные к.т.н. Миллером В.Я., переработаны д.т.н. Горицким В.М. и к.т.н. Кандаковым Г.П. Раздел 4, разработанный к.т.н. Кандаковым Г.П. с участием к.т.н. Миллера В.Я. и к.т.н. Сорокина Л.А. остался без изменений. В раздел 5 разработанный к.т.н. Миллером В.Я. при участии к.т.н. Тарасова И.Б. внесены отдельные изменения, связанные с изменением строительных норм и правил. В раздел 6 ранее разработанный к.т.н. Тарасовым И.Б. и инж. Пецкой В.Ф. при участии к.т.н. Миллера В.Я., (где подраздел «Расчет на малоцикловую усталость кожуха воздухонагревателя» разработан на основе методики д.т.н. Ларионова В.В.) внесены изменения в части условных обозначений и изменена рубрикация.

Раздел 7 разработан:

а) подраздел «Расчет доменных печей» - к.т.н. Сорокиным Л.А. с участием к.т.н. Кандакова Г.П.,

б) подраздел «Расчет воздухонагревателей» - к.т.н. Кандаковым Г.П. на основе «Руководства по расчету воздухонагревателей доменных печей, выполненного авторским коллективом в составе к.т.н. Сорокина Л.А., к.т.н. Горшкова А.А., к.т.н. Кандакова Г.П., и инж. Лаута М.Я.;

в) подраздел «Расчет воздухопроводов горячего дутья» - к.т.н. Кандаковым Г.П.;

г) подраздел «Учет краевого эффекта» - к.т.н. Горшковым А.А.

В разделе изменены некоторые условные обозначения и устранены неточности первого издания.

Раздел 8 разработанный к.т.н. Миллером В.Я. при участии инж. Пецки В.Ф. и к.т.н. Тарасова И.Б. не перерабатывался.

Редакторская работа второго издания «Руководства…» выполнена вед. инженером Изосимовой О.Г., общая компоновка материалов «Руководства…» с учетом внесенных изменений проверена инж. Фризеным О.В.

Общая редакция выполнена к.т.н. Кандаковым Г.П.

 

СОДЕРЖАНИЕ

1. Общие указания.

1.1. Положения настоящего «Руководства» распространяются на проектирование стальных конструкций доменных цехов, с объемом печей 1000 м³ и выше.

1.2. Настоящее «Руководство» составлено в качестве дополнения к СНиП II-23-81* и СНиП «Нагрузки и воздействия» для учета особенностей работы стальных конструкций комплексов доменных печей.

1.3. Положения настоящего «Руководства» распространяются на стальные конструкции следующих сооружений и зданий комплексов доменных печей.

Сооружения комплекса

а) Листовые конструкции.

- Кожухи доменных печей, воздухонагревателей и пылеуловителей.

- Трубопроводы для транспортировки воздуха и газа.

- Конвейерные галереи трубчатого поперечного сечения.

- Стволы лифтов трубчатой конструкции.

б) Стержневые конструкции

- Колонны печи, пылеуловителей, газопроводов и т.п.

- Конструкции колошниковых устройств.

- Наклонные мосты и монтажные балки с решетчатыми фермами.

- Конструкции, несущие шкивы.

- Лифты каркасной конструкции.

- Опоры монтажных балок.

- Опоры свечей для постановки печей на тягу.

в) Сплошностенчатые конструкции

- Наклонные мосты и монтажные балки со сплошностенчатыми главными балками

Здания

- Литейный двор.

- Здания воздухонагревателей.

- Здание колошникового подъемника.

- Здание лебедок пылеуловителей.

2. Материалы и сварка

2.1. Для кожухов доменных печей применять сталь марок:

а) 09Г2МФБ в нормализованном состоянии по ТУ 14-1-4473-88 в толщинах от 30 до 60 мм с гарантией качества стали по результатам испытаний образцов типа Шарпи при температуре - 20 °С;

б) 09Г2СЮЧ в нормализованном состоянии (с последующим отпуском) по ТУ 14-1-5065-91 в толщинах от 20 до 60 мм с гарантией качества стали по результатам испытаний образцов типа Шарпи при температуре - 20 °С;

в) для неохлаждаемых зон кожуха 09Г2С в нормализованном состоянии в толщинах от 10 до 60 мм при условии заказа листовой стали категории 9 (гарантия ударной вязкости на образцах типа Шарпи при температуре - 20 °С) по ГОСТ 19281-89;

для охлаждаемых зон кожуха сталь 09Г2С в нормализованном состоянии в толщинах от 10 до 60 мм при условии заказа листовой стали с гарантией качества металла на образцах типа Шарпи при температуре испытания - 40 °С. Возможна замена на сталь 9 категории по ГОСТ 19281-89 при условии содержания фосфора не более 0,020 % по массе;

г) 14Г2АФ-12 класса прочности С375 и С390 или 16Т2АФ-12 С390 в нормализованном состоянии по ГОСТ 19281-89 в толщинах от 20 до 50 мм (для кожухов доменных печей объемом 4500 м³ и более);

д) 16Г2АФ-ЭШП электрошлакового переплава в толщинах от 30 до 70 мм по ТУ-14-1-1779-76.

Для сталей С 390 в толщинах от 15 до 70 мм рекомендуется дополнительно проводить оценку качества стали на образцах типа Шарпи при - 20 °С. Уровень ударной вязкости регламентируется требованиями 5 категории качества стали по ГОСТ 19281-89.

При изготовлении кожуха из стали 09Г2СЮЧ к металлу в районе леток предъявляется дополнительное требование по гарантии качества на образцах типа Шарпи при температуре - 40 °С.

Для участков кожуха в районе чугунных и шлаковых леток, где возможен нагрев поверхности металла до 300 °С и выше, следует применять стали 15 категории. При использовании для кожухов доменных печей сталей 09Г2С, 14Г2АФ, 16Г2АФ и 09Г2СЮЧ допускается изготовление кожухов в районе леток проводить из стали 09Г2МФБ с повышенным сопротивлением тепловому охрупчиванию.

2.2. Для кожухов воздухонагревателей, воздухопроводов горячего и холодного дутья, работающих под высоким давлением при переменных нагрузках и имеющих значительные температурные деформации, следует применять сталь марки 09Г2СЮЧ по ТУ 14-1-5065-91. Допускается применение стали марки 09Г2С-15 по ГОСТ 19281-89 при условии аттестации качества стали на образцах типа Шарпи по ГОСТ 9454-78 с обеспечением ударной вязкости не менее 29 Дж/см²

В связи с переменными нагрузками от внутреннего давления сварка кожухов воздухонагревателей электрошлаковым способом без применения дополнительных мероприятий по измельчению зерна первичной кристаллизации не допускается Оценку качества металла сварного шва осуществлять на образцах типа Шарпи в не менее, чем двух зонах сварного шва (в срединной и приповерхностных зонах)

2.3. Для кожухов пылеуловителей, газопроводов грязного газа, включая вертикальный и нисходящий участки, применять сталь марок

а) Вст3сп5 и Вст3сп9 по ГОСТ 380-88 при толщинах от 10 до 25 мм;

б) 10Г2С1-12 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 10 до 40 мм;

в) 10Г2С1-9 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 4 мм до 10 мм;

г) 09Г2С-12 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 10 до 40 мм;

д) 09Г2С-9 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 4 до 10 мм;

е) 09Г2СЮЧ по ТУ 14-1-5065-91 в нормализованном состоянии в толщинах от 10 до 20 мм и в нормализованном и отпущенном состоянии в толщинах от 20 до 32 мм (в заказе на поставку листового проката указывать на использование при оценке качества стали образцов типа Шарпи).

2.4. Для колонн доменной печи и пылеуловителя применять сталь марок:

а) Вст3сп5 по ГОСТ 380-88 при толщинах до 25 мм;

б) 09Г2С-4 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 10 до 160 мм;

в) 14Г2АФ-4 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 10 до 50 мм4

г) 16Г2АФ-9 и 14Г2АФ-9 по ГОСТ 19281-89 при толщинах от 32 до 50 мм.

2.5. Марка стали для других конструкций определяется согласно СНиП II-23-81.

При этом конструкции относятся к следующим группам:

а) главные, поперечные и подрельсовые балки наклонного моста, подбалансирные балки колошникового устройства, подкрановые балки - I группа;

б) рамы колошникового устройства доменной печи, монтажная балка с опорами, пилоны наклонных мостов, подшкиновые устройства, конвейерные галереи шихтоподачи с опорами, элементы решеток, перечисленных конструкций, работающих на переменную нагрузку и другие конструкции под подвижную нагрузку - II группа;

в) перепусной трубопровод, труба взятия печи на тягу с опорой, цилиндрический и решетчатый стволы лифта, главные балки площадок колошникового устройства (кроме перечисленных п. б), главные балки площадок печи, колошниковой площадки, рабочих площадок литейного двора, пылеуловителей и воздухонагревателей, рамы литейного двора, здания воздухонагревателей и здания колошникового подъемника, расчетные элементы решеток, обеспечивающие пространственную неизменяемость сооружений II группа;

г) вентиляционные трубопроводы, воздухопроводы охлаждения лещади, дымовые борова и пр. газопроводы, работающие с давлением не более 0,1 кгс/см² - IV группа;

д) остальные конструкции комплекса доменной печи определяются по группам согласно СНиП II-23-81 табл. 50 приложения 1.

2.6. Для футеровочных листов (брони) - сталь 30Г2 по ГОСТ 1577-81, сталь 35ХГ2 или сталь 30ХГС по ГОСТ 4543-71. Для вальцованной брони листы должны предварительно подвергаться термической обработке Допускается также применение литой брони, поставляемой по особым техническим условиям на изготовление доменного оборудования и вальцованной брони из стали марки ВСт4кп по ГОСТ 380-88, при этом толщина брони принимается увеличенной на 25 % по сравнению с толщинами листов указанных выше марок сталей.

2.7. Компенсаторы воздухонагревателей и воздухопроводов горячего и холодного дутья, работающие при высоком переменном давлении, изготавливаются из стали марки 10ХСНД по ГОСТ 19281-89, причем изделие должно обязательно пройти термообработку после изготовления. Материалы и технология сварки должны обеспечивать механические показатели сварных соединений не ниже, чем в основном металле. Для аттестации качества металла следует использовать образцы типа Шарпи, при этом нормирование ударной вязкости проводится для стали класса прочности 440 по ГОСТ 19281-89. Качество сварных соединений проверяется физическими методами контроля просвечиванием рентгено- или гамма-лучами и ультразвуковому методом.

2.8. При изготовлении и монтаже конструкций следует широко применять механизированные способы сварки, автоматическую на заводе-изготовителе (в том числе и для укрупнения листовых конструкций) и электрошлаковую с порошковыми присадочными материалами на монтаже для сварки кожухов доменных печей. Допускается применение и других видов сварки при условии, что ударная вязкость металла сварного шва и зоны термического влияния на образцах типа Шарпи при минимальной температуре эксплуатации кожуха будет не менее 29 Дж/см².

3. Расчетные характеристики стали.

3.1. В случае двухосного напряженного состояния стали, ее расчетные сопротивления (вне зоны краевого эффекта) следует умножить на коэффициент согласно графику, помещенному на рис. 3.1.

R_M = K_M ´ R,                                                   (3.1)

где  при изменении значения η в пределах

s₁ и s₂ - соответственно меньшее и большее (по абсолютному значению) главные напряжения, равные для плоско-напряженного состояния, при отсутствии изгибных напряжений, осевым (меридиональным и кольцевым) напряжениям.

Рис. 3.1

4. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ ФУТЕРОВКИ

4.1. Проектирование футерованных кожухов сосудов и оболочек трубопроводов производится с учетом их совместной работы с футеровкой (см. раздел 7).

4.2. Требуемые для расчета характеристики физико-механических свойств материалов футеровки (кладки, засыпки, набойки), термическое воздействие которых учитывается при проектировании стальных конструкций, приведено в приложении 1.

Примечание: Для расчета печей, работающих на шихте с примесью цинка, указанные в приложении 1 характеристики материалов футеровки не применимы, так как они изменяются под воздействием проникающих в кладку паров цинка.

5. ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

Принятые обозначения

V_ш - объем, занимаемый шихтой выше уровня приложения нагрузки;

V_ck - полезный объем скипа, равный 0,9 его геометрического объема;

G - масса скипа;

Т - усилие в скиповом тросе, возникающее при подъеме скипа;

T_н - усилие в скиповом тросе, развиваемое лебедкой при максимально возможной перегрузке ее электродвигателя;

T_k^x, T_k^y - проекция натяжения в конусном тросе соответственно на оси x и y;

Т_max - натяжение в конусном тросе, возникающее в момент остановки падающего конуса с шихтой, равное массе контргруза, умноженному на динамический коэффициент;

T_н^x, T_н^y - проекции усилия в конусном тросе, развиваемое лебедкой при максимально возможной перегрузке ее электродвигателя, на оси x и y, причем величина T_н не должна превышать величины натяжения троса, соответствующего усилию Р₀ в штанге;

T₀^x, T₀^y - проекции первоначального натяжения конусного троса T_к = 0 - 1,5 т соответственно на горизонтальную и вертикальную оси;

P_к1, P_к2 - давление соответственно на переднюю и заднюю оси скипа;

Р₁ - усилие в штанге конуса, уравновешивающее контргрузы;

P₂ - усилие в штанге конуса от массы конуса, шихты и штанги;

Р₃ - усилие в штанге конуса от массы конуса и штанги;

Р₄ - усилие в штанге конуса, уравновешивающее контргруз без учета натяжения троса;

Р₁’ - усилие в штанге конуса, уравновешивающее балансир с контргрузом (с учетом натяжения троса);

Р₀ - максимальная несущая способность штанги конуса при ее работе на сжатие;

Q - масса рычага и контргруза балансира;

Q_δ - масса дополнительного груза на рычаге;

Q_k - масса контргруза;

Q_c - масса рычага балансира;

Н - сила сопротивления, приложения на уровне головки рельса;

H_δ - горизонтальная реакция оси балансиров;

E - неуравновешенная составляющая, действующая параллельно рельсу;

Т_TP - модуль упругости троса в т/м²;

F_ТР - площадь сечения троса в м²;

R_δ - вертикальная реакция оси балансиров;

γ - масса единицы объема материала;

К_д - динамический коэффициент;

g - ускорение силы тяжести, равное 9,81 м/сек²;

f_СТ - статическая деформация троса под воздействием подвешенного к нему контргруза;

υ_в - послеударная скорость контргруза в м/сек;

«O», «O^●» - основное сочетание нагрузок (см. СНиП «Нагрузки и воздействия»);

«О_с» - особое сочетание нагрузок.

Характеристика нагрузок

5.1. Расчет конструкции производится по предельным состояниям в соответствии с действующими нормами проектирования стальных конструкций и дополнительными требованиями, учитывающими особенности работы сооружений комплекса. Учитывая специфичность ряда нагрузок и воздействий комплекса, проводится их классификация согласно СНиП «Нагрузки и воздействия».

К временным длительным нагрузкам относятся масса стационарного оборудования (включая обычные динамические воздействия и торможение), массы атмосферных осадков и отложений (пыль, конденсат и т.д.), давление обычной интенсивности от газов, жидкостей и сыпучих материалов, влияние эксплуатационной температуры при нормальной работе сооружения с учетом температуры замыкания конструкций при монтаже.

К кратковременным относятся нерегулярно возникающие временные нагрузки (повышенное воздействие временных нагрузок на рабочих площадках при ремонтах, возможное кратковременное увеличение динамических нагрузок, возникающих при нормальной работе оборудования, динамические нагрузки, возникающие при пуске оборудования с длительным циклом действия), отклонения в давлении сыпучих материалов, жидкостей, газов и т.д., временные нагрузки, возникающие при строительстве или ремонте сооружений и при их испытании, нерегулярные отклонения эксплуатационной температуры.

К особым относятся нерегулярно возникающие нагрузки, имеющие аварийный характер или возникающие при нарушении режимов работы (застревание и обрыв скипов, аварийное динамическое воздействие конусов и балансиров и другие аварии оборудования), временные случайные нагрузки, возникающие при монтаже, давления сыпучих материалов, жидкостей и газов, возникающие при нарушении нормального режима эксплуатации (прекращение удаления пыли из пылеуловителей, значительное отложение конденсата в газопроводах, засорение водоотводников, обвалы, взрывы) температурные нагрузки, возникающие в результате разрушения футеровки, холодильников и т.д., сейсмические нагрузки.

При определении расчетных напряжений следует учитывать одновременно воздействие только одной особой нагрузки. В остальном при определении нагрузок и их сочетаний следует руководствоваться положениями СНиП «Нагрузки и воздействия». При расчете воздухонагревателей и других сооружений, подверженных переменному воздействию внутреннего давления, следует учитывать продолжительность эксплуатации сооружений и частот изменения количества циклов в сутки согласно заданию технологической организации.

5.2. Величины нагрузок. Величины нагрузок принимаются, как правило, по техническим заданиям технологических организаций. Ниже приводятся данные по отдельным видам нагрузок, которые принимаются в проектировании при отсутствии специальных указаний:

а) масса оборудования - согласно заданиям технологической проектной организации (временная длительная);

б) нормативные нагрузки для газовоздухопроводов.

В газопроводах грязного газа нагрузка от отложений пыли внутри трубопроводов (условно включая массы наружного обледенения) в пределах углов наклона трубопровода к горизонту от 0° до 20° принимается по таблице 5.1, а при угле наклона 40° и более - в размере 10 % от максимальной нагрузки. Величина нагрузки при промежуточных значениях угла наклона обычно принимается по интерполяции. В случае возможности отложения цинкита величина нагрузки принимается по соответствующему заданию.

Таблица 5.1

Рис. 5.1

Рис. 5.2

Для газопроводов получистого газа нагрузка от всех отложений принимается в половинном размере сравнительно с нагрузками для соответствующих газопроводов грязного газа, но с тем, чтобы эта нагрузка была бы не менее, чем для газопровода чистого газа соответствующего диаметра по таблице 5.2.

Таблица 5.2

В газопроводах чистого газа нагрузка от отложений конденсата внутри труб (условно включая и массу наружного обледенения) в пределах углов наклона трубопровода к горизонту от 0° до 10° принимается максимальной по таблице 5.2, а при угле наклона 40° и более - в размере 10 % от максимальной. При промежуточных значениях угла наклона нагрузка исчисляется по интерполяции.

При этом для отдельных приподнятых участков газопровода, из которых обеспечено стекание конденсата, нагрузку можно принимать в половинном размере, а для отдельных пониженных участков, в которые возможен сток, нагрузка увеличивается на 40 %.

Величины нагрузок в таблице 5.2 приведены для случая, когда расстояние от точки, соответствующей верхнему уровню трубы, до ближайшего водоотвода не превышает 100 м и при уклоне газопровода не < 0,005.

Нагрузка от наружного обледенения для воздухопроводов горячего и холодного дутья не учитывается, для вентиляционного воздухопровода ее величина принимается по рис. 5.1 (кратковременная).

В случае укладки на одних опорах нескольких трубопроводов различного назначения, суммарная нагрузка на опоры от них принимается для более тяжелой - максимальной, для остальных - минимальной.

в) Нормативные массы материалов и заполнений принимаются по таблице 5.3.

Таблица 5.3

г) Нормативные нагрузки на площадки и лестницы по таблице 5.4.

Таблица 5.4

Нормативные нагрузки на площадки и лестницы (вне мест непосредственного расположения оборудования)

д) Нормативное внутреннее избыточное давление принимается по техническому заданию на проектирование, причем для доменной печи давление между фурмами и колошником принимается меняющимся по прямолинейному закону.

Расчетные давления при испытании на плотность принимаются равными нормативному, кроме доменной печи и газопровода грязного газа от печи до пылеуловителя, для которых величина давления устанавливается особо в зависимости от их конструкции, а при испытании на прочность - по таблице 5.5.

Таблица 5.5

Расчетные внутренние избыточные давления при испытании на прочность

Примечания: 1 Нормативное избыточное внутреннее давление принимается P₁ - в воздушном тракте, P₂ - под колошником, P₃ - перед листовой задвижкой.

2 Доменная печь и газопровод грязного газа от печи до пылеуловителя на прочность внутренним давлением не испытывается. Оно заменяется физическим контролем качества швов, просвечиванием, ультразвуковым методом и т.д.

е) Нормативные нагрузки от отложения пыли - по таблице 5.6 и 5.7, при этом нагрузка от пыли на ребристый настил не учитывается. Нагрузка от пыли на наружной поверхности трубопроводов, расположенных в радиусе 100 м вокруг доменной печи, исчисляется, исходя из угла естественного откоса пыли, равного 35°, но не более 50 кгс/м² (средняя) и только как кратковременная или особая. Для наклонных (более 25°) поверхностей нагрузка принимается по интерполяции, считая, что при угле наклона 45° к горизонту, нагрузка от пыли равна нулю.

Таблица 5.6

Нормативные нагрузки от отложений пыли на внешние сплошные покрытия (при углах наклона к горизонту от 0 до 25°)

Таблица 5.7

Нормативные нагрузки от отложений пыли в пылеуловителях

Таблица 5.8

Нормативные температуры металла трубопроводов и оболочек

и) Ветровая нагрузка - согласно СНиП. При расчете отдельных сооружений, имеющих малые поперечные размеры по сравнению с высотой, для которых ветровая нагрузка имеет решающее значение (каркас лифта, свечи и т.д.), полученная по СНиП величина окрестного напора ветра для сооружений с периодом колебаний > 0,25 сек должна определяться с учетом динамического воздействия пульсации скоростного напора, вызываемой порывами ветра.

к) Нормативные нагрузки от шихты - по таблице 5.9.

Таблица 5.9

Нормативные нагрузки от шихты на колонны горна* и другие конструкции, и непосредственно воспринимающие эту нагрузку

K_д = 2 - динамический коэффициент по таблице 5.10.

* В самонесущих безмораторных печах нагрузка от шихты на колонны горна не учитывается.

5.3. Нагрузка от скипа на наклонный мост определяется геометрическим разложением равнодействующей силы тяжести, действующей на скип, по направлению тягового троса (вдоль рельс при обрыве и застревании) и направлению нормальному к рельсу или верхней направляющей;

для сочетания нагрузок «О» (подъем груженого скипа)

                          (5.1)

для сочетания нагрузок «О*» (подъем перегруженного скипа)

                              (5.2)

для сочетания нагрузок «Ос» (застревание скипа при подъеме)

                              (5.3)

или обрыв перегруженного скипа

                                 (5.4)

Кроме того для каждого сочетания нагрузок учитывается нагрузка от опускающегося порожнего скипа

                                              (5.5)

В формулах (5.1 - 5.5) усилия обозначены в векторной форме.

5.4. Нагрузка от балансиров. Опорная реакция балансиров равная равнодействующей весов балансиров, штанги, конуса, шихты на конусе и натяжению тросов.

а) При свободном опускании конусов (рис. 5.3а):

для сочетания нагрузок «О» и «О*»:

Конус закрыт

                               (5.6)

конус полузакрыт (начало открывания)

                             (5.7)

конус открыт

                              (5.8)

для сочетания нагрузок «Ос»:

ликвидация слабины троса, после отставания конуса от работы лебедки

                  (5.9)

Здесь K_д - динамический коэффициент, учитывающий воздействие падающего конуса с шихтой и определяемый по формуле (5.16).

б) При принудительном опускании конусов (рис. 5.3б):

для сочетания нагрузок «О» и «О*»:

конус закрыт

                                 (5.10)

конус полузакрыт (начало открывания)

                                 (5.11)

конус открыт

                                (5.12)

для сочетания нагрузок «Ос»:

конус застрял

                               (5.13)

ликвидация слабины троса после отставания конуса от работы лебедки при ударе конуса о чашу

                          (5.14)

где К_д - коэффициент, учитывающий динамическое воздействие падения балансира с контргрузом, определяемый по формуле (5.18).

Опорные конструкции, воспринимающие усилия от направляющего устройства (узлы закрепления штанги), рассчитываются на действующую в любом направлении в плоскости направляющего устройства силу, равную 4 % от усилия в штанге.

Рис. 5.3

5.5. Расчет копра доменной печи. Динамическое воздействие падения конуса или контргруза балансиров вследствие образования слабины конусов тросов, вызванной несинхронной работой механизмов, учитывается только на конструкцию колошникового копра, включая опорный узел и производится по способу, разработанному в институте «ЦНИИпроектстальконструкция». Методика расчетов не учитывает амортизаторов, при установке которых расчетные формулы должны быть изменены. При определении напряжений в колоннах рамы копра от динамической нагрузки коэффициенты продольного изгиба внецентренно сжатых элементов не учитываются.

а) Нагрузка на копер при свободном опускании конусов. Расчетное усилие на ось балансира большого конуса (рис. 5.4а) определяется по формулам

(5.15)

где

a - угол между направлением троса и вертикалью в градусах;

a - плечо конуса в м;

b - плечо контргруза в м;

c - плечо у центра тяжести балансиров в м;

                                        (5.16)

где  в м (1 - по рис. 5.4а)

при

Здесь g_n - ускорение силы тяжести при несвободном падении равное ε ´ g,

где ε - коэффициент замедления системы, равный

Рис. 5.4

J - момент инерции массы рычага балансира относительно оси его вращения в т.м. сек², подсчитываемый приближенно как для бруса постоянного сечения;

h₀ - высота замедленного падения, определяемая в зависимости от скорости срабатывания выключателя слабины троса в м (при отсутствии специального задания слабина троса обычно принимается равной 0,5 м).

б) Нагрузка на копер при принудительном опускании конусов. Падение останавливается при ударе конуса о чашу (рис. 5.4б). Расчетное усилие на ось балансира большого конуса равно:

                         (5.17)

где                                   (5.18)

Здесь ε коэффициент замедления системы, равный

h_b - высота замедления падения контргруза в м, определяемая расстоянием между конусом и чашей в момент остановки конуса при закручивании (если отсутствует специальное задание, обычно принимается равной 0,12 м);

Σf_ст - суммарное статическое вертикальное перемещение контргруза (под действием собственного веса) за счет деформации штанги и опорных конструкций (балок) копра в м.

Расчетные коэффициенты

5.6. Коэффициенты динамичности. Значения динамического коэффициента для различных конструкций доменной печи и видов нагрузки приведены в таблице 5.10.

Таблица 5.10

Коэффициенты динамичности

5.7. Коэффициенты надежности по нагрузке. Значения коэффициентов для различных видов нагрузки даны в таблице 5.11.

Таблица 5.11

Коэффициенты надежности по нагрузке n

* См. Ниже расчет футерованных конструкций, раздел 7.

5.8. Коэффициенты условия работы. Значения коэффициентов условий работы для различных элементов конструкций доменной печи приведены в таблице 5.12.

Таблица 5.12

Коэффициенты условия работы m

Примечание. В скобках указаны коэффициенты для кожухов воздухонагревателей.

5.9. Предельные деформации (прогибы). Величина прогибов, как правило, подсчитывается от сочетания нагрузок «О*», кроме строк 1 и 3 таблицы 5.13, для которых прогиб подсчитывается от сочетания нагрузок «О*», причем в п. 1 для консоли прогиб определяется в точке крайнего положения монтажной тележки. Прогибы определяются от нормативной нагрузки без коэффициента динамичности.

Таблица 5.13

Предельные деформации (прогибы) от временных нормативных нагрузок

6. РАСЧЕТ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Принятые обозначения

s₁, s₂ - нормальные напряжения соответственно меридиональные и кольцевые;

s_x, s_y - нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям;

s_Т - предел текучести;

s_кр - нормальные напряжения, соответствующие критическому состоянию;

τ - касательные напряжения;

τ_кр - касательные напряжения, соответствующие критическому состоянию;

R - расчетное сопротивление растяжению и сжатию, принимаемые в соответствии с указаниями СНиП;

P - расчетное давление на единицу поверхности оболочки;

P_кр - критическое давление на единицу поверхности оболочки;

 - проекция на ось оболочки полного расчетного давления жидкости, газа или сыпучего материала на часть оболочки abc (см. рис. 6.2);

N₁ - нормальная продольная сила (меридиальная);

N₂ - кольцевая нормальная сила;

M_кр - крутящий момент;

М - изгибающий момент;

M₁ - продольный изгибающий момент, действующий вдоль образующей оболочки вращения (мередиальный);

M₂ - кольцевой изгибающий момент, действующий в кольцевом (окружном) направлении;

S - длина образующей конуса, отсчитываемой от вершины конуса;

Ф - независимая осевая сила;

q_b - расчетный скоростной напор ветра без аэродинамического коэффициента (принимается по СНиП);

q - нагрузка на 1 пог. м конструкции;

m - коэффициент условия работы;

δ - толщина стенки оболочки;

v - коэффициент Пуассона;

L - длина пролета оболочки;

r₁, r₂ - радиусы кривизны в главных направлениях и срединной поверхности оболочки (для цилиндрической оболочки r₂ = ∞, r₁ = r, для сферической оболочки r₁ = r₂ = r, для конической оболочки  см. рис. 6.2);

r_к - радиус кольцевого ребра (штангоута);

I_р - момент инерции ребра;

l_р - расстояние между кольцевыми ребрами;

F_к - площадь поперечного сечения кольцевого ребра оболочки;

a - коэффициент линейного расширения;

γ - вес единицы объема материала;

Т₁ - температура на внутренней поверхности оболочки;

T₂ - температура на наружной поверхности оболочки;

DT = T₂ - Т₁ - температурный перепад по толщине оболочки;

 - средняя температура стенки оболочки;

T_к - температура кольцевого ребра;

ρ - радиус элементарной площадки, в окрестности точки приложения сосредоточенной силы (как правило принимается половина ширины элемента, передающего усилие на оболочку);

η - безразмерный параметр;

K_m - коэффициент учитывающий влияние плоско-напряженного состояния;

l - высота пояса сферической вставки;

 - цилиндрическая жесткость;

Ө - угол поворота;

w - радиальное перемещение;

d - диаметр отверстия;

Е - модуль упругости.

Прочность листовых конструкций без учета местных воздействий

6.1. Проверка прочности оболочек вращения

                     (6.1)

при этом должны соблюдаться условия s_x £ mR, s_y £ mR.

Если задача осесимметричная, то s_x = s₁ £ mR ´ К_т, s_y = s₂ £ mR ´ К_т и вместо (6.1) имеем

                                (6.2)

Значение К_m определяется в соответствии с п. 3.1.

6.2. Напряжение в тонкостенных безмоментных оболочках вращения, находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала (рис. 6.2):

6.3. Напряжения и проверка прочности в замкнутых тонкостенных оболочках вращения, находящихся под внутренним равномерным давлением.

Круговая цилиндрическая оболочка

            (6.3)

Круговая коническая оболочка (рис. 6.1)

     (6.4)

Сферическая оболочка

                                       (6.5)

Торовая оболочка

  (6.6)

Эллиптическая цилиндрическая оболочка

                                  (6.7)

r_min, r_max - меньшая и большая полуоси эллипса поперечного сечения

                         (6.8’)

              (6.8’’)

Соотношение (6.8’) получено для конца малой полуоси эллипса, а (6.8’’) - для конца большой полуоси

                                                     (а)

6.4. Максимальные меридиальные напряжения в середине пролета замкнутой цилиндрической оболочки с жесткими опорными кольцами при воздействии ветрового напора, постоянного по длине, согласно СНиП

     (6.9)

где  b_2; b₃ принимаются по таблице 6.1.

Таблица 6.1

6.5. Меридиональные напряжения в цилиндрической оболочке с жесткими опорными кольцами (см. рис. 6.4), частично заполненной жидкостью (конденсатом), определяется по формулам

                                               (6.10)

где  (a) - нормальные напряжения, как в простой балке;

 (b) - нормальные напряжения, возникающие в результате деформации контура оболочки (n = 2, 3, 4 … n)

               (6.11)

Для получения максимальных значений необходимо принимать b = 0, x = L/2. В этом случае cos b = 1,0;

Рис. 6.1

Рис. 6.2

Рис. 6.3

Рис. 6.4

6.6. Меридиональные напряжения в цилиндрической круговой оболочке с жесткими опорными ребрами, усиленной в среднем сечении жестким кольцевым ребром (см. рис. 6.4) при частичном заполнении жидкостью (конденсатом).

Меридиональные напряжения определяются по формуле (6.10) п. 6.5. В этом случае соотношения (a) и (b) запишутся:

                                  (a)

(b)

Значения  определяются по формуле (6.11) и соответственно

      (6.12)

В соотношениях (6.12) через Ф₁, Ф₂, Ф₃, Ф₄ обозначены значения соответствующих функций при значении аргумента ξ ⁼ К_n ´ L/2, где

.

Функции

                          (6.13)

Задаваясь последовательно значениями n = 2, 3, 4 ..., вычисляют величины K_n, Ф₁, Ф₂, Ф₃, Ф₄, соответственно коэффициенты A_n, B_n, w_n, после чего определяют . Максимальные значения имеют место при b = 0.

Проверка устойчивости оболочек вращения

6.7. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка, равномерно сжатая параллельно образующим

s₁ £ m ´ s_кр                                                       (6.14)

s_кр - принимается равным меньшей из величин ψ^● ´ R и

ψ^●, C - коэффициенты, применяемые по табл. 6.2.

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости напряжение s_кр1, увеличивается в  раз, где s₁’ - наименьшее напряжение (растягивающее напряжение считается отрицательным). Указанный метод расчета разрешается применять при изгибе с поперечной силой, если касательные напряжения в месте наибольшего момента не превышают величины .

6.8. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка при действии внешнего равномерного давления Р, действующего нормально к боковой поверхности, проверяется на устойчивость по формуле

s₂ £ m ´ s_кр2                                                                      (6.15)

где s_кр2 определяется выражениями при 0,5 £ L/r £ 10

                             (6.16)

при L/r ³ 20

                                                      (6.17)

Таблица 6.2

При 10 < L/r < 20 значение s_кр определяется линейной интерполяцией.

Здесь  - расчетное кольцевое напряжение в оболочке. Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми ребрами, расположенными на расстояниях l_p ³ 0,5 ´ r между осями, проверяется на устойчивость по формулам (6.15 - 6.17) с подстановкой в них величины l_p вместо L при условии, что момент инерции ребра относительно оси, параллельной образующей, не меньше величины pl_pr³/3Е. При одностороннем ребре момент инерции вычисляется относительно оси, совпадающей с ближайшей поверхностью оболочки.

6.9. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка, подверженная одновременному действию нагрузок, указанных в п. 6.7 и 6.8, проверяется на устойчивость по формуле

                                                  (6.18)

6.10. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка, подверженная воздействию крутящего момента проверяется на устойчивость по формуле

τ £ mτ_кр,                                                              (6.19)

где                             (6.20)

Значения параметра  приводятся ниже в зависимости от отношения r/δ

6.11. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка при изгибе. Устойчивость определяется по формуле (6.14), где

                                                    (6.21)

6.12. Замкнутая круговая цилиндрическая оболочка, подверженная изгибу и внешнему давлению, проверяется на устойчивость по формуле

                                                 (6.22)

s_кр1, s_кр2 - определяется в соответствии с п. 6.8 и 6.11.

6.13. При совместном воздействии внешнего давления, кручения и изгиба замкнутая цилиндрическая оболочка проверена на устойчивость по формуле:

                                  (6.23)

Соответствующие компоненты значений критических напряжений определяются по пп. 6.8, 6.10, 6.11.

6.14. При нарушении круговой формы (начальная кривизна) замкнутая круговая цилиндрическая оболочка, укрепленная кольцевыми ребрами жесткости, при равномерном всестороннем сжатии проверяется на устойчивость по формуле:

                                                       (6.24)

η₂ - коэффициент, учитывающий нелинейную зависимость между напряжениями и деформациями материала (см. табл. 6.4).

Таблица 6.3

                                         (6.25)

где

η₁ - коэффициент, учитывающий начальную кривизну (по табл. (6.3)).

6.15. Устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки равномерно нагретой около упругого кольца жесткости (при ), определяется по формуле (6.15),

где

                                                      (6.26)

Здесь Величина s₂ в (6.15) определяется в соответствии с п. 6.33.

6.16. Устойчивость эллиптической цилиндрической оболочки под воздействием равномерно распределенного осевого сжатия проверяется по формуле (6.14), где

                                             (6.27)

Обозначения r_min и r_max - в соответствии с п. 6.3.

6.17. Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направляющей, равномерно сжатая вдоль образующих. При В²/rδ £ 20 (В - ширина панели, измеренная по дуге направляющей) проверяется на устойчивость как пластика

при s £ 0,8R,                                                 (6.28)

где s - расчетное напряжение в т/см²

при s = R,  (R в т/см²)                    (6.29)

Таблица 6.4

При 0,8R < s < R для нахождения предельного соотношения допустима линейная интерполяция. Если , то панель проверяется на устойчивость как оболочка по п. 6.7.

6.18. Устойчивость сферической оболочки (или ее сегмента) при -  и действия внешнего равномерного давления нормально к поверхности оболочки проверяется по формуле:

s £ ms_кр,                                                             (6.30)

где  но принимается не более, чем R. Здесь s определяется по (6.5).

6.19. Устойчивость сферического пояса, симметричного относительно двух взаимно перпендикулярных осей, при внешнем давлении определяется по формуле (6.30), где

        (6.31)

Заделка краев пояса принимается шарнирной.

6.20. Устойчивость конической оболочки вращения с учетом конусности b £ 60° (рис. 6.1) сжатия усилием N вдоль оси проверяется по формуле

N £ mN₀,                                                             (6.32)

где N₀ = 2 π r* δ s_кр1 cos²b                                             (6.33)

s_кр1 - определяется по п. 6.7 с заменой r на

6.21. Коническая оболочка вращения при действии внешнего равномерного давления действующего нормально к боковой поверхности, проверяется на устойчивость по формуле (6.15), где

                                  (6.34)

Здесь  - расчетное кольцевое напряжение в оболочке.

6.22. Коническая оболочка вращения, подверженная одновременному действию нагрузок указанных в пп. 6.20, 6.21, проверяется на устойчивость по формуле

                                                       (6.35)

где N₀, s_кр2 определяется выражениями (6.33), (6.34).

Прочность листовых конструкций в местах возникновения местных возмущений

6.23. Местные напряжения в цилиндрических оболочках от внутреннего давления p.

а) Труба защемления по контуру (рис. 6.5). Напряжения от изгиба определяются по формуле

         (6.36)

где j₁ принимается по графику (рис. 6.7) и по кривым зависимостям напряжений от b которые симметричны относительно значения b = 90°.

k_s = 1,2 - коэффициент, учитывающий характер изменения направления затухания краевого эффекта.

б) Сопряжения двух труб, являющихся частью правильного замкнутого многоугольника, пересекающихся под углом 2a и усиленным по линии сопряжения абсолютно жестким кольцом (см. рис. 6.6).

Максимальные напряжения, возникающие в точках 1, 3. Меридиональные напряжения изгиба

              (6.37)

Кольцевые напряжения изгиба

                       (6.38)

где j₂ (a) функция, зависящая от угла a и равная

Соотношения (6.37) и (6.38) справедливы в пределах a ³ 3°.

в) Сопряжения двух труб, являющихся частью правильного замкнутого многоугольника, пересекающихся под углом 2a (рис. 6.6), но при отсутствии усиления.

Максимальные местные меридиональные изгибные напряжения, возникающие в точках 1, 3, подсчитываются по формуле

                  (6.39)

где j₃(a) принимается по таблице 6.5.

Таблица 6.5

Примечание. Осевые мембранные напряжения определяются по формулам (6.3) и суммируются со значениями напряжений, полученных по (6.36 - 6.39).

Рис. 6.5

Рис. 6.6

Рис. 6.7

г) Замкнутая цилиндрическая оболочка при наличии упругого кольца жесткости в зоне краевого эффекта

            (6.40)

                            (6.41)

где

                                           (6.42)

где

При этом усилие в кольце жесткости (ребра) будет равно

N_k = 2 Н_p ´ r_k                                                                       (6.43)

Ф - продольная осевая сила, равна  при Ф ≠ 0

Если Ф = 0 r = r_k v = 0, то

                                     (6.44)

                        (6.45)

где                             (6.46)

6.24. Изгиб оболочек вращения при симметричном загружении и при различных соосных пересечениях их друг с другом

δ₁₁ - угол поворота края оболочки от единичного изгибающего момента в направлении действия этого момента

δ₁₂ - угол поворота края оболочки от единичной поперечной силы в направлении действия изгибающего момента

δ₂₂ - линейное перемещение края оболочки в плоскости параллельно круга от единичной силы в направлении действия силы. Коэффициенты для подсчета единичных перемещений δ_ij (i = j = 1, 2, 3 ...) в оболочках вращения наиболее распространенных форм (при v = 0.) приведены в таблице 6.8, где

D_1p - угол поворота края оболочки от внешней нагрузки в направлении единичного изгибающего момента M₀.

D_2p - линейное перемещение края оболочки в плоскости параллельно круга от внешней нагрузки в направлении действия единичной силы Q₀.

Знаки величин перемещений δ_ij и D_ij приняты применительно к направлениям усилий и нагрузок, показанных в таблице 6.7.

Уравнения канонические метода сил, на основание указанных выше компонент перемещений, составляются по обычным правилам строительной механики.

Все сказанное выше относится к длинным оболочкам. Для цилиндрической оболочки это условие записывается

Для конусной оболочки это условие выражается следующим образом:

 где b - половина угла раствора конуса (рис. 6.11).

Дополнительная погрешность формул для конусной оболочки составляет  по сравнению с единицей. Если погрешность выходит за допустимые границе, то необходимо вводить поправки f_i (табл. 6.7).

6.25. Суммарные местные напряжения в местах пересечения оболочек вращения (v = 0,3), при воздействии внутреннего давления

а) Цилиндрическая оболочка

                                                   (6.47)

                   (6.48)

H = Q₁ ± Н₀, где

H₀ - горизонтальная проекция продольных мембранных усилий.

k - см. формулу (6.46).

б) Коническая оболочка (см. рис. табл. 6.7)

        (6.49)

                    (6.50)

где

М₂ = 0,3 М₁ + 0,34 δ Q₁ cosa.

В приведенном ниже приложении 2, согласно формул и графиков, определяются напряжения в зонах возмущения при соосных сопряжениях конусов с цилиндрами и конусов друг с другом от воздействия внутреннего давления.

Для пересечения ряда оболочек вращения (двух и трех) и в случае необходимости получения полного напряженного состояния в зоне краевого эффекта, в приложении 3 приводится краткое изложение методики расчета теории тонких оболочек вращения.

6.26. Короткая цилиндрическая оболочка .

Для определения единичных перемещений δ_ij короткой цилиндрической оболочки, сопряженной с другой осесимметричной оболочкой, соответствующее единичное перемещение, получаемое как для длинной оболочки по п. 6.24, нужно умножить на коэффициент  (k = 1, 2, 3), учитывающий влияние противоположного края нагруженного единичным моментом M₀ и единичной поперечной силой Q₀, т.е.

В таблице 6.6 приведены значения  для ряда значений k ´ L. Величина k определяется из соотношения (6.42).

Таблица 6.6

Таблица 6.7

 

Таблица 6.8

6.27. Напряжения у внутренней поверхности замкнутой сферической оболочки в произвольной точке с координатой X, отсчитываемой от контура оболочки (см. рис. 6.8 а, б) определяется по формулам:

а) при загружении по контуру равномерно распределенным моментом M (при v = 0.)

(6.51)

Величина k определяется по (6.46).

б) При загружении по контуру равномерно распределенной нагрузкой q (при v = 0.)

(6.52)

В приведенных соотношениях величина k определяется по (6.46).

в) Угол поворота и радиальное перемещение на контуре равны

                                              (6.53)

6.28. Цилиндрическая оболочка с плоским днищем (рис. 6.9), загруженная постоянным внутренним давлением.

Величина изгибающего момента и поперечной силы определяется по формулам (при v = 0,3)

                    (6.54)

где К определяется из соотношения (6.46), а δ₁ относится к плоскому днищу. Соответственно напряжения меридиональные равны

где                                        (6.55)

Если δ₁ → ∞, то S = 1 и s₁ = 1,545pr/δ - меридиональные изгибные напряжения в случае жесткого защемления цилиндрической оболочки. С учетом мембранных напряжений для жесткого защемления:

                                           (6.56)

Рис. 6.9

6.29. Предельное состояние оболочек вращения в зоне краевого эффекта по возникновению пластической зоны.

а) Зона пересечения двух соосных конусов с различными внешними углами (рис. 6.10).

Предельная нагрузка определяется по формуле

                                                          (6.57)

где величина η определяется постановкой в уравнение

В этом случае выражение (6.57) должно тождественно удовлетворятся.

При b₁ = b₂ = b предельная нагрузка определяется по формуле

       (6.58)

б) Зона пересечения конуса и цилиндра (рис. 6.11).

Необходимая толщина оболочки в этом случае определяется по формуле

                            (6.59)

где .

Температурные воздействия на листовые конструкции.

6.30. Цилиндрическая оболочка под воздействием температурного перепада DT по толщине оболочки в местах удаления от края. Напряжения в крайних волокнах определяются по формуле

                                  (6.60)

6.31. Тонкая длинная полоса (ребро), присоединенная к телу. Напряжения в ребре определяются по формуле (см. рис. 6.12)

                             (6.61)

где                DT = T_m - T_p;

K_p - коэффициент теплопередачи ребра;

Рис. 6.10

Рис. 6.11

Рис. 6.12

λ_p - коэффициент теплопроводности ребра.

При X = 0

s_у = - a EDT                                                     (6.62)

6.32. Напряжения на поверхности прямоугольной (кольцевой) пластины при температурном перепаде:

а) Пластина защемлена по контуру по формуле (6.60).

б) Пластина шарнирно закрепленная

s_t = s₁ = s₂ = ± 0,5a EDT,                               (6.63)

6.33. Температурные напряжения в замкнутой цилиндрической оболочке в зоне возмущения при наличии упругого кольца жесткости.

При r = r_p, v = 0,3

                      (6.64)

где   (6.65)

Величина a определяется по формуле (6.46).

Нагружение цилиндрической оболочки локальными нагрузками.

6.34. Нагружение оболочки внешним окружным моментом действующим перпендикулярно образующей цилиндрической оболочки (рис. 6.21).

а) Величины значений внутренних моментов М₁ принимаются по графику рис. 6.14 для квадратной площадки опирания. C - половина ширины квадратной площади опорной площадки.

б) Величины значений внутренних моментов M₂ принимаются для квадратной площадки опирания по графику рис. 6.13. Если опорная площадка приложения окружного момента будет прямоугольной, то величина b определяется по формуле

 в а) и б)                                     (6.66)

C₁ - половина ширины опорной площадки в окружном направлении;

С₂ - половина ширины опорной площадки в продольном направлении;

К_с - коэффициент, принимаемый по таблице 6.9.

Примечание графики справедливы при .

в) Величины значений внутренних усилий N₁ принимаются для квадратной площадки опирания по графику рис. 6.16.

г) Величины значений N₂ принимаются для квадратной площадки опирания по графику рис. 6.15.

Если опорная площадка приложения окружного момента будет прямоугольной, то величина b в в) и г) определяется из соотношения

                                                 (6.67)

и по полученному значению b на рис. 6.15, 6.16 для заданного значения  находят величины N₁ и N₂, которые затем умножают на коэффициент K_c, принятый по таблице 6.9.

Таблица 6.9

6.35. Нагружение оболочки продольным местным моментом M, действующим вдоль образующей цилиндрической оболочки (рис. 6.22).

а) Величины значений внутренних моментов M₁, принимаются по графику на рис. 6.17 для квадратной площадки опирания.

б) Величины значений внутренних моментов M₂, соответственно определяются по графику на рис. 6.18 для квадратной площадки опирания.

При прямоугольной площадке приложения продольного момента М величина b определяется по формуле

                                                 (6.68)

K_t - коэффициент, принимаемый по табл. 6.10.

Таблица 6.10

в) Величины значений внутренних усилий N₁ принимаются для квадратной площадки опирания по графику рис. 6.20.

г) Величины значений внутренних усилий N₂ принимаются для квадратной площадки опирания по графику рис. 6.19.

При прямоугольной опорной площадке приложения продольного момента M величина b определяется по формуле (6.67) и для заданного значения  находят величины N₁ и N₂, которые затем умножают на коэффициент К₁ по табл. 6.10.

6.36. Нагружение цилиндрической оболочки местной сосредоточенной силой Р приложенной вдоль образующей или в окружном направлении в плоскости срединной поверхности оболочки.

Максимальные напряжения при (v = 0,3) равны

                                 (6.69)

6.37. Нагружение цилиндрической оболочки местной сосредоточенной радиальной силой Р, действующей нормально к плоскости срединной поверхности оболочки.

Максимальные напряжения при (v = 0,3) равны

                         (6.70)

Знак плюс (6.69) и (6.70) соответствует точкам внутренней поверхности, а минус - точкам внешней поверхности.

6.38. Нагружение цилиндрической оболочки осевой силой, действующей вдоль образующей в плоскости срединной поверхности оболочки, равномерно распределенной по отрезку l_k образующей (см. в приложении 1).

Максимальные напряжения при (v = 0,3) равны

                                       (6.71)

Рис. 6.13

Рис. 6.14

Рис. 6.15

Рис. 6.16

Рис. 6.17

Рис. 6.18

Рис. 6.19

Рис. 6.20

Рис. 6.21

Рис. 6.22

6.39. Нагружение цилиндрической оболочки окружной силой Р₂, действующей перпендикулярно образующей в плоскости срединной поверхности оболочки, равномерно распределенной по отрезку образующей в окружном направлении.

Максимальные напряжения при (v = 0,3) равны

                                        (6.72)

где ρ принимается по концам отрезка l_k образующей.

6.40. Нагружение цилиндрической оболочки равномерно распределенным по отрезку l_k образующей моментом М₁ действующим вдоль образующей.

Наибольшие касательные напряжения при (v = 0,3) равны

                                              (6.73)

Значение ρ принимается аналогично п. 6.38.

6.41. Нагружение цилиндрической оболочки равномерно распределенным по отрезку окружности S_a моментом M₂ действующим перпендикулярно образующей.

Наибольшие касательные напряжения (при v = 0,3) равны

                                             (6.74)

где ρ принимается по концам отрезка S_a.

6.42. Нагружение цилиндрической оболочки осевой силой р₁ равномерно распределенной по отрезку направляющей окружности, действующей вдоль образующей.

Наибольшие касательные напряжения (при v = 0,3)

                                              (6.75)

где ρ принимается по концам отрезка S_a.

6.43. Нагружение цилиндрической оболочки окружной силой равномерно распределенной по отрезку S_a направляющей окружности и действующей перпендикулярно образующей. Наибольшие напряжения при v = 0,3 равны

                                           (6.76)

где ρ принимается по концам отрезка S_a.

6.44. При действии радиальной силы Р ширина 2с усиливающей квадратной накладкой, обеспечивающей прочность оболочки за пределами этой накладки, принимается равной

 где

 δ₀ - общая толщина металла, необходимая в зоне воздействия силы P, но не менее ρ. Общая толщина металла определяется по п. 6.37.

Ширина квадратной накладки должна быть при этом .

Если , то необходимо или увеличить жесткость накладки, не меняя толщины обечайки или увеличить толщину обечайки, не меняя жесткость накладки по формуле

где [c] - требуемая половина ширины усиливающей накладки, определяется для значения δ_H, полученного из условия прочности с учетом соотношения (6.70).

Крепление усиливающих накладок к стенке сосуда должно обеспечивать совместную работу обечайки оболочки и усиливающей накладки.

Концентрация напряжений в зоне отверстий

6.45*. Всестороннее растяжение пластины в зоне нескольких круговых линейно расположенных отверстий (см. рис. 6.23). Коэффициент концентрации напряжений К_a определяется по графику рис. 6.23 в зависимости от отношения в/a, для s₍₁₎ - по кривой 1, для s₍₂₎ - по кривой 2. При точности вычислений, не превышающих 6 %, ширина элемента должна быть не менее пяти диаметров отверстия.

Максимальные напряжения в точке 1 от действия s₍₁₎ и соответственно точке 2 - от s₍₂₎ равны

s_max = K_is₍₁₎, (i = 1, 2)                                         (6.77)

где  К₂ = К_a для s₍₂₎

6.46. Ослабление пластины системой одинаковых круглых отверстий.

Коэффициенты концентрации напряжений К_i (i = l, 2, 3) определяются по графикам рис. 6.25, 6.26 в зависимости от отношения a/в. Максимальные напряжения в этом случае равны

s_max = K_is, (i = 1, 2, 3)                                       (6.78)

где К₁ - коэффициент концентрации при всестороннем растяжении;

К₂ - коэффициент концентрации при одностороннем растяжении;

K₃ - коэффициент концентрации при чистом сдвиге;

s - меридиональные или кольцевые мембранные напряжения при упругой работе.

Рис. 6.23

Рис. 6.24

Рис. 6.25

Рис. 6.26

Рис. 6.27

6.47. Перфорированные цилиндрические оболочки, рассчитываются как сплошные. Максимальные напряжения равны (при )

s_max = K₀s_i, (i = 1, 2)                                         (6.79)

где Значения n для различных сооружений изменяется в пределах 1,0 £ п £ 2,0. При 0,2 £  £ 0,35 необходимо выполнять дополнительную проверку напряжений по формулам (6.80).

f - минимальное расстояние между центрами соседних отверстий.

Если отверстия расположены по вершинам равносторонних треугольников и  > 0,35 (см. рис. 6.24), напряжения в точках 1 и 2 равны

                           (6.80)**

где A⁰, B⁰, C⁰, D⁰, G⁰, F⁰, ε⁰ - коэффициенты, зависящие от материала оболочки и степени перфорации, при v = 0,3 приведены в табл. 6.11.

** Проверка по (6.80) выполняется при вероятности работы конструкции в условиях переменного режима нагружения.

Таблица 6.11

6.48. Укрепление оболочки в местах ослабления отдельными отверстиями.

а) максимальный диаметр неукрепленных отверстий (в см.) в сосудах и оболочках должен быть не более (рис. 6.27)

                                  (6.81)

но £ 200 мм или не больше величины равной 0,3 r.

Значение К_H определяется по формуле:

б) Укрепление отверстия в оболочках выполняется по следующему правилу.

В продольном и поперечном сечении оболочки площадь вырезанного из стенки (для получения отверстия) металла должна быть компенсирована соответствующим металлом, прикрепленным к краям выреза, причем должно быть выполнено указанное ниже требование (рис. 6.27).

Площадь сечения металла в пределах прямоугольника АБГВ с учетом сварных швов должна быть не менее площади 2dδ минус площадь MNPQ.

При этом из площади сечения металла в пределах прямоугольника АБГД вычитается площадь сечения стенок штуцера (штриховка крестиком), соответствующая толщине, необходимой для восприятия внутреннего давления цилиндрической частью этого штуцера.

При этом толщина δ определяется расчетом из условия восприятия внутреннего давления. Площадь MNPQ должна соответствовать диаметру допускаемого неукрепленного отверстия.

Присоединение укрепляющих элементов к стенке сосуда по полупериметру должно обеспечивать восприятие усилия, равного 1,25 прочности сечения элемента усиления.

Определение габаритов АБГД дано на рис. 6.27. При этом принимается наименьший из размеров: 2,5 δ или 2,5 S.

Расчет на малоцикловую усталость кожуха воздухонагревателя.

6.49. Проверочный расчет на малоцикловую усталость производится после установления основных параметров расчетных элементов с учетом всех расчетных нагрузок. Расчет сопротивления малоцикловому разрушению производится по амплитудам приведенных условных упругих напряжений цикла ()_пр равным половине произведения размаха местной деформации на модуль упругости. Или то же ()_пр = 0,5s_a,

где s_a - размах приведенных напряжений по теории наибольших касательных напряжений с учетом коэффициента концентрации напряжений a_s или К_s^● (см. п. 6.50, 6.51).

Расчет справедлив для воздухонагревателей из малоуглеродистой и низколегированной стали 0,5 < s_0,2/s_В < 0,8 в интервале температур - 40 °С - + 360 °С.

6.50. Приведенные напряжения (s₁ - s₂)*, s₁^● и s₂^● для рассчитываемых областей определяются путем умножения каждой составляющей номинального напряжения s₁ и s₂ в стенке воздухонагревателя на упругий коэффициент концентрации напряжений в данном направлению.

Для расчета по п. 6.53 принимается наибольшая из величин приведенных напряжений.

Величины номинальных напряжений определяются по формулам

 

где P_ф - установившееся давление на кожух от футеровки, определяемое величиной напряжений, которое деформативный материал, используемый для заполнения компенсационных зазоров в футеровке, способен воспринимать длительное время без дальнейшей релаксации (определяется на основании испытаний используемого материала), но не более давления футеровки на кожух, полученного при расчете воздухонагревателя по разделу 7. Для матов МТКУ, изготовленных на основе каслиновой и высокоглиноземной ваты P_ф = 2 кгс/см².

P_В - в кгс/см² нормативное внутреннее давление дутья;

f - коэффициент трения в системе футеровка-кожух.

H - расстояние между температурными швами, футеровки или расстояние от рассчитываемого сечения до верха цилиндрической части воздухонагревателя, но не более 2/3 общей высоты цилиндрической части (см. раздел 7).

Значения упругих коэффициентов концентрации напряжений в поперечном к оси шва направлениях для основных типов сварных соединений конструкций воздухонагревателей приведены в табл. 6.12. Значения номинальных напряжений принимаются без учета коэффициентов перегрузки и коэффициента условия работы сооружения.

Величина a_s для расчета действительна, если (s_max)_np ´ a_s £ s_0,2. В противном случае имеет место появления упруго-пластических деформаций.

6.51. При возникновении в зонах концентрации напряжений упруго-пластических деформаций (s_max)_np ´ a_s £ s_0,2 коэффициент концентрации условных упругих напряжений K_s^● (вместо a_s п. 6.50) определяется из соотношения

где K_s - коэффициент концентрации напряжений в упруго-пластической области (при упругих деформациях K_s = a_s).

Определение K_s производится по формуле , но принимается не менее 1,0.

6.52. На основании анализа действующих нагрузок и температурных полей, расчетом напряженного состояния оболочки воздухонагревателя определяются наиболее напряженные рассчитываемые области, которые в первую очередь являются:

а) продольный стыковой шов цилиндрической части кожуха;

б) зона соединений цилиндрической части со сферическим куполом;

в) зона приварки патрубков, штуцеров или труб к кожуху воздухонагревателя;

г) угловые швы приварки к поверхности кожуха монтажных элементов.

6.53. Определение допускаемого числа циклов [N] по заданным в эксплуатации амплитудам напряжений или допускаемых амплитуд напряжений для заданного в эксплуатации числа циклов производят по расчетным кривым усталости, характеризующим в пределах их применения зависимость между допускаемыми амплитудами условных напряжений и допускаемыми числами циклов.

Полученная величина циклов [N] не должна быть меньше значения, приводимого в задании на проектирование, как это указано в п. 5.1.

Для сталей с пределом текучести 185 - 280 МПа (кривые 1 и 2) и 285 - 440 МПа (кривые 3 и 4) на рис. 6.28 приведены расчетные кривые малоцикловой усталости для интервала температур (- 40 °С) - + 360 °С. Если после анализа действующих нагрузок и температурных полей окажется, что наиболее напряженная область воздухонагревателя находится в основном металле, то используются кривые 1 и 3, если же в этой области находится металл шва и металл зоны термического влияния, то используются кривые 2 или 4.

Таблица 6.12

Примечания:

1. В. пп. 1, 2, 3, 5 в строке а) приведены значения для геометрических параметров сварных швов, соответствующих установленным допускам, в строке б) и в) - для швов, имеющих отклонения от них (дефектность).

2. Промежуточные значения коэффициента концентрации между значениями строк а) и б) определяются по линейной интерполяции.

3. При учете двух дефектов в одном сварном соединении (угловатость, подрез и т.п.) принимается коэффициент концентрации напряжений для дефекта с большей величиной, увеличенный на 15 %.

4. Приведенные в п. 4.9 виды соединений должны рассчитываться по кривым 1 и 3, как для основного металла. Остальные соединения рассчитываются по кривым 2 и 4, как для сварного шва.

Рис. 6.28

7. РАСЧЕТ ФУТЕРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

Принятые обозначения

x, y, z - прямоугольные координаты;

T_Н, T_В, T_(zi) °C - температуры соответственно наружная, внутренняя и текущая в слое футеровки в интервале граничных температур Т_j ÷ Т_j-1, где i - номер слоя, j - номер границы слоя (нумерация слоев и границ начинается с внутренней поверхности футеровки);

T, T_х(°C) - температуры кожуха и холодильников (средние);

λ_Н, λ_В - (ккал/м², час град) - коэффициенты соответственно теплоотдачи от поверхности кожуха и тепловосприятия для внутренней поверхности футеровки;

λ_i - (ккал/м², час град) - коэффициенты теплопроводности слоев;

R_Н, R_В, R_i - (м², час град/ккал) - тепловые сопротивления слоев;

P_В, P_Ш, Pчуг - (кгс/см²) - внутренние давления соответственно от воздушной (газовой) среды, шихты, шлака и жидкого чугуна;

s₁, s₂ - (кгс/см²) - соответственно меридиональные и кольцевые суммарные напряжения в кожухе;

s_xt, s_vt - (кгс/см²) - компоненты напряжений в кожухе от температурного роста футеровки;

s_xp, s_yp - то же, от внутреннего давления дутья или шихты и чугуна;

s_xф, s_yф, s_zф - компоненты напряжений в слоях футеровки соответственно кольцевые, меридиональные и радиальные;

U_i, W_i - (см) компоненты перемещений соответственно меридиональные и радиальные;

e_xt, e_yt - компоненты относительных деформаций, соответственно кольцевые и меридиональные;

E_i(T), Eчуг, E - (кгс/см²) соответственно модули упругости слоев футеровки в функции от температуры, модуль упругости чугуна в стали;

a_i(T), aчуг, a - (1/град) - соответственно коэффициенты линейного расширения материалов футеровки в функции от температуры и коэффициенты линейного расширения чугуна и стали;

f - коэффициент трения в системе кожух футеровка;

 - коэффициенты податливости деформативных слоев и выгорающих зазоров,

v - коэффициент Пуассона для стали;

 отсчитываются перпендикулярно образующей;

H_n,n-1 - (см) высота расчетного участка оболочки;

l_n,n-1 - (см) длина расчетного участка оболочки;

r - (см) радиус кожуха;

δ - (см) толщина кожуха;

δ_i - (см) толщина выгорающих радиальных прокладок;

δ_х - (см) толщина вертикальных зазоров между холодильниками;

b - угол между образующей кожуха и вертикалью;

 - коэффициенты ослабления соответственно в кольцевом и меридианальном направлениях, принимается равным K₀ по п. 6.47;

B₁ - (кгс/см) - жесткость сжатой зоны футеровки при сжатии;

N_T - (кгс/см) упруго-температурная характеристика футеровки4

N₁, N - (кгс/см) меридиональные нормальные силы, определяемые по безмоментной теории;

M₁, M - (кгс см/см) изгибающие моменты в футеровке (отнесенные к единице длины окружности координатной поверхности футеровки) и кожуха (отнесенные к единице длины окружности срединной поверхности кожуха).

Общие данные

7.1. Стальной кожух и футеровка рассчитываются на прочность по безмоментной теории тонкостенных составных оболочек (пп. 7.2 - 7.47).

7.2. В стальном кожухе учитываются кольцевые и меридиональные напряжения, при этом в диапазоне рабочих температур кожуха модуль упругости, коэффициент линейного расширения, коэффициент Пуассона и коэффициент теплопроводности приняты постоянными.

7.3. Несущие слои футеровки рассматриваются как упругие материалы, свойства которых изменяются при неравномерном нагреве по толщине слоев. Модуль упругости, коэффициент линейного расширения, коэффициент теплопроводности являются функциями температуры. Коэффициент Пуассона для футеровки принят равным нулю. Слои футеровки работают только на сжатие. Слои, в которых возникают растягивающие кольцевые и меридиональные напряжения, из работы в этих направлениях исключаются. Они воспринимают только радиальные сжимающие напряжения.

7.4. Материалы деформативных слоев воспринимают только радиальное сжимающее напряжение, причем зависимость между радиальной деформацией и напряжением определяется коэффициентами податливости. Имеющим различные значения для разных материалов и изменяющимися в зависимости от величины напряжения.

7.5. В местах возникновения краевых эффектов и локальных воздействий необходимо производить дополнительную проверку прочности кожуха с учетом этих воздействий (см. Раздел 6 и пп. 7.48 - 7.57 настоящего раздела).

Примечание. В местах возникновения краевых эффектов, наличия ребер и зонах с отверстиями необходимо выполнять дополнительную проверка прочности стального кожуха в соответствии с положениями расчета, изложенными в разделе б. При этом расчетные нагрузки (давления, радиальные и по образующей определяются с учетом воздействия футеровки согласно положений, изложенных в данном разделе, а при определении напряжений по формулам (7.5), (7.6) коэффициенты не учитываются.

Расчет доменных печей.

7.6. Настоящий расчет распространяется на доменные печи с многослойной футеровкой в сочетании с одним или двумя компенсационными слоями и выгорающими зазорами. Расчет учитывает воздействия осесимметричных температур, давления газов, шихты, шлака и жидкого чугуна. Для этого по высоте доменная печь разбивается на отдельные участки с одинаковой конструкцией. В каждом участке обязательно рассчитываются два сечения - верхнее и нижнее. Расчет начинается с верхнего участка оболочки (рис. 7.1а). В каждом сечении толщины и радиусы слоев отсчитываются в направлении, нормальном к образующей. Рассматривается 2 состояния футеровки печи:

1 первое - кладка в проектном положении,

2 второе - кладка выгорела.

Напряжениями от собственной массы конструкций пренебрегаем из-за малости по сравнению с напряжениями от давления кладки, газа, продуктов плавки.

7.7. Рабочая (нормативная) температура газа внутри печи (T_В) изменяется по высоте в соответствии с рис. 7.1в. Температура газа в расчетных сечениях определяется по линейной интерполяции.

Температуры холодильников в разных зонах по высоте печи должны быть заданы технологической организацией с учетом типа охлаждения и состояния футеровки. При отсутствии заданий принимается:

а) первое состояние (кладка цела) - температура наружной поверхности плитового холодильника (ближайшая к кожуху) T_ХН при водяном охлаждении - 160°, при испарительном охлаждении - 200° с соответствующим перепадом по толщине холодильника 50 °С - 150 °С.

б) второе состояние (кладка выгорела) - температура холодильников соответственно T_ХН = 150 °С с перепадом по толщине 100 °С и T_ХН = 300° с перепадом по толщине 200 °С.

7.8. Температура на границах слоев в расчетных сечениях печи определяется (рис. 7.2) по формулам:

а) в зонах без охлаждения кладки (холодильники отсутствуют)

           (7.1)

где T_Н - температура наружного воздуха принимается по СНиП, в зависимости от района строительства

минимальной по графе 19 табл. 1

максимальной по графе 16 табл. 1,

        (7.2)

В формулах (7.2) толщина слоев h_i подставляется в м.

λ_В - принимается по табл. 1 приложения 1 в зависимости от температуры T_В;

Рис. 7.1 Расчетная схема доменной печи

1. Высокоглиноземистый кирпич или углеродистые блоки. 2. Плиты воздушного охлаждения. 3. Металлическое дно. 4. Углеродистые блоки. 5. Углеродистая набойка. 6. Кожух. 7. Плитовые холодильники. 8. Засыпка (по проекту). 9. Шамотный кирпич. 10. Заполнение по проекту. 11. Защитные сегменты. _ _ _ значения Pчуг при разгаре лещади. Т - расчетная температура газа; P, Pчуг - давление газа, чугуна

Рис. 7.2

Расчетная схема для конического участка печи

1 - огнеупорный слой; 2 - компенсационный слой; 3 - плитовые холодильники; 4 - компенсационный слой между холодильниками; 5 - кожух; Т₁ - Т₅ - температуры слоев; 6 - радиальные сгораемые прокладки.

Рис. 7.3

Расчетная схема лещади

1 - высокоглиноземный кирпич; 2 - углеродистые блоки (h₁); 3 - компенсационный слой (углеродистая набойка (h₂)); 4 - плитовые периферийные холодильники (h₃); 5 - кожух (б); r₀ - сжатая зона кладки лещади; r₁ - теоретическая граница разгара кладки лещади (2-ой период работы лещади)

λ_Н - принимается равным 20;

λ_i - для различных материалов приведены в табл. 3 приложения 1;

K - число всех слоев с учетом кожуха.

T_const - в формуле (7.1) вводится только при определении температуры кожуха и принимается

                                          - для шахты и распора + 30 °С

                                          - для заплечиков и горна + 50 °С

                                          - для лещади + 20 °С

б) В зонах, охлаждаемых плитовыми холодильниками, температура слоев определяется согласно формуле (7.1) с учетом охлаждающего воздействия холодильников. Полученные по формуле (7.1) величины температур кожуха не должны превышать значений, указанных в табл. 5.8, графы «кратковременные» с учетом коэффициента надежности по нагрузке, что обеспечивается соответствующей конструкцией футеровки и системы охлаждения.

Изменение температуры по толщине огнеупорного слоя футеровки принимается по линейному закону

                                   (7.3)

7.10. Проверка прочности кожуха доменной печи производится по формуле

                      (7.4)

где                           (7.5)

                              (7.6)

В формулах (7.5), (7.6), s_xp и s_yp определяется по таблице 7.1 и 7.2 соответственно для первого и для второго состояния кладки.

Таблица 7.1

Значения величин s_xp, s_yp для первого состояния кладки доменной печи

Таблица 7.2

Значения величин s_xp, s_yp для второго состояния кладки доменной печи

Примечание:

1) В таблицах 7.1 и 7.2 коэффициенты 1,1; 1,15; 1,2 - коэффициенты надежности по нагрузке (табл. 5.11);

2) d - внутренний диаметр футеровки в расчетном сечении, при определении напряжений s_xш от распора шихты, в формулы d подставляется в метрах;

3) Н - расстояние от отметки фурм до расчетного сечения, при определении напряжений s_xчуг от распора чугуна, в формулу подставляется в метрах;

4) Все остальные величины, входящие в формулы для подсчета напряжений в кожухе s_xг (напряжения от давления газовой среды) s_xш и s_xчуг подставляются в сантиметрах.

Напряжения s_xt и s_yt в n-ом сечении для шахты, распара, заплечиков и горна определяются по формулам

                                            (7.7)

     (7.8)

Здесь n = 1, 2, 3, - номера сечений по рис. 7.1;

f = 0,3 для сечения шахты, распора и заплечиков;

f = 0,5 для сечений горна;

m = 0,85 (табл. 5.12);

n_t = 1, 2 - коэффициент надежности по нагрузке от распора футеровки (табл. 5.11).

7.11. Величины радиальных давлений на наружные поверхности огнеупорной кладки и плитовых холодильников определяются по формулам:

                                (7.9)

                           (7.10)

где                  (7.11)

                                              (7.12)

    (7.13)

               (7.14)

                                  (7.15)

    (7.16)

где Р_p = P_В + P_ш + Рчуг (см. табл. 7.1, 7.2).

В формулах (7.9) - (7.16) индексы при всех величинах представлены в соответствии с расчетной схемой на рис. 7.2 величины без индексов относятся к кожуху.

Коэффициенты в (7.13) и (7.16), учитывающие деформации в меридиальном направлении

- для кожуха К₀ = 1,4

- для холодильников К₀^x = 0,9

- для тонкостенной кладки К₀^ф = 0,5

- для толстостенной К₀^ф = 0,75

n_i - количество радиальных выгорающих прокладок в несущем слое футеровки;

n_x - количество вертикальных зазоров между холодильными плитами.

Величины B₁ и N_T, входящие в формулу (7.11), (7.13) имеют вид

                                     (7.17)

                                                (7.18)

где

f_i(T) = a_iT(z_i)E_i(T)

Вычисление B_1i и N_Ti производится согласно п. 7.28 с помощью таблиц 7 приложения 1.

Так как в начале расчета Р_i - неизвестны, то значения коэффициентов  и  для каждого из деформативных слоев следует взять либо из первой, либо из второй строки таблицы 4 приложения 1 произвольно. После выполнения расчета необходимо проверить выполнение неравенств, указанных в принятых для расчета строк таблицы. Если какое-либо из них не выполняется, то необходимо взять для этого слоя значения коэффициентов  и  из другой строки и сделать повторный расчет.

7.12. Расчет, выполненный по формулам (7.9) - (7.16), основан на предложении, что огнеупорные слои футеровки сжаты по всей толщине. Это следует проверить по формуле

                          (7.19)

где

                                (7.20)

Если эпюра кольцевых напряжений в i-ом слое будет иметь растянутые зоны, то эти зоны из дальнейшего расчета в кольцевом направлении исключаются и производится повторный расчет (второе приближение) с новой толщиной слоя, равной толщине сжатой зоны эпюры, новыми соответствующими температурами границ и радиусами.

E_?(z_?) и a_?T(z_?) - определяются по таблицам 6 и 7 приложения 1. Вычисление перемещений выполняется согласно пп. 7.45 и 7.46.

7.13. Для второго состояния кладки или, если огнеупорный слой оказывается полностью растянутым (при Р₁ £ 0)

                                                         (7.21)

где D_2p и δ₂₂ определяется по формулам (7.16) и (7.14)

7.14. Если окажется, что Р₁ > Р₂, то

                                                      (7.22)

где                                      (7.23)

   (7.24)

7.15. Если периферийные холодильники отсутствуют, то радиальное давление кладки на кожух определяется по формуле

                                                         (7.25)

где                       (7.26)

   (7.27)

В формулы (7.7) и (7.8) вместо Р₂, подставляется Р₁, а вместо r₄ - r₂.

7.16. Лещадь современных доменных печей выполняется в средней части из высокоглиноземного кирпича, а снизу и на периферии - из углеродистых блоков или выкладывается целиком из углеродистых блоков (рис. 7.3). В первом приближении радиальное давление кладки на кожух, без учета растянутой зоны, определяется по формуле (7.25), в которой

            (7.28)

                (7.29)

В формулах (7.28), (7.29) обозначения входящих величин даны в соответствии с рис. 7.3, а также обозначены:

a_л - коэффициент линейного расширения футеровки лещади (для высокоглиноземистой клади a_л = 6´10^-6);

Е_л = 5´10⁴ (кгс/см²) - модуль упругости кладки лещади;

К_л = 7 - экспериментальный коэффициент;

Т_-1 - температура кладки по оси лещади на глубине 1 м;

Т_-1 = 1000 °С (для высокоглиноземистой кладки).

7.17. Величина сжатой зоны лещади определяется по формуле:

                                             (7.30)

С учетом сжатой зоны лещади радиальное давление кладки (Р₁¹) на кожух будет определено по формуле (7.25), где

               (7.31)

D_1p - определяется по формуле (7.29) при r₁ = r₀.

Величины P₁ и r₀ определяются повторно, пока не будет достигнуто равенство

P₁ⁿ = P₁ⁿ⁺¹                                                          (7.32)

где n - количество определений P₁.

7.18. Для лещади, выполненной целиком из углеродистых блоков, значение P₁ определяется по формуле (7.25) с заменой коэффициента в формуле (7.29) с 0,75 на 0,84 и в формуле (7.30) с 1,5 на 1,33 и с заменой температуры Т_-1 = 1000 °С на Т_-1 = 1400 °С

7.19. При разгаре кладки лещади зоны с разгаром рассчитывается так же, как и стенки горна с цилиндрическим кожухом, по формулам (7.9), (7.10), при этом толщина футеровки принимается равной толщине стенки горна.

7.20. При наличии на доменной печи мораторного кольца, последнее рассчитывается как элемент кольцевой балки швеллерного сечения, передающий нагрузки от колонн шахты на колонны горна в случае несовпадения их в плане. Кроме того, в радиальном направлении мораторное кольцо рассчитывается на треугольную нагрузку от массы кладки (пролет принимается равным разности радиусов примыкающих участков шахты и горна).

7.21.

а) Толщина кожуха купола (на всей его длине) и примыкающего к нему участка кожуха шахты определяется расчетом стальной оболочки, кроме случая, оговоренного в п. б), только на внутреннее давление газовой среды с учетом краевого эффекта согласно п. 6.24, 6.25;

б) Купола доменных печей, газопроводы грязного газа которые несут дополнительные нагрузки от оборудования колошникового устройства (при отсутствии копра), кроме того, рассчитываются с учетом ослабления примыкающими газопроводами грязного газа на нагрузки, передаваемые этими газопроводами (массы конструкций оборудования, ветер и температурный распор системы газопроводов).

7.22. Толщина отдельных участков кожуха печи в соответствии с расчетом принимается равной:

а) для лещади и цилиндрической части горна - наибольшей, полученной для сечений этой зоны;

б) для конической части горна - наибольшей, полученной для сечений этой зоны;

в) для заплечиков - по нижнему сечению с увеличением толщины на 40 %;

г) для распара - по нижнему сечению;

д) для шахты - по нижнему, верхнему сечению и сечению по верху плитовых холодильников.

Расчет воздухонагревателей.

7.23. Расчет распространяется на воздухонагреватели доменных печей с многослойной футеровкой.

Стальной кожух и футеровка рассчитывается на прочность от воздействия внутренней температуры и давления дутья. Для этого цилиндрическая часть воздухонагревателя разбивается по высоте на отдельные участки с одинаковой конструкцией, размерами и материалом футеровки и кожуха, как показано на рис. 7.4.

Рис. 7.4

Вертикальный разрез воздухонагревателя (Расчетные сечения и порядок определения напряжений в кожухе воздухонагревателя)

В каждом участке обязательно рассчитываются два сечения - верхнее и нижнее. Между этими сечениями напряженное состояние кожуха и слоев футеровки считается изменяющимся по линейному закону. Расчет выполняется с верхнего сечения (I-I).

Напряжения от собственной массы конструкций не учитывается из-за их малости по сравнению с напряжениями от температуры и давления дутья.

7.24. Рабочая (нормативная) температура воздуха внутри воздухонагревателя под куполом T_куп и температура отходящих газов T_ог задаются технической организацией. Между крайними значениями температура по высоте воздухонагревателя принимается изменяющейся по линейному закону:

                      (7.33)

как показано на рис. 7.4.

7.25 Температуры на границах слоев в произвольном сечении воздухонагревателя определяются по формуле (7.1), однако T_const = 0, а коэффициент теплоотдачи от наружной поверхности определяется по формуле:

                                                (7.34)

где υ (м/сек) - скорость ветра, принимается по соответствующей главе СНиП, в зависимости от места строительства.

Увеличение скорости ветра с высотой при расчете по (7.34) учитывается поправочным коэффициентом «К» в соответствии с табл. 2 приложения 1.

Полученные по формулам величины температур кожуха не должны превышать значений, указанных в табл. 5.8 (графа «кратковременные») с учетом коэффициента надежности по нагрузке, что обеспечивается соответствующей конструкцией футеровки.

7.26. Температуры слоев футеровки являются линейными функциями координат Z_i (см. рис. 7.5, 7.6), отсчитываемых от внутренней поверхности каждого из этих слоев, следовательно также справедлива формула (7.3), где T_j, T_j+1 - температуры на границах слоев.

7.27. Проверка прочности кожуха воздухонагревателя с двумя деформативными слоями и двумя выгорающими кольцевыми зазорами в произвольном сечении n-n производится по формуле (7.4), где

  (7.35)

                          (7.36)

Здесь n = 1, 2, 3, - номера сечений по рис. 7.4;

f = 0,2;

n_p = 1,15, n_t = 1,2 - (см. Табл. 5.11);

Рис. 7.5 Изменение температуры по толщине стенки воздухонагревателя

P_В - (кгс/см²) - избыточное (нормальное) давление воздуха, определяемое технологическим заданием;

m = 0,75 - коэффициент условий работы для вновь проектируемых воздухонагревателей (см. Табл. 5.12).

Примечание: 1) Второй член в квадратных скобках формулы (7.35) для сечений, расположенных ниже сечения S-S, соответствующего 2/3 высоты цилиндрической части воздухонагревателя (по рис. 7.4) принимается равным его значению в сечении S-S.

2) Для реконструируемых и эксплуатируемых воздухонагревателей коэффициент условий работы назначается в зависимости от срока эксплуатации и фактического состояния кожуха футеровки.

7.28. Величины давлений на несущие огнеупорные слои соответственно наружный и внутренний в сечении n-n определяется по формулам

                               (7.37)

                             (7.38)

где                   (7.39)

                                                  (7.40)

Рис. 7.6 Расчетная схема для футеровки с двумя компенсационными слоями в сочетании с двумя выгорающими зазорами

(7.41)

                                                           (7.42)

                               (7.43)

                               (7.44)

В формулах (7.39) - (7.44) индексы при всех величинах проставлены в соответствии с расчетной схемой на рис. 7.6. Величины В_T1 и N_T1 (см. также п. 7.11) при произвольных зависимостях E_i(T) и a_i(T) вычисляются методом численного интегрирования по квадратурной формуле Симпсона

            (7.45)

                    (7.46)

где E_i0 ÷ E_i4 и f_i0 ÷ f_i4 - ординаты кривых E_i(T) и f_i(T) в точках деления промежутка h_i на четыре равные части, как показано на рис. 7.7.

В приложении 1 представлены таблицы 7 для различных огнеупорных материалов, с помощью которых значительно быстрее можно рассчитать B_1i и N_Ti, по формулам:

                      (7.47)

                     (7.49)

где I_1i(T_j), I_1i(T_j+1), I_2i(T_j), I_2i(T_j+1) - табличные величины при температурах Т_j, Т_j=1.

В том случае, если футеровка состоит из нескольких (K) огнеупорных слоев (пакет), различных по свойствам материалов, то величины B₁ и N_T вычисляются как суммы

                                                       (7.50)

                                                       (7.51)

Рис. 7.7

Деление участков интегрирования при вычислении величин N_Ti и В_1i по квадратурной формуле Симпсона

Коэффициенты податливости  и  для различных материалов принимаются по первой или по второй строкам табл. 4 приложения 1, в зависимости от радиальных давлений P_i, действующих на деформативные слои

                                                          (7.52)

                                                        (7.53)

(см. п. 7.11)

В том случае, когда вместо выгорающих кольцевых зазоров h₃, h₆ в несущих слоях футеровки установлены радиальные выгорающие прокладки, их суммарная толщина приводится к условной толщине кольцевого зазора по формуле^

                                                         (7.54)

где

δ_i - толщина радиальной выгорающей прокладки;

n_i - количество радиальных прокладок в несущем слое футеровки.

При отсутствии кольцевых выгорающих зазоров и радиальных выгорающих прокладок h₃ = 0, h₆ = 0.

7.29. Расчет, выполненный по формулам (7.37), (7.38) следует во многих случаях рассматривать лишь как первое приближение к окончательному решению, так как несущие огнеупорные слои футеровки не способны воспринимать растягивающих напряжений. Поэтому после выполнения расчета в первом приближении, необходимо построить эпюры кольцевых напряжений в несущих огнеупорных слоях кладки с помощью формулы (7.19), в которой при i = 1, 4

                          (7.55)

                                      (7.56)

представляют собой относительные кольцевые деформации срединных поверхностей наружного и внутреннего несущих огнеупорных слоев соответственно. Вычисление радиальных перемещений выполняется по формулам п. 7.46. Дальнейший расчет выполняется в соответствии с указаниями п. 7.12.

В случае, если наружный несущий слой полностью попадает в растянутую зону, повторные расчеты (второе, третье и т.д. приближения) производятся по формуле:

                                                        (7.57)

где  а

                   (7.58)

   (7.59)

7.30. Воздухонагреватель с одним деформативным слоем и одним выгорающим зазором.

В этом случае несущий огнеупорный слой (наружный) и соответствующие ему деформативный и выгорающий слои отсутствуют.

Следовательно, Р₄ = 0, а Р₁ определяется по формуле (7.25), в которой

                                (7.60)

        (7.61)

Остальной расчет производится аналогично изложенному выше, а в формулы (7.35) и (7.36) вместо Р₄ и r₄ подставляются соответственно Р₁ и r₁.

7.31. После выполнения расчетов воздухонагревателя по формулам данного раздела, производится проверка на малоцикловую прочность согласно формул раздела 6.

7.32. Рабочие анкеры воздухонагревателя при равных расстояниях по окружности и при плоском днище рассчитываются на внутреннее давление дутья и ветер по формуле

         (7.62)

где

К - количество анкеров;

Q₁ (кг) - суммарная нормативная масса цилиндрической и купольной частей воздухонагревателя с учетом массы опирающихся на них конструкций;

Q₂ (кг) - суммарная нормативная масса периферийной футеровки и футеровки купола воздухонагревателя;

F (см²) - площадь поперечного сечения анкера;

m_a - коэффициент условия работы для анкеров;

R (кгс/см²) - расчетное сопротивление материалов анкеров.

Величина N₁ принимается наибольшей из вычисленных по формулам

                                                (7.63)

                                               (7.64)

где

P_θ и P_И (кгс/см²) - соответственно расчетное внутреннее давление воздуха в воздухонагревателе при его эксплуатации и испытании;

М_В (кгс·м) - изгибающий момент от расчетной ветровой нагрузки у основания воздухонагревателя, как защемленного в фундамент стержня.

Примечание.

Масса Q₂ периферийной футеровки и футеровки купола воздухонагревателя учитывается в формуле (7.62) только в том случае, если кладка внизу примыкает к кожуху вплотную (без деформативного слоя).

Временные анкера, служащие во время монтажа конструкций воздухонагревателя, рассчитываются по формуле:

                      (7.65)

где

К - количество монтажных анкеров;

F (см²) - площадь сечения монтажного анкера.

Расчет воздухопроводов горячего дутья

7.33. Расчет распространяется на воздухопроводы доменных печей с многослойной футеровкой и имеющие компенсационный слой. Стальной кожух и футеровка рассчитываются на прочность от воздействия температуры и давления горячего дутья.

Под воздействием температурного роста футеровки и внутреннего давления дутья в кожухе возникают растягивающие кольцевые и меридиональные напряжения.

Участок воздухопровода в принятой системе координат и расчетные схемы участка даны на рис. 7.8, 7.9, 7.10.

7.34. Дополнительные меридиональные напряжения в кожухе воздухопровода, возникающие под действием собственной массы воздухопровода (включая футеровку), опирающихся на них площадок, оборудования и т.п. определяются как для обычных балок кольцевого сечения без учета несущей способности футеровки. Эти напряжения суммируются с меридиональными напряжениями в кожухе, полученными от воздействия температуры и давления горячего дутья.

7.35. Рабочая (нормативная) температура горячего дутья Т_в задается технологической организацией. Распределение температуры считается постоянным для всех участков воздухопровода горячего дутья (НГД) и осесимметричным.

7.36. Температуры на границах слоев в сечениях прямых участков ВГД согласно рис. 7.11 определяются по формулам (7.1), (7.2), но в отличие от доменных печей и воздухонагревателей коэффициент теплоотдачи от поверхности кожуха принимается:

- λ_Н = 17,3 - при минимальной расчетной температуре воздуха;

- λ_Н = 22 - при максимальной расчетной температуре воздуха.

При определении расчетных температур кожуха кольцевого участка ВГД к значениям температур кожуха, полученным расчетом по формуле (7.1), следует прибавлять Т_const = 50 °С, для всех остальных участков ВГД Т_const = 0 °С

Полученные по формуле (7.1) величины температур кожуха не должны превышать значений, указанных в таблице 5.8 (графа «кратковременные») с учетом коэффициента надежности по нагрузке, что обеспечивается соответствующей конструкцией футеровки.

7.37. Изменение температуры по толщине слоев происходит по закону прямой, см. формулу (7.3).

7.38. Проверка прочности кожуха в расчетном сечении производится по формуле (7.4), в которой

s₂ = s_xin_i + s_xpn_p £ R,                                        (7.66)

s₁ = s_yin_i + s_уpn_p £ R,                                      (7.67)

где

                                                        (7.68)

Рис. 7.8

Прямой участок футерованной цилиндрической оболочки в принятой системе координат

Рис. 7.9

Схематический продольный разрез прямого участка футерованной многослойной цилиндрической оболочки

1 - кожух; 2 - асбестовый картон; 3 - теплоизоляционные слои футеровки; 4 - заглушки; 5 - огнеупорные несущие слои футеровки; 6 - температурные зазоры.

Рис. 7.10 Схема поперечного сечения 1-1

Рис. 7.11

Сечение единичной расчетной полоски участка футерованной оболочки, распределение температуры

                                                       (7.69)

                                       (7.70)

                                       (7.71)

m = 0,85 см. (Таблицу 5.12), n_p = 1,15, n_t = 1,2 (см. Таблицу 5.11).

В формулах (7.70) и (7.71) при «n» несущих слоев футеровки

                                  (7.72)

                                                         (7.73)

     (7.74)

                                          (7.75)

                                                        (7.76)

     (7.77)

где в соответствии с рис. 7.11:

   

Величины     рассчитываются в соответствии с п.п. 7.11, 7.28 с помощью формул (7.17), (7.18), (7.47), (7.49), (7.50), (7.51) и таблиц 7 приложения 1. Для футеровки с двумя несущими огнеупорными слоями формулы (7.50) и (7.51) с учетом р_i принимают вид:

   (7.78)

(7.79)

  (7.80)

    (7.81)

Коэффициенты податливости  и  для асбестового картона определяются в соответствии с положениями п. 7.11 по таблице 4 приложения 1.

7.39. Вычисление кольцевых и меридиональных напряжений в несущих слоях футеровки производится соответственно по формулам:

                       (7.82)

                             (7.83)

где относительные кольцевые и меридиональные перемещения вычисляются по формуле:

                                       (7.84)

                              (7.85)

E_i(z_i) и a_i(z_i) принимаются для кладок из различных огнеупоров по таблицам 6,7 приложения 1 в интервале граничных расчетных температур Т_j ÷ Т_j+1. Эпюра напряжений по толщине слоя может быть построена с помощью указанных таблиц с интервалом через 10 °С.

Вычисление радиальных напряжений в теплоизоляционном слое футеровки производится по формуле:

                                      (7.86)

7.41 Максимально допустимые расстояния между температурными швами футеровки определяются по формулам:

                                                  (7.87)

                                                (7.88)

Величины l для различных материалов принимаются по таблице 5 приложения 1.

По формуле (7.87) определяется l при наличии температурных швов с двух сторон расчетного участка.

По формуле (7.88) определяется l при наличии температурного шва с одной стороны расчетного участка.

7.42. Расчет необходимых минимальных значений напряжений из условия полного обжатия несущих слоев футеровки выполняется по формулам:

                              (7.89)

                    (7.90)

где b_min = a_iT(z_i) находится по таблицам 6 или 7 приложения 1 или по другим имеющимся источникам для несущих слоев футеровки в интервале граничных расчетных температур.

По формулам (7.89), (7.90) можно предварительно определить δ при выбранной марке стали.

7.43. предварительное определение h - толщины компенсационного слоя из асбестового картона выполняется по формуле:

     (7.91)

7.44. Предварительное определение l₀ - величины свободного или выгорающего зазора в температурных швах футеровки при l = 100 см. выполняется по формуле:

l₀ = А ´ 10² (см)                                                (7.92)

где

При l = 100 см. l₀ определяется по формуле:

l₀ = А ´ l                                                         (7.93)

7.45. Вычисление кольцевых меридиональных перемещений участков кожуха выполняется соответственно по формулам:

          (7.94)

         (7.95)

s_xi, s_yi - определены по формулам (7.70), (7.71).

По формулам (7.94) и (7.95) можно вычислять перемещения участков кожуха доменной печи и воздухонагревателей, при этом s_xi, s_yi определяются соответственно по формулам (7.7), (7.8), и (7.36), (7.35), а вместо «l» формулу (7.95) подставляются величины «H_n,n-1».

7.46. Вычисление кольцевых и меридиональных перемещений участков несущих слоев футеровки выполняется соответственно по формулам:

                                                      (7.96)

                                                            (7.97)

e_x, e_y - определены по формулам (7.84), (7.85).

По формуле (7.96) можно определить перемещения несущих слоев футеровки в доменной печи и воздухонагревателя, при этом e_x определены соответственно по формулам (7.20) и (7.55), (7.56), а величины радиусов подставляются в соответствии с расчетными схемами на рис. 7.2 и 7.6.

7.47. При необходимости расчета воздухопроводов с заданной конструкцией футеровки, вычисление напряжений в кожухе и футеровке ведется методом последовательных приближений в следующей последовательности.

а) Рассчитываются s_xi и s_xi по (7.70), (7.71), при этом полагается, что все «n» слоев несущей футеровки находится в сжатой зоне, поэтому интегральные параметры футеровки B₁ и N_i определяются по формулам (7.78) - (7.81).

При расстояниях l - между температурными швами, превышающих величины, получающиеся по (7.87), (7.88) следует принимать l₀ = 0 независимо от величины зазора в температурном шве.

б) После расчета s_xi и s_yi определяются e_x, e_y и по формулам (7.82), (7.83) строятся эпюры напряжений по толщине всех несущих слоев футеровки.

Слои или части слоев, в которых по расчету получились растягивающие кольцевые или меридиональные напряжения из работы в этих направлениях выключаются и полагается, что они воспринимают только радиальные сжимающие напряжения.

в) После уточнения толщины и количества несущих слоев, значений граничных температур, выполняется повторное определение интегральных параметров футеровки по формулам (7.78) - (7.81), но с уточненными величинами n, п_i, ρ_i,Т_j+1 и рассчитываются s_xi и s_yi во втором приближении и т.д.

Учет краевого эффекта.

7.48. Настоящий расчет распространяется на футерованные цилиндрические и конические (с углом наклона образующей к вертикали не более 10°) оболочки доменных печей, воздухонагревателей и воздухопроводов горячего дутья, имеющие наружные кольца жесткости Расчет на прочность кожуха и многослойной футеровки учитывает воздействие нагрузок, указанных в пп. 7.6, 7.22, 7.33.

7.49. Определение напряжений во внутренних (В) и наружных (Н) волокнах кожуха футерованной оболочки (см. Рис. 7.12) с наружным кольцом жесткости (см. Рис. 7.13) производится по формулам:

                                      (7.98)

                  (7.99)

где m = 1,25 (см. Таблицу 5.12).

Рис. 7.12

Сечение футерованной оболочки; распределение температуры по толщине стенки; правило знаков внутренних усилий в футеровке М,Q, N и кожухе М, Q, N (показаны их положительные направления).

1 и 2 - пакет несущих огнеупорных слоев и его координатная поверхность; 3 и 4 - срединные поверхности компенсационного слоя и кожуха; 5 - теплоизоляция.

s₁ - меридиальное напряжение безмоментного расчета, определяемое по одной из формул (7.6), (7.35) или (7.67) (в зависимости от объекта расчета) без учета коэффициентов надежности по нагрузке и коэффициента ослабления.

M, W - определяются согласно п. 7.54.

Примечание. Напряжения определяются только в начальном сечении оболочки при y = 0.

7.50. Определение напряжений в i-том слое футеровки оболочки п. 7.49 выполняется по формулам:

    (7.100)

                           (7.101)

где                                         (7.102)

B₁, N_T - определяются согласно п. 7.28 по формулам (7.47) и (7.49);

D₁ - определяется согласно п. 7.52;

W_n, M₁ - определяется согласно п. 7.54.;

z (см) - переменная отсчитывается от координатной поверхности футеровки (положительные отсчитываются в сторону увеличения радиуса).

7.51. Для определения r₁, необходимо найти положение координатной поверхности футеровки, которая проходит через приведенный центр тяжести эпюр модуля упругости несущих огнеупорных слоев футеровки

r₁ = r_B + е,                                                        (7.103)

7.52. Определение цилиндрической жесткости сжатых слоев футеровки производится по формуле:

                                        (7.104)

где

 - средний модуль упругости сжатых слоев футеровки;

 - общая высота сжатых слоев футеровки.

7.53. Определение вспомогательных параметров кожуха и футеровки для подсчета перемещений W, W_n, изгибающих моментов M и M₁ производится по формулам:

а) для кожуха:

                                                   (7.105)

                                               (7.106)

б) для футеровки:

                                       (7.107)

                                                         (7.108)

                                                      (7.109)

                             (7.110)

                                                      (7.111)

                          (7.112)

                       (7.113)

                                              (7.114)

,  - коэффициенты податливости (см. пп. 7.11, 7.28, 7.38).

7.54. Определение радиальных перемещений и изгибающих моментов в начальном сечении оболочки у = 0 (рис. 7.13) производится по формулам:

                                           (7.115)

                                   (7.116)

                                          (7.117)

                                                        (7.118)

                                 (7.119)

,  - радиальные перемещения футеровки и кожуха, определяемые по безмоментному расчету согласно п. 7.45;

E_k - модуль упругости;

F_k - площадь поперечного сечения;

r_k - радиус центра тяжести;

a_k - коэффициент линейного расширения;

T_k - температура на уровне центра тяжести кольца.

Рис. 7.13

Футерованная оболочка с кольцом жесткости

1 - футеровка; 2 - кожух; 3 - центр тяжести кольца 4 - ось вращения оболочки; 5 - координатная поверхность

Рис. 7.14

Футерованная оболочка, заделанная по контуру.

1 - футеровка; 2 - кожух; 3 - ось вращения

7.55. Усилие в кольце определяется по формуле:

N_k = P ´ r,                                                      (7.120)

7.56. Формулы (7.115) ÷ (7.119) пригодны при условии, если расстояние между зонами возникновения краевых эффектов

                                                              (7.121)

где γ₁ определяется по формуле (7.108).

8. УКАЗАНИЯ ПО КОНСТРУИРОВАНИЮ

Общие положения

8.1. Стальные конструкции доменного комплекса должны проектироваться с учетом требований «Правил безопасности в доменном производстве», и «Правил безопасности в газовом хозяйстве заводов черной металлургии».

В тексте указаний по конструированию для отдельных сооружений приведены наиболее употребительные требования этих «Правил».

8.2. Конструктивные решения сооружений комплекса доменной печи должны способствовать обеспечению максимально возможной механизации трудоемких работ по выплавке чугуна и проведению ремонтов. При проектировании необходимо учитывать возможность появления значительных температурных деформаций конструкций, влияющих как на прочность несущих элементов, так и на безаварийную эксплуатацию сооружений. Так, например, использование вертикальных газоотводов печи в качестве опоры для конструкций колошника возможно только в случае применения засыпного аппарата, работа которого не нарушается при неравномерном росте газоотводов.

8.3. Конструкции сооружений комплекса решаются из условия выполнения максимального объема работ на заводах-изготовителях. Схемы сооружений и членение конструкций на монтажные единицы должны учитывать максимальное внедрение крупноблочного и комплексного монтажа.

8.4. При проектировании сооружений доменного комплекса выбор решений конструктивных схем с применением разрезных конструкций считается предпочтительней аналогичным неразрезным, при соответствующем технико-экономическом обосновании.

8.5. Для защиты металла от коррозии рекомендуется применять покрытия, приведенные в приложении 10. Эти рекомендации не распространяются на внутренние поверхности кожухов доменных печей и воздухонагревателей. В случае необходимости их защиты от специфических воздействий технологического процесса (например, вызывающих коррозионное растрескивание). В этих случаях требуется применение специальных мероприятий.

8.6. Для уменьшения воздействия коррозии следует предпочитать сплошностенчатые конструкции сквозным и сплошные швы шпоночным.

8.7. При исполнении деталировочных чертежей листовых конструкций размеры листов и радиусы кривизны вальцовки следует устанавливать с учетом припусков на усадку сварных швов. Величина усадки определяется принятой технологией сварки стыковых швов.

8.8. Для уменьшения силовых воздействий от нагрева конструкций рекомендуется устанавливать компенсаторы на трубопроводах и оболочках. При этом следует учитывать общую конструктивную схему сооружений

8.9. Уклон лестниц не должен быть более 45°. Увеличение уклона выполняется по согласованию с технологической организацией.

8.10. Во всех местах расположения оборудования, для удобства его обслуживания, рекомендуется устройство специальных площадок по технологическому заданию.

8.11. Минимальная ширина прохода, переходных площадок и лестниц, учитывая габариты оборудования, должны быть равны 800 мм. В отдельных случаях по согласованию с технологической организацией допускается уменьшение ширины переходных площадок лестниц до 700 мм.

8.12. Настил наружных обслуживающих и переходных площадок (за исключением колошниковой и мест расположения оборудования) для обеспечения просыпания пыли выполняется ребристым из полос с шагом 40 мм. Настил внутренних площадок, кроме тех случаев, когда настил используется как несущий элемент в общей схеме сооружения (например, кольцевые площадки печи, обеспечивающие неизменяемость ее колонн) и мест установки оборудования также выполняется из полос. Листовой настил выполняется с отверстиями d = 25 м, через 250 мм. Если колошниковая площадка одновременно служит кровлей здания, отверстия ней не делаются.

8.13. Ограждения на площадках (кроме колошниковой) и лестницах делаются высотой 1200 м, с полосой 180´4 мм для площадок и 100´4 мм для лестниц. Низ полосы устанавливается на 20 м выше уровня площадки или внешнего угла ступени.

Ограждение колошниковой площадки делать высотой 1200 мм и зашивать листом на всю высоту с зазором от верха площадки, равным 20 мм.

8.14. Кабельные мостики должны иметь сверху съемный сплошной настил.

Собственно доменная печь.

8.15. Крепление зацепа, пушки к кожуху печи не допускается, из-за передачи на него больших сосредоточенных переменных нагрузок. Крепление должно осуществляться к конструкциям рабочей площадки здания.

8.16. Отверстия в кожухе печи рекомендуется делать круглыми или овальными опускается вырезка прямоугольных отверстий с радиусом закругления в углах не менее 50 мм вырезка отверстий с прямыми углами запрещается.

8.17. Для свободного температурного роста футеровки закрепление штуцеров к кожуху следует выполнять без выступа кромки во внутрь кожуха или с выступом, размер которого должен быть меньше зазора между кожухом и кладкой.

8.18. Для обеспечения устойчивости кожуха в местах воздействия на него значительных сосредоточенных нагрузок (направленных по образующей), например, над опорами, необходимо предусматривать продольные ребра, высота которых не должна быть менее 0,15 диаметра оболочки.

8.19. Участки кольцевого воздухопровода горячего дутья, расположенные над желобами ля чугуна и шлака, во избежание местного перегрева, должны защищаться специальными кранами.

8.20. Допускается несовпадение в плане колонн шахты с колоннами горна, кроме доменных печей, работающих на цинкосодержащих рудах.

8.21. Габариты колонн горна должны обеспечивать возможность смены фурменных приборов. Обращенная к печи поверхность колонн не должна иметь выступов (для удобства размещения водопроводных устройств).

8.22. В случае применения съемных холодильников шахты, расположение и габариты колонн шахты должны максимально обеспечивать возможность их замены.

8.23. Расстояние между колоннами печи и ее кожухом, с целью обеспечения его ремонта, не должно быть менее 600 мм.

8.24. Проектный зазор между гранями стоек колошникового копра и конструкциями наклонного моста, учитывая неточности монтажа, должен быть не менее 75 мм.

8.25. Площадки для исследовательских работ, расположенные на шахте печи, должны иметь два выхода.

8.26. Расстояние между гранью кольцевых площадок и кожухом печи для пропуска труб охлаждения должно быть не менее 350 мм. По грани площадок, во избежание соскальзывания ноги, устанавливается бортик высотой 60 мм. Ширина прохода по кольцевым площадкам, учитывая габарит оборудования, должна быть не менее 1000 мм.

8.27. Основные площадки колошникового копра связываются двумя расположенными с противоположных сторон лестницами. Одна из этих лестниц может быть заменена лестничной шахтой лифта.

8.28. Все лестницы, по которым возможен выход на площадки печи и колошниковую площадку, оборудуются снизу запирающимися дверями.

8.29. Для обеспечения выпуска «козла» в уровне козловых леток предусматривается специальная площадка, конструкция которой может быть стационарной или разборной.

Воздухонагреватели, пылеуловители и газовоздухопроводы

8.30. На металлоконструкции перечисленных сооружений распространяются пункты 8.16, 8.17, 8.18, 8.23, 8.28 требований для собственно доменной печи и пп. 8.48, 8.49, 8.50 требований для зданий комплекса.

8.31. При проектировании подверженных переменному воздействию внутреннего давления кожухов воздухонагревателей и воздухопроводов холодного и горячего дутья следует стремиться к решениям, создающим минимальные концентрации напряжений

При этом следует оговаривать:

а) применение сварных соединений встык без вырубки и подварки корня шва не допускается. Как исключение при соответствующем обосновании разрешается применение швов на подкладке. В этих случаях в проекте следует оговаривать требование по обеспечению плотного прилегания листов к подкладке с обязательной проверкой прилегания путем измерения депланации листов с учетом их фактических толщин (учет допусков). Указанная проверка оформляется соответствующим документом;

б) требования о зачистке швов, имеющих подрезы глубиной £ 0,5 мм, и о заплавлении с последующей зачисткой швов, с подрезами глубиной > 0,5 мм, когда это определяется расчетом;

в) одновременное наличие дефектов в одном месте сварного шва (угловатость, депланация и т.п.) более двух не допускается. В случае появления большего количества дефектов (больше двух), последний подлежит исправлению. Размеры каждого дефекта не должны быть больше установленного соответствующими допусками.

8.32. Кирпичная (в полкирпича) футеровка пылеуловителей закрепляется с помощью кольцевых ребер, вырезанных из 10 мм листов и вертикальных ребер из двутаврв № 14, расположенных так, чтобы площадь панели не превосходила бы 7,5 м², а ее высота - 2,5 м.

Расстояние между кольцевыми ребрами (в чистоте) определяется по формуле h = n(23+2)+ зазор 15 - 20 мм, где n - число рядов кирпича, 230 - длина кирпича, 2 мм - толщина шва между кирпичами.

8.33. Для защиты от истирания верхней конусной части пылеуловителя и наружных поверхностей внутренних труб пылеуловителя рекомендуется применять сталь марки ЗОГ2 по ГОСТ 1577-70*) с приваркой электродами типа Э-42.

Для вальцованной брони листы должны предварительно подвергаться термической обработке.

8.34. При расчете конструкций трубопроводов и определении усилий от них на места закреплений рекомендуется учитывать самокомпенсацию труб. В случае необходимости для уменьшения усилий устанавливать специальные компенсаторы.

8.35. В газопроводах для крепления кирпичной футеровки предусматриваются кольцевые ребра с максимальным расстоянием между ними 1750 мм. Шаг ребер определяется по пункту 8.32.

8.36. Кирпичная футеровка газопроводов в местах перегибов и сопряжений, где происходит не интенсивное истирание или не обеспечивается надежность от выпадения кирпича, заменяется сшитыми или вальцованными защитными плитами.

8.37. Стыки трубопроводов устраивать на полубандажах. Фланцевые соединения опускаются только в местах примыкания оборудования. Для удобства монтажа оборудования в местах установки фланцев рекомендуется предусматривать короткие участки труб, которые начала привариваются к фланцам, а затем на полубандажах к основному трубопроводу.

Фланцы трубопроводов диаметром более 1000 мм делать литыми.

8.38. Для обеспечения смены клапанов и другого оборудования на трубопроводах по согласованию с технологической организацией следует предусматривать специальные упоры, позволяющие разжать трубопровод при помощи домкратов.

8.39. По всей длине нисходящих газопроводов устраиваются лестницы со ступенями из ребристого настила.

Наклонный мост.

8.40. В уровне верхних поясов поперечных балок моста для предохранения от падения материалов из скипа делается сплошной листовой настил. Для обеспечения горизонтальной жесткости моста настил рекомендуется использовать как ветровую балку.

Во избежание попадания воды и материалов

а) в скиповую яму - настил перед ней на длине одной панели прерывается и заменяется связями, обеспечивающими передачу горизонтальных усилий ветровой балке,

б) в машинное помещение - проемы в настиле вокруг конусных и скиповых тросов обрамляются бортиками высотой 10 мм. В плане бортики должны иметь острый угол в верхней части.

8.41. Для прохода по мосту на всей его длине между рельсами привариваются скобы, служащие ступенями.

8.42. Решетчатые фермы моста должны зашиваться по всей длине на высоту скипа листом толщиной 4 мм.

8.43. Во избежание схода скипов с рельс по обе его стороны вдоль всего моста над его скатами устанавливаются направляющие, препятствующие отрыву скатов от рельс.

8.44. При устройстве закрытых мостов их верхняя решетка должна обеспечивать возможность быстрой смены скипов, для чего в месте подъема скипа участок решетки заменяется рамой.

8.45. Зазор между конструкциями моста и габаритами движущегося скипа должен быть не менее сбоку 150 мм (кроме опрокидывающего устройства, где допускается 50 мм), сверху 250 мм.

8.46. Зазор между движущимися скиповыми и конусными тросами и элементами моста должен быть не менее, при угле наклона троса к горизонту от 20° до 60° снизу 250 мм, сбоку и сверху 150 мм, при вертикальном положении троса 150 мм. При промежуточных положениях троса величина зазора определяется по интерполяции. Зазор определяется как расстояние между конструкцией и осью ветви троса с учетом его прогиба при нормальной эксплуатации.

8.47. Для обеспечения смены тросов на мосту предусматриваются закрепляющие скипы стопорные устройства.

Здания комплекса.

8.48. В целях предупреждения коррозии нижней части колонн, фундаменты под них (кроме опор под марши лестниц) возводить до отметки не менее 250 мм от уровня земли. Если размещение башмаков выше уровня земли не возможно (например, вследствие нарушения габарита приближения железнодорожных путей), разрешается опускать башмаки ниже уровня земли с обязательным обетонированием до отметки 250 мм выше уровня земли.

Связи между конструкциями не должны заходить ниже 250 мм от уровня земли.

8.49. В местах возможного повреждения воздействием высоких температур или непосредственно горячим металлом колонны защищаются на необходимую высоту облицовкой из жароупорного бетона или кирпича толщиной 120 мм. Для колонн литейного двора и колонн горна печи облицовка делается до уровня рабочей площадки.

8.50. В местах возможного механического повреждения колонн на их нижних частях предусматривается специальная защита.

8.51. Для защиты конструкций перекрытий и переходов, проходящих над ковшами с горячим чугуном и шлаком, делать защитные экраны, при их расположении по высоте менее 5 м от верха ковша в местах возможной длительной остановки составов.

Экраны следует делать из несвязанных друг с другом элементов площадью не более 4,0 м² каждый.

8.52. Заполнение холодных стен рекомендуется выполнять из оцинкованного профилированного стального листа. При применении наполнения стен кладкой в 1/2 кирпича размеры полей фахверка должны быть не более 12,0 м². При этом меньший размер кирпичных панелей не должен превосходить 2,5 м. При размере одной из сторон панели менее 1,2 м ее площадь не ограничивается.

8.53. Во избежании скопления пыли, угол наклона кровли зданий, расположенных в радиусе 50 м от оси доменной печи, принимать не менее 45°. В случае устройства кровли или ее участков с меньшим уклоном должны быть предусмотрены способы пылеудаления, например, гидросмыв. При этом следует учитывать дополнительную нагрузку от пыли. На кровле устраивается свес длиной 400 - 500 мм от наружной поверхности стены без устройства желобов и водосточных труб. Если вдоль стены располагается лестница или площадка, то свес кровли над ними увеличивается или устраивается специальный навес до размеров, обеспечивающих защиту от стекающих осадков.

8.54. Устройство «мешков» кровли (скат к выступающей вертикальной стене и т.п.), где возможно отложение пыли, не допускается.

8.55. По периметру кровли предусматривается ограждение высотой 1,1 м согласно п. 8.14 для переходных площадок.

8.56. Не делать остекления в местах, где по условиям производства оно может быть выбито или сильно загрязнено. В частности, освещение рабочей площадки печи и литейного двора следует выполнять через проемы, закрываемые поворотными механическими щитами. Площадь застекления должна быть минимальной, ее плоскость - вертикальной.

8.57. Переходные площадки в уровне рабочей площадки литейного двора, как правило, выстилаются шамотным кирпичом толщиной 113 мм.

8.58. Обслуживающие и переходные площадки над желобами и в других местах возможного сильного нагрева должны быть защищены специальной теплоизоляцией.

8.59. Для круглых кровель вдоль фонарей предусматриваются площадки, с которых возможно производить их осмотр и ремонт.

Лифт

8.60. Конструкция лифта должна обеспечивать чистоту воздуха по всей высоте его ствола. В загазованной зоне предпочтительное устройство ствола в виде прямоугольной пространственной решетчатой конструкции, в которой стороны, обращенные к печи, закрываются сплошной обшивкой (во избежание запыления), а остальные затягиваются сеткой. Всюду, где нет угрозы загазованности лифта, для обеспечения большей надежности его работы и по экономическим соображениям, ствол следует делать в виде цилиндрической тонкостенной трубы с проемами, обеспечивающими обмен воздуха внутреннего объема лифта.

8.61. Параллельно с шахтой лифта на всю его высоту устраивается лестничная шахта.

Требования к технологическим конструкциям.

8.62. Технологические конструкции должны выполняться с учетом приведенных ниже требований, обеспечивающих рациональное использование стальных конструкций. В последних не должны появляться разрушения и деформации, возникающие в результате изменения технологических конструкций во времени (разрушение, перегрев, температурное расширение и т.п.).

8.63. Футеровки и системы охлаждения сосудов и трубопроводов должны обеспечивать стабильную температуру нагрева металла оболочек в пределах величин, приведенных в разделе 5, табл. 5.8, графе «временная длительная». Их конструкция и материалы должны отвечать данным и результатам расчета, учитывающего совместную работу кожуха и футеровки (см. Раздел 7). Решение футеровки и свойства ее материалов должны обеспечивать стабильный уровень напряженного состояния и температуры нагрева печи во время ее эксплуатации.

8.64. Высота ребер чугунных холодильников доменной печи должна обеспечивать охлаждение этих ребер во избежание необратимого температурного роста указанных холодильников.

8.65. Под холодильниками, имеющими жесткую связь с кожухом печи, должна предусматриваться упругая набойка, обеспечивающая вертикальное температурное расширение нижележащей кладки, такие же зазоры должны быть устроены выше или ниже защитных сегментов колошника (в зависимости от их конструкций).

8.66. Доля протяженности вертикальных и горизонтальных зазоров между сплошными плитовыми холодильниками от общей длины охлаждаемой зоны должна определяться расчетом согласно методике, учитывающей совместную работу холодильников, кладки и кожуха.

8.67. Врезаемое в кожухи доменных печей, воздухонагревателей и других сосудов оборудование и подводы к нему, для уменьшения угрозы образования трещин, следует делать только с плавными переходами, например, раму летки для выплавки чугуна - овальной формы, а холодильники - с закругленными краями.

8.68. Для футеровки печи и огнеупорного пня не допускается применение материалов, обладающих большим коэффициентом температурного расширения или способностью необратимого температурного роста (например, динасовой щебенки).

8.69. Конструкция устанавливаемых на сосудах литых фланцев должна обеспечивать возможность их приварки к основному металлу оболочки агрегата с вырубкой и подваркой корня шва.

8.70. Кладка воздухонагревателей с плоским листовым (гибким) днищем в нижней части (на высоту не менее 1,5 м) должна быть выполнена с зазором между кожухом и кладкой не более 15 мм, что обеспечит максимальное погашение подъемной силы от внутреннего, давления массой периферийной кладки. По всей остальной высоте зазор определяется расчетом и заполняется упругими матами, компенсирующими температурное расширение футеровки.

8.71. Конструкция куполов воздухонагревателей должна давать возможность вертикального температурного роста периферийной кладки.

8.72. В футерованных газопроводах в местах постановки компенсаторов конструкция кладки должна отвечать компенсационной способности металла.

8.73. В периферийной кольцевой кладке необходимо предусматривать горизонтальные швы, заполняемые упругими матами МТКУ толщиной 30 мм, компенсирующими вертикальное температурное расширение футеровки. Расстояние между этими швами должны быть не более диаметра кожуха воздухонагревателя. При этом швы рекомендуется назначать в местах изменения конструкции футеровки

8.74. Конструкция насадки должна исключать передачу давления от ее температурного расширения на кольцевую кладку воздухонагревателя.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Таблицы коэффициентов и физико-механические свойства материалов футеровки.

Коэффициенты тепловосприятия λ_в в зависимости от температуры воздуха «T» внутри воздухонагревателя и воздухопровода горячего дутья и доменной печи

Таблица 1

Поправочные коэффициенты для увеличения скорости ветра при расчете коэффициента теплоотдачи λ_н

Таблица 2

* Для промежуточных высот коэффициент К определяется по линейной интерполяции

Коэффициенты теплопроводности материалов в зависимости от температуры λ_i

Таблица 3

* Для температур, лежащих в указанных интервалах, коэффициенты определяются по линейной интерполяции, При температурах выше или ниже указанных, коэффициенты принимаются соответственно по верхнему или нижнему значению

Коэффициенты податливости материалов деформативных слоев в зависимости от радиальных давлений Р₁.

Таблица 4

Расчетные величины коэффициентов трения (при сдвиге)

Таблица 5

Значения a Т(Т) и Е(Т) для несущих слоев футеровки вып из огнеупоров различных марок

Шамот класса А Таблица 6.1                              Шамот класса Б Таблица 6.2 Таблица 6

* Для промежуточных значений величины a Т(Т) и Е(Т) находятся по линейной интерполяции

Шамот-легковес Таблица 6.3                                                 Каолиновый-42 % Таблица 6.4

Высокоглинозем ВГО-50 Таблица 6.5  Высокоглинозем ВГО-62 Таблица 6.6

Динас высокообоженный малоразрыхляющийся Таблица 6.7     Муллито-корундовый ВГО-72 (МКО-72) Таблица 6.8

Динасовый легковес ДЛ-1,2 Таблица 6.9  Каолиновый легковес Кл-1,3 Таблица 6.10

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Расчетные формулы и графики для определения краевых напряжений от внутреннего давления в местах пересечения соосных стальных оболочек (конической и цилиндрической и двух конических)

Соосные сопряжения конусов

Меридиональные расчетные напряжения для стали в верхнем (усеченном) конусе на уровне на уровне а-а (максимальные, возникающие в узле)

Рис. а Схема пересечения конусов

Для упрощения работы по определению местных напряжений от внутреннего давления по линиям пересечения, были построены графики упомянутых напряжений от единичного давления Р = 1 кг/см². При этом, используя наличие линейной зависимости в упругой стадии между нагрузками и местными напряжениями, по графикам можно определять местные упругие напряжения от заданного давления путем умножения значений напряжений, полученных по графикам на коэффициент, обозначающий во сколько раз заданное давление отличается от единицы.

Графики построены для различных отношений радиусов к толщинам оболочек в пределах от 50 до 250 применительно к потребностям, возникающим при проектировании листовых конструкций доменных цехов.

Относительные углы наклона образующих пересекающихся оболочек принимались в диапазоне от 0° до 90° через каждые 10°.

Рис. б Схема перехода от конуса к цилиндру через кольцевую вставку

Напряжения от внутреннего давления Р = 1 кг/см². В графиках даны функции от углов a и a₁, для различных заданных значении отношении .

Схемы и пояснения к графикам от № 1 до № 8 включительно

Обозначения:

«Ц» - цилиндр;

«К» - усеченный конус;

«Д» - нижний полный конус;

«r» - радиус цилиндрической оболочки;

«δ» - толщина оболочки в зонах влияния краевого эффекта.

Толщины всех сопрягающихся оболочек в зоне краевого эффекта приняты одинаковыми. Зоны возмущения краевого эффекта приняты настолько удаленными друг от друга, что их взаимное влияние не учитывалось.

В частности, величина l принималась равной  что равноценно значению l = 3 S₀, где  (для стали при v = 0,3),

При наличии только двух пересекающихся конусов и отсутствии цилиндрической оболочки в отношение  может быть подставлен, в запас прочности и с достаточной степенью точности, радиус фиктивной цилиндрической оболочки, положение стенки которой определяется по приведенной схеме на границе полного практического затухания краевого эффекта.

Каждое из напряжений имеет два значения соответствующие крайним волокнам (даны фибровые напряжения).

В графиках по осям ординат отложены полные значения напряжений с учетом всех составляющих по моентной и безмоментной теории.

Знаки напряжений:

+ - растяжение,

 - - сжатие

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Расчет осесимметричных оболочек вращения при соосных пересечениях на воздействие внутреннего давления*

1. Общие зависимости для усилий, моментов и перемещений при v = 0,3

M₂ = γ ´ M₁

  (1)

Здесь Q_x - радиальное усилие;

D_x - радиальное перемещение;

θ - угол поворота касательной к меридиану.

* - Материал излагается на основе работы Григорьев Л.Я. «Судовые сосуды, работающие под давлением», Судостроение, Ленинград, 1965 г.

2. Цилиндрическая оболочка

r₁ = ∞ r₂ = r₁ = const  

На краю S = 0 => b = 0 для длинных цилиндрических оболочек необходимо принимать с₃ = с₄ = 0.

S - длина по образующей от края до рассматриваемого параллельного круга.

3. Коническая оболочка

a = const r₁ = ∞

 где                           (3)

S - длина по образующей от края до рассматриваемого параллельного круга.

Для края оболочки S = 0 и соответственно b = 0. В соотношениях п. 1 для конической оболочки нужно принимать c₁ = с₂ = 0.

4. Сферическая оболочка

r₁ = r₂ = r a = j                                      (4)

j₀, j - углы сферы, см. рис. 6.8 а, б.

На кромке сферы j = j₀ и b = 0. Задавая различные значения j, можно получить на основании (1) эпюру изгибающих моментов, усилий и перемещений.

В соотношениях (1) для сферической оболочки нужно принимать c₁ = с₂ = 0

5. Торовая оболочка (рис. а)

r₁ = r = const

 где                           (5)

Для вычисления интеграла в (5) на рис. б данного приложения приведены графики.

Интеграл вида  вычисляется по этим графикам следующим образом:

Для вычисления интегралов в области a > 90° необходимо воспользоваться симметрией подинтегральной функции относительно a = 90°, откуда следует . Решения для торовой оболочки по формулам (1) не действительны в окрестностях + 30° от особых точек a = 0 и a = ± π.

6. Решение задачи пересечения оболочек вращения сводится к решению системы алгебраических уравнений относительно постоянных c₁, c₂, c₃, c₄. Уравнения могут быть получены из условий неразрывности деформаций и силовых граничных условий. Если сопрягаются две оболочки, то граничными условиями будут равенства на общих кромках этих оболочек радиальных перемещений D_х, углов поворота θ, радиальных усилий Q_х и меридианальных моментов М₁. При составлении граничных условий деформационные компоненты на кромках оболочек имеют одинаковые направления, они приравниваются один другому с одинаковыми знаками при противоположных направлениях они приравниваются с различными знаками. Сумма силовых компонент для узла сопряжения оболочек должна быть равна нулю, причем одинаково направленные компоненты должны иметь одинаковые знаки.

Для сопряжения двух оболочек это правило выглядит так силовые компоненты приравниваются один другому с одинаковыми знаками, если они имеют противоположные направления, и с разными знаками, если они направлены одинаково.

7. Пример составления уравнений.

а) Цилиндр со сферой (рис. в)

    если сфера примыкает к цилиндру выпуклой стороной вверх (рис. г), то    

б) Цилиндр с конусом

    при сопряжении конуса вершиной во внутрь цилиндра (рис. е)    

в) Цилиндр с тором и со сферой

          (6)

В качестве примера рассмотрим пересечение оболочек по рис. к с параметрами r_ц = 50 см, r_T = 15 см. r_с = 84,3 см, соответствующие радиусы для цилиндра, тора и сферы, δ_ц = δ_Т = δ_с = 1,0 см. Компоненты уравнений (6) с помощью (1) запишутся для данного цилиндра    

для тора  и a = a’ = 32°,

кромка с  r₁ = r = 15 см, r₀ = 35 см

  b = 0,

 

 

кромка с a = a’ = 32°

sina’ = 0,528, cosa’ = 0,848, ctga’ = 1,6, r₁ = r = 15 см, r₂ = 81,3 см

 интеграл

sinb = - 0,573, cosb = - 0,82, e^-b = 12,55, e^b = 0,08

Сфера j = j’ = 32°, r_c = r = 813 см, b = 0

На основании представленных соотношений получаем систему (6) из 8-ми уравнений. Решив получим:

  C₁ = - 5,86 ´ p, C₂ = 4,10 ´ p, C₃ = 9,96 ´ p,

C₁ = 0,  

Если расстояние  то система (6) распадается на две независимые системы из четырех уравнений каждая. После определения постоянных С, все усилия и моменты определяются из соотношений (1).

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Антикоррозионная защита конструкций зданий и сооружений центрального узла доменной печи.

Таблица 1

Примечание: 1) Защитные покрытия следует наносить на предварительно подготовленную поверхность. Подготовка заключается в полной очистке ее от продуктов коррозии, включая высокотемпературную прокатную окалину и придание очищенной поверхности необходимой шероховатости, а также в обезжиривании поверхности. Оптимальные методы дробеметная, дробеструйная обработка и обработка металлическим песком.

2) Газопроводы и другие конструкции на открытом воздухе при толщине проката до 12 мм включительно могут быть при экономическом обосновании выполнены из низколегированной стали марки 10ХНДП по ГОСТ 19281, 19282, ТУ-14-1-1217 без защиты от коррозии.