Manuel Des Tuyauteries Industrielles

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MANUEL DES TUYAUTERIES INDUSTRIELLES Par Jean MATON Design Engineer Professeur honoraire à l’IPEPS Lauréat du travail de Belgique

@ Editeur responsable : J. MATON 230, rue ANSIAU 7380 QUIEVRAIN Copyright © :2012 Toute reproduction d’un extrait quelconque de ce livre, par quelque procédé que ce soit, notamment par photocopie, stencil ou microfilm, est interdite sans autorisation préalable. L’auteur de cet ouvrage ne pourra, en aucun cas, être tenu pour responsable des préjudices de quelque nature que ce soit pouvant résulter de l’utilisation des formules, graphiques ou tableaux contenus dans cet ouvrage.

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UNITES LEGALES

UNITES LEGALES « SI »

GRANDEURS Dénomination Longueur

Surface Volume

Sym bole l

A S V

Dénomination

Symbole

cm mm

0,01m 0,001m

mètre carré

m²

mètre cube

m³

centimètre carré millimètre carré décimètre cube centimètre cube Litre = décimètre cube Mètre cube normal (0°C ;1,013 bar)

cm² mm² dm³ cm³ l

0,0001m² 10-6 m² 0,001 m³ 10-6 m³ 0,001 m³ 1 dm ³

Par seconde Par minute Tour par seconde Tour par minute degré minute seconde grade minute heure centimètre par seconde mètre par seconde

1/s 1/mn tr/s tr/mn ° ' ‘' gr mn h cm/s

60 s 3 600 s 0,01 m/s

m/s

0,0166 m/s

n

Angle plan

β

radian

rad

Temps

t

seconde

s

Vitesse linéaire

ν

mètre par seconde

Accélération linéaire

a

Accélération angulaire

α

Force

F

hertz

radian par seconde mètre par seconde par seconde radian par seconde par seconde newton

Masse

m

kilogramme

Masse volumique Densité

8

kilogramme par mètre cube

Volume

1/δ

massique

Valeur « SI »

centimètre millimètre

Vn

ω

Symbole

m

Fréquence de rotation nombre de tours

Vitesse angulaire

Dénomination

mètre

Capacité Volume normal (pour le gaz)

MULTIPLES ET SOUS-MULTIPLES « SI » ET AUTRE SYSTEMES

mètre cube

Hz

m/s

m³n 1 Hz 1/60 Hz

π/180 π/10800

rad/s m/s²

kg kg/m³

Dénomination

Symbole

Valeur « SI »

inch (pouce) foot (pied) yard Square inch Square foot Cubic foot Cubic inch Imperial gallon US gallon Standard cubic foot (60°F, 30’’, wet) Revolution per second Revolution per minute degree

in ft yd in² ft² ft1 in³ Imp.gal US gal

0,0254 m 0,3048 m 0,9144 m 6,45.10-4m² 0,0929 m² 0,02832 m³ 0,00378 m³ 0,00455 m³ 0,00378 m³

scf

0,02639m³n

Foot per second

radian per centimètre par seconde par seconde

cm/s²

0,01 m/s²

rad/s²

N

UNITES ANGLO-SAXONNES

dyne Kilogramme-force kilopond

gramme tonne kilogramme par décimètre cube

dyn kgf kp

10-5 N 9,81 N 9,81 N

g t kg/dm³

0,001 kg 1000 kg 1000 kg/m³

m³/kg

second foot per second per second radian per second per second Pound (force)

M

Newton-mètre

N.m

Kilogramme-

kilopond.mètre

d’inertie

kgf.m

3,81 N.m

force mètre

I

kilogramme mètre carré

ft/s

0,3048 m/s

rad/s

1 rad/s

Ft/s²

0,3048 m/s²

rad/s²

1 rad/s²

lbf

Pound (mass)

lb

Poud (mass) per cubic foot Pound (mass) per cubic inch

lb/ft³

16,02 kg/m³

lb/in³

27,68 kg/dm ³

ft³/lb

0,06243 m³/kg

in³/lb

0,03615 dm³/kg

in.lbf

0,113 N.m

ft.lbf

1,356 N.m

lb.ft²

0,04214 kg.m²

pound (mass)

couple

Moment

1/60/tr/s π/180

pdl

Cubic inch per

Moment ou

rpm °

4,448 N 0,454 dgf=kp 0,13825 N 0,0141 kgf =kp 0 ,4536

Cubic foot per

par kilogramme

rps

kg.m²

Kilogramme-force mètre seconde au carré

kp.m

9,81 N.m

Kgf.m.s²

9,81 kg.m²

pound (mass) Inch pound (force) Foot pound (force) Pound (mass)per Square foot

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GRANDEURS Dénomination Pression ou contrainte

Energie ou Travail ou quantité de chaleur Puissance Flux thermique

UNITES LEGALES « SI »

Sym Dénomination bole p pascal (newton par mètre carré

E W O

joule

P φ

watt Joule par seconde newton-mètre par seconde

Symbol Dénomination e Pa bar N/m² kilogramme-force par centimètre carré kilopond par centimètre carré J kilojoule watt.heure kilocalorie W J/s N.m/s

Viscosité dynamique

τ

pascal-seconde

Pa.s

Viscosité cinématique Débit massique

ν

mètre carré par seconde kilogramme

m²/s

Qm

Débit volumique

Qv

Température

T

par seconde mètre cube par seconde kelvin

MULTIPLES ET SOUS-MULTIPLES « SI » ET AUTRES SYSTEMES

kg/s

m³/s

K

killowatt cheval vapeur kilopond-mètre par seconde kilocalorie par heure newton seconde par mètre carré poise stokes centistokes kilogramme par heure mètre cube par heure -

Symbole bar kgf/cm²

Valeur « SI » 100 000 Pa 0,981 bar

UNITES ANGLO-SAXONNES Dénomination Pound (force) per square inch

Symbole

Valeur « SI »

lbf/in² (psi)

6985 Pa (N/m²)

0,0686 bar 0,0703 kp/cm²

kp/cm² (at)

0,981 bar

(at)

kj W.h kcal

1 000 J 3 600 J 4,187 kJ

Foot pound (force) Bristish thermal unit

ft.lbf Btu

1,356 J 1,055 kJ

kW ch

1 000 W 735,5 W

horsepower British thermal unit

hp Btu/h

745,7 W 0,2931 W

kp.m/s

9,807 W

per hour

kcal/h

1,163 W

N.s/m²

1 Pa.s

lb/ft.s

1,488 Pa.s

P St cSt kg/h

0,1 Pa.s 0,0001 m²/s 1 mm²/s 2,78.10-4kg/s

pound (mass) per foot and per second square foot per second Pound (mass)

ft²/s

0,093 m²/s

lb/s

0,4536 kg/s

m³/h

2,78.10-43³/s

Cubic foot per minute

ft³/mn IGPM USGPM

1,7m³/h 0,272 m³/h 0,227 m³/h

per second Imp. gal/mn US gal/mn -

-

°C

1°C=1K T=t+273,15

degree Fahrenheit

°F

5/9(°F-32)°C

British thermal unit per pound (mass) and per degree Fahrenheit British thermal unit per pound (mass)

Btu lb.° F

4,186 kJ/kg.K

Btu/lb

2 326 J/kg 0,555kcal/kg

Btu ft .h.°F

1,731 W/m.K kcal 1,488 m.h.deg

thermodynamiq ue

Température usuelle Capacité thermique massique

0,t c

joule par kilogramme et par kelvin

J kg.K

kilocalorie par kilogramme et par degré

kcal kg. deg

4,186 kJ/kg.K

Enthalpie massique

h

joule par kilogramme

J/kg

kilojoule par kilogramme kilocalorie par kilogramme kilocalorie par mètre par heure et par degré

kJ/kg

1 000J/kg

kcal/kg

4 187J/kg

kcal

1,163 W/m.K

Conductivité thermique

Coefficient de convection et

α

coefficient de transmission

k

Coefficient de rayonnement thermique

C

degré Celsius

watt par mètre et par kelvin

W/m.K

watt par mètre carré et par kelvin

W m² K

watt par mètre carré et par (kelvin)4

Kilojoule par mètre Carré par heure et Par kelvin

kilocalorie par mètre carré par heure et par degré kilocalorie par W 4 mètre carré m ² (K ) par heure et par

m.h.deg

kJ m².h.K

0,2778W/m²K

kcal m²..h..deg

1,163W/m²K

degree Fahrenheit

1,163W/m²(K)4

m²..h..(deg)

British thermal unit Per square foot Per hour and

kcal m²..h.

1,163W/m²

cSt mm²/s

10-6m²/s 1cSt=

Per (degree Reaumur) British thermal unit per square foot and per hour Square foot per second

kcal 4

(degré)4 Densité de flux thermique Viscosité cinématique

ν

watt par mètre carré

W/m²

mètre carré par seconde

m²/s

kilocalorie par mètre carré et par heure centistokes millimètre carré par seconde

British thermal unit per foot per hour and per degree Fahrenheit British thermal unit per square foot per hour and per

10-6m²/s

5,681W/m².K Btu f ² t.h.°F 4,886 kcal m².h.deg

Btu ft ².h(.°R )4

33,115

W m ².h.(K )4

Btu f ²t .h

3,154 W/m²

ft²/s

10,7639m²/s

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PREMIERE PARTIE TECHNOLOGIE

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CHAPITRE 1 : LE PROCESS 1.1 REMARQUE GENERALE L’étude d’un réseau de tuyauteries débute au niveau du PROCESS ENGINEERING ou les ingénieurs " Process " vont mettre sur papier le cheminement des produits dans les tuyauteries et appareils en tenant compte des réactions sous l’action de divers facteurs tels que : pression, température, débit, mélange. De leurs travaux va résulter un schéma général d’avant-projet appelé PROCESS FLOW DIAGRAM ( PFD ) qui servira à l’établissement d’un budget et pour la répartition des tâches (rôle tenu par le responsable du bureau de dessin et par l’ingénieur de projet). Notons que l’investissement en tuyauteries représente plus ou moins 30% du budget d’une installation chimique, selon évidemment le type de fabrication, mais vous constaterez que cela représente une part non négligeable dans le montant de l’investissement, ce qui implique que nous devons apporter un soin tout particulier à notre travail. A partir des PFD, les ingénieurs Process et Instrumentation vont maintenant détailler le processus pour réaliser les PID ( PIPING INSTRUMENTATION DIAGRAM ) qui rendent compte des boucles d’instrumentation ce qui donne une idée précise du déroulement du futur processus, les PID sont normalisés (ex: CODES ISA; ISO; ... ). Vient ensuite l’entrée en matière des ingénieurs « DESIGNER » et des dessinateurs qui vont interpréter les PID pour enfin élaborer les « LAYOUTS » ou plans d’ensemble avec disposition des appareils, toujours évidemment en collaboration avec les ingénieurs Process. Viendra par la suite, outre l’étude des structures, le tracé global des tuyauteries et leurs calculs (Détermination des diamètres nominaux; pertes de charge; contraintes et dilatations) le tout en étroite collaboration entre les ingénieurs et les dessinateurs, afin d’aboutir à la certification des tracés.

Fig 1.1 Process Flow Diagram ( PFD )

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1.2 PIPING INSTRUMENTATION DIAGRAM ( PID )

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1.3 IDENTIFICATION ET SYMBOLISATION DES TUYAUTERIES

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1.4 REPERAGE DES LIGNES ET DE LA ROBINETTERIE Les PFD indiqueront, en particulier : Le sens de circulation des fluides La nature et les caractéristiques des fluides { ex: Vapeur HP ...... °C ; ...... barg, .... } Les caractéristiques principales des appareils et des équipements { ex: Pompes ---> ..... fluide, débit en m3 /h ou l/min; pression en barg ou m.c.l } Les PID , plus complet, indiqueront: Le sens de circulation des fluides Les symboles et caractéristiques des fluides Le repérage des lignes, indication du PN et la classe de la tuyauterie -

( ex:

HN − 12 − 100 40 − HAL − 1.4306 − I

)

HN = repère de la ligne par type de fluide ( voir symboles et abréviations § 1.3 ) 12 = Numéro de la ligne unique pour l’ensemble du site en fonction du repère. Il ne peut être attribué que par un responsable ( ex : bureau de dessin ) et encodé dans un programme de gestion des lignes. 100 = Diamètre nominal de la tuyauterie ( voir Fig 1-9 et 1-10 ) 100/125 = Idem , mais pour tube à double enveloppe chauffante ( enveloppe DN 125 ) 40-HAL-1.4306-I: classe de la tuyauterie 40 = PN ( pression nominale toujours supérieure à la pression de service ) HAL = description du service - Les 2 premières lettres : HB = pH ≥ 13 MB = 10 pH 13  BASES LB = 7 pH 10 NN = pH = 7 ( eau pure à 25°C = NEUTRE ) LA = 4 ph 7 MA = 1 pH 4  ACIDE HA = pH 1 Rappel de chimie: pH = exposant d’ion hydrogène ou encore Indice de SOERENSEN = - Log( H+ ) , c’est une notation commode apportant une grande simplification dans les expressions numériques définissant le degré d’acidité ou d’alcalinité d’un milieu. ( H+ = concentration en ion H+ = ion gramme H / litre ) - La troisième lettre B = boues - suspension G = gaz L = liquide M = mélange gaz-liquide S = mélange gaz-solide V = vide 1.4306 = matière de la tuyauterie ( N° du matériau suivant DIN ) I = gamme d’épaisseurs et type de tuyauterie ( soudée ou étirée ) Remarque : les couleurs à utiliser sur les tuyauteries sont fonction du type de fluide et sont renseignées à la page ci-après ( exemples ). - REPERAGE DE LA ROBINETTERIE Il est maintenant possible d’encoder les numéros de repère des tuyauteries et robinetterie via des logiciels du type ACCESS - REPRESENTATION DU CONTROLE ET DE LA REGULATION Les numéros repères sont donnés exclusivement par les ingénieurs « instrumentation » . - GENERALITES: Le dessinateur utilisera la liste de symbolisation des lignes, appareils, robinetterie, machines conforme aux codes iso et isa ou interne à l’entreprise ( voir le plan page 6 ). Les équipements, la robinetterie, les accessoires de tuyauterie (réduction, fond bombé .... ), le calorifuge et le traçage seront dessinés en traits fins.

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1.5. COULEURS CONVENTIONNELLES FONDAMENTALES UTILISEES POUR LES TUYAUTERIES ( exemples )

FLUIDES VAPEUR D’EAU OXYGENE AZOTE BASSE PRESSION AZOTE HAUTE PRESSION ETHYLENE METHANE AMMONIAQUE EAU AMMONIACALE CO2 AIR COMPRIME H2S ACIDE SULFURIQUE GAZ NATUREL HUILE ACIDE PHOSPHORIQUE AIR DE REGULATION

DENOMINATION DE LA COULEUR

CODE RAL

GRIS ARGENT

9006

BLANC

9010

JAUNE D’OR

1004

NOIR

9011

BLEU MAROCAIN

5018

BLEU ROI

5022

BLEU MARRON

8015

JAUNE OCRE

1024

JAUNE ORANGE

1024

BLEU CAPRI

5019

ROUGE ET JAUNE D’OR

3000 & 1004

ORANGE ET BLEU

200 & 5019

INDUSTRIAL GREY

7011

GRIS VOLACE

4002

VERT St MICHEL + BANDE BLANCHE

6000 & 9010

BLEU CLAIR

5012

Fig 1-3

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CHAPITRE 2 : GENERALITES 2.1 RAPPEL HISTORIQUE L’utilisation des tuyauteries remonte à des milliers d’années. Au début, l’homme a utilisé des tuyauteries construites à partir de matériaux naturels tels que le bambou, le bois et même le pierre. Des tuyauteries ou plutôt des canalisations, réalisées à partir de terre d’argile cuite, datant de 4000 ans avant J-C ont été retrouvées dans les ruines de BABYLONE, celles-ci servant à alimenter et vider la salle de bains royale. Les grecs et les romains ont tous deux expérimentés les conduites en bois et en plomb, mais le bois se détériore assez rapidement et le plomb est un poison surtout lorsqu’il est en contact avec certaines substances. Des réseaux de tuyauteries ont d’ailleurs été retrouvés dans les ruines de POMPEI ( tuyauteries en plomb et organes d’arrêt en bronze datant de 87 avant J-C ). Les tuyauteries en bois fabriquées à partir de rondins ont été largement utilisées dans le monde. Les romains et les carthaginois transportaient déjà leur eau potable au moyen de ce système de tuyauteries et ce quelque 800 ans avant J-C. L’invention de la fonte utilisée pour la conception des canons a néanmoins servi avec quelques adaptations à la réalisation de conduites d’eau. Celles-ci ont été utilisées en Allemagne dès le XV e siècle, les français ont utilisés ces mêmes tuyaux en fonte pour alimenter, en eau, le palais de Versailles en 1660. Avant l’an 1800, l’Amérique importait la totalité des tuyaux métalliques en provenance d’Angleterre, la première fonderie américaine datant de 1834 ( MILLVILLE , NEY JERSEY ). Après cela, les conduites en fonte furent généralisées en Europe et en Amérique. La première tuyauterie économique en matière, mais néanmoins solide a été fabriquée vers 1855 grâce à l’invention de BESSEMER ( convertisseur ). En 1855, ces tuyauteries ont pu être sophistiquées et réalisées en acier. Beaucoup de tuyauteries placées à cette époque ont donné longtemps de très bons résultats. A SAN-FRANSISCO, en 1863, on a installé quelque 6 km de conduites d’eau potable et elles sont encore partiellement en service actuellement. En 1870, des conduites en tôle d’acier rivée sont installées et plus tard des conduites en tôle d’acier soudée.. Ces tuyauteries ont montré leur solidité, d’autant plus longue qu’elles sont protégées extérieurement par un produit bitumeux. Après la première guerre mondiale, on assiste à une expansion des industries chimiques et pétrochimiques, il faut alors tenir compte des hautes pressions et hautes températures, les tuyauteries vont alors évoluer dans le sens d’une standardisation et d’une qualité de métal de plus en plus précises.

2.2. ROLE ET FONCTION D’UNE TUYAUTERIE 2.2.1 ROLE

Conduire un fluide ( gaz ou liquide ) d’un appareil ( ex: échangeur de température ) à un autre, ou d’un appareil vers un stockage ( réservoir ou ballon ); ou encore d’un réservoir à un appareil au cours d’opérations de fabrication, de transformation ou de stockage d’un produit.

2.2.2 FONCTIONS

Une tuyauterie doit : a) Résister aux conditions de service ( pression, température et poids ) b) Conduire le fluide avec un minimum de pertes thermiques ( isolation ) ou de pertes hydrodynamiques ( pertes de charges ) c) Absorber sa propre dilatation ou rétraction et résister aux sollicitations résultantes d) Etre étanche e) Résister au mieux à l’oxydation interne ou du milieu ambiant

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2-2-3 IMPORTANCE

Les tuyauteries représentent quelque 30% du prix d’une installation chimique (selon le type d’installation)

2-3 CONSTITUTION GENERALE On distingue généralement, sur une tuyauterie, divers organes tels que: a) Organes de mise en mouvement du fluide ( pompe, compresseurs, ...... ) b) Organes de conduite des fluides : tubes, accessoires ( brides, joints, coudes,..) c) Organes d’arrêts et de réglage ( vannes, soupapes, vanne automatique ) d) Organes de sécurité ( soupape de sécurité, disque de rupture,.....) e) Organes de mesure, de contrôle et de régulation ( débitmètre, manomètre, détendeur,.......)

2-4 PRINCIPAUX TYPES On distingue généralement 2 types de tuyauteries - LES TUYAUTERIES AERIENNES - LES TUYAUTERIES ENTERREES Notre étude sera plus axée sur les tuyauteries aériennes

2-5 CODES ET SPECIFICATIONS UTILISES DANS L’INDUSTRIE CHIMIQUE ASA → American Standard Association ASME → American Society of Mechanical Engineers ANSI → American National Standard Institute ( devenu ASME en gardant leur numérisation ) API → American petrol Institute ASTM → American Society for Testing Materials DIN → Deutschen Normenauscluβ IBN → Institut Belge de Normalisation ( NBN 730, 731, 732… )

Euronorm à ( ex: EN 13440 ; EN 13445 ; EN 13480) Note: Le code ASTM définit les matériaux et les essais ( caractéristiques mécaniques ), ils précisent : - Material (matériau) : types d’acier groupés suivant la nature du produit : tubes sans soudure (seamless tubes & pipes), plates,… + les principaux alliages et leur teneur. - Spec N° : N° ASTM (lettre A -> métaux ferreux ; B -> métaux non ferreux) - Grade : spécification de la nature d’acier (ex : A-106 grade B pour les tubes). - P number : donne le groupe auquel appartient l’acier pour ce qui est la qualification de soudage (ASME IX) et traitements thermiques. Exemples : P number 1 = ac. carbone ordinaire « 2 = ac. faiblement alliés au Cr-Mo ( A-335 g P1) « 3 = ac. moyennement alliés au Cr-Mo (A-335 g P11) « 8 = ac. inoxydables austénitiques Le code API concerne toutes les tuyauteries en acier ordinaire utilisées dans l’industrie pétrolière et chimique ( ex: API 5L ) Le code ASA couvre toutes les tuyauteries et leur mise en oeuvre ( accessoires..... ) Le code ANSI ( ASTM ) ex : B31-3 couvre la conception, les matériaux, la fabrication, le montage, les épreuves et l’inspection des systèmes de tuyauteries. Les normes DIN concernent entre autres, les tuyauteries et accessoires quel que soit le métal. Ces normes sont très largement utilisées dans l’industrie chimique. Les normes NBN sont très souvent un démarquage des normes DIN, on ne s’y réfère que très peu .Les divers codes diffèrent surtout par les méthodes de classification, mais les prescriptions relatives aux

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aciers sont assez voisines. Actuellement ces normes sont peu à peu remplacées en EUROPE par les Euronormes.

2-6 TUYAUTERIES AERIENNES 2-6-1 CONDITIONS D’UTILISATION Elles dépendent de 3 critères principaux - LE FLUIDE VEHICULE - LA PRESSION - LA TEMPERATURE

2-6-2 MATERIAUX UTILISES Ils sont fonction du type de fluide véhiculé. On rencontre dans la pratique: a) Les aciers au carbone: ( CARBON STEEL OU SEAMLESS STEEL ) ce sont les aciers les plus employés, ils ne contiennent aucun élément d’alliage tels que Cr, Ni, Va, ....... Ex: ST 35 ou le A53 gr A, ce sont des aciers facilement soudables utilisés pour des pressions moyennes et des températures largement inférieure à 425°C. b) Les aciers alliés: ( SEAMLESS* ALLOY STEEL )qui ne contiennent que de faibles pourcentages d’alliages ( < 3% ) Ex: 13 Cr Mo 44 ce qui permet néanmoins d’avoir des contraintes admissibles plus élevées que les aciers au carbone pour des températures inférieures à 590°C. Les soudures sont rendues plus délicates, surtout vis-à-vis des fortes épaisseurs ( traitements thermiques ). Les spécifications ASTM indiquent le « Grade « des tubes, il correspond aux caractéristiques mécaniques, chimiques et au mode de fabrication. Le grade B répond à des qualités supérieures au grade A. Mais de ce fait, le plus est plus élevé de 4 à 7% environ. c) Les aciers austénitiques inoxydables; ( STAINLESS STEELS ) ce sont des aciers alliés titrant habituellement quelque 18% Cr et environ 12% Ni ( ex: AISI 316 ). Ils résistent assez bien à la corrosion et à l’oxydation, ainsi qu’aux hautes températures ( < 620°C ) pour les aciers courants. Ils ne résistent pas au chlore. d) Les aciers à haute teneur en nickel: Ce sont des alliages titrant de 10 à 25% Cr et ≥ 15% Ni ( ex: INCOLLOY, HASTELLOY ). Ils sont utilisés pour des hautes températures et hautes pressions. Ils sont très résistant à la corrosion et à l’oxydation. Il y a lieu de prendre beaucoup de précautions pour les soudures ( difficultés de réaliser des retouches sur place ). Toujours prévoir le soudage des accessoires en atelier. e) Les cuivres et alliages de cuivre: doivent être proscrits sur notre site vu la présence d’NH3 dans l’air (attaque du cuivre ). f) L’aluminium: est utilisé chez nous pour véhiculer de l’HNO3 à 99% de concentration, mais il doit être d’une très grande pureté ( ex: A8 ). On ne trouve pas de coudes, il faut donc cintrer les tubes R=10 à 20 D. Les brides ( folles )seront en inox afin d’éviter toute corrosion électrolytique. g) Les matières plastiques: elles sont très nombreuses sur le marché et se fabriquent par voie de synthèse. On les subdivise en 3 grands groupes: - LES THERMOPLASTIQUES - LES THERMODURCISSABLES - LES ELASTOMERES Seuls les thermoplastiques ont la propriété de ramollir par échauffement. Pour la fabrication des tubes industriels ( domestiques ) on trouve: - Le PVC ( Chlorure de polyvinyle ) tubes durs, rigides de masse volumique = 1,4 kg/dm3 . Coefficient de dilatation linéaire = 0,08 mm/m/°C. Le PVC ne propage pas de flamme, il se ramollit à la chaleur, mais ne fond pas. Il est utilisé pour les tubes à pression pour eau, le chlore, mais encore pour l’égouttage ...... - Le PELD ET PEHD polyéthylène basse et haute densité. Masse volumique variant de 0;93 à 0,95 kg/dm3 suivant la densité avec un coefficient de dilatation de 0,24 mm/m/°C. A la flamme il fond et brûle

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( odeur de cire )mais il ne s’éteint pas spontanément. Température max. d’utilisation 40°C. - LE PP polypropylène est une matière dure mais moins rigide que le PVC. Masse volumique: 0,9à 0,95 kg/dm3 , coefficient de dilatation linéaire = 0,15 mm/m/°C, sa résistance aux chocs est très bonne, même problème à la flamme que pour le PE ( odeur d’huile minérale en combustion )résistent mieux que le PE à la température ( 60°C ). - Tuyauteries époxy et polyester réalisées à partir de résines résistantes à l’action de produits chimiques et renforcées de fibre de verre. C’est un matériau ayant une grande solidité, très léger et doté d’une très grande résistance à la corrosion. Température max. admissible: - 60 à + 150°C pour les époxys ; 30 à + 95 °C pour les polyesters. Coefficient de dilatation linéaire= 0,0153 mm/m/°C comparable à celui de l’acier inox .

2-6-3-1 Sélection des matériaux en fonction de divers fluides : voir tableau 1-4 Ce tableau est donné à titre indicatif

FLUIDES Eau industrielle Vapeur BP (3 barg) Azote CO2 sec Air comprimé Saumure (t ≥ - 5°C) Vapeur MP (5 barg) Vapeur MP (11 barg) NH3 gaz Gaz Naturel Vapeur 28 barg Vapeur HP > 28 barg NH3 liquide

Saumure t < - 5°C Acide nitrique 60 % « « 81 % « « 99 % Acide sulfurique dilué Solution de Nitrate Solution d’UREE Solution d’UREENITRATE Eau déminéralisée Air de régulation Hydrogène

MATIERES TUBES

ST 35 – ST 37-2 « « « « « « « « « « ST 35.8 ou A106gA ST 45.8 ou A106gB St 35.8 « A106gB 13 Cr Mo 44 ou A335 gP11 TTST 35N ou TT ST 45N Ou A333 g1 « AISI 304 L NG « Alu A8, Uranus,… AISI 904L – PEHD AISI 304L AISI 316L AISI 304 AISI 304 AISI 316 AISI 321 (Ti)

N° MATERIAU 1.0308 « « « « « 1.0305 1.0405 1.0305 « 1.7335 1.0356

« 1.4306 «

Fig 1-4

SOUDURE

10 % 100 % 10 % 100 % « « «

1.4306 1.4404 1.4301

« « « « « 10 % 10 % 10 %

1.4301 1.4401 1.4571

100 %

14

2.6.3.2. Correspondance des aciers

15

16

17

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19

CHAPITRE 3:TECHNOLOGIE DES TUYAUTERIES ET ACCESSOIRES 3-1 CARACTERISTIQUES ET NORMALISATION 3-1-1 DIAMETRE NOMINAL Il définit le tube, c’est un numéro d’ordre. A ce diamètre nominal correspond un diamètre extérieur constant. EX : dn 50 => ∅ ext 60,3mm. Ce diamètre nominal est déduit en fonction du débit du fluide à véhiculer et de la vitesse admissible dans la conduite. Souvent un autre paramètre peut intervenir, c’est la perte de charge (évoluant au carré de la vitesse). Pour la vitesse du fluide, nous pouvons adopter les valeurs suivantes en première approximation: Eau 1 à 3 m/s Aspiration pompe < 1,2 m/s Gaz industriels < 2 bar 5 à 20 m/s Gaz industriels > 2 bar 20 à 60 m/s Air sous pression 10 à 15 m/s Vapeur d’eau < 10 bar 25 m/s Vapeur d’eau 10 à 40 bar 30 m/s Vapeur d’eau > 40 bar 30 à 60 m/s Condensats vapeur < 1 m/s Notons que dans le cas des conduites industrielles, le débit est considéré comme étant continu. Il est donné par l’équation Qv = S . v Qv = débit volumique m³/s S = section interne de la conduite m² v = vitesse du fluide m/s Pour Qv exprimé en m³/h et dn en mm la relation devient : Qv =

dn².v 354

ou encore dn=

354Qv v

Pour Qv exprimé en kg/h et d en mm la relation devient : Qm =

v.δ .dn ² ou encore dn= 354

354Qm v.δ

Qm = débit massique kg/h δ : masse volumique kg/m³ En première approximation il est toujours possible d’utiliser les diagrammes qui vous sont proposés ciaprès avec lesquels nous allons réaliser quelques exemples.

3.1.2 EXEMPLES DE CALCULS a) Liquide Soit une conduite débitant 200 m³/h d’eau du canal. Si nous adoptons une vitesse de 2m/s dans cette conduite, déterminer son diamètre nominal : Solution analytique : dn =

354 xQv = v

354x 200 = 188 mm 2

Nous adopterons un dn normalisé = 200mm

20

Vitesse dans la conduite : v =

354x 200 = 1,77 m/s 200²

Solution graphique : Utilisons le diagramme Fig 1-12 ; nous voyons que nous obtenons les mêmes valeurs. b) Air et gaz : Soit une conduite débitant un gaz à raison de 1150 m³/h à la pression effective de 0.9 barg et à la température de 30°C. Déterminer son diamètre nominal pour une vitesse admissible de 8m/s. Nous utiliserons le graphique Fig.1-13 . Pour cela, il faut convertir le débit Qv (m³/h) en QN (Nm³/h), c’est-à-dire le débit aux conditions initiales (O°C, 760mmHg ou 1013 hPa) en utilisant la relation : QN = 264 x

PabsxQv 273 + t ° c

Pabs = Peff + 1 atm, ou pratiquement Pabs = Peff + 1 bar. Soit Qm = 264 x

1.9 x1150 = 1900 Nm ³ / h 303° K

Sur le graphique, partant de la t° 30°C en passant par la pression (0.9 barg), le débit QN et la vitesse d’écoulement, nous obtenons dn = 225 mm, nous opterons pour un dn 200 , soit une vitesse de 9m/s admissible. c) Soit une conduite débitant de la vapeur à raison de 2000 kg/h à la pression effective de 15 bar et à la température de 325°C. Si la vitesse admissible est de 40 m/s, calculer son diamètre nominal : - Solution analytique Qm dn = 18.8 v.δ Qm = débit massique en kg/h v = vitesse admissible m/s δ = masse volumique kg/m³ -> tables des propriétés de la vapeur d’eau dn = diamètre nominal (mm) 2000 = 173 mm soit dn= 200 mm Soit dn = 18.8 40x5.9 - Solution graphique Partant de la t° (325°C) en passant par la pression effective, le débit massique et la vitesse d’écoulement, on obtient le dn = 155 mm soit le dn normalisé = 200mm. Nous avons évoqué le phénomène physique de la perte de charge ou perte de pression dans une tuyauterie et il est bon de connaître le sens physique ainsi que la méthode générale de calcul. Ici encore, certains catalogues de robinetterie contiennent des abaques permettant une solution plus rapide.

3.1.3 SENS PHYSIQUE DE LA PERTE DE CHARGE Si on considère l’écoulement d’un liquide dans une tuyauterie cylindrique et horizontale. En 2 points A1 et A2, nous plaçons un tube vertical ouvert à l’atmosphère, on constatera que les hauteurs h1 et h2 de liquide dans ces tubes sont différentes et mesurent la pression statique aux points A1 et A2, ou encore « la charge » en ces points. En lieu et place de ces tubes, on pourrait placer des manomètres mesurant la pression statique. On constatera alors une différence p1 – p2 proportionnelle à la perte de charge h1 – h2, car h et p sont liés par la relation

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h = 10000

P = m.c.l δ

h = hauteur en mètre de la colonne de liquide (m.c.l) p = pression exprimée en bar (daN/cm²) δ = masse volumique du liquide en kg/m³. Même dans un cas simple d’écoulement dans une conduite cylindrique, la perte de charge est une fonction complexe de différents facteurs tels que : débit, vitesse, viscosité du fluide d’une part et diamètre, rugosité de la paroi intérieure de la conduite d’autre part. 3.1.4 PERTE DE CHARGE DANS LES CONDUITES CYLINDRIQUES DROITES : La perte de charge dans un tronçon de conduite cylindrique rectiligne est proportionnelle à la longueur du tronçon et inversement proportionnelle au diamètre intérieur. Cette perte de charge doit s’exprimer comme fraction de l’énergie cinétique du fluide en mouvement. (Rappel de mécanique générale) m.v² Ec = 2 Ec = énergie cinétique exprimée en Joules (Nm) m = masse en kg v = vitesse en m/s Ces constations permettent d’écrire : L v² ∆P = l d = N/m² ( Pascal ) di 2 ∆P Dh = = m.c.l Fig 1-15 δxg L v² Soit Dh = λ = m.c.l di 2 g g = accélération de la pesanteur = 9,81 m/s² v.di λ= coefficient fonction du nombre de Reynold Re = γ = viscosité dynamique Pa.s = viscosité cinématique m/s² Re ≤ 2000 -> écoulement laminaire (égouttage, ...) Re ≥ 3000 -> écoulement turbulent (conduites industrielles, ...) Entre ces 2 valeurs le régime est CRITIQUE. Le graphique de Colebroock Fig. 1-16 permet de déterminer λ en fonction de Re et du rapport ∈ /d où ∈ = rugosité relative du tube exprimée en mm. Exemple 1 Soit une canalisation d’eau à 40°C en tube étiré de 600m de longueur assurant un débit de 200 m³/h. La pente totale est de 4m et la vitesse moyenne = 1.5m/s. La canalisation possède 3 coudes à 90° ( FIG. 115 ). Calculons la perte de charge à l’extrémité de la conduite. L’utilisation du graphique Fig 1-12 ou de la formule donne : dn =

354Qv = v

354 x 200 = 217,25 mm 1.5

Nous adopterons un tube normalisé dn 200 (219 1 x 5mm).Soit +/- 209mm intérieur (di) Calcul de la vitesse " réelle " :

v=

354 x 200 = 1,62 m/s di ²

Viscosité dynamique de l’eau à 40°C µ = 0,666 x 10 -³ Pa .s Masse volumique de l’eau à 40° δ = 992,2 kg/m³ (Voir catalogues des fabricants de robinetterie)

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Viscosité cinématique γ =

µ δ

0,666.10 −3 γ = = 6,702 10-7 m/s² 992,2 Re =

1,2m / s x 0,209m ∈ = 505 193 (5,05 10 5 ) ; ∈ = 0,05 (voir catalogue) −7 di 6,702 10

=

0,05 = 0,0002 209

Portons ces 2 valeurs sur le diagramme Fig 1-16 et nous aurons λ = 0.016.

La Fig 1-17 nous permet de rechercher la perte de charge dans les coudes en donnant la longueur équivalente de conduite rectiligne. Soit dans notre cas 3 x 2,6 m = 7,8 m pour les 3 coudes. Longueur totale de la conduite = 600 + 7.8 = 607,8 m ∆ h = 0,016 x

607,8 1,62² = 6,224 m.c.l x 0.209 2 x9,81

∆ h total (vu la pente) = 6,224 - 4m = 2,224 m.c.l ∆p=

2,224 m.c.l = 0,216 barg ( 0,216 105 Pa ) 10,33 m.c.l

Remarque : 10,33 m.c.l ≈ 1 barg barg = pression relative (ou effective) = pression lue au manomètre pabs ( pression absolue )= peff +/- 1 atm ou peff +/- 1 barg

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Exemple II Soit une tuyauterie dn 300 (∅ 3239 x 7.1) véhiculant de l’NH3 gaz sec. Qm = 800kg/h sous p = 6 barg. viscosité cinématique γ = 23,5 10 -6 m²/s à 100°C. Température de calcul = 100°C. La constante du gaz ammoniac R = 49.79. Le tube est en acier soudé neuf (∈ = 0,05 mm). Calculer la perte de charge pour une longueur de conduite de 534m, 2 vannes à passage direct dn300, 1 vanne automatique (∆p = 0,05 barg), 28 coudes 3D dn 300, 1 té droit dn 300, 2 réductions dn 300 à dn 200. Solution :

P( N / m ²) 60000 N / m² = 3,23 kg/m³ = Rx(273 + t °C ) 49.79 x (273 + 100) 1 ≈ 0,31 m ³ / kg Volume massique = V = 3,23 Qv π .di ² 3,14 x0,309² = Qv = S . V -> v = S= =0,075 m² S 4 4 Masse volumique =

Qv = 8000 kg/h x 0,31 m³/kg = 2480 m³/h -> 0,69 m³/s

0,69 = 9,2 m/s 0,075 v.di 9,2 x 0,309 = Re = 120970 2,35 10− 6 γ 0,05 ∈ / di = = 0,0002 309 v=

Ce diagramme fig. 1-16 donne pour Re 120970 et ∈ / di = 0.002 --> Longueur équivalente des accessoires (Fig 1-17) 2 vannes à passage direct dn 300 2,6m x 2 = 5,2m 28 coudes 3D dn 300 90° 2,6 x 28 = 72,8m 1 Té droit dn 300 4,79 x 1 = 4,79 m

 200  = 0,67   300 

2 réductions 

0,6 x 2 =

λ = 0.0185

1,2 m 83,95 m

Adoptons 84m Longueur totale de la conduite = 534m + 84 = 618m ∆p = λ

v² L 9,2² 618 x x δ = 0,0185 x x x 3,23 = 5058 N / m ² → 0,51 b arg 2 di 2 0,309

∆ total = 0,51 + 0,05 = 0,56 barg. Les abaques Fig 1-18 à 1-21 permettent une recherche simplifiée des pertes de charge ou des autres paramètres pour les fluides conventionnels utilisés dans l'industrie.

3. 1.5 Hauteur manométrique - problème du pompage Nous avons calculé les pertes de charge linéaires dans une conduite, ainsi que les pertes de charge dans les accessoires. Nous connaissons l’influence de la hauteur géométrique en faveur ou en défaveur de la perte de charge. Nous pouvons maintenant déterminer la hauteur manométrique ( Hm ). Hm = Hg + h1 + h2 h1 = perte de charge linéaire ( m.c.l ) h2 = perte de charge locale ( m.c.l ) Hg = hauteur géométrique ( m.c.l ) Il nous est donc permis de calculer la puissance hydraulique d’une pompe en appliquant la relation :

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P=

Qv x Hm x g Qv x Hm .δ = .δ = w 3600 xη g 367 x η g

Ou encore : P=

Qv x p δ x = kw 0.036 x 10³ 1000

P = pression statique (bar) Qv = débit volumique (m³/h) ηg = rendement global de la pompe =

P. hydraulique calculée P. absorbée lue au wattmètre

δ = masse volumique du fluide ( kg/m³ ) Exemple numérique

Longueur développée de la conduite = 150 m Débit volumique = 60 m³/h Vitesse maximale = 2 m/s Masse volumique = 1350 kg/m³ Accessoires : 20 coudes 3D à 90° 1 ajutage d’entrée et 1 ajutage de sortie 2 vannes à passage direct 1 clapet de retenue Calcul du diamètre nominal (dn) dn =

354 xQv = v

354 x60 ≈ 103mm 2

Nous adopterons un tube normalisé dn = 100 (∅ 114³ eps 3,6) Ce qui nous donnera un diamètre intérieur de 107 mm. La vitesse restera proche de 2m/s. Calcul de la hauteur manométrique : Pertes de charge locales (fig. 1-17) 3 coudes dn 300 3D à 90° -> 1,3m x 3 = 3,9m 1 ajutage de sortie -> 4,5 m x 1 = 4,5 m 1 ajutage d’entrée -> 2,2m x 1 = 2,2 m 2 vannes à passage direct -> 0,9 m x 2 = 1,8 m -------∑ = 12,4 m Soit ∆h2 =

2² x 12,4 = 2,53 m.c.e 9,81 x 2

Pertes de charge linéaire ∆ h1 = h x L ;Utilisons l’abaque fig. 1-18 Pour Qv = 60m³/h et dn = 100, nous obtenons ∆h = 60mm/m, soit 0,06mm et ∆h1 = 0,06 x 150m = 9 m.c.e. Hauteur manométrique Hm = 10m + 9m + 2,53m = 21,53 m.c.e ( eau ) ou encore 21,53 x

1350 = 29 m.c.l 1000

Puissance du moteur : P=

Qv x Hm 60 x 21,5 m.c.e x 1,35 δ = x = 8,325 kw soit 9kw 367 x Ng 1000 367 x 0.57

ηg = rendement global de la pompe varie généralement de 0,5 à 0,7

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3.1.6 RECHERCHE DU TYPE DE POMPE CENTRIFUGE Le projeteur recherchera le type de pompe le mieux adapté à l'installation. A noter que les problèmes rencontrés dans la pratique industrielle sont souvent plus complexes que celui que nous avons proposé. Il faut solutionner les problèmes de pompage avec des hauteurs manométriques de refoulement différentes. En fait, il est tout à fait courant que la pompe refoule avec un bac d’aspiration à niveau haut, soit avec ce même bac à niveau bas, ce qui implique que lorsque Hg = 5m par exemple, le débit passera à 76m³/h.

3.1.7 COURBE REPRESENTATIVE DES PERTES DE CHARGE Reprenons notre problème, sachant que le débit volumique est de 60m³/h et que la hauteur manométrique est de 29 m.c.l, la perte de charge varie en fonction du carré de la vitesse, nous pouvons écrire

 Qv80 ∆h80 = ∆h60   Qv 60 ∆h40 = ∆h60

 Qv 40   Qv60

2

2

2

2

 80  = 29 x   = 51,55 m.c.l  60    40  = 29 x   = 12,9 m.c.l  60  

La perte de charge suit donc une loi parabolique (2ème degré), que nous représentons à la Fig. 1-24. Si l’on tient compte de la hauteur géométrique nous obtiendrons un diagramme tel que représenté à la Fig. 1-25. Notons que pour faire varier le débit, il suffit d’agir sur l’ouverture d’une vanne (ex : si l’ouverture est plus importante on constate une chute de la hauteur manométrique et une augmentation du débit comme l’indique la Fig. 1-26.

3.1.8 POINT DE CONCORDANCE (OU DE FONCTIONNEMENT)

Lorsqu’une pompe est insérée dans un circuit, le point de concordance (PC) ne peut se trouver qu’à l’intersection de la courbe des pertes de charge du circuit avec la courbe caractéristique de la pompe (FIG. 1-26 ).

3.1.9. INFLUENCE DU DIAMETRE DES ROUES

Si la diminution ou l’augmentation du diamètre des roues ne dépasse pas 12 à 15% du diamètre initial, pour des points de concordance homologues, les « triangles des vitesses » sont semblables (Qv = F (Dr²) et Hm = F (Dr²)) soit Qv2

 Dr = Qv1  2  Dr1

2

  ; Hm2 = Hm1 

 Dr2   Dr1

  

2

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Exemple : Supposons que l’on détermine au PC Qv1 = 3m³/h et Hm1 = 17,14 m.c.e pour un diamètre initial de roue de 90mm. Recherchons les valeurs de Qv2 et Hm2 pour une roue rognée dr2 = 80mm. 2

 80  Qv2 = 3 x   = 2,37 m³/h  90  2

 80  Hm2 = 17,14 =   = 13,54 m.c.e  90 

3.1.10. NOTIONS DE NPSH ( Fig 1-27 ) Pa = patm-Ha = pression absolue indiquée au manomètre (vacuomètre) installé au niveau de l’axe de la pompe ( pour une pompe horizontale (Fig.1-27) et au plan de l’ouïe de la première roue pour une pompe verticale). Hmn = pa-pv = pression nette absolue (Hmn = hauteur manométrique nette) pv = tension de la vapeur du liquide qui vient en déduction de la pression dite " motrice " régnant au niveau du liquide à pomper (réduisant de ce fait la hauteur d’aspiration).

a) exemple pour l’eau t° = 25°C pv = 23,8mmHg Ha max = 7m Vide théor. adm. = 50°C 92,5 6,1m 70°C 233 4,2 m A cette valeur de Ha, il faut évidemment déduire les pertes de charge.

Hmn +

10 m.c.c. 9,1 7,2

va ² = NPSH disp. (Net positive Suction head) 2g

Le NPSH exprime la charge nette absolue. Il faut distinguer le NPSH requis qui est la grandeur indiquée par le constructeur et le NPSH disponible qui est la grandeur minimale correspondante de l’installation. Pour un bon fonctionnement de la pompe, il faut que le NPSH disponible soit supérieur au NPSH requis. Notons que l’expression NPSH est en passe d’être uniformisée au niveau européen. b) En pratique : Si le NPSH requis > NPSH disponible, des bulles de vapeur vont se former aux endroits où la pression statique est minimale (ouïe d’aspiration de la roue). Ensuite, ces bulles seront véhiculées par le fluide pompé au travers de la roue. Le fluide soumis à l’énergie cinétique de la roue voit progressivement sa pression statique augmenter, ce qui provoque l’implosion des bulles de vapeur. Les chocs provoqués par ces implosions vont arracher la matière de la roue aux endroits les moins résistants, la pompe va caviter. c) Symptômes de la cavitation • Chute de la hauteur manométrique et du rendement • Vibrations de hautes fréquences • Bruits audibles Fig. 1.27 bis : photos illustrant le phénomène de cavitation sur des aubes de pompe centrifuge

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d) Remèdes • Diminuer la hauteur d’aspiration • Diminuer les pertes de charge dans la conduite d’aspiration (meilleur tracé; diamètre plus important de la conduite, vanne à passage directe plutôt que gate valve ) • Mettre le réservoir d’aspiration sous pression (si possibilité) • Choisir une autre pompe ayant un NPSH requis plus faible • Créer une pré-rotation dans le sens de rotation • Choisir un matériau résistant à la cavitation (stéllitage des roues) e) Remarques Il faut vérifier que le NPSH requis soit inférieur au NPSH disponible sur toute la plage de fonctionnement et pas seulement au point de concordance, car certaines pompes ont un NPSH requis, à faible débit, nettement supérieur au NPSH requis au point de concordance.

3.1.11 COUP DE BELIER DANS LES CONDUITES Considérons (Fig. 1-28) une conduite dans laquelle un liquide s’écoule à vitesse constante. Si brusquement, l’on ferme la vanne papillon installée dans cette conduite (Fig. 1-29), la masse de liquide ainsi stoppée vient buter brutalement sur l’opercule et il se produit une " onde de choc "qui remonte la conduite jusqu’à rencontre un obstacle (bifurcation au clapet par exemple) qui va réfléchir totalement ou partiellement.

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D’une façon générale, toute modification apportée au régime d’écoulement initial établi dans une conduite (ex : manœ uvre d’une vanne, la mise en marche, l’arrêt ou le changement de vitesse d’une pompe ou d’une turbine hydraulique...) entraîne des variations de pression et de vitesse dans un temps très court et d’un point à l’autre de la conduite. La perturbation se propage, sous forme d’ondes, de la section où elle a été produite, jusqu’à l’extrémité de la conduite, une bifurcation, un changement de section, ... où elle est réfléchie totalement ou partiellement et revient vers sa section d’origine qui la réfléchit à son tour. La conduite est ainsi parcourue par des ondes de pression et de vitesse, jusqu’à ce que les frottements les aient amorties. Ce phénomène porte le nom de « coup de bélier ». L’élasticité du fluide et de la conduite joue un rôle important dans sa production et son évolution. Ainsi le coup de bélier est-il un phénomène qui concerne essentiellement les liquides plutôt que les gaz, vu le haut degré de compressibilité de ces derniers qui amortit très rapidement l’onde de surpression. On parle toutefois de coups de bélier dans les conduites de vapeur alors qu’il s’agit d’un phénomène différent : ce sont des paquets d’eau (provenant en général d’un drainage insuffisant) qui se trouvent brutalement entraînés par la vapeur et qui donnent lieu également à des coups violents dans les canalisations. Dans le cas de l’eau ou d’autres liquides, la vitesse de propagation d’un coup de bélier varie d’un millier de m/s, s’il s’agit d’une conduite métallique, à une quinzaine de m/s dans le cas d’un tube en caoutchouc. Les surpressions ou les sous-pressions provoquées par un coup de bélier peuvent être dangereuses pour la conduite. Lorsqu’elles sont inévitables, on peut les limiter à l’aide de dispositifs possédant une grande déformabilité et qui, placés dans la conduite, les absorbent en ne les réfléchissant que partiellement. Exemples de tels dispositifs : les cheminées d’équilibre, les cloches à air, les pistons pare-chocs etc... On peut déterminer la surpression due à un coup de bélier au moyen de la relation :

± ∆p =

δ vp (v0 − v1 ) 10 g

Dans laquelle : ∆p = augmentation de la pression due au coup de bélier en bar δ = masse volumique du liquide de kg/dm³ vp = vitesse de propagation de l’onde de choc dans la canalisation en m/s (voir formule d’Alliévi) v0 = vitesse du fluide dans la conduite m/s v1 = vitesse du fluide dans la conduite après l’intervalle équivalent au temps aller et retour de l’onde de choc. g = accélération de la pesanteur ( 9,81 m/s² ) Formule d’Alliévi : vp =

9900 48.3 + k

di e

Relation pratiquement indépendante de la nature du fluide di = diamètre intérieur du fluide en m e = épaisseur de la conduite en m K = coefficient variable suivant la matière du tube Acier k = 0,5 Fonte k = 1 Caoutchouc et matières plastiques k = 15 Exemple d’application : Soit une canalisation en acier, di = 50mm; e = 2,5mm, longueur l = 300m, véhiculant de l’eau sous pression de 20 barg avec une vitesse v0 = 2m/s. Quelle pression sera atteinte si la canalisation est obturée par un robinet se fermant en 0,3s. Se produira-t-il un coup de bélier ? Solution : La vitesse vp de l’onde de pression dans la canalisation est d’environ :

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9900

= 1297 m / s 0,05 48,3 + 0,5 0,0025 2 x 300 e = = 0,46 s t= 1297 vp Vp =

Ce temps est plus lent que celui nécessaire pour la fermeture du robinet et par conséquent v1 = 0 d’où : ∆p =

1 x 1296 (2 − 0 ) = 26,4 barg 10 x 9,81

Pression atteinte lors du coup de bélier = 20 + 26,4 = 46,4 barg En général, un coup de bélier important se produit lorsque la pression totale de l’onde de choc atteint 150% de la valeur de la pression normal dans la canalisation. Il faut toujours limiter cette pression entre 110 et 115%. Dans notre cas, nous pouvons affirmer qu’il y aura un coup de bélier très important (230%)

3.2 EPAISSEUR DES TUYAUTERIES L’épaisseur des tuyauteries est calculée d’après les conditions de calcul (pression ou dépression et température) et du type de matériau utilisé (ex : inox, ac. Carbone, alu, cuivre, ...)

3.2.1 TUYAUTERIE SOUMISE A PRESSION INTERIEURE L’épaisseur à adopter sera l’épaisseur normalisée immédiatement supérieure à l’épaisseur calculée au moyen de la relation tirée de l’ANSI B31-1 ou 3 et de l'EN 13480 actuellement obligatoire pour les nouvelles installations européennes. L'ancienne norme NBN reste valable dans le cas de vérification des anciennes tuyauteries. e = épaisseur minimale hors tolérance et surépaisseur de corrosion et = épaisseur théorique comprenant la tolérance et la surépaisseur de corrosion 1. Calcul de l'épaisseur suivant ANSI B31-1 et 3

de et p < 0.385 SE 6   p.de et =  + C  k   2.S .E. + 2.Y . p

a) Si e <

( cas général en tuyauterie industrielle )

Dans laquelle : et = épaisseur théorique en mm p = pression intérieure effective N/mm² (pression de calcul) La pression de calcul = p de service + 1 barg Ou encore p de service + 10% (en général, avec présence ou non de soupape de sûreté, mais pouvant atteindre 20 ou 25% avec présence de soupape de sûreté selon le type de fluide et conditions de service voir paragraphe 3.7.8). Prendre la plus grande des 2 valeurs de = diamètre extérieur du tube en mm S = contrainte admissible dans les conditions de calcul (p et t°). Le tableau Fig. 1-28 tiré de l’ASME VIII div 1 donne la valeur des contraintes admissibles en fonction de la nature du métal et de la température de calcul. Température de calcul = t° de service + 15°C si tserv > 0°C t° de service - 10°C si tserv < 0°C avec maximum à -29°C. (S) est la plus petite valeur entre et

Re t R 20 ; 1. 1 4

Re t R 20 et pour les aciers ferritiques 1.5 4

pour les aciers inoxydables.

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Pour ces derniers utiliser néanmoins

Ret aux endroits critiques. 1,5

Ret = limite d’élasticité (N/mm²) à la t° de calcul R20 = contrainte de rupture (N/mm²) à la t° de 20°C Attention :- pour des températures supérieures à 400°C (selon les aciers), c’est la contrainte au fluage qui prédomine voir code ANSI B31-1 - Le code ANSI B31-1 ed. 2007 et suivantes donne directement la valeur S.E en fonction de la nature du tube (soudé ou non). L’ANSI B31-3 ed. 2008 et suivantes ne donne que la valeur de S en fonction de la nature du tube. Il y a toujours lieu de prendre connaissance des codes les plus récents. C = surépaisseur de corrosion utiliser : C = 1,5mm dans les cas normaux; C=3mm pour les cas spéciaux de grande corrosion et C = 0 à 1 pour les aciers inoxydables. y = coefficient dépendant de la nature du métal et de la température de calcul T° calcul (°C) ≤ 482 510 538 566 593 ≥ 621°C Ac. férritiques 0,4 0,5 0,7 0,7 0,7 0,7 ac. austénitiques 0,4 0,4 0,4 0,4 0,5 0,7 Pour l'ANSI B31-3 la formule permettant de déterminer et est la suivante:

  p.de et =  + C  k . La différence vient du facteur W de réduction sur la   2.S .E. W + 2.Y . p

contrainte en fonction de la température de calcul. La table 302.3.5 de l'ASME donne quelques valeurs en fonction du type d'acier. Exemples : t < 427°C < 454 < 510 < 566 < 621 < 649 < 760 < 816 Aciers Cr-Mo W = 1 0,91 0,86 0,77 0,68 0,64 Ac. Austénitique 1 1 1 0,91 0,82 0,77 0,59 0,5 Pour les autres types d'acier voir l'ASME N.B : Faire attention, pour l'application des formules entre l'ANSI et l' EN car pour l' ANSI => E = coefficient de soudage alors que l'EN => E représente le module d'élasticité longitudinale. b) Remarque : Lorsque e >

de ou p> 0.385 SE, il y a lieu de prêter une attention très particulière aux aspects de 6

fatigue, contraintes thermiques, mécanique de rupture (entailles) y=

di di + de

pour t ≤ 480°C.

k = coefficient d’ovalisation et de tolérance de fabrication on adoptera k = 1.125 (12.5%) pour les tubes sans soudure et k = 1 pour les tubes soudés longitudinalement. E = coefficient de soudage tubes étirés sans soudure ............................. E=1 tubes soudés bout à bout sans reprise à l’envers E = 0,8 Idem mais radio 100% ....................................... E=1 tubes soudés par résistance .............................. E = 0,85 tubes soudés spiralés ........................................ E = 0,75 c) Exemple numérique : Calculer l’épaisseur d’une tuyauterie véhiculant de la vapeur surchauffée à la pression de service de 28 barg et à la température de 400°C (matière A106gB) tube étiré sans soudure dn 250 (de = 273mm). Le tableau Fig. 1-30 donne S ≈ 89,6 N/mm² pression de calcul = 28 + 2,8 = 30,8 barg -> 3,08 N/mm². e<

273 de soit = 45,5mm p< 0,85 x 89,6 x 1 < 34,5 N/mm² 6 6

Nous sommes dans les conditions

37

 3,08 x 273 + 1,5  1,125 = 6,9 mm   2 x 89,6 x 1 + 2 x 0,4 x 3,08 

soit et = 

D’après la Fig. 1-9 nous choisirons un tube schedule 40 (eps 9,21 mm > 6,9). d) Le schedule ou schedule number définit approximativement une épaisseur pour un diamètre nominal donné et pour un type d’utilisation déterminé (p et t°) Sch = 1000 x

p S

( p = N/mm² eff et S = N/mm² )

Dans cet exemple Sch = 1000 x

3,08 = 34,4 soit Sch 40 normalisé 89,6

Indication au plan dn 250 Sch 40, matière : A106gB. Notons encore que le schedule remplace pour les matériaux ASTM les anciennes désignations de l’API. ex : Standard (ST) Sch 30 ou 40 Extra strong (XS) Sch 60 ou 80 Double extra strong (XXS) Sch 160 ou 80 Remarques : 1. En cas de divergence entre les codes API et ASA, c’est ce dernier qui doit être pris en considération 2. La longueur nominale d’utilisation des tubes est de 6m, mais on peut obtenir des longueurs de 11 et 12m, voir 20m pour les hélicotubes 3. Les extrémités sont d’équerre pour les dn < 50 et chanfreinées pour les dn ≥ 50 4. Le code ASME III div 1 impose pour les coudes de faible rayon (R = D) d’augmenter l’épaisseur d’au moins 20% par rapport à l’épaisseur calculée au moyen de la formule des tubes droits. 5. Pour les tubes cintrés soumis à pression intérieure : rayon cintrage = 3 de, et emc = 1.25 x em rayon cintrage = 5 de, et emc = 1.08 x em de = ∅ extérieur du tube droit, emc = eps minimale du tube cintré em = eps minimale du tube droit (tolérance sur l’ovalisation = 8% max pour tubes soumis à pression intérieure 3% max pour tubes soumis à pression extérieure e) Contraintes dans le domaine du fluage ( ANSI B31-1 ) Dans les tableaux UCS-23 et UHA-23, l'ASME prend en compte la contrainte dans le domaine du fluage pour les aciers et aciers alliés mais n'indique aucune barrière de température entre élasticité et fluage. Elle précise toutefois, dans le cas d'utilisation de matériaux "non ASTM" de prendre la plus petite des valeurs ci-après pour "S". R0,1-10³ , RbV-105 , Rb-105 (N/mm²) 1 1,25 1,5 R0,1-10³ : Contrainte moyenne pour un allongement par fluage de 0,1% en 1000 h à t° de calcul. V 5 Rb -10 : Contrainte de rupture minimale par fluage en 100.000 h à t° de calcul Rb-105 : Contrainte de rupture moyenne par fluage en 100.000 h à t° de calcul Remarque : La contrainte de rupture par fluage (ou limite de rupture) à t° élevée pour matériaux non ASTM (ex 15Mo3; 13CrMo44; 10CrMo910) est précisée dans la norme DIN.17115 et NBN A25-102. 2. Suivant l' EN 13480-3 (directive Européenne DESP 97/23CE ) La résilience (KCV) doit être vérifiée : A mini: 14% - KVC mini : 27 joules Contraintes admissibles ( f ) Acier moulé non allié mini des valeurs : Ret(0,2%) Rm(20°C) 1,9 3 Aciers autres que les aciers austénitiques

38

Ret (0,2%) Rm(20°C) 1,5 2,4 Aciers austénitiques ( le minimum des valeurs suivantes ) A < 30% 35% A 30% A > 35% Ret ou Rm(20°C) Re(1%) ou Rm(20°C) Re(1%) ou mini de Rmt ou Re(1%) 1,5 2,4 1,5 2,4 1,5 3 1,2 si Rmt est disponible Coefficients de joints ( z ) 1 contrôles destructifs et non destructifs 0,85 contrôles non destructifs par sondage 0,7 contrôles visuels Notons que pour le calcul de l’épaisseur minimale de la paroi des tuyaux droits, la norme EN 13480-3 demande de vérifier le rapport de/di ≤ 1,7





p . de

et =  + C  1,125  2. f .z + p

Remarque : Les anciennes normes NBN 731 & 732 utilisaient la même formule mais le coefficient de joint pouvait varier de 0,5 ; 0,7 ; 0,8 ; 0,9 ou 1 selon le type de joint (voir ces normes pour le choix). 3. Contraintes dans le domaine du fluage a) Suivant normes ASME VIII div.1 Dans les tableaux UCS-23 et UHA-23, l'ASME prend en compte la contrainte dans le domaine du fluage pour les aciers et aciers alliés mais n'indique aucune barrière de température entre élasticité et fluage. Elle précise toutefois, dans le cas d'utilisation de matériaux "non ASTM" de prendre la plus petite des valeurs ci-après pour "S". R0,1-10³ , RbV-105 , Rb-105 (N/mm²) 1 1,25 1,5 R0,1-10³ : Contrainte moyenne pour un allongement par fluage de 0,1% en 1000 h à t° de calcul. RbV-105: Contrainte de rupture minimale par fluage en 100.000 h à t° de calcul 5 Rb-10 : Contrainte de rupture moyenne par fluage en 100.000 h à t° de calcul Remarque : La contrainte de rupture par fluage (ou limite de rupture) à t° élevée pour matériaux non ASTM (ex 15Mo3; 13CrMo44; 10CrMo910) est précisée dans la norme DIN.17115 et NBN A25-102. b) Suivant la norme européenne (EN 13480-3) (pour aciers ou aciers alliés au Ni et/ou Cr) - Cas des tuyauteries laminées (sans soudure) fcr =

S RTt S fCR

: contrainte de calcul avec fluage des matériaux (N/mm²) SRT,t : valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage suivant normes (NBN ou DIN par exemple) SfCR : coefficient de sécurité, fonction de la durée de vie en heures spécifié ci-dessous. 200.000h SfCR = 1,25 150.000h SfCR = 1,35 100.000h SfCR = 1,5 Si la valeur pour 200.000h de SfCR n'est pas spécifiée dans la demande, il faut utiliser la contrainte de calcul ou fluage pour 150.000h ou 100.000h. Remarque : en situation d'essai à température de calcul (ou de service), la contrainte ne pourra excéder 0,95 ReH; 0,95 RP0,1 ou 95% RP0,2. ReH : limite supérieure d'écoulement à la t° spécifiée (N/mm²) RP0,1 : limite élastique à 1% à la t° de calcul spécifiée (N/mm²) RP0,2 :limite élastique à 0,2% à la t° de calcul spécifiée (N/mm²) fCR

39

- Cas des tuyauteries soudées longitudinalement La norme précise que la contrainte à prendre en considération doit être réduite de 20%.

c) Remarque générale La NBN A25-102 précise qu'il est recommandé aux constructeurs et utilisateurs, avec avis des fabricants de tubes, d'examiner les valeurs minimales des caractéristiques mécaniques qui pourraient être influencées par le formage, le soudage et le recuit de relaxation éventuel et de définir les contrôles à réaliser sur les tuyauteries.

3.2.2 TUYAUTERIE SOUMISE A PRESSION EXTERIEURE Lorsqu’un tube parfaitement cylindrique est soumis à une pression extérieure (ou au vide intérieur), il est le siège de contraintes identiques mais de signes contraires à celle obtenue pour une mise en pression intérieure. Pour un rapport (e/de) faible (tube mince) le cylindre pourra s’écraser sous l’effet de pe (pression extérieure) ou du vide intérieur c’est en fait un phénomène semblable à celui de flambage d’une poutre chargée à son extrémité suivant son axe. C’est un phénomène brutal. Pratiquement, on estime qu’une tuyauterie soumise au vide intérieur (ou à une pression extérieure de +/- 1 barg) résistera si le rapport e/de = 0,011, c’est-à-dire que l’épaisseur du tube serait de l’ordre du 1/100 du diamètre extérieur ( e étant l'épaisseur hors tolérance et surépaisseur de corrosion ) Des études ont montré que e /de =

pc (1 − u ² )³ 2 E. y

pc = pression critique (N/mm²) Ey = module de Young (ou d’élasticité) (N/mm²) µ = coefficient de Poisson (µ = 0,3 pour l’acier) Ainsi, pour un tube en acier, la ruine est donnée par la relation

40

 e    de 

pc = 2,2 E. y 

3

et on assistera à la formation de lobes comme illustré à la fig 1-31

3.2.2.1 Détermination de l’épaisseur d’un tube droit soumis à pression extérieure (ou au vide intérieur) st code ASME VIII div 1 paragraphes UG-28 à UG-30. Paramètres de calculs de = diamètre extérieur de tube (mm) e = épaisseur minimum du tube (surépaisseurs et tolérances déduites) L = pour de et L constants, c’est la plus grande distance entre 2 points de renforcement reconnus par l’ASME. • jonction d’un cylindre et d’un cône (réduction) • un anneau renfort (extrémités d’une tuyauterie : double enveloppe (JACKETED PIPE) pour le réchauffage des fluides par exemple • Un CAPS (fond bombé) à 1/3 de la hauteur à partir de la fonction avec le tube. 1. Calcul de l’épaisseur du tube (ASME VIII parag UG-28) Tubes pour lesquels de/e > 10 (mince paroi) • Prendre une valeur de e et calculer les rapports de/e et L/de • Prendre la fig 1-33 (5-UG0-28.0 code ASME VIII) et placer en ordonnée la valeur de L/de. Pour des valeurs L/de inférieure à 0,05 se placer en ordonnée à la valeur 0,05. Partant de l’ordonnée tracer une horizontale jusqu’au point d’intersection avec la courbe à la valeur de de/e précédemment calculée (interpolation autorisée). Par ce point d’intersection, tracer une verticale donnant ainsi la valeur de A. • Avec cette valeur de A, entrer le graphique fonction du matériau choisi (fig 1-34 = acier carbone ou faiblement allié; fig 1-35 = aciers austéristiques Aisi 316, 321, 347, fig 1-36 = acier Aisi 304L) pour les autres types de matériaux, consulter l’annexe 5 de code ASME VIII div 1. Tracer en A une verticale jusqu’au point de rencontre avec la courbe de température (interpolation permise entre 2 courbes). Par ce point, tracer une horizontale donnant la valeur de B en psi (rappel 1000 psi = 1ksi = 6.9 N/mm²). • Si A tombe à gauche de la ligne de température, la pression extérieure autorisée est déterminée par la relation : pe =

2. A.Ey = N / mm² 3 de / e

Ey = module de Young du matériau (N/mm²) à la température de calcul (Fig 1-37) • Dans tous les autres cas, on calcule la pression extérieure sur base de la valeur de B convertie en N/mm² (MPa), selon la relation pe =

4.B = N / mm² 3 de / e

Si pe ≥ à la pression extérieure de calcul, l’épaisseur du tube est suffisante. Dans le cas contraire, augmenter l’épaisseur et recommencer les calculs. 2. Tubes pour lesquels de/e < 10 • Déterminer la valeur du facteur B, de la même manière que précédemment. Lorsque de/e < 4, calculer A à l’aide de la formule :A =

1.1 (de / e)2

41

• A l’aide du facteur B déterminé précédemment et converti en N/mm², calculer une valeur pe1 (N/mm²) à l’aide de la formule

42

43

 2,167  − 0,0833  B  de / e 

Pe1 = 

Calculer également une valeur pe2 telle que : Pe2 =

2S  1  1 −  de / e  de / e 

S étant la plus petite des 2 valeurs suivantes - 2 x tension admissible à la température de calcul de la matière (fig 1-30) - 0.9 x Ret (limite élastique à la température de calcul) S=

Re t → Re t = s x1.5 1.5

La valeur de S est donnée à la Fig. 1-30 ex : acier A106g.B t° : 316°C S = 103,4 N/mm² Soit Ret = 103,4 x 1,5 = 155,1 N/mm². La pression extérieure maximale (pe) sera la plus petite des valeurs de pe1 et pe2 calculée ci-avant. Si cette valeur pe ≥ p extérieure de calcul, l’épaisseur du tube choisi est suffisante. Dans le cas contraire, augmenter l’épaisseur et recommencer le calcul. 3. Calcul des anneaux raidisseurs a) Paramètres de calcul (ASME VIII paragraphe UG 29) AS = Section de l’anneau raidisseur (mm²) LS = La moitié de la distance parallèle à l’axe du tube, de la ligne de symétrie de l’anneau raidisseur, jusqu’au point de renforcement suivant l’un des côtés plus la moitié d’une distance similaire à l’autre côté (mm) L = Voir ci-dessus (mm) pe = pression extérieure de calcul (N/mm²)

44

de, e = (voir ci-dessus) mm I = moment d’inertie de l’anneau raidisseur autour de son axe entre // à l’axe du corps (mm4) I’= moment d’inertie autour de son axe neutre parallèle à l’axe du tube, de la combinaison de la section, de l’anneau raidisseur et une partie du corps, d’une longueur totale =1.1

de x e , située pour chaque

moitié de part et d’autre du centre de gravité de la section de l’anneau raidisseur (mm4) b) Dimensionnement de l’anneau raidisseur Choisir un profilé. Calculer As et B B=

3 4

 pe − de   = N / mm²   e + As / Ls 

Convertir B en psi (1N/mm² = 144,927 psi) - Sur le graphique correspondant au matériau choisi (fig 1-34 à 1-36) entrer la valeur de B jusqu’à l’intersection avec la courbe de la température de calcul (interpolation permise). Par ce point, tracer une verticale qui donnera la valeur de A en abscisse. Lorsque le corps de l’anneau raidisseur est constitué de matières différentes, utiliser le graphique du matériau donnant pour A, la valeur la plus élevée. Si, sur le graphique B tombe sous l’extrémité gauche de la ligne de température, on peut calculer A à l’aide de la formule : A=

2B Ey

( Ey = module de Young à la t° de calcul N/mm²) Dans le cas des tubes, on considère uniquement l’anneau raidisseur soit : Is =

 As     de ² . Ls  e +  A  x 1 / 14 Ls    

Pour rappel, I pour une section rectangulaire est donnée par la relation : I=

b . h³ ( Fig. 1-38 ) 12

Si I < Is, il faut choisir un anneau raidisseur plus important et recommencer le calcul. 4 . Exemples de calcul a) Soit un tube ∅ 60,3 x 2 cm en inox Aisi 304L soumis au vide (soit pe ≈ 1barg) sous une t° de 20°C. Sa longueur entre 2 points de renforcement est de 30m. Peut-il résister au vide d’après l’ASME VIII ? épaisseur de calcul = 2/1,125 = 1,77 mm ( hors tolérance et surépaisseur de corrosion ). Rapport de/e = 60,3 / 1,77 = 34,1 > 10 (tube mince) L/de

30000 ≈ 500 60,3

D’après l’ASME VIII UG 28, pour des valeurs de L/de > 50 se placer en ordonnée sur 50 (Fig. 1-33) via la courbe de/e = 34,1 nous obtenons A = 0,0012 Prenons le graphique Fig 1-36 : t = 20°C inférieur à 40°C avec A = 0,0012, nous obtenons B = 63 N/mm². (A) tombe à droite de la courbe de température soit :

4B 4 x 62,1 = = 2,42 N/mm² => 24,2 barg > 1 barg la tuyauterie résistera au vide ce qui 3 de / e 3 x 60,3 / 2 60,3 confirme la pratique = e = = 0,603 mm < 1,77 100 pe =

Remarque : Attention au supportage de la conduite qui devra être conforme au tableau Fig 3-34 soit 4,3 m max entre supports afin que la flèche reste inférieure à L/1000, ce qui limite la contrainte de flexion ( compression dans les fibres supérieures ). b) Soit un tube à double enveloppe ( Fig 1-39 ) . La tuyauterie intérieure ( dn 150 sch 10s ) en ac. Inox

45

AISI 304 ( La surépaisseur de corrosion est nulle et la tolérance de fabrication est de 12,5% ) véhicule un gaz et sera chauffée dans la double enveloppe par de la vapeur sous p = 5 barg et t = 150°C. Sachant que cette tuyauterie dn 150 peut être mise à l'air ( p = 0 barg ) et que la longueur théorique entre ses brides d'extrémité (admises comme renforcement) est de 12 m. On demande de vérifier si cette tuyauterie peut résister à la pression extérieure de 5 barg. Dans la négative, vérifier le renforcement nécessaire au moyen d'anneaux renforts compatibles avec les deux tuyauteries. Solution Les brides d’extrémité sont admises comme renforcement La portée proposée est trop importante pour notre tube dn 150 sch 10s. Le tableau Fig 3-34 de la Partie 3 nous indique que pour une flèche L/1000 la portée ne peut dépasser 8,69 m. Nous diviserons donc la distance entre brides par 2 et nous placerons un anneau renfort, soit Ls = 6 m épaisseur nette tube dn 150 = 3,4 x 0,125 ≈ 0,4mm, soit une épaisseur nette de 3,4 - 0,4 = 3mm.

168,3 = 56,1 > 10 (tube mince) 3 6000 L/de = = 35,65 => L/de = 36 168,3 de/e =

Ey = 186,5 kPa à 150°C soit 186500 N/mm² Le graphique Fig 1-33 donne A = 0,0001. Sur le graphique Fig 1-40 pour l'ac. Inox AISI 304, portons la valeur de A jusque la courbe de température t = 150°C et nous obtenons le facteur B 52,5 N/mm². Nous devons utiliser l'équation pe =

4.B 4 x 52,5 = = 1,24 N/mm² => 12,4 barg > 5, la distance L est admise puisque pe > p 3 de / e 3 x 56.1

Nous adopterons, en première approximation, un anneau renfort de section 10 x 20 afin qu’ils puissent glisser dans le tube supérieur et que la section de passage entre gaine dn 250 et l'extérieur de l'anneau laisse passe la vapeur et les condensats. Notons qu'il faut souder ( par exemple ) deux bouts

46

de tubes dn 15 ou dn 20 en inox, placés à 30° de part et d'autre de l'axe vertical soudés sur l'anneau, pour faire reposer le tube intérieur et laisser passer les condensats. Note : Si ce montage n'est pas réalisable, il faut prévoir un tube by-pass avec soupape et purgeur. As = 10 x 20 = 200mm², pe = 0.5 N/mm²

    0.5 x 168.3   B =3/ 4 = 20,8 N/mm² .  200     3 +   6000  

Reprenons le graphique Fig 1-40 portons B = 20,8 N/mm² jusqu’à la courbe de température t = 150°C et Ey = 186,5 . 10³ N/mm² nous obtenons A 0.00025.



 200   0.00025  1 / 14 = 9205,6 mm 4 6000    bh ³ 10 x 20³ = Moment d'inertie du renfort I = = 6666.7 mm4 < 9205,6 , l'anneau renfort n'est pas 12 12  

Is = 168.3² x 6000  3 +

suffisant, adoptons h = 30 mm soit As = 10 x 30 = 300 mm² nous obtenons B = 20,7 N/mm², valeur proche de la précédente soit A 0,00025 soit :



 

Is = 168.3² x 6000  3 +

 300   0.00025  1 / 14 = 9256,17 mm4 6000  

 bh ³ 10 x 30³ = I = = 22500 mm4 , nous aurions pu adopter h = 25 ou b = 15 12 12

I > Is l'anneau renfort est suffisant. 3.2.2.2 Détermination de l'épaisseur d'un tube droit soumis à pression extérieure suivant le code EN 13480-3 édition 2002 art. 9 1. Paramètres de calculs ( hors du domaine de fluage ) Voir le § 3.2.2.1, toutefois : La pression extérieure à prendre en compte est la pression max, si la pression intérieure ne peut descendre sous la pression atmosphérique. Si la pression intérieure peut descendre sous patm : La pression extérieure sera 1 barg si la tuyauterie n'est soumise qu'à la pression atmosphérique ou sera égale à la pression entre les deux enveloppes + 1 barg . Les règles de l'article 9 ne sont valables que si la non-circularité est 0,5% du rayon de la conduite. N.B : Les calculs de vérification ne sont pas nécessaires pour les tuyauteries en ac-c ou acier faiblement allié pour t 150 °C et en acier austénitique pout t 50 °C et soumises à une pression extérieure 1 barg si e/de 0,01 et une non-circularité 1% et plat local < e. Limites de contraintes dans le domaine élastique Acier au carbone ou faiblement allié : S = Ret(0,2%) pour les tubes et les renforts Aciers austénitiques : S = Ret(0,2%) / 1,25 pour les tubes et renforts. Les longueurs L et Lc seront déterminées à partir des Fig 1-42 a, b , c 2. Effondrement entre les raidisseurs La EN 13480 impose d'estimer une valeur pour ( e ) hors surépaisseur de corrosion et tolérance de fabrication et ensuite de calculer py = Déterminer pm =

S .e d −e = N/mm² avec rm = = mm 2 rm

Ey . e . ε = N/mm² ; pm étant ici la pression théorique conduisant à l'instabilité d'une rm

enveloppe cylindrique. La norme donne une formule itérative très longue pour calculer le facteur , mais bien qu'elle ne le précise pas, on pourrait utiliser l'abaque ( Fig 1-41 ) de la EN 13445-3 ( chaudronnerie ), comme on le fait pour l'ASME => ( A ).

47

Ensuite, calculer le rapport pm /py et à partir des courbes Fig 1- 44 déterminer le rapport pr/py Pr doit alors satisfaire à la relation pr k . p avec k = 1,5 sauf pour les aciers moulés ou k = 1,875. Si pr < k . p il faut augmenter la valeur de e ou diminuer l'espace entre les raidisseurs L ou Ls .

48

b) Effondrement global des tuyaux comportant des raidisseurs Calculer pn =

3 Ey . Ir ou Ir est le moment d'inertie r . Ls 3 m

du renfort + moment d'inertie de l'enveloppe participante de longueur Lp = 1,56 ri − e = mm. pn k . ks . p ( ks = 1,33 pour les raidisseurs formés à froid ), dans le cas contraire, il faut un renforcement plus important ou supplémentaire ou encore augmenter la valeur de ( e ) .

49

Calculer pys =

Ss . e . r f rm ²(1 − υ / 2)

= N/mm² ( contrainte circonférentielle moyenne ) et

Calculer pn ( pression d'instabilité élastique d'un cylindre avec raidisseur ) pn =

= coef. de Poisson

3 . Ey . Icg = N/mm² rm ³ . Ls

Icg =moment d'inertie de la section droite comprenant raidisseur + section participante de longueur Lp =mm4 ( voir Fig 1-43 ). Puis calculer s ( contrainte max dans un raidisseur ) s

=

k ks Ss p Ey δ (2² − 1)0,005 k ks p + = N/mm² p ys rm ( pn − k ks p )

[

]

Dans laquelle δ = max λ ( rm − r f ) − Xc + e / 2 ; Xc et dans laquelle Xc est tirée de la formule 9.3.3-6 de la EN 13480-3 mais qui n'est pas cohérente au niveau unitaire ( mm³ + mm ? ). En nous reportant à la formule similaire de la EN 13445-3, relative aux cylindres soumis à pression extérieure nous pensons que La formule ci-après est plus réaliste ( sous réserve ). Xc =

[

e² . Lp As + e / 2 + λ (rm − r f ) At 2 At

]

Avec At = As + ( e . Lp ) et = 1 pour les raidisseurs intérieurs ou -1 pour les raidisseurs extérieurs. Il suffit de vérifier que 0 s Ss . Si cette condition n'est pas satisfaite, il faut procéder à un renforcement supplémentaire ou plus important, ou augmenter l'épaisseur du tube intérieur. Dans tous les autres cas de renforcement, le lecteur se reportera à la norme EN 13480 dernière édition. Remarque : - Les réductions peuvent, sous certaines conditions, être considérées comme étant un raidisseur effectif ( voir art. 4 de l' EN ) - Les fonds bombés ( caps ) seront vérifiés en tenant compte de la procédure suivante, pour autant que l'imperfection du rayon soit 1% et que le rayon de courbure basé sur une longueur d'arc = 2,4

e . r max soit à la valeur nominale + 30%. Dans l'affirmative, il y a lieu de procéder à la

vérification suivante : - Choisir une valeur pour ( e ) et calculer py =

2Se 1,21 Ey e² = N/mm² , puis calculer pm = = N/mm² rm ² rm ²

- A partir des courbes Fig 1-44 déterminer pr/py à partir de pm / py et déterminer pr qui doit satisfaire à pr k . p ( voir tubes droits ). Si pr < k . p il ya lieu d'augmenter la valeur de e. 3. Exemples numériques Nous allons reprendre les applications numériques traitées avec l'ASME et nous réaliserons les calculs sur base de l'EN 13480-3 a) Données : tube 60,3 x 2 mm en Aisi 304 L ( 1.4301 ) soumis au vide extérieur p 1 barg sous t = 20°C . La longueur entre 2 renforcements admis ( brides ) L = 30m. Epaisseur de calcul e = 1,77 mm. Solution Rapports : de/e =

60,3 30000 = 34,1 et L/de = 1,77 60,3

500

De même que pour l'ASME, pour les valeurs de L/de > 50 se placer en ordonnée sur 50 ( Fig 1-41 ) et nous obtenons, ici aussi, 0,001.

Re t (0, 2) 172,4 S. e de − e 60,3 − 1,77 = = 29,26 mm ; S = avec rm = = = 137,92 N/mm² 2 2 1,25 1,25 rm 137,92 x 1,77 Ey. e .ε 195000 x 1,77 x 0,001 = 8,34 N/mm² et pm = = py = = 11,8 N/mm² 29,26 rm 29,26 11,8 pm / py = = 1,415 . d'après la Fig 1-44 courbe 1 nous obtenons pr / py 0,5 => 8,34 py =

pr = 8,34 x 0,5 = 4,17 N/mm² et pr k . p = 1,5 x 0,1 = 0,15 N/mm² . Donc 4,17 > à 0,15 l'épaisseur du tube est suffisante.

50

b) Données : tube intérieur = 168,3 x 3,4 mm en Aisi 304 soumis à la pression extérieur de 5 barg et pi = 0 barg ( = patm ). La longueur entre anneau renfort Ls = 6 m ( voir calcul suivant l'ASME ), épaisseur de calcul = 3 mm. Solution

6000 168,3 = 56,1 > 50 soit de/e = 50 et Ls/de = 36 3 168,3 140 Le graphique Fig 1-41 donne 0,001 . Ss = = 112 N/mm² ( Les valeurs de Ret peuvent être 1,25 Rapports : de/e =

trouvées dans l'ouvrage ou le CD " La clé des aciers " par exemple.

112 x 3 168,3 − 3 = 82,65 mm . py = = 4,065 N/mm² 2 82,65 18650 x 3 0,001 6,77 pm = = 6,77 N/mm² => pm /py = = 1,66 82,65 4,065 rm =

La Fig 1-44 courbe 1 nous donne pr / py 0,7 => soit pr = 4,065 x 0,7 = 2,85 N/mm² pr k . p = 1,5 x 0,5 = 0,75 N/mm² => 2,85 > 0,75 N/mm² le tube résistera sur toute sa longueur. Reprenons les dimensions de l'anneau renfort adopté lors du calcul selon l'ASME, soit b = 10 mm et h = 30 mm. Nous devons calculer le moment d'inertie ICG comprenant la section e l'anneau et section du tube de longueur Lp = 1,56

82,65 x 3 = 24,34 mm

Calculons la position du CG de l'ensemble S1 et S2 par rapport à 0X S1 = 3 x 24,34 d1 = 1,5 Mt = 1 09,53 mm³ S2 = 10 x 30 d2 = 18 = 5400 " -----------------=

373,02 mm²

soit ICG =

= 5509,5 mm³

y=

5509,5 = 14,77 mm 373,02

b h³ 39000 mm4 12

3² / 2 x 24,34 + 300 [3 / 2 + (−1)(82,65 − 95,92)] = 12,17 373,02 = max [− 1(82,65 − 95,92) − 12,17 + 3 / 2 ; 12,17] soit = 12,17 112 x 3 x 114,3 3 x 18650 x 39000 pys = = 6,6 N/mm² et pn = = 6,44 N/mm² 82,65²(1 − 0,3 / 2) 82,65² x 6000 1,5 x 1,33 x 112 x 0,5 186500 x 12,17 x 3 0,005 x 1,5 x 1,33 x 0,5 = 92,5 N/mm² + s = 6,6 82,65(6,44 − 1,5 x 1,33 x 0,5) Pour le calcul de Xc voir notes ci-avant. Xc =

s

< Ss , le renforcement est accepté.

3.3 JONCTION DES TUBES 3.3.1. INTERSECTION DES TUBES ET RENFORCEMENT 1. Généralités Par intersection ou « piquage » ,il faut entendre la partie de tuyauterie constituée par le raccordement de 2 ou plusieurs « branches » ou dérivation, permettant de réunir ou de répartir le ou les fluides véhiculés sur ou à partir d’un collecteur (RUN en anglais). La branche aura un diamètre au plus égal à celui du collecteur. La règle utilisée par les codes ANSI B31-1 et 3 ou EN 13480 est celle de la compensation des aires (le métal enlevé au niveau de l’ouverture doit se retrouver de part et d’autre de cette ouverture).

51

Les règles que nous aborderons ne sont valables que si l’axe de la branche est compris entre 45 et 90° par rapport au collecteur. Pour des angles inférieurs il y a lieu de réaliser un calcul par éléments finis ( logiciels ALGOR, ANSYS, RDM6, … ), ainsi qu’une épreuve hydraulique par exemple. 2. Intersections ne nécessitant aucun renforcement • Les fittings, tés, croix... réalisés en conformité avec des normes de construction ASA - DIN - EN etc , dans les limites pression- température autorisées (voir ci-après). • Les couplings directement soudés au collecteur (branche ≤ dn 50 et ≤ ¼ dn collecteur). En aucun cas l’épaisseur du coupling ne sera inférieure à celle de la classe 3000 lbs. • Les fittings auto-renforcés soudés directement sur le collecteur et présentant un renforcement suffisant (weldolet, sockolet, latrolet, ...) 3. Renforcement des intersections soumises à pression interne (à l’exception des tuyauteries vapeur ≥ 11 barg). a. Aire de renforcement requise (ANSI B31-3) Fig 1-46

L’aire de renforcement requise est donnée par l’ANSI B31-3 A = emh x d1 ( 2 - sin ∝ ) x E ( voir fig 1-46 et 1-47 )

52

emh = épaisseur minimale requise corrosion tolérance déduite. E = coefficient de soudure (voir § 2.8.1). b. Zone et aires de renforcement La zone de renforcement est celle ou un excédent de matière peut être pris en compte. C’est un parallélogramme dont la largeur répartit symétriquement de part et d’autre de l’axe du piquage et vaut (2 x d2), tandis que le côté supérieur se situe à une distance (L) de la peau extérieure du collecteur. d1 = [de − 2(et − c )] / sin β d2 = le plus grand de d1 et (eb + eh + d1/2) eb et eh : épaisseurs réelles corrodées respectivement de la branche et du collecteur d2 est limité dans tous les cas à deh (∅ ext collecteur) L4 = le plus petit de (2.5eh) et de (2.5eb + er) er = épaisseur de l’anneau renfort (selle) er ≤ eh. A1 = aire de matière excédentaire dans le collecteur = (2d2-d1) x (eh - emh) 2 L4 (eb − emb) A2 = aire de matière excédentaire dans la branche = sin α A3 = section des soudures ( généralement pas prise en compte ) emb = épaisseur minimale requise pour la branche calculée avec E = 1 (à moins que la branche ne comporte une soudure longitudinale voir 2.8.1. et veiller à ce que les soudures longitudinales collecteur et branche ne s’interceptent pas.) A4 = aire de l’anneau renfort (selle) sur un piquage à angle droit. A4 = (∅ ext. selle - ∅ ext branche) x er. c. Remarques importantes : • En cas de matériaux différents entre le collecteur et la branche (contraintes différentes), il y a lieu de multiplier les aires de renforcement concernées par le rapport des contraintes admissibles (rapport inférieur à 1) • La procédure de calcul ci-avant ne s’applique qu’aux ouvertures isolées ou considérées comme selles (zone de renforcement n’empiété pas sur celle du piquage voisin). Pour les autres cas voir l’ASME VIII div 1 . • Les anneaux de renforcement ou selles doivent être pourvus d’un trou d’évent (voir fig 1-48) pour permettre l’évacuation des gaz pendant le soudage et les traitements thermiques éventuels. Ces anneaux ou selles peuvent être réalisés en plusieurs pièces à condition que les soudures d’assemblage soient en pleine épaisseur et que chacune des pièces soit pourvue d’un trou d’évent.

53

d) Application numérique Un collecteur dn 300 sch 20 ( 323,9 x 6,35 ) sans soudure en A106gB est soumis à une pression effective de 20 bars. La surépaisseur de corrosion imposée est de 1 mm et la tolérance de fabrication est de 12,5 %. La tuyauterie de dérivation dn 150 iso ( 168,3 x 4,5 ) sans soudure et de même qualité que le collecteur fait un angle de 90° avec celui-ci. Vérifier si un anneau renfort de même qualité est nécessaire et dans l'affirmative déterminer sa section. Solution

p . de 2 x 323,9 = = 3,1 mm 2 . S . E + 2 . y . p 2 x 103,4 x 1 + 2 x 0,4 x 2 2 x 168,3 emb = = 1,62 mm 2 x 103,4 x 1 + 2 x 0,4 x 2 emh =

eb = 4,5 – 1 – 0,56 = 2,94 mm et eh = 6,35 – 1 – 0,8 = 4,55 mm d1 = 168,3 – 2 x 4,5 = 159,3 mm 2,94 + 4,55 +

159,3 = 87,14 mm soit d2 = 159,3 mm 2

A = 3,1 x 159,3 x ( 2 – 1 ) x 1 = 493,83 mm² L4 = 2,5 x 4,55 = 11,375 mm ou ( 2,5 x 2,94 + 0 ) avec er = 0 soit L4 = 7,34 mm A1 = ( 2 x 159,3 – 159,3 ) x ( 4,55 – 3,1 ) = 230,98 mm² A2 =

2 x 7,35(2,94 − 1,62) = 19,4 mm² sin 90°

soit AT = 230,98 + 19,4 = 250,4 mm² < 493,83 mm²

Un renfort est donc nécessaire, nous adopterons un anneau renfort er < eh = 5 mm

168,3 + 55 = 139,15 mm < d2 . Soit section A4 = 5 x 55 = 275 mm² 2 2 x 11,375(2,94 − 1,62) L4 = ( 2,5 x 2,94 + 5 ) = 12,35 > 11,375 => A2 = = 32,6 mm² 1 Lp = 55 mm (

AT = 230,98 + 32,6 + 275 = 5338,58 mm² > 493,83 mm² 4. Renforcement des intersection sous pression extérieure

54

L’aire de renforcement requise est la moitié de l’aire requise au cas de l’intersection sous pression interne. 5. Aire de renforcement requise suivant EN 13480 Ouvertures non renforcées Si di ≤ 0,14 Deqxeh il n'y a pas de vérification à réaliser ( Deq = Di + eh ) a) Ouvertures isolées Pour être considérée comme étant « ouverture isolée » il faut que Lb ≥ Ls =

Deq x eh et Lb =

d1 d + 2 + 2 Ls 2 2

Deqxeb

b) Ouvertures isolées renforcées dans le cas où di/Di < 0,8 - Par augmentation de l’épaisseur des tubes (f-

p ) Af ≥ p . Ap 2

Af = aire effective de la section droite constituant effectivement au renforcement ( Afb + Afs ) Ap = aire soumise à pression ( mm² ) f = contrainte de calcul ( N/mm² ) p = pression de calcul ( N/mm² ) - Renforcement au moyen de plaques de renfort ( Fig. 1-44 B ) Largeur de la plaque Lpl ≤ Ls ( voir § 3.3.1 – 5 – b ) Epaisseur epl ≤ eas ( fs -

p ) ( Afs + Afp ) ≥ p . Ap 2

Afp = aire de la section droite de la plaque contribuant au renforcement Afs = aire de la section droite de l’enveloppe Si fpl < fs la condition suivante doit être satisfaite ( fs -

p p p ) Afs + ( fb ) Afb + ( fpl ) Afp ≥ p . Ap 2 2 2

Cas des tubulures obliques à des enveloppes cylindriques ( Fig. 1-44 C ) Les équations précédentes sont applicables en utilisant Aps et Apb pour les sections dans lesquelles Aps est calculée avec d = dib/cos ϕ. dib² × tan gϕ L’aire Apb doit être augmentée de l’aire additionnelle Apbϕ, avec Apbϕ = 2 Voir la norme EN 13480-3. c) Ouvertures isolées pour lequel 0,8 < d/D ≤ 1 Les équations vues précédemment sont applicables en tenant compte que les ouvertures d/D > 0,8 ne sont pas permises dans le domaine du fluage du matériau choisi. d) Application numérique Nous reprenons l'application que nous avions traitée précédemment pour l'ASME Epaisseur du collecteur hors tolérance et surépaisseur de corrosion = 4,55 mm => Deq = de - eh = 323,9 – 4,55 = 319,35 mm et deq = 168,3 – 2,94 = 165,36 mm -

di 0,14 319,35 x 4,55 = 5,34 mm => ce n'est pas le cas, donc la vérification doit être réalisée. di = 168,3 – 2 x 2,94 = 162,42 mm ; Di = 323,9 – 2 x 4,55 = 314,8 mm et di/Di = 0,516 < 0,8 Ls =

319,35 x 4,55 = 38 mm et

Lb =

165,36 x 2,94 = 22 mm

Af = ( 38 + 2,94 ) 4,55 + ( 22 x 2,94 ) = 251 mm²

162,42  162,42   314,8 x(22 + 4,55) +  x(22 + 2,94 + = 18864,13 mm² 2   2   2

Ap = 

f = 103,4 N/mm² = contrainte de calcul et p = 2 N/mm² - Réalisons la vérification sans anneau renfort

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( f – p/2 ) Af p . Ap => ( 103,4 – 2/2 ) 251 2 x 18864,13 . Il faudra un anneau renfort Adaptons lp = 38 mm et ep = 5 mm l'anneau renfort est de même qualité que les tubes Apl = 38 x 5 = 1900 mm² => soit Af = 251 + 190 = 441 mm² et le calcul avec anneau renfort donnera : ( 103,4 – 2/2 ) 441 37728,3 L'anneau renfort est accepté.

3.3.2. SOUDAGE DES TUYAUTERIES METALLIQUES 1. Soudures bout à bout (butt welds)

La Fig 1-50 b montre les types de chanfreins les plus utilisés. Les génératrices internes des tubes doivent être alignées au mieux. Lorsque le désacostage interne dépasse 2mm environ, il est fortement conseillé de délarder le tube dont la paroi pénètre le plus vers l'intérieur. Toutefois, ce délardage ne peut conduire à une épaisseur inférieure au minimum exigé par le code. De plus, l'angle de transmission entre ce délartage et la paroi interne d'origine ne peut dépasser 30°. Généralement on adopte L = 4 x la différence. Remarque : Lors du soudage des tuyauteries ( inox ) ayant véhiculé de l'acide nitrique par exemple, il faut veiller à délarder l'intérieur des tubes sur au moins 20 mm afin d'éliminer la contamination et ce, afin d'obtenir une soudure de qualité " radio ". Pour des tubes d'épaisseur différentes, il faut procéder à un délardage extérieur sur une longueur L = 4 x la différence d'épaisseur. 2. Soudure par emboîtement (socket welds) Lors de l'insertion du tube dans son emboîtement, il y a lieu de veiller à ménager un jeu de +/- 2 mm entre l'extrémité du tube et le fond de l'emboîtement. La différence entre le diamètre externe du tube inséré ne peut excéder 2 mm. Ce type de soudure est à éviter, si la tuyauterie doit être contrôlée aux rayons X. em = épaisseur minimale définie par la relation donnée au § 3.2.1. cx 1,25 x em, mais jamais inférieure à 3,2 mm.

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3. Soudure d’angle (Fillet welds) Les soudures d'angle ( sont inclues celles par emboîtement ) peuvent présenter un profil variant du convexe au concave. Les détails typiques des soudures d'angle sont donnés à la FIG 1-51. Dans ce type de soudure, il y a lieu de veiller à obtenir une pénétration satisfaisante à la racine de la soudure. 4. Soudure d’étanchéité Lorsqu’une soudure d’étanchéité est réalisée sur un assemblage fileté, les filets seront entièrement recouverts par cette soudure.

5. Soudure de piquage

3.3.3 ACCESSOIRES DE RACCORDEMENT NORMALISES

1. Généralités ( Fig 1-54 ) Mis à part les tubes et les brides d'assemblage, d'autres accessoires sont nécessaires à la réalisation d'une tuyauterie. La normalisation de ces accessoires porte surtout sur : - Les coudes ( ou courbes ) Fig 1-54 a, appelés également Elbows dans les normes BSI ou ASME et Bogen dans les normes DIN par exemples. - Les réductions concentriques et excentriques Fig 1-54 d & e - Les tés égaux ou réduits Fig 1-54 b - Les fonds bombés ( caps ) Fig 1-54 c - Les accessoires à souder en bout, réalisés d'une seule pièce ou en plusieurs parties assemblées en préparation Fig 1-55. - Les accessoires à visser Fig 1-56

57

2. Manchons de raccords soudés (Fig 1-55 )

Ils sont généralement utilisés pour tuyaux jusque dn 50, mais peuvent être fabriqués jusque dn 100. Ils sont du type à emboîtement (socket). On trouve généralement les séries 3000lbs et 6000lbs. Notons que les demi-manchons sont utilisés pour le branchement de petites conduites sur les collecteurs (pour tubes de dimensions voir le catalogue Trouvay & Cauvin. 3. Raccords vissés (Fig 1-56 ) Leur emploi est limité à des dn ≤ 50mm. Filetage Brigg (NPT), utilisés en grande majorité en ac. forgé. Ces raccords sont tolérés sur les conduites « service » (eau, air). Série 3000 et 6000lbs.

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4. Accessoires pour soudage bout-à-bout Les coudes tés et réductions à souder sont fabriqués à partir d'ébauches tubulaires de nuances analogues à celles des tubes auxquels ces accessoires sont assemblés. Ils font tous l'objet de normes. a) Pour les coudes 90° - 180° et 45° Fig 1-54 a et annexes -Suivant DIN : din 2605 : rayons normaux 1.5 de (∅ ext tuyau) coude 3D din 2606 : rayons longs 2.5 de (∅ ext tuyau) coude 5D Utilisés uniquement pour les tuyauteries soumises à haute température (diminution des contraintes). Pour les grands diamètres il existe également des coudes à segments (tranches de melon). Ils peuvent être avantageux à partir de dn 450 à condition que les épaisseurs de tôles soient minces (prix élevé des soudures), mais attention aux pertes de charge et au calcul de l’épaisseur des tranches (codes ANSI B31-3 et EN 13480 ).

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Calcul St EN 13480

- Cintres et coudes ( Fig 1-58 a ) L'épaisseur est calculée à partir de l'équation des tubes droits ( voir § 3.2.1 ) ou e = épaisseur minimale requise hors tolérance et surépaisseur de corrosion.

 ( R1 / de) − 0,25    ( R1 / de) − 05 

A l'intrados l'épaisseur minimale eint = e  A l'extrados

"

"

 ( R1 / de) + 0,25    ( R1 / de) + 0,5 

eext = e 

- Coudes à sections ( hors fluage ) Fig 1-58 b Attention, la pression de calcul doit être 20 barg Eviter d'utiliser ces coudes dans des conditions de température et pression élevées. Le rayon effectif d'un coude à sections R1 =

la de + avec la donnée en fonction de e ( hors tan θ 2

tolérance et surépaisseur de corrosion ) e 13 mm => la = 25 mm 13 e < 22 mm => la = 2 . e e 22 mm => la = 2/3 e + 30 - Courbes à sections multiples Fig 1-58 b pmax est la plus faible valeur calculée à partir des équations suivantes : pmax =

 2 . f .z . e  e  dm  e + 0,643 tan θ 0,5.dm.e 

ou pmax =

2 . f .z .e  R1 − 0,5 dm   pour autant que  dm  R1 − 0, 25 dm 

- Coude à 1 onglet avec Si

> 22°30' : pmax =

avec

< 22°30'

< 22°30' : voir ci-dessus

 2 . f .z . e  e  dm  e + 1,25 tan θ 0,5.dm.e 

- Longueur M minimum des bouts de tubes

M = max 2,5 0,5.dm.e et ( R1 – dm/2 ) tan

dm = de - e

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Calcul Suivant ANSI B31-3 Coudes long-rayon à 90° +/- 1.5 de ANSI B16-9 Coudes court-rayon à 90° +/- 1 de ANSI B16-28 Calcul des courbes et coudes à segments e=

p . de = mm avec w = coefficient de joint suivant le tableau ci-dessous : 2( S . E .w / k ) + p . y

N.B.: Pour les autres groupes d'acier voir norme ASME B31-3 k (intrados) =

4( R1 / de) − 1 et 4( R1 / de) − 2

k (extrados) =

4( R1 / de) + 1 4( R1 / de) + 2

Remarque : Une vieille pratique dictait d'adopter l'épaisseur supérieure à l'épaisseur du tube afin de tenir compte de la courbure, mais c'est une solution trop conservatrice. - Coudes à sections multiples ( 22°30' ) La pression intérieure maximale pmax est la plus faible des valeurs calculées à partir des équations suivantes :

 S .E .w .e  e  ou pmax = S .E .w e  R1 − r2  e + 0,643 tan θ r e  r2 r2  R1 − 0,5 r2 2    S .E . w.e  e  - Coudes à un onglet ( 22°30) : pmax =  e + 1,25 tan θ r .e  r2 2   pmax =

  

b) Réductions ( changement de diamètre ) Fig 1-55 d & e On trouve des réductions concentriques Form K suivant DIN 2616 ou suivant ANSI B16-9 et excentriques Form E suivant DIN 2616 ou suivant B16-9. Les réductions excentriques se placent : - Avec la génératrice circulaire inférieure dans le prolongement du tube afin de permettre un drainage complet. - Avec la génératrice circulaire supérieure dans le prolongement du tube pour éviter les poches d'air => purges de désaération. Leur emploi est à limiter, en raison des pertes de charge et du temps nécessaire pour se les procurer. L'épaisseur peut être vérifiée, selon la norme utilisée, en adoptant la formule des parois coniques. c) Tés égaux et tés réduits Fig 1-55 b Ce sont les accessoires les plus utilisés pour les dérivations. Ils existent aux standard DIN 2615 et ANSI B16-9. Pour cause de délais importants d'approvisionnement, il faut éviter de placer des tés réduits, pourtant ils sont avantageux car ils évitent l'emploi d'une réduction et d'une soudure supplémentaire. d) Caps ou calottes Fig 1-55 c Ils permettent l'obturation en bout de ligne, ils sont disponibles suivant les normes ANSI B16-9 et DIN 2617. Toutefois, s'il existe une possibilité de continuer la ligne, il faut préférer le placement d'une bride + plateau plein ou une vanne si l'on ne peut arrêter le " process " . Le calcul est celui des calottes sphériques suvant ASME B31-1 ou 3 et EN 13480-3.

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e) Piquages ( Fig 1-59 ) Pour les branchements ½" (dn 15), sur un collecteur de grand diamètre, celui-ci peut être réalisé : - Par piquage simple : Fig 1-59 a. Ce procédé convient à toutes les tuyauteries à pression et température modérée. C’est le plus rapide et le moins onéreux, mais il est le plus fragile (série Pn10 maximum). Un « truc » pour le piquage des tubulures est de placer un bout de tube de +/- 150mm en Sch 40 ou supérieur soudé sur le collecteur et de continuer la conduite suivant l’épaisseur prévue. En effet, la surépaisseur du bout de tube entre dans le renforcement du piquage (rappel : paragraphe 3.3.1).

- Par piquage avec renfort (fig 1-59 b calculé suivant ANSI B31-1 ou 3 ou EN 13480, si les conditions de travail l’exigent (rappel voir paragraphe 3.3.1). - Par weldolets (fig 1-59 c ). D’emploi facile, d’encombrement radial réduit, assurant une très bonne répartition des contraintes. Les weldobets ( raccords de dérivation renforcés ) se font en tous diamètres pour branchements égaux ou réduits, avec embouts à souder (WN = Welding Neck) et aussi pour des dn ≤ 10’’en socket welding. (éviter les filetages). A utiliser pour tuyauteries soumises à pression et température , mais leurs prix sont très élevés.. f) Remarques : Le choix du procédé à utiliser dépendra du prix de revient, des conditions de travail, de l’emplacement du branchement et souvent des facilités d’approvisionnement de ces accessoires. 5. Assemblages par brides (flanges) C’est le cas le plus fréquent dans l’industrie chimique pour dn ≥1/2’’. Plusieurs types existent en différents standards. Nous utilisons en Belgique principalement les DIN mais parfois les ASA (vannes automatiques, unités de production made in USA ). A noter que les trous pour boulons sont toujours placés hors axes. Caractéristiques : forme, série (Pn 10 à Pn 160 par exemple pour les normes DIN et 150Lbs à 2500 Lbs pour les normes ASTM). La série ou classe définit les limites d’utilisation en fonction de la pression et de la température. Des abaques ou tableaux ont été établis permettant pour une pression, une température et un acier déterminé de fixer la série à utiliser (Normes DIN et ASTM). a) Série ou classe de pression européenne : Les valeurs des pressions nominales adoptées en Europe résultent d’une série géométrique de raison

3 4 = 1.5874 et s’établissent comme suit :

1 1.6 2.5 4 6.4 10 10 16 25 40 64 100 100 160 250 400 640 1000 (ex : 1.5874² ≈ 2.5; 1.5874³ ≈ 4; ...) La pression nominale se désigne par le symbole PN suivi de sa valeur (ex PN16; PN100...). Ces pressions nominales admissibles (barg) pour des températures de -10 à 120°C. Pour des températures plus élevées

62

, la pression admissible décroît comme indiqué au tableau Fig 1-60. Cette décroissance est fonction de la qualité de l’acier utilisé. Les températures pour lesquelles il n’est pas indiqué de valeur de pression et située à droite du tableau indique que la qualité de l’acier correspondante ne peut-être utilisée.

Exemple : une bride PN40 (acier 15MO3) peut, à 350°C, travailler à une pression maximale admissible de 31 barg. Remarque : Correspondance des matériaux pour brides ( Fig 1-61 )

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b) Série ou classe de pression américaine : Il existe dans la standardisation américaine les classes de pression (Pressure ratings) suivantes 150, 300, 400, 600, 900, 1500, 2500 Lbs. Ici également, la pression de service admissible décroît avec la température. Décroissance toujours liée au type de matériau. Nous donnons à la fig 1-63 un graphique tiré de l’ASA et relatifs à ces classes de pression pour brides et accessoires. (Fittings) avec brides en acier. c) Types de brides - Brides à talon ( Welding Neck => WN ) Fig 1-64 Ces brides sont utilisées pour des diamètres nominaux ≥ dn 15. Elles sont résistantes et faciles à mettre en œ uvre (une seule soudure pouvant être radiographiée). Elles conviennent à tous les services, mêmes les plus exigeants. L’épaisseur du collet correspond à l’épaisseur du tube (iso ou schedule). e = épaisseur conforme à celle du tube, aussi bien pour la norme DIN que la norme ASME ( ASA ). Toutefois, une légère différence peut être si les conditions de calcul le permettent. Dans chaque cas, il y a lieu de prévoir un délardage de la plus grande épaisseur Soit : L = 4 x ( emax – etube ).

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- Brides enfilées ( Slip-ON => SO ) Fig 1-65

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Ces brides ( Fig 1-65 ) sont également utilisées pour des dn 15. Deux cordons sont normalement nécessaires ( éviter ces brides en cas de radiographie ). Elles sont peu coûteuses principalement pour l'inox par rapport au WN. Il est établi, pratiquement, que dans l'ensemble, le prix des brides SO et WN mises en place sont équivalentes, surtout pour les brides coulées en ac. Carbone. Elles conviennent surtout pour des services modérés ( max = PN 10 ). - Brides Socket-Welding ( SW ) Fig 1-66 Ces brides sont utilisées pour des dn 50 et généralement dans le cadre de pression élevée. Difficultés de réaliser un contrôle RX de la soudure.

- Brides tournantes ( folles ou Lap-Joint => LJ ) Fig 1-67

Elles ont utilisées avec embout à souder à l’extrémité du tuyau ( il n’y a pas nécessité de repérage des trous de boulons ) de préférence avec des tuyaux en alliage non-ferreux ou en plastique. Il est donc possible d’employer des embouts en matériau de haute qualité tout en conservant des brides en acier carbone, par exemple, qui sont moins onéreuses. Ces brides sont toujours réalisées à face plate. Remarque: pour la jonction des tuyauteries en aluminium, avec ce type de brides, il y a lieu de les prévoir en inox afin d’éviter la corrosion électrolytique. Brides pleines Appelées également " Plateau plein ", sont utilisées en bout de ligne ou pour fermer un orifice. Brides à orifices Appelées également brides à diaphragme et utilisées pour prises de mesure de débit ou de limitation de débit. d) Usinage des faces de joint des brides énéralement utilisées sur la fonte et métaux non ferreux. Suivant normes 2526 : FORM A => face brute

160 = 1 triangle

FORM B => face usinée

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- Face surélevée ( Raised face => RF )

Finitions LISSE => Fig 1-71 a pour joints plats ou spiralés. GLACEE => ( cold water finish ) Fig 1-71 b Pour joint metal sous metal. RAINURES CONCENTRIQUES ( concentric serrated ) Fig 1-71 c RAINURES SPIRALEES A FOND ARRONDI ( stock finish ) Fig 1-71 d & e .

Avec ces trios dernières faces, on utilise des joints de type variable selon les conditions de travail imposées: Joints plats, joints métalloplastiques, joints spiralés, etc … . Face RTJ ( ring type joint ) utilisée pour des conditions de travail très dures, avec joints

métalliques toriques Fig 1-72 a Emboîtement mâle et femelle ou simple emboîtement ( Fig 1-72 c ) Double emboîtement mâle et femelle EDM et EDF ou " tongue and groove " ( T & G ) ( Fig 1-72 b ). Les emboîtements permettent d'utiliser et de maintenir convenablement des joints en fibres végétales ou métalloplastiques de faible largeur. Cette finition sera toujours utilisée sur les conduites d'ammoniaque liquide ou de vapeur HP par exemples. e) Indications sur plans - Brides suivant DIN: Brides ( SO ) Dn 50 PN 10 DIN 2576 RF - AISI 304 ou encore Plateau plein ( BF ) Dn 50 PN 10 DIN 2527 RF - St 37-2 - Brides suivant ASA: Brides ( SW ) Dn 3’’ ASA 600 Lbs RF A181 G1 f) Dimensions normalisées des brides à souder suivant DIN et ASA ( ANSI B16-5 ) Nous donnons, dans les annexes de cet ouvrage, quelques tableaux de dimensions des brides suivant les normes DIN et ASA. pour les autres types de brides, il y a lieu de consulter les normes officielles ou divers catalogues de fournisseurs. g) Remarque : dans le cas des brides à emboîtement, la bride femelle sera toujours placée en aval, sauf au raccordement des appareils et de la robinetterie, ceux-ci étant toujours fournis avec des brides à emboîtements femelles afin de ne pas avoir de parties saillantes qui pourraient engendrer des détériorations par chocs. h) Protection anti-fuites: Dans le cas où la tuyauterie véhicule un fluide dangereux ( ex. HNO3, H2SO4,,....), il est recommande de protéger le personnel en plaçant des protections aux brides ( ALU ou INOX ) en cas ou le joint perdrait son étanchéité. ( FIG 1-74 ).

3.4 CERTIFICATION PAR ESSAI DES MATERIAUX ( DIN 50049 ) Les différentes certifications possibles sur les essais des matériaux sont réalisées suivant la norme DIN 50049 ( par exemple ) dont nous donnons un extrait ci-après. Il faut toutefois signaler que l’ampleur des essais requis pour les matériaux peut exercer une influence considérable sur les coûts de

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production et de contrôle, ainsi que sur les délais de livraison. Il convient donc d’éviter toutes exigences excessives.

Fig 1-74

3.4.1 DOMAINE DE VALIDITE

Cette norme s’applique aux certifications délivrées à la suite d’essais réalisés notamment sur les matériaux, les pièces et les composants. Elle ne contient aucune définition des méthodes d’essais à appliquer, ni la teneur de ces contrôles. Ceux-ci sont définis dans les normes de livraison correspondantes ou doivent être spécifiées à la commande. Ce type de certification doit être précisé à la commande. Les certifications satisfaisant à cette norme servent à attester la qualité d’un produit. Elles supposent les conditions suivantes: - Le responsable chargé de délivrer l’attestation est capable, de par sa formation et son expérience professionnelle, d’analyser les résultats de l’essai en vue des spécifications définies à la commande. - Les équipements et appareillages de contrôle utilisés pour l’essai satisfont aux normes applicables. - La date de la dernière vérification des machines d’essais des matériaux par un organisme agréé correspond aux définitions de la norme DIN 51300.

3-4-2 CERTIFICATION PAR ESSAIS DES MATERIAUX PAR L’USINE DE PRODUCTION

a) Attestation de conformité : L’usine de production atteste sous forme d’un texte, sans faire mention expresse des résultats d’essai, que la livraison correspond aux spécifications de la commande. b) Rapport de contrôle : L’usine de production atteste que les résultats obtenus à partir des contrôles permanents sur les produits de même matériau et de même fabrication, que la livraison correspond aux spécifications de la commande. c) Certificat de contrôle usine : L’usine de production atteste par des résultats obtenus à partir d’essais effectués sur la livraison même ou à partir d’unités prévues dans les normes, dont fait partie la livraison, que celle-ci correspond aux spécifications de la commande.

3.4.3 CERTIFICATION PAR ESSAIS DES MATERIAUX, DELIVREE PAR DES EXPERTS INDEPENDANTS DE LA FABRICATION DANS L’USINE DE PRODUCTION

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a) Certificat de réception : Dans celui-ci, les experts indépendants attestent par des résultats obtenus à partir d’essais effectués sur la livraison même ou sur des unités prévues dans les normes, prescriptions réglementaires ou clauses techniques de livraison, dont fait partie la livraison, que cette dernière correspond aux spécifications de la commande. On distingue les 3 cas suivants: - Certificat de réception A : Selon réglementations officielles et règlements techniques correspondants, attesté par un expert désigné dans les réglementations officielles. - Certificat de réception B : Selon les clauses de livraison du donneur d’ordre ou, si cela est prévu, selon les réglementations officielles ou des règles techniques correspondantes, attesté par un expert désigné par l’usine. les essais nécessaires doivent être effectués par un organisme agréé. - Certificat de réception C : Selon les clauses de livraison du donneur d’ordre, attesté par un expert désigné par le donneur d’ordre ( ex. CNDM usine ). b) Rapport de contrôle de réception : Les certificats de réception A & C qui, en raison d’une classification particulière, sont attestés par un expert nommé dans la réglementation officielle et les règles techniques correspondantes ( pour le certificat de réception A ) ou un expert désigné par le donneur d’ordre ( pour le certificat de réception C ) ainsi que par un expert usine supplémentaire, prennent le qualificatif de ‘’ PV DE RECEPTION ‘’. On différencie: Rapport de contrôle de réception A, correspondant au certificat de réception A. Rapport de contrôle de réception C, correspondant au certificat de réception C. Les références du tableau FIG 1-75 s’appliquent aux certificats sur les essais des matériaux.

3.5 JOINTS D'ETANCHEITE POUR TUYAUTERIES 3.5.1 BUT PRINCIPAL DES JOINTS

C'est d'assurer une étanchéité statique entre deux brides fixes d'une tuyauterie renfermant un fluide quelconque, sous pression ou non, en réalisant une barrière physique bloquant tout chemin de fuite potentiel. Pour y arriver, le joint doit pouvoir être introduit et remplir toutes les irrégularités du plan de joint à étancher tout en étant suffisamment élastique pour résister à l'extrusion et au fluage dans les conditions de service normales. L'étanchéité étant réalisée par l'action d'un effort sur la surface du joint, c'est donc la combinaison de la pression de contact entre joint et brides , ainsi que la densification du matériau composant le joint, qui évite que le fluide présent ne puisse s'échapper de l'assemblage.

3.5.2 PRINCIPE

L'assemblage brides-joint est soumis à une compression entre les faces de brides, généralement appliquée par les boulons en charge. Afin d'assurer l'étanchéité en service, la pression doit demeurer suffisamment élevée sur la surface du joint pour éviter les fuites. Dans les conditions de service normales, la compression effective sur le joint sera diminuée par la pression interne tendant à séparer les brides. En

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outre, le joint sera soumis à un effort latéral appliqué par la pression interne du fluide tendant à extruder ( rupture ) le joint. Il faudra qu'il existe un certain frottement entre la face des brides et le joint. Il est généralement recommandé d'appliquer un facteur à 2 entre la compression initiale et celle exigée pour maintenir l'étanchéité.

3.5.3 CHOIX DU JOINT

Il existe plusieurs catégories de joints, employés suivant la pression, la température, l’agressivité et la viscosité du fluide véhiculé dans la tuyauterie. Les principaux joints sont : - A base de fibres sans amiante : - Fibre aramide - ‘’ de verre - Laine minérale - A base de fibres de carbone - A base de caoutchouc - Métalloplastiques - Métalliques Chaque matière peut avoir différents modes d’exécution tels que joints plats, ondulés, rainurés, à enveloppe, à incrustations, à enrobage, joints annulaires. Le choix du joint dépend des facteurs suivants: a) Dimensions de la surface d’appui b) Pression ou vide dans la tuyauterie c) Température du fluide d) Nature, agressivité ou viscosité du fluide e) Serrage permis dans l’assemblage f) Mode de finition de la surface d’appui ( lisse, rainuré, encoches, .... ) g) Certains problèmes spéciaux dus à des cycles thermiques, vibrations, risques de contamination du fluide. Plusieurs types de joints peuvent convenir pour un cas déterminé; le choix final dépendra du coût, de la durée de service, de l’expérience acquise avec d’autres joints semblables, de la facilité de remplacement. Attention, les propriétés de l'étanchéité et la performance réalisée varient d'un fabricant à l'autre. En outre, ne pas oublier d'enlever correctement le vernis de protection des brides protégeant la face de pose des brides et cela sans griffer cette surface. N'utilisez que des joints de bonnes qualités, en provenance d'un fabricant réputé et agréé, car le coût d'immobilisation d'une installation est très important, sans compter la sécurité.

3.5.4 CHOIX DES MATERIAUX

1. Caoutchouc naturel ( gomme ): Forme la matière de base d’un important groupe de compositions caractérisées par une très bonne résistance à l’allongement et à l’usure ( ne résiste pas aux huiles minérales ). Utilisés surtout pour l’eau froide et chaude, les huiles végétales, certains acides dilués. 2. Néoprène ( caoutchouc synthétique ): Résistant aux huiles minérales et graisses, acides dilués et solutions alcalines. Ne se dégrade pas sous l’action du soleil, ni aux conditions atmosphériques. Températures de - 40 à + 120°C. 3. Liège ( joints plats ): Coût peu élevé et adaptable aux surfaces imparfaitement planes, mais s’effrite très facilement. A cet effet, il vaut mieux employer le liège avec feuilles de textile intercalées. Température jusque 70°C. Résiste bien aux huiles et dissolvants, mais est attaqué par l’acide et un séjour prolongé dans l’eau. 4. Alliage Liège-Caoutchouc ( joints plats ): Composition d’élastomer ( caoutchouc synthétique ) et de liège granulé. Le caoutchouc contribue à la flexibilité et de ce fait à l’étanchéité de même qu’il permet un serrage plus important. Température de -30 à + 150°C. Employé surtout pour les huiles, l’eau, etc. 5.Amiante : Produit minéral, était à la base de plusieurs compositions pour la fabrication de joints

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dont la forme qui était la plus employée était le silicate de magnésie hydraté. Il résistait très bien à la chaleur. La législation actuelle interdit l’utilisation de l’amiante dans les joints ( et autres pièces ). Remarque :Lorsqu'il s'est agit de remplacer l'amiante dans els joints d'étanchéité statique, dit AEC, la première idée est de s'orienter vers les fibres de substitution à base d'aramide ou de silicates, fibres disponibles sur le marché. Dès le début des années 1990, il est apparu que ces nouveaux matériaux sans amiante avaient des performances inférieures à celles des AEC, à tel point que lors d'essais réalisés en laboratoire, des joints à base d'aramide ont été détruits sous l'effet combiné de la contrainte et de la température. Les conditions fixées pour le remplacement de l'AEC étant l'universalité et la tolérance vis-à-vis des conditions de mise en œ uvre sur site, nous pouvons affirmer que ce remplacement ne peut pas se faire par un seul et unique matériau. 6.Fibres sans amiante : a) Fibre aramide ( organique ) : Bonne stabilité dimensionnelle sans être cassante, très coûteuse, difficile à mettre en oeuvre si l’on souhaite un pourcentage élevé dans le joint. Température max: 400°C ( 180°C pour la vapeur ), pression max. 100 barg , mais jamais les deux en même temps. Employée pour la vapeur, air, huiles, gaz et eau. b) Fibre de verre ( anorganique ) : Résistance à la traction élevée bien que pouvant être cassante. Coût inférieur à la fibre aramide. Difficile à lier au caoutchouc. Possibilité d’obtenir un pourcentage de fibres plus élevé dans le produit fini qu’avec les fibres aramides. Température max. 430°C ( 230°C pour la vapeur ), pression max. 100 barg ( jamais les deux en même temps ). Employée pour vapeur, air, huiles, gaz, eau potable, .... ) c) Fibre de carbone : Température max. 450°C ( 290°C pour la vapeur), pression max. 130°C ( jamais les deux en même temps ). Employée pour vapeur, huiles, produits chimiques,..... ) 7. Graphite flexible laminé : Composé de 99,9% de carbone, possède une structure moléculaire expansée par un traitement à haute température. Par calandage en plusieurs étapes, on obtient des feuilles minces ( ≤ 1 mm ) de graphite flexible sans ajout de liant, suivi d’un laminage en feuilles plus épaisses avec ou sans insertion métallique ou insertion dans des joints spiralés ( agent de remplissage ). Insertion d’acier inoxydable ( AISI 316 ) ou d’aluminium. Ces joints offrent une compressibilité élevée avec une excellente résistance au fluage et aux agents chimiques ( sauf fluides chimiques hautement oxydants, métaux alcalins fondus, .... ). Ils ne vieillissent pas et résistent à des pressions max de 500 barg et des températures jusque + 500°C en atmosphère oxydante ( 400°C pour la vapeur ). Contrainte de serrage max. admissible = 150 N/mm² jusque 500°C. 8. Carton et papier : Souvent employés avec un imprégnant, huiles, benzol, ou autres.Température jusqu’à 120°C. le prix coutant en fait un joint bon marché, employé surtout en construction mécanique ( réducteur, boîte de vitesse, .... ) et petites conduites de produits pétroliers.

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9. Matières plastiques : La matière la plus employée est le polytétrafluoréthylène, mieux connu sous les abréviations PTFE. Grande inertie chimique et résistant à des températures < à 180°C ( en fonction de la pression ). Grande résistance à la corrosion et à l’humidité, souvent utilisé comme isolant électrique. Généralement utilisé dans l’industrie chimique et alimentaire en vertu de ses propriétés: pas d’odeur ni de goût et non contaminable. 10. Joints métalloplastiques : Joint comprenant une mince feuille d’acier recouvrant un matériau de remplissage à base de fibres sans amiante, ou de graphite. L’enveloppe peut soit recouvrir entièrement le noyau, soit être ouverte du côté éloigné de l’application de serrage. Emploi divers: eau chaude, hydrocarbures, solutions alcalines, vapeur, etc ...... 11. Métal rainuré Peut être exécuté en divers métaux et adapté aux surfaces non circulaires. Les rainures concentriques tendent à augmenter la tension d'appui et les espaces intermédiaires peuvent être complétés par des cordes en fibre de carbone, par exemple. Emplois : joints de portes et de trou d'homme pour chaudières et réservoirs à basse ou moyenne pression. 12. Joint spiralé: Le principal avantage de ce joint réside dans le fait que la tension d’appui peut être réglée pendant que le joint est sous pression et ainsi les variations thermiques, les vibrations, etc. peuvent être reprises sans trop de difficultés. Ce joint est composé d’une matière de remplissage ( fibre sans amiante ) contenue entre une série de spirales métalliques en fonction du remplissage. Parfois, on renforce le degré de compression permis en retenant la spirale soit par un anneau extérieur ( anneau de centrage ),soit par un anneau intérieur ( anneau renfort ) ou encore intérieur et extérieur ( ex: pour l’NH3 liquide ). Il faut également tenir compte de la variation de l’épaisseur avec la compression. Epaisseur nominale Epaisseur comprimée 3,2 mm 2,4 mm 4,5 3,2 à 3,4 6,4 4,6 à 4,8 Emploi: vapeur à haute pression et température, eau alimentaire, NH3 liquide, air chaud, gaz, etc température jusque 550°C. 13 Joints métalliques : De formes diverses, mais les plus courantes sont : le rond, l'ovale et l'orthogonale. Les métaux les plus employés dans l'industrie chimique sont : l'acier, l'inoxydable, le monel , le titane. La tension de serrage est toujours très élevée en comparaison avec d'autres types de joint et,

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de ce fait, on tend à localiser la charge sur une faible surface de contact. Dans le cas du joint lenticulaires, le contact est quasi ponctuel. Emploi : vapeur, eau, UREE, … . A très hautes pression et température . Remarque : - Il existe évidemment, dans la pratique d'autres types de joints. Nous n'avons fait que reprendre les plus importants. En cas de nécessité, il y a toujours lieu de prendre contact avec une firme spécialisée ( S.A KLINGER-MARCHAL Bruxelles par exemple ) En annexe, le lecteur trouvera quelques tableaux de dimensionnement des joints suivant DIN ou EN 1514. 14. Remarque : Il faut noter que les fournisseurs, conscients des limites des fibres de substitution à l'amiante (AEC), assujettissent leurs documentations techniques de courbes pression (température, fonction de l'épaisseur du joint et parfois du fluide véhiculé), ce qui est bien loin de l'universalité d'emploi recherchée!

3.5.5 PRINCIPALES NORMES DES JOINTS 1. Normes DIN :

DIN 2505/90 : Calculs des raccordements à brides DIN 2690/66 : Joints plats pour brides à portée d'étanchéité plate PN1 à 40 bar Fig 1-83 DIN 2691/71 : Joints plats pour brides à emboîtement simple PN 10 à PN 160 Fig 1-84a DIN 2692/66 : Joints plats pour brides à emboîtement double PN 10 à PN 100 Fig 1-84b. 2. Normes Nord-américaine ASME Ce sont des normes très utilisées en Europe, dans les industries chimiques et pétrochimiques. On trouve l'ASME ( ASA ) B16-20 : Joints métalliques, joints annulaires… ASME ( ASA ) B16-21 : Joints non métalliques ASME ( ASA ) B16-5 : Joints plats class 300 à 900 ASME ( ASA ) B16-47 : Joints spiralés 3. Normes européennes EN 1591-1 : Calculs des assemblages boulonnés à brides circulaires avec joint EN 1591-2 : idem – Valeurs des paramètres des joints EN 1514 1 à 7 : Dimensions des joints Ces normes peuvent être obtenues en français auprès de la NBN à Bruxelles. Remarques : Les normes DIN 2690 à 2692 ont été remplacées par la norme EN 1514 1 à 7 en apportant quelques modifications. Les dimensions pour

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DN 4, 6 , 8 et 175 ne sont plus normalisées et prend en compte les dimensions pour DN 60.

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DIN 2690 dont les dimensions sont en partie modifiées pour PN 2,5, 6 et 40 et ne sont plus définies que jusqu'à DN 600 et pour PN 10, 16 et 25 jusque DN 2000. - Les joints plats avec trou pour vis sont pris en compte - Les matériaux ne sont donnés qu'à titre indicatif. - Les diverses exécutions des joints plats sont décrites. - Pour les joints plats à emboîtement mâle/femelle selon DIN 2691 et à épaulement suivant DIN 2692, les dimensions ne sont plus définies que pour PN 10 et PN 40, pour les diamètres DN 10 à DN 1000 ( mais jusque DN 600 pour PN 40 ), les dimensions ont été en partie modifiées. Attention donc, surtout en présence d'anciens assemblages. Nous donnons, en annexe, quelques tableaux de dimensionnement des joints courants. -

3.5.6 BASES DE CALCUL DES JOINTS PLATS

1. Données essentielles Pour commander un joint ou le calculer, il faut connaître les informations suivantes : - Résistance chimique et sa concentration ( ex : HNO3 60% => joints PTFE ). Il ya toujours lieu de consulter les tables de corrosion fournies par le fabricant de joints ( Kingérit, Angst+Pfister, … .. ). - Pression interne et la température d'étude - Condition physique ( Liquide ou gazeux ) - Dimensions du joint fonction du type de bride ( DIN, EN, ASA, … . ), le diamètre nominal et la pression nominale. - Le diamètre, le nombre et la qualité des boulons. 2. Calcul simplifié des joints plats ( pour les assemblages à brides ) La théorie qui suit est élémentaire et ne peut que permettre une prédétermination de l'épaisseur du joint, du couple et de la force de serrage des boulons ou encore la pression superficielle sur le joint. Pour obtenir des résultats plus complets ou plus affinés, le lecteur peut utiliser la norme EN 1591 ( 1 et 2 ) ou encore télécharger sur le site de Klinger le logiciel gratuit KLINGERexepert 5.2.1 ou plus récent, disponible en français. a) Epaisseur minimum d'un joint plat L'épaisseur est fonction de trois facteurs : - Profondeur de rugosité des portées de joint - Compressibilité des joints ( voir doc fabricants ) Par exemple et pour em = 2 mm d'un joint graphite, le coefficient de compressibilité kc varie de 30 à 45% Pour les joints à base de fibres de carbone, kc varie de 6 à 10 % et pour les joints à base de Mica, kc varie de 5 à 15% ( em = 1,6 mm ). - Pression superficielle exercée sur le joint ( Fig 1-94 ou calcul ). On notera que les joints plats em 0,5 mm sont surtout utilisés pour des surfaces rectifiées et des pressions 16 barg. Les joints plats em 3 mm sont uniquement destinés aux grosses brides d'appareils. Une relation tirée de l'ASME permet une prédétermination De la valeur de em : em =

2 x profondeur max imale de rugosité de la face dressée de la bride x 100 compressib ilité (% du matériau )

Note: cette formule suppose que les faces des brides sont parallèles Rugosité ( fini des brides ) FIG 1-88

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En principe, Rz = 2 x Ra, mais en pratique , on considère Rz = 4 x Ra Exemple: si Ra = 12,5 µm ( 12 ,5

) = ∇ on

prendra comme rugosité maximum 4 x 12,5. Si le coefficient de compressibilité = 8% ( donnée fournie par le fabricant )

em =

2 x (4 x 12,5) x 100 = 1250 µm = 1,25 mm soit une épaisseur de 1,5 mm 8

Les épaisseurs standards sont: 0,4 ; 0,5 ; 0,75 ; 1 ; 1,5 ; 2 et 3 mm. Une relation empirique simple permet d'obtenir un valeur indicative de em pour les joints plats normalisés. Soit em 0,1 di avec di = diamètre intérieur du joint ( mm ) Pour les matériaux composites renforcés de fibres, le résultat doit être arrondi au 0,5 mm supérieur et au 0,5 mm inférieur pour les joints en graphite. Par contre, pour les joints en élastomère, le résultat devra être multiplié par 2. b) Largeur approximative d'un joint plat Outre les joints normalisés dont la largeur est fixée en fonction du dn et du pn ainsi que du type d'assemblage des brides. - Pour des raisons de solidité, un joint de bride doit respecter un rapport b 5 x em mais peut être inférieure si em 1 mm. - En présence de fluides gazeux b 15 mm - Pour les joints en élastomère ou composites à bases de fibres b 5 x em ( en général ). - Pour les joints en PTFE b 20 x em - Pour les joints en graphite pur et à teneur en graphite b 10 x em La section d'un joint Aj =

π (de² − di ² ) = mm² avec de = diamètre extérieur du joint ( mm ) et di = 4

diamètre intérieur du joint ( mm ), en fonction des normes et en tenant compte des diamètres réellement comprimés. c) Pression superficielle Ps ( capacité d'étanchéité ) C'est le rapport entre les forces de serrage des boulons et la surface du joint réellement comprimée. Soit Ps =

n . Fs = N/mm² . Cette valeur est généralement imposée par le fabricant ou par les Aj

normes ( voir tableau Fig 1-94 ). Fs = force de serrage ( N ), lors du serrage, le boulon est soumis à une contrainte de traction à laquelle s'ajoute une contrainte de torsion due au couple de serrage dans le filetage. n = nombre de boulons d) Couple de serrage des boulons Ms

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Le couple de serrage dépend de la force de serrage ( Fs ) des boulons requises ou souhaitée, de la géométrie des boulons ainsi que du coefficient de frottement ( fg ). Soit Ms = ( Fs . d ) x Y. La fonction Y est fonction des conditions de frottement et de la géométrie du filetage ( filetage usuel ou pas fin ). Le tableau Fig 1-89 donne des valeurs indicatives de fg et Y. Il y a évidemment toujours lieu de choisir le coefficient de frottement inférieur, du fait que cela conduit à adopter la force de serrage la plus élevée. e) Force de serrage maximale Fsmax

Il y a toujours lieu de consulter la documentation ou le représentant du fabricant de joints. Néanmoins, le lecteur peut trouver deux tableaux donnant les valeurs Fsmax pour les boulons dits normaux

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et des boulons à tige amincie de qualité 8.8. Ces deux tableaux sont basés sur Fs combinée ( voir c) ) pour une utilisation à 90% de la limite apparente d'élasticité du matériau Re0,2.

En outre, Fsmax dépend des conditions de frottement et de la géométrie du filetage ainsi que de Re0,2 . Pour une même dimension des boulons et un même coefficient de frottement fg, Fsmax est déterminé en fonction du facteur de conversion basé sur le matériau de base de qualité 8.8 ( Fig 1-92 et 1-93 ) et pour une température maximale de 300 °C. Note : Pour les matériaux ASTM ou des températures plus importantes ( hors fluage ) adopter la limite élastique correspondante. Le calcul d'un joint doit donc respecter la condition suivante : Fs Fsmax f) Pressions superficielles, minimale ( Psmin ) et maximale ( Psmax ), au montage ( Fig 1-94 ) Selon le matériau du joint, la pression superficielle Ps ne doit varier que dans des limites très strictes. La pression superficielle minimale au montage Psmin doit être absolument atteinte afin que le joint puisse épouser les portées d'étanchéité de la bride et afin que les interstices intérieures du matériau du joint soient comblées, ce qui donnera une étanchéité optimale. La pression superficielle maximale au montage Psmax ne doit pas être dépassée sinon le matériau du joint sera endommagé. L'équation Psmin Ps Psmax devra donc être respectée.

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Les valeurs de Psmin et de Psmax correspondent à divers matériaux et sont données à titre indicatif dans le tableau Fig 1-94.

* Les tableaux de ce paragraphe sont tirés du catalogue " Joints plats " édité par la S.A Angst+Pfister sur le site www.angstpfister.com. En cas de doute, toujours consulter le fabricant du joint. Notons que Ps doit toujours être plus proche de Psmax que de Psmin afin d'obtenir un taux de fuite réduit et une plus grande sécurité de service. g) Pression superficielle, minimale Ps'min et Ps'max , en service Fig 1-94 Si la pression superficielle minimale au montage Psmin est atteinte, Ps'min en service est selon la théorie de l'étanchéité, proportionnelle à la pression intérieure soit : Ps'min = m . p ( voir Fig 1-94 pour la valeur de m ), et Ps'max est la pression superficielle maximale en service à laquellele joint n'est pas endommagé à la température de service ( ou d'études ). h) Ecartement des boulons Le code américain est muet à ce sujet. On peut imaginer qu'un intervalle trop important conduira à un serrage irrégulier, voir défectueux. La société Taylor Forge recommande la formule empirique suivante : lmax = 2 . d +

ep x 6 m j + 0,5

d = diamètre des boulons (mm) ep = épaisseur du plateau de la bride (mm)

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mj = facteur de joint = 2 pour les liquides et 4 pour les gaz llmax = distance max entre 2 boulons (mm) i) Exemples de calcul des joints plats Exemple 1 Un joint plat pour brides dn 300 Pn 16 ( dimensions de la portée de joint : de = 378 mm, di = 318 mm et em = 2mm ) en matériau composite renforcé de fibres ( type universal ) doit être monté de façon à ce que la pression superficielle au montage Ps min soit de 28 N/mm² et pour une t° d'étude = 100 °C. Les brides sont fixées au moyen de 16 boulons M24 au pas normal et de qualité 6.8. Ils sont lubrifiés avec du graphite. On demande de calculer le couple de serrage des boulons ( Ms ). Solution Surface d'étanchéité comprimée Aj = Fs =

3,14 ( 378² - 318² ) = 63501,7 mm² 4

Ps min . Aj 28 x 63501,7 = = 111128 N n 16

Coefficient de frottement total fg = 0,1 et Y = 0,142 ( tableau Fig 1-89 ) Ms = ( 111128 x 24 ) x 0,142 = 378724 mN Force de serrage maximale des boulons M24 de qualité 6.8 Le tableau Fig 1-92 nous donne un facteur de conversion de 0,75 et le tableau Fig 1-90 nous donne Fs = 176 KN pour fg = 0,1. Soit Fsmax = 176000 N x 0,75 = 132000 N => Fs < Fsmax Les boulons ne seront pas allongés excessivement. En sécurité, on peut utiliser des boulons 8.8, ce qui nous donnerait : 111128 N < 176000 N Exemple 2 Un assemblage par brides standards selon EN 1514-1 forme B ( dn 150 pn 40 ; t 200°C avec p = 30 barg; face usinée 160 ) est étanché au moyen d'un joint graphite pur avec insert en tôle lisse eps 1,6 mm. Les brides sont assemblées au moyen de 8 boulons M 24 en qualité 6.8 ( standad légèrement huilé ) vissés avec un coupe de seraage Ms = 200 mN. On demande de calculer la pression superficielle Ps sur le joint Solution de = 225 mm ; di = 169 mm soit Aj =

3,14 ( 225² - 169² ) = 17320 mm² 4

Ms 200.10³ = = 43860 N ; Y ( Fig 1-89 ) = 0,19 et fg = 0,14 Y . d 0,19 x 24 n . Fs 8 x 43860 = Ps = = 20,3 N/mm² Aj 17320 Fs =

Le tableau Fig 1-94 nous donne pour les joints en graphite pu avec un insert eps 1,6 mm => Psmin = 15 N/mm² ce qui est suffisant : 15 N/mm² < 20,3 < 120 N/mm² Et Ps'min = m . p = 2,5 x 3,0 N/mm² = 7,5 N/mm² < 15 Le joint est admis ainsi que le boulonnage.

3.5.7 MONTAGE DES JOINTS a) Surface des brides - Nettoyer soigneusement les portées - Réusiner les portées si présence de corrosion ou présence de stries transversales b) Parallélisme des brides Un manque de parallélisme est une cause fréquente de fuites c) Utiliser un joint neuf Condition indispensable, car un joint ayant déjà servi à perdu une partie de son pouvoir de reprise élastique.

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d) Largeur du joint - Au moins égal au double de l’épaisseur ( voir normes DIN ou ASA ) - Pour les fluides gazeux, la largeur minimum = 12 mm e) Epaisseur du joint - Dans la majorité des cas adopter 1,5 à 2 mm - Cette épaisseur pourra être d’autant plus mince que le fini de la portée est poussé f) Positionnement du joint Placer le joint exactement sur la portée des brides, sans pénétrer dans la tuyauterie. Dans le cas contraire,: - Augmentation de la perte de charge - Risque d’arrachement du joint - Risque d’attaque chimique dans l’âme du joint g) Montage ‘’ à sec ‘’ Eviter de graphiter ou graisser les joints, car cela: - Diminue le coefficient de friction - Augmente le risque de fuite entre la surface du joint et la surface de la bride h) Serrage des boulons - Serrer tout d'abord les écrous à la main selon le schéma de serrage en croix ( Fig 1-95 ), puis serrez les uniformément à la main. - A l'aide d'une clé dynamométrique, serrez à 30 % maximum du couple total une première fois tout autour selon le schéma de serrage en croix. Vérifier que la bride repose uniformément sur la joint. - Serrer à 60 % maximum du couple total selon le schéma de serrage en croix. - Serrer au couple total selon le schéma de serrage en croix - Passe finale au couple total dans le sens horaire sur des fixations adjacentes. Après les cinq passes de serrage de base, il peut être avantageux de répéter la passe 5 jusqu'à ce que l'on n'observe plus aucune rotation de l'écrou. Le serrage final doit être uniforme, chacun des boulons tirant la même charge. i) Basses températures - Il ne peut y avoir trace d’humidité ou de graisse sur les portées de joint des brides - Le joint devenant fragile aux basses températures, la contrainte de serrage finale doit être exercée à température ambiante, dès le montage. - Utiliser des brides et boulons appropriés ( brides inox ou AC non susceptible de vieillissement. Attention aux boulons inox moins résistants et qui ont tendance à se desserrer ). j) Stockage des joints Ils seront stockés dans un endroit sec, frais et obscur. k) Appareils à pression Pour ces équipements dont les brides ont été calculées suivant un code reconnu : CODAP, ASME, sur la base de coefficients m et Pa . Voir également les normes européennes EN 1591-1- Méthode de calcul, et 1591-2- Paramètres du joint ainsi que EN 13445-3 + annexe H. Le remplacement d'"AEC" par des substituts dont nous ne possédons pas toujours les valeurs caractéristiques, peut poser problème. En l'absence de certitudes, les estimations ci-après semblent admises : - Remplacer un joint AEC par un substitut à base de fibres, par un graphite armé ou un métalloplastique à garnissage graphite et revêtement extérieur graphite, ne remet pas en cause le dimensionnel existant. - Remplacer un joint métalloplastique à garnissage amiante par le même type à garnissage graphite ne remet pas en cause le dimensionnel existant.

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- Remplacer un joint spiralé amiante par un joint spiralé graphite ne remet pas en cause le dimensionnel existant. Hors de ces cas simples, il faut envisager de réétudier l'assemblage compte tenu du substitut pressenti ou adopté. l) Emissions fugitives Il est toujours difficile d'imaginer ce que sont ces "fuites", il est donné ci-après une représentation des débits de fuite pour de l'hydrogène sous 10b.

En ce qui concerne les garnitures de presse-étoupe de robinetterie, une démarche de sélection des garnitures sur le critère étanchéité est en cours en particulier au CETIM ( France ) dans les organismes qui élaborent des normes de performance des matériels et du niveau des "émissions fugitives" applicable à la robinetterie à presse-étoupe de tous types.

3.6 FIXATIONS DES ASSEMBLAGES A BRIDES Ces assemblages à brides sont composés de deux brides et d'un nombre paire de boulons ou de goujons ou encore de tiges filetées répartis uniformément sur la circonférence de perçage des brides. La directive européenne " Equipements sous pression DESP 97/23 " fixe les exigences qui s'appliquent aux fixations utilisées pour la réalisation de ces assemblages de composants d'équipements sous pression. Ces exigences concernant aussi bien les caractéristiques mécaniques, physiques et chimiques que la traçabilité des produits. Nous laissons au lecteur le soin de consulter les normes " EN " les plus récentes.

3.6.1 CARACTERISTIQUES DES FIXATIONS

Pour la majorité des assemblages à brides, les fixations assurent la compression sur les brides et donc sur le joint ( voir § 3.5.6 ) et qui est due à la contrainte de traction dans les fixations ( boulons, goujons ou tiges filetées ). Leur fonction est de bloquer suffisamment l'assemblage afin d'éviter soit un glissement, soit une fuite et par conséquent doit être du serrage initial, ainsi que les charges supplémentaires à supporter en service ( pression, température, cycles thermiques et parfois les charges de cisaillement dues à la masse d'une vanne par exemple ).

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Les fixations montrent un comportement à la relaxation sous contrainte lié au matériau utilisé, ce qui affectera sensiblement la charge qu'ils peuvent engendrer sur l'assemblage dans des conditions de service normales. Il faudra donc toujours tenir compte des variations de température. En outre, il y a toujours lieu d'utiliser le diamètre et la qualité des fixations prevues par les normes et adopter le même diamètre sur la circonférence de perçage des brides. A titre d'exemples : Matériaux Température minimum Température maximum Aciers au carbone -20°C +300°C ASTM A193 B7,L7 -100 +400 " " B6 0 +500 " " B8 -250 +575 " " B16 0 +520 " " B17B -250 +650 " " B80A -250 +750 Les fixations sont plus efficaces à l'intérieur de la zone élastique ( inférieure à la limite élastique Re0,2 ) Le tableau Fig 1-100 indique les propriétés mécaniques de certaines qualités de matériaux à température ambiante.

Note : Pour des températures < - 20°C utiliser, par exemple, des fixations de qualités 26CrMo4 ( 1.7219 ) Rt = 600 à 700 N/mm² ; Re 450 N/mm² ; A = 18% et Ku = 120 Nm/cm² ( résilience ). Pour des températures de +300 à 540°C, utiliser par exemple des aciers du type CK35 ( 1.181 ) Rt = 600 à 650 N/mm² ; Re = 280 N/mm² ; A = 22% ; Ku = 60 N/mm² Pour des températures de +540°C à 750°C, utiliser par exemple des aciers X22CrMoV121 ( 1.4923 ) ; Rt 800 à 950 N/mm² ; Re = 600 N/mm² ; A = 14% ; Ku = 80 Nm/cm². Remarque : Notion de Résilience A basse température l'acier de structure ferritique devient fragile. A l'inverse, il reste ductile quand il est de structure austénitique ( ex : acier allié au NiCr ). La fragilité est la sensibilité à la rupture sous l'effet d'un choc et se caractérise par la résilience mesurée en Joule ( Nm ) unité d'énergie avec l'essai Charpy de rupture par impact.

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Résistance et résilience sont antagonistes. Plus la limite de résistance ( à un effort appliqué progressivement ) est élevée, plus la résilience ( rupture sous impact ) diminue.

Des exigences mécaniques semblables aux aciers " DIN " sont indiqués dans le tableau Fig 1-103 adapté de la norme ASTM A 193.

Lorsqu'une fixation s'échauffe, elle s'étire en longueur, ce qui va réduire la charge (pression superficielle) sur le joint. Il faut donc tenir compte du coefficient de dilatation des composants du système de brides dans le calcul de l'assemblage, ainsi que de la réduction de la limite élastique du matériau en fonction de la température.

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La performance de l'étanchéité dépend largement du niveau de tension de la fixation. Il faut, par conséquent, que la contrainte sur cette fixation soit proche de la contrainte maximale de la fixation, qu'elle doit se situer dans la région éléstique pendant toute la durée de vie de l'assemblage ( marge de sécurité ). Le tableau Fig 1-105 est un guide prudent pour obtenir les charges de fixation maximum à température ambiante.

Par exemple si l'on veut utiliser des fixations en acier austénitique, il faut adopter un maximum de 85% des 60% de la charge d'épreuve à 0,2 %mentionnée pour ce matériau afin d'assurer une marge de sécurité appropriée. Mais il reste prudent de consulter le fabricant ou le vendeur des fixations. Il est donc nécessaire d'utiliser des fixations ayant le même Re0,2 et que cette limite élastique soit suffisante afin de rester à l'intérieur de la limite élastique de fixation. Il y a également lieu de vérifier que les fixations ne présentent pas de corrosion. En ce qui concerne les écrous, il faut que la qualité de leur matériau soit au moins égale à celle du boulon ou de la tige filetée ou encore du goujon. Il est également prudent d'utiliser des gros filets et un lubrifiant approprié. Attention au phénomène de grippage ( soudage à froid soit partiel, soit total ) qui se produit lorsque les surfaces en contact sont fortement chargées et soumises à température élevée. Il est parfois conseillé d'utiliser des rondelles plates de qualité apparentée à celle de l'écrou, car elles permettent de répartir la charge de manière uniforme et surtout faciliter le processus de serrage en permettant un couple plud cohérent de l'écrou le long du filet.

3.6.2 CALCUL DE LA LONGUEUR D'UNE TIGE FILETEE

La longueur théorique d'une tige filetée ( L ) peut être calculée à partir de la relation : L = 2(S + he + eb + i ) + J + 2.er dans laquelle : er = épaisseur rondelles si elles sont utilisées S = S' = serrage 1/3 d ou 2 pas min he = hauteur écrou eb = épaisseur de la bride tolérances inclues i = i' = épaisseur de la portée de joint ( brides RF ) J = épaisseur du joint NB : La longueur de fourniture est généralement de 1 m. Remarque : Pour le calcul de la longueur des boulons, on partira de la même relation, mais en sachant qu'il n'y a

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qu'un seul écrou. En outre il faut tenir compte des longueurs standardisées. Soit : L = S + he + 2 ( eb + i ) + J + er

Désignation pour la commande VIS TH-classe 8.8 DIN 931 + ecrous HU-classe 8 DIN 934 ( exemple ) 3.6.3 TIGES A BOUTS FILETES ET CORPS AMINCIS ( DIN 2510-L )

Longueurs de 60 à 250 mm par pas de 10 mm Désignation pour la commande DIN 2510-L M30x200 ( par exemple ).

3.7 ROBINETTERIE 3.7.1 GENERALITES a) Rôle essentiel de la robinetterie : Permettre ou interrompre, voir régulariser le débit d’un fluide dans une tuyauterie. b) Caractéristiques: La robinetterie doit être étanche, avoir une très bonne résistance mécanique et chimique. La robinetterie est très diversifiée et on peut citer parmi les types les plus couramment utilisés: - Gate valve ( vanne ) - Butterfly valve ( vanne papillon ) - Globe valve ( soupape ) - Needle valve ( robinet à pointeau ) - Check valve ( clapet ) - Pluck cock ( robinet à boisseau ) Toute cette robinetterie est constituée d’un obturateur, un corps lié à la tuyauterie et contenant l’obturateur ainsi qu’un dispositif de manœ uvre. Les séries ( ex. PN 64 ou encore ASA 600 Lbs ) sont identiques à celles des brides correspondantes. Les normes DIN et ASA s’appliquent à la robinetterie.

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c) Choix de la série pour robinetterie suivant ASA ( Fig 1-109) d) Choix du PN et des matériaux à utiliser d’après DIN 2401 ( extrait ) Fig 1-110

e) Remarques : Pour la robinetterie, le choix des matières tant pour le corps que pour le siège et l’opercule dépend de la pression et de la température, mais également des caractéristiques physiques et chimiques du fluide à véhiculer. Des métaux non ferreux tels que le bronze, le laiton, .... sont utilisés sur certains sites, mais interdits sur un site produisant de l’ammoniaque par exemple. Les plastiques ( ex. PVC pour le chlore ) et la céramique ( ex. HNO3 concentré 99% ) sont également utilisés sur ces sites chimiques.

3.7.2 VANNES (Gate valves) Elles sont à passage direct, d’où pertes de charge faibles. Ces vannes n’ont pas de fonction de

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réglage par laminage. On trouve des vannes à tige fixe et vis intérieure ( Fig 1-111a ) et des vannes à tige montante ( Fig 1-111b ). Le volant de manœ uvre porte l’écrou où se fixe la tige de manœ uvre. Il n’y a pas de déplacement en translation et pour certaines vannes, le volant se déplace sur la tige. La position de la tige indique si la vanne est en position ouverte ou fermée. La liaison avec la tuyauterie s'effectue par brides, soudage, vissage etc comme le montre la Fig 1-112

Les sièges de l'opercule peuvent être soit inclinés, soit parallèles. Le coin servant d'opercule peut être réalisés de diverses manières: Exemples : Fig 1-113 => a) = coin unique ; b) coin articulé ; c) coins flexibles et d) coin à ressort.

La forme générale du corps peut être méplate ou ronde suivant le fabricant. Le corps peut être forgé coulé ou encore mécano-soudé Fig 1-114. Le choix de l'opercule dépend de la pression, de la température de service et du degré d'étanchéité. Pour des pressions élevées, il est recommandé d'utiliser des vannes avec " by-pass " Fig 1-114 permettant d'équilibrer la pression de chaque côté de l'opercule lors d'une manœ uvre d'ouverture, alors que le fluide agit avec toute sa pression d'un seul côté ( ex : p = 25 berg et dn 100 nous aurons une poussée de P = ( 3,14 x 10²/4 )x 25 = 1962,5 daN.

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Toutes ces vannes peuvent être obtenues dans une gamme étendue de pressions et de diamètres et sont Utilisées pour tous les fluides non corrosifs ( eau, vapeur, gaz, … ). Les volants peuvent être manœ uvré à la main, par chaîne, par tringlerie, par moteur électrique ( avec ou sans réducteur ) et peuvent être télécommandés. - Vannes particulières

Ces vannes sont particulièrement destinées aux usines chimiques, pour des fluides corrosifs ou non, ou des usages spéciaux. On distingue par exemple: - Les vannes papillon ( butterfly valves ) Fig 1-115. Elles possèdent une faible étanchéité mais ont une manœ uvre rapide et une perte de charge peu élevée pour autant que l’opercule soit en position d’ouverture maximale ( axe de la tuyauterie ). Il existe une gamme importante de diamètres ( dn 50 à dn 1500 ). Construction avec ou sans brides. Ces vannes admettent des températures peu élevées et des pressions réduites ( de l’ordre de PN 16 ) Les garnitures souples peuvent être en téflon, viton, néoprène, etc ..... Remarque : Pour le lecteur intéressé par la conception de la robinetterie, voir l’ouvrage édité par la SNRI route du Treuil BP 107, 16700 Ruffec – France. Robinetterie industrielle – La maîtrise des éléments par J. Lephilibert Ing AM et ENSP. - Vannes à membrane et à manchon ( FIG 1-117 a & b ) Ces vannes sont utilisées pour l’eau, les liquides chargés et parfois pour certains fluides corrosifs, etc.... . On trouve également des vannes avec revêtement intérieur en alliages spéciaux, des vannes en plastique, vannes à double enveloppes pour réchauffage à la vapeur ( conduite d’UREE - NITRATE par exemple.)

3.7.3 SOUPAPES ( globe valves ) Fig 1-118 Ces soupapes sont surtout utilisées dans le cas de petits et moyens diamètres, principalement pour la vapeur ou certains gaz. La perte de charge occasionnée par ces soupapes est plus élevée que dans le cas des vannes, mais parfois le prix est plus avantageux et le remplacement du siège est plus facile. En outre, certaines formes d’opercule et de siège permettent une régulation de débit et de laminage ( légère détente ). Ces soupapes sont toujours à tige montante, à vis extérieure ou intérieure. Mêmes types de raccordement à la tuyauterie que pour les vannes.

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3.7.4 ROBINETS A POINTEAU ( Needle valves ) Fig 1-119 Ces robinets à pointeau ont des caractéristiques similaires aux soupapes, mais sont utilisés dans des gammes de diamètres ≤ dn 40. L’obturation se fait par contact linéaire. Ils servent comme organes d’obturation pour de petits appareils ( ex. appareils de mesure ) ou comme organes de réglage pour les tuyauteries de faible diamètre. Le corps est généralement en acier forgé pour les fluides à pression et température élevées, parfois le corps est usiné dans la masse ( robinet avant manomètre réalisé en inox par exemple ).

Remarque générale : Les écartement entre brides des vannes sont donnés dans les normes DIN 3300 et ANSI B16-10 pour les soupapes et les normes DIN 3202 et ANSI B16-10 pour les vannes. Ces valeurs sont importantes en cas d'échange standard ou pour les dessins des tuyauteries.

3.7.5.CLAPET DE RETENUE

(Check valve) But : Empêcher un retour de fluide en cas d'arrêt de débit ou de contrepression. L'obturateur, soulevé par le passage du fluide retombe aussitôt si le débit cesse en cas de contrepression. Certains modèles ne peuvent être montés que dans des conduites verticales ( clapets à soupape guidée ou clapets à bille ou à boule ) Fig 1-120. Soit uniquement dans les conduites horizontales ( Fig 1-120c ).

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D'autres peuvent être montés en conduite verticale ou horizontale Fig 1-120d,e,f. Le clapet peut soit retomber de par son poids propre,soit être occasionné par un contre-poids, un ressort ou une commande hydraulique ou pneumatique. Attention, ces clapets donnent lieu à des pertes de charges importantes et peuvent provoquer des " coups de bélier " fonction de leur vitesse de fermeture. Il y a toujours lieu d'éviter de placer des clapets dans les conduites verticales lorsque l'écoulement s'effectue du haut vers le bas, aussi bien pour la vapeur que pour les liquides. Il existe également des clapets de pied ( Fig 1-120g ), qui se montent au début de la tuyauterie d'aspiration des pompes. Ils évitent le désamorçage de celles-ci et sont souvent combinés avec des crépines ( filtres ).

3.7.6 ROBINETS A BOISSEAU ( Plug cock )

Ils sont peu indiqués pour les grands diamètres, les hautes pressions ou hautes températures. Ils sont surtout utilisés pour l'eau, les liquides visqueux, les gaz ou l'air comprimé. Leur avantage est principalement l'ouverture ou la fermeture rapide et leur passage direct à pleine section. Certaines constructions permettent le mélange de fluides différents ( 3 voies ) ou les changements de direction ( en L ). Suivant le fluide véhiculé, le revêtement intérieur et le boisseau peuvent être exécutés dans une matière résistant au fluide véhiculé ( inox, céramique, fibres synthétiques ).

Le boisseau traditionnel est conique, mais il existe des boisseaux cylindriques et surtout sphériques ( FIG 1- 122 ) permettant un passage directe sans déformation de la veine fluide.

3.7.7 REMARQUE

Il existe sur le marché d'autres types de vannes, telles que les vannes " guillotine " Fig 1-123 qui offrent un passage intégral et assure une perte de charge négligeable en position complètement ouverte. Il est impossible d'énumérer et détailler toutes ces vannes dans ce syllabus. Pour tous renseignements utiles, il est indispensable de consulter les fournisseurs tels que Prométal, Sogefiltre, Econosto, Belreg, et j'en passe et ce via

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leur représentant.

3.7.8 SOUPAPES DE SURETE ( savety valves and relief valves )

1. Rôle et description: Leur rôle est d’assurer la protection des appareils, réservoirs, réseaux , contre les incidents et fausses manœ uvres qui peuvent occasionner une augmentation de la pression de service. Leur nombre et leurs dimensions nécessaires sont généralement déterminés par des règlements ou arrêtés ( ex. RGPT )

Les codes font la distinction entre : - Le système " ouvert " dans lequel le fluide est rejeté directement dans l'atmosphère via une canalisation non attachée à la soupape Fig 1-125. - Le système est "fermé" dans lequel le fluide rejeté est collecté via une tuyauterie, par exemple, dans un réservoir. D'autre part, on fait également la distinction entre 2 types de soupapes. Les soupapes de sureté ( safety valves ) et les soupapes de décharge ( relief valves ). La soupape de sureté s'ouvre spontanément et totalement dès que la pression amont atteint la valeur d'ouverture complète ( ex : pression de service + 10% ), c'est le type utilisé pour les gaz et vapeurs. La soupape de décharge remplit la même fonction, mais pour protéger un circuit contenant un liquide, son ouverture est lente et proportionnelle à l'excés de pression ( ex : pression de service + 25% ). 2. Types de pressions ( API 520 ) a) Pression de service ( ps ) : (opérating pressure ) C’est la pression de fonctionnement de l’appareil ou de l’installation. b) Pression de calcul : ( design pressure ) c’est la pression maximale admissible dans l’appareil ou la tuyauterie à protéger. c) Pression de réglage : ( Cold differential test pressure ) C’est la pression effective à laquelle la soupape de sureté est réglée pour s’ouvrir au banc d’essai et qui tient compte des corrections nécessitées par les conditions de service ( contrepression, température … ). Exemple : t° ≤ 120 °C => 0% d’augmentation 121 à 538 °C => 3% « > 538°C => 5% «

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d) Pression de début d’ouverture ( po ) : ( set pressure ) ou pression de référence. C’est la pression effective à laquelle le clapet de la soupape de sûreté commence à s’ouvrir dans les conditions de service. Généralement, cette pression de début d’ouverture est égale à la pression maximale de service ( pms ) de l’installation ou de l’appareil à protéger c’est le timbre ( T ) ou pression de tarage. e) Pression d’ouverture maximale : (relieving pressure ) C’est l’addition de la pression de début d’ouverture et de la surpression ( pm1 pour les gaz et ( pm2 ) pour les liquides. f) Surpression : ( overpressure ) C’est l’augmentation de pression par rapport à la pression de début d’ouverture exprimée en pourcentage. La valeur de celle-ci est prévue par les codes et règlements nationaux. 3 % pour les chaudières suivant ASME DIV 1 10% pour les appareils à gaz ou vapeur suivant ASME DIV III 20% pour les appareils contre une augmentation due à un incendie 25% pour les soupapes de décharge de liquide g) Pression de fermeture ( pf ): ( reseating pressure ) C’est la pression à laquelle la soupape est complètement refermée ( clapet sur siège ). h) Chute de pression à la fermeture : ( blow down ) C’est la différence de pression entre celle de début d’ouverture et celle de fermeture exprimée en pourcentage de la pression de début d’ouverture ( po – pf )<; Chute de pression = 4% suivant ASME DIV 1 « = 5 % « ASME DIV III « = 10% « AD-MERKBLATTER A2 ( gaz ) « = 20% « « ( fluide ) Remarque : Pour une pression de début d’ouverture < 3 barg, la chute de pression sera < à 0,3 barg i) Contrepression ( cp ) : ( back pressure ) C’est la pression à l’aval d’une soupape de sûreté. Elle peut s’exprimer en unités de pression absolue ou effective. C’est la somme de la contrepression initiale ( existant à la sortie de la soupape de sûreté et la contrepression engendrée pour l’écoulement du fluide provenant de la soupape de sûreté. 3. Montage: Les soupapes de sûreté sont des appareils de précision, leur montage et leur utilisation exigent quelques précautions. a) Toujours préciser les conditions exactes d’emploi à la emandede prix, mais surtout à la commande ( nature du fluide, température, pression de tarage ). La pression de tarage est exprimée en barg, elle correspond à la pression à laquelle la soupape commence à échapper. Après essai, la pression de tarage est poinçonnée sur la soupape. Afin que la soupape ne soit pas en équilibre à la limite de la fermeture et de l’ouverture, la pression de tarage sera dans les cas usuels égale à la pression de service ( barg ) + 0,5 barg. b) Procéder au nettoyage sévère et soigné des conduites afin de ne pas endommager les sièges et le clapet. c) Les soupapes seront placées verticalement et largement dimensionnées ( calculs suivant ASME B31-1, par exemple, à réaliser par le fournisseur ). Si 2 soupapes sont nécessaires, elles seront montées sur une tubulure en permettant le raccordement par un seul orifice ayant au minimum une section double des 2 autres. d) Pour la vapeur, on peut conseiller les modèles à levier de purge libre ou à contrepoids ( soupapes à plein passage ). e) En cas de contrepression à la sortie, il est indispensable d’en indiquer la valeur, à la fois pour le constructeur de la soupape et pour réaliser un tarage correct à la pression différentielle. f) Placer un drain après la bride d’échappement afin d’éviter que l’eau de condensation ne puisse rester en charge sur le clapet.

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Remarques : Il existe différents types de soupapes de sûreté suivant le principe de construction, la caractéristique d’ouverture ou de la levée. On distingue : - Les soupapes de sûreté à action directe ( à levier, à contrepoids et à ressort ces dernières sont les plus répandues actuellement ) - Les soupapes de sûreté à charge additionnelle ( pneumatique, hydraulique, magnétique ) - Les soupapes de sûreté pilotées ( à l’échappement ou à l’admission ). Le fonctionnement de la soupape est commandé par le fluide provenant d’un dispositif pilote qui est lui ême une soupape de sûreté à action directe. 4.Calculs approximatifs des soupapes de sûreté Les calculs officiels doivent être réalisés par le constructeur et être approuvés par un organisme officiel (ex. AIB-VINCOTTE , APRAGAZ, ... ) sur base des données fournies par le ‘’Process ‘’. Sans entrer dans le détail pour ces calculs qui dépasseraient le cadre de cette étude, nous donnons ci-après, quelques formules sur base de l’API 520 qui permettent une recherche approximative de la section de l’orifice et de vérifier sa fixation sur la tubulure d’attache. Le diamètre des tubulures ( entrée et sortie soit (da) et (ds) FIG 1-125 ) sont à prendre dans un catalogue de fabricant en fonction du diamètre de l’orifice. a) Calcul de la section de l’orifice ( soupapes conventionnelles ) - Gaz et vapeur : ( en fonction du débit massique ) A = 1,316

Qm C .kd . p1 .kb . kc

Z.T ; relation dans laquelle : A =section de l'orifice de sortie ( mm² ) Mo Qm = débit massique ( kg/h ) C =coefficient fonction des chaleurs spécifiques

=

cp cv

( Fig 1-129 )

Kd = coefficient de décharge pour gaz et vapeur = 0,975 si un disque de rupture et 0,62 dans le cas contraire. Kb = coefficient de correction pour gaz et vapeur avec contre-pression ( Fig 1-127 ). Kc = coefficient de correction = 0,9 si un disque de rupture est installé et 1 dans le cas contraire. Exemple : Si la pression en début d'ouverture = 6,9 barg, la pression génératrice à 10% de surpression sera égal à 6,9 + 0,69 + 1,013 = 8,6 bar abs. Supposons une contrepression constante de 5,17 barg (6,18 bar abs). Le % de contre-pression = (6,18 / 8,6) x 100 = 71,9 % ; soit kb = 0,93 ( voir Fig 1-127 ). - Gaz et vapeur ( en fonction du débit volumique ) A=

14,41. Qv d .Z .T C . kd . p1 . kb . kc

Z = facteur de compressibilité des gaz en fonction de pi et T ( si Z est inconnu adopter Z = 1 ) T = température absolue à l’entrée ( °K = °C + 273 ) Mo = masse moléculaire suivant tableau FIG 1-128 P1 = pression génératrice en kPa ( pression au début d’ouverture + surpression + 101,3 kPa ) Qv = débit volumique en Nm³/min ( 0°C, 760 mmHg ) pour les vapeurs et gaz. d = densité du fluide ( tableau FIG 1-128 ) - Gaz et vapeur en débit subcritique A=

17,9 . Qm kd . kc . F

Z .T = mm² Mo. p1 .( p1 − p 2 )

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Le débit est subcritique quand :

F=

 γ     γ − 1

 2  p2  ≥  pi  γ + 1 

pb + 1, 013 pi

γ / γ −1

γ −1     pb + 1,013  γ     1 −  pi     pb + 1,013     1− pi    

2/γ

Exemple numérique Calculer la section de sortie d'une soupape de sureté devant évacuer un débit massique de 25 T/h de propane ( gaz => Mo = 44,09 ) à la température de 320 °K ( 47 °C ) et sous p1 = 500 kPag. On adoptera une surpression de 10%, Z =1; kc = kb = 1,0 ; = 1,13 et kd = 0,62. Solution Coefficient C ( Fig 1-129 ) pour = 1,13 => = 0,0248 Pression absolue = 500 kPag + 101,3 = 601,3 kPa A=

25000 320 x 1 = 7285 mm² 0,0248 x 0,62 x 601,3 x 1 x 1 44,09

95

F=

γ −1   γ   p 2 2 1 −     γ  γ   p1        p2    γ −1   1 −  p    1   

- Vapeur d’eau A=

190,5 . Qm = mm² kd . p1 . kb . kc . kn . ksh 0,1906 . p1 − 1000

avec kn = la

0,2292 . p1 − 1061

ksh = coefficient de correction pour vapeur surchauffée ( ksh = 1 pour la vapeur saturée ) voir tableau FIG 1-130.

96

- Liquides A=

11,78 . Qv d = mm² ks . kl . kv kc . kw 1,25( p1 − p 2 )

Qv = débit de liquide ( l/min ) P2 = contre pression en kPag ks = coefficient de correction pour surpression ≤ 25% ( FIG 1-132 ) p1 = pression en début d’ouverture en kPag kl = coefficient de débit pour les liquides kl = 0,62 sans disque de rupture ou 0,65 avec kv = ‘’ de correction pour les liquides visqueux ( FIG 1-133 ) kc = 1 sans disque de rupture ou 0,9 avec kw = coefficient de correction due à la contre-pression ( Fig 1-134 ). kw = 1 si décharge à l'air - Exemple de calcul de ks ( FIG 1-133 ) La méthode de calcul de A pour les liquides visqueux suppose que l’on prédétermine la section approximative de l’orifice en considérant kv = 1 ( fluide non visqueux ). Au moyen de la formule Re =

18800 . Qv . d

µ

A

on calcule ( Re ) correspondant à l’écoulement ( µ = viscosité absolue à la

température de décharge en centipoises ). Si Re < 400 ( liquide très visqueux ) il est conseillé de s'adresser aux spécialistes.

97

- Exemple numérique Calculer la section de décharge connaissant le débit de décharge = 6000 l/min, le liquide est de l'huile de densité = 0,9 , = 442 centipoises ( t° ambiante ). La contre-pression = 3,5 barg ( 350 kPag ) et la pression génératrice = 17,5 barg ( 1750 kPag ). La surpression est de 10%. Il n'y a pas de disque de rupture ( kl = 0,62 ). Solution Pression de décharge = 1,1 x 1750 = 1925 kPag % surpression =

350 = 0,182 soit 18,2 % 1925

La Fig 1-132 donne ks = 0,88 et la Fig 1-134 donne kw = 0,97. Le calcul initial de A se fait en considérant kv = 1,0 Soit A = Re =

11,78 x 6000 0,9 = 3032 mm² 0,62 x 0,88 x 1 x 1 x 0,97 1,25 (1750 − 350)

18800 x 6000

= 4635 mm² La Fig 1-133 nous donne kv = 0,96

442 3032 4635 Soit A final = = 4830 mm² minimum 0,96

b) Vérification du niveau du bruit pour les fluides compressibles En considérant un écoulement sonique à la buse, une valeur approximative du niveau du bruit ( décibels ) peut être donnée au moyen de la formule : Lp = ( 60 x Log Cs ) + ( 10 x Log Qm ) – 16 Dans laqualle : Lp = niveau du bruit en décibels à la sortie de la soupape. Cs = 91,2

γ .T = vitesse du son ; γ = cp / cv et T = température absolue en °K Mo

Mo = masse moléculaire et Qm = débit massique (kg /s) A une distance ( X ) de la soupape, le niveau de bruit ( décibels ) est calculé à partir de la formule: L = Lp - 10 Log 2π . X² ( Log = logarithme base 10 ) c) Calcul de la réaction sur la tubulure La valeur de la force de réaction due à la décharge de la soupape doit être calculée pour vérifier la tubulure de fixation afin d’éviter des contraintes trop importantes pouvant aller, dans certains cas, jusqu’à la rupture. Il y a donc toujours lieu, pour les soupapes de sûreté placées sur des circuits de moyenne ou forte pression, de prévoir des renforts de tubulure.

Ces efforts qui agissent sur la soupape sont de 2 types: - Fv dû à la pression interne provoquant un effort de traction au pied de la tubulure et sur les boulons de la bride de fixation.

98

- Fd dû à l’effort dynamique engendré par la décharge de la soupape. Si la soupape décharge directement vers l’atmosphère, cette force produira un moment fléchissant Mf = Fd x l au niveau de la bride, mais Mf’ = Fd x h au niveau de la base de la tubulure ( FIG 1-135 ). Si la soupape est équipée d’un coude, la force de réaction produira un moment fléchissant Mf’’ = Fd x L ( FIG 1-135 ). Fd = force de réaction ( daN ) Qm = débit massique ( kg/h ) γ = cp / cv Mo = masse moléculaire p = pression de début d’ouverture ( barg ) S = section de l’orifice ( cm² )

γ .T (γ + 1) Mo Fd = + (0,1 p x s ) 273  de 4 − di 4   I/V ( tubulure ) = 0,1  de   qm

σf = Mf / I/V et σt = Fv / S ( S = π ( Re² - Ri² ) σtotal = σf + σt ≤ Radm ( p et t° ) suivant fig 1-30 par exemple. Remarque : Dans le cas des liquides la force de réaction Fd est donnée par la relation Fd = ρ

Q² S

Q = débit volumique m³/s S = section d’écoulement m² ρ = masse volumique kg/m³ 5. Utilisation courantes des soupapes de sûreté a) Fermeture accidentelle d’une vanne : Ce problème peut se poser lors de la fermeture accidentelle d’une vanne automatique dans une installation ( conduite ou appareil ). b) Problèmes dans un condenseur de vapeur : Cela peut provoquer une phase vapeur supérieure à celle prévue au départ. La soupape de sûreté doit pouvoir permettre d’évacuer la différence entre les deux débits ainsi que le débit initial. c) Fuites importantes dans les tubes d’un échangeur : Le fluide soumis à la pression la plus élevée va se déverser dans l’enceinte ayant une pression moindre. Gaz ou vapeur côté haute pression Pression aval < pcr , le débit à évacuer est donné par la relation des tuyères convergentesdivergentes :

 2  γ    γ + 1

Qv = 2,3 x A

( γ +1) /( γ −1)

x

p1 v1

pcr = pression critique γ = cp/cv p1 = pression la plus élevée bar abs v1 = masse volumique du fluide m³ /kg A = section de la soupape mm² Pression aval > pcr ( formule des tuyères convergentes

p1 x v1

Qv = 2,3 x A

2.γ  p2   x γ − 1  p1 

2/ γ

  p2  ( γ −1) /( γ +1)  1 −      p1    

Liquides dans les tubes ( orifice à paroi mince ) Qv = 6,1 x 10

−2

.S.

Qv = débit à évacuer m³/h

∆p d

99

S = section du tube mm² d = densité du fluide aux conditions de service ∆p = différence de pression entre les 2 enceintes barg d) Cas d’un feu extérieur - Stockage de gaz liquéfié ( API 520 Qm =

155280 . F ' . As 0,82 λ

Qm = débit massique de vapeur à évacuer kg/h F ‘= coef. d’isolation du réservoir As= surface mouillée m² λ = chaleur de vaporisation kJ/kg - Stockage de gaz A = 18,5

F ' . Az p1

A = section de décharge cm² Az = section exposée du réservoir m² F ‘= facteur dépendant de la t° du gaz et de γ P1 = pression absolue de décharge ( pm1 + s ) bar abs e) Expansion thermique du liquide ( API 520 ) Qv = 0,001

B.H d .c

Qv = débit à évacuer m³/h B = coef. expansion thermique 0,00018 pour eau et hydrocarbures légers 0,00072 pour les fiouls FIG 1-125-1 H = quantité de chaleur transmise kJ/kg d = densité du liquide c = chaleur spécifique du liquide kJ/kg°c Note : Il est conseillé aux lecteurs de consulter les normes API 520 avant prise de décisions.

3.7.9 DISQUES DE RUPTURE

Le disque de rupture, sorte de fond bombé de faible épaisseur, est parfois utilisé sur les réservoirs soit : - En parallèle avec une soupape de sureté afin de prévenir une montée trop rapide et importante de pression, à laquelle la soupape ne pourrait réagir assez repidement.

100

- Plus rarement, en protection de la soupape, en la plaçant entre celle-ci et le réservoir afin d'éviter tout contact avec le fluide ( ex. liquide susceptible de se cristalliser tel que l' UREE ). Le disque est totalement étanche et présente un tarage précis et un faible encombrement. Il résiste très bien à la corrosion, à la viscosité du fluide et à la température. Son prix de revient est très peu élevé, mais son remplacement est souvent difficile. On distingue : - Les disques concaves généralement pré-incisés en croix sur la face aval. Cette incision permettant l'éclatement sans fragmentation du disque, dès que la pression atteint la valeur prédéterminée. Ces disques acceptent l'action du vide ( voir les fournisseurs ). - Les disques convexes ou inversés : c'est la surface concave qui est soumise à la pression. Lorsque la pression prédéterminée est atteinte, le disque devient concave, ce qui entraîne la rupture de celui-ci. Un couteau placé sur le porte-disque peut faciliter cette rupture Fig 1-138. Le choix d'un disque de rupture est fonction des conditions de service ( pression, température, débit ) et du métal employé compte tenu du milieu ambiant. Dimensionnement des disques de rupture ( ASME, ADMerkblätter-A1 )

a) Pour un liquide non visqueux A=

Qv d 3,1 pr

relation dans laquelle A = section de décharge ( cm² )

101

Qv = débit volumique ( m³/h ) d = densité du liquide ( ex. pour l'eau d = 1 ) Pr = pression de rupture ( bar abs ) b) Pour un gaz A = 2,1

Qm T C . pt . Mo

relation dans laquelle Qm = débit massique ( kg/h )

T = température absolue ( °K ) Mo = masse moléculaire ( g/mol ) Pt = pression de décharge ( pt = pr + surpression ) bar abs C = constante tirée des formules et figures ci-dessous.

Choix d’un disque de rupture Ce sont les conditions de service qui conditionnent le choix d’un disque de rupture, à savoir : -

La pression d’éclatement La t° au niveau du disque La nature du produit en contact avec le disque La possibilité de mise sous vide

- Cas d'un écoulement supercritique ou critique ( Fig 1-140 ) γ

pa  2  γ −1 ≤  pt  λ + 1 

(

= cp / cv )

cp et cv = chaleurs spécifiques à pression constante et à volume constant pa = pression aval ( bar abs ) - Cas d'un écoulement subcritique ( Fig 1-141 ) γ

pa  2  γ −1 >  pt  λ + 1 

c) Pour la vapeur d'eau

Qm 32 . pt Qm - Vapeur surchauffé : A = avec CS coefficient de surchauffe Fig 1-142 32 . pt . CS - Vapeur saturée : A =

102

Choix d'un disque de rupture Ce sont les conditions de service qui conditionnent le choix d'un disque de rupture, à savoir : - La pression d'éclatement - La température au niveau du disque - La nature du produit en contact avec le disque - La possibilité de mise sous vide Remarque : Si la pression de service est voisine de la pression d’éclatement, il y a risque de rupture prématurée. En pratique on admet que la pression d’éclatement à température ambiante doit être d’environ 40% supérieure à la pression de service. Cette pression d’éclatement est fonction de la température de service. La FIG 1-144 donne un exemple de relation entre pression d’éclatement et dt° en fonction de divers matériaux. K = facteur multiplicateur de la pression d’éclatement à C T = température à l’éclatement ___ x ____ = indium _ _ _ _ _ _ = nickel -------------- = molybdène _________ = Inox AISI 316 __ _ __ _ __ = aluminium

du

Les températures maximales d’utilisation dépendent du matériau utilisé. Exemples : Aluminium = 120°C Nickel = 400°C ( 200°C en milieu réducteur ) Inconel = 540°C Tantale = 425°C

103

Hastelloy = 540°C PVC = 65°C Epoxy = 120°C Teflon = 230°C Si un disque est revêtu d’un matériau afin de résister à la corrosion, il y a lieu d’adopter la température d’utilisation en fonction de ce matériau. Utilisation de la FIG 1-144 : disque en Nickel t° = 200°C Pression de service à 20°C = 7 barg Pression d’éclatement = 7 x 1,4 = 9,8 barg Pression de rupture à 200° C = 9, 8 x 0,92 = 9 barg

3.7.10 REGLEMENTATION EUROPEENNE (DESP 97/23/CEE)

En fonction des paramètres PS x V ou PS x DN, la catégorie à adopter est représentée à titre indicatif dans le tableau Fig 1-144. PS : pression max admissible pour laquelle l'équipement est conçu TS : t° minimale ou maximale admissible pour laquelle l'équipement est conçu NB : Les soupapes de sûreté doivent être en catégorie 4. Pour une robinetterie , il peut être nécessaire de la fabriquer dans la catégorie la plus élevée.

3.8 ACCESSOIRS DIVERS 3.8.1 FILTRES TEMPORAIRES ( tempory strainers )

Il ne s’agit ici que des filtres de protection des pompes lors d’un démarrage. Ils sont montés sur l’aspiration des pompes entre celle-ci et la vanne, entre 2 brides pour la FIG 1-145, dans une manchette démontable ( Fig 1-149 ) pour les filtres coniques ou tronconiques ( FIG 1-146 à 1-149 ). Il en existe de nombreux types, pour RF ou RJ (FIG 1-150). Les diamètres sont ceux des portées de joints selon les normes DIN ou ASA. Ces filtres seront enlevés par la suite afin de réduire les pertes de charge à l'aspiration des pompes. Ces filtres sont réalisés à partir de tôle perforées généralement en inox Aisi 304 avec une épaisseur de 1 mm jusque dn 150 et de 2 mm jusque dn 400. Perforation 2 mm pas de 3 mm => 40% de passage " 3 mm pas de 4 mm => 50% de passage " 3 mm pas de 5 mm => 32% " " 5 mm pas de 7 mm => 35 % " Les filtres sont donc généralement caractérisés par leur coefficient de passage qui est : Kp =

surface réelle de passage x 100 sec tion droite int erne du tube

104

3.8.2. LES FILTRES PERMANENTS (permanent strainers) Ces filtres (FIG 1-151)et 152 ) sont prévus pour tester à demeure sur une conduite en offrant une protection complète pour les pompes, purgeurs ou tous autres équipements mécaniques onéreux. Ils évitent ainsi les arrêts ou des réparations toujours coûteux, dus à l'introduction de matières étrangères dans les machines tournantes par exemple. Il en existe de nombreux types, citons : a) Les filtres à tamis inclinés version Y ou droits (inox), le passage à travers la paroi du tamis (FIG 1-151 et 152 ) représente une surface globale de quelque 5 fois celle de l'intérieur du tube, réduisant ainsi la perte de charge au maximum. b) Les filtres à bougie filtrante (FIG 1-1153) sont utilisés sur les canalisations d'air et de gaz comprimés. Ils retiennent l'eau, l'huile, les poussières, etc. Le gaz s'épure d'abord sur les parois par chicanage, puis traverse un cylindre en céramique poreuse (± 10 µm) où il s'achève de se débarrasser de ses impuretés. La cuvette de réparation est munie d'un robinet purgeur.

3.8.3 LES PLATINES ( blind spades ) Fig 1-154

1. Généralités :Elles sont placées aux limites d’unités, sur les tuyauteries ‘’Process ‘’ou ‘’Services ‘’. Pour tout isolement de machines, d’appareils ou de canalisations. Les platines sont intercalées après une vanne. Les dimensions (D, B, E) seront celles des plateaux pleins suivant les normes utilisées (DIN ou ASA). 2. Epaisseur des plateaux d’isolement

L’épaisseur des plateaux d’isolement permanents est calculée par la formule ( par exemple )

105

t = d6

3. p +c 16. S . E

d6 = cote indiquée à la FIG 1-155 ( mm ) S.E = contrainte admissible ( E = 1 si le plateau ne comporte aucune soudure ) N/mm² p = la pression de calcul ( N/mm² ) c = somme des surépaisseurs à prévoir ( corrosion, tolérance,.... ) mm Remarque: Les plateaux d’isolement utilisés pour une épreuve réalisée avec un fluide incompressible, à t°ambiante, seront calculés avec une contrainte ( S ) égale à 90% de la limite élastique minimale garantie, à la même température ( voir paragraphe 2-3 de la deuxième partie du manuel ).

3.8.4 JOINTS A LUNETTE ( blinds ) FIG 1-156 Ces joints sont utilisés en cas de marche intermittente et lorsqu’une étanchéité, après une vanne, est nécessaire ( ex. éviter l’introduction d’azote ou de NoX dans un appareil, ..... ) . De même que pour les platines, les dimensions sont celles des plateaux pleins suivant la norme utilisée ( DIN ou ASA ). Des vis de décollage ( FIG 1-154 ) faciliteront l’utilisation de ces joints à lunette.

3.8.5 PURGEURS ( steam traps ) 1. Rôle: Elimination automatique de l’eau condensée dans les conduites de vapeur, d’air comprimé ou de gaz. pour les canalisations vapeur, l’eau condensée dans les points bas peut occasionner des coups de bélier lors d’une remise en service de la tuyauterie et détruire des appareils. 2. Classification des purgeurs : On peut considérer que, pratiquement, il existe trois grandes familles de purgeurs. - Les purgeurs mécaniques : à flotteur fermé ( FF ) et flotteur inversé ouvert ( FIO ). Ces purgeurs permettent d'évacuer immédiatement le condensat au moment de sa formation. - Le purgeur thermodynamique : comparable aux purgeurs mécaniques de part leur rapidité d'évacuation. - Les purgeurs thermostatiques : thermostatique à pression équilibrée et les bimétalliques qui retiennent le condensat jusqu'à un certain niveau de refroidissement. Remarque : Les autres types existant sur le marché ne sont pas pris en considération vu qu'ils sont assimilables de par leurs caractéristiques fonctionnelles à l'un ou l'autre de ces types ou qu'ils ont été abandonnés. a) Les purgeurs mécaniques - Purgeur à flotteur fermé ( FF ) Fig 1-157 : L'ouverture est ici commandée par la différence de masse volumique entre la vapeur et le condensat ( ou entre gaz et condensat ). Le flotteur monte avec le niveau de condensat et à terme actionne l'évacuation de celui-ci. Sitôt après, il retombe et occasionne la fermeture de l'évacuation. Il permet d'évacuer l'air directement au moyen d'un élément thermostatique incorporé qui de contracte en ouvrant l'orifice de sortie et en présence de vapeur se dilate en le fermant. Avantages: Il s'adapte facilement aux diverses conditions de fonctionnement de pression et de débit ou encore intermittent. L'exécution avec purgeur d'air bimétallique permet l'usage avec la vapeur surchauffée. Inconvénients: Montage horizontal, fonctionnement discontinu. Ouverture et fermeture non progressives. Il doit être protégé contre le gel surtout en régime intermittent, à moins d'appliquer un dispositif automatique de vidange. - Purgeur à flotteur inversé ouvert ( FIO ) Fig 1-158 : Il est également appelé " purgeur à cloche " Il se compose essentiellement d'une enceinte constituée par le corps et le couvercle dans laquelle se déplace un flotteur dont les mouvements entrainent l'ouverture et la fermeture d'un clapet par

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L'intermédiaire d'un mécanisme à levier. La vapeur arrivant sous le flotteur ouvert le rempli et chasse l'eau qu'il contenait. Le poids relatif du flotteur diminue, il se soulève fermant ainsi le clapet. A l'arrivée du condensat, la vapeur n'étant pas renouvelée sous le flotteur se condense. Le niveau d'eau à l'intérieur du flotteur monte. Le poids du flotteur augmente, il tombe au fond du purgeur en ouvrant le clapet, permettant ainsi l'évacuation du condensat. Avantages : L'usage est possible avec la vapeur surchauffée à condition de placer un clapet de retenue sur l'arrivée. Bonne tenue aux coups de bélier. Filtre incorporé dans la majorité des modèles. Construction très robuste, mécanisme simple, peu sujet à problème. Inconvénients : La purge d'air n'est faite qu'en faible quantité et lentement. Sensibilité au gel. Si les conditions sont telles que le joint d'eau puisse se revaporiser, ces purgeurs peuvent donner lieu à une fuite de vapeur, mais par une installation correcte, on peut éviter cet inconvénient. Il est toujours intéressant d'en discuter avec un représentant. b) Purgeur thermodynamique Fig 1-159 : Il comporte un corps, un chapeau, un disque libre et deux sièges annulaires. En exerçant une pression dans l'orifice d'entrée, l'air et l'eau soulèvent le disque et s'échappent librement par l'orifice de sortie. Dès que la vapeur succède, par sa grande vitesse d'écoulement, elle crée une dépression sous la face inférieure du disque et venant frapper la périphérie du corps, élève la pression dans la chambre supérieure. La pression dans la chambre qui s'exerce sur toute la face supérieur du disque détermine une force qui excède l'action de la pression à l'entrée et de la contre-pression dans l'espace annulaire sous le disque. Lorsque la pression dans la chambre décroît par la condensation. La poussée à l'orifice d'entrée soulève à nouveau le disque et le cycle recommence. Avantages : Compact, simple, léger, robuste, pas de réglage. Fonctionne dans toutes les positions, insensibles aux coups de bélier, à la vapeur surchauffée, aux vibrations et résistant aux condensats corrosifs. Corps insensible au gel, faible encombrement. Inconvénients : La contre-pression admissible à la sortie est limitée à +/80% de la pression amont pour les types standards et à 50% de la pression amont avec les modèles pour haute pression. Leur fonctionnement est bruyant ( claquements ). Ils peuvent présenter des difficultés au démarrage de l'installation ( création d'une poche d'air ). c) Purgeurs thermostatiques - Purgeur thermostatique à pression équilibrée Fig 1-160 : L'élément thermostatique est constitué d'un soufflet métallique partiellement rempli d'un mélange alcoolisé qui développe une tension de vapeur grandissante et supérieure à la pression de vapeur régnante autour de l'élément.

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Cette pression interne dilate l'élément en fermant le passage du siège et la vapeur ne peut s'échapper. Le condensat en se refroidissant abaisse la température de l'élément qui se contracte laisse passer le condensat mais dès que sa température approche celle de la vapeur, le purgeur se referme immédiatement. La purge d'air s'effectue automatiquement à la mise en service et par la suite, l'air en se refroidissant dans le purgeur en détermine l'ouverture et est évacué. Avantages : Aucun réglage. Léger et peu encombrant. Insensible au gel. Evacue l'air librement au moment du plus grand afflux de condensat. Fonctionne dans toutes les positions. Inconvénients : L'élément thermostatique craint les coups de bélier importants. Sa constitution le rend parfois sensible aux condensats corrosifs. Ne peut pas être soumis à la vapeur surchauffée. - Purgeur thermostatique bimétallique Fig 1-161 : Un élément bimétallique ( lame faite de deux métaux à coefficient de dilatation différents ) actionne le clapet qui est positionné en aval du siège; l'effort développé par l'élément bimétallique doit agir contre la pression existante dans le purgeur pour effectuer la fermeture. Si l'élément est environné de vapeur ou condensat à haute température, la déflexion de l'élément cause la fermeture du clapet. Dès que le condensat se refroidit, le clapet s'ouvre aidé par la poussée due à la pression. Avantages : Robuste, de faible encombrement en regard de ses possibilités d'évacuation, peut être utilisé en vapeur surchauffée. Résiste aux coups de bélier, aux condensats corrosifs et au gel. Evacue l'air librement. Leur entretien est simple et bon marché. Inconvénients : Ne convient pas dans le cas où le condensat doit être évacué à sa température de formation. L'élément bimétallique, par son inertie, n'apporte pas de réponse immédiate à des variations rapides de température ou de pression. 3. Remarques: Les purgeurs peuvent être fournis à brides ou avec extrémités à visser. Le type à flotteur est disponible pour toutes les pressions, débits et fluides. Le type thermostatique s’utilise surtout en basse et moyenne pressions avec débits limités. Le type thermodynamique permet surtout une grande variation dans la pression d’utilisation d’un même modèle. A l’exception des purgeurs thermostatiques, la plupart de ces appareils ne peuvent fonctionner que sur une conduite horizontale. Les purges se font à l’air libre ( attention au personnel ), soit dans un collecteur de purges, selon l’importance du condensat. Dans ce cas, il est toujours indiqué de placer un regard de coulée ( voyant ) afin de contrôler s’il y a débit ou non. Les purgeurs seront toujours placés au point bas des conduites. Généralement, les purgeurs sont munis de filtre, sinon il est prudent d’en prévoir un avant le purgeur, afin d’éviter qu’il ne se bloque. Les purgeurs seront installés au maximum tous les 80 m et à tous les endroits où le collecteur remonte. Notons que les piquages sur les tuyauteries vapeur doivent toujours se trouver sur la génératrice supérieure d'un tuyau horizontal afin que la vapeur, soit aussi sèche que possible. Le montage des purgeurs sur les tuyauteries de vapeur saturée, s'effectuera de préférence comme indiqué à la Fig 1-162 a&b. Le choix d'un purgeur dépendra du débit des condensats à évacuer ( kg/h ), de la pression différentielle et du type de montage. 4. Purges de tuyauteries d'air comprimé : L'air comprimé contient toujours de l'humidité sous forme de vapeur d'eau. La quantité de vapeur d'eau peut atteindre 100% de saturation maximum. Cette saturation peut être exprimée par le poids maximum de vapeur d'eau ( g/m³ d'air ) et ne dépend que de la température de l'air comme le montre le diagramme Fig 1-164. La quantité de vapeur d'eau dans l'air à la limite de saturation ( humidité absolue ) est identique à la masse volumique de la vapeur saturée à cette température. L'humidité absolue augmente au fur et à mesure que la température augmente. Si la température diminue, la quantité de vapeur dépassant le point de saturation se condense. La masse effective de vapeur d'eau est l'humidité relative ( 100% d'humidité relative = saturation = humidité absolue ).

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109

Exemples numériques a) 1 m³ d'air saturé à 23 °C contient 20,5 g de vapeur ( humidité absolue ) comme l'indique le graphique Fig 1-164. Si cet air est comprimé de 1 bar abs à 5 bar abs à température constante, le volume d'air tombera à 1/5 m³ d'air ( loi de Mariotte => p . V = cste ). Le volume ne peut retenir les 20,5 g de vapeur, mais seulement 1/5 soit 20,5/5 = 4,1 g. Le solde est donc de 20,5 – 4,1 = 16,4 g qui se condensera sous forme d'eau. Le tableau Fig 1-165 donne les quantités de condensat maximum à la pression d'aspiration ( 0 barg ), à des températures d'aspiration différentes et une température d'air comprimé de 20°C. Les valeurs de ce tableau seront multipliées par la quantité d'air effectif en m³/h ( taux d'humidité de l'air à l'aspiration = 100 % ) b) Soit 1000 m³/h d'air comprimé à 12 barg, la température d'aspiration est de 10 °C et 20 °C après compression. Le tableau Fig 1-165 donne pour 10 °C et 12 barg => Qm = 8 g/m³, soit 8000 g/h pour 1000 m³/h. Note : - Dans tous les cas où il est nécessaire d'avoir de l'air sec, le projeteur devra prévoir un séparateur d'eau et d'huile s'il y a lieu, voir même un absorbeur. - Toujours veiller à ce que le condensat s'écoule librement par gravité du piquage vers le purgeur, avec une pente constante afin d'éviter tout bouchage. - Le choix des purgeurs à flotteur demande d'avoir un certain niveau de condensat pour s'ouvrir. Ce niveau ne peut s'établir que si l'air s'est échappé du corps. Pour ce faire, on peut surdimensionner la tuyauterie de condensat afin que l'air puisse s'échapper en refluant en sens inverse des condensats, mais pour de gros débits ( Fig 1-166 ) il y a toujours lieu de prévoir une tuyauterie d'équilibrage. 5. Purges des tuyauteries vapeur : Calcul des débits de condensat. - Si la quantité de chaleur nécessaire est connue, le débit de condensat ( Qm ) peut être calculé au moyen de la relation : Qm = 1,2

Qc x 3600 = kg/h 2100

Qc = quantité de chaleur nécessaire ( kJ/s ) 1,2 = coefficient tenant compte des pertes de chaleur - Si la quantité de chaleur ( Qc ) n’est pas connue, elle peut être calculée à l’aide de la relation Qc = M .

cp . ∆t = kW 3600

M = masse de produit à réchauffer par heure cp = chaleur spécifique = kJ/kg.°K ( Fig 1-166 ) t = tf – ti ( t° finale – t° initiale ) Exemple 50 kg d'eau doivent être réchauffé en 1 heure de 20 ° C à 100 °C. Calculer la quantité de chaleur . nécessaire ( cp ( eau ) = 4,19 kJ/kg.°K ).

4,19 ( 373 °K – 293 °K ) = 4,656 kW 3600 4,656 Qm = 1,2 x x 3600 = 9,6 kg/h 2100 Qc = = 50 x

Si les 50 kg d’eau doivent être vaporisés en 1 heure, il faut ajouter la chaleur latente d’environ 2100 kJ/kg soit 50 x

2100 = 29,167 kW. La quantité de chaleur totale nécessaire et, par conséquent, la 3600

quantité totale de condensat formé, se calcule comme suit: Qm = 2,1 ( 4,656 + 29,167 ) = 71 kg/h

110

- Si la surface de chauffe et la différence de température ( tf - ti ) sont connus, Qm peut être calculé comme suit : Qm =

K .S (ts − (ti + tf ) / 2) 3600 x = kg/h r 1000

Qm = quantité de condensat ( kg/h ) K = coefficient de transmission de la chaleur ( tableau Fig 1-167 ) ts = température de la vapeur saturée en °K ( Fig 1-168 ) tf et ti = température finale et initiale en °K r = chaleur latente en kJ/kg ( à la pression moyenne r = +/- 2100 kJ/kg ) 6. Dimensionnement des purgeurs Le débit moyen de condensat formé peut être déterminé grâce aux formules ci-avant. Ces formules montrent que, les autres conditions restant identiques, le débit de condensat augmente avec la différence entre la température de vapeur et la température du produit. Donc le débit de condensat sera plus important lorsque la température du produit est la plus basse. La pression différentielle ( pression amont - pression avale ) déterminant le débit du purgeur est faible lors du démarrage. Lors de la purge de tuyauterie de vapeur saturée, le débit de condensat lors du démarrage peut être de 20 fois plus élevé qu’en service. Si seule, la consommation moyenne de vapeur ( débit de condensat ) est connue, il faut ajouter un facteur de sécurité pour les purgeurs à flotteur. on peut s’attendre à ce que le débit maximum pour des pressions moyennes ( t° condensat ≤ 100°C ) soit de 1,4 fois plus important aux débits d’eau chaude indiqués dans le diagramme de débit des purgeurs fourni par les constructeurs. Le débit maximum des purgeurs thermostatiques ( débit d’eau froide ) par contre, est un multiple de leur débit d’eau chaude indiqué dans les diagrammes de débit des fournisseurs. 7. Remarque : a) Le débit vapeur nécessaire pour réchauffer une tuyauterie en acier peut être déterminé à partir de la relation ci-après : Qm =

188,4 . De . e . L . ρ .Vd . cp H lat

Qm= Débit vapeur t/h De = diamètre extérieur du tube m L = longueur du tube m ρ = masse volumique du matériau du tube = 7800 kg/m³ pour l’acier Vd = vitesse de montée en température °C/h Hlat = chaleur latente de vaporisation de l’eau 500.10³ kcal/kg cp = chaleur spécifique du matériau = 0,11 kcal/kg°C pour l’acier Note : La formule suivante permet de déterminer approximativement Hlat = 2530 – 2,9 . ts = kJ/kg ts = température de vaporisation en °C . Ou consulter les tables de vapeur. b) Quantité de condensat au démarrage d’une conduite vapeur est donnée par la relation :

Qm =

P . cp . ∆t Lv

Qm = masse de condensat kg/m P = masse de la tuyauterie kg/m ∆t = variation de température pendant le préchauffage °C cp = capacité thermique massique du matériau = 0,478 kJ/kg °K pour l’acier Lv = chaleur de condensation de vapeur = 2.10-6 J/kg Exemple : pour une conduite dn 200 et un ∆t = 10°C => Qm = 0,07 kg/m de conduite.

111

3.8.6 EJECTEURS: FIG 1-170

112

Principe: Un fluide sous pression ( fluide moteur ), en général de la vapeur en raison de sa très grande vitesse de détente, mais cela peut être de l’air ou un gae voir de l’eau. Le fluide moteur est admis dans une tuyère ‘’motrice ‘’et en ressort à vitesse accélérée ( effet venturi ). Par la dépression qu’il crée, il aspire et entraîne le fluide à véhiculer vers un diffuseur et sous pression intermédiaire auquel le fluide moteur a transmis une partie de son énergie cinétique ( rappel: Ec = M.v² / 2 = Joules )

3.8.7. SEPARATEURS Ils sont placés sur des conduites de vapeur saturée d'air ( recueil d'huile ) ou de gaz. Le fluide arrivant dans l'appareil rencontre une paroi et des chicanes qui arrêtent les particules liquides ou solides en suspension. Une purge est située au fond de l'appareil afin d'évacuer les éléments indésirables.

3.9 ELEMENTS ACCOMPAGNANT LES TUYAUTERIES 3.9.1 TUYAUTERIES CHAUFFEES ET CALORIFUGEES Certaines tuyauteries véhiculant des fluides ayant des propriétés chimiques et physiques défavorables à une circulation fluide ( ex. fuel lourd ou liquide se solidifiant à température ambiante tel que l’UREE, ou UREE-NITRATE, .... ) nécessitent un apport de chaleur afin de maintenir les fluides à une température permettant un écoulement normal, ainsi que leur pompage. Un chauffage ou un ‘’traçage ‘’de la tuyauterie peut être requis afin d’éviter les détériorations par le gel ( fissures, fuites, etc... ).

On distingue plusieurs moyens pour compenser les calories perdues dans une tuyauterie. - Tuyauterie à enveloppe ( jaketed pipe ) - Traçage extérieur ( external tracing ) - Traçage intérieur ( internal tracing )

113

- Chauffage électrique par bandes chauffantes ou câbles ( electrical tracing ) - Calorifugeage des tuyauteries

3.9.2. TUYAUTERIES A ENVELOPPE Ces tuyauteries sont généralement employées lorsqu’un maximum de surface d’échange de chaleur est nécessaire, ainsi qu’un chauffage uniforme sur la surface du collecteur. Dans ce cas, le collecteur est complètement entouré d’une enveloppe cylindrique formant un anneau fermé véhiculant e fluide chauffant (FIG 1-172). Ce genre de construction s’applique aussi bien aux tuyaux droits qu’aux coudes, tés, robinetterie, filtres etc..... Le fluide chauffant est généralement de a vapeur saturée, mais l’eau chaude, l’huile chaude et d’autres fluides pouvant transporter de la chaleur peuvent être utilisés. Il peut arriver que l’effet inverse soit obtenu, c’est-à-dire que le fluide dans l’enveloppe sert à refroidir le fluide du collecteur. Le rapport des diamètres de l’enveloppe et du collecteur est donné à la FIG 1-174. Il ne faut pas oublier de réaliser un tracé souple ( lyres ) afin de reprendre les dilatations tant pour l’enveloppe que pour le collecteur. Il existe également des joints d’expansion à soufflets combinant les 2 tuyauteries ( collecteur et enveloppe ). Il ne faut pas perdre de vue que le collecteur peut demander un calcul à la pression extérieur ( rappel voir § 3.2.2 ). Afin d’éviter l’affaissement du tube intérieur, on prévoira des guides tous les 3 m environ ( FIG 1-74 ). Les soudures bout à bout, drains, évents injections et autres connexions au tuyau intérieur ne peuvent se faire à l’intérieur de l’enveloppe. Il faut à cet endroit, interrompre cette enveloppe afin de laisser le libre accès aux piquages FIG 1-175. Des injections seront prévues en nombre suffisant pour pouvoir nettoyer le collecteur FIG 1-176. Les inconvénients de ce système sont: - Risque de contamination du fluide ‘’Process ‘’par le fluide chauffant - Coût de l’installation très important - Réparations toujours difficiles

114

-

115

116

3.9.3. TUYAUTERIES AVEC TRACEURS

1. Traceur extérieur : Il consiste généralement en une ou plusieurs tuyauteries de petit diamètre, véhiculant le fluide chauffant et maintenues contre le tuyau à chauffer au moyen de plats recourbés Fig 1-177 ou encore au moyen de rubans métalliques auto-serrant. Le chauffage s'effectuant sur une génératrice de contact est moins uniforme qu'avec une tuyauterie à enveloppe, mais celui-ci peut être accru en multipliant le nombre de tuyaux chauffants ( traceurs ) et en combinant le calorifuge de façon à créer un matelas d'air chaud autour du tuyau à chauffer. Il faut également tenir compte de la différence de température entre le fluide chauffant et le fluide à chauffer, créant de ce fait un t entre les deux tuyaux. Pour cela, il est recommandé de prévoir, de poste en poste, une lyre de dilatation sur les traceurs. Le système de chauffage par traceur extérieur est le plus répandu et le plus facile à réaliser. De plus, il n'y a pas de danger de contamination des deux fluides en cas de fuites dans l'un des tuyaux. Le tableau Fig 1-178 indique le nombre de traceurs recommandés en fonction de l'utilisation et du " dn "

117

De la tuyauterie. Le réchauffage s'effectue par portions prévues chacune avec une alimentation et une sortie munie d'un purgeur ( Fig 173 a & b et Fig 1-179 ). On considère pratiquement que la longueur d’un traceur ne peut être supérieur à 70 m ( vapeur 10 barg ) ni de 35 m pour la vapeur 3 et 5 barg. Pour un traceur dn 15, on admet que le débit vapeur est de l’ordre de 45 kg/h. Si la ligne comporte plusieurs traceurs, ceuxci seront alimentés à partir d’un ‘’Barillet ‘’ avec vannes ( collecteurs de départ et de recueil ). Dans le cas des appareils, de vannes, etc.... le traceur sera enroulés autour de l’appareil en spirale, en prévoyant la possibilité de purge ainsi que le démontage de l’appareil. - Recherche du nombre de traceurs a) Cas des canalisations: Le calcul du nombre de traceurs est basé sur l’équilibre des apports et pertes thermiques du système. - L - La quantité de chaleur ( Q1 ) nécessaire pour élever la température du fluide passant dans une conduite, de t1 à t2 est donnée par la formule: Q1 = Qv . δ . cp ( t2 – t1 ) = J/h Qv = débit volumique du fluide process m³/h δ = masse volumique ‘’ ‘’ ‘’ kg/m³ cp = chaleur spécifique à pression constante du fluide J/kg°C t1 et t2 = température de fluide avant et après chauffage °C ( ou °K ) - La quantité de chaleur ( Q2 ) nécessaire pour élever la température du métal du tronçon de conduite de longueur L de T1 à T2 est donné par la formule: Q2 = M . L . cp’. ( t2 – t1 ) M = masse unitaire du tube process k/m L = longueur du tuyau process cp’= chaleur spécifique du métal ( tuy. process ) ≈ 502 J/kg°C - La quantité de chaleur perdue par l’isolation ( Q3 ) est donnée par la formule: Q3 =

2 π L ( t 2 − t1 ) 1  di + ec  1 In  + λ  di  re . he

he = hr + hc = coefficient de transmission par rayonnement et par conduction du tube ( W/m°K ) Energie thermique globale : Qt = Q1 + Q2 + Q3 Le transfert de chaleur horaire entre le traceur et la tuyauterie process est de l’ordre de τ = 40 000 à 60 000 J/h m² °C. ( surface extérieure du traceur par mètre linéaire ) Ql = τ . A . ∆t . L Nombre de traceurs

n=

Qt QI

Longueur nécessaire d’un traceur pour réchauffer une tuyauterie process :

L=

A = surface extérieure du traceur en m² / m ∆t = écart moyen logarithmique entre le fluide chauffant et le fluide process °C

St τ . A . ∆t

118

∆t =

(tc − t1 ) − (tc − t 2 )  tc − t1   Ln  tc t − 2  

tc = température du fluide chauffant °C t1 = ‘’ initiale du fluide process °C t2 = ‘’ finale ‘’ ‘’ ‘’ °C b) Cas des appareils: La formule permettant le calcul de Q1 deviendra: Q1 =

M . cp . (t 2 − t1 ) = J / kg t

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M = masse du fluide à chauffer en kg cp = chaleur spécifique du fluide à chauffer ( W/m°C ) t = durée du chauffage ( h ) Pour Q2 et Q3 voir ci-avant La longueur du traceur ( serpentin ) sera déterminée au moyen des mêmes formules que pour les canalisations. C’est la perte de charge qui, en fait, conditionne cette longueur. Il est parfois nécessaire e placer plusieurs traceurs en parallèle. Il y a lieu de tenir compte de la déperdition calorifique du réservoir par ses parois. c) Exemple numérique Soit une conduite dn 50 ( de = 60,3 mm ; e = 2,9 mm ) véhiculant de l’huile ( δ = 940 kg/m³ ; cp = 1884 J/kg°K ). L’huile doit être réchauffée de t1 = 20°C à t2 = 30°C sur une longueur maximale de 60 m, sachant que son débit est de 3 m³/h. Le fluide chauffant est de la vapeur saturée sous 10 barg de pression et une température de 180°C. La conduite sera calorifugée au moyen de laine de roche avec une épaisseur ec = 50 mm ( λ = 0,038 W/m°K ). Le coefficient d’échange thermique entre métal traceur et tube est de 11 W/m°K. Combien faut-il de traceurs pour cette conduite ? Q1 = Qv . δ . cp ( t2 – t1 ) = 3 x 940 x 1884 ( 30 - 20 ) = 53 128 800 J/h Q2 = M . L . cp’( t2 – t1 ) M = π . dm . et . δ‘= 3,14 x ( 0,0603 - 0,0029 ) x 0,0029 x 7850 = 4,103 kg/m cp’= 502 J/kg°C Q2 = 4,103 x 60 x 502 ( 30 - 20 ) = 1 235 823,6 J/h Q3 =

2 π L (t 2 − t1 ) x 3600 6,28 x 60 (30 − 20 ) x 3600 = 1 1 1 1  di + 2 ec   0,0603 + 0,1  Ln  Ln  + + λ di   re . he 0,038  0,0603  0,0802 x 11

Q3 = 504 964,7 J/h Qt = 53 128 800 + 1 235 823,6 + 504 964,7 = 54 869 588,2 J/h ∆T =

(180 − 20) − (180 − 30) = 155°C  180 − 20   Ln   180 − 30 

Surface A = 3,14 x 0,0213 x 1 = 0,0669 m²

( traceur dn 15 )

Ql = τ . A . ∆T . L = 50 000 x 0,0669 x 155 x 60 = 31 108 500 J/h Nombre de traceurs n =

Qt 54 869 588,2 = = 1,77 Qi 31108 500

soit 2 traceurs

On peut constater que la plus grande quantité de chaleur à fournir provient de Q1 ( fonction directe du débit ). Pour un liquide immobile nous aurons: Section tube process =

3,14 x 0,0545² = 0,0023 m² 4

Volume du liquide à chauffer = 0,0023 x 60 = 0,1399 m³ Quantité de chaleur à fournir Q1’=

0,1399 x 940 x 1884 (30 − 20) = 2 477 573 J/h 1

Soit Qt’= 2 477 573 + 1 235 823,6 + 504 964,7 = 4 218 361,3 J/h Soit n =

4 218 361,3 = 0,1356 soit 1 traceur. 31108 500

3.9.4 TRACING ELECTRIQUE PAR RUBAN Le ruban consiste en une résistance isolée fixée à un ruban flexible. Généralement employé pour compenser les calories perdues au cours d’un trajet, il peut être employé pour réchauffer un fluide.

120

Certains types peuvent maintenir une température de fluide jusque 800°C. Il existe divers types de rubans traceurs: a) Résistant à l’humidité ou aux produits chimiques b) Non résistant à l’humidité ou aux produits chimiques c) Résistant au feu ( ignifugé ) d) Résistant au feu et à l’humidité ou aux produits chimiques La consommation de courant ( Watt / m ) dépend du diamètre de la conduite, de l’épaisseur du calorifuge, de l’écart entre la température du fluide et de la température ambiante. Pour des diamètres moyens et des températures peu élevées ( < à 800°C ), il peut concurrencer le réchauffage à la vapeur, mais un bilan économique doit être fait. Matériaux pour réchauffage électrique Nature Résistivité t° limite d’utilisation ----------- --------------------------------------------------------------------------Cuivre 1,72 µΩ cm²/cm 250°C Kumanal 41 ‘’ 350°C Tophet A 113 ‘’ < 1000°C 1. Principe: L’apport de chaleur à la conduite est réalisé par effet joule. Un conducteur de résistance ( R ) parcouru par un courant d’intensité ( I ) pendant un temps ( t ) fournit une énergie thermique Q = R.I².t ( J = Ω x A² x s ) ; soit P = Q / t = R.I² = Watt et I = U/R ( U = tension d’alimentation = Volt ). La résistance par unité de longueur est fonction de la résistivité du conducteur et inversement proportionnel à sa section. Ru = ρ / A = Ω / m 2. Exemple numérique Soit une conduite (de = 88,9 mm) et de longueur L = 35 m véhiculant du fuel lourd devant être maintenu à 60°C, sachant que l’on admet une température extérieure de -20°C ( sécurité ) et que la conduite est isolée au moyen de laine de roche ( λ = 0,038 W/m°C ) ; ec = 30 mm. La tension d’alimentation = 220 V - Déperdition calorifique par m de conduite Q =

2 π λ (t 2 − t1 ) 6,28 x 0,038 (60 − (− 20)) =  di + 2 ec   148,9  Ln In    di    88,9 

soit Q = 37,03 W/m°C. On ajoute pratiquement 20% pour les pertes calorifiques via les supports, soit Q = 44,4 W/m°C Pour les 35 m de conduite, nous aurons: Q = 44,4 x 35 = 1554 W Résistance totale nécessaire R = U² / ρ = 220² / 1554 = 31 Ω Calcul de la résistance par mètre: par sécurité, on considère un conducteur de longueur double soit L = 70 m soit Ru = 31 / 70 = 0,4446 Ω/m soit 444 600 µΩ/m ou encore 4446 µΩ/cm Choix du conducteur: pour le kumanal ρu = 41 µΩcm²/cm Diamètre de l’âme = 2

0,922 = 1,08 mm 3,14

Ames et gaines ( suivant fournisseur ) Diamètre de l’âme ( mm ) Diamètre gaines ( mm ) 0,48 2,6 0,56 3 0,74 4 0,74 3,4 0,92 3,4 1,08 4 1,25 4 1,44 4,6 1,72 4,6 2,09 5,6

Surf. ext. gaine ( cm²/m ) 81,6 94,2 125,6 106,7 106,7 125,6 125,6 144,4 144,4 175,6

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Pour une âme de diamètre 1,08 mm, la gaine sera d’après ce fournisseur de 4 mm, soit une surface extérieure de 125,6 cm²/m. Puissance par m = 1554 / 70 = 22,2 W/m soit un flux / m de 22,2 / 125,6 = 0,1768 W/cm² de surface extérieure de gaine.

3.10 CALORIFUGEAGE DES TUYAUTERIES 3.10.1 NECESSITE DE CALORIFUGER

Les pertes de chaleurs des fluides véhiculés dans les tuyauteries sont des pertes d’énergie, il faut donc les combattre avec la plus grande efficacité. A titre d’exemple, une tuyauterie dn 100 ayant une température de 200°C et de longueur L = 60 m peut perdre une quantité d’énergie équivalente à 3 litres de gasoil à l’heure, soit quelque 26 250 l / an. Le calcul économique d’une installation est assez complexe et le choix d’une solution devra tenir compte de la durée de fonctionnement annuelle, de la durée de vie de l’installation d’une part et du prix de l’isolation d’autre part. Le calcul est également applicable pour des installations frigorifiques ou l’inverse est visé, c’est-à-dire que l’on empêche le fluide de se réchauffer, ce réchauffement entraînant également une perte d’énergie. Une autre nécessité, est la protection du personnel à partir de 60°C. Les pertes de chaleur se font simultanément par convection, par conduction et par rayonnement Q = Kg . S . ( T2 - T1 ) Q = quantité de chaleur transmise W/m Kg = coefficient global de transmission W/m²°K S = surface extérieure m² ( t2 – t1 ) = différence de température entre le fluide et le milieu ambiant °K ( ou °C ) Le coefficient ( Kg ) varie en fonction de la nature du calorifuge, de sa masse volumique, de l’épaisseur et du ∆t.

3.10.2 LES MATERIAUX ISOLANTS

Les matériaux utilisés dans l’isolation thermique des canalisations doivent posséder un certain nombre de caractéristiques mécaniques et chimiques dont la plus importante est la conductibilité thermique ( λ ), qui doit avoir la valeur la plus faible possible, les autres caractéristiques importantes sont: - Résistance chimique vis-à-vis de l’environnement ‘’ à l’action de l’humidité ‘’ aux vibrations ( éviter le tassement du calorifuge vers le bas ) ‘’ mécanique sous température ‘’ au feu - Aucune action néfaste sur la santé du personnel - Faible masse volumique - Facilité d’installation C’est l’air qui est le meilleur des isolants à condition toutefois qu’il soit immobile ( milieu fermé ). Tous les isolants massiques sont basés sur ce principe, ils sont donc composés d’une masse comportant une multitude de petites bulles d’air isolées les unes des autres. Une formule empirique permet de déterminer approximativement la valeur de λ pour des températures proches de l’ambiance.

δ

δ4

 λ = 0,9  +  5 30 

δ‘= densité de l’isolant ( nombre sans dimension )

1. Types de matériaux isolants L’isolation des tuyauteries peut, en principe, être réalisée aussi bien avec des matelas sur treillis ( tuyauterie > à 200 mm ) qu’avec des coquilles ( tuyauterie ≤ 200 mm ), mais l’utilisation de coquilles pour des diamètres de l’ordre de 350 mm peut être envisagée pour des cas particuliers ( haute température par exemple ).Il est toujours possible que l’eau puisse s’infiltrer derrière l’isolation et qu’elle soit en contact avec le métal. Il faut donc que le métal soit protégé par un coating appliqué conformément aux prescriptions du fabricant.

122

a) Fibres de verre: ( laine de verre ) soit en vrac pour bourrages, soit en matelas, soit en coquilles. Utilisées pour des températures allant de - 180°C à + 510°C. Incombustibles, résistant aux chocs et à l’humidité. N’attire ni la vermine, ni les rongeurs ( λ = 0,032 + 0,00016 T = W/m°K ); masse volumique 30 à 300 kg/m³; chaleur spécifique= 840 J/kg°K.

b) Laine de roche: ( laine minérale ) livrable soit en coquilles rigides englobant les tuyaux jusque 500 mm et résistant à des températures jusque 600°C ou sous forme de matelas, les fibres étant retenues entre 2 treillis en fil de fer ou en métal déployé. Cette dernière forme est généralement employée pour couvrir de grandes surfaces. ( λ = 0,035 + 0,00014 . T = W/m°K ) ; masse volumique de 80 à 150 kg/m³; chaleur spécifique = 920 J/kg°K. c) Laine de scories: ( coton de silicone ) forme granulaire de laine minérale. Fournie en formes moulées rigides ( coquilles ) ou matelas semi-rigide. Pour température jusque 600°C ( pour caractéristiques voir b) d) Céramique: matériau non combustible et résistant. Revêtement réfractaire et isolant. S’applique par projection au moyen d’un pistolet pneumatique ou en vrac comme bourrage ou en matelas. Résiste très bien aux températures élevées ( 1200°C ) ainsi qu’au froid. Résistant aux attaques des produits chimiques. Absorbe l’humidité jusqu’à un certain degré. e) Silicate de calcium: composé généralement de +/- 15% de fibres avec remplissage de diamotite ( Kieselguhr ) et d’un matériau durcisseur. S’emploie sous forme rigide ( coquilles ) ou plastique. Pour des températures de 200 à 1000°C ( λ = 0,05 + 0,00013 . T ) ; masse volumique = 200 kg/m³ ; chaleur massique = 920 J/kg°K. f) Kieselguhr ( diatomite ): se trouve à l’état naturel. Il a en séchant une structure proche de la magnésie, mais en possédant une meilleure conductibilité. Peu de résistance mécanique. Pour des températures de 900 à 1000°C. g) Perlite: d’origine volcanique, c’est une poudre constituée de particules formées d’une paroi siliceuse entourant une bulle gazeuse, elle peut être utilisée telle quelle en poudre, mais également en matelas ou en coquille. Elle est surtout utilisée pour l’isolation cryogénique ( avec ou sans vide ).( λ = 0,046 + 0,00012 . T ); masse volumique = 40 à 100 kg/m³; chaleur massique = 840 J/kg°K h) Vermiculite: Silicate double d’alumine ou de magnésie qui s’expanse vers 500°C, avec une augmentation de volume des particules. Il peut être utilisé avec du ciment ou du plâtre comme liant ( coquilles ). C’est la nature du liant qui conditionne les caractéristiques mécaniques du produit. ( λ = 0,089 + 0,00007 . T ) ; masse volumique = 70 à 110 kg/m³ ; chaleur massique = 880 J/kg°K. i) Liège : utilisé pour les basses températures ( - 160 à + 90°C ). Résistance mécanique appréciable, résiste bien à l’humidité, obtenable en coquilles ou moules. Résiste bien aux vibrations, mais il est combustible. ( λ = 0,046 + 0,00012 . T ) ; masse volumique = 100 à 200 kg/m³; chaleur spécifique = 1380 J/kg°K. j) Mousse de verre : verre fondu détendu, d’aspect cellulaire, monté en coquilles et / ou en matelas. Bonne résistance à l’humidité et incombustible. Résiste aux températures de - 240 à + 425°C. ( λ = 0,051 + 0,00015 . T ); masse volumique = 130 à 160 kg/m³; chaleur spécifique = 840 J/kg°K. k) Mousse de polyuréthane : matériau synthétique très léger, très basse conductibilité, convient bien pour les industries cryogéniques. pour service entre -240 et + 110°C. S’emploie sous différentes formes à savoir:

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- Forme rigide: moules, coquilles, enveloppes pré-moulées - Par injection: remplissage d’un espace annulaire ( par exemple ) entre 2 tuyauteries ou entre 2 parois - Par projection directe au moyen d’un pistolet pneumatique sur les équipements à protéger. - En forme souple ( matelas ) ( λ = 0,037 + 0,00005 . T ) ; masse volumique = 10 à 0 kg/m³; chaleur spécifique = 1380 J/kg°K .

l) Les isolants métalliques : la qualité d’un isolant dépend de la quantité de cellules remplies d’air et isolées pour éviter les courants de convection. il s’avère possible de fabriquer des isolants métalliques dont la structure cellulaire remplit les conditions d’isolation. Ces isolants ne perdent pas leur qualité d’isolation sous pression. Ils ont été mis au point pour les réacteurs nucléaires de la filière graphite-gaz. Ils constituent la solution lorsque l’isolant est sous pression ( 400 bar ) et pour une température de 500°C. Il est cependant très cher.

3.10.3 REALISATION DU CALORIFUGEAGE DES CANALISATIONS

La mise en oeuvre des matériaux isolants a une importance considérable sur les performances et il serait inutile d’exécuter des calculs relativement précis si la réalisation ne respectait pas les hypothèses de base. 1. Calorifugeage des parties droites: il dépend de la forme sous laquelle se présente l’isolant ( matelas ou coquilles ). a) Coquilles: Les coquilles sont posées à joints croisés pour l’isolation en une couche et à joints décalés pour l’isolation en plusieurs couches. Elles sont ligaturées à la tuyauterie par des feuillards en aluminium

124

de 12,5 mm, 2 par coquille ou enroulées par un fil d’acier inoxydable. Les raccords en T, supports, etc.... sont ajustés sur place par découpage ( FIG 1-182 ) b) Matelas: Ils sont posés de manière jointive. Ils seront cerclés et comprimés par des fils galvanisés ( 2 par mètre ), avant la mise en place de la protection afin d’éviter toute déformation de celle-ci. Les matelas posés côte à côte sont cousus ensemble. Si l’on applique 2 couches de matelas, ceux-ci seront placés en quinconce et les joints seront alternés ( FIG 1-182 ) Des anneaux de soutènement seront placés aux endroits où l’on craint des endommagements. Il faut également appliquer des anneaux de soutènement, si le matelas n’est pas assez comprimé lors de la pose ( FIG 1-183 ). Si l’on applique plusieurs couches, le diamètre des anneaux peut être choisi de telle sorte que la couche d’isolation extérieure soit posée sur ces anneaux, ceci afin d’éviter les ponts thermiques à l’endroit des anneaux. pour les tuyauteries verticales, il faut appliquer une construction de soutènement tous les 4 m environ ( FIG 1-183 ). Remarque : Les tuyaux munis d'un traceur peuvent être isolés aussi bien par un matelas sur treillis que par une coquille ( Fig 1-183 )

2. Protection des isolants: La protection des isolants contre les chocs et les conditions climatiques est en générale constituée par des tôles galvanisées ou en aluminium et parfois encore en inox de 0,6 à 1 mm d’épaisseur dont les bords sont moulurés ( FIG 1-184 ). Elles sont installées avec un recouvrement de ± 50 mm et fixées les unes aux autres par des vis Parker. Dans le cas des tuyauteries à haute température, un certain nombre de joints circulaires seront laissés libres pour permettre la dilatation. 3. Pièces de formes particulières: En dehors des parties droites, une canalisation possède des accessoires qui peuvent, du point de vue de l’isolation, poser des problèmes. Citons par exemple: les brides; les compensateurs de dilatation; les supports; les vannes ou autres types de robinetterie. Les brides ne sont pas toujours calorifugées, c’est pourtant une erreur, car l’absence d’isolation provoque une augmentation du gradient de température entre la bride et la boulonnerie, pouvant conduire à des contraintes excessives dans celles-ci, entraînant un desserrage lors du refroidissement. Lorsque ces brides sont calorifugées, la conception de l’isolation doit permettre un démontage facile du joint des brides et une vérification de l’étanchéité de celles-ci ( FIG 1-185 ). L’isolation des compensateurs de dilatation doit permettre les mouvements de ceux-ci dans toutes les directions prévues. Si le compensateur comporte des tirants, ils seront disposés à l’extérieur du calorifuge afin de ne pas diminuer leur résistance. Si par exception, cela devait se produire, il faudrait prendre en considération la température du fluide pour leur calcul ( FIG 1-186 ).

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4. Le supportage: Tous les supports liant la tuyauterie aux structures constituent des ‘’Ponts thermiques ‘’et augmentent considérablement leur déperdition. On peut, pour chaque support, établir une note de

calculs de déperditions, mais cela demanderait un travail long et coûteux. Il est préférable d’utiliser la formule empirique suivante: Qs =

45 . Ap . (t1 − t 2 ) ec

Qs = perte calorifique ( Watts ) Ap = section du support ( m² ) t1 = température du fluide ( °K ) t2 = ‘ ’ de l’ambiance ( °K ) ec = épaisseur de l’isolant ( m ) On suppose que la conductibilité de l’acier est de λ = 45 W/m°K . l’expérience montre que les déperditions par les supports sont de l’ordre de 20% des déperditions à travers le calorifuge. Pour un calcul rapide, on retiendra ce pourcentage. Il existe la possibilité d’isoler les supports de la tuyauterie en choisissant un isolant ayant une très bonne résistance mécanique, permettant de fixer le support sur l’isolant, ce qui permet aux colliers de rester froid et d’adopter une qualité d’acier courante, ce genre de support est actuellement standardisé. Dans le cas d’attache par ‘’Trunnion ‘’( tube de forte épaisseur soudé sur la tuyauterie ), il est indispensable de le bourrer d’isolant et pour ce faire prévoir un trou dans la plaque de fermeture. Lorsque la tuyauterie est située à l’extérieur, il y a lieu de prévoir un capuchon autour des pendards ( FIG 1-182 ) permettant de protéger l’isolant contre l’introduction de l’humidité. 5. La robinetterie: Le calorifugeage de la robinetterie doit être prévu démontable afin de permettre toutes interventions. Il y a également lieu de prévoir un détecteur de fuite au droit des brides et un seul pour la robinetterie à bouts soudables. La FIG 1-185 montre ce type de calorifuge caractérisé, par la

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protection métallique, par des pièces de forme munies d’attaches permettant un démontage rapide. Il existe également des capuchons matelassés à fermeture rapide pour tuyauteries soumises à des températures moyennes. 6. Isolation des tuyauteries cryogéniques: Il existe actuellement des procédés d’isolation spécifique pour les appareils et tuyauteries soumis à des températures pouvant atteindre - 200°C. Indépendamment des isolants classiques dans leur plage de températures concernées, plusieurs systèmes peuvent être utilisés; comme par exemple:

a) L’isolation par double enveloppe: Dans laquelle une poudre fine telle que la perlite est introduite au moyen d’un vide ( +/- 10-2 Tor ). L’absence de gaz limite les pertes thermiques par convection et seuls subsistent la convection et le rayonnement qui , lui, peut être réduit par l’opacification des poudres. C’est une technique coûteuse, mais la conductivité moyenne entre - 196 et + 20°C est de l’ordre de 0,001 à 0,2 W/cm°K et peut être réduite d’un facteur 10 en utilisant ces poudres opacifiées. Les doubles enveloppes supportant de fait une pression extérieure de 1 barg doivent être calculées en utilisant, par exemple, le code ASME VIII div 1. Dans certains cas, des raidisseurs devront être placés. b) Les superisolants: Partant du principe qu’il est possible de réduire la conductibilité au moyen de surfaces réfléchissantes sous vide, cela a conduit à imaginer des ensembles de couches réfléchissantes séparées par des micro-fibres, peu conductrices et facilement dégazables, le tout placé dans une enveloppe soumise au vide ( λ = 0,0001 W/m°K ). Ces isolants ont surtout été développés pour la technique spatiale et restent toujours d’un coût très élevé.

127

c) Réalisation de l’isolation cryogénique: Elle doit obéir à des règles précises afin d’obtenir une efficacité de l’isolation dans le temps. - L’isolant doit être posé à joints croisés et alternés avec des joints de contraction à chaque couche. - L’isolant est collé et jointoyé avec des produits convenables

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- Pour tous les isolants qui sont sensibles à l’absorption de l’humidité, il est indispensable de prévoir un ou plusieurs écrans pare-vapeur pouvant être constitués par des couches d’enduits étanches sur une toile servant d’armature. Ces couches sont fragiles et de ce fait doivent être continues et protégées. Le respect du principe de la continuité de l’écran pare-vapeur crée des difficultés pour la réalisation d’éléments d’isolation démontables tels que les brides et la robinetterie.

3.11 DETERMINATION DE L’EPAISSEUR DU CALORIFUGE Les critères habituellement retenus pour la recherche de l’épaisseur d’un calorifuge sont: - Le critère économique - Le critère de la température de surface ( protection du personnel ) - Le critère de l’énergie calorifique ( ou frigorifique ) perdue - Le critère de la chute de température dans la conduite

3.11.1 LE CRITERE ECONOMIQUE

Dans ce cas, l’épaisseur de l’isolant sera déterminée en fonction du coût de la perte d’énergie. L’ensemble de ces coûts devra être minima. a) Coût de l'investissement Coût du calorifugeage et de la main d'œ uvre. Le coût de l'isolation peut être décomposé en 2 termes : - Le premier terme proportionnel au volume de l'isolant. - Le deuxième terme proportionnel à la surface extérieur de l'isolant. Le coût total par mètre linéaire peut s'écrire comme suit : C1 = X . V + Y . S X = prix en Euro/m³ Y = prix en Euro/m² S = surface du revêtement extérieur par m S = ( di + ec ) ec = eps calorifuge V = volume par metre linéaire de l'isolant V = ( di . ec + ec² ) b) Coût de l'installation : ( pertes d'énergie calorifique à travers l'isolation pendant la durée de fonctionnement prévue ).

n . Ku formule dans laquelle : N π (Ti − Ta ) Q= = W/m ( Joules ) 1 1 de Ln + 2 .λc di he . de C2 = 3600 . Q . CA .

Toutefois, ce coût C2 s'étend sur toute la durée du Fonctionnement et doit donc être actualisé sur N années. CA est le coefficient d'actualisation suivant le tableau Fig 1-194. N =nombre d'heures de fonctionnement Ku = prix unitaire de l'énergie Euro/Joule N = nombre d'années de fonctionnement. c) Optimisation : Une méthode simple consiste à réaliser le calcul C1 et de C2 pour un diamètre donné, en faisant varier l'épaisseur pour en déduire la

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valeur de l'épaisseur de l'isolant. Pour ce faire, on utilise les tableaux Fig 1-189 à 191 donnant en première approximation l'épaisseur des isolants en fonction du type d'isolation, du diamètre nominal de la conduite et de la température du fluide véhiculé. Il existe évidemment d'autres méthodes plus analytiques ( WADIL, VDI, … . ) d) Exemple numérique Données : di = 273 mm ( dn 250 ) ti = 480 °C ( Ti = 753 °K ) ta = 20 °C ( Ta = 293 °K ) Protection calorifuge = ac. Galvanisé Vent = 2,5 m/s he = hr + hc = coefficient de transmission + coefficient de transmission par convection. Les valeurs de hr et hc peuvent déduites des relations suivantes :

hr =

 To  4  Ta  4  C   −    100   100   To − Ta

= W/m².°K

C = coefficient de rayonnement du matériau de protection ( W/m².°K ) Alu brillant C = 0,22 ‘’ terni = 0,41 Ac. galvanisé = 1,59 Ac. inox = 0,15 hc ( air calme ) peut être déduit par la relation hc = 1,21 Pour une vitesse de vent > 1 m/s : hc =

4,13 x V de 0, 2

3

To − Ta

0 ,8

Rappel: pour déterminer la vitesse du vent en fonction de la pression dynamique imposée dans les normes ( NBN, EUROCODES,.... ), on utilise la relation V = 4 ex. qd = 100 dan/m² Solution

V=4

qd

100 = 40 m/s

 323  4  293  4  1,59   −    100   100   hr = = 1,4 W/m².°K (60 − 20 ) hc =

4,13 x 2,50,8 = 9,75 W/m².°K 0,5330, 2

et

( de = di + 2 ec )

he = 1,4 + 9,75 = 11,5 W/m².°K En première approximation on peut utiliser pour ( he ) la valeur de 11 W/m².°K pour l’acier galvanisé. Coût du calorifuge X = 175 €/m³ ; Y = 40 EUR/m² ( prix fictifs ) ( Valeurs à vérifier auprès des fournisseurs d’isolant ) Nombre d’heures de fonctionnement prévues = 87 600 h ( N = 10 ans ) Coût de l’énergie Ku = 10.10 -8 €/J ( prix fictif à vérifier également ) Coût de l’argent t = 8%, par exemple, soit CA = 6,71 pour N = 10 ans ( FIG 1-194 ) Eps en mètre (sur base FIG 1-189) 0,11 m 0,13 m 0,15 m V = 3,14 ( di . ec + ec² ) = m³ 0, 1323 0,165 0,199 S = 3,14 ( di + 2 . ec ) = m² 1,548 1,674 1,799 C1 = X . V + Y . S = € 85 95,83 106,78

130

Q=

3,14 (Ti − Ta ) =W/m de 1 1 / 2 λc Ln ( ) + di he . de

C2 = 3600 x Q x CA x

n x Ku = N

446,4

395,4

106,78

236,15

209,18

190,45x

C1 + C2 = Euro 321,15 304,01 297,23 L’épaisseur de 130 mm offre une bonne moyenne au niveau de la rentabilité.

3.11.2 CRITERE DE LA TEMPERATURE DE SURFACE Il est utilisé lorsqu’il s’agit d’obtenir une protection du personnel, ou encore d’éviter des condensations. La température de surface est donnée par la relation: Ts = Ta +

Ti − Ta de de In 1 + he 2 λc di

Formule dans laquelle : Ts = température de surface °K Ti = ‘’ du fluide °K Ta = ‘’ de l’ambiance °K he = coefficient de convection ( hc ) + coefficient de rayonnement ( hr ). En prem!ère approximation on peut utiliser pour he : 6 W/m².°K di = diamètre extérieur du tube ( m ) ec = épaisseur du calorifuge ( m ) de = diamètre extérieur du calorifuge de = di + 2ec ( m ) λc = conductibilité thermique du calorifuge W/m.°K N.B: - La température Ts, pour la protection du personnel, ne pourra dépasser 60°C ( 333°K ). ( Voir également le tableau FIG 1-196 )

131

- Pour éviter toutes condensations extérieures, Ts doit être plus élevée que celle à partir de laquelle les condensations se produisent et qui dépend du degré hygrométrique de l’environnement ( FIG 1-197 ). Rappelons qu’au delà de 90% d’humidité relative, la précision des calculs ne permettent plus de garantir l’absence de condensation. Notez la possibilité d’obtenir gratuitement les logiciels K-CAL

(Rockwoll) ou ISOVER (K-55) auprès de ces sociétés.

3.11.3 CRITERE DE DEPERDITION TOTALE canalisation.

Dans ce cas, il faut se fixer la quantité de chaleur ( W/m°K ) perdue par l’ensemble de la

π (Ti − Ta ) = W/m 1 1 de + In 2 λc di he . de

De la formule

Q=

On trouve:

di ec = 2

avec

de = di + 2 ec

 π (Ti − Ta ) 1     2 λc  −   Q he . di   − 1 2,718228  

ec = épaisseur du calorifuge ( m ) Q = quantité de chaleur ( W/m ) Dans cette formule, le rapport

1 a été remplacé par ( 1/he.di ) afin d’éviter les calculs par itération, he. de

puisque cela ne conduit qu’à une erreur très négligeable vu la valeur de ce terme et que par conséquent cela va dans le sens de la sécurité. Remarque: Si le calorifuge comporte plusieurs couches, ce qui est assez rare, le problème ne pourra être résolu qu’en effectuant plusieurs calculs.

3.11.4 CRITERE DE LA CHUTE DE TEMPERATURE EN LIGNE La température moyenne est déduite de la formule: Tm =

T1 − T 2 T1 Ln T2

T1 = température au départ du fluide °K T2 ‘’ à l’arrivée ‘’ °K Notons que cette formule peut souvent être remplacée par Tm = ( T1 + T2 ) / 2 l’erreur étant négligeable. La quantité de chaleur perdue par seconde est tirée de la relation Q1 = qm . cpe ( T1 - T2 ) qm = débit massique du fluide ( kg/s ) cpe = chaleur spécifique (massique) à pression constante ( J/kg. °K ) T1 - T2 = ∆T = chute de température admissible ( °K ) Q = Q1 / L = W/m ( L = longueur de la conduite en m )

132

La formule générale comportant un coefficient a = 1,2 à 1,3 tenant compte des pertes par supportage ou autres problèmes en ligne et négligeant les pertes externes ou internes faibles par rapport à celles consécutives à la conduction de l’isolant, deviendra:

di ec = 2

 a . π (Tm − Ta ) ) 1     2 λc  −   Q he . di   − 1 2,71828  

Exemple numérique: Soit une canalisation dn 250 ( φ ext = 273 mm ) véhiculant de la vapeur surchauffée à la pression de 28 barg sous une température de 340°C avec un débit massique de 40 T/H. La température de l’ambiance est de - 20°C et la conduite développée a une longueur de 2 km. La température à l’arrivée ne peut être inférieure à 320°C. Quel sera l’épaisseur de l’isolant nécessaire si sa conductibilité thermique moyenne est de λc = 0,05 W/m°K Tm =

340 − 320 = 330 °C  340  Ln    320 

Vapeur surchauffée 28 barg à 330°C --> cpe = 2416 J/kg Débit massique par seconde =

40 000 kg / h 3 600

Déperdition calorifique maximale Q1 = 11,11 x 2416 ( 340 - 320 ) = 536 835 W Q/m = 536 835 / 2000 m = 268,42 W/m Considérons he = 11 W/m²°K

0,273 ec = 2

1  1,3 x 3,14 (320 − ( − 20 ))     − 2 x 0 , 05  268 , 42  11 x 0 , 273  − 1 = 0,092 m 2,71828  

soit ec ≈ 95 mm, valeur inférieure à celle du tableau 1-189 qui donne ec = 110 mm, nous restons donc bien en sécurité.

3.11.5 PROTECTION CONTRE LE GEL Lorsqu’une tuyauterie véhicule un fluide tel que de l’eau par exemple et que celle-ci est soumise à une température < à 0°C, elle peut subir des dégâts importants dus au gel pour autant que le débit ce réduise ou s’annule. Une isolation aussi épaisse soit-elle ne pourra empêcher ce phénomène, tout au plus pourra-t-elle le retarder, car l’équilibre entre la température du fluide et celle du milieu extérieur finira par s’établir. Deux cas peuvent se présenter, à savoir les cas de la recherche d’un temps ou d’une épaisseur d’isolant et le cas d’une recherche de débit. 1.Cas de la recherche d’un temps ou d’une épaisseur d’isolant a) Calcul des quantités de chaleur

 π . di ²   x δf = kg/m  4 

- Fluide: m1 = 

di = diamètre intérieur de la canalisation ( m ) δf = masse volumique du fluide ( kg/m³ ) Qf = cpf . m1 . ( Ti - 273°K ) Ti = température initiale du fluide ( °K ) cpf = chaleur massique à pression constante du fluide J/kg°K - Tube : m2 = π . di . et . δm = kg/m et = épaisseur de la tuyauterie ( m ) δm = masse volumique du métal de la tuyauterie ( kg/m³ ) Qm = cpm . m2 . ( Ti - 273°K ) cpm = J/kg°K pour l’acier: cpm = 502 J/kg°K

133

- Congélation: Qc = Qf . ( 0,25 . m1 ) Qf = chaleur de fusion ( ou de congélation ) du fluide ( Qf = 334 880 J/Kg pour l’eau ) Qc = chaleur nécessaire à la congélation de 25% de la masse de fluide contenu dans un mètre de conduite ( au-delà de cette valeur, les opérations de remise en fonctionnement risquent d’être perturbées ). b) Déperditions Q1 =

2 π λc {(Ti − 273° K ) + (273° K − Ta )}  di + 2 ec  In   di  

= J/m

Ta = température de l’ambiance °K Q2 =

2 π λc (273° K − Ta ) = J/m  di + 2 ec  In   di  

c) Temps pour atteindre l’équilibre des températures

 Qf + Qm   Qc   = secondes  +  Q 1 Q 2    

Il est donné par la relation : tE = 

et

  di + 2 ec   In     Qf + Qm Qc di   x tE = +   2 π λc   Ti − 273° K  + (273° K − Ta ) (273°K − Ta )     2 

Qf + Qm Qc   2 π . λc . t E / +  2,71828 ((Ti − 273°K ) / 2 ) + (273° K − Ta ) (273° K − Ta ) x di  − di ec =   2    

ec = épaisseur du calorifuge en mètre 2. Cas de la recherche d’un débit Il faut considérer, ici, la déperdition d’énergie par unité de temps pour la longueur totale de la conduite. Nous savons que Q1 =

a . L . π (Tm − Ta ) 1  di + 2 ec  In   2 λc  di 

Cette déperdition doit équilibrer l’apport calorifique dû au fluide passant dans la conduite à la température Ti, à celle inférieure à 0°C ( 273°K ) en fonction du débit recherché. Q1 = Qf . cpf ( Ti - 273°K ) ---> d’où Qm Exemples numériques a) Supposons une conduite dn 100 ( φ 114,3 x 3,6 ) véhiculant de l’eau ayant les caractéristiques physiques suivantes: Ti = 281°K ( 8°C ) Chaleur de congélation de l’eau = 334 880 J/kg δf = 1000 kg/m³ ( soit 80 Kcal/kg dans les anciennes unités ) cpf = 4186 J/kg Température extérieure = - 20°C ( 253 °K ) To = 273°K ( 0°C ) La conduite est munie d’un isolant ayant une conductibilité λc = 0,04 W/m.°K Quelle sera l’épaisseur ( ec ) de cet isolant nécessaire pour protéger la conduite contre le gel lors d’un arrêt d’une durée de 48 h ( δm ( acier ) = 7850 kg/m³ et cpm = 502,32 J/kg°K ) Solution

134

3,14 x 0,107²  π . di ²  x 1000 = 8,99 kg/m  x δf = 4  4 

m1 = 

Qf = cpf . m1 . ( Ti - 273°K ) = 4186 x 8,99 x ( 281 - 273 ) = 301 057 J/m m2 = π . di . et . δm = 3,14 x 0,1143 x 0,0036 x 7850 = 10,143 kg/m Qm = epm . m2 . ( Ti - 273°K ) = 502,32 x 10,143 x ( 281 - 273 ) = 40 760 J/m tR = 48 h x 3600 = 172 800 s Qc = 334 880 x 0,25 x 8,99 = 752 643 J/m Notons qu’il n’est pas nécessaire de faire intervenir, ici, Q1 et Q2  301 057 + 40 760 752 643     + 6, 28 x 0 , 04 x 172 800 /  − + − − 253  281 273 / 2 273 253 273 ( ( ) ) ( )   2,71828  ec =  x 0,1143 − 0,1143 2    

ec = 0,075 m soit 75 mm Vérifions les valeurs trouvées Q1 =

Q2 =

6,28 x 0,04 x 24 2 π . λc . ∆T 1 = = 7,192 W / m Ln 2,312  0,1143 + 0,15  Ln   0,1143  

2 π . λc . ∆T 2 6,28 x 0,04 x 20 = = 6,002 W/m 0,837 0,837

 Qf + Qm  Qc  301 057 + 40 760   752 643   + = +  = 172 926,1 s ----> 48 h Q 1 Q 2 7 , 192 6 , 002      

tE = 

b) Soit une canalisation de longueur L = 20 m en dn 50 ( φ 60,3 x 2,9 ) à la température de -20°C ( température du fluide ) cpe = 4186 J/kg. La température extérieure = - 20°C Isolant = laine de roche λc = 0,038 W/m°K, épaisseur = 40 mm. Calculer le débit minimal nécessaire pour éviter le gel dans ces conditions ( To : 0°C = 273°K ). Solution Tm =

T1 − T 2 283° K − 273° K = = 278°K ( + 5°C ) 283 T1 In In 273 T2

Déperditions horaires en adoptant 20% pour les pertes par supports ( a = 1,2 ) Q1 ≤

a . L . π (Tm − Ta ) 1,2 x 20 x 3,14 (278 − 253) = = 169,56 W 1 1  0,0603 + 0,08   di + 2 ec  Ln  Ln    di 2 λc 0,0603   2 x 0,038  

Côté fluide: Q1 ≤ qm . cpe . ∆T = qm x 4186 ( 286 - 273 ) soit qm =

169,56 = 0,004 kg/s 4186 (283 − 273)

Soit par heure = 0,004 x 3600 = 14,58 kg/h Soit encore en adoptant un coefficient de sécurité = 1,5, nous obtiendrons 14,58 x 1,5 = 21,874 kg/h ou +/- 22 l/h.

135

3.12 TUYAUTERIES ENTERREES Bien que cet ouvrage soit particulièrement dédié aux tuyauteries aériennes, nettement majoritaire sur un site chimique, il nous a paru intéressant d’ajouter ces quelques notes relatives aux conduites enterrées à l’exclusion des égouttages dont l’étude est généralement réalisée par le génie-civil.

3.12.1 FONCTIONS -

Collecter les eaux de pluies ou usées ( résiduaires ), c’est une fonction d’égouttage qui ne sera pas traitée dans cet ouvrage. Distribuer les eaux de réfrigération, de lutte contre l’incendie, les eaux potables, … … .. Ces tuyauteries ont parfois des diamètres très important surtout dans le cadre des eaux de réfrigération.

-

3.12.2 CONDITIONS D’UTILISATION

Elles sont identiques à celles des tuyauteries aériennes ( § 2.6.1 )

3.12.3 MATERIAUX UTILISES

Ils sont ici encore fonction du type de fluide. On utilise néanmoins très souvent les aciers au carbone, les aciers inoxydables, les polyéthylènes et le propylène. Les conduites métalliques doivent être protégées de la corrosion extérieure soit par un enrobage en polyéthylène ou bitumeux. La partie interne est parfois protégée de l’agression des fluides par de l’époxy, du PVC, du bitume, … .. Attention, les tuyauteries en inox peuvent être attaquées par les chlorures dissous dans le sol, il est donc recommandé de placer des bandes de polyéthylène. Toutes les tuyauteries peuvent être soumises à une corrosion extérieure due aux courants vagabonds, il es alors conseillé de réaliser des mesures de courant et de différence de potentiel entre le tube et le sol. Il y a aussi lieu de rechercher la présence de voies ferrées, sous-station, structures protégées cathodiquement. Un courant de 1A déplace +/- 9 kg d’acier par an. La corrosion cathodique se fait par cratères donc danger de fuites. Note : Pour choix des matériaux voir § 2.6.2.

3.12.4 POSE D’UNE TUYAUTERIE ENTERREE

Généralement, on fait réaliser une tranchée après des fouilles manuelles obligatoires si un doute subsiste quant à la présence d’objets dans le sous-sol. La profondeur de cette tranchée est déterminée en fonction des conditions de l’étude mais pour liquides pouvant geler la génératrice supérieure de la conduite devra être située à moins de 80 cm sous le niveau du terrain. La profondeur dépendra également de la qualité de la pose ( remblai au sable, sable stabilisé ( sable + ciment )… … … … . ).En cas d’un assemblage par brides, ou placement d’une vanne, voir d’un organe de contrôle, il a lieu de prévoir un puisard permettant d’assurer le démontage ou la vérification de ces éléments. Les conduites peuvent être placées après un forage horizontal, sous une route par exemple . Le fait d’enterrer une tuyauterie va provoquer des contraintes sur celle-ci, la résistance mécanique du tube sera fonction des éléments ci-après : Epaisseur : Elle devra résister à la pression intérieure ( Rappel : voir § 3.2 ) e > De/100. ( pour les tuyauteries en Ac au carbone on adopte une surépaisseur de corrosion de 2 mm ), à la poussée des terres et aux surcharges extérieures. Profondeur : Plus la tuyauterie est placée bas, plus cette profondeur a un effet favorable que ce soit pour les charges de terres que pour les surcharges. Nature et tassement des terres : Ces actions peuvent provoquer l’ovalisation de la conduite Il est important de bien tasser le remblai sous la tuyauterie afin de réaliser un effet berceau. Le choix de l’épaisseur est donc, ici, un problème délicat et par expérience, nous pouvons écrire que l’angle de transmission est de l’ordre de 35° pour un terrain moyen et pour une conduite de dn 600 et une hauteur de remblais 1,5 m au-dessus de la génératrice supérieure de la tuyauterie ( GET ).

136

Remarquons que les tuyauteries " ISO " ou schéduléé conviennent parfaitement à cet usage. ( voir chapitre 2 FIG 1-9 et 1-10 ). Pour les autres tubes et en cas de doutes, il y a lieu de réaliser quelques vérifications RDM en tenant compte des paramètres suivant : - Pression - Charges locales ou surcharges ( U.R ) - Réaction horizontale du sol - Effet de berceau - Méthode de calculs 1. Pression : Voir paragraphe 3.1 première partie du manuel Charges locales et surcharges : Elles sont fonction de la profondeur de la conduite. Pour 1 m linéaire de conduite, la charge totale supportée par celle-ci sera établie par la relation : P = ( Cα. pv . de ) + Pt + Pf + q Cα = coefficient fonction du rapport H/De et de l’angle de transmission (Fig 174-1 ) H = profondeur de la conduite prise sur la génératrice supérieure ( m ) Pv = poids volumique du terrain ( daN/m³ ) Pt = poids volumique du tube ( daN/m³ ) Pf = poids du fluide véhiculé ( daN/m³ ) q = surcharge par cm linéaire au niveau de la génératrice supérieure Remarque : Dés que α = 15° , la formule est inapplicable ( terrains vaseux )le tube supportera la totalité de charge plus la pression de l’eau et il faudra alors réaliser un calcul à pression extérieure (§ 3.2.2 première partie ) Poids volumiques et angles de transmission Nature du sol pv = daN/m² = degré Vase 1400 à 1700 0 à 10 Argile saturée 1700 à 1900 15 Argile humide 1500 à 1700 15 à 20 Terre végét. Humi. " 35 Terre végét. Satur. 1750 20 à 25 Sable + gravier hum. 1500 à 1700 30 à 35 Sable fin humide 1500 " Sable fin saturé 1700 25 Remarque : Dans le conduites dans une même tranchée, α sera diminué de 5 à 10° si le terrain est faiblement damé

137

La charge totale par cm

Po =

P de

Pression critique pouvant être supportée par le tube Pcr = Le module d’inertie d’un tube I/V =

b .e³ 6

E . e³ 4 . de / 2

ou encore, pour 1 cm de tube I/V =

a) Cas d’une charge localisée AB = 2 . H . tg α S = ( AB² x π ) /4 = π . H² . tg α Pour 1 cm de zone de répartition nous aurons : qs =

e³ 6

N (2 . H . tg α ) π . H ² .tg ² α

Soit pour 1 cm de tube sur la zone de répartition Qs = qs x ( De / 2H . tgα ) = N . De / ( α . H² . tg²α ) b) Cas des surcharges ( Charges uniformément répartie = CUR ) Aire chargée supérieure AB= l + 2H . tgα Aire chargée niveau GET CD = L + 2H . tg α S1 = l x L S2 =( CD x l ) + ( 2H . tg α . L ) + π (H . tg α )² Qs = qs . De . S1 / S2

Remarques : - Les remblais doivent être réalisés avec des matériaux ayant un angle de transmission similaire. - Sous une route permettant le passage de convoi lourd ( grue, rouleau compresseur,… . ) ou sous des voies de chemin de fer, il est nécessaire de mettre la ou les conduites dans une gaine ( ex : tuy. Métallique de plus gros diamètre ou en béton armé ). Le calcul de ces gaines est identique à ce que nous venons de voir sauf qu’il n’y a pas de pression interne. Dans tous les calculs il faudra tenir compte d’un coefficient dynamique = 1 pour les chaussées en béton armé et 1,75 pour les voies ferrées. 2. Réaction horizontale au sol ( Formules de Terzaghi ) Elle est fonction de la nature, de l’humidité et du degré de tassement du sol. a) Sols argileux FH1 = KS1 / de KS1 = 50 à 100 daN/cm² pour l’argile compacté 100 à 200 daN/cm² pour l’argile très compacté 300 « « dur

138

b) Sols sablonneux FH2 = KS2 x ( 3H /de ) KS2 = 0,22 daN/cm³ pour le sable sec ou humide non tassé = 0,68 « « « moyennement « = 1,8 « « « bien tassé Si on utilise 2 sortes de terrain, on fait la moyenne des 2 forces soit : FH = 3. Effet de berceau

Si l’on tasse le remblai à la pose, le tube va s’enchasser dans le terrain en créant un berceau qui s’opposera à son ovalisation. L’angle normal d’un berceau est de 90°, mais selon la nature du terrain on peut avoir γ = 60 et 120° Calcul de la charge et du moment de flexion pour un berceau γ = 60° PT =pcr + P + ( 0,233 x F x de/2 ) Mfmax (génératrice inférieure )= 0,378 . po . ( de/2 )²

PT = pcr + p + ( 0,233 x F x De/2 ) Mfmax = 0,314 . po . (de/2 )²

Et σ = Mfmax / I/V

( pcd + 0,167.P + 0,055.F .de / 2) PT

Calcul de la charge et du moment de flexion pour un berceau γ = 90°

( pcr + 0,083P + 0,0334 F . de / 2) PT

Calcul de la charge et du moment de flexion pour un berceau PT = pcr + P + ( 0,183 x F x de/2 ) Mfmax = 0,276 po ( de/e )²

FH 1 + FH 2 2

=120°

pcr + 0,033P + 0,0205F . de / 2) PT

- Contrainte transversale due à la pression - Contrainte totale σt = σ + σH

3.12.5 EXEMPLE NUMERIQUE

H=

( P . de / e . e0 ) − P / 2 z

( z = coefficient de joint )

Soit une conduite dn 600 ( De = 609,6 e = 6,3 ) en acier A106 g A , roulée soudée ( E = 2100000 daN/cm² à 20 deg C.), véhiculant de l’eau de réfrigération à température ambiante. Cette conduite est enfuie à – 1,5 m ( GET ) et la pression de service du fluide est de 10 barg. Le terrain est constitué de terre végétale pv = 1700 daN/m³ et α = 35°. La surépaisseur de corrosion = 2 mm Soit eo = 4,3 mm CUR sur terrain = 1000 daN/m² ( 0,1 daN/cm² ); l = 1,2 m et L = 6 m z = 0,85 et la conduite est enchâssée sur un berceau ayant γ = 90° Calculer la contrainte totale dans la conduite. I/V = eo² / 6 = 0,43² / 6 = 0,0308 cm³ Section de passage ( § 2.12 3ème partie ) pour Dn 600 = 2798,281 cm² soit 0,28 m² Poids du fluide Pf = 0,28 x 1000 = 280 daN/m = 2,8 daN/cm Poids du tube (§ 2.12 3ème partie ) Dn 600 eps 6,3 = 94,46 daN/m = 0,945 daN/cm Aire de chargement supérieure S1 = 120 x 600 = 72000 cm² Aire de chargement inférieure S2 = { ( 600 + ( 2 x 0,7 x 150 ) x 120 } + { ( 2 x 0,7 x 150 ) x 600} + ( 3,14 x 0,7 x 150 )² = 186418,5 cm² Charge unitaire Qs = 60,96 x 0,1 ( 72000 / 186418,5 ) = 2,355 daN/cm²

139

H/De = 150 / 60,96 = 2,46 et α = 35° suivant FIG 174 – 2 Cα = 1,7 Charge totale pour 1 cm de longueur de conduite P = (1,7 x 0,0017 x 60,96² )+ 0,945 + 2,8 + 2,355 = 16,84 daN/cm Soit po = 16,8 / 60,96 = 0,276 daN/cm pcr =

2100000 x0,43² = 3,428 daN/cm² 4 x(60,96 / 2)²

Réaction horizontale au sol FH1 = 75 daN/cm² / 60,96 cm = 1,23 daN/cm³ = F Pour un berceau ayant γ = 90° => PT = 3,428 + 10 + (0,233 x 1,23 x 60,96/2 ) = 22,16 daN/cm² Mfmax = 0,314x0,276x(60,96/2)²

(3,428 + (0,083x10) + 0,0334 x1,23x(60,96 / 2))) 22,16

Mfmax = 20,02 cmdaN

σ = Mfmax / I/V = 20,02 / 0,0308 = 650 daN/cm² => 6,5 daN/mm² σH = (10 x(60,96 / 2) x0,43) − 10 / 2 = 828 daN/cm² => 8,28 daN/mm² 0,85

σt = 6,5 + 8,28 = 14,78 daN/mm²

valeur très élevée, si on la compare à 8,27 daN/mm² donnée dans le tableau FIG 1-30 de la 1ère partie du manuel. La solution est de passer à une épaisseur supérieure ou un tube laminé ( e = 12,5 mm ).

140

CHAPITRE 4 : INSTRUMENTATION 4.1 BUT

Permettre une régulation manuelle ou automatique d’un procédé. Il y a principalement quatre grandeurs fondamentales à mesurer : - Le débit - Le niveau - La pression - La température Les appareils de mesure peuvent agir sur des soupapes de régulation, par exemple.

4.2 LA MESURE DE DEBIT Parmi les nombreux appareils disponibles sur le marché pour la mesure du débit, le type d'appareil a adopter dépendra souvent de la nature du fluide et des conditions de procédé dans lesquelles on va le mesurer. Le débit est généralement mesuré de manière indirecte c'est-à-dire en mesurant d'abord la pression différentielle ou la vitesse du fluide. La mesure sera par la suite traduite en débit volumique au moyen de calculateurs électroniques. D'une manière générale on distingue : 4.2.1 – Les débitmètres volumiques à mesure directe de la vitesse ( turbine, électromagnétique, ultra-sons, compteur … ) 4.2.2 – Les débitmètres volumiques à mesure indirecte de la vitesse ( diaphragme, tuyère, venturi, tubes de Pitot ou de Prandl, cible, vortex, … ) 4.2.3 – Les débimètres volumiques à mesure de section ( rotamètres , … ) 4.2.4 - Les débimètres massiques ( Coriolis, thermiques, … ) 4.2.5 – Les débimètres en conduit ouvert ( déversoir ) Formule de base : Qv = S x v ( rappel voir § 3.1.1 ) Qv = débit volumique du fluide m³/s v = vitesse de circulation m/s Le débit massique Qm ( kg/s ) = . S . v = masse volumique du fluide ( kg/m³ ) Mais, les principaux facteurs qui influent sur l'écoulement des fluides sont : - La vitesse du fluide - Le frottement du fluide en contact avec la conduite - La viscosité du fluide - La lasse volumique du fluide. Remarques : Notes sur la mesure des débits gazeux On mesure les débits gazeux comme les débits liquides; soit en mesurant directement des volumes, soit en multipliant une section de passage par la vitesse correspondante ( vitesse mesurée directement ou indirectement ). Dans les 2 cas, on détermine un volume par unité de temps, il faut donc préciser à quelle pression et température il a été mesuré. Le débit massique est généralement obtenu en multipliant le débit volumique par la masse volumique du gaz, car il existe peu d’appareils donnant directement ce débit massique. Exercices a) Calculer le volume de gaz, aux conditions initiales ( 0°C, 760 mmHg ) contenu dans un réservoir de 60l, si le manomètre indique 4 barg et que la température ambiante est de 20°C Volume du réservoir = 0,06 m³ p1 = 4 + 1 = 5 bar abs T1 = 20 + 273 = 293°Kv0 = 269,33 x v1

p1 5 = 269,33 x0,06 x = 0,276 m³ 293 p2

141

b) Calculer le débit d’air ( kg/s ) d’un compresseur fournissant 200 m³/h sous 7 barg à 20°C. La masse volumique de l’air aux conditions initiales = 1,3 kg/m³ et po = 1,013 bar abs. δ (air ) aux conditions de calcul = 1,3 x

(0° + 273) x p0

p1 273 (7 + 1) = 1,3 x x = 9,69 kg/m³ T1 1,013 293

Qm = 9,69 kg/m³ x 200 m³/h = 1938 kg/h ou 0,54 kg/s c) Calculer le débit en Nm³/h, sachant que la valeur mesurée aux conditions de calcul (12 bar abs et 70°C) est de 420 m³/h Qo = 269,33 x Q1

12 p1 = 269,33 x 420 x = 3957 Nm³/h T1 (273 + 70)

d) Calculer le débit massique d’une conduite d’azote, sachant que son débit volumique est de 100 m³/h à la pression de 2 bar abs et à la température de 20°C ( δ(N2) = 1,026 kg/m³ .

273 2 x = 1,88 kg/m³ 1,013 293 100 m ³ / h Qm = 1,88 x = 0,053 kg/s 3600 δ1 = 1,026 x

4.2.1 DEBIMETRE VOLUMETRIQUE A MESURE DIRECTE DE LA VITESSE

Ils sont également appelés " Débitmètres tachymètriques " 1. Compteurs volumétriques Ils mesurent le volume de fluide écoulé Qv directement, en emprisonnant de façon répétée un volume élémentaire de fluide. Le volume total de liquide traversant le compteur pendant un laps de temps donné est le produit du volume élémentaire par le nombre d'emprisonnement. Ils totalisent souvent le volume directement sur le quadrant du compteur ( ex. Compteur à eau des habitations ), mais ils peuvent également délivrer une sortie à impulsions pouvant être affichée soit localement, soit en salle de contrôle par exemple. Chaque impulsion représentant un volume de fluide distinct. Les compteurs sont parfois moins précis que les autres types. Il existe pratiquement quatre types de compteurs volumétriques : - A roues ovales ( Fig 1-203a ) - A palettes ( Fig 1-203b ) - A roues à lobes ( Fig 1-203c ) - A piston : Ces compteurs sont basés sur un mouvement alternatif ( piston ), ils provoquent une importante perte de charge et sont mal adaptés à des débits importants.

Domaine d'utilisation : Eau, acides, carburant, lubrifiants, à l'exception des liquides chargés. Avantages Peu d'entretien Débit max. de 40 à 50 m³/h

142

Supporte des pressions importantes Le volume mesuré par cycle est toujours le même Inconvénients Provoque une perte de charge importante Précision mécanique élevée rendant ces systèmes sensibles aux fluides chargés ou abrasifs. La masse mesurée en un cycle dépend de la pression et de la température. Une compensation peut souvent être envisagée. 2. Les débitmètres volumiques à turbine L'écoulement du fluide entraîne la rotation d'une turbine ( rotor à plusieurs ailettes reposant sur des paliers ) placée dans la chambre de mesure. La vitesse de rotation du rotor est proportionnelle à celle du fluide, donc au débit volumique total. La vitesse de rotation est mesurée en comptant la fréquence de passage des ailettes et détectée à l'aide d'un bobinage ( aimant permanent parfois solidaire de l'hélice ). Chaque impulsion représente un volume de liquide distinct. Ce principe de mesure est utilisé en mesure continue Domaine d'utilisation : Compatible avec de nombreux liquides, toutefois, la propreté du liquide est essentielle afin de ne pas encombrer les paliers de butée du rotor tournant à grande vitesse. Ils sont donc destinés aux fluides peu visqueux, exempts de bulles ou de matières granuleuses. Ils sont utilisés dans l'industrie générale ( eau, alcool, carburant, acides, gaz liquéfiés, liquides cryogéniques etc, … ) Diamètre des canalisations : De dn 10 à dn 300 environ. Précision : 0,2 à 2% de l'étendue de mesure, selon les appareils. Temps de réponse : plusieurs millisecondes Avantages Faible perte de charge due à la mesure Grande étendue de mesure Isolation entre mesure et transmission Inconvénients Modification de la conduite pour installation Matériel en contact avec le fluide Observer une longueur droite 10 à 15 dn en amont et en aval ( vanne à monter en aval ) Temps de réponse assez long, surtout pour les gros modèles Attention aux problèmes CEM 3. Débitmètres électromagnétiques On utilise la loi de Faraday ( induction magnétique ) E = k . B . D . v L'ampleur de la tension induite E est directement proportionnelle à la vitesse du conducteur v à la largeur du conducteur D et à l'intensité du champ magnétique B. Quand un conducteur rectiligne se déplace dans un champ magnétique, une force électromotrice est induite dans ce conducteur. Un champ magnétique est créé par deux enroulements inducteurs placés de part et d'autre d'un même diamètre de canalisation. La force électromotrice est mesurée par deux électrodes en contact avec le liquide et placées aux deux extrémités du diamètre perpendiculaire aux lignes d'induction. La force électromotrice mesurée est proportionnelle à la vitesse moyenne du liquide, donc du débit volumique. Le signal de sortie a une amplitude de quelques millivolts et indique également le sens d'écoulement. Domaine d'utilisation : Liquide visqueux, pâteux, chargés d'impuretés, abrasifs ou très corrosifs à condition qu'ils soient conducteur de l'électricité ( donc pas les hydrocarbures ).

143

Diamètre de canalisation : Jusque dn = 3 m Précision : De l'ordre du 1%, mais limitée aux faibles vitesses d'écoulement. La mesure ne dépend pas des caractéristiques physiques du liquide ( viscosité, masse volumique, granulométrie ) et température process 120°C ( même si certaines constructions permettent des températures 450°C. Montages possibles

Avantages Faibles pertes de charges

144

Insensible à la viscosité et à la masse volumique du fluide Rangeabilité importante ( dynamique de mesure ) Bien adapté pour les grands diamètres. Inconvénients Très sensibles aux perturbations E.M extérieures Sur liquides conducteurs uniquement. 4. Débitmètres à ultra-sons

c = vitesse de propagation du son dans le fluide. v = vitesse du fluide L = distance entre émetteur et récepteur t = temps mis par le signal sur la distance L t=

L = secondes c + v . cos α

Un émetteur et un récepteur sont montés en opposition, de manière à ce que les ondes acoustiques allant de l'un à l'autre soient à 45° par rapport au sens d'écoulement du fluide. La vitesse du son allant de l'émetteur au récepteur constitue la vitesse intrinsèque du son, plus un apport dû à la vitesse du fluide. La mesure du temps t mis par le signal pour parcourir la distance L, permet de connaître la vitesse du fluide et d'en déduire le débit. Il est primordial que le fluide ne véhicule pas de gaz ou de solides pour éviter la dispersion des ondes acoustiques entre deux transducteurs. L'ensemble du dispositif situé à l'extérieur de la conduite est insensible à l'agressivité du fluide et n'entraîne aucune perte de charge. Domaine d'utilisation : fréquemment utilisé pour des écoulements turbulents, pour des fluides non conducteurs ( ex. hydrocarbures ) là où les débitmètres électromagnétiques ne conviennent pas. Diamètre de canalisation : Grand diamètre jusque dn = 6 m Précision : peut atteindre 0,5% Temps de réponse : Très rapide jusqu'à 1 ms Avantages Certains modèles peuvent être installés sans aucune modification sur les conduites. Capteurs extérieurs sans aucun contact avec le fluide Pas de pièce mobile Inconvénients Sur les liquides principalement ( absorption de l'énergie des ondes par les gaz ), dépend de la pression. Remarques : La présence de bulles ou de particules au sein de la veine fluide va favoriser la réflexion de l'onde sonore introduisant une erreur de mesure. Il est donc nécessaire d'utiliser un débitmètre à effet Doppler qui utilise lui aussi deux éléments transducteurs dans un même boîtier situé sur un des côtés de la conduite. Une onde ultrasonore est émise dans le fluide par l'élément émetteur, les solides ou bulles présents dans le fluide réfléchissent le son, le renvoyant à l'élément récepteur avec un glissement de fréquence. La variation de fréquence est proportionnelle à la vitesse moyenne du fluide. Ils sont utilisés sur des canalisations de grand diamètre avec une précision modeste de 2 à 5% de l'étendue de la mesure.

4.2.2 DEBIMETRES VOLUMIQUES A MESURE INDIRECTE DE LA VITESSE

Ces débitmètres de type manométrique sont les plus utilisés pour la mesure des débits de fluide. Ils exploitent la loi de Bernouilli qui indique la relation existant ente le débit et la perte de charge résultant d'un changement de section de la conduite. Ces dispositifs ne sont utilisables que si l'écoulement est turbulent. En partant de l'équation Qv = S . v et en supposant une masse volumique constante ( fluide incompressibles ), on peut écrire l'équation de continuité Qv = S1 . v1 = S2 . v2 qui montre qu'avec un écoulement régulier et uniforme une réduction de diamètre de la canalisation entraîne une augmentation

145

de la vitesse du fluide, donc de l'énergie potentielle ou de la pression ou de la pression dans la canalisation. La pression différentielle est convertie en débit volumique à l'aide du coefficient de conversion, selon le type de débimètre manométrique utilisé et du diamètre de la conduite. 1. Diaphragme

Il s'agit d'un disque percé en son centre, réalisé dans le matériau compatible avec le liquide utilisé. Le diaphragme concentrique comprime l'écoulement du fluide, ce qui engendre une pression différentielle de part et d'autre de celui-ci. Il en résulte une haute pression en amont et une basse pression en aval proportionnelle au carré de la vitesse d'écoulement. C'est le dispositif le moins encombrant et le moins coûteux.

Valeurs courantes de p : 60, 120, 240, 480 mba Remarque : Le diaphragme doit être installé dans une tuyauterie horizontale et loin de tout organe perturbateur ( vanne, coudes,. ). En général, on adopte une longueur de 20 dn après un organe perturbateur et 10 dn avant. Principe d'installation des diaphragmes ( Fig 1-212 ) Attention, il y a un ordre à respecter lors de l'utilisation du manifold d'isolation ou de mise en service du transmetteur de p. On pensera également : - A la protection des conduites extérieures contre le gel ( calorifugeage, traçage vapeur )

146

- A la mise en place de fluide tampon entre 0-D et transmetteur de p ( avec addition de glycol comme antigel par exemple ). - A l'inversion des entrées Hp et Bp si le débit est à double sens. Dans ce cas le diaphragme n'aura pas de chanfrein. Caractéristiques du diaphragme ( Fig 1-213 ) L'épaisseur e est comprise entre 0,005D et 0,02D L'épaisseur E est, elle, comprise entre e et 0,05D L'arrête amont ne doit présenter aucune bavure ( arrête vive ) De plus, le diamètre d doit être supérieur à 12,5 mm, tandis que le

le rapport d'ouverture

d doit rester compris entre 0,2 et D

0,75 Avantages Réalisation simple et économique Encombrement réduit Inconvénients Perte de pression importante pour une bonne sensibilité Risque d'accrochage de matières sur les arêtes Toute la section de passage doit être " baignée " du fluide véhiculé. Mesure du débit dans les conduites Partant de l'équation de continuité S . v1 = s . v2 S = section de la conduite de diamètre D ( m² ) s = section de passage du diaphragme de diamètre d ( m² ) v1 = vitesse du fluide dans la conduite ( m/s ) v2 = vitesse du fluide dans l'orifice ( m/s ) p = p1 – p2 = ½ et

( v 2 − v1 ) = N/m² ( Pa ) Equation tirée de l'équation de Bernouilli avec z1 = z2 2

2

= masse volumique du fluide ( kg/m³ )

Soit v2 =

∆p .

s² 2 . si on pose S ² − s² δ

s² = K ( généralement compris entre 0,6 et 0,8, sa S ² − s²

valeur est renseignée dans les normes telle que l'ISO 5167-1 ) Puisque Qv = S . v1 = s . v2 = m³/s , nous pouvons écrire : Qv = K . s Connaissant Qv, on peut en déduire s et par là le diamètre d = Exemple numérique Débit volumique Qv = 0,0165 m³/h ; 0,66. Qv = S . v1 => S = D=

4S = π

Qv = K . s

p = 31125,25 Pa ;

2∆p = m³/s δ

4s =m 3,14

= 612 kg/m³ et v1 = 2 m/s On adoptera K =

Qv 0,0165 = = 0,0083 m² 2 v1

4x0,0083 = 0,1025 m ( tube dn 100 ) 3,14

2∆p soit s = δ

Qv K

2 ∆p δ

0,0615

=

0,66

2 x31125,25 621

= 0,0025 m² ; d =

4x0,0025 = 0,0564 m 3,14

147

2. Tubes de Venturi Ils engendrent une perte de charge réduite vis-à-vis des autres débitmètres manométriques à pression différentielle, mais ils sont très encombrant et très coûteux. Ils fonctionnent en réduisant progressivement le diamètre de la conduite ( Fig 1-214 ) et en mesurant la perte de charge résultante. Une section évasée ( divergente ) rétablit ensuite plus ou moins la pression d'origine de l'écoulement. Comme pour le diaphragme, les mesures de p sont converties en un débit correspondant. Les applications du tube de Venturi se limite généralement à celles exigeant une perte de charge réduite et un relevé de haute incertitude. Les tubes de Venturi sont utilisés généralement sur des conduites de grand diamètre, tels ceux utilisés dans les usines de traitement des eaux usée, car leur forme à pente progressive permet aux solides de les traverser. Le calcul est basé sur le m^me principe que le diaphragme en adoptant un coefficient K = +/- 0,95 ( consulter évidemment les normes à ce sujet ). Domaine d'emploi : Liquide propre, gaz et vapeur Précision : 0,5 à 3% selon les cas Avantages Perte de charge faible avec une bonne précision Pas de risque d'accrochage de matières sur les arêtes Réalisation moins délicate que la tuyère par exemple. Inconvénients Très encombrant Réalisation plus délicate que pour le diaphragme Très coûteux Mise en place : Comme pour le diaphragme. 3. Tuyère Elle est considérée comme une variante du tube de Venturi. L'orifice de la tuyère constitue un étranglement de l'écoulement sans section de sortie rétablissant la pression d'origine. Les prises de pression sont situées environ à ½ D en aval et 1 D en amont.

La perte de charge est située entre le tube de Venturi et le diaphragme. Domaine d'utilisation : Pour des turbulences importantes ( Re > 50000 ), surtout dans l'écoulement de vapeur à haute température. Ce dispositif est inutilisable pour les boues.

148

Précision : De l'ordre de 1 à 3% Avantages Moins encombrant que le Venturi Perte de charge moindre que le diaphragme avec une meilleure sensibilité. Pas de risque d'accrochage sur les arêtes. Inconvénients Perte de charge plus importante que le Venturi 4. Tube de Pitot – tube de Prandl Constitué par deux tubes pouvant être montés séparément ou ensemble ( dans un boîtier ) dans la conduite. L'un des tubes mesure la pression d'arrêt ou pression dynamique ( charge de vitesse + charge potentielle ) en un point d'écoulement. Le second tube mesure uniquement la pression statique ( charge potentielle ). La pression différentielle mesurée de part et autre du tube de Pitot est proportionnelle au carré de la vitesse.

PITOT ---->

p = p stat + p dyn

alors que PRANDTL --->

p = p dyn et v2 =

2( p1 − p 2 ) δ

Exemple numérique Dans une gaine de ventilateur, on place un tube de PITOT indiquant un ∆p de 1 mm c.e. On demande de calculer la vitesse de l’air dans cette gaine sachant que la masse volumique de l’air est de 1,29 kg/m³ ( dans les conditions de mesure ). 1 mm c e = 10 Pa = 10 N / m² => v2 =

2 x10 ≈ 4 m/s 1,29

On peut donc calculer le débit ( m³/s en multipliant la vitesse par la section interne de la gaine ( Qv = S x v ). Domaine d'utilisation : Pour des liquides propres ou visqueux, la mesure de débit de gaz, la variation de vitesse d'écoulement entre la moyenne et le centre n'étant pas aussi importante qu'avec les autres fluides. Ils sont facilement bouchés par des corps étrangers présents dans le fluide. Diamètre de canalisation : A partir de dn 300 jusque dn = 3,8 m ( en Europe ) mais dn = 9,6 m aux USA. Précision : De 1 à 2% de la valeur réelle Avantages Montage et démontage aisés Faible encombrement Perte de charge réduite Inconvénients Mesure ponctuelle de v Nécessite un régime d'écoulement spécifique

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Ne peut assurer une mesure sur une circulation de fluide à 2 sens Réclame des longueurs droites de canalisation importantes, principalement en amont Toujours en contact avec le fluide 5. Débimètre à cible Il comprend un disque ( cible ) centré dans une conduite. La surface de la cible est placée à 90° par rapport à l'écoulement du fluide. La force exercée par le fluide sur la cible permet une mesure directe du débit de fluide, via un calculateur électronique. Comme précédemment ( tube de Pitot ), le signal de sortie est une pression différentielle. Domaine d'utilisation : Fluides chargés ou corrosifs Diamètre de canalisation : dn 15 à dn 1800 Précision : 1 à 2 % de la valeur réelle

 Qv  δ   S  Formulation : pdyn = 2

2

et F = pdyn . Sc

S = section de passage du tube Sc = section de la cible

Avantages Pas de régime particulier d'écoulement nécessaire Peut être utilisé pour des fluides chargés ou visqueux avec des profils spéciaux de cibles. Mesure moyenne de Qv ( fonction de la taille de la cible ) Inconvénients Peu fiable pour la mesure continue Perte de charge nécessaire à la mesure assez importante Demande une modification de la conduite pour être mise en place Cible en contact avec le produit Prévu pour un seul sens d'écoulement Pièces mobiles 6. Débimètre à effet vortex

Le principe est basé sur le phénomène de génération de tourbillons, appelés effet de Von Karman. Lorsque le fluide rencontre un corps non profilé, il se divise et engendre des tourbillons, de part et d'autre et en aval du corps non profilé. Le nombre de tourbillons formés en aval par unité de temps est proportionnel au débit moyen. Une vitesse précise d'écoulement du fluide est déterminée par le comptage des tourbillons. Cette vitesse est mesurée à l'aide d'un capteur sensible aux variations oscillatoires de pression.

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Vitesse du fluide = fréquence des tourbillons / facteur K Le facteur K dépend du nombre de Reynolds, mais est pratiquement constant sur une vaste plage de débit. Domaine d'utilisation : Il est destiné au liquide propre gaz ou vapeur et non recommandé pour la mesure de faibles débits. Il entraîne une perte de charge faible et supporte des vitesses de fluides importantes Diamètre de canalisation : dn 15 à dn 500 Précision : 1% Avantages Faible perte de charge due à la mesure Sur tous types de fluide Pas de pièces mobiles Inconvénients En contact avec le fluide Réclame des longueurs droites en amont et en aval Sensible aux variations de viscosité cinématique

4.2.3 LES DEBIMETRES VOLUMIQUES A MESURE DE LA SECTION 1. Les rotamètres

Principe physique Un ludion ( sorte de petit flotteur ) se déplace verticalement dans un conduit conique ( section variable ) sous l'effet de la pression dynamique due au fluide en mouvement. Le ludion trouve un point d'équilibre quand son poids apparent est équilibré par la pression dynamique correspond à la section libérée. Le diamètre du tube en verre étant plus grand en haut qu'en bas, le ludion reste en suspension au point de la différence de pression entre les surfaces supérieure et inférieur en équilibre le poids. Une encoche dans le ludion le fait tourner sur lui-même et stabilise sa position. Le repérage de la position du ludion se fait par lecture sur le tube en verre muni de graduations ou par l'intermédiaire d'un couplage optique ou magnétique entre le flotteur et l'extrémité du tube. Il introduit une perte de charge qui est fonction du débit et doit être étalonné dans ses conditions d'emploi. Il existe une grande variété de version avec des tubes en matières différentes et un grand nombre de formes de ludion. Formule générale : Qv = S . K avec K = 1

2 v1 (δ 1 − δ ) g δ S1

, v1 = masse volumique ( kg/m³ ) et volume ludion ( m³ ) = masse volumique du liquide ( kg/m³ ) = ½ angle cône du tube => pour petit tan ( radians ) et S =

.

. H . Dt

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Les relations sont basées sur un fluide parfait. Il faudra donc introduire un coefficient de correction pour tenir compte des conditions réelles soit : Qv ( réel ) = . Qv ( théorique ) est fonction de ludion, de la nature du fluide, de la nature de l'écoulement. Les graduations portées sur les tubes sont réalisées pour des fluides de référence que sont l'eau pour les liquides, l'air pour les gaz aux conditions normales. Domaine d'utilisation : Il ne tolère pas les hautes pressions ( max 20 barg pour les modèles en verre ). Souvent utilisé pour les débits de purge. Diamètre de canalisation : dn 5 à dn 125 Précision : de 2 à 10% de l'étendue de la mesure Avantages Utilisable sur liquide ( même visqueux ) ou gaz Faible perte de charge Dynamique de mesure assez grande Mesure linéaire dans son principe Inconvénients Dépend de p et T ( correction à réaliser ) Sens de montage important ( généralement vertical vu la gravité ), il existe des modèles pour un montage horizontal.

4.2.4 LES DEBIMETRES MASSIQUES

1. Débimètre à effet Coriolis ( mathématicien français ) La force de Coriolis explique notamment pourquoi les cyclones tournent dans le sens des aiguilles d'une montre dans l'hémisphère sud ( idem pour la vidange des lavabos ) et en sens inverse dans l'hémisphère nord. Il est aussi question, dans un système en rotation, de la force qui agit perpendiculairement sur la masse en mouvement dans le système, selon le vecteur vitesse relative et sur l'axe de rotation du système.

Pour une masse m se déplaçant à une vitesse v, dans un système en rotation ayant lui-même une vitesse angulaire a , la force de Coriolis vaut Fc = 2 m a v. Le débimètre de Coriolis utilise comme détecteur un tube en U sans obstacle. Le tube de mesure vibre à sa fréquence naturelle à l'intérieur du boîtier du capteur. Le tube de mesure est actionné par un bobinage électromagnétique situé au centre de la courbure et vibre comme un diapason. Le fluide s'écoule dans le tube de mesure et le contraint de suivre le mouvement vertical du tube vibrant. Lorsque le tube monte pendant une moitié de sa période vibratoire, le fluide traversant le détecteur résiste à son entraînement vers le haut en repoussant le tube vers le bas. A la sortie du détecteur, le fluide a un mouvement ascendant, induit par le mouvement du tube. Lorsqu'il franchit le coude du tube, le fluide résiste aux modifications de son mouvement vertical en repoussant le tube vers le haut. La différence de forces entraîne une torsion du tube de mesure. Lorsque le tube descend pendant la seconde moitié de sa période vibratoire, il se tord dans le sens opposé. C'est cette caractéristique de torsion qui est appelée effet de Coriolis. Du fait de la seconde loi du mouvement de

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Newton ( voir cours de mécanique générale ), l'amplitude de la torsion du tube de mesure est directement proportionnelle au débit massique du fluide traversant le tube. Les détecteurs électromagnétiques situés de part et d'autre du tube de mesure enregistrent la vitesse du tube vibrant. Le débit massique se détermine en mesurant la différence de temps entre les signaux du détecteur de vitesse. En effet, la torsion du tube de mesure pendant l'écoulement du fluide entraîne une différence de temps qui est directement proportionnelle au débit massique traversant le tube et demeure indépendante des propriétés de ce fluide. Note : Ces débimètres sont capables, de part leur principe, de fournir des mesures supplémentaires telles que la température et la masse volumique. Domaine d'utilisation : Liquides propre et visqueux ( pâtes, boues ). Ce dispositif exige l'absence de toute bulle de vapeur formée momentanément dans le liquide et susceptible de perturber la mesure. Diamètre de canalisation : < 13m Précision : 1% Avantages Mesure directe de Qm Pas de correction en p et T Utilisable sur fluides chargés Large gamme de 3 à 750 T/h Très bonne dynamique de mesure ( entre 75 et 120 ) Inconvénients Utilisable principalement sur les liquides 2. Débimètres massiques thermiques Le principe est basé sur la mesure des transferts calorifiques par le fluide luimême. Ces dispositifs sont constitués d'un tube métallique à paroi mince, des résistances chauffantes sont bobinées à l'extérieur du tube. La circulation du fluide provoque un déséquilibre thermique entre l'amont et l'aval du tube, le déséquilibre est proportionnel au débit massique. Domaine d'utilisation : Liquide propre, gaz, vapeur. Diamètre de canalisation : Tous diamètres Précision : +/- 1% Avantages Mesure indépendante de la pression Mesure peu perturbatrice Bien adapté aux faibles débits ( 10 à 2000 g/h ) Pour les liquides et les gaz Inconvénients Accessoires pour adaptation aux grands débits

4.2.5 DEBIMETRES A CONDUITS OUVERTS

Une industrie chimique engendre toujours des eaux usées et la région Wallonne ordonne que celleci soient contrôlées, traitées si nécessaire et comptées, c'est pourquoi nous avons ajouté ce paragraphe. L'écoulement en canal ouvert se produit lorsqu'un liquide, coulant par gravité, n'est que partiellement contenu fans une limite solide. Dans ce type d'écoulement le liquide possède une surface libre et n'est soumis qu'à la pression due à son propre poids et la pression atmosphérique. Nous n'envisagerons ici que des écoulements en canaux artificiels de section parfaitement définies. Principe physique

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Le principe physique fait l'objet d'une norme et il repose sur les principes suivant : - On place un obstacle de forme déterminée ( le déversoir ou un canal à profil défini ) dans la section d'écoulement. L'ensemble du débit doit passer par cet obstacle. On mesure la hauteur H de la veine liquide en amont de l'obstacle ou en un point particulier du profil défini. - La mesure de H doit être réalisée en un point non perturbé par l'obstacle ( au moins 4 x H ) - Pour chaque type d'obstacle et un régime d'écoulement donné, une formule permet de calculer le débit Qv à partir d'une mesure du niveau H. Quelque soit le profil du déversoir la loi Qv = f(H) peut être mise sous la forme Qv = K . m . S ( 2.g.H)X K, x : Coefficients dépendant de - La vitesse d'arrivée d'eau sur le déversoir - La contraction longitudinale qui dépend de la forme du seuil - La contraction latérale qui varie avec la largeur du réservoir - L'accès d'air sous la nappe qui dépend de la hauteur du barrage au-dessus du niveau aval.

 

Déversoir triangulaire Fig 1-220a : Qv =2,48  tan

Θ  . H 2,5 2

Déversoir triangulaire sans restriction Fig 1-220b : Qv = 3,33 (L − 0,2 H ) . H 1,5

Déversoir avec restriction Fig 1-220c : Qv = 3,367 . L . H 1,5 Avantages Système simple peu coûteux Inconvénients Caractéristiques non linéaires Peuvent présenter une perte de charge importante Ils peuvent être remplacés par des débimètres électromagnétiques qui fonctionnenet pour des canalisations partiellement remplies.

4.3 LA MESURE DE NIVEAU Ce type de mesure peut paraître de prime abard simple, mais elle peut cependant présenter certaines difficultés telles que : - La nature du fluide ( corrosifs, visqueux, inflammables, … . ) - Les dimensions du réservoir - La pression interne du réservoir - La précision exigée

4.3.1 DEFINITION

Un niveau est un instrument permettant de mesurer une hauteur h séparant, dans un réservoir, un plan de référence et un plan de séparation. a) Liquide – gaz ( surface libre du liquide ) Fig 1-123a b) Solide en poudre ou granulé ( pulvérulent ) – gaz Fig 1-223a c) Deux liquides non miscibles et de densités différentes Fig 1-223b

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h1 = hauteur mesurée et h2 = hauteur calculable h = h1 + h2 Le résultat s'exprime en m ou en pourcentage.

4.3.2 BUT DE LA MESURE

4.3.3 NIVEAUX OPTIQUES

Déterminer avec un maximum de précision, la position de la surface de liquide dans les réservoirs. Une mauvaise estimation des niveaux peut entraîner un surcroît de la production, des risques de rupture des réservoirs ou des canalisations, donc un danger réel pour le personnel autour de l'installation.

Il s'agit des niveaux à " verre " ( ou plexiglas, … ). Leur rôle est limité à celui d'indicateur local. Ils peuvent être consultés à tout moment par des agents intervenant sur l'installation et sont un des derniers remparts pour la sécurité. On distingue : 1. Les niveaux à verre tubulaire Niveaux classiques et très courants, mais limités dans leur domaine d'emploi 2. Les niveaux à verre armé ( Fig 1-225 a ) Ils sont conçus pour résister à des températures et pressions élevées, ils exploitent les propriétés de réflexion et de transmission de la lumière selon les indices des milieu ( loi de Descartes ). 3. Les niveaux à verre bicolores ( Fig 1-225 b ) Ils sont obligatoire sur les chaudières pour des raisons de sécurité: Le voyant apparaît vert au contact de l'eau liquide et rouge au contact de la vapeur d'eau.

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4.3.4 METHODES HYDROSTATIQUES DE MESURE DE NIVEAU

1. Niveau à flotteur Le flotteur est généralement constitué par une sphère creuse métallique soumise à la poussée d'Archimède exercée par le liquide, laquelle se traduit par un faible déplacement du flotteur, dont l'amplitude est limitée mécaniquement . Ce déplacement est suffisant pour commander un contact électrique par transmission magnétique. Ces niveaux sont exclusivement des détecteurs de niveaux. 2. Niveau à flotteur mobile La poussée d'Archimède est ici utilisée pour maintenir le flotteur à la surface du liquide. C'est un indicateur local entièrement métallique avec une transmission magnétique permettant de repérer la position du flotteur situé à l'intérieur du tube de mesure ou via un index se déplaçant dans un tube en verre ou encore par un basculement de volets ou de billes magnétiques (Fig 1-227b). Ce niveau remplace les niveaux optiques dans le cas des fluides corrosifs, sous haute pression et/ou haute température. La mesure est faussée lorsque la masse volumique du fluide varie. La gamme de mesure va de 10 m à 30 m max. avec une précision de 0,5 à 5% de l'étendue de la mesure. 3. Jauge de réservoir Le flotteur est maintenu par des câbles guides sur toute la hauteur du réservoir. Dans certains cas ( ex. perturbation du liquide ) on place le flotteur à l'intérieur d'une protection tubulaire appelée " Puits tranquillisant ". Précision +/- 0,5% à 5% ). 4. Niveau à plongeur Le plongeur est un cylindre immergé ( Fig 1-229 ) dont la hauteur est au moins égale à la hauteur maximale du liquide dans le réservoir. Il est suspendu à un capteur dynamométrique qui se trouve soumis à une force F ( poids apparent ) fonction de la hauteur H du liquide :

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F = P – . g . s . H dans laquelle P est le poids du plongeur, s = section du plongeur et le produit . g . s . H égal à la poussée d'Archimède s'exerçant sur le volume immergé du plongeur avec g = accélération de la pesanteur et = masse volumique du liquide. Précision de l'ordre de 0,5% pour une gamme de mesure comprise entre 0,3 et 6m max. Il convient aux liquides visqueux. 5. Le palpeur électromagnétique Il est constitué d'un contrepoids suspendu à l'extrémité d'un câble. Un moteur permet de dérouler ce câble jusqu'au moment où le contrepoids entre en contact avec le liquide. A ce moment, la tension du câble se relâche en actionnant un commutateur qui va inverser le sens de rotation du moteur. Durant la descente du palpeur, des impulsions sont générées à intervalles réguliers. Le comptage des impulsions permet l'obtention du niveau. Ce palpeur est utilisé pour des installations sur canal ouvert et réservoir de stockage de raffinerie par exemple. Ils sont très coûteux et ont une gamme de mesure jusque 50m avec une précision de l'ordre du millimètre. 6. Le capteur de pression a) Capteur sur réservoir ouvert Le capteur de pression mesure la pression relative au fond du réservoir lorsque celui-ci est à l'air libre ( Fig 1-231 ). Cette pression est l'image du niveau H du liquide H(m) =

p ( Pa ) δ (kg / m ³) xg (m / s ²)

Exemple : Liquide de masse volumique = 800 kg/m³. La pression est de 16000 Pa ( 0,16 barg ) H=

16000 = 2,04 m 800 x9,81

Remarque :Si le capteur était situé plus bas que la hauteur H, par exemple à 1,5 m : p = 1,5 x 800 x 9,81 = 11772 Pa ( 0,11772 barg ). Le décalage n'interviendrait que pour l'ajustage du capteur et ne serait pas visible par l'utilisateur. b) Capteur sur réservoir fermé Lorsqu'une pression différente de la pression atmosphérique existe au-dessus de la surface d'un liquide, on utilise un capteur de pression différentielle. Il existe deux montages différents: Si l'atmosphère est avec condensation, le montage utilisera une canalisation humide Fig 1-232a. Si l'atmosphère est sans condensation, on utilisera un montage avec canalisation sèche ( Fig 1-232b ).

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6. Le capteur à bulles

Le principe consiste à insuffler un débit de gaz ( air, N2, … ) constant dans un petit tuyau débouchant sous la surface de l'eau, la pression de gaz est équilibrée par la colonne de liquide. La pression de gaz qu'il faut appliquer pour produire des bulles est égal à la pression du fluide en bout de canne. La mesure de la hauteur de liquide est égal à la pression de gaz fournie soit : p = H . . g Remarque : - La masse volumique du liquide doit être connue. - L'extrémité du bullage doit être située sous le niveau minimal du liquide et au-dessus des dépôts possibles. - Absence de coude et longueur limitée à quelques mètres pour le tuyau ( pertes de charge ). - Eviter les grandes vitesses à la sortie du liquide pouvant fausser la mesure en raison de la force d'aspiration. Ce capteur à bulles permet de mesurer des hauteurs de liquide très modestes. Le système est sensibles aux modifications de la température. Sa précision de lecture est de l'ordre de 2%.

4.3.5 METHODES ELECTRIQUES DE MESURE DE NIVEAU

Elles utilisent les propriétés électriques des liquides dont on veut mesurer ou contrôler le niveau et sont les seules à utiliser des capteurs traduisant directement le niveau en signal électrique. 1. Les sondes conductives Elles sont formées de deux électrodes cylindriques, le rôle de l'une d'elles pouvant être assuré par le réservoir lorsqu'il est métallique ( Fig 1-234b ). La sonde est alimentée par une faible tension ( 10 V ) alternative afin d'éviter la polarisation des électrodes. En mesure continue, la sonde est placée verticalement et sa longueur s'étend sur toute la plage de variation de niveau. Le courant électrique qui circule est d'amplitude proportionnelle à la longueur d'électrode immergée, mais sa valeur dépend de la conductivité du liquide. En mode détection, on peut par exemple, placer une sonde courte horizontalement au niveau seuil. Un courant électrique d'amplitude constante apparaît dès que le liquide atteint la sonde ( Fig 1-235 ). Ces sondes ne sont utilisables uniquement qu'avec des liquides conducteurs ( conductance de l'ordre de 50s ), non corrosifs et n'ayant pas en suspension une phase isolante ( ex : huile ). La pression est comprise entre le vide et 160 bars et une température comprise entre -300°C et + 250°C. 2. Les sondes capacitives Elles sont d'un emploi plus répandu que les précédentes et fonctionnent à l'aide d'une électrode plongeante dans le réservoir. Pour les produits isolants ( huile, pétrole, … ) la sonde est constituée d'une tige métallique isolée du réservoir. Quand la sonde est découverte, le diélectrique est alors l'air ambiant ( constante électrique = 1 ). En présence d'un produit isolant, la capacité du condensateur augmente sous l'effet de produits qui présentent une constance diélectrique > 1. Cette variation de capacité est traitée pour actionner un relais ou fournie un signal de sortie proportionnel au niveau du produit. Pour les produits conducteurs ( eau, solutions salines, … ) la constance diélectrique ne joue aucun rôle. La tige de la sonde est enrobée d'un matériau isolant, d'épaisseur constante, jouant le rôle de diélectrique. Les armatures du condensateur sont alors constituées par la tige métallique de la sonde et le

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liquide conducteur. Si le réservoir est isolant, on immerge une armature. La capacité du condensateur dépend de la densité et de la température des produits, pour remédier à ce problème, on utilise une deuxième sonde capacitive, immergée en permanence et servant de référence. Ces sondes sont utilisées pour tous les produits conducteurs ou isolants, liquides, pâteux, granuleux en évitant les produits solides, granulométries importantes et les abrasifs . Elles permettent une gamme de mesure de l'ordre de 10 m, température de -20 à +85°C et une pression de l'ordre de +/-40 bars.

4.3.6 METHODES PAR ONDES ACOUSTIQUES

1. Les sondes à ultrasons

Elles permettent notament des mesures sans contact avec le produit, ce qui constitue un gros avantage.

Le principe est basé sur l'émission d'une onde ultrasonore réfléchie sur la surface d'un liquide. On capte l'écho et on mesure le temps de parcours qui lui est indépendant de la nature du fluide et de la pression. Il faut toutefois respecter une zone dite " morte " à proximité du capteur ( 30 à 60 cm selon les sondes ). L'amplitude de l'écho peut être sensiblement plus faible ( rapport de 10 ) dans le cas d'un liquide dont sa surface est agitée. Ces sondes conviennent très bien pour tous les produits alimentaires ou chimiques, fluides liquides et pâteux, à haute température ( < à 250°C ) et pour des pressions jusqu'à 40 bars. Elles offrent une gamme de mesure pouvant aller jusque 50m. Leurs précisions dépendent de la température des turbulences de l'air, du taux d'humidité et des corps flottants ou petites vagues. En général, leur précision est de l'ordre de 1%. 2. Les Radars Le principe est similaire à celui des ondes à ultrasons, on utilise une onde lumineuse infrarouge. L'avantage sur l'ultrason est que le procédé est indépendant de la température, des taux d'humidité et des poussières. Le transducteur fonctionne successivement e émetteur et un récepteur. Il est placé au sommet du réservoir et émet dans un cône de faible ouverture l'onde qui après réflexion sur la surface du liquide retourne vers le transducteur qui les convertit en signal électrique. Leur précision est de l'ordre de 0,5% de la distance mesurée.

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3. Les sondes optiques Les sondes contiennent une diode électroluminescente ( émetteur de lumière ), un phototransistor ( récepteur ) et l'électronique correspondante. Ces sondes sont constituées d'une pointe conique agissant comme un prisme. Le rayon émis par la diode située d'un côté de la tête de la sonde est réfléchie vers le phototransistor situé de l'autre côté de la tête si le prisme est situé dans l'air. Le rayon est réfracté dans le liquide, si la sonde est immergée. Utilisées pour les liquides calmes et non mousseux ( huile, essence, pétrole, eau claire et boueuse, solutions aqueuses, alcool, … . ). Elles permettent une précision de mesure de l'ordre de 2 à 3 mm et acceptent des pressions jusque 10 bars et de températures de 20 à 80°C.

4.3.7 NIVEAU A ABSORPTION GAMMA

Dans ce domaine, on peut envisager des détecteurs et aussi des transmetteurs de niveau. Le principe est basé sur l'absorption électromagnétique d'un rayonnement radioactif, le rayonnement gamma ( ). Ce type de rayons, peut traverser des parois en acier très épaisses, ce qui permet d'installer le dispositif de mesure (source et détecteur) à l'extérieur du réservoir. On utilise du Cobalt 60 ( 5,2 ans ) ou du Césium 137 ( 30 ans ). Le détecteur est un compteur Geiger-Müller ponctuel ou linéaire. Il compte " les coups " c'est-à-dire les particules. Ce nombre variera fortement lorsque le liquide ou le pulvérulent se sera interposé entre la source et le détecteur. Il ne faut jamais perdre de vue que la source émet dans toutes les directions, même en dehors du champ du détecteur ( même si on ne voit rien ). Ne jamais négliger les radiosprotections => Danger de radiations.

4.3.8 COMPARAISON DES DIFFERENTES METHODES ( Fig 1-240 )

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4.4 INSTRUMENTS POUR LA MESURE DES PRESSIONS 1. Les colonnes de liquide: Elles offrent des possibilités intéressantes, facile à installer et ne coûte pratiquement rien, un tube plongeur suffit. A partir de mm c.e ( 10 Pa ), le principe consiste à mesurer une hauteur ( h ) et appliquer la relation de Pascal. Liquides utilisés ( il faut éviter les produits toxiques, y compris le mercure ) - Huile de vaseline colorée en rouge : δ = 851 kg/m³ à 20°C ; point de congélation à - 35°C - Eau colorée en vert ou en rouge : δ = 1000 kg/m³ à 20°C ; point de congélation à 0°C - Mercure ( pour mémoire ) : δ = 13 535,8 kg/m³ à 20°C : point de congélation à -38°C La section du tube n’a pas d’importance, puisque l’on mesure h. Un tube en vinyl transparent φ 4 x 6 fait l’affaire.

- Manomètre à tube en U ( Fig 1-241a ) : La différence d'altitude h du liquide manométrique, entre les deux côtés d'un tube en U donne une mesure de la différence de pression p entre les deux extrémités du tube. - Manomètre à puits ou à réservoir ( Fig 1-241b ) : L'échelle de lecture de la colonne doit être graduée spécialement pour tenir compte de la baisse de niveau dans le réservoir ( h' sur l'échelle doit correspondre à la hauteur h réelle ). - Manomètre hydrostatique ou incliné ( Fig 1-241c ) : La hauteur de liquide fournit une mesure de la pression : h (m) =

p ( Pa ) . Notons que L > h soit L = h / sin ; si = 30° => sin = 0,5 => δ (kg / m³) xg (m / s ²)

L = 2 h. La conversion en mbar se fait directement sur la règle graduée. - Baromètre de Torricelli ( Fig 1-241d ) : Tube en verre de +/- 90 cm de hauteur rempli de mercure clos à une extrémité. La hauteur h indique une mesure de la pression atmosphérique . Ex: 760 mmHg ( Torr ) = 1012 mbar = 10,33 mce. Cette pression peut varier de +/- 25 mbar avec la pluie ou le beau temps. Sa valeur décroît quand l'altitude augmente. 2. Les instruments métalliques: Ils sont certes plus commode d’emploi, mais leur contrôle ne peut se faire avec un simple mètre ruban.

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a) Le manomètre à tube Bourdon ( 19è siècle ) Fig 1-242

Un tube métallique cintré et de section ovale est fixé à l'une de ses extrémités. L'extrémité libre est obturée et se déplace sous l'effet de la pression appliquée dans le tube. Le mouvement est transmis à l'index par l'intermédiaire d'une bielle et d'un pignon. La plage d'utilisation varie entre 1 à 700 barg. Les matériaux entrant dans sa constitution sont variés et dépendent du type de fluide. - En cas de vibrations, il faut isoler le manomètre des sources de ces vibrations en l'éloignant vers une paroi fixe ou en utilisant un manomètre amortisseur à bain. - Les pulsations proviennent de l'instabilité de la pression ( àcoups et répétés ), on utilisera un raccord amortisseur Fig 1-243a, ou un manomètre à bain amortisseur. Il en est de même pour les coups de bélier. Les manomètres seront positionnés, cadran dans le plan vertical, embout fileté vers le bas. Il existe divers types de manomètres, tels que les manomètres à contacts électriques permettant à partir d'un relais électrique, de former le départ d'une régulation de pression et les manomètres à membrane utilisés pour de faibles pressions ( 16 mbar à 40 bars ) ainsi que les manomètres à capsule. b) Les manomètres à soufflet Fig 1-244 Cet appareil très précis consiste en une enveloppe déformable avec un ressort de rappel. Le déplacement est transmis à l'index via un ressort hélicoïdal. Il possède une plage d'utilisation de 0 à 5 barg ou permet d'indiquer toutes dépressions.

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Principe : Il transforme une pression en une force F = p x section du soufflet. c) Manomètre à pression différentielle ( p ) Ces appareils sont constitués soit : - De deux tubes Bourdon ( Fig 1-245 a & b ) - De deux soufflets en opposition ( Fig 1-246 ) On enferme le soufflet dans une chambre étanche et on établit une pression dans le soufflet, l'autre ( la plus faible ) dans la chambre. Ils permettent d'indiquer le p entre deux points sur un même circuit ou sur deux circuits de deux installations différentes afin de permettre l'équilibrage en pression des circuits considérés ( l'aiguille indiquant, dans ce cas la valeur 0 ).

3. Les pressostats Fig 1-247 Les appellations en ‘’Stat ‘’( pressostat, manostat, thermostat,.... ) désignent des appareils déclenchant un contact à une valeur préréglée de la grandeur mesurée. Ce ne sont pas des appareils de régulation, mais bien des appareils de sécurité ou d’alarme . 4. Remarque : cas du vide La zone de pression comprise entre 0 et la pression atmosphérique s’appelle le VIDE, c’est un domaine particulier, les matériaux y ont un comportement également particulier. Unité : 1 TORR = 1 mm Hg = 133,3 Pa ( pression absolue ) Les vides poussés sont exprimés en fraction décimale de TORR ( ex. 10 -3 TORR soit 1/1000 TORR ) Le vide se mesure avec un appareillage électronique très spécial. Notons que le zéro absolu ne peut être obtenu sur terre.

4.5 LA MESURE DE TEMPERATURE

La connaissance de la température est extrêmement précieuse pour la conduite de la plupart des processus. On la mesure en degré Celsius ( 0°C correspondant à la glace fondante et 100°C correspondant à l’eau en ébullition ). Rappelons encore que la température absolue T(°K ) = t(°C) + 273. Par ailleurs, les américains utilisent le degré Fahrenheit t(°F) = ( t(°C) x 9/5 ) + 32; c’est-à-dire que la glace fondante correspond à 32°F et l’eau en ébullition à 212°F

4.5.1 LA MESURE DE TEMERATURE

Les instruments mis en oeuvre dans cette mesure sont principalement: - Le thermomètre à dilatation de solide - Le thermomètre à dilatation de liquide - Le thermomètre à pression - Le thermomètre à couple thermoélectrique - Le thermomètre à résistance

4.5.2 PROTECTION DES THERMOMETRES

Ils sont protégés par une gaine ou un tube ( doigt de gant, ... ), car la durée de vie d'un thermomètre dépend des conditions physiques

163

( température, pression, chocs, abrasion, chimique, ... ) du milieu dans lequel il est plongé.

4.5.3 THERMOMETRE A DILATATION DE SOLIDE ( -100 à + 500°C )

C’est la comparaison des allongements thermiques de 2 métaux ou alliages à coefficients de dilatation différents. L’élément sensible de ce thermomètre se composera, par exemple, d’une tige en alliage peu dilatable fixée par une extrémité au fond d’une gaine métallique à forte dilatation. Cette gaine est rendue solidaire du boîtier renfermant l’indicateur, tandis que l’extrémité libre de la tige, en se déplaçant, commande l’aiguille ( FIG 1-248 a ). Il existe d’autres types d’éléments sensibles composés d’un bilame enroulé en spirale ( FIG 1-248 b ) ou en hélicoïde ( FIG 1-248 c ).

4.5.4 THERMOMETRES A DILATATION DE LIQUIDE ( -30 à + 600°C ) 1. Principe: Si T croît, le volume de liquide augmente.

2. Type à enveloppe de verre : Il se compose d'un bulbe rempli de liquide et prolongé par un tube capillaire fermé à son extrémité libre ( Fig 1-249 ) 3. Type à enveloppe métallique : Fig 1-250 ) 4. Thermomètre à pression ( à tension de vapeur ou de gaz à simple remplissage ). Echelle jusque 300 °C ( Fig 1-251 ).

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a) Principe : On remplit le plongeur et le capillaire avec un liquide volatil. A chaque température du fluide correspond une tension de vapeur repérée par l'aiguille ( mue par un tube de Bourdon ). L'évaporation se fait à l'endroit le plus chaud. b) Utilisation : Le tube capillaire et le thermomètre doivent être à des températures inférieures à celle du plongeur. Dans ce cas, on peut admettre jusqu'à 100 m de capillaire ( précision +/- 2% de l'échelle de mesure ).

4.5.5 THERMOMETRE A COUPLE THERMOELECTRIQUE L'expérience à montré qu'un circuit électrique composé de deux tronçons métalliques de matières différentes est parcouru par un courant lorsque les deux jonctions sont maintenues à températures différentes. Un tel circuit constitue un thermocouple, il est le siège de certaines forces électromotrices. On mesure cette F.E.M en insérant dans le circuit un mini voltmètre. La loi d’Ohm nous donne: U = la F.E.M ( V ) Rg = Résistance du mini voltmètre ( Ω ) Rx = ‘’ du thermocouple ( Ω )

I=

U Rg + Rx

I = ampérage ( A )

4.5.6 LE THERMOMETRE A RESISTANCE La résistance électrique d'un conducteur métallique varie avec la température, elle peut servir de grandeur thermométrique. La transmission de mesures peut être mécanique, pneumatique ou électrique ( Fig 1-253 ).

4.5.7 LUNETTES PYROMETRIQUES

Les corps chimiques rayonnent de l'énergie sous forme de radiation. L'intensité de ces radiations est une fonction de la température et de l'état du corps rayonnant. Les radiations sont réparties sur plusieurs longueurs d'ondes, sous forme de spectre d'émission. On concentre ces radiations sur un appareil susceptible de transformer leur énergie en une grandeur mesurable, généralement électrique. 1. Les pyromètres à radiation totale : Fondés sur la mesure du rayonnement ( Fig 1-255 )

Le faisceau de radiation est concentré sur un ensemble de thermocouples en série ou sur une cellule photoélectrique. 2. Les pyromètres monochromatiques: On intercale un filtre optique sur le parcourt du faisceau et on effectue

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la mesure sur un rayonnement de longueur d’onde donnée ( ex. infrarouge ). Le gros inconvénient des deux pyromètres ci-dessus est qu’ils sont influencés par le facteur d’émission du corps à contrôler et ce facteur d’émission n’est pas constant et difficile à déterminer. On a donc été amené à construire les bi chromatiques. 3. Les pyromètres bi chromatiques: On fait le rapport des intensités du rayonnement dans deux longueurs d’ondes différentes. La théorie montre que le résultat est fonction de la température du corps et ne dépend pas du facteur d’émission de celui-ci, ni de l’absorption du rayonnement par l’atmosphère entre le corps et le pyromètre.

4.5.8 CONSTRUCTION DES CANNES PYROMETRIQUES STANDARDS Les bulbes à gaz ou à liquide peuvent être plongés directement dans le produit à contrôler. Parfois pour des raisons de pression ou de corrosion, on est amené à protéger le bulbe dans une gaine qui peut être en version soudée ou usinée. Ils seront placés à 45° sur tubes horizontaux ou verticaux > dn 100 , donc prévoir une manchette ( bout de tube dn 100 mini. ) pour tubes < dn 100.

4.6 LES VANNES DE CONTROLE OU DE REGULATION ( CONTROL VALVES )

4.6.1 Fonction

Les vannes de contrôle comporte un orifice de dimension variable. Elles permettent le réglage d’un débit, d’une température, d’un niveau, d’une pression, par l’action automatique sur le débit d’une conduite. Elles sont donc l’actionneur de la majorité des régulations, ce qui leur confère une importance considérable. Le choix d’une vanne de régulation est réalisé par les ingénieurs instrumentistes, mais il est toujours intéressant de connaître les principes de base pour une installation correcte sur une conduite ou pouvoir la prédéterminer lors d’un projet.

4.6.2 DESCRIPTION GENERALE ( Fig 1-258 )

Elles sont constituées d'une vanne proprement dit ( en fait il s'agit en général d'une

166

soupape ) et d'un servomoteur. C'est l'élément qui assure la conversion du signal de commande en mouvement de la vanne. Le servomoteur le plus utilisé est celui à membrane utilisant l'air comprimé et il peut être à piston ou à moteur. Le corps de vanne à 2 ou 3 voies et à papillon, mais encore à opercule, à boisseau, à membrane, etc… . . Les matériaux seront choisis en fonction des fluides véhiculés et du milieu ambiant. Ainsi, il faut savoir que le cuivre et ses alliages sont interdits sur tous les sites de production ou d'utilisation de l'NH3 par exemple.

4.6.3 VANNES A 2 VOIES

A simple siège Fig 1-260a A double siège Fig 1-260b Les vannes à simple portage ( siège ) sont plus étanches et moins coûteuses. Celles à double portage sont plus sensibles, évitent les vibrations, sont moins étanches et plus coûteuses. La forme du clapet ( soupape ) est variable et correspond à la caractéristique désirée pour le débit ( linéaire, exponentielle, à ouverture rapide, etc … . ). Remarque : On trouve également sur le marché des clapets à cage ( sorte de piston ), à papillon et à membrane.

4.6.4 VANNES A 3 VOIES

A simple siège ( Fig 1-261a ), les deux entrées doivent se faire à 50%, sinon la soupape peut se détériorer. A double siège ( Fig 1-261b ), on peut admettre tout pourcentage, jusque 100% de débit d'un seul côté, sans pour cela nuire au bon fonctionnement de la vanne. Remarque identique à celle de la vanne à 2 voies.

4.6.5 EXEMPLES DE MONTAGE

Notons que l'on peut utiliser la vanne papillon lorsqu'il est nécessaire d'avoir de faibles pertes de charges ( position ouverte ) et pour des pressions faibles ou moyennes. Remarque : Dans les vannes de contrôle, le ressort du servomoteur peut agir vers le haut ou vers le bas.

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Supposons que la vanne doit rester ouverte ou fermée par suite d’un manque d’air, c’est le ressort qui devra amener l’obturateur à sa position limite quand la pression d’air devient nulle. La vanne à ouverture par ressort conviendra aux circuits de trop plein ou de décharge afin d’éviter tout engorgement et conviendra pour servir de déverseur afin d’éviter toute surpression en amont. Elle conviendra également aux circuits de détente ( gaz ou vapeur ) afin d’éviter une surpression en aval ou quand elle est installée entre deux circuits ayant des pressions statiques différentes pour les isoler en cas d’incident. Note : Vanne système ‘’CAMFLEX ‘’Vanne à clapet pivotant très utilisée dans l’industrie chimique FIG 1-264.

4.6.6 DIMENSIONNEMENT DES VANNES

La question peut se poser de la manière suivante : Quelle sera la " dimension " d'une vanne capable de réguler un débit max. de 50 m³/h d'eau froide sous pression de 2 barg. La pression de départ de la conduite varie entre 6 et 9 barg, soit p ( défavorable ) = 6 – 2 = 4 barg. Le catalogue des constructeurs n'indique seulement que le débit mesuré dans les conditions d'essais précises. Supposons, par exemple, que pour de l'eau le p soit de 1 barg, ce débit particulier s'appelle le Kv du corps de vanne ( Fig 1-265 ). L'origine que nous cherchons doit laisser passer 50 m³/h sous un p de 4 barg, quel doit être son Kv ? Autrement dit, combien laissera-t-il passer de débit si le p n'était que de 1 barg. Les calculs peuvent s'établir comme pour les diaphragmes. Qv = Kv

∆p avec d = densité du liquide soit 50 = Kv d

50 4 = --> Kv = = 25 , puis on calcule le débit 1 4

avec un ∆p de 1 barg soit Qv = 25 √ 1 = 25 m³/h, ce qui signifie que cet orifice laissera passer 25 m3/h d’eau si le ∆p était de 1 barg, on dit que le Kv = 25. Cette façon d’indiquer la possibilité de débit d’une vanne dans des conditions précises est d’origine américaine. C’est sans doute pour cette raison que certains constructeurs indiquent le débit de liquide Qv en Gallons/min avec un ∆p de 1 psi => 0,069 bar ( vanne grande ouverte comme pour le Kv ) soit Qv = Cv

∆p . Les américains donnent pour symbole ( Cv ) à ce débit particulier, Cv = 1,16 Kv d Pour le calcul de Kv ( ou Cv ), il est de bon usage de faire appel aux ingénieurs instrumentistes et aux fournisseurs des vannes de contrôle. Aussi, les notes qui suivent n’auront comme seul objectif de pré dimensionner une vanne de contrôle en vue d’un projet ou pour vérifier le bien fondé d’une remise de prix Remarques a) Calcul du Cv équivalent de plusieurs vannes en parallèle ( Fig 1-266 ) Pour un montage de deux vannes en parallèles Fig 1-266. Qveq = Qv1 + Qv2 et peq = p1 = p2 b) Calcul de plusieurs vannes en série ( Fig 1-267 ) Pour un montage de deux vannes en série Qveq = Qv1 = Qv2 et peq = p1 + p2

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 1 Soit :   Cv  eq

2

      =  1  +  1  . Il en et de même pour Kv       Cv1   Cv 2   2

2

1. Lois de variation du débit en fonction de la courbe du clapet

Le débit maximum est donné à pleine ouverture ( course = 100% ). Pour la course = 0% ; le débit = 0. Entre ces deux extrêmes, le débit peut varier en fonction linéaire de la course ou en fonction exponentielle de celle-ci ( FIG 1-268a&b ) - Variation linéaire ( FIG 1-268a ) Exemple: Le débit est de 10 l/h à 10% de la course " ‘’ ‘’ 50 l/h à 50% ‘’ ‘’ - Variation exponentielle ( FIG 1-268b ) Exemple: Pour une variation de 10% de la course Entre 20 et 30%, le débit passe de 5,3 l/h à 7,6 l/h soit une variation de 7,6 - 5,3 = 2,3 l/h

100 x 2,3 = 42,5% de 5,3 l/h 5,3 Entre 80 et 90%, le débit passe de 45 l/h à 65 l/h soit une variation de 65 - 45 = 20 l/h

100 x 20 = 44,5% de 45 l/h 45

C‘est-à-dire pratiquement le même pourcentage dans les 2 cas. La loi linéaire aurait donné, pour les mêmes variations, des courses 50 et 12,5% de variations de débits. Les catalogues donnent de nombreuses formes de clapets ainsi que les caractéristiques correspondantes. 2. Calcul du coefficient Kv

169

a) Méthode du Kv: Actuellement, tous les constructeurs classent leurs vannes par valeur de Kv ( ou Cv ). A l’aide des formules et graphiques qui suivent, il est possible de calculer le Kv d’une vanne et par la suite faire son choix dans un catalogue de constructeur. On définit le Kv d’une vanne par le nombre de m³/h d’eau à 4°C que débite la vanne à pleine ouverture et pour une perte de charge de 1 barg. Formules dans lesquelles: p1 = pression absolue amont pour Qm max et Qv max ( bar abs ) δ = masse volumique du fluide ( kg/m³ ) δN = ‘’ ‘’ aux conditions normales ( 0°, 760 mm Hg ) Kg/Nm³ Vl = Volume massique ( vapeur et gaz ) m³/kg aux conditions p1 , T1 ou P1 /2, T1 pour la vapeur saturée. Qv = débit volumique des liquides m³/h Qm = ‘’ massique liquide et vapeur d’eau kg/h QvN = ‘’ volumique aux conditions normales ( 0°C, 760 mmHg ) m³/h p2 = pression absolue aval ( bar abs ) t1 = température du fluide °C T1 = ‘’ absolue du fluide °C ∆p100 = chute de pression pour Y = 100% ( bar ) Les graphiques suivants facilitent le calcul du Kv b) Corrections du Kv - En fonction de la viscosité du fluide: Cette correction est nécessaire lorsque la viscosité cinématique ν > 2.10-5 m²/s ( 20 cSt ). Calculer le facteur de viscosité Fv =

3,845 Qv . v . Kv

Calculer le facteur de correction Fc au moyen de l’abaque FIG 1-241: soit Kv’= Fc x Kv

c) Volume massique Vl de la vapeur en aval del la soupape

170

L’abaque FIG 1-270 permet de calculer Vl lorsque la température t1 et la pression p2 de la vapeur en aval de la vanne sont connues. Notons que pour une détente supercritique, il y a lieu d’utiliser p2 ≈ p1/2. d) Facteur X pour tenir compte du titre de la vapeur d’eau Rappel: Le titre ( X ) d’un mélange eau-vapeur, est le rapport de la masse de la vapeur contenue dans le mélange à la masse totale ( eau + vapeur ) du mélange. Si X = 1 ---> 100% de vapeur saturée sèche Si X = 0 ---> 100% d’eau à la température de saturation Les valeurs de X ( 0,85; 0,9 ; ..... ) sont fonction des conditions de service régnant dans la conduite. e) Détente supercritique Les gaz et les vapeurs peuvent, à des points d’étranglement normaux, atteindre la vitesse du son et ce, en supposant un rapport de pression critique ( p2 / p1 ) critique. Pour les gaz tels que H2, N2, O2, CO, CO, NH3 , Air, vapeur d’eau, etc......, on peut utiliser ( p2 / p1 ) critique ≈ 0,5. f) Exemples 1. Calculer le Kv d’une vanne placée sur une tuyauterie d’eau, sachant que Qv = 130 m³/h ; δ = 1000 kg/m³ et le ∆p100 = 1,5 barg Kv =

Qv 31,6

130 δ = 31,6 ∆p100

1000 = 106,22 m³/h 1,5

Ce que confirme le diagramme FIG 1-272 ci-après. 2. Même calcul, mais la tuyauterie véhicule de l’huile, sachant que Qv = 35 m³/h ; δ = 800 kg/m³ et ∆p100 = 0,4 barg Kv =

35 31,6

800 = 49,53 m³/h 0,4

Le diagramme FIG 1-272 indique Kv = 50 ce qui est acceptable 3. Calculer le Kv d’une vanne placée sur une tuyauterie véhiculant de la vapeur saturée aux conditions suivantes t1 = 150°C ; titre X = 0,98 ; Qm = 3000 kg/h ; p2 = 3,5 bar abs ; p1 = 5 bar abs La FIG 1-270 donne Vl aux conditions p2, t1 soit Vl = 0,56 m³/kg ; ∆p100 = La détente est donc subcritique. Kv =

Qm 31,6

3000 Vl. X = 31,6 ∆p100

5 = 2,5 > ( 5 - 3,5 =1,5 ) 2

0,56 x 0,98 = 57,42 m³/h 1,5

4. Même calcul pour la vapeur surchauffée t1 = 250°C ; p1 = 5 barg ; p2 = 3,5 barg soit Vl d’après la FIG 1-270 aux conditions ( p1/2, t1 ) = 0,7 m³/kg. ∆p100 = 5 - 3,5 = 1,5 bar, le débit massique = 3000 kg/h ( titre X = 1 ). ∆p100 = 1,5 < p1/2 , la détente est subcritique

Kv =

3000 31,6

0,7 = 64,85 m³/kg 1,5

5. Même calcul toujours, mais pour un gaz t1 = 100°C ; p1 = 10 bar abs; p2 = 5 bar abs ; Qv = 4000 Nm³/h d’azote ; δN ( 0°C, 760 mm Hg ) = 1,25 kg/m³ QvN = Qv

p1 . TN 10 x 273 = 4000 x ≈ 29 300 kg/m³ T1 373

∆p100 = 10 - 5 = 5 bar ≤ p1 / 2 Kv =

29300 522

( détente critique )

1,25x 373 = 242,4 Nm³/h 5 x5

( T1 = 100 + 273 = 373°K )

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3. Influence des convergents-divergents Lorsqu'une vanne automatique ne possède pas le même dn que la tuyauterie ( cas général ), elle sera installée entre un divergent et un convergent. Ceux-ci crée une perte de charge supplémentaire provoquée par la contraction et la dilatation de la veine fluide. Il faudra donc corriger le Cv ( ou Kv ) au moyen de la relation Cvcor =

Cv Fp

Le coefficient de correction Fp déterminé expérimentalement est habituellement fourni par le constructeur. Il peut aussi être déterminé de manière approchée à partir des formules suivantes. Il est alors calculé en considérant que la contraction et la dilatation de la veine fluide se font d'une façon brutale. La chute de pression est donc surestimée et l'on ne risque pas de sous-dimensionnement de la vanne. 2

d ²   Cv   Fp = 1 − 1,51 −     D ²   0,046d ² 

2

2

d ²   Cv   et Fp' = 1 − 1 −     D ²   0,046d ² 

2

Avec : - Fp = facteur de correction de débit en écoulement non critique pour installation avec convergent divergent ( angle au sommet du convergent > à 40° ). - Fp' = Facteur de correction de débit en écoulement non critique pour installation avec un divergent seul ou avec convergent-divergent lorsque l'angle au sommet du convergent est < 40° ). - Cv = coefficient de débit - d = diamètre de la vanne en mm - D = diamètre de la tuyauterie en mm 4. Remarques importantes Pour éviter le bruit et la destruction rapide dela vanne, on doit calculer et choisir une vanne de régulation ne présentant pas de phénomène de cavitation. Tout au plus peut-on accepter une cavitation naissante. De même, une vanne présentant un phénomène de vaporisation ne doit pas être employée. La chute de pression maximum utilisable pour l'accroissement du débit ( pc ) et en particulier les conditions de pression pour lesquelles une vanne sera complètement soumise à la cavitation peuvent être définies grâce au facteur FL, de la façon suivante : FL =

∆pc p1 − pv

Avec p1 = pression en amont de la vanne et pv = pression de vapeur du liquide à la température en amont Pour les applications où aucune trace de cavitation ne peut être tolérée, il faut utilser un nouveau facteur Kc au lieu de la valeur FL. Ce même facteur Kc sera utilisé si la vanne est placée entre un convergent et un divergent. Pour trouver la chute de pression correspondant au début de cavitation, utiliser la formule suivante : Kc =

∆pc . p1 − pv

Des solutions techniques doivent donc être trouvées pour éviter cavitation et vaporisation dans les vannes de régulation. Si l'on se réfère aux relations précédentes, il suffit, pour éviter la cavitation, de ramener la chute de pression dans la vanne à une valeur inférieure à pc. On peut donc : - Augmenter la pression en amont et en aval en choisissant pour la vanne une position qui se trouve à un niveau bas dans l'installation: ceci augmente la pression statique. - Sélectionner un type de vanne ayant un facteur FL plus important. - Changer la direction du fluide; le facteur FL d'une vanne d'angle utilisée avec écoulement " tendant à ouvrir " au lieu de " tendant à fermer " passe de 0,48 à 0,9 ce qui signifie que la chute de pression peut être au moins triplée. - Installer deux vannes semblables, en série, et on calculera le facteur FL total des deux vannes de la façon suivante : FLeq = FL d'une vanne.

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174

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4.7 CALCUL DU ‘’ MINIMUM FLOW ‘’ D’UNE POMPE 4.7.1 CALCUL DU DIAMETRE INTERIEUR

La FIG 1-275 montre un dispositif de pompage sur un réservoir de stockage avec un minimum flow et débit vers ce stockage ( cas général ) Débit volumique de recirculation : Qv =

P x 3594,8258 = m³/h ∆t . cp . δ

Qv = débit volumique m³/h P = puissance de la pompe kW cp = chaleur spécifique du fluide kJ/kg°C t = 5°C ( cas général ). C'est l'accroissement admissible de température de la pompe. Soit di = 2000

Qv = mm π . v . 3600

di = diamètre intérieur de la conduite mm v = vitesse de circulation m/s N.B : Pour les liquides chargés, adopter une vitesse aussi faible que possible, mais sans qu'il n'y ait risque de dépôt ( ex. v = 1,5 m/s ). Pour les solutions, adopter v de 1 à 1,5 m/s. Pour les conduites de grandes longueurs adopter v ≈ 1 m/s. Il y a toujours lieu d’opter pour une vitesse assez faible afin de garantir une marche de sécurité en cas d’accroissement de débit.

4.7.2 CALCUL DU DIAMETRE DU R.0

R.O = initiale anglaise d’Orifice Réduit. Le diamètre de cet orifice peut être tiré de la relation:

Qm = 1,107 . C . Y . d2²

∆p. δ = kg/s 1− ρ4

Formule dans laquelle : C = coefficient de décharge. On adopte C = 0,62 ou on utilise les courbes du " PERRY " fonction du nombre de Reynolds et du rapport de diamètre d2 / di d2 = diamètre de l'orifice m p = p1 – p2 = p1 –p4 – ² ou = d2 / di p1 = pression amont Pa ( N/m² ) p4 = pression aval Pa ( N/m² ) = masse volumique du liquide kg/m³ Y = 1 pour les liquides

4.7.3 EXEMPLE NUMERIQUE

Soit un fluide ayant les caractéristiques suivantes: δ = 1310 kg/m³ ; cp = 3 kJ/kg°C. La pompe a une puissance de 82 kW et nous adopterons une vitesse de 1,7 m/s.

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La pression au refoulement p1 = 12.105 Pa absolu et p4 = 1.105 Pa absolu ( le tank de stockage étant mis à l’air ). Calculer di et d2. Qv =

P x 3594,8256 82 x 3594,8256 = = 15 m³ / h 5 x 3 x 130 ∆t . cp . δ

di = 2000

15 = 55,9 mm 3600 x 314 . x1,

Nous adopterons un tube dn 50 inox ( φ 60 x 2 ), soit di = 56,3 mm intérieur, valeur très proche de 55,9 mm trouvée par le calcul. Le calcul de d2 est à réaliser par itération et on peut utiliser un petit programme basé sur les quelques lignes suivantes et on trouverait d2 = 14,25 mm. PRINT " ************** DONNEES ***************": PRINT INPUT " PUISSANCE DE LA POMPE P (kWh)"; P INPUT " CHALEUR SPECIFIQUE DU FLUIDE Cp (KJ/KgøC) "; CP INPUT " MASSE VOLUMIQUE DU FLUIDE M (kg/m3) "; M INPUT " VITESSE DE CIRCULATION SOUHAITEE V (m/S) "; V PRINT " CALCUL DE LA CONDUITE DE DECHARGE ": PRINT DT = 5 QV = (P * 3594.8256#) / (DT * CP * M) DI = 2000 * SQR(QV / (3.14 * 3600 * V)) QM = QV * M / 3600 PRINT " DIAMETRE INTERIEUR DE LA CONDUITE Di= "; DI; " mm" INPUT " INTRODUISEZ LE Di NORMALISE PROCHE DE LA VALEUR CALCULEE "; DI V = 2000 ^ 2 * QV / (3.14 * 3600 * DI ^ 2) PRINT " NOUVELLE VALEUR DE V= "; V; " m/s" PRINT " DEBIT MASSIQUE "; QM; " kg/s" PRINT " ****** CALCUL DIAMETRE DE PASSAGE DU RO ****** ": PRINT INPUT " PRESSION AMONT P1 (N/m2) "; P1 INPUT " PRESSION AVAL P4 (N/m2) "; P4 C = .62 DI = DI / 1000 A = C * 1.107 * SQR(M) DI1 = DI / 10 B = ((DI1 / DI) ^ 2 * (-1)) + 1 B1 = 1 / B B3 = (P1 - P4) * B1 B2 = SQR(1 - (DI1 / DI) ^ 4 * (-1)) * QM / SQR(B3) X = SQR(B2 / A) E = ABS(X - DI1) / X IF E < .0001 THEN 570 ELSE 550 DI1 = X GOTO X = X * 1000 X = INT(X * 100 + .05) / 100 PRINT " DIAMETRE DE L'ORIFICE d2= "; X; " mm"

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DEUXIEME PARTIE CONSTRUCTION

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CHAPITRE 1 : MISE EN OEUVRE DES TUYAUTERIES 1.1 PHASE DE CONSTRUCTION On distingue généralement: a) La préfabrication en atelier b) Le montage sur site

1.2 LA PREFABRICATION EN ATELIER La préfabrication des tuyauteries en atelier ne se fait généralement que pour les tuyauteries ayant un diamètre nominal supérieur à dn 50. Lorsqu’il y a préfabrication, il ne faut jamais perdre de vue les possibilités de transport entre l’atelier et le site de montage. Une tuyauterie préfabriquée est beaucoup plus encombrante que l’ensemble des éléments séparés qui la compose, d’où un prix de transport à la tonne plus élevé. Pour une installation importante, qui ne se trouve pas à proximité des ateliers du constructeur, il peut être plus intéressant au point de vue du prix de revient d’installer sur le site un atelier de préfabrication et ainsi réaliser, en atelier, des tronçons de tuyauteries plus grands et éventuellement de préfabriquer des tuyauteries de dn ≤ 50 également. La préfabrication demande d’avoir des plans entièrement cotés , que tous les points de raccordement aux équipements soient clairement définis et que toutes les prises de mesure ou de contrôle soient également indiqués avec le type et la dimension du bossage à prévoir .

1.2.1 UTILISATION DES PLANS EN ATELIER DE PREFABRICATION Les plans établis par le bureau d’études passent généralement par un bureau de préparation et de lancement, du moins pour des travaux importants. Ce bureau de préparation est chargé d’établir des fiches de fabrication dont le type est propre à chaque constructeur. Chaque fiche correspond à une pièce et à une opération d’usinage, cette pièce peut être fabriquée en un ou plusieurs exemplaires. Notons que pour les petites structures c'est généralement le bureau d'études qui effectue ces tâches. Exemples: - La coupe à longueur - La découpe de piquage - Le chanfreinage Il sera également établi une isométrique par tronçon de tuyauterie à préfabriquer, accompagnée d’une liste de matière détaillée ( nomenclature ) comprenant 2 parties: - Les matières nécessaires à la préfabrication - Les matières nécessaires au montage du tronçon Cette isométrique servira à l’assemblage des éléments de tuyauteries. On y trouvera également - le repère du tronçon - les tests ( radiographie, hydraulique, ultra-sons, etc, .... ) - l’organisme de réception ( s’il y a lieu ) - la protection intérieure et/ou extérieure

1.2.2 OPERATIONS DE PREFABRICATION 1. Coupes: Elles peuvent être - droites - obliques - diverses pour réaliser un piquage Les outils utilisés sont : - La scie à lame ou circulaire - Le chalumeau oxycoupage manuel ou monté sur une machine automatique ( voir aspect des coupes FIG 2-1 ) - La machine avec scie circulaire montée sur le tube et tournant autour de lui.

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- La torche à plasma La machine à découper automatique permet de réaliser tous les types de coupe sur un tube. Elle donne un mouvement de translation, selon 3 axes, à la tête portant le chalumeau coupeur. L’opérateur doit prérégler la machine, par la suite la coupe s’effectue automatiquement.

La torche à plasma permet la découpe des matériaux bons ou mauvais conducteur de l’électricité. Le principe de cette torche est le suivant : L’énergie d’un arc électrique alimenté en courant continu est transmise avec un rendement élevé à un gaz qui est ainsi porté à haute température ( FIG 2-2 ) Sous l’action du gaz ( ARGON - H2 ou N2 - H2 .... ) sortant à vitesse et température élevées de la tuyère (3000°K) les particules en fusion sont violemment chassées, de telle sorte que l’on obtient une coupe nette à très fines stries. Il n’y a aucune transformation du matériau même à proximité immédiate de la zone de travail. La torche plasma peut être placée sur une machine à découper automatique. 2. Chanfreinage: Nous savons, depuis le § 3-3 de la première partie de cet ouvrage, que les tubes doivent être chanfreinés avant la soudure bout à bout.

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a) Chanfreins en V: Le chalumeau oxycoupeur est monté sur une machine automatique ou semiautomatique et le chanfrein est réalisé en même temps que la coupe. On utilise également la meule ou le disque de nylon. b) Autres types de chanfrein: On utilise une machine portant une fraise de forme qui sera fixée sur le tube et tournera autour de celui-ci. Ce dispositif n’est valable que pour les tubes circulaires. Les chanfreins peuvent également être réalisés sur un tour classique ou sur un tour spécial où le tube reste fixe et l’outil est mobile. On peut également utiliser une aléseuse 3. Cintrages: Ils peuvent être réalisés à froid ou à chaud, le choix dépendra de: - L’outillage disponible - Le rapport entre le rayon de cintrage et le diamètre extérieur du tube ( R ≥ 3D ) - L’épaisseur du tube ( amincissement de la paroi à l’extrados )

∆e de x 100 ≤ e 2R

( ∆e = réduction d’épaisseur )

Notons que pour R = 3 de, l’épaisseur avant cintrage devra être de 1,25 ec ( ec = épaisseur calculée y compris, tolérance, corrosion, etc.... ) - La matière - L’ovalisation admise

d max − d min 20 d ≤ avec un maximum de 8% de R

Pour diminuer l’ovalisation du tube pendant le cintrage on remplira le tube de sable sec tassé et on utilisera une cintreuse avec mandrin intérieur.

a) Pour le cintrage à froid : on utilisera par exemple: - La cintreuse à piston hydraulique, mais le rayon de cintrage doit être important sinon on obtient une ovalisation trop importante du tube. - La cintreuse à gabarit autour de laquelle s’enroule le tube cette machine permet des cintrages très courts, surtout avec mandrin intérieur, mais il faut un gabarit pour chaque rayon de cintrage. b) Pour le cintrage à chaud : On utilisera par exemple : - La cintreuse à chauffage par induction ( Fig 2-4 ) Il n'y a qu'une faible partie du tube qui est chauffée ( +/- 10 cm ) à un moment donné, d'où une déformation limitée à cet endroit. Cette cintreuse permet l'obtention d'une courbe très régulière et très précise. Il n'est, en outre, pas nécessaire de remplir le tube de sable. Cette machine possède deux bras de cintrage. - Rayon Rc =3,5 m => Diamètre max = 755 mm Eps max = 55 mm - Rayon Rc = 5,6 m => Diamètre max = 530 mm

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Eps max = 40 mm Diamètre minimum du tube = 60 mm Epaisseur minimale = 3,5 mm Rayon minimum : R = 1,5 d ( il faut une longueur droite > 50 mm au-delà de chaque coude de la tenaille ). Amincissement : 3 à 17 % Ovalisation : 4,5 à 1% t° maximum : 1200 °C Angle maximum : 180° +/- 1 - Le treuil : une des extrémités du tube à cintrer est fixée dans une pièce de forme et l’extrémité libre du tube est attachée au câble d’un treuil. Le tube est cintré par traction, pendant le chauffage au moyen de brûleurs au propane ( de < 150 mm ) ou au moyen d’un four chauffé au gaz ou au fuel et où la température est contrôlée. Cette méthode a l’inconvénient de dépendre entièrement de l’habilité de l’opérateur tant au point de vue régularité que précision. c) Corrections: Après cintrage, les courbes doivent être corrigées et mises à longueur. Ces corrections se font sur marbre, à froid ou à chaud, suivant l’importance de celles-ci. Après corrections, les tubes sont tracés pour la mise à longueur. Si les courbes doivent subir un traitement thermique, la correction se fera après ce traitement. Remarque: - Pour les aciers alliés, le cintrage sera suivi d’un refroidissement très lent (l’eau est à proscrire) - Les chaudes de retrait sont rigoureusement interdites sur les tuyaux en acier allié. - Tous les tuyaux en acier allié ou à haute teneur en C > 0,25%, y compris ceux en acier carbone de forte épaisseur, doivent subir un traitement thermique adéquat. 4.Forgeage: L’extrémité d’un tube peut être forgée à chaud pour réaliser une réduction ou pour fermer l’extrémité d’un collecteur. Le forgeage est utilisé à la place de pièces du commerce lorsque celleci sont difficiles à se procurer pour des raisons de qualité d’acier ou de délai de livraison. Exemple: Réduction par retreinte ( méthode ) - Dresser le bout du tube et casser les arrêtes afin d’éviter les fissures - Porter sur le tube la longueur de la réduction ( L x 0,8 ) si ( L) est imposée. Dans le cas contraire L = (( D - d ) / 2) x 0,8 et tracer un trait autour du tube. ( Les 20% seront compensés par le surplus de matière ) - Chauffer une bande de +/- 30 mm autour du tube et battre au marteau et ainsi de suite en se dirigeant vers le bout du tube. - Arrivé pratiquement à la mesure voulue, réchauffer dans le sens longitudinal et battre dans ce sens avec un bout de tube ( dn 25 ) afin d'éliminer les coups de marteau. - Ajuster le bout et chanfreiner. 5.Soudures: Il existe 2 types d’assemblage soudé: - Par emboîtement ( socket-Welding ) - Bout à bout ( Butt- Welding ) - Pour la tuyauterie, le métal d’apport est fondu par la chaleur produite par la flamme d’un chalumeau acétylénique ( encore utilisé en chauffage central ) ou par un arc électrique sous tension continue ou alternative. a) Le chalumeau Oxy-acétylénique : Fig 2-6 Il est généralement utilisé pour les assemblages bout à bout des tubes en acier au carbone ou faiblement alliés de dn ≤ 50 mm. Néanmoins, son utilisation dans l'industrie n'est plus guère requise. Seul le domaine du chauffage ou du sanitaire l'utilise encore. La bouteille d'oxygène ( O2 ) = col blanc et la bouteille d'acétylène ( C2 H2 ) = col brun (EN 1089-3). b) Soudures à l'arc électrique avec électrodes enrobées Deux types d’électrodes enrobées sont principalement utilisées dans le cadre des soudures de tuyauterie. - Enrobage Rutile ( R ) : Ces électrodes peuvent être employées aussi bien en courant continu qu'alternatif et conviennent au soudage en toutes positions. Elles sont faciles d'emploi, la pénétration est bonne et

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Permettent une bonne vitesse de dépôt ( g/min ) fonction du rendement de l'électrode ( Ex. Electrode Ф = 4 mm => R = 115% et Vs = 26,1 g/min ). - Enrobage Basique ( B ) : Ces électrodes peuvent être employées en courant alternatif ou continu, mais l'utilisation du courant continu est préférable. Elles conviennent au soudage en toutes positions. Son utilisation demande de l'expérience et la pénétration est moyenne. Les propriétés mécaniques du métal déposé sont excellentes. Les électrodes sont hygroscopiques, il faut les stocker dans un endroit sec et souvent les réchauffer avant l'emploi dans un four de chantier. c) Poste de soudage utilisés - Postes statiques Fig 2-13 : ( Transformateurs de soudage ), ils permettent : - D'abaisser la tension alternative du réseau ( 220 ou 380 V ) en tension d'amorçage ( 40 et 80 V ) - De passer automatiquement de la tension d'amorçage ( ou tension à vide ) à la tension de soudage ( 20 à 30 V ).

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- De permettre le réglage de l'intensité du courant d'amorçage ( 40 à 500 A ) en fonction de la nature de l'électrode et du travail à réaliser. - De produire un arc stable sans perturber le fonctionnement de l'installation électrique. - Redresseurs de soudage : Ce sont des appareils statiques qui transforment le courant et la tension alternative du réseau en courant de tension redressé (courant continu). - Postes rotatifs Fig 2-14 : ( groupes convertisseurs ) Ce sont des appareils rotatifs transformant le courant et la tension alternatifs du réseau en courant et tension continus convenant à l'opération de soudage à l'arc. Il comportent essentiellement un moteur électrique connecté à une génératrice à caractéristiques appropriées au soudage. Un dispositif permet le réglage de l'intensité du courant de soudage entre 20 et 1200 A avec une tension secondaire en charge de 25 à 45 V et d'amorçage de 55 à 90 V.

- Groupes électrogènes: Ce sont également des appareils rotatifs transformant l’énergie développée par un moteur à combustion interne en énergie électrique adaptée au soudage à l’arc. Généralement, ils sont équipés de génératrices à courant continu, mais ils peuvent être équipés d’alternateurs. La gamme de courants disponibles varie de 25 à 400A. d) Renseignements pratiques : Pour une soudure bout à bout avec joint en Vé ( 60° ), la FIG 2-15 donne le diamètre des électrodes par couche et en première approximation, l’énergie utilisée par mètre ainsi que la durée moyenne du travail ( électrodes avec rendement de 100% ).

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L'intensité de soudage ( Is ) peut être déduite de la relation Is ≥ 50 x ( d – 1 ) Is = ampères d = diamètre de l'électrode mm Tension de soudage Us = 25 V pour Is ≈ 100 A Us = 40 V pour Is ≥ 500 A Entre ces deux valeurs : Us ≈ 0,04 Is + 20 La durée réelle de fonctionnement ( DRF ) d'un appareil caractérise le régime d'utilisation garanti par le constructeur. Du fait de l'échauffement avec arrêts intermédiaires. Exemple : DRF 60 % = 3 minutes de soudage par cycle de 5 minutes. DRF 60% à 300A donnera DRF max =

300² x 0,6 = 44% à 350A 350²

Il ne faut jamais utiliser un poste de soudage au-dessus de son régime sous peine de l’endommager. La DRF peut atteindre 100% pour les postes automatiques. La consommation d’énergie par électrode est donnée par la relation: P=

Us x Is x t = Wh ( Watt heure ) 3600 x R

Exemple: Is = 160A ; Us = 30V ; t = temps de fusion électrode = 77s ( donnée fabricant ). Rendement du poste = 75% ( donnée fabricant ) P=

30 x 160 x 77 = 137 Wh 3600 x 0,75

e) Installation des appareils: L’intensité du courant pris au réseau de distribution est déterminé par le travail à exécuter et notamment par l’épaisseur et la nature des métaux à assembler. L’installation électrique primaire, c’est-à-dire celle amenant le courant du compteur aux bornes primaires du transformateur doit être exécutée en fonction de l’intensité maximale du courant primaire pris par le transformateur. Le tableau ci-dessous, indique les valeurs minimales des fusibles du réseau primaire en fonction du courant de soudage et du diamètre de l’électrode. L’utilisation de condensateur permet

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d’augmenter la valeur du courant de soudage de 10% environ. Dans les ateliers disposant de plusieurs transformateurs de soudage, on répartira au mieux l’alimentation sur les 3 fils de lignes triphasées parcourant l’atelier. Il est aussi nécessaire de vérifier, à l’aide d’un voltmètre, la tension aux bornes primaires de chaque transformateur lorsque le soudeur soude. Une chute de tension de plus de 5V ( en 220V ) et de plus de 10V ( en 380V )ne peut être tolérée. Il ne peut être remédier à cela que pour autant que la ligne d’arrivée au compteur soit suffisante. Le tableau ci-après indique la relation entre le courant primaire, la section du conducteur de la ligne et la longueur de la ligne. De même, les câbles secondaires ou câbles de soudage seront choisis en fonction du courant de soudage et de leur longueur tel que le tableau ci-contre le renseigne.

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Outre le poste de soudage, les accessoires ci-dessous sont nécessaires. - La pince porte-électrodes qui doit être adaptée à l’intensité du courant de soudage et doit avoir une excellente résistance à l’échauffement. - La pince de masse dont chaque mâchoire est pourvue d’un sabot en cuivre. Entre la mâchoire et le sabot est interposée par serrage, une tresse en cuivre reliant les 2 sabots. Un des boulons de fixation de sabots sert pour la connexion à la cosse du câble de masse. - Les câbles souples entre le poste de soudage et les pinces porte-électrodes et de masse. - Le casque de soudage ou l’écran. Le casque ayant l’avantage de pouvoir garder les 2 mains libres. - Les gants en cuir qui protègent les mains contre les effets directs de l’arc, les projections brûlantes et les contacts avec les pièces chaudes. - Le tablier en cuir, protégeant les vêtements de l’opérateur - Un dispositif d’aspiration ( en atelier ) permettant l’évacuation des fumées de soudage toxiques pour le soudeur. g) Soudures à l’arc électriques avec électrodes nues: Il existe, pour la fabrication des tuyauteries, des modes de soudage avec électrodes nues tels que: - Manuel - Semi-automatique Dans ces procédés, le métal en fusion est protégé par un gaz inerte (hélium, argon) qui ne réagit donc pas avec le métal. Les pièces à souder doivent toujours être nettoyées soigneusement avant soudage, le gaz inerte n’ayant aucune propriété décapante. Dans certains cas, il est utilisé un anneau d'apport ( weld insert ) qui garantit, pour les joints des tuyauteries, une passe de fond géométriquement et métallurgiquement parfaite. Cet anneau ( Fig 2-17 ) est inséré entre les méplats du chanfrein des tubes à assembler. La face interne du tube est protégée par un gaz inerte. La mise en fusion de l'anneau est exécutée de l'extérieur avec une torche porte-électrodes pour le soudage sous argon. Lorsque les tubes à souder sont longs ou de grand diamètre et qu'il faut réaliser une protection interne du joint par du gaz inerte ( argon, azote, … ), un dispositif à double écran est placé à l'intérieur des tubes de part et d'autre du joint à souder ( Fig 218 ). Ces écrans peuvent être réalisées en cuir, caoutchouc, papier ou carton et permettent d'économiser sur la quantité de gaz inerte. Couleur des ogives Argon => blanc et jaune Azote => Noir CO2 => gris et corps jaune Hélium => brun Hydrogène => rouge et corps gris - Procédé manuel : T.I.G ( Tungstène Inerte Gas ) On utilise l'argon comme gaz inerte. Le soudage sous argon est un procédé dans lequel le métal d'apport et le métal de base

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sont amenés en fusion par la chaleur d'un arc électrique qui jaillit entre une électrode non fusible et les pièces à souder. L'argon est débité par une torche porte-électrode et entoure l'arc électrique. L'opération tient la torche d'une main et de l'autre la baguette d'apport suivant une technique qui

s'apparente à celle du soudage au chalumeau. La torche est refroidie par circulation d'eau. Le courant de soudage peut être alternatif ( aluminium, magnésium et alliages ) ou continu ( inox, cuivre, … ) avec le négatif à la torche. Le schéma Fig 2-19 montrer un exemple d'installation de soudage comprenant : - La torche avec électrode non fusible ( tungstène ) - Le circuit d'argon relié à la bonbonne. - Le circuit d'eau de refroidissement ( dont le retour est concentrique au câble d'alimentation de la torche ). - La source de courant avec les câbles de raccordement. - Un économiseur intercalé dans les circuits argon et eau. Description sommaire du matériel - La torche: reliée au circuit d’argon, au circuit d’eau de refroidissement et à la source de courant de soudage. Elle porte l’électrode non fusible et se termine par un bec en porcelaine ou en pyrex de type approprié au diamètre de l’électrode ( 1 à 6 mm ) et au travail à réaliser.

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- Le poste de soudage: à courant continu, il est du même type que pour le soudage avec l’électrode enrobée. L’usage du courant alternatif nécessite la superposition d’un courant à haute fréquence qui se met en série dans le circuit. Procédé semi-automatique ( M.I.G ou M.A.G ) M.I.G = Métal Inert Gas utilise l’argon, l’hélium,.... M.A.G = Métal Actif Gas utilise le CO2 et mélange CO2 + 02 +Ar, .... ) La mise au point de fil électrode a permis d'industrialiser le soudage continu ce qui permet l'utilisation de soudeuses automatiques. Pour les tuyauteries, on utilise principalement les soudeuses semi-automatiques ( Fig 2-20 ). Le fil est ici poussé dans un câble creux jusqu'au pistolet de soudage. L'alimentation en fil continu est réglé automatiquement et le déplacement de l'arc est laissé à la main de l'opérateur. Quel que soit le type MIG ou MAG, le métal d'apport et le métal de base sont amenés en fusion par la chaleur d'un arc électrique qui jaillit entre le fil électrode et les pièces à souder. Le gaz inerte est débité par le pistolet de soudage et entoure l'arc électrique ( protection gazeuse ). On utilise, ici, le courant continu avec pôle positif au pistolet. L'installation de soudage est représentée à la Fig 2-20 et comprend : - Le pistolet de soudage - Le câble creux entre le débiteur de fil et le pistolet. - Le circuit d’argon relié à la bonbonne (débit de gaz 15 à 20 l/min) - La source de courant continu, avec les câbles de raccordement. - Le débiteur de fil. Description sommaire du matériel - Le pistolet : relié au circuit de gaz ( hélium, argon, azote, CO2 , …. ) et au débiteur de fil. Il est refroidit par air pour les faibles puissances. Il est équipé d'un système guide-fil et d'une tuyère à son extrémité. Le guide et la tuyère sont appropriés au diamètre du fil ( 0,8 à 2,4 mm ) et au travail à exécuter. - Le débiteur de fil : comporte essentiellement un support pour la bobine de fil, un moteur avec réducteur muni de galets pour l'avancement du fil qui est poussé dans le câble creux. - Le câble creux : amène le courant de soudage et le fil fusible au pistolet. Il est flexible et suffisamment souple pour que l'opérateur ne soit pas gêné a) Courant de soudage trop faible dans ses mouvements avec le b) Courant de soudage trop fort pistolet. c) Arc trop long ( tension trop haute La source de courant continu est la d) Vitesse de soudage trop rapide même que pour le procédé manuel. e) Vitesse de soudage trop lente f) Bonnes tension et vitesse de soudage

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Remarque : Il existe également un type de pistolet semi-automatique à fil tiré ( Fig 2-21 ) caractérisé par l'emploi de fil très mince ( 0,5 à 1,2 mm ). L'allégement qui en résulte permet de rassembler, dans le pistolet de soudage, tous les éléments nécessaires ( bobine de fil, moteur d'entraînement, galets, tuyère ). Ce type de pistolet a une masse, avec fil, de l'ordre de 2 à 2,5 kg. - Autres types de soudage : soudage au plasma, soudage LASER, …. - Aspect des soudures Fig 2-22

1.3 TRAITEMENTS THERMIQUES Il est de pratique courante de réaliser le traitement thermique des soudures, des tubes cintrés ou forgés lorsque les conditions de calcul et de service l’imposent. Ils ont pour but d’améliorer les caractéristiques mécaniques des zones soudées en restituant au métal, qui a subit des transformations métallurgiques, une ténacité qui doit se rapprocher de celle du métal de base. On distingue: - Le préchauffage - Les recuits - Le post-chauffage Attention, Les traitements thermiques ne suppriment aucun défaut de soudure

1.3.1 LE PRECHAUFFAGE ( 100 à 500°C ) a) But: - Diminuer la trempe et la fragilité dans la ZAT ( Zone Affectée Thermiquement ) et par là, les fissures. - Diminuer les tensions internes consécutives aux dilatations ou retraits - Diminuer les dangers de formation de criques - Faciliter la diffusion de l’hydrogène b) Moyens employés: Chauffage par induction, brûleurs fixes, foyer c) Contrôle des températures: Crayons thermocolor; thermocouples; coloration; ..... d) Recherche approximative de la température de préchauffage Elle est déduite en fonction du pourcentage CE ( carbone équivalent ) et de l'épaisseur de la pièce. Exemple : Calculer la température de préchauffage d'un acier contenant 0,4 % C; 0,6% Mn et 0,15% Si. Si la la pièce possède une épaisseur de 50 mm. Pour les aciers au carbone CE = %C +

% P % Si % Mn + + 2 4 20

Pour les aciers alliés Avec C < 0,5 ; Ni < 3,5 ; Cr < 1 ; Mn < 1,6 Mo < 0,6 ; Cu < 1 CE = % C +

% Mo % Cr % Mn % Cu % Ni + + + + 4 5 6 13 15

Dans cet exemple nous aurons: CE = 0,4 +

0,6 0,15 + = 0,47 % 20 4

La FIG 2-23 donne pour CE = 0,47 % et e = 50 mm ----> t = 250°C C’est la température moyenne pour se garantir des fissurations dans la ZAT

1.3.2 LES RECUITS On distingue pratiquement: - Le recuit de dégazage - Le recuit de détente

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- Le recuit de normalisation a) Le recuit de dégazage: 250°C durant 8 h Il améliore déjà les caractéristiques mécaniques, il augmente l’allongement et permet l’élimination de la teneur en hydrogène ( Fish-eyes ). b) Le recuit de détente: 600 à 730°C selon la nuance de l’acier - But: Diminuer, voir supprimer, les contraintes thermiques et les tensions internes après soudage - Moyens: - Elévation progressive de la température ( 120 à 150°C/h ) - Durée de maintien de la température ( 3 à 5 min/mm eps minimum 1h, max. 5h ) - Vitesse de refroidissement ( 100 à 150°C/h jusqu’à 150 à 200°C ) c) Le recuit de normalisation: 770 à 900°C - But: - Affinage des grains - Suppression des tensions internes et du recuit - Suppression des zones de trempe - Améliore les propriétés mécaniques ( augmentation du coefficient de sécurité ) - Moyen: - Chauffer à une température supérieure au point de transformation fonction de la qualité de l’acier Exemple : pour l’acier carbone t = 875°C - Maintenir la température - Refroidir lentement e ≥ 25 mm v =

5500°C / h jusque 300°C e(mm)

e < 25 mm v = 220°C/h

1.3.3 LE POST-CHAUFFAGE - But: Maintenir la soudure à la température de préchauffage pendant un certain temps après l’exécution de la soudure. Cette opération a pour but de : - Réduire la dureté sous le cordon ‘’ les contraintes résiduelles - Permettre la diffusion de l’hydrogène dans la zone où sa présence n’est pas dangereuse.

1.3.4 TRAITEMENTS THERMIQUES APRES SOUDAGE ( TTAS ) – EN 13480 Tous les TTAS doivent être effectués selon la procédure écrite et sera appliquée conformément aux tableaux de la Fig 2-24, après achèvement des soudures. Pour les aciers non inclus dans ces tableaux, un TTAS sera envisagé au cas par cas par le fabricant.. Pour des épaisseurs de pièces inférieures à celles prévues par la norme, il y a lieu de spécifier la température et la durée du maintien suivant EN 13480.

1.3.5 MISE EN ŒUVRE DES TRAITEMENTS THERMIQUES Les traitements thermiques s’effectuent de différentes façons: - Dans un four - Au moyen de rampes à gaz - Par chauffage électrique - au moyen, de résistances chauffantes - par induction basse ou haute fréquence a) Traitements thermiques dans un four Les fours sont généralement chauffés au moyen de brûleurs au gaz ou au fuel. Leur température est contrôlée à plusieurs endroits et enregistrée. Le régime thermique d’un ensemble de tubes soumis à un traitement thermique dans un four n’est pas uniforme en chacun de ses points, même si le four possède une répartition homogène des températures dans le temps et dans l’espace. Les tronçons les plus minces tendent à suivre le régime des températures imposé. Les tronçons les plus épais, par contre, sont caractérisés par une importante inertie thermique, que ce soit durant la période de chauffage ou durant la période de refroidissement.

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Au cours du chauffage, l’écart des températures instantanées entre le cœur des pièces augmente avec la différence d’épaisseur et avec la vitesse de chauffage du four. Lorsque les tronçons les plus minces ont atteint la température maximale du traitement, cette température doit être maintenue un temps suffisamment long pour permettre aux tronçons les plus épais d’atteindre à leur tour le niveau de température souhaité, sans le dépasser. Cette durée de maintien indispensable est fonction des épaisseurs et de l’ordre de 2 minutes par mm d’épaisseur. Les tronçons de tuyauterie à traiter seront placés avec soin dans le four pour éviter toutes déformations. b) Traitements thermiques au moyen de rampes à gaz Ce procédé n’est utilisé que pour le traitement thermique de soudure et pour de petits diamètres ou encore pour des diamètres plus importants, mais de faible épaisseur. Il est également utilisé pour le préchauffage des joints à souder des tubes en acier carbone. Le but principal étant d’enlever toute trace d’humidité pouvant provoquer des poches de vapeur dans le bain de métal en fusion. Ces rampes sont en forme de cercle en deux pièces articulées afin de pouvoir les placer autour du tube. Le contrôle de la température se fait le plus souvent au moyen de crayons spéciaux colorés qui laissent des traces lorsqu’ils sont frottés contre le tube et changent de couleur indiquant ainsi que la pièce a atteint la température inscrite sur le crayon. c) Traitements thermiques au moyen de chauffage électrique Les 3 modes de chauffage électrique utilisés sont: - Les résistances chauffantes - Les câbles à induction à basse fréquence - Les câbles à induction à haute fréquence Ces procédés peuvent théoriquement être utilisés pour effectuer n’importe quel traitement thermique. Mais en pratique, ils ne sont utilisés que pour des traitements locaux soit de soudures soit de forgeages. Le cycle de chauffage est contrôlé par un thermocouple fixé sur un des tubes à proximité de la soudure. Ce thermocouple est relié à une armoire de contrôle qui règle le gradient de température durant le chauffage et le refroidissement ainsi que la durée du maintient en température maximum. Des températures de 900 à 1000°C peuvent être obtenues. - Les résistances chauffantes Elles ont généralement la forme d'un collier de 100 mm de largeur et de longueur correspondante au diamètre extérieur du tube. Elles sont constituées de fils de grosse section isolés par des anneaux de porcelaine ou de céramique ( Fig 2-25 ). Elles doivent être manipulées avec soin pour ne pas tordre les fils constituant la résistance et ne pas casser les anneaux isolants. Suivant la puissance calorifique nécessaire, il est placé autour du joint à traiter de 1 à 3 colliers alimentés par des transformateurs basse tension et haute intensité. L'ensemble des résistances doit être convenablement isolé thermiquement et il faut placer un matelas isolant sur la tuyauterie de part et d'autre du joint. Les extrémités de la tuyauterie seront bouchées pour éviter une recirculation d'air frais à l'intérieure de celle-ci. - Les câbles d'induction L'alimentation se fait, soit à la fréquence du réseau ( 50 Hz ), soit à une fréquence moyenne de 2000 à 4000 Hz. C'est la fréquence du réseau qui est la plus utilisée, car les équipements sont moins coûteux et moins délicats à manipuler. Pour la basse fréquence, le câble qui est enroulé autour du joint à traiter ( Fig 2-26 ) est réalisé en fil de cuivre tressé et isolé thermiquement.

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Il doit être souple malgré qu'il soit de forte section et est alimenté par des transformateurs basse tension et haute intensité de même type que pour les résistances chauffantes. L'ensemble sera également isolé thermiquement. Pour la haute fréquence, le câble enroulé autour du joint à traiter sera de plus faible section que pour la basse fréquence, mais il sera généralement refroidi par une circulation d'eau. Les transformateurs seront remplacés par un générateur à haute fréquence. La haute fréquence permet de monter beaucoup plus haut en température.

1.4 DECAPAGE DES TUBES APRES TRAITEMENT Les tubes qui ont été cintrés ou forgés ou encore traités thermiquement doivent être décapés intérieurement, principalement après cintrage à chaud d’un tube rempli de sable. En effet, un tube rempli de sable et porté à quelque 1100°C pour être cintré, voit sa paroi interne couverte de silice qui doit être enlevée. Le traitement thermique dans un four, ne se fait pas en atmosphère neutre, ce qui provoque une oxydation des parois du tube, oxydation d’autant plus importante que le traitement a été réalisé à plus haute température. On peut enlever la silice et la calamine des tubes traités au moyen d’un des procédés mécaniques suivants: - Le grenaillage: On projette de la grenaille sur la paroi intérieure du tube au moyen d’une tuyère rotative qui passe lentement dans ce tube. Cette grenaille sera aspirée pour être récupérée après être passée dans un ‘’ Cyclone ‘’ où les poussières seront éliminées. Il existe différents types de grenailles caractérisées par leur dureté. Le ‘’ Corridon ‘’ ( alumine ) est la grenaille la plus dure . - Le martelage: Le tube peut être martelé intérieurement au moyen de galets moletés. Des bras mobiles sont fixés à une turbine à air comprimé. L’axe autour duquel tourne un galet moleté est attaché à l’extrémité de ces bras. Par force centrifuge, les galets sont projetés sur la paroi interne du tube et arrache la calamine et la silice. C’est un procédé lent mais relativement bon marché.

1.5 ASSEMBLAGE DES TRONCONS DE TUYAUTERIE Pour effectuer cette opération, tous les accessoires ( brides, coudes, tés, .... ) et longueurs droites de tuyauterie indiqués sur l’isométrique du tronçon de tuyauterie considéré sont réunis en vue de leur assemblage. Celui-ci s’effectue alors sur une surface plane servant de plan de référence ( table de travail, sol en béton,... ). Attention aux chocs pour ne pas détériorer les portées de joint ou les emboîtements.

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Un à un, les éléments de tuyauterie sont assemblés entre eux par points de soudure ou par plats de fixation. Dès cette opération terminée, les dimensions principales seront vérifiées et corrigées si nécessaire. Il en sera de même pour ce qui concerne la perpendicularité et le parallélisme des faces de joint ( FIG 2-27 a&b ). A ce moment commence le soudage des éléments entre eux. A l’extrémité de certains tronçons à souder au montage, il sera réalisé une surlongueur de 100 à 150 mm, afin de permettre le réglage au montage. Les emplacements de ces surlongueurs devront être judicieusement choisi par le dessinateur.

1.6 REPERAGE DES TRONCONS DE TUYAUTERIES Sur chaque tronçon de tuyauterie préfabriquée, il est indispensable d’indiquer clairement le repère de la ligne auquel il appartient et son repère propre. Le marquage peut être réalisé de différentes façons: - Par poinçonnage: Ce système a l’avantage de ne pas s’effacer, mais il n’est pas facile à trouver. Il faut l’entourer d’un trait de couleur. - Par repère peint: Ce système a l’avantage d’attirer facilement l’attention, mais si le tronçon est soumis à de nombreuses manipulations, le repère risque de s’effacer par frottement. - Par étiquetage: Ce système consiste à placer sur le tronçon une étiquette métallique ou plastique sur laquelle le repère sera gravé. La fixation de l’étiquette sera soignée pour qu’elle ne puisse être arrachée durant les diverses manipulations.

1.7 TRANSPORTS Les tronçons de tuyauteries préfabriquées doivent être transportés de l'atelier de préfabrication jusqu'au site de montage, pour ce faire il faudra protéger principalement : - La face de joint des brides - Le chanfrein aux extrémités à souder - Les extrémités filetées et taraudées - Les bossages pour les prises de mesure et de contrôle - Les tubulures ≤ dn 40, celles-ci seront d'ailleurs renforcées par un gousset soudé de même qualité ou de qualité similaire que le matériau de la tubulure ou du tube.

1.8. MONTAGE DES TUYAUTERIES 1.8.1 GENERALITES Les techniques de montage sont très variées et il est évident qu’elles doivent s’adapter en toutes circonstances. dans les entreprises importantes, les équipes de montage sont spécialisées par type de chantier, par exemple: industrie chimique, centrales électriques, industries métallurgiques, pétrochimie, etc. Il est évident que cette spécialisation est nécessaire, étant donné que les techniques appliquées sont différentes, vu que le travail s’effectue suivant des normes et des consignes de sécurité différentes ( Rappelons que pour les industries chimiques, les entreprises qui y travaillent doivent avoir du personnel agréé WALCHIM., VCA. Pour le nord du pays il existe également une agréation similaire ). Un chef de chantier doit pouvoir s’adapter rapidement, car les imprévus sont très nombreux lors d’un montage ( intempéries, retards de fournitures, retards dans les travaux de génie-civil ou de montage d’équipements, … , les accidents , … ). La bonne marche d’un chantier de montage dépendra d’une bonne préparation. Il ne faut pas, par exemple, que lorsqu’une équipe reçoit les instructions pour commencer un travail qu’elle s’aperçoive qu’il manque du matériel ( tubes, coudes, … ) pour pouvoir l’exécuter. Il faut, en outre, que le responsable du chantier possède une excellente préparation de travaux afin de pouvoir à tout moment, déplacer une équipe sans perdre de temps, surtout si cela doit s’effectuer à l’improviste.

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1.8.2 SOUDURES Pour des raisons pratiques, il est évident que l’on utilise presque exclusivement la soudure manuelle. Il faut noter que l’on utilise les mêmes techniques et les mêmes critères sur chantier qu’en préfabrication. Etant donné que les soudeurs sur chantier travaillent en général à l’extérieur, il faut prendre toutes les précautions nécessaires afin de protéger des intempéries le soudeur, mais également le joint à souder, sans oublier tous les aspects de la sécurité ( plancher de travail, garde-corps, nacelles, … ). Remarque 1. Cas de soudure bout à bout de tubes d'épaisseurs différentes, on procédera à un délardage.

La longueur de délardage sera de a = 12 mm ou 3.e (la plus grande des deux). Le cône de raccordement sera de b = 0,25 x (E-e). 2. Soudure des tuyauteries ayant véhiculé de l'acide nitrique ou des gaz nitreux. Il est dans ce cas difficile d'obtenir la "qualité radio" des soudures. En effet, la paroi intérieure des tubes se contamine au contact des fluides, ce qui provoque la pollution du bain de fusion hors de la soudure. Un nettoyage même poussé reste souvent inefficace, on peut y remédier de la façon suivante. a) Cas où l'épaisseur du tube est > 3 mm La technique consiste à éliminer mécaniquement la zone contaminée (ex : disque à meuler ou fraise). La quantité de matière à enlever est proportionnelle à l'importance de la contamination. b) Cas où l'épaisseur du tube est < 3 mm (enlèvement de matière excessive) Dans ce cas, on élimine au maximum la contamination à l'extrémité du tube usagé. On soude à l'extrémité de ce tube une manchette dont la longueur permet de précéder à une soudure à l'intérieur avec reprise à l'extérieur, puis de réaliser normalement la soudure du tube neuf sur la manchette.

1.8.3 TRAITEMENTS THERMIQUES On utilise la rampe à gaz ou les câbles à induction tout comme en atelier. Il faut faire particulièrement attention pour qu’il n’y ait pas de refroidissement trop rapide des joints à souder ( utilisation de couvertures, … ).

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1.8.4 FACONNAGE DES PETITES TUYAUTERIES Qu’il y ait préfabrication ou non de conduites, ce seront toujours les tuyauteries de dn ≤ 50 qui termineront le façonnage sur chantier ( pose sur pipe-rack ou à l’intérieur de locaux ). Ce travail est généralement réalisé par une autre équipe que celle qui a monté les tuyauteries préfabriquées, du moins à partir des chantiers de moyenne importance.

1.8.5 CONTROLE DES TUYAUTERIES Ce poste sera plus détaillé au chapitre 2. Toutefois, il faut savoir que les contrôles sur chantier sont en tous points identiques à ceux réalisés en atelier. Lors des épreuves hydrauliques, il faut bloquer les supports à ressort et parfois ajouter des supports temporaires, dans le cas où ces supports ou encore la charpente à laquelle ils sont fixés ne peuvent supporter le poids de la tuyauterie remplie d’eau. Dans le cas où il existe des compensateurs de dilatation axiaux placés sur une tuyauterie, il est nécessaire de les bloquer par 2 ou 3 étriers pendant toute la durée du montage, à moins que les points fixes ne puissent reprendre les efforts supplémentaires dus à la surpression.

1.8.6 PRECONTRAINTES Pour les tuyauteries ayant de grands déplacements dus aux effets de la température, il est généralement souhaitable de réaliser une précontrainte à froid de sens inverse à celle due à la dilatation. Normalement, on réalise une précontrainte reprenant 50% du déplacement maximum. Suivant le type de tuyauterie, la précontrainte peut se faire suivant 1, 2 ou 3 axes de la tuyauterie. Pour réaliser cette précontrainte, on raccourcit la tuyauterie de la valeur calculée ( ∆L / 2 ) suivant l’axe désiré. Lorsqu’on exerce l’effort de traction ( par bridage ), afin de rapprocher les 2 dernières extrémités à souder, il faut veiller à ce que ces extrémités restent parallèles et qu’il n’y ait pas de déplacement angulaire autour de l’axe, principalement lorsqu’il y a une précontrainte suivant 2 ou 3 axes. Ces précontraintes sont réalisées sur les tuyauteries soumises à dilatation avec ou sans compensateurs de dilatation.

1.8.7 SUPPORTAGE DES TUYAUTERIES Cet important paragraphe sera détaillé dans la troisième partie de cet ouvrage, mais il faut savoir qu’il est nécessaire d’apporter beaucoup de soins au supportage surtout si ces tuyauteries sont en matière plastique. Les fournisseurs indiquent, généralement, les distances à respecter entre supports pour un ‘’ dn ‘’ donné et une température donnée. Notons encore que pour des températures ≥ 30°C, il est conseillé de soutenir les tuyauteries en matière plastique sur toute leur longueur. Ne perdons pas de vue que les coefficients de dilatation de ces matières sont importants. Exemples : Pour le PVC ----> 6 fois celui de l’acier ( ± 6 x 1,2 mm / m / 100°C ) ‘’ ‘’ PE -----> 16 ‘’ ‘’ ‘’ ‘’

1.8.8 UTILISATION DES PLANS SUR LE CHANTIER DE MONTAGE L’expérience a montré que le type de plan reçu sur le chantier dépendra beaucoup du type d’industrie pour lequel pour laquelle on travaille. Ce n’est évidemment pas une question de qualité, mais bien une question de spécificité ou de méthode de travail. Les plans peuvent être réalisés très schématiquement, laissant ainsi toute latitude au contractant, ou alors ils seront élaborés définissant exactement l’emplacement des tuyauteries. Entre ces 2 méthodes il existe, bien entendu, une infinité de variantes. Il est toutefois évident que pour réaliser des tuyauteries préfabriquées, il faudra nécessairement des plans ( isométriques ) précis. Lorsque plusieurs contractants travaillent dans le même secteur ( AREA ), il est également nécessaire d’avoir à disposition, des plans de montage précis afin d’éviter toutes interférences ( qui fait quoi ).

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Avant toute chose, il est recommandé au responsable de chantier ou même de zone dans le cas de grand chantier, de vérifier avec ses collaborateurs les plans reçus au niveau tuyauteries, par rapport à ce qui a été réalisé au point de vue génie civil, charpente ou encore implantation des équipements avec localisation des points de raccordement. Lorsqu’il s’aperçoit des différences, en comparant les plans de tuyauteries et que ceux-ci sont du type schématique, il fera modifier le tracé des tuyauteries par ses collaborateurs. Mais, si les plans sont précis il devra le signaler au bureau d’études du maître d’oeuvre ou de la société d’ingénierie, afin que les dessinateurs puissent vérifier d’où provient l’erreur et y apporter une solution correcte. Les plans et / ou nomenclatures des matières, servent à vérifier le matériel reçu sur chantier, en quantité et en qualité. Il est évident que les plans précis accélèrent les travaux et diminuent les frais de surveillance, le tout est d’avoir à disposition du personnel qualifié.

1.8.9 INSTALLATION DE CHANTIER L’importance d’une installation de chantier peut varier très fort en fonction du type de chantier et du contrat qui a été passé. Le contractant peut selon le cas s’installer dans les locaux qui seront mis à disposition par le maître de l’ouvrage ou s’installer dans ses propres baraquements amenés sur place par lui-même. Il est évident qu’il y aura une différence de prix dans les frais de mise en chantier. Pour les gros chantiers, l’installation des contractants peut avoir l’importance d’un petit village, mais quelle que soit cette importance, celle-ci doit toujours comprendre: - Un bureau pour le chef de chantier - Un vestiaire pour le personnel - Un réfectoire pour le personnel - L’équipement sanitaire ( WC, douches, ... ) - Un magasin pour l’outillage et pour le matériel - Un atelier pour la préfabrication Le maître de l’ouvrage, selon le contrat établi, peut être amené à faire poser des câbles ( électricité, téléphone ), une conduite d’eau potable, couler des dalles en béton pour installer les baraquements, installer des fosses sceptiques, … le tout dans le respect du R.G.P.T.

1.8.10 OUTILLAGE DE CHANTIER Il n’est pas possible de détailler, dans cet ouvrage, la liste complète des outillages nécessaires sur un chantier, car elle est longue et très variée. Nous donnons néanmoins ci-après une nomenclature succincte non limitative. - Manutention: Tirfons, palans, treuils, crics, grues, camions, ... - Soudure: Chalumeaux, postes de soudures ( courants alternatif et continu ), câbles électriques, bouteilles à gaz, appareils pour le traitement thermique, … - Outillage personnel: Pour les tuyauteurs, les soudeurs et les électriciens par exemple - Petit outillage: Ponceuses, foreuses, meuleuses, baladeuses, … Tous ces équipements doivent être conformes aux normes de sécurité en vigueur.

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CHAPITRE 2 : CONTROLE DES TUYAUTERIES 2.1 RECEPTION DES TUBES CHEZ LE FABRICANT Cette réception englobe les épreuves suivantes:

2.1.1 ESSAIS TECHNOLOGIQUES Ils ont pour but de déceler les défauts macroscopiques internes et externes tels que : - Pailles ( replis formant écailles à la surface interne ou externe du tube ) - Plissures - Criques, fissures - Doublures ( discontinuités linéaires parallèles a la peau du tube ) - Rainures, lignes d’étirage - Inclusions, etc. Ces essais permettent également d’apprécier la ductilité du métal. Parmi ces essais, on rencontre: 1. Les essais d'anneaux : Un anneau découpé dans le tube est soumis, suivant la valeur du diamètre et de l'épaisseur du tube : - Soit un essai d'aplatissement - Soit un essai d'évasement jusque la rupture - Soit un essai de traction 2. Les collerettes : L'extrémité du tube est évasée e et rabattue en forme de collerette. 3. Les essais de pliage 4. Les essais de cintrage: Réalisés à froid, réservés aux tubes de dn < 50. Les critères de base pour l’interprétation d’un essai technologique, sont les suivants: - L’essai est considéré comme non satisfaisant s’il relève un manque de ductilité du métal apparaissant sous forme de criques ou de fissures. - L’essai est considéré comme nul, s’il met en évidence un défaut de surface inadmissible, où un défaut interne caractérisé ou une crique accidentelle due à une mauvaise préparation - En ce qui concerne, plus particulièrement les essais d’anneaux. Sont à considérer comme non satisfaisants: - Les anneaux cassés sans expansion - Les anneaux casés sans contraction ou striction - Les anneaux cassés avec textures hétérogènes ou lamellées - Les anneaux cassés présentant les défauts ci-après: - Pailles, doublures, fissures, lignes d’étirage à angle aigu, inclusions allongées profondes, défauts de décarburation. - Les anneaux présentant tout autre défaut systématique ou accidentel autre que ceux précités et dont la profondeur maximum est fixée à la norme ( ASME, DIN, … )

2.1.2 ESSAIS MECANIQUES ( rappel : voir cours de RDM ) On distingue essentiellement: - Les essais de traction - Les essais de résilience ( cisaillement )

2.1.3 CONTROLES NON DESTRUCTIFS DES TUBES SOUDES Les soudures sont auscultées par l’un ou l’autre des procédés CNDM suivants: Radiographie, Ultrasons, ressuage, magnaflux, courant de Foucault. Nous détaillerons ces procédés au § 2.2

2.1.4 RECEPTION FINALE DES TUBES 1. Examen dimensionnel: L’épaisseur de chaque tube est contrôlée aux 2 extrémités, à la tolérance minimum, en 4 points. Les diamètres de chaque tube sont également relevés à chaque extrémité, ainsi qu’au milieu aux tolérances mini et maxi.

200

Lorsqu’il est stipulé à la commande que les tubes sont à longueur fixe avec tolérances éventuelles, l’inspecteur doit s’assurer que les dimensions sont respectées. Normes de référence:ASA B36.10, DIN 1626 , 1629, 2448, DIN 17175, … Afin d'être conforme aux impositions légales en matière de réception des tubes et accessoires, ils doivent être commandés sur base de l'EN 10204 certificat 3.1 et le fabricant doit être agréée ISO par un organisme de contrôle issu de la C.E. 2. Examens interne et externe: Pour l’examen interne, tous les tubes seront contrôlés un par un, à chaque extrémité du tube et ce à l’aide d’un éclairage approprié placé à l’autre extrémité du tube. Tous les tubes seront également examinés extérieurement. Ils seront éliminés s’ils présentent les défauts suivants. - Défauts externes * Lignes d’étirage à angle aigu et profondes pouvant provoquer des déchirures au cintrage Pailles de laminage profondes Pailles en hélice ( généralement des replis à angle aigu sur grande longueur ( parfois sur tout l’étendue du tube ) * Empreintes profondes dans le tube * Grelage systématique de la surface du tube sur une partie ou sur la totalité de la longueur du tube. * Tubes avec coups ( non réparables ) * Tubes pliés et redressés formant une courte baïonnette * Tubes ayant subi plusieurs décapages à l’acide et montrant des piqûres profondes ou des plages de dépression importante * Tubes hors tolérances ( diamètre - épaisseur ). Lorsque les tubes présentent des ondes importantes, vérifier les dimensions et l’épaisseur, éventuellement par ultrasons. * Tubes excentrés - Défauts internes * Pailles de laminage de tout genre * Lignes d’étirage à angle aigu * Lignes d’étirage profondes ( en dessous des tolérances sur épaisseur ) * Tubes broutés * Tubes avec oxyde de fabrication ou de recuits successifs * Tubes avec cavités * Tubes grêlés de pickling

2.1.5 CERTIFICATION POUR ESSAIS DE MATERIAUX ( voir § 3.4 - première partie) Le lecteur retrouvera la littérature au § 3-4 de la première partie. En outre, il y a lieu de consulter les normes européennes EN 13480-2 ; EN 10045-1 et EN 288-3.

2.1.6. DIRECTIVES "EQUIPEMENTS SOUS PRESSION" DESP 97/23 CE 1. Généralités A partir du 30 mai 2002, cette directive est d'application. Il convient donc de la mettre en pratique et prendre conscience des changements et de les répercuter dans notre vie quotidienne d'acheteur et ceci est également valable pour les fournisseurs et fabricants.Le tableau ci-après propose un aperçu des directives par type d'élément. 2. Domaine d'application Nous donnons ci-après une présentation très simplifiée de la directive. Il convient de se reporter au texte intégral de cette directive DESP 97/23CE pour en découvrir la complexité d'application. Cette directive est applicable aux équipements sous pression et aux tuyauteries sous pression maximale admissible supérieure à 0,5 barg. Elle s'applique lors de la première mise sur le marché ou lors de la première mise en service dans l'Union Européenne.

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Type d'élément

Directive Européenne

Groupes de fluides

2 Groupes

Etat

2 Etats: - GAZ, liquéfié, dissous vapeur et liquides vapeur >0,5b - LIQUIDES vapeur < 0,5b Pour P>0,5b et V>1 et

Récipient / fluide liquide

P.V.>200 ou P>500b Pour P>0,5b et V>1 et

Récipient / vapeur

P.V.>50 ou P>1000b Pour P>0,5b et V>1 et

Récipient / fluide gaz

P.V.>25 ou P>200b Générateur de vapeur

Pour P>0,5b et V>2l

Tuyauterie / liquide

Pour P>0,5b et DN>25 mm Et DN.P>2000

Tuyauterie / vapeur d'eau

Pour P>0,5b et DN>25mm

Tuyauterie / gaz

Pour P>0,5b et DN>25mm

Règles

Indique des exigences essentielles de sécurité à satisfaire + Application des règles techniques FIG 2.33

Catégories

4 catégories de risques

Normes

Constructions s'appuyant sur des normes entraînant la présomption de conformité. Pas de code de construction obligatoire

Conformité

Organisme

Procédure d'évaluation et procédures d'examen de la conformité dépendant de la catégorie de construction Intervention de l'organisme notifié Supervision de la conception et fabrication chez le fabricant Choix de l'organisme par le fabricant

Marquage

Marquage CE + Déclaration de conformité Par le fabricant

Matériaux

En conformité avec une norme européenne ou Evaluation particulière possible si une norme européenne n'existe pas

Soudage

Modes opératoires qualifiés tous assemblages

Application

Appareils neufs (en service des règles "pays" ont été adoptées, ex: RGPT pour la Belgique)

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Interprétations

Non, néanmoins possibilité de présenter des aménagements applicables par une profession

FIG 2-34 Les contrôles à réaliser sont dictés par le code de construction qui, lui-même, est imposé par la PED en fonction de la catégorie dans laquelle on se trouve. Ne sont pas concernés par la DESP - Les canalisations de transport de fluide PS < 0,5 barg - Les réseaux d'adduction, de distribution ou d'évacuation d'eau - Les applications nucléaires - La prospection et exploitation pétrolière, gazière ou géothermique - Les "machines à vapeur", turbines, équipements où la pression n'est pas l'élément déterminant pour le calcul de la résistance. - Les équipements relevant de l'ADR, RID, … - Les tuyaux de chauffage à eau chaude Mais également - Les gaz, gaz liquéfiés, gaz dissous sous pression < 0,5 barg, à la température maximale admissible - Les liquides dont la pression vapeur à la pression < 0,5 barg, à la température maximale admissible 3. Vocabulaire Ensemble : un ensemble est constitué de plusieurs équipements sous pression assemblés par un fabricant. Fabricant : celui qui assume la responsabilité de la conception et de la fabrication d'un produit visé par la directive. Pression maximale admissible (PS) : pression maximale pour laquelle l'équipement est conçu, spécifié par le fabricant (en bars effectifs). La pression de calcul disparaît. Température minimale et maximale admissible (ts) :c'est la température minimale et maximale (°C) pour lesquelles l'équipement est conçu. 4. Classification des fluides par groupe Groupe 1 : tous les fluides dangereux Est un fluide dangereux une substance ou une préparation visée par les définitions énoncées à l'article 2 §2 de la directive 67/548/CEE concernant le rapprochement des dispositions législatives, réglementaires et administratives relatives à la classification, l'emballage et l'étiquetage des substances dangereuses. 1. Graphique concernant les fluides du groupe1, lorsque le DN est supérieur à 25 Fig 2-36 2. Graphique concernant les fluides du groupe 2, lorsque la PS est supérieure à 32 et le produit PS*DN est supérieur à 1000bar Fig 2-37 1.

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Le groupe 1 comprend les fluides définis comme étant : - Explosifs - Extrêmement, facilement ou très simplement inflammables, lorsque la température max admissible est à une température supérieure au point d'éclair. Groupe 2 : tous les autres fluides 5. Recherche de la catégorie de tuyauterie ( Ref : EN 13480-1 Tableau 4.1.1 ) Pour construire une ligne de tuyauterie, on s'appuie sur un document (spécification de tuyauterie) qui liste les matériels à mettre en œuvre. Ces matériels sont généralement "normalisés", approvisionnés et stockés par des sociétés spécialisées (fournisseurs). Pour la recherche des catégories, on s’appuie sur les graphiques de la DESP 97/23 CE ci-après. Ces deux graphiques ( FIG 2-35 et 2-36 ) concernent les gaz, les gaz liquéfiés, les gaz dissous sous pression, des vapeurs ainsi que des liquides dont la pression de vapeur, à la température maximale admissible, est supérieure à 0.5 barg à la pression atmosphérique normale. 3. Graphique concernant les fluides du groupe 1, lorsque le DN est supérieur à 25 et que le produit PS*DN est supérieur à 2000 bar Fig 2-38 4. Graphique concernant les fluides du groupe 2, lorsque le PS est supérieur à 10 baret le DN est supérieur à 200 et le produit PS*DN est supérieur à 5000 bar

Les deux graphiques ci-après, concernent les liquides dont la pression de vapeur, à la température maximale admissible, est inférieur ou égale à 0.5barg au-dessus de la pression atmosphérique normale. Note : En cas ou la tuyauterie ne peut être en classée en catégorie I, elle sera construite en accord avec les règles habituelles de la profession et les recommandations précisées par le maître d’œuvre. Exemples

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Remarque : L'analyse de risques avec évaluation de la conformité des données de fabrication est donnée pour exemple aux tableaux ci-après.

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6. Modules d'évaluation de conformités de la DESP Ces modules sont fonction de la catégorie d'équipement avec ou sans assurance qualité. Ces différents modules décrivent les procédures applicables. La directive classe les équipements sous pression en 4 catégories de risque. Pour chaque catégorie, l'article 10 de la DESP décrit une ou plusieurs procédures d'évaluation de la conformité. Dans certains cas, il peut y avoir combinaison de deux procédures. Tableau des procédures d'évaluation de la conformité par catégorie CATEGORIES PROCEDURES D'EVALUATION DE LA CONFORMITE I A II A1, D1, E1 III B1 + D, B1 + F, B+ E, B + C1, H IV B + D, B + F, G, H1 Dans son annexe III, la directive prévoit en effet 13 procédures d'évaluation de la conformité. A: contrôle interne de la fabrication A1 : contrôle interne de la fabrication avec surveillance de la vérification finale B: examen CE de type B1 : examen CE de la conception C1 : conformité au type D : assurance qualité production (exigences de la directive et examen de type ou de la conception) D1 : assurance qualité production (exigences de la directive) E: assurance qualité produit (exigences de la directive et examen de type) E1 : assurance qualité produit (exigences de la directive) F: vérification sur produits G: vérification CE à l'unité H: assurance complète de la qualité

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H1 :

assurance qualité complète avec contrôle de la conception et surveillance particulière de la vérification finale. Parmi les possibilités qui lui sont laissées par la directive, le fabricant peut choisir lui-même la procédure d'évaluation qu'il désire appliquer. Son choix dépend, entre autres, du fait qu'il dispose d'un système qualité ou non, ou qu'il s'agit d'une production unique ou d'une production en série. Ou en résumé Tableau des correspondances entre les catégories et les procédures d'évaluation Sans assurance qualité Série

A l'unité

Avec assurance qualité Série

A l'unité

A contrôle interne de la fabrication A1 D1 ou E1 (ISO 9002 + ou ISO 9003 +) CATEGORIE Contrôle interne de la fabrication avec Assurance qualité production ou II surveillance de la vérification finale assurance qualité produit B + E (ISO 9003 +) Examen CE de type + assurance qualité B1 + F II (ISO 9001 +) B + C1 produits Examen CE de assurance Examen CE de type CATEGORIE B1 + D (ISO 9002 +) conception + complète de + III vérification sur Examen CE de qualité conformité au type produits conception + assurance qualité production H1 (ISO 9001 +) Assurance qualité B+F complète avec B + D (ISO 9002 +) G Examen CE de type contrôle Examen CE de type CATEGORIE Vérification CE à conception et + IV + assurance qualité l'unité surveillance vérification sur production particulière de la produits vérification finale 7. Système d'inspection a) Organismes notifiés : indépendants, désignés par Etats membres CE. Doivent rendre compte aux Etats membres sur base d'attestations, d'agréments. Ils agréent les modes opératoires, le personnel. Ils vérifient la qualification du personnel. Ils sont chargés des visites à l'improviste chez le fabricant, évaluent le système qualité du fabricant et délivrent les attestations d'examen (CE de type, CE de conception). b) Entités tierces : parties reconnues par états membres CE, agréent les modes opératoires, qualifient le personnel d'intervention, qualifient le personnel réalisant les contrôles. c) Service inspection utilisateurs (ex: CNDM) : désigné par l'Etat, ne peut réceptionner que les appareils mis en service dans son établissement. 8. Interprétation Certaines exigences sont parfois difficiles d'interprétation. Lors de la transposition en droit national, les états peuvent faire valoir leur propre interprétation. On peut faire appel aux organismes "notifiés" par les pays. En Belgique, ce sont AIB-VINCOTTE, APRAGAZ, … mais on peut faire appel aux autres organismes de la CE notifiés auprès de Bruxelles par les différents pays et on peut citer le TUV (Allemagne), L.Loyds (UK), Bureau Veritas (France), … 9. Quelques outils - Marquage CE pour équipements sous pression (Guide pratique) édité par l'AIB-VINCOTTE. - Site internet http://ped.eurodyn.com CATEGORIE I

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10. Remarques Afin de satisfaire aux exigences essentielles, on peut utiliser : - Les normes harmonisées publiés dans le journal officiel des Communautés européennes (ex: UNFIRED PRESSURE VESELS, Shell Boilers, …). - La méthode alternative: les normes harmonisées ne sont pas encore prêtes et par ailleurs de nombreux fabricants et utilisateurs désirent continuer à travailler avec des règles de construction existantes (ASME, AD-Merkblatter, CODAP, …) qui ont fait leurs preuves. Dans ce cas, le fabricant doit rédiger une description des solutions qu'il a choisies pour répondre aux exigences essentielles. L'organisme notifié effectuera les examens nécessaires afin de vérifier que ces solutions répondent effectivement à ces exigences qui sont : * Généralités (sécurité → analyse de risques) * Matériaux (normes harmonisées; approbation européenne) * Conception (par formule ASME, CODAP, …; par analyse; mécanique de la rupture) * Fabrications (construction soudée, …) * Inspections (durant la construction; final) * Accessoires de sécurité (soupape de sûreté, …).

2.2 CONTROLES NON DESTRUCTIFS (en cours de construction de la tuyauterie) 2.2.1 GENERALITES L’inspection, ainsi que les tests des tuyauteries peuvent être réalisés par les services du constructeur, du maître de l’ouvrage ou d’un organisme agréé ( AIB-VINCOTTE, APRAGAZ, .... ). Ils consistent principalement en examens non destructifs ( CNDM ). Parfois, des échantillons peuvent être prélevés en cours de fabrication pour effectuer des essais mécaniques. Les examens non destructifs des soudures sont : - L’examen visuel - L’examen par ressuage - L’examen par magnétoscopie - L’examen par radiographie - L’examen par ultrasons - Les épreuves sous pression ( voir § 2.3 – deuxième partie ) La question que l’on peut se poser est sans doute ‘’ Quel type de contrôle est le plus indiqué suivant le type de défaut ? ‘’. En règle générale, on peut dire: a) Les défauts de surface: Ils sont plus facilement décelables par l’examen visuel, le ressuage ou l’examen magnétoscopique à condition toutefois que la surface soit accessible. b) Les défauts internes: Ils sont plus facilement décelables par radiographie ou par ultrasons. Pour les défauts internes à 3 dimensions, la radiographie est la plus indiquée ( ex. porosités, inclusions , ... ), tandis que le ultrasons sont plus indiqués pour les défauts à 2 dimensions ( ex. manque de fusion, … ). Il faut en tout cas, être conscient que la radiographie et les ultrasons sont des techniques complémentaires pour la recherche de défauts internes, chacune de ces techniques dans leur domaine d’application bien évidemment.

2.2.2 EXAMEN VISUEL Tous les composants d’une tuyauterie accessibles pour un examen visuel doivent y être soumis pendant la construction et lors des épreuves finales ( ASME V article 9 ). a) Principe de la méthode: La pièce doit être éclairée par des rayons lumineux, généralement dans le domaine visible. Ensuite, elle sera observée à l’œil nu où à l’aide d’instrument optique ou tout autre système sensible à la lumière. Les surfaces de l’échantillon doivent être, chaque fois que possible,

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nettoyées avant l’inspection, principalement en cas d’examen visuel direct. Les aides optiques à la vision couramment utilisées sont: - La loupe ( examen visuel direct ) - Le miroir, l’endoscope ou la caméra ( examen visuel indirect ). b) Conditions pour une bonne exécution d’un examen visuel: - Il est nécessaire de définir, au préalable, les défauts à rechercher ainsi que leurs caractéristiques dimensionnelles acceptables. Une ‘’ CHECK-LIST ‘’ peut être établie et chaque type de défaut doit être recherché. - L’état de surface doit permettre la possibilité de mettre en évidence le défaut, ce qui suppose généralement l’élimination de la calamine, de la peinture, etc. Il faut prendre garde à ce que le procédé de nettoyage ne fasse pas disparaître les petits défauts. - L’examen s’effectuera avec un éclairage suffisant et bien orienté. Dans certains cas, la loupe sera nécessaire. Pour le contrôle de la surface interne d’un tube, on utilise un miroir fixe monté sur une tige, ou mieux un endoscope. Le contrôle visuel est surtout utilisé pour l’examen des soudures terminées. Il doit précéder impérativement tous les autres contrôles. Cet examen consiste principalement à vérifier: - La pénétration de la soudure - L’aspect de la surface - cordon déformé ( excès d’intensité, électrodes humides, acier trop riche en carbone ) - Projections ( excès d’intensité, arc trop long, ... ) - Morsure et caniveaux : ( excès d'intensité, mouvement ou position de l'électrode non adéquate vitesse d'avancement exagérée,… ) - Piqûres : tôles oxydées, électrodes humides, excès d'intensité, arc trop long, ségrégation de S ou de P. - Respect des dimensions : vitesse de soudage trop grande, position de l'électrode, diamètre de l'électrode, etc… - Criques ( dans la soudure ) : effets de retraits, électrodes non adéquates en qualité ou en diamètre, grande vitesse d'avancement. - Criques ( dans le métal de base ) : mauvaise soudabilité du métal, vérifier la teneur en C, S et P. - Le parallélisme et la perpendicularité des extrémités du tronçon de tuyauterie. Cet examen peut se faire en cours de fabrication et / ou sur le tronçon terminé. Si les matières sont réceptionnées par un organisme agréé, il faut trouver sur chaque élément de tuyauterie le poinçon de l’organisme.

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2.2.3 EXAMEN PAR RESSUAGE a) Définition: L’examen par ressuage est une méthode permettant de déceler les défauts débouchant à la surface des matériaux non poreux. Parmi les principaux types de défauts décelables par cette méthode, on peut citer les criques, les fissures, les repliures, et autres défauts de laminage. b) Principe de l’examen: Il consiste à appliquer un liquide pénétrant sur la surface de la pièce à contrôler. On laisse le produit pénétrer dans les irrégularités de la surface ( directement dans celles de grandes dimensions et par capillarité dans de dimensions réduites ). Par la suite, on enlève le liquide pénétrant en excès, puis on applique sur cette surface un produit révélateur qui absorbera le produit pénétré en montrant une trace visible. cette trace ou indication sera toujours plus grande que le défaut, vu que ce produit pénétrant se disperse facilement dans le révélateur ( FIG 2-42 ).

Afin de rendre l’indication plus visible, le pénétrant contient un colorant, ou un produit fluorescent. Dans ce dernier cas, l’examen sera réalisé à la lumière ultra-violette ( lumière de WOOD ) . Les défauts apparaissent en traces jaunes sur fond noir. c) Possibilités et limites du procédé : Ce procédé donne des résultats intéressants avec les métaux et la plupart des alliages non métalliques. Il peut également être utilisé sur d'autres matériaux tels que céramique, plastiques, caoutchouc moulés métaux frettés, le verre, …. Toutefois, il est raisonnable de procéder à des tests préliminaires de non réactivité des produits utilisés sur le matériau contrôlé. d) Evaluation des indications : La variation d'efficacité de la procédure s'effectue à l'aide de plaquettes étalons en métal ( alu, acier, … ) contrôlées dans des conditions identiques à celles du contrôle à réaliser ( même température, mêmes produits, mêmes durées, … ). Le temps d'apparition des indications peut être compris entre quelques secondes à plusieurs dizaines de minutes dans le cas de défauts très fins. La dimension des indications est proportionnelle au volume du défaut. Si celuici est fin, elle indique la profondeur. On distingue : - Les indications linéaires lorsque le rapport entre leur longueur et leur largeur excède 3. - Les indications rondes lorsque le rapport de deux dimensions perpendiculaires est ≤ 3.

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Les différents codes de construction ( ASME, EN, CODAP, … ) donnent les critères d'acceptabilité des indications qui leur sont propres.

2.2.4 EXAMEN MAGNETOSCOPIQUE a) Principe: Ce procédé de contrôle est basé sur la déformation des spectres magnétiques à la surface des pièces aimantées et provoquées par des hétérogènèités de structure. La déformation des lignes de champ magnétique est mise en évidence par des particules ferromagnétiques jouant le rôle de révélateur. Seuls, les matériaux ferromagnétiques peuvent être investigués avec ce procédé. Les défauts, pour être décelés doivent déboucher en surface, ce qui conduit à la perturbation maximale du spectre, soit être assez proche de la surface. De toute façon, ils doivent être perpendiculaires aux lignes du champ magnétique. ( Les défauts au-delà de 5 mm sont difficilement décelables ). Les pièces devront être démagnétisées à l'issue de l'examen.

Il est plus facile de détecter le défaut si la plus grande dimension est perpendiculaire aux lignes de force. b) Visualisation du champ de fuite: La mise en évidence des lignes de force et leurs déformations est réalisée en répandant sur la zone à contrôler, qui est soumise au champ magnétique, des fines particules ( 1 à 100 µ ) d’oxyde de fer ( Fe3 O4 - Fe3 O3 ). Les révélateurs peuvent être appliqués tels quels ( révélateur à sec ), ou en suspension dans un liquide. - Révélateur à sec: Les particules magnétiques, avec éventuellement un enrobage de couleur pour faciliter la détection, sont projetés à faible vitesse sur la zone à examiner ( nuage de poudre ). La couleur de la poudre sera choisie en fonction de la couleur de la pièce afin d’obtenir le meilleur contraste possible. - Révélateur humide: Constitué par une suspension de poudre magnétique dans un liquide tel que l’eau, l’huile ou le pétrole. L’application peut se faire par arrosage ou au pinceau. La teneur en poudre magnétique varie suivant le procédé d’application ( 5 à 20 g/l ). Il faut souvent agiter le liquide pour obtenir l’homogénéité afin de ne pas l’appauvrir en poudre de fer. c) Techniques de magnétisation des pièces à examiner Il y a 2 grands types de magnétisation: - La magnétisation longitudinale: Un champ magnétique longitudinal est provoqué dans la pièce pour rechercher les défauts transversaux. Le champ magnétique peut être créé de différentes façons telles que: - L’induction par solénoïde ( FIG 2-46 ) - L’induction par électro-aimant ( FIG 2- 47 ) - Procédure de magnétisation avec le système « YOKE « ( FIG 2-48 ) - La magnétisation circulaire ou transversale : Un champ magnétique circulaire est provoqué dans la pièce, pour rechercher des défauts longitudinaux. Le champ magnétique peut être créé de diverses façons - Circulation directe de courant d'une extrémité à l'autre de la pièce ( Fig 2-49 ) - Circulation directe du courant localisé par touches de contact ( Fig 2-50 ) - Introduction d'un champ magnétique dans les pièces annulaires dont il est nécessaire de contrôler tant leur surface intérieure qu'extérieure. d) Mise en œuvre du contrôle : La surface à contrôler doit être brossée. On peut améliorer la visibilité en blanchissant la surface avec une solution de silice fossile dans l'alcool.

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Une surface rugueuse réduit cependant la sensibilité du contrôle. Dans le cas d'une soudure, un cordon brossé, non meulé, peut être acceptable surtout si l'on recherche des défauts perpendiculaires aux " vagues ". L'examen des spectres s'effectue en lumière visible ou en lumière de Wood dans le cas de poudre fluorescente. Après chaque contrôle, il est nécessaire d’éliminer l’aimantation rémanente soit par chauffage des pièces à une température supérieure au point de Curie ( 775°C pour le Fe; 350°C pour le Ni; 1100°C pour le Co ), soit par effet de cycles d’aimantation d’intensité maximale décroissante. e) Possibilités et avantages du procédé: Le contrôle magnétoscopique s’applique aux pièces ferromagnétiques ( l’inox. ne peut donc pas être inspecté ). Contrairement au ressuage, on peut déceler des défauts qui se trouvent près de la surface. Avec ce procédé, on ne peut déceler valablement que les

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défauts orientés perpendiculairement aux lignes de force du champ magnétique. La vérification de l’efficacité de la méthode s’effectue à l’aide d’un des différents types de témoins de magnétisation conforme à une norme (ex. NF-A04-101) ou au modèle du Dr Berthold ( Allemagne ), ou encore suivant l’article 7 de l’ASME V. L’ANSI B31-1 précise que les indications significatives suivantes ne sont pas acceptables: - Toute fissure ou indication linéaire - Les indications rondes de dimensions supérieures à 5 mm - Quatre indications rondes, alignées ou plus avec un écartement ( bord à bord ) inférieure à 2 mm - Dix indications rondes ou plus dans toute la surface de 3870 mm² dont la plus grande dimension ne dépasse pas 150 mm

2.2.5 L’EXAMEN RADIOGRAPHIQUE 1.Principe de la méthode: La radiographie est une méthode non destructive d’examen des matériaux par ‘’ transparence ‘’ basée sur l’inégalité d’absorption des radiations ionisantes ( X ou γ ) . Les rayons X et γ sont des ondes électromagnétiques de même nature que les ondes hertziennes, la lumière visible et les ultraviolets, dont elles ne diffèrent que par leurs longueurs d’ondes plus courtes. De là d’ailleurs leur pouvoir de pénétration. Les rayons émis qui ont à traverser une certaine épaisseur subissent un affaiblissement plus grand que ceux qui traversent une épaisseur moindre ou la même épaisseur d’un matériau moins absorbant. Dès lors, l’intensité du rayonnement émergeant varie en fonction de ces paramètres. Si nous exposons, par exemple, une pièce métallique dans laquelle il y a une cavité, à des rayons ionisants ( FIG 2-52 ) et que nous plaçons un film de l’autre côté de cette pièce, nous pourrions localiser la cavité sur ce film, après développement de celui-ci, à cause d’une impression plus foncée sur un film plus clair ( absorption moindre à l’endroit de la cavité ). Si l’on radiographie un cordon soudé au TIG, dans lequel il y a des particules fusionnées de tungstène provenant de l’électrode, celles-ci apparaîtront sur le film comme des points clairs dans un cordon moins clair; le tungstène absorbe effectivement plus de rayonnement que l’acier au carbone. 2. Sources utilisées a) Sources à rayons X: - Elles émettent les rayons qu’après application d’une haute tension à un circuit générateur. L’intensité de ce rayonnement est réglable par cette tension. - Elles ont un spectre continu avec une énergie qui est inversement proportionnelle à la longueur d'onde. - La source est placée à l'extérieur du tube ( Fig 2-53 ). - Le rayonnement est plus orienté donc moins dangereux pour l'opérateur et les personnes situées aux alentours. o - La qualité du film est meilleure que o pour une source γ. -

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b) Sources à rayons γ : Ce sont des isotopes ( Ir 192, Co 60, …. ), qui émettent continuellement des rayons. L'intensité de ce rayonnement est propre à la source et non réglable ( hors service, elles sont stockées dans un container spécial ). - Elles sont utilisées pour des tubes de forte épaisseur, la source étant centrée dans le tube - Elles ont un spectre discontinu avec une énergie constante. - Elles sont beaucoup plus maniable que les sources à rayon X. - La source peut être placée à l'intérieur ou à l'extérieur du tube ( Fig 2-54 ou 2-53 ). Le rayonnement est moins orienté et, dès lors, plus dangereux pour l'opérateur et les personnes situées aux alentours. 3. Définition de la qualité d’un cliché Pour contrôler la " sensibilité " de la méthode, on place généralement un indicateur de qualité d'image ( IQI ) du côté de la source, de sorte que la pièce et l' IQI soient radiographiées en même temps.

Deux grands types d’IQI sont disponibles sur le marché: l’IQI avec fils est placé à travers la soudure. L’IQI avec trous est placé à côté de la soudure avec une tôle de compensation, afin de tenir compte de son épaisseur. Les détails de l’IQI, visibles sur le cliché développé forment un des 3 éléments de base de l’évaluation de la qualité d’une prise de radiographie. Les deux autres éléments à contrôler avant l’examen des clichés sont: - La densité ou le noircissement d’un film - Le flou géométrique qui peut provoquer une précision insuffisante à cause des dimensions de la source X ou γ. - L’interprétation des films doit être faite par des agents qualifiés et expérimentés. 4. Radiographie des soudures a) Types d’intervention - Random radiography: ( radiographie au hasard ), cet examen ne s’applique qu’aux soudures circulaires bout à bout. C’est l’examen radiographique de la circonférence complète d’un pourcentage donné de soudures circulaires bout à bout prises au hasard d’un lot donné de tuyauteries. - Radiographie à 100%: Cet examen ne concerne, en principe, que les soudures circulaires bout à

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bout. C’est l’examen radiographique de la circonférence complète de toutes les soudures d’une tuyauterie donnée ( ex. tuy. NH3 liquide, HNO3 liquide diverses concentrations 65, 81, 99% ). Lorsque la spécification de construction impose que soient inclues, dans ce contrôle, les soudures autres que circulaires bout à bout, leur examen englobera la totalité de leur longueur. ( ex. sur tuy. HNO3 gaz, NH3 gaz, .... ). - Radiographie par échantillonnage: ( Spot ) C’est la prise d’un seul film radiographique en un point donné d’une quantité donnée de soudures. - Soudures longitudinales: au moins 150 mm de la longueur de la soudure - Soudures circulaires, soudures des coudes à onglets et soudures des piquages. Tuyauteries dn ≤ 65 : une seule exposition elliptique qui englobe l’entièreté de la circonférence de la soudure Tuyauteries dn > 65: au moins le minimum de 25% de la circonférence interne ou de 150 mm. C’est l’organisme de contrôle ou le délégué du maître d’œuvre qui désignera les soudures à vérifier, après une inspection visuelle de l’entièreté des soudures. Si ces vérifications montrent qu’une ou plusieurs des soudures ne correspondent pas aux spécifications adoptées, le constructeur y remédiera. Les soudures ayant subi des réparations seront contrôlées à nouveau. Exemples: - Importance du 1er prélèvement 10 à 15% - Si le test 1 n’est pas satisfaisant contrôles supplémentaires 20 à 30 % - Si le test 2 n’est pas satisfaisant ‘’ ‘’ 40 à 60% - Si le test 3 ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ " 100% Il y a lieu de préciser ces valeurs dans toutes commandes et que ces examens complémentaires sont à charge du constructeur. b) Critères d’évaluation: Les principaux défauts rencontrés dans les soudures sont: - Les fissures qui ne sont jamais acceptées, si petites soient-elles - Les manques de pénétration ou manques de fusion qui peuvent être acceptés, dans certains cas, à condition que ce soit sur une faible partie de la soudure. - Les morsures aux bords de la soudure qui peuvent être acceptées, si elles ont une faible profondeur. - Les porosités peuvent être acceptées, si elles sont isolées et de faibles dimensions ( ≤ 1,5 mm ) - Les inclusions de laitier peuvent être acceptées si elles ne sont pas importantes. Les critères d’acceptabilité des défauts sont définis dans les différents codes ( ex. ANSI B31-1 ). Dans les spécifications, il faut indiquer le code qui est appliqué pour l’examen ( ex ASME V art. 2 ) et éventuellement, pour des applications particulières, des critères seront ajoutés par le maître d’oeuvre. Remarque: - La visibilité des défauts dépend surtout de leur épaisseur suivant la direction du rayonnement. Les défauts très minces ( défauts plans ) ne seront décelables que suivant un certain angle de prise, il sera parfois nécessaire de prendre plusieurs clichés suivant différents angles pour les interpréter sans problème . Tension appliquée aux bornes du tube de rayons X 6 mm 100 kV 12 ‘’ 150 ‘’ 25 ‘’ 250 ‘’ 50 ‘’ 300 ‘’ 75 ‘’ 400 ‘’ - Chaque soudeur possède un numéro d’identification qu’il poinçonne à côté de chaque soudure qu’il a faite. c) Apparences et analyse de différents types de défauts ( FIG 2-56 )

2.2.6 EXAMEN PAR ULTRASONS ( US ) 1. Principe: Les ultrasons sont des ondes élastiques, tout comme les sons audibles; ils ne diffèrent de ceux-ci que par leur domaine de fréquence ( FIG 2-57 ). Si ces ondes ultrasonores sont envoyées perpendiculairement à la surface d’une pièce à faces parallèles, ces ondes vont se réfléchir sur la paroi opposée et revenir vers le cristal qui va transmettre le signal à l’appareil à ultrasons. Le temps nécessaire à l’onde pour parcourir le trajet aller-retour dans la pièce est le même que pour détecter un défaut ( FIG 2-58 ). Connaissant le temps du parcours, on sait facilement trouver la position du défaut ou le fond de la pièce, si on connaît la vitesse de propagation des ondes dans ce matériau.

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NOTES : Pour plus de détails et applications des normes EN voir Cour de Technologie soudure du même auteur.

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Le temps ( t ) est représenté sur un tube cathodique, c’est la distance entre l’impulsion de départ et l’écho ou la distance entre 2 échos qui se suivent ( FIG 2-60 ). Si on règle l’équipement afin que la valeur (en mm) corresponde à un certain écartement, lu en mm, sur le tube à rayon cathodique soit t/2, il ne reste qu’à lire directement la valeur de la position du défaut ou du fond de la pièce sur l’appareil ( FIG 2-61 ). 2. Vitesse de propagation: Les ondes sonores et US se déplacent grâce à un support, qu’il soit gazeux, liquide, ou solide. Lorsque la direction du déplacement des particules de ce support est la même que celle de la propagation des ondes, on a des ondes longitudinales ( ou de compression ). Si les particules se déplacent perpendiculairement à la direction de propagation des ondes, on a des ondes transversales (ou de cisaillement). Notons que ces ondes transversales n'existent pas dans les milieux gazeux et liquide. Les vitesses de propagation dans les métaux sont fonction des modules d'élasticité longitudinale ( E ) pour les ondes longitudinales et ( G ) pour les ondes transversales ( Fig 2-62 ), ainsi que leur masse volumique. Le tableau ( Fig 2-62 ) donne la vitesse de propagation dans les milieux les plus usuels. Toute onde est un phénomène périodique ayant une certaine fréquence ( f ), c’est-à-dire un nombre de cycles par seconde et une certaine longueur d’onde ( λ ) qui est la distance pour parcourir une onde. La vitesse de propagation d’une onde est dès lors : v = λ x f Les US en milieu homogène se propagent en ligne droite et à vitesse constante, qui ne dépendra que du milieu de propagation et du type d’onde employé. Exemple: Une onde longitudinale a, dans l’acier, une vitesse de 5960 m/s ( FIG 2-62 ). Si nous utilisons une fréquence de 4 Mhz, la longueur d’onde est égale à

λ=

5 960 000 (mm / s ) = 1,49 mm 4 000 000 (cycles / s )

Le pouvoir de détection d’une onde US est liée à la longueur de l’onde. Plus celle-ci est petite, plus le pouvoir de détection est élevé. On utilise donc des ondes à hautes fréquences ( 0,25 à 25 Mhz ). Pour les contrôles les plus courants, les fréquences varient entre 1 et 4 Mhz. 3. Mise en œuvre

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a) Ensemble du système: L’ensemble de contrôle US comporte: - Un générateur de signal électrique - Une unité émettrice d’ondes ( ex. cristal piézoélectrique ) - Un couplant pour le palpeur émetteur - L’échantillon à tester - Un couplant pour le palpeur récepteur - Une unité réceptrice des ondes ( ex. cristal piézoélectrique ) - Un indicateur électrique type oscillographe cathodique, accompagné parfois d’un enregistreur analogique ou numérique b) Palpeurs – principe de conception : La méthode actuellement utilisée est basée sur l'effet piézoélectrique, qui est la propriété qu'ont certains cristaux de se former lorsqu'ils sont soumis à un potentiel électrique. Si ces cristaux sont soumis à un potentiel alternatif, ils vibrent à la même fréquence. Ce sont des transformateurs d'un signal électrique alternatif en une vibration mécanique alternative. L'effet est réversible, ainsi si l'on applique des vibrations mécaniques au cristal, ce dernier va créer un champ électrique variable. On dispose actuellement de nombreux matériaux présentant des propriétés piézoélectriques. Le Quartz et la Tourmaline sont les cristaux naturels les plus connus, mais il en existe d'autres dont certains peuvent être fabriqués à partir de solutions de sels simples ( ex. sulfate de Lithium ) et possèdant la propriété de piézoélectricité. c) Palpeurs – constitution et types - Palpeur droit ( ou normal ) : Il émet des ondes longitudinales et les transmet à la pièce perpendiculairement au plan de la surface sur laquelle il est appliqué. Il est utilisé dans les méthodes d'examen par réflexion en jouant successivement le rôle d'émetteur et de récepteur ou dans les techniques de transmission. Tous les palpeurs doivent être convenablement amortis à l'aide d'un matériau ayant une impédance acoustique plus grande que celle du cristal et une bonne isolation électrique ( ex. caoutchouc synthétique ). o - Palpeur d'angle : Il produit des ondes transversales à partir d'ondes longitudinales, en tirant profit du phénomène de réfraction ( Fig 2-65 ). En pratique, on construit des palpeurs d’angle avec des valeurs angulaires de réfraction dans l’acier de 35, 45, 60, 70 et 80 degrés. Les fréquences les plus couramment utilisées sont de 2, 4, 5 et 6 Mhz. Il existe des palpeurs pouvant s’adapter à des conditions spéciales d’examens tels que les tuyauteries. 4. Exemples d’applications: Les quelques exemples qui suivent montrent schématiquement les principes d’application et les résultats obtenus sur l’écran cathodique de contrôle.

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a) Palpeur droit émetteur - récepteur ( FIG 2-66 )

Un défaut se signale par l’apparition d’un écho intermédiaire et / ou par une atténuation de l’écho de fond. Application classique: Vérification de l’épaisseur d’une tôle Recherche de doublures et ségrégations b) Palpeur émetteur et palpeur récepteur

La FIG 2-67 montre l’utilisation de 2 palpeurs droits, l’un émetteur, l’autre récepteur. En cas de présence d’un défaut, atténuation de l’écho de fond. c) Palpeur d’angle: La FIG 2-58 illustre la recherche des défauts longitudinaux dans les tubes.

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Deux palpeurs émetteurs - récepteurs envoient les ondes dans 2 directions opposées. La distance S-K est le parcours des ondes sur tout le périmètre. La position des échos de défaut est fonction de la position du ou des défauts dans le tube par rapport à la position du palpeur. d) Contrôle des soudures: Les recherches de manques de pénétration, manques de fusion, fissures prennent comme base, l’utilisation des palpeurs d’angle. Le ou les angle(s) choisi(s) étant fonction de la forme des chanfreins ( FIG 2-69 ). Compte tenu de l’angle α du palpeur, de sa distance à l’axe de la soudure et de l’épaisseur de la pièce, on déterminera la position du défaut par triangulation. Des réglettes ad hoc existent pour faciliter cette recherche. 5. Possibilités et limites du procédé: Le contrôle US, au même titre que le contrôle radiographique permet d’explorer tout le volume de la matière. La sensibilité de ce contrôle est très grande, surtout pour les fortes épaisseurs. Bien appliqué, il pourra mettre en évidence des défauts linéaires très fins qui bien souvent échappent à l’examen radiographique. Par contre, des défauts volumiques tels que inclusions, porosités, … et surtout leur densité seront moins bien mis en évidence que lors de l’examen radiographique. Les RX ou Rγ laissent une image ‘’ fixe ‘’ pouvant être interprétée à tout moment par une ou plusieurs personnes, ce qui n’est pas les cas de l’ US qui donne des indications fugaces et laissées à la seule interprétation de l’opérateur. Le contrôle US est d’un coût raisonnable, il est généralement plus rapide qu’un RX par exemple et surtout il ne présente aucun risque pour le personnel. Le matériel mis en oeuvre est plus léger et moins encombrant. Toutefois, la grande sensibilité de la méthode, les phénomènes physiques liés à la forme des pièces, voir à leur état de surface, leur structure ou les types de défauts, ont pour conséquence que L’interprétation des résultats est très ardue et ne peut être effectuée que par des opérateurs hautement qualifiés et ayant une grande expérience en la matière.

2.2.7 COMPARAISON DES METHODES CLASSIQUES CNDM La FIG 2-70 donne une brève comparaison des diverses méthodes utilisées en CNDM.

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2.3 CONTROLE D’ETANCHEITE 2.3.1 MISES SOUS PRESSION INTERNE Elles peuvent être réalisées avec un liquide ou un gaz et disposer du matériel suivant: - Une pompe capable de fournir la pression prévue pour les épreuves hydrauliques. - Un manomètre étalonné, à placer sur la tuyauterie, là ou la pression d’épreuve est la plus faible . - Des brides pleines ( plateaux pleins ) avec joints et boulons pour fixer aux brides. - Des bouchons extensibles à placer aux extrémités des tubes sans bride. Si la pression d’épreuve est élevée ou si ce sont des tubes de grand diamètre, il est nécessaire de souder ces bouchons ( ex. caps ou fond bombé ). Dans ce cas, il faut prévoir une surlongueur aux tubes qui sera coupée après l’épreuve (pour autant qu’il n’y a pas de traitement thermique prévu, dans ce cas réaliser le traitement après l’épreuve hydraulique) - Un compresseur ou des bonbonnes de gaz capable de fournir la pression prévue pour les essais pneumatiques. Précautions indispensables avant les essais: - Placer des évents aux points hauts pour toutes les épreuves autres que pneumatique, à l’air. - Placer des drains aux points bas pour toutes les épreuves, mêmes pneumatiques ( condensats ) - Enlever tous les appareils de contrôle ou de régulation ne pouvant supporter la pression d’épreuve. - Bloquer les soupapes de sûreté - Vérifier que les supports puissent reprendre la charge supplémentaire due à l’eau - Bloquer les boîtes à ressort ( prévoir des supports si nécessaire )

2.3.2 EPREUVES HYDRAULIQUES La pression d’épreuve hydraulique ne peut être inférieure à 1,5 fois la pression de calcul ( ANSI ) Si la température de calcul est supérieure à 340°C, la pression minimum d’épreuve sera calculée comme suit :

pE =

pc . St 1,5 Sa

(code ANSI B31.1. et 3.)

Formule dans laquelle: pE = pression mini d’épreuve N/mm² pc = pression de calcul N/mm² St = contrainte admissible à la température du test N/mm² Sa = contrainte admissible à la température de calcul N/mm² Les épreuves hydrauliques peuvent être réalisées avec tout liquide ne présentant aucun danger. Attention toutefois, dans le choix du liquide vu que la tuyauterie devra être propre, sans graisse ou autre corps gras après vidange. Après application de la pression d’épreuve, tous les points de raccordement seront vérifiés. Notes :-Dans les conditions d’exploitation des usines chimiques paragraphe 7 art. 7.2.5. il est écrit que l’épreuve hydraulique à l’eau froide sera réalisée à une pression au moins égale à 1,3 fois la pression max. de service en barg. - La norme Européenne DESP 91/23CE précise que l'épreuve doit être réalisée : 1,25 x chargement maxi que peut supporter l'équipement en service compte tenu de la pression et de la température maximale admissible. PE = ( pc x St/Sa ) x 1,25 Max 1,43 x pression maximale admissible (t° ambiante). Remarque : Les tuyauteries existantes réalisées et calculées avec les anciennes normes NBN 731 & 732 (avant le 30/05/2002) seront éprouvées hydrauliquement en suivant le RGPT belge. PE fonction de la pression maximum de service (psmax) généralement = pc Pour 0,5 < psmax ≤ 2 barg à psmax + 1 barg Pour 2 < psmax ≤ 10 barg à 1,5 x psmax Pour 10 < psmax ≤ 15 barg à psmax + 5 barg Pour 15 < psmax à 1,33 x psmax ( valeur arrondie à l’unité supérieure)

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2.3.3 EPREUVES PNEUMATIQUES La pression d’épreuve pneumatique ne peut être inférieure à 1,1 fois la pression de calcul. Si la température de calcul est supérieure à 340°C, la pression minimum d’épreuve est calculée par la formule pE =

pc . St . 1,1 ; La pression devra être augmentée progressivement dans la tuyauterie, jusqu’à la Sa

moitié de la pression d’épreuve. Puis elle sera augmentée par paliers égaux à ( pE / 10 ) jusqu’à atteindre la valeur prévue. Elle sera maintenue un temps suffisant afin de permettre un examen visuel complet de la ligne, avec un minimum de 10 minutes. Ceci est également valable pour l’épreuve hydraulique. L’épreuve pneumatique peut remplacer l’épreuve hydraulique dans les conditions suivantes: - Pour les tuyauteries ne pouvant être remplies d’eau en toutes sécurités ( supports trop faibles, … ) - Pour les tuyauteries difficiles à assécher, dont l’emploi ultérieur ne tolère pas de trace de liquide d’épreuve (NH3 gaz, N0x, Air de régulation, …). Notes : Avant de réaliser une épreuve pneumatique de résistance, il y a lieu d’effectuer une épreuve pneumatique d’étanchéité au préalable = 1,7 barg max. afin de détecter les grosses fuites ou défauts. La norme DESP indique que le coefficient 1,25 ou 1,43 doit être appliqué. C’est la norme, mais c’est pratiquement très dangereux.

2.3.4 REMARQUES a) Les conduites soumises à pression extérieure, doivent subir un essai de pression avec une pression interne de 1,5 fois la pression externe différentielle de calcul, ( pression d’épreuve minimum de 1 barg ). ex. pi = 1 bar abs , pe = 6 bar abs ; pE = ( 6 - 1 ) x 1,5 = 7,5 barg b) Dans les lignes à doubles enveloppes, le tube interne doit être soumis à un essai de pression sur base de la pression interne ou externe, en adoptant ce qui est le plus sévère. L’épreuve doit être effectuée avant mise en place de l’enveloppe extérieure afin de permettre un examen visuel. Cette enveloppe externe doit, à son tour, être éprouvée sur base de sa pression interne à condition que le tube interne puisse supporter cette pression d’épreuve. ( Attention lors du calcul de l’épaisseur du tube intérieur ). c) En aucun cas, la pression d’épreuve ne peut induire une contrainte égale ou supérieure à 90% de la limite élastique, du matériau, à la température de l’épreuve.( Rappel : vérification épaisseur tube suivant les formules précisées au § 3-2 de la première partie du manuel ).

2.3.5. NETTOYAGE DES TUYAUTERIES AVANT MISE EN SERVICE a) Pour les tuyauteries en ac. carbone véhiculant des fluides tels que l'eau, la vapeur basse pression (de chauffage), etc., la vidange de l'eau après l'essai de pression suffit dans la plupart des cas. b) Pour les tuyauteries en inox, l'essai de pression hydraulique doit être fait avec de l'eau déminéralisée. Pour l'essai pneumatique, on utilise généralement l'azote. c) Pour les tuyauteries véhiculant de la vapeur ou des gaz autres que ceux alimentant des turbines ou compresseur, il y a lieu après l'essai de pression, de procéder à des "chasses" de vapeur ou de gaz (ouverture puis après quelques dizaines de minutes fermeture de l'organe d'obturation) afin d'éliminer les modules de soudure ou de calamine qui pourraient détériorer le siège des obturateurs et les équipements en ligne. d) Pour les tuyauteries alimentant les turbines ou compresseurs, celles-ci seront préalablement sablées, grenaillées afin d'éliminer toutes traces de calamine. En outre, avant la mise en service de cette conduite, mais après l'essai de pression, il faudra procéder à de nombreuses "chasses" de vapeur ou de gaz en vérifiant via une tôle d'inox polie placée en extrémité de la mise à air, qu'il n'y ait plus d'impacte de poussières métalliques qui endommageraient les ailettes des turbines. C'est seulement lorsque la tôle d'inox montre l'absence d'impactes que l'on peut envoyer la vapeur ou le gaz vers l'équipement.

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2.3.6. SILENCIEUX SUR MISE A L’AIR Avant d'alimenter une turbine en vapeur surchauffée par exemple, il faut que la conduite soit à température (ex: 390°C pour 39 barg), qu'il n'y ait plus de trace de condensats qui pourraient endommager la turbine. Pour ce faire, il faut mettre la vapeur (ou le gaz) à l'air pendant le temps nécessaire à sa mise à température, parfois plusieurs heures, ce qui provoque un bruit très assourdissant. Il est donc nécessaire pour l'environnement de prévoir un silencieux soit en provenance du commerce ce qui est souhaitable (attention toutefois, au délai de livraison et au prix ) ou en faisant réaliser un modèle suivant les proportions indiquées à la Fig 2-72.

2.4 QUALIFICATION EN SOUDAGE ( métaux ) 2.4.1 QUALIFICATION DES SOUDEURS ( QS ) Le document a pour objectif de valider la dextérité et l’habilité d'une personne dans l'exécution d'un travail précis de soudage. Elle est réalisée strictement et objectivement suivant les directives d'une norme européenne ( ex. EN 281-1 -2011 En ISO 9606-1 ) pour le soudage et EN 9606 ( parties 2 à 5 ) pour d'autres matériaux ( Al, Cu, Ni, Ti ), mais également l'ASME IX, API 1104. La durée de validité d'un certificat de qualification est de 2 ans. Tous les 6 mois, le certificat doit être reconduit par un organisme agréé ( AIB-Vinçotte, Apragaz, Veritas, … ). Le soudeur ne doit pas avoir

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d'interruption d'activité dans les travaux de soudage de plus de 6 mois. Tous les 2 ans, la qualification du soudeur doit être reconduite selon certaines modalités, par un organisme agréé.

2.4.2 DESCRIPTIF DE MODE OPERATOIRE DE SOUDAGE ( DMOS ) C'est un document et une procédure qui permet, à une entreprise, de pouvoir répéter une série de soudures. Sur le DMOS, on retrouve les informations nécessaires pour la préparation avant soudage, les réglages du poste à souder et les informations sur les matériaux mis en œuvre ( métal d'apport et matériaux soudés ). Le DMOS est obligatoire à une entreprise qui souhaite valider une procédure de soudage ( QMOS ) et aussi qualifié un soudeur. Le soudeur doit pouvoir interpréter un DMOS, mais aussi respecter les consignes pour réaliser la ou les soudures, conformément à ce DMOS. Les personnes concernées par le DMOS sont : Le responsable du soudage, le qoudeur qualifié, le contrôleur et l'inspecteur. - Quelques exemples de paramètres et indications du DMOS. a) Procédé de soudage : voir Fig 4-103 ( suite ) b) Spécifications du matériau de base ( exemples courants ) W01 : Aciers non alliés à basse teneur en carbone, aciers faiblement alliés et aciers à grains fins W02 : Aciers résistant au fluage au Cr et Mo et Cr, Mo et V W03 : Aciers de construction à grains fins, normalisés, trempés et revenus et aciers à traitements thermomécaniques, de conditions de soudage similaires contenant 2 à 5% de Ni W04 : Aciers ferritiques ou martensitiques contenant 12 à 20% de Cr W11 : Aciers inoxydables austéno-ferritiques et aciers inoxydables austénitiques Cr Ni ( Définitions selon la norme EN 287-1-A1 ) c) Type de joint soudé : Il s'agit d'une suite de symbolisations qui déterminent avec précision, le type de joint réalisé. Les variables suivantes seront utilisées - Codification pour le type d'assemblage de soudage P : Essai de soudage sur tôle P-BW : Essai de soudage sur tôle en bout à bout T : Essai de soudage sur tube T-BW : Essai de soudage sur tube en bout à bout BW : Essai de soudage bout à bout P-FW : Essai de soudage sur tôle en angle FW : Essai de soudage sur tôle en angle T-FW : Essai de soudage sur tube en angle - Codifications pour le mode d'assemblage ss : Essai de soudage d'un seul côté gg : Avec gougeage par meulage bs : Essai de soudage de deux côtés nb : Essai de soudage sans support envers ng : Sans gougeage par meulage mb : Essai de soudage avec support envers d) Position de soudage de l'assemblage En ISO 6947 voir Fig 4-104

2.4.3 QUALIFICATION DES MODES OPERATOIRES ( QMOS ) Toute opération de soudage par fusion sur un acier utilisé pour la fabrication d'un appareil à pression doit être qualifié par un mode opératoire de soudage correspondant à la norme EN ISO 15614-1. On n'impose pas tel ou tel procédé de soudage, mais des résultats compatibles avec un cahier des charges donné. D'où la nécessité, en amont de la fabrication, de vérifier la paertinance des procédés de soudage choisi => C'est la phase de qualification. On définira notamment le choix du ou des procédés de soudage, de la position de soudage de base et métaux d'apport, les gaz de soudage, etc …. Documents à joindre - Procés-verbal de qualification de mode opératoire de soudage ( organisme d'examen + fabricant ). - - Assemblage de qualification – rapport d'exécution - - Résultat des contrôles, examens et esssais.

2.4.4 PROCESSUS DE QUALIFICATION D'UNE SOUDURE SOUMISE A LA DESP

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2.5 DEGRE DE PROTECTION ET MARQUAGE ANTIDEFLAGRANT 2.5.1 INDICE DE PROTECTION IP

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C'est le degré de protection des enveloppes de matériels électriques selon les normes CEI 529 et EN 60529. - Le premier chiffre : indique le degré de protection contre les contacts avec les parties sous tension, pièces internes en mouvement, pénétration des corps étrangers. - Le second chiffre : indique le degré de protection contre la pénétration des liquides. - Le troisième chiffre : indique le degré de protection contre les chocs mécaniques ( facultatif ).

2.5.2 MARQUAGE ANTIDEFLAGRANT Le danger d'explosion résulte de la présence d'un mélange de comburant et de substances inflammables à l'état de gaz, de vapeur, de brouillards ou de poussières en proportion et dans des conditions capables de permettre l'inflammation et la propagation de l'explosion. L'inflammation du mélange peut être provoquée par : - Un effet thermique, si le matériel en contact avec l'atmosphère explosive atteint la température d'inflammation. - Par une étincelle ayant un niveau d'énergie suffisant. a) Symboles des modes de protection utilisables en atmosphères explosives Zone 0 : l'atmosphère est explosive de manière constante, fréquente ou sur de longues périodes. Zone 1 : l'atmosphère explosive est probable. Zone 2 : faible probabilité ou apparition sur une courte période. (1) Sécurité intrinsèque ( EEx ia ou EEx ib ) : la puissance de court circuit de l'alimentation des composants est telle qu'il ne peut se produire d'étincelles ou d'élévation de température susceptible d'enflammer l'atmosphère. (2) Sécurité augmentée ( EEx e ) : la sécurité est augmentée en empêchant la création d'arc électriques, d'étincelles et de températures supérieures à la température d'inflammation de l'atmosphère. (3) Enveloppe antidéflagrante ( EEx d ) : les composants pouvant provoquer l'explosion sont placés à l'intérieur d'un boîtier supportant une explosion interne. b) Groupes de gaz ( gaz de référence selon EN 50014 ) I : Méthane IIA : Propane IIB : Ethylène IIC : Hydrogène/Acétylène c) Températures de surface ( essai à -20/+40°C selon EN 50014 ) T1 : 450°C T2 : 300°C T3 : 200°C T4 : 135°C T5 : 100°C T6 : 85°C Ces températures correspondent à la valeur maximum pouvant être atteinte par l'appareil présentant le maximum de défauts et compte-tenu de la température de retenue pour l'essai assimilé aux conditions de service. Exemple : Un appareil essayé à 40 °C et dont l'élévation de température tous défauts confondus n'exède pas 45°C sera classé T6 ( 40 + 45 °C ). Un autre appareil dont la température s'élève de 20°C tous défauts confondus au cours d'un essai à 70 °C sera lui classé T5 ( 70 + 20°C ). Il sera requalifié T6 pour des températures d'essais inférieures à 65°C ( 65 + 20°C ). d) Marquage EEx : matériel certifié pour montage en zone dangereuse. Le marquage comporte également le symbole de protection adapté à la zone retenue, l'indication du groupe de gaz et la classe de température de surface. Exemple : EEx d IIC T6 EEx - : matériel associé pour montage en zone sûre. La classe de température devenant inutile n'est plus indiquée. Exemple : EEx ia IIC

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CHAPITRE 3 : TECHNIQUES SPECIALES 3.1 MISE EN OEUVRE DES TUYAUTERIES EN PLASTIQUES Nous savons, d’après le paragraphe 6.2 de la première partie, qu’il existe un grand nombre de matières plastiques ayant toutes des caractéristiques différentes, tant au point de vue chimique que mécanique. Nous ne parlerons ici que de la mise en oeuvre des tuyauteries rigides en PVC ( chlorure de polyvinyle ); PE ( polyéthylène ); PP ( polypropylène) qui demandent beaucoup de soins vu que la bonne tenue des tuyauteries en dépend.

3.1.1 PVC ( chlorure de polyvinyle )

Les tubes en PVC rigides se façonnent facilement. Ils peuvent se cintrer à chaud, se souder et se coller, se couper à la scie à métaux et s’usiner au tour. Pour cintrer un tube, il faut le chauffer à l’air chaud, il est essentiel de bien, respecter un chauffage à cœ ur, à une température comprise entre 130 et 145°C. Il faut toujours de grands rayons de cintrage généralement compris entre 10 et 20 fois le diamètre du tube. Il est possible de souder le PVC, mais cela est à éviter si la tuyauterie est soumise à pression. Pour souder bout à bout ou pour une soudure d’angle, il est nécessaire de dégraisser les surfaces à souder puis on chauffe les matières de base et d’apport avec une torche à air chaud qui se ramollissent et se soudent. Pour les soudures bout à bout, les extrémités sont chanfreinées. Les assemblages fixes se font le plus souvent par collage. Il faut choisir la colle en fonction du ( dn ) du tuyau ainsi que de la température ambiante. Pour coller deux pièces, il faut: - Enlever le poli des parties à coller au moyen de papier de verre à gros grains - Nettoyer ces parties avec un décapant approprié - Encoller au moyen d’un pinceau, l’intérieur de la ‘’tulipe ‘’et l’extérieur de la partie mâle - Emboîter la partie mâle jusqu’au fond de la tulipe - Laisser sécher durant 24h avant de mettre sous pression. Les assemblages démontables seront réalisés par brides mobiles, un collet sera collé en bout de tube ou encore par embouts filetés ou taraudés voir par raccords UNION. On utilise parfois des raccords coulissants avec O-rings, pour cela il faut : - Biseauter l’extrémité du tube - Vérifier la propreté de l’extrémité du tube et du raccord, principalement derrière le joint en caoutchouc. - Enduire de vaseline l’extrémité du tube ainsi que le joint en caoutchouc - Faire glisser le raccord sur l’extrémité du tube jusqu’à la butée.

3.1.2 P.E ( polyéthylène )

Les tubes en PE rigide se façonnent moins facilement que le PVC, ils peuvent se cintrer à chaud, se souder, se couper à la scie à métaux et s’usiner au tour. Le cintrage d’un tube en PE est identique à celui en PVC sauf pour la température qui sera de +/- 100°C. Les tubes et accessoires en PE sont reliés entre eux par soudure suivant la méthode de ‘’Polyfusion ‘’ donnant d’excellentes liaisons, qui repose sur la fusion homogène du tube et du raccord obtenue au moyen d’un manchon à souder. A l’aide de cet outil, les parois intérieures de raccord ainsi que les parois extérieures du tube sont chauffées à une température telle que le PE se met à fondre. A ce moment, raccord et tube sont retirés du manchon à souder et glissés l’un dans l’autre. Après refroidissement, tube et raccord forment un tout sans aucune addition de matière étrangère. Le manchon à souder peut être chauffé par un chalumeau au propane, à flamme douce ou électriquement avec ou sans thermostat de réglage. Les appareils électriques permettent de réaliser un gain de temps considérable, vu qu’il n’y a pas de temps mort pour le chauffage de l’outil. La température correcte de

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l’outil est située entre 190 et 210°C. Les faces ( internes et externes ) doivent être soigneusement nettoyées au chlorure de méthylène. Les assemblages démontables seront réalisés de manières identiques au PVC.

3.1.3 P.P ( polypropylène )

Les tubes en PP rigides se travaillent de la même façon que les tubes en PE. On utilisera la méthode de soudure par miroir pour la soudure bout à bout, qui repose sur la fusion homogène des 2 extrémités à souder, obtenue au moyen d'une plaque métallique polie et chauffée à une température telle que le PP se met à fondre ( 190 à 240°C ). A ce moment, le miroir est relié et les deux extrémités à souder sont pressées l'une contre l'autre. Au droit de la soudure, on assiste à la formation d'un bourrelet intérieur et extérieur. Après refroidissement, les deux tubes forment un tout sans aucune addition de matière étrangère. Le '' Miroir '' est généralement chauffé électriquement et il est installé sur un dispositif à glissières horizontal ou vertical. Les 2 extrémités à souder ensembles sont placées de part et d'autre du miroir et il est nécessaire de veiller à ce que les axes coïncident.

3.1.4 CONTROLES NON DESTRUCTIFS ( CNDM )

En plus du contrôle visuel des soudures, il est possible de réaliser des contrôles radiographiques par RX et par US des soudures PVC, PE et PP. a) Radiographies: Les conditions optimales pour la réalisation de radiographies par RX ne sont pas évidentes à trouver. Il faut utiliser un appareillage conçu spécialement pour l’examen de matériaux peu absorbants. Le tube RX doit permettre la mise en oeuvre de rayons très mous. Les prises de vues seront exécutées sur des films lents à grains fins qui seront développés dans des conditions normales. b) Ultrasons: Les contrôles US seront effectués au moyen du même appareillage que celui utilisé pour les tuyauteries métalliques. Il y a un amortissement rapide des signaux dans le produit sondé, ce qui impose tout naturellement, certaines précautions à prendre en cours d’examen.

3.2 PROTECTION DES TUYAUTERIES Les tuyauteries peuvent recevoir un revêtement de protection, qu’il soit intérieur ou extérieur. Ce revêtement peut être appliqué aux différents stades de la fabrication. Il dépendra des caractéristiques du revêtement et de la tuyauterie. Le revêtement de protection des assemblages est toujours appliqué après préfabrication et / ou après montage.

3.2.1 PROTECTIONS INTERIEURES - Décapage chimique suivi de phosphatage, procédé bon marché utilisé sur les tuyauteries de grands diamètres. La tuyauterie peut rester en place. - Galvanisation à chaud, qui est un procédé assez peu utilisé, il implique l’enlèvement de la tuyauterie et un sablage parfait. A utiliser avant montage. - Caoutchouc naturel ou synthétique ( t < 100°C ) résistant aux produits chimiques et à la corrosion. - Les peintures époxy offrent une très bonne protection, mais doivent être appliquées sur des tuyauteries saines et sablées ( t < 50°C ) - Ebonitage à base de caoutchouc naturel avec 25 à 40% de soufre saturé par carbonatation, c’est un revêtement très dur et résistant aux acides et abrasifs. - Plastiques ( PVC - PE - PP - Polyester - Teflon - Viton - … ). Les tuyauteries avec protection intérieure en téflon sont très utilisées dans les industries chimiques pour véhiculer l’acide nitrique à haute concentration, par exemple. La longueur des tronçons droits est toujours limitée, le montage ressemble à un puzzle, c’est aussi le ‘’ cauchemar des dessinateurs ‘’( FIG 2-73 ). Les FIG 2-74 montrent quelques accessoires utilisés en pratique, mais on trouve également, des tés, piquages, … Pn ≤ 10 barg, température limitée suivant le type de revêtement et fonction de la température .

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- Ciments spéciaux pour haute température et / ou haute résistance chimique. Solution intéressante au niveau protection, mais reste très chère. Attention à la masse des tubes pour les supports. - Emaillage, ancienne techniques toujours utilisée, très bonne résistance chimique, mais attention aux coups ( écaillage ). - Verre : très résistant aux acides organiques et effets abrasifs, coefficient de dilatation proche de l’acier, longueur droite de 3 m maxi pour tubes dn 25 à 6 m pour tubes dn 150; eps de 1, 2 , 2,5 et plus , joints en PTFE entre brides. Remarque: Certains facteurs sont à prendre en considération lors de l’étude des tuyauteries à revêtement

intérieur. a) Dimensionnement des tronçons en vue de permettre le revêtement ( voir catalogues des fabricants ). Exemple de dessins isométriques indispensables pour toutes réalisations voir FIG 2-74. b) Emploi de tubes, coudes, tés, etc. ( étirés sans soudure ), éviter les angles vifs aux piquages, où les soudures ne dépasseront pas le diamètre intérieur de plus de 0,25 mm. Brides tournantes à face plane. Tous les bossages devront être prévus avant revêtement ( pas d’ajout ni de piquage supplémentaire sur chantier, interdiction de souder sur les tubes ).

3.2.2 PROTECTIONS EXTERIEURES - Galvanisation à chaud après sablage très soigné - Peintures diverses ( ambiance normale ou corrosive, haute température, .... ) après sablage soigné. Préparation des surfaces a) Nettoyage préliminaire b) Enlever poussières, graisses, etc … c) Décalaminage d) Dépoussiérage e) Précouche en atelier Peintures anti-corrosion ( St applications ) a) Peinture époxy primer E 180/2 100 + E 240/3 2 x 80 Fe SA 2 ½ Fe 2 ½ b) Peinture époxy / zinc primer P 240/3 100 Fe SA 2 ½ c) Couche de finition époxy E 180/2 80 + E 240/3 80 Fe SA 2 ½ Fe SA 2 ½ d) Epoxy + fer micacé P 240/3 100 Fe SA 2 ½

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e) Peinture émail satiné à base de résine de polyuréthane P240/3 40 Fe SA 2 ½ Exemple : Pour l'industrie chimique : - Intérieur : structures métalliques, machines , équipements, etc utiliser E 240/3 + Fe SA 2 1/2 - Extérieur : Réservoirs portiques, fermes … . Utiliser P 240/3 + Fe SA 2 ½

Tolérances sur l'épaisseur du film Epaisseur nominale : 180 à 240 " minimale : 145 à 195 " maximale : 360 à 360 Teintes Selon les industries pour les structures et en respectant les codes pour les tuyauteries et équipements qui seront identifiés par un code RAL ( code allemand très connu ). Contrôle qualité L'entreprise de peinture aura à sa charge le contrôle de qualité et la responsabilité du travail. Le maître d'œ uvre sera autorisé à procéder, si nécessaire, à des contrôles supplémentaires.

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Garantie obligatoire APAC ou similaire durant X années à préciser par le maître d'œ uvre avec accor de l'entreprise de peinture. - Asphaltage avec jute ou toile de verre - Bandes adhésives en PVC ou polyéthylène - PVC extrudé

3.2.3 LE SABLAGE

La durabilité des couches protectrices dépend dans une large mesure du traitement préliminaire du fond. Le meilleur résultat possible sera atteint par un sablage propre à la loupe ou à l’œ il nu. Comme agents de sablage, on utilise: Le corindon, le wikorum et la scorie de haut-fourneau. La grosseur des grains varie de 0,7 à 2 mm maximum. On obtiendra une rugosité moyenne de l’ordre de 36 à 55 µ. On distingue quatre qualités de sablage suivant l’échelle suédoise de mesure de rouille ( SIS 05-59001967 ) a) SA1 ( sablage soufflé ): Léger sablage, jusqu’à ce que la calamine, la rouille et les corps étrangers écaillés soient enlevés. La surface présente encore une teinte rousse. b) SA2 ( sablage nuageux ): Sablage soigné, jusqu’à ce que presque toute la calamine et presque tous les corps étrangers soient enlevés. La surface présente une teinte grise où se distingue encore une nuance rousse. c) SA2,5 ( sablage à fer nu ): Sablage très soigné. La calamine et la peau de laminage ont entièrement disparus. Les fines traces de rouille qui sont encore ancrées dans les anfractuosités des pores n’apportent que de légères nuances au ton de la surface qui doit être gris uni. C’est le sablage le plus couramment utilisé pour l’industrie chimique. d) SA3 ( sablage propre à la loupe ) : Sablage extrêmement soigné, jusqu’au métal pur. Les dernières traces de calamine, rouille et corps étrangers ont disparu. La surface présente alors un ton uniformément métallique, sans qu’il y subsiste une quelconque nuance rousse. Après sablage, la surface doit être dépoussiérée à fond avec un aspirateur ou une brosse très propre. Une première couche de peinture sera appliquée immédiatement après terminaison du sablage ( au plus tard 12 heures ) afin d’éviter toute formation de rouille. e) Remarque: Lorsque la surface métallique ne peut être sablée, elle devra préalablement être nettoyée et libérée de l’huile minérale, de la graisse ou produits, ainsi que des grosses couches de rouille qui seront enlevées par piquage au marteau. On distingue toujours, suivant la même norme, les degrés de soins suivants: - ST2 ( brossage soigné ): Raclage et brossage à la brosse d’acier, brosse mécanique, meulage mécanique, etc. soignés. Le traitement doit éliminer la pellicule de laminage facilement détachable, la rouille et les particules étrangères. Ensuite, la surface sera nettoyée avec un aspirateur, de l’air comprimé sec et propre ou une brosse propre. La surface doit avoir un léger brillant métallique.

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- ST3 ( brossage très soigné ): Raclage et brossage à la brosse d’acier, brossage mécanique, meulage mécanique, etc. très soignés. Le traitement est identique au ST2, mais effectué avec beaucoup plus de soin. Après enlèvement des poussières, la surface doit avoir un brillant métallique très net. Dans les 2 cas, la première couche de peinture sera appliquée à la brosse au plus tard 24 heures après le nettoyage mécanique. Elle ne pourra, en aucun cas, être à base de poudre de zinc.

3.3 PROTECTION CATHODIQUE DES CONDUITES 3.3.1 NOTIONS GENERALES 1. Potentiel métal électrolyte: Un corps métallique plongé dans un électrolyte a tendance à se mettre en solution et à s’entourer d’une couche d’oxyde. Dans beaucoup de cas, en fonction du PH de l’électrolyse, la couche d’oxyde ainsi formée se stabilise et un équilibre électrique est réalisé entre le métal, les ions + ( constituant l’oxyde ) et les électrons accumulés sur la face extérieure du métal.

Exemple: Le potentiel naturel du fer plongé dans l’eau par rapport à une électrode de référence au Cu / CuSO4 est de - 560 mV. Lorsque rien ne rompt l’équilibre électrique existant, la couche d’oxyde formée n’augmente pas de volume (passivation). Ainsi, par exemple, les armatures en acier préalablement oxydées ne se dégradent pas dans le béton (sans sollicitation du milieu extérieur). 2. Rupture d’équilibre: a) Corrosion: Toute sortie de courant de la pièce métallique ( anode ) vers l’électrolyte rompt l’équilibre électrique et provoque ainsi l’apparition de nouvelles charges négatives produites par la mise en solution d ’une nouvelle quantité de métal, c’est le phénomène de corrosion. La loi de FARADAY permet d’écrire qu’une sortie de 1 Ampère par an provoque la corrosion de 10 kg de fer. b) Protection: Toute entrée du courant de l’électrolyte vers la pièce métallique ( cathode ) empêche la mise en solution du métal en créant une accumulation de charges négatives vers celui-ci. c) Potentiel: Le fait qu’un métal soit protégé implique que son potentiel, par rapport à l’électrolyte, soit abaissé ( conséquence de l’entrée de courant ). Exemple: Dans un terrain normal, on considère que le potentiel de - 850 mV, lu par rapport à une électrode Cu / Cu SO4 indique que l’acier est suffisamment protégé. Ce potentiel correspond à la mise en solution de 10-3 ions de Fe++ / litre. d) Courant de protection: Afin de limiter au maximum le courant devant pénétrer dans le métal pour le protéger, on entoure la pièce métallique d’un isolant. Exemple: Afin de protéger un pipe-line bien isolé, situé dans un terrain normal, le passage d’un courant de 0,1 mA/m² suffit pour créer une chute de tension de l’ordre de 300 mV à travers l’isolant et, de ce fait, amener le potentiel du pipe-line à - 850 mV environ. Notons que pour protéger cathodiquement du fer non isolé, la densité de courant nécessaire serait de l’ordre de 100 mA/m².

3.3.2 PROTECTION CATHODIQUE Le principe de base d’une protection cathodique de pipe-line peut se résumer comme suit:

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a) Provoquer une entrée de courant suffisant, tout au long de la canalisation. - Soit par soutirage ( FIG 2-77 ) - Soit par l’installation d’une anode réactive ( FIG 2-78 )

b) Empêcher les sorties de courant du pipe-line vers le sol. Ces sorties de courant se présentent principalement lorsque les courants vagabonds d’origines diverses circulent dans le pipe-line ( ex. chemin de fer électrique, … ). Il convient alors de drainer ces courants vagabonds au moyen d’une liaison galvanique et les ramener au pôle négatif de leur source.

Si le drainage n’existait pas, le courant vagabond devrait retourner à la sous-station en passant à travers le sol et en corrodant le pipe-line. Remarque: Certains postes de drainage laissent passer des courants de l’ordre de 400 A. La suppression du drainage provoquerait la disparition de 10 kg d’acier en moins d’une journée.

3.3.3 JOINTS ISOLANTS

Des joints isolants ou des tronçons isolants seront placés aux endroits où la canalisation sort du sol. Le shuntage de la partie se trouvant hors du sol, sera réalisé au moyen de câbles souples isolés, d’une section de 16 mm², soudés sur le pipe-line avant les joints isolants et ramenés dans un coffret à borne accessible. Il sera également prévu des joints isolants aux extrémités d’un tronçon de pipe-line parallèle à une ligne électrique aérienne H.T.

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Dans le cas précis où le fluide transporté serait trop conducteur, on pourrait interdire de placer des joints isolants ( HAZOP nécessaire dans ce cas ). Description et montage a) Joint isolant avec brides RF ( DIN ou ASA ) Fig 2-80 Matière: Toile bakelisée ( géarite ) pour les fourreaux + rondelles isolantes Les joints d’étanchéité seront réalisés dans une matière résistant au fluide véhiculé. La qualité des boulons ou tiges filetées seront fonction du Pn et de la matière des brides ( voir première partie )

b) Capots de joint isolant: FIG 2-81. Protection des joints des éléments extérieurs tels que l’eau, ou autres liquides ou encore des chocs. Les capots sont généralement en néoprène donc isolants et imputrescibles.

3.3.4 DISPOSITIONS GENERALES POUR LA POSE D'UNE PROTECTION CATHODIQUE

la surface du sol, dans un potelet, par exemple.

1. Remarques générales: Les dispositions que nous verrons ci-après, seront peu onéreuses, si elles sont appliquées au moment de la pose de la canalisation et ne sont d’application que pour les tronçons enterrés de canalisation et reposent sur 3 principes de base: a) Accessibilité à la conduite en l’équipant de prises de potentiel en différents endroits. b) Obtention d’un isolement électrique maximum vis-à-vis du sol, des installations auxquelles la conduite est raccordée, des structures enterrées voisines. c) La continuité électrique des tronçons de conduite devant être protégée. 2. Accessibilité à la conduite: Afin de pouvoir effectuer le contrôle de l’efficacité de la protection cathodique d’une conduite, il y a lieu de prévoir sur celle-ci des prises de potentiel tous les 1000 m environ. Les prises sont constituées par un câble PVC de section minimum équivalente de 10 mm² de cuivre soudé sur la conduite ( à l’étain ) et ramené à

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3. Isolement électrique de la conduite: a) La conduite doit être pourvue d’un revêtement isolant qui doit pouvoir supporter une tension d’épreuve de 10 kV. On peut pratiquement admettre qu’un revêtement bien appliqué, constitué de couches alternées de fibre de verre et d’asphalte d’une épaisseur totale de 4 mm, satisfait à cette épreuve. b) Avant la mise en fouille, l’état du revêtement isolant doit être soigneusement contrôlé, les défauts éventuels doivent être réparés. Le remblayage de la fouille doit être effectué avec du terrain meuble ( du sable de préférence ). c) Il y a lieu de proscrire tout contact avec d’autres structures métalliques enterrées ( conduites, câbles, armatures en béton etc. ) En conséquence: - Une distance minimum de 20 cm doit être respectée entre la conduite à protéger et une structure (ou une autre conduite). En cas de croisement ou de parallélisme trop rapproché, il y a lieu d’interposer un matériau imputrescible entre les 2 structures (Néoprène, PE, … ) - Dans le cas où la conduite traverse une maçonnerie en amont d’un joint isolant, il y a lieu de veiller attentivement que son revêtement isolant soit particulièrement soigné et qu’aucune armature métallique ( ex. béton armé ) soit en contact avec elle.

- La conduite doit être isolée électriquement par un matériau isolant, de tout support métallique ou du massif le supportant. d) La conduite doit être isolée au moyen de joints isolants ( JL ) de toutes les installations auxquelles elle est raccordée. Ceux-ci seront placés dans la mesure du possible en aérien et à l'extérieur des bâtiments. Dans le cas où le joint est inaccessible ( joint enterré ou placé à l'extérieur des bâtiments habituellement fermé ). Deux câbles PVC d'une section minimum équivalente à 10 mm² de cuivre doivent être soudée de part et d'autre de celui-ci et ramenée dans un coffret aisément accessible pour effectuer un contrôle ( joint ). e) Lorsque la conduite est posée dans une gaine métallique, il y a lieu de renforcer le revêtement isolant du tronçon posé dans la gaine et d’isoler la conduite de cette gaine par interpositions d’éléments isolants concentriques. Deux prises de potentiel seront soudées respectivement sur la conduite et sur la gaine et ramenés à la surface du sol dans un potelet ou une bouche à clef ( FIG 2-82 ). 4. Continuité électrique: Tout tronçon de canalisation entre 2 joints isolants doit être électriquement continu. toutes les pièces à brides et / ou à emboîtement doivent être shuntées au moyen d’un conducteur isolé, soudé de part et d’autre de la discontinuité. La section du conducteur sera équivalente à 16 mm² de cuivre.

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5. Proximité d’autres "structures métalliques" : Une conduite protégée cathodiquement peut influencer défavorablement le potentiel électrique d’autres ‘’structures ‘’enterrées avoisinantes ( conduites, câbles électriques ou téléphoniques, réservoirs, … ) et occasionner dans certains cas des corrosions. Il est don souhaitable: a) D’assurer l’isolation électrique de ces canalisations afin de les protéger cathodiquement; b) Et / ou prévoir des liaisons d’équilibre entre les diverses structures adjacentes. Ces liaisons étant constituées par des prises de potentiels placées sur chacune des canalisations.

3.4 MISE A LA TERRE DES TUYAUTERIES Les tuyauteries isolées et leur supportage métallique par exemple ou supportées au moyen de matériaux non conducteur seront mises à la terre au moyen de cosses suivant FIG 2-84 a & b.

3.5 TYPES DE CORROSION Tous les métaux ont tendance à passer à l’état d’oxyde ou de sel. Seules les conditions permettant ces réactions électrochimiques indésirables, comme la corrosion, les différencient de ce point de vue. L’attaque et la vitesse de corrosion dépendant de la différence de potentiel électrostatique entre le métal et l’agent corrosif. L’échelle des tensions peut donc donner un indice de risques de corrosion rencontrés en pratique. La résistance des matériaux dépendant en grande partie du type de corrosion ( DIN 50900 ), nous ne traiterons dans ce manuel que des principaux types de corrosion pour les métaux ferreux et non ferreux.

3.5.1 CORROSION UNIFORME

Contrairement à toutes les autres formes de corrosion, il de produit dans ce cas une érosion uniforme de l’ensemble de la surface extérieure du matériau. La perte de métal se mesure en g/m²h, ou en mm/an. La corrosion uniforme est la plus connue ( tôle rouillée ) et la plus facile à maîtriser, si on utilise des matériaux appropriés en fonction des conditions d’attaques corrosives prévues. Avec la corrosion uniforme, plus la surface extérieure est de bonne qualité, plus la perte de poids diminue. Les surfaces absolument lisses et polies sont en conséquent les moins vulnérables.

3.5.2 CORROSION LOCALISEE ( piquage, ‘’ Pitting ‘’ )

Cette forme de corrosion se caractérise par une attaque ponctuelle, en profondeur, pouvant traverser toute l’épaisseur du matériau en un temps relativement court. cette corrosion se manifeste arbitrairement en divers points, alors que la majeure partie de la surface n’est pas atteinte. La perte de

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poids est faible et les tableaux de résistance perdent ici tout leur intérêt. A l’inverse de la corrosion uniforme ( ou corrosion de surface ), cette forme de corrosion ou attaque sélective n’est pas calculable et ne peut être maîtrisée, pour cette raison, que par un choix approprié des matériaux. Cette corrosion localisée est le plus souvent imputable aux solutions halogènes (ex: chlore, brome, iode, ) qui pénètrent la couche passive même avec une concentration ionique extrêmement faible, et produisent de petits points d’attaque, souvent circulaires. L’utilisation d’agents inhibitifs dans les milieux où se déclenche le processus de corrosion ( pour autant que cela soit permis ) peut apporter une amélioration de la résistance à la corrosion localisée. L’expérience a montré que les aciers au molybdène sont un peu plus résistants, sans toutefois offrir une garantie de résistance absolue.

3.5.3 CORROSION INTERCRISTALLINE ( intergranulaire ) Il s'agit à l'origine d'une corrosion locale sélective des joints de grains, tandis que les grains eux-mêmes sont à peine entamés. Avec des aciers ferritiques et austénitiques, la corrosion intercristalline est imputable à la précipitation de carbures riches en chrome au niveau des joints de grains. Ces précipitations présupposent une certaine teneur en carbone et de produisent avec des températures situées entre 550 et 650 °C. Mesures de protection - Diminuer la teneur en carbone de l'acier 0,03% - Réaliser un traitement thermique ( recuit d'homogénéisation entre 1000 et 1050 °C ). - Ajouter par alliage des éléments stabilisateurs ( Titane, Niobium, Tantale, … )

3.5.4 CORROSION FISSURANTE SOUS CONTRAINTE

La corrosion fissurante est la formation de fissures dans le métaux sous l’effet simultané d’un agent corrosif spécifique et d’une contrainte statique. Cette forme de corrosion se caractérise par la séparation du matériau sans déformation avec des fissures intercristallines ( FIG 2-87 a ) ou transcristalline ( FIG 2-87 b ), le plus souvent sans résidus visibles du métal corrodé. Ce type de corrosion peut également être déclenché par des agents auxquels le matériau résiste normalement. En ce qui concerne la contrainte, peu importe que la tension soit exercée de l’intérieur ou de l’extérieur. La tendance à ce type de corrosion doit être particulièrement surveillée avec les aciers

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austénitiques. Elle augmente avec la concentration de chlore et une température croissante. Avec des températures élevées, la moindre trace de chlore peut déclencher le processus de corrosion. La corrosion agit sur tous les métaux ferreux, non ferreux ou sur les aciers austénitiques. La fissuration est le plus souvent intercristalline avec les cristaux α et transcristalline avec les cristaux α + β . Pour les métaux cuivreux, la tendance à ce type de corrosion est testée au nitrate de mercure selon DIN 50911. C’est un type de corrosion se produisant essentiellement sur les alliages Cu Zn contenant plus de 20% de Zn ( FIG 2-90 ) . Au cours du processus, le cuivre se sépare du laiton généralement sous la forme d’une masse spongieuse. Le Zn reste dans la solution ou se précipite en prenant la forme de sels basiques audessus du point de corrosion. Le dezinguage peut tout aussi bien se propager en surface que se limiter localement et se poursuivre en profondeur.

3.5.5 CORROSION EN FISSURES

3.5.6 CORROSION PAR CONTACT

Il s'agit d'une forme rare de corrosion localement accentuée à l'intérieur des fissures, pouvant avoir une origine au niveau de la conception ou être générée à partir de dépôts ( Fig 2-88 ). Cette corrosion est due à un manque d'oxygène à l'intérieur de ces fissures, dont les matériaux passifs ont besoin pour préserver la couche passive. En raison du risque de corrosion en fissures, la surface des aciers inoxydables ne doit pas entrer en contact avec des matériaux non conducteurs. De même, il convient d'éviter toute forme et application qui favorisent les dépôts. Une plus grande teneur en molybdène améliore la résistance des aciers fortement alliés et des alliages à base de nickel à ce type de corrosion.

C'est la corrosion susceptible de se produire lorsque l'on combine plusieurs métaux différents. Pour apprécier ce risque de corrosion, on utilise dans la pratique de " Séries des tensions " par exemple

240

dans l'eau de mer ( Fig 2-89 ). Les métaux présentés dans ce tableau sont compatibles avec leurs voisins, en cas d'écart important, le métal anodique sera plus fortement corrodé. Il faut également considérer les matériaux Pouvant apparaître aussi bien à l'état actif qu'à l'état passif. Une activation d'un acier Ni Cr, par exemple, peut aussi bien être provoquée par une dégradation mécanique de la surface suite à des dépôts ( diffusion plus difficile de l'oxygène ), ou par des produits de corrosion à la surface du matériau. Il peut alors apparaître une différence de potentiel entre la surface active et la surface passive du métal qui entraînera l'érosion du matériau en présence d'un électrolyte ( corrosion ).

3.5.7 DEZINGUAGE

La formation de ce type de corrosion a pour origine le dépôt à la surface du métal de couches de produits corrosifs de forte épaisseur, de calcaire provenant de l’eau ou d’autres impuretés. L’eau favorise l’apparition du dézinguage aux températures élevées, en cas de forte teneur en chlore ( pour l’inox ) et à des faibles vitesses d’écoulement.

3.6. COMPORTEMENT DES ACIERS EN PRESENCE D'HYDROGENE SOUS PRESSION 3.6.1. GENERALITES Les aciers peuvent subir des dégradations résultant de deux modes d'endommagement : - Fragilisation par l'hydrogène (FPH) externe ou interne - Attaque par l'hydrogène

3.6.2. FRAGILISATION PAR L’HYDROGENE EXTERNE Sous cette terminologie sont regroupées les dégradations en présence d'hydrogène gazeux sous pression. Pour les aciers au carbone ou faiblement allié, ce type d'endommagement se produit généralement à des températures proches de la température ambiante, essentiellement dans les zones en déformation plastique locales (concentrations de contraintes). Lorsque la fissuration se manifeste, elle se développe à partir de la surface et est fonction de la pression d'H2 et du milieu ambiant. Notons que l'oxygène et la vapeur d'eau ont un effet inhibiteur alors qu0e l'H2S peut accélérer le processus.

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3.6.3. FRAGILISATION PAR L’HYDROGENE INTERNE Il s'agit ici de dégradations observées dans des conditions où il y a diffusion (≥ 1 ppm) d'hydrogène dans le matériau. La fragilisation des aciers en présence d'H2S humide est un cas typique de cet endommagement et les dégradations peuvent être de 2 types : a) Fissuration interne du matériau : se manifeste en l'absence de contraintes appliquées sous forme de claquage superficiel (blistering) et de fissure dans l'épaisseur du tube par des pressions élevées d'H2. b) Rupture différée sous contrainte : se manifeste en présence de contraintes appliquées ou résiduelles qui peuvent être inférieures à la limite d'élasticité du matériau (Sulfite Stress Cracking). Ce phénomène dépend de nombreux paramètres liés à l'environnement et au matériau.

3.6.4. INFLUENCE DES PARAMETRES METALLURGIQUES Les aciers inoxydables austénitiques sont peu sensibles à la fragilisation par l'H2 tant que la structure austénitique est stable. Dans le cas contraire, la fragilisation est observée à -100°C. On utilise souvent les tubes en ac.inox. AISI 321 (Ti). Dans le cas des aciers au carbone ou faiblement alliés, la fragilisation est observée autour de 20°C et tend à disparaître au-delà de 100°C. Les paramètres métallurgiques qui agissent sur la fragilisation par l'H2 sont : a) La microstructure : résultant de la composition chimique, du traitement thermique ou du soudage par exemple ( limiter le taux de ferrite à ≤7% dans les cordons de soudure ). b) Propriétés mécaniques (dépendant de la composition chimique et des traitements thermiques). Les impuretés ont un effet néfaste sur la résistance à la fragilisation par l'H2. c) Propriété inclusionaire : les inclusions non métalliques de type sulfures ou oxydes sont néfastes.

3.6.5. ATTAQUE PAR L’HYDROGENE Résulte de la réaction de l'hydrogène avec le carbone du métal pour former des molécules de méthane, ce qui conduit à une décarbonation de surface et à la formation de microcavités dans le volume de l'acier conduisant à la diminution de la résistance globale du métal. Ce phénomène n'est à prendre en compte que pour les aciers au carbone ou faiblement alliés. Ce phénomène se manifeste aux températures élevées ( > 200°C ), il est irréversible.

3.6.6. REMARQUES Les tuyauteries fonctionnant à température élevée sous pression d'H2 peuvent absorber des quantités importantes d'hydrogène conduisant à des risques de fragilisation par l'H2 lors du retour à froid de la tuyauterie. Il convient donc, dans ce cas, de prendre des précautions visant à augmenter la résistance à la fragilisation en : - limitant les teneurs en soufre et phosphore des matériaux - limitant les duretés maximales dans la Z.A.T. - réalisant un traitement thermique de détensionnement.

3.7 LISTE GENERALE DE RESISTANCE CHIMIQUE DES MATERIAUX - Codes utilisés : A = Excellent ; B = Bon ; C = Convenable ; D = Ne convient pas ; ( Blanc ) = données insuffisantes. Les renseignements ci-après sont donnés à titre de guide, concernant la résistance chimique des matériaux figurant sur cette liste. La température, la pression ainsi que la concentration du fluide interviennent dans le choix des matériaux.

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243

244

245

CHAPITRE 4 : DEMANDES ET OFFRES DE PRIX 4.1 DEMANDES DE PRIX Les demandes de prix en tuyauteries industrielles, sont généralement établies par les services techniques du maître d’oeuvre ou du bureau d’études délégué par lui et ce, après réalisation des plans et isométriques. Ces demandes de prix doivent être claires et précises, il est donc nécessaire que les constructeurs sollicités puissent connaître les prestations qu’ils devront accomplir en cas de commande, mais également celles qui seront de la compétence du maître d’oeuvre. La FIG 2- 92 ( spécification construction de tuyauteries ) donne un exemple non exhaustif certes, mais constituant néanmoins une base intéressante pour une demande de prix. D’autres documents peuvent être annexés à cette spécification générale, telles que les spécifications de matériel, de supportage, de peinture, … etc.

Sur la plupart des isométriques, le constructeur trouvera une nomenclature du matériel nécessaire pour réaliser la tuyauterie, ainsi que la qualité des matériaux. Certains bureaux d’études joindrons une nomenclature détaillée, parfois accompagnée d’une feuille de renseignements généraux toujours intéressante dans le cadre du travail à réaliser et pour de futures modifications d’unités, au niveau de la qualité du matériel.

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Actuellement, on assiste à une évolution rapide des produits informatiques DAO, CAO, permettant l’extraction d’isométriques à partir d’un ensemble d’unité ( Microstation , Autocad + modules, ) comprenant un listing automatique de la nomenclature par iso, via une base de données ( ACCES, BASE, etc... ) ce qui permet un gain de temps très appréciable. En outre, actuellement on trouve sur le marché des suites gratuites telle que LIBREOFFICE 3.5 et suivantes offrant quasi toutes les possibilités des suites MICROSOFT OFFICE. .

4.2 OFFRES DE PRIX Cette offre peut être réalisée par un constructeur répondant à une demande de prix ou par le bureau d’études du maître d’oeuvre dans le cadre d’une demande de budget, par exemple. Le principe de l’offre budgétaire, est identique à l’offre de prix normale, mais celle-ci tiendra compte des frais internes de l’entreprise ( surveillance des travaux, comptabilité, … ). L’offre de prix prendra en compte le montant des fournitures et dans ce cadre, le technicien devra consulter les fournisseurs de vannes, tubes et accessoires divers, afin d’obtenir les prix du jour, particulièrement pour les équipements en inox. Toutefois, pour une remise de prix budgétaire, il pourra récupérer des prix antérieurs et les réactualiser en adoptant une indexation moyenne annuelle de ± 3% ( durant ces dernières années ) en fonction du nombre d’années séparant la précédente offre de prix et la date de la nouvelle offre ( ex. Vanne à boule dn 80 Pn 10 en AISI 304, prix supposé 1990 = 250 € => prix actualisé = 250 x 1,03 22 480 € , notons que l’exposant (22 ) correspond au nombre d’années entre 2012 et 1990 ). Il est évident qu’en appliquant cette méthode on peut se ‘’planter ‘’. Aussi, le technicien devra avoir, dans ses dossiers, des guides au niveau des prix du marché et en cas de doute, consulter les fournisseurs. Au montant des fournitures, il faudra ajouter le prix de la main d’oeuvre, tiré du tableau FIG 2-93 et comprenant le supportage, le montant de la location des engins de levage et des échafaudages nécessaires. Lorsque l’addition est réalisée, il y a lieu d’ajouter, pour une offre budgétaire, un pourcentage de +/- 10% pour l’étude de la tuyauterie (plans, nomenclatures, calculs divers, surveillance du chantier, … ). Il est souvent souhaitable, mais uniquement pour une offre budgétaire, d’affecter le montant global d’un coefficient = 1,2 afin de tenir compte des imprévus de toutes natures. Remarque: Le tableau FIG 2-93 indique un barème des temps exprimé en 1/100 d'heure en fonction du ‘’dn ‘’de la tuyauterie et des tâches à réaliser. Il est toutefois possible de remplacer ce barème par le prix unitaire de la main d'œ uvre en fonction, toujours, du type d'intervention.

4.2.1 DEFINITION DES POSTES UNITAIRES DU TABLEAU FIG 2-93

a) Pose tuyauterie: Manutention, pose et réglage d’un mètre de tube mesuré selon son axe. b) Coupe chanfrein+soudure : - Mise à longueur et coupe de l’élément de tuyauterie et son ébavurage. - Chanfreinage nécessaire ainsi que les opérations de préparation, d’accostage, de réglage, de pointage et de soudure effectuées sur un élément de tuyauterie en position. c) Piquage droit pénétrant: - Découpe et chanfreinage des parties mâle et femelle - Préparation d’assemblage - Pointage - Soudure de piquage formant un angle de 90° avec l’axe du tube. d) Pose et soudure d’une bride WN ( à collerette ) : - Mise à longueur - Coupe des éléments de tuyauteries - Opération de chanfreinage - Opération de préparation, d’accostage, de réglage, de pointage et de soudure de la bride. e) Pose et soudure d’une bride plate: Idem que pour le point d), mais sans pointage et soudure sur chaque face de la bride. f) Pose d’un coude à 90° ou 45° ou d’une réduction concentrique ou excentrique : - Mise à longueur ainsi que coupe de l’élément de tuyauterie

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- Opération de chanfreinage - Opération de préparation, d’accostage, de réglage, de pointage et de soudure du coude ou de la réduction sur l’élément de tuyauterie. - Seule une soudure en rotation est prise en compte dans le prix, la seconde soudure est à ajouter selon le poste b). g) Pose et soudure d’un Té: Mêmes opérations que pour le coude, mais avec la réalisation de deux soudures en rotation, la troisième soudure est à ajouter selon le poste b). h) Pose vannes à 2 voies: - Mise en place et réglage des vannes et accessoires de robinetterie comportant 2 raccordements à brides. - Le façonnage de joints est à ajouter selon le poste k ) i) Pose vannes à 3 voies: Idem que pour le poste h), mais l’élément comporte trois raccordements à brides. j) Pose de brides pleines: - Mise en place du joint plein et réglage entre brides - Le façonnage du joint est à ajouter selon le poste k) k) Façon de joint: Il comprend: - La mise en place du joint entre brides - La liaison des brides - La mise en place des boulons et leur serrage. l) Cintrage: Il comprend toutes les opérations nécessaires pour le cintrage à froid à l’angle désiré. m) Essais hydrostatiques ou pneumatiques: - Remplissage du réseau à inspecter - Mise en pression - Vérification de la résistance mécanique et de l’étanchéité du tube et des accessoires - Vidange du réseau - Ce prix comprend tout le matériel nécessaire à la réalisation des essais ( pompes d’épreuves, bouchons, brides pleines, joints d’épreuves ).

4.2.2 MODIFICATIONS DES PRIX UNITAIRES DE LA FIG 2-93 a) Suivant le Pn ( coefficient A ) Pn ≤ 16 ( ou série 150 lb ) ---------------------- A = 1 Pn 25 à Pn 40 ( ou série 300 lb ) ------------- A = 1,3 Pn 64 à Pn 100 ( ou série 400 à 600 lb ) -- A = 1,8 Pn > 100 ( > série 600 lb ) --------------------- A = 2,5 ( en première approximation, mais il est conseillé de prendre contact avec les constructeurs afin d’obtenir des prix corrects ). - Ce coefficient ne s’applique pas à la pose des tubes, ni à l’essai de pression - Les tubes et les accessoires suivent évidemment, au niveau de l’épaisseur, le Pn ou la série. Ils seront affectés du coefficient ( A ) correspondant. b) Suivant la matière ( coefficient B ) Inox ----------------------------------- B = 1,2 Uranus ou similaire ------------------- B = 1,45 P11 ou 13CrMo44 --------------------- B = 1,7 - Ce coefficient ne s’applique pas à la pose des tubes, ni à l’essai de pression. c) Majorations en fonction de l'épaisseur - Pour dn ≤ 1'' ½ Les prix indiqués au tableau sont valables pour des épaisseurs allant jusqu'au Schedule 80 inclus. Pour des épaisseurs supérieures on adaptera les majorations suivantes : Schedule 80 < épaisseur < schedule 160 C = 1,6 Epaisseur > sch.160 C = 2,00 - Pour dn ≥ 2'' Les prix indiqués au tableau sont valables pour des épaisseurs allant jusqu'au schedule 60 inclus. Pour des épaisseurs supérieures on adaptera les majorations suivantes :

248

249

Sch. 60 < épaisseur < sch. 120 C = 1,2 Sch. 120 < épaisseur < sch. 160 C = 1,6 Epaisseur > sch. 160 C = 2,00 d) Majorations pour travaux en hauteur Les montants indiqués au tableau sont applicables pour travaux de tuyauteries exécutés au sol ou jusqu'à une hauteur de 10 m max. (niveau de référence = niveau du sol ou à l'intérieur d'un plancher de bâtiment) De 1,5 m à 10 m D = 1,3 De 10,01 m à 20 m D = 1,5 De 20,01 m à 35 m D = 1,75 Au dessus de 35 m D = 2,3 e) Travaux prestés sur site K = 1,3 f) Chaudronnage d'extrémité pour préparation de "raboutage" (Y compris retouche du chanfrein et soudure) Reconstitution par chaudronnage et chanfreinage d'extrémités de tubes présentant des ovalisations ou aplatissements. E = 1,5 x (coupe chanfrein + soudure)

4.2.3 PRIX UNITAIRES DIVERS ( 2000 ) a) Supportage acier Inox de 0 à 5 kg 11,70€ 14,2€ de 5 à 10 kg 10,2€ 12,4€ de 10 à 25 kg 8,2€ 9,92€ > 25 kg 5,7€ 6,7€ - Ce coefficient ne s’applique pas à la pose des tubes ni à l’essai de pression b) Peintures tuyauteries en ac. carbone ou similaire - Tuyauteries : 29,8€ /m² ( 1997 ) - Supportage : 1,5€ /kg - Retouches au droit des supports: 37,2€ par retouche

4.2.4 REMARQUE

Lorsque le constructeur doit commander les fournitures, à la demande du maître d’oeuvre ou de son délégué, il affectera un coefficient pouvant aller jusque 1,17 au montant des fournitures pour frais et soins ( nécessité de dialoguer avec le constructeur ).

4.2.5 EXEMPLE D’OFFRE DE PRIX Soit une tuyauterie dn 150 Pn 40 en A333 G 6 ( équivalent au TT ST 35 N ) véhiculant de l’NH3 liquide. Radio = 100% représentée à la FIG 2- 88. Calculer le prix budget pour sa réalisation, sachant que le constructeur assurera la fourniture du matériel. Cette tuyauterie sera posée sur un rack. PROJET: Manuel tuyauteries ISO N° : 2-95 Matière: A333 G 6 Zone : Chapitre 4 Pn : 40 ; Radio: 100%; Prix de la vanne dn 150 Pn 40 = 1450 € Peinture tubes: dn 150 ( φ 168,3 ext ) surface extérieure = 0,5287 m² / m x 153 m = 80,9 m² dn 15 ( pour mémoire ) Peinture coudes: dn 150 ( φ 168,3 ext) surface unitaire = 0,1894 m² x ( 8 - 1 ) = 1,33 m² Σ = 82,23 m²

250

Désignation -Pose tube -Pose tube -Pose+soud coude et Réduct. -Coupe chanf + soud. -Essai hydrau -piquage droit -Pose+soud brides WN -Pose+soud brides WN -Pose+soud brides WN -Façon joints -Façon joints -Façon joints -Pose vanne à 2 voies -Pose+soud Té

dn

Qtté

Coef A

Coef B

15 150 150

Pu M-O

M-O

Pu Fourn

Fourn

0,5m 15,3m 8m

1,3

1. 1. 1.

32,61 57,7 287,3

16,3 8828,2988,-

18,65 46,2 66,-

150

31m

1,3

1.

43 + 144

7536,1

-

-

150 15 150

153m 1 3

1,3 1,3

1. 1.

12,32 50,144,-

1885,65,561,6

-

-

113,5

340,5

9,3 7068,528,-

15

1

1,3

1.

27,6

35,9

23,6

23,6

80

1

1,3

1.

96,-

124,8

76,4

76,4

150 80 15 150

3 1 1 1

1,3 1,3 1,3 1,3

1. 1. 1. 1.

94,50,31,4 188,2

366,6 65,40,82 244,7

44,1 32,2 14,3 -

132,3 32,2 14,3 -

150

1

1,3

1.

431,2

560,6

154,-

154,-

Fig 2-94

= 23318,42 €

= 8379,6 €

Prix unitaire peinture = 46,5 € / m² x 82,23 3824 € Supports 31 supports ( distance +/- 6 m ) x 9 kg = 279 kg x 2,354 € /kg = 656 € Retouches peinture: 31 x 58 € = 1798 € Radiographies: 43 soudures dn 150 ( 3 films ) x 38 € = 1634,- € 2 ‘’ dn 15 ( 1 film ) x 13 € = 26,- € 1 ‘’ dn 80 ( 2 films) x 26 € = 26,- € ----------------Σ = 1686 € Prix total de la tuyauterie = 23318,42 + ( 8379,6 x 1,17 ) + 3824 + 656 + 1798 + 1686 + ( 1459 x 1,17 ) = 42783,05€

Frais d’études = +/- 10% soit 4300 € Prix total de la tuyauterie = 42783,05 + 4300 = 47083,05 € Note: les prix sont donnés à titre indicatif, le responsable chargé du budget devra consulter les différents fournisseurs et/ou constructeur avant d'établir le budget définitif.

4.2.6 OFFRE DE PRIX POUR L’ISOLATION Pour ce faire, le technicien procédera au relevé des accessoires et longueurs droites de tuyauterie à partir de plans, isométriques, avec ou sans nomenclature, ou encore, fera un relevé sur place, si la tuyauterie est terminée ou que son isolation doit être remplacée. Afin de simplifier le travail, chaque accessoire aura une équivalence en longueur droite de tuyauterie, comme indiqué au tableau FIG 2-96.

251

1 Coudes 3D

2

3 Vannes: Brides - vissées Diamètre (la paire) - soudées 45° 90° - à brides ½" à 2 ½" 0,5 m 0,7 m 1,5 m 2,5 3" à 5" 0,5 m 0,7 m 1,5 m 2,5 6" à 8" 0,5 m 1,2 m 1,5 m 2,5 9" à 12" 1,1 m 1, 5 m 1,5 m 2,5 14" à 24" 1,7 m 2,2 m 1,5 m 2,5 25" à 30" 2,3 m 3,1 m 1,5 m 2,5 Suivant le cas, les équivalences peuvent être additionnées.

FIG 2-96

4

5&8

6

Courbes (longueur X)

Tés et piquages

Réducti ons et aplatis

2 2 2 2 2 2

0,7 m 0,7 m 0,7 m 0,7 m 0,7 m 0,7 m

0,5 m 0,5 m 0,5 m 0,5 m 0,5 m 0,5 m

Remarque: Les longueurs droites seront mesurées d’axe en axe sur isométriques, plans ou sur installation terminée. Il sera tenu compte de longueur équivalente fictive afin de couvrir les frais supplémentaires de découpes, et de mise en forme des différentes pièces rencontrées sur les tuyauteries. - Les courbes seront mesurées à l’extrados avec application d’un coefficient d’équivalence - Les caissons isolants divers sont comptés à la pièce, en fonction des accessoires inclus dans celui-ci - Les pièces particulières sont comptées à la pièce avec application d’un coefficient d’équivalence - Dans le cas de tuyauteries groupées, elles seront comptées comme des tuyauteries individuelles, le prix étant multiplié par le nombre de tuyauteries reprises dans une même enveloppe. Il suffit donc au technicien chargé de la remise d’offre de demander, aux fournisseurs, des tableaux de prix en fonction du ‘’dn ‘’, de l’épaisseur et du type d’isolant. ex. Polyurethane eps 50 mm tube dn 50 à 54 €/m

252

Coquilles de laine de roche eps 100 mm tube dn 200 à 58,50 €/m " dn 300 à 71,10 € /m " dn 350 à 75,40 €/m " dn 400 à 81,81 € /m Prix 1999 Coquilles de laine de roche eps 140 mm tube dn 300 à 107,85 €/m " dn 350 à 114,10 €/m Matelas/treillis "Rockwool 160" eps 70 + 60 mm dn 250 + revêtement tôle alu 0,8 mm à 118,60 €/m (prix 2002).

253

TROISIEME PARTIE SUPPORTAGE ET FLEXIBILITE

254

CHAPITRE 1 : INTRODUCTION 1.1 GENERALITES Si, dans le cas des tuyauteries simples véhiculant des fluides à des températures proches de l'ambiance, on n'observe que très peu de problèmes, il n'en est pas de même pour les conduites complexes et surtout celles véhiculant des fluides à haute ou basse température. Le supportage a une très grande importance lors de l’étude des tuyauteries. Des supports mal choisis ou mal conçus peuvent occasionner beaucoup de dégâts lors de la mise en service d’une installation, tels que balancement, torsion, efforts exagérés sur les tubulures d’appareils ou sur la robinetterie, produire des fuites aux joints, etc...... cela pouvant aller jusqu’à la rupture de la tuyauterie et ou des supports ( même si cette tuyauterie a été bien calculée ). Il existe sur le marché une grande variété de supports, préfabriqués ou exécutés directement par le tuyauteur, mais le choix devra être fait judicieusement en tenant compte des facteurs suivants: - Localisation des supports en fonction de la portée admissible par la tuyauterie, la possibilité d’accrochage du support et de la reprise de la charge occasionnée par celui-ci. - Les mouvements de la tuyauterie sous l’effet de la dilatation ( ou de la contraction ) au droit de chaque support. - Détermination du support en fonction de la charge, de la course à permettre, de l’espace libre disponible compte tenu des tuyauteries adjacentes, passerelles ( racks ) à câbles et autres équipements.

1.2 QUALITES GENERALES D’UN SUPPORTAGE Outre le fait de supporter la charge gravitaire de la tuyauterie, de résister aux effets des sollicitations extérieures telles que: vent, neige, séisme, chocs, crachement des soupapes de sûreté, ..... ou encore d’assurer un fonctionnement correct d’un compensateur, par exemple. Il sera conçu de sorte QU’IL N’Y AIT PAS: - Introduction de contraintes ou de déformations inadmissibles dans la tuyauterie - Introduction de réactions inadmissibles sur les équipements raccordés - Introduction de contraintes inadmissibles dans les supports eux-mêmes - Fuites aux joints des brides - Résonance de la tuyauterie avec les vibrations qui pourraient lui être imposées - De point bas non purgé possible lors d’un espacement trop important des supports ( flèche ) - Risque de laisser glisser la tuyauterie hors de son support lors de ses déplacements En outre, le supportage sera étudié afin de laisser totalement libre, les déplacements de la tuyauterie dus à sa dilatation et dont le blocage ou même une limitation , introduirait des contraintes additionnelles au niveau de la tuyauterie, des appareils raccordés et au supportage, SAUF si ces cas ont été prévus par le projeteur dans sa note de calcul.

1.3 DEFINITION DES FONCTIONS La diversité des dispositifs et leur fonction nécessite des définitions précises sous peine de créer des confusions. On peut distinguer trois fonctions principales: - LES SUPPORTS RIGIDES - LES SUPPORTS ELASTIQUES - LES BUTEES DYNAMIQUES

1.3.1. LES SUPPORTS RIGIDES Ce sont généralement des supports qui empêchent de 1 à 6 degrés de liberté, au niveau du point d’accrochage de la tuyauterie sur le support.

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Pour rappel : 3 déplacements : dz, dy, dx 3 rotations : Rz ( Mz ), Ry ( My ) Rx ( Mx ) 1. Point fixe ( PF ): Dispositif interdisant tous les déplacements et rotations de la tuyauterie au droit d’un supportage rigide. Les points fixes seront repérés par le symbole PF ( Fig 3-2 ). Notons, que pour les tuyauteries dn ≤ 50 et ≤ 100°C, il est permis d’utiliser des supports à colliers serrés.

2. Ancrage ( A ) : ( FIG 3-3 ) Ce terme est généralement utilisé pour désigner le raccordement d’une tuyauterie sur un appareil. L’ancrage peut donc subir des déplacements sous l’effet des mises en température, mais ils sont généralement de faibles amplitudes. 3. Point semi-fixe ( PS ) : (FIG 3-4) C’est un dispositif laissant les rotations libres, mais qui interdit toutes les translations de la tuyauterie au droit de son point d’attache. La pratique à démontré qu’il était plus facile de gouverner les efforts que les moments. Ce dispositif permet d’éviter les risques de fissuration dûs aux soudures sur la tuyauterie comme c’est souvent le cas pour le PF. Ce type de support fera l’objet d’un détail sur le plan de la tuyauterie par exemple. 4. Butée ( B ) : ( FIG 3-5) La butée est un dispositif limitant (et non bloquant) une ou plusieurs composantes du déplacement ou de la rotation de la tuyauterie. La butée se définit par la direction du mouvement interdit. Ainsi, une butée suivant X limite le déplacement dans la direction X. Si tous les déplacements sont limités, il s’agit d’une butée totale. Il faudra toujours préciser les valeurs autorisées des déplacements à froid et à chaud. 5, Guide ( G ) : (FIG 3-5) Dispositif empêchant, ou tout au moins limitant, la ou les composantes du déplacement perpendiculaire à l’axe de la tuyauterie.

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Ainsi, un guide suivant X se traduit par des butées en Y et Z. Attention, le guide par opposition à la butée, peut comporter des jeux fonctionnels. Citons par exemple un guide pour les sollicitations climatiques ( VENT ) comportant un jeu fonctionnel vis à vis de la dilatation. 6. Patin posé libre ( PL ) : Fig 3-7, 8 et 9. Ils consistent en patins soit soudés directement sur la tuyauterie, soit fixée à celle-ci par des carcans. Ils peuvent être munis de guides , d'un système

de graissage ou d'une semelle en téflon afin de réduire le frottement du patin sur le profil support. Il est également possible, pour les hautes températures d'utiliser des supports à rouleau ( Fig 3-9 ). Il faut toujours veiller à ce que le patin soit suffisamment long, afin d'éloigner et d'assurer la totalité de la course de dilatation de la tuyauterie, sans jamais quitter le profil support.

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La longueur minimale de la partie glissante, doit être au moins égale à 3 fois la valeur du déplacement maximum de la tuyauterie au point considéré. Au montage, les patins doivent être centrés sur leur appui. Il ne permet pas le soulèvement de la tuyauterie. C'est en fait un dispositif qui équilibre l'effet du poids en maintenant la tuyauterie contre l'effet de la composante verticale gravitaire. Nous le constatons aux FIG 3-8 et 3-9, ces dispositifs comportent des système ‘’ anti-remontées ‘’ équilibrant l’effet de la composante positive de l’effort ( + Fz ). le patin est également utilisé dans les butées où il est généralement guidé dans la direction perpendiculaire au déplacement thermique de la tuyauterie ( voir FIG 3-14 ).

Calcul de la force de frottement du patin sur le profil support : Fg = Fp x f Fg = force de frottement qui s’exerce horizontalement sur le support ( daN ) Fp = force due à la charge sur le patin ( réaction d’appui ) ( daN ) f = coefficient de frottement de glissement ( sans dimension ) f = 0,3 à 0,5 ( acier / acier ) f = 0,1 à 0,15 ( patin / rouleau ) f = 0,05 à 0,07 ( acier / téflon ) N.B.: isoler, si possible, le support pour t°C ≥ 140°C

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7. Suspension par tringle ( pendard ) ( ST ) : Dispositif comportant une ou plusieurs tiges de suspension ( Fig 3-11 ) et s’opposant à la composante verticale négative de l’effort ( - Fz ). Il n’admet pas les efforts verticaux positifs ( soulèvement ). Au cas où un déplacement latéral aurait lieu, les attaches des tringles seront conçues de telle manière que celles-ci puissent exécuter un mouvement de balancier. Il peut être utilisé seul, comme dans le cas d’une butée verticale ou d’un support rigide verticalement, ou en conjonction avec un dispositif élastique (ex : boîte à ressort ). Deux possibilités sont pratiquées : a) Les tringles sont installées avec un angle correspondant au déplacement horizontal attendu. Dans des conditions normales de service, les tringles seront alors verticales ( Fig 3-10a ). Toutefois, le réglage au montage est très compliqué. b) Les tringles sont installées à la verticale pour le montage ( Fig 3-10b ), ce qui facilite la vérification des déplacements. Sous ces conditions, une position angulaire contrôlée ( α = max 4° ) est admissible. C'est la solution généralement adoptée car plus simple à réaliser au montage. c) Remarque : Si on enregistre des déplacements suivant les axes dx et dy, il faudra vérifier que l'angle résultant ne soit pas supérieur à 4°. Exemple : Considérons une tuyauterie supportée suivant la FIG 3-12, supposons que le déplacement dx = 100 mm. La longueur de la tringle L sera donc, pour un angle α = 4° => tan α = L=

dx , soit L

100 = 1430 mm adoptons une longueur de 1500 mm ( soit α ≈ 3°50' ) et dz ( vers le haut ) tan 4°

dz = 100 x tan 3°50' = 6,7 mm Le poids de la tuyauterie appliqué sur la tringle = 500 daN L’effort horizontal -Fx= 500 x tan 3°50' = 33,5 daN Ce qui en soit est faible, mais si l’on considère

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plusieurs supports sur la totalité de la conduite, la sollicitation finale risque de devenir importante. L’effort de traction ( à chaud ) dans la tringle sera : -F =

500 = . 501,2 daN cos 3°50'

La composante horizontale étant fonction de l’angle de battement ( α ) de la tringle, on se limitera généralement à un angle de 4 degrés pour le déplacement de celle-ci. Au-delà, il est conseillé de combiner les pendards avec des patins libres. De toute façon, on ne peut soutenir une tuyauterie uniquement avec des pendards, car elle serait forcément instable.

1.3.2 LES SUPPORTS ELASTIQUES ( ou flexibles ) SE Supports à réaction variable ou constante destinés à équilibrer tout ou partie des effets de la composante verticale d’effort due à la pesanteur ( charges gravitaires ). Ces supports n’empêchent pas les déplacements verticaux de la tuyauterie tout en continuant à les supporter. Ces supports sont de deux types principaux. 1. Les supports à charge variable : Ou supports à ressort Fig 3-13 Généralement employés pour des tuyauteries légères ou moyennes soumises à des déplacements assez petit < 50 mm en général et pour des tuyauteries critiques à haute température +/- 500 °C et 76 mm dans les autres cas. L'effort de compression du ressort ( charge de supportage ) varie proportionnellement aux déplacements imposés. Donc, plus le déplacement est grand, plus grande sera la réaction du ressort. Cela conduit à des contraintes supplémentaires dans la tuyauterie, qui dans le cas de lourdes tuyauteries, peuvent être conséquentes. Si on désigne par P la charge appliquée au ressort et Δ son allongement ou son écrasement correspondant, le rapport K =

P = cste ( constante du ressort ou raideur ). ∆

Pour un déplacement vers le haut la charge à froid Ff = Fc + Δ x K Pour un déplacement vers le bas : Ff = Fc - Δ x K Fc = charge en service ( à chaud ). Les supports variables sont livrés bloqués en position dite de tarage ( à froid ). Leur mise en service, après l'éventuelle épreuve hydraulique, s'effectue en déplaçant les écrous du système de blocage Fig 3-13 e&f. En agissant sur la tension de la tige de suspension, la charge peut être rééquilibrée. Le support variable est muni d'une plaque ( Fig 3-13f ) qui renseigne la graduation de l'échelle de course sur la plaque signalétique. Cette course est initialisée par rapport à la charge minimale indiquée en première ligne de chaque colonne du tableau du fournisseur ( LISEGA, PSS, … etc ). Il existe de nombreux modèles et il est intéressant de se procurer les catalogues fournis gracieusement par les différents fournisseurs Il existe actuellement d'excellents logiciels édités par LISEGA => LICAD sur www.lisega.de; PSS GMBH => PSS 2005 pour la détermination des supports à ressort. Exemple : Considérons une tuyauterie supportée suivant la Fig 3-17, les calculs ont donné pour S1: Charge de service ( à chaud ) Fc = 6000 N ; déplacement +dz Δ = + 15 mm ( course théorique ). La constance du ressort -

K≤

25% x 6000 N = 100 N/mm 15mm x 100%

Un catalogue fournisseur ( Lisega ) nous donne K = 66,6 N/mm pour le modèle 25 4.18,

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une charge de 6 KN et une course max = 40 mm ( plage N° 2 ). Effort de compression = Δ x K = 15 x 66,6 = 999 N. Charge à froid Ff = Fc + F = 6000 + 999 ≈ 7000 N. Variation de charge =

15mm x 66,6 N / mm x 100% = 16,65% < 25% 6000 N Notons que si la valeur de Ff était trop importante, on peut toujours choisir un ressort ayant un effort de compression moindre. Remarque : Il peut arriver, dans des cas d'urgence, mais pour des charges et déplacements réduits, de calculer et réaliser des ressorts " Maison " ou ressorts nus comme le montre l'exemple suivant. Ils peuvent être exécutés suivant la Fig 3-16 et peuvent parfois être munis de coupelle Fig 3-18 permettant au ressort de suivre la direction de la tringle comme pour les pendarts ( α max = 4° ). Ils ne comportent évidemment pas d'indicateur de tarage et ne sont pas livrés pré-tarés, ce qui nécessite un réglage plus laborieux et souvent mal réalisé, lors du montage ( prudence donc ). D'autre part, ils ne sont pas facilement blocable ( introduire un ou deux demi-tubes à l'intérieur du ressort à retirer après l'essai hydraulique ).

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Exemple : Vérifions le ressort type 3 de la Fig 3-16 Charge maximale = 350 daN Nombre de spires n = 10 Diamètre du fil d = 11 mm Diamètre moyen d'enroulement Dm = 70 mm Hauteur du ressort H = 210 mm Flèche sous charge maximale = 70 mm Validité du ressort :

d 11 ≥ 1/9 ( 0,111 ) soit = 0,1571 > 0,111 Dm 70 d 11 ≥ 1/45 ( 0,022 ) soit = 0,0524 > 0,022 H 210 0,25 x 70 d ≤ 0,25 x Dm => 11 ≤ 17,5 Mt . L Mt . L P . r² φ= ; f=φ.r= .r= .L Io . G Io . G Io . G avec L = 2 π r n ( spires ) fn =

P . r ² (2 π r n ) 64 P . r ³ . n = π . d4 d4 . G xG 4

Soit pour G = 8500 daN/mm² : fn =

τ=

( G = module d’élasticité transversal = daN/mm² )

64 x 350 x 35³ x 10 = 77 mm > 70 114 x 8500

Mt P.r 350 x 35 = = = 46 daN/mm² Io / v 0,2 d ³ 0,2 x 11³

Soit un acier 1.5028 ( 65 Si 7 ) Re = 108 daN/mm² et Rr = 137 daN/mm² Suivant tableau ci-après WN

DIN

Re ( N/mm² )

1.5028 68Si7 1.5029 71Si7 1.7103 67SiCr5 1.7136 52MnCrB3 1.8161 58CrV4 Sécurité =

1080 1275 1325 1175 1325

Rt ( N/mm² ) A % 1370 1470 1470 1320 1370

6 5 5 6 6

Striction % 25 20 20 40 35

Résilience J 14 14 14

108 = 2,35 46

2. Supports à charge constante : Lorsque le déplacement d'une tuyauterie supportée par des ressorts engendre une variation de portance de ceux-ci supérieure à 25% de la charge de service, il est nécessaire d'utiliser des supports dits " à portance constante ". Cette limite pourra être abaissée dans le cas des supports situés au voisinage des machines tournantes. La variation effective de la réaction d'un support dit " à portance constante " sur l'ensemble de la course ne doit pas excéder 6% de la charge de service. Il existe plusieurs modèles, mais tous partent du principe de l’utilisation des leviers. On rencontre dans la pratique courante deux types de supports à charge constante: - Compensation par système à ressort - Compensation par contre-poids a) Système à ressort : Pour produire un effet de supportage constant, le moment créé par la charge autour du pivot principal doit être équilibré par un moment dû à la réaction du ressort dans toute l’étendue du déplacement.

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Partant de la FIG 3-20, à 3 positions de la charge P correspondent: - 3 valeurs de la réaction du ressort ( F1, F2, F3 ). - 3 valeurs du bras de levier de la réaction du ressort ( a1, a2, a3 ). - 3 valeurs du bras de levier de la charge ( b1, b2, b3 ). Ecrivons l’équation d’équilibre : F1 x a1 = P x b1 F2 x a2 =P x b2 F3 x a3 = P x b3 Soit : P =

F1 xa1 F2 xa 2 F3 xa3 = = b1 b2 b3

Les ressorts, ainsi que les dimensions des parties mobiles sont déterminées afin que la valeur du rapport ( F . a / b ) reste constante quelle que soit la position à l’intérieur de la zone d’utilisation. Il n’y a donc pas de charge additionnelle due au ressort. C’est le supportage à considérer en premier lieu à proximité des turbomachines par exemple. Les données de base pour déterminer un support constant sont : - La charge P à supporter - La valeur de le sens du déplacement calculé Le déplacement total sera choisi légèrement supérieur à celui de la tuyauterie à supporter. Si fu = course théorique calculée, la réserve de course fr = 0,2 . fu avec un minimum de 15 mm. Les tableaux fournis par les fabricants indiquent que la charge P sera comprise entre deux valeurs extrêmes ( réglage de la charge de ± 15% sans modification de la couse nominale ). Exemple de choix d’un support constant d’après GRINNELL Données : P2 = 10000 N ; fu = + 130 mm Déterminer le support constant Solution Sécurité = 20% de fu ( avec min de 15% ) soit fr = 0,2 x 130 = 26 mm

Remarque: Les supports à ressorts en opposition permettent une compensation directe de la force principale, par les forces auxiliaires, qui a pour conséquence une force de supportage constante. Les FIG 3-22 ( a -> d ) résument par elles-mêmes le principe.

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Les forces des ressorts de compensation sont transmises directement au tube de charge par l'intermédiaire des cames oscillantes ( par exemple ). La force résultante due à ces ressorts, vient compenser de manière continue la force du ressort principal.

Ces types de ressorts, de conception assez récente, sont caractérisés par une large plage de réglage, un minimum de frottement et un point d’application de la charge situé sur l’axe d’inertie. b) Système à contre-poids : Ils sont employés principalement en chaudronnerie, très rarement en tuyauteries ( sauf urgence ). Ils servent surtout à contrebalancer les déplacements des gros collecteurs par exemple Fig 3-23. Le principe est simple, on contrebalance le poids de la tuyauterie par un contre-poids de même valeur capable d’effectuer la course de la tuyauterie. Le contre-poids peut compenser à lui seul le poids de la tuyauterie ou le faire au moyen d’un système levier. Attention à l’aspect sécurité pour la protection du personnel, au niveau de la fixation des masses d’équilibrage.

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Il doit être prévu : - Un système de limitation de course. - Un système de sécurité contre la chute éventuelle des masses d'équilibrage.

1.3.3 LES BUTEES OU AMORTISSEURS DYNAMIQUES ( AM ) Dans certains cas, il est parfois nécessaire d’éviter les déplacements brutaux d’une tuyauterie, sans pour cela gêner les déplacements thermiques comme par exemple, l’échappement des soupapes de sûreté ou des tuyauteries soumises à des coups de bélier. Pour cela, on utilisera des dispositifs autoglissants ou autobloquants limitant dans une ou plusieurs directions, le déplacement rapide de la tuyauterie sous l’effet d’efforts dynamiques.

1.4 SYMBOLISATION SUR PLAN Il est absolument nécessaire qu’à la lecture d’un plan de tuyauterie, chacun puisse repérer facilement l’emplacement des supports ainsi que déterminer leur fonction afin de pouvoir vérifier sur le site de construction, lors du contrôle final de l’installation, la conformité du supportage par rapport aux plans d’études et ainsi déceler, voir réparer s’il y a lieu, les erreurs d’installation. Outre les symboles, fonction du type de supportage, il y a lieu de préciser le numéro d’ordre ainsi que la spécification ou le détail le cas échéant.

1.5 DETAIL DES SUPPORTS SPECIAUX Dans le cas ou les spécifications ne peuvent être utilisées, il y aura lieu de réaliser un détail sur le plan ou l’isométrique. Le concepteur sera tenu de vérifier la tenue du support aux efforts et fournira à la demande du client ( interne ou externe à la société une note de calculs établie suivant les normes ( Eurocodes, NBN,… ). En règle générale, les plans doivent être dépouillés et les pièces standards ( ou pièces du commerce ) figurées de manière schématique. Des vues différentes ne seront tracées, que s’il y a absolue nécessité, pour la bonne compréhension du client, ou du constructeur.

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1.6 REMARQUE GENERALE Les pièces directement soumises à effort ( ressorts des supports variables et constants ) doivent être fournies avec un certificat matière selon EN 10204-3.1.B. Pour des conceptions spéciales des documents d'homologation doivent être fournis tels que plans, nomenclature, analyse de contraintes, plans qualité et soudage.

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CHAPITRE 2 : ETUDE DU SUPPORTAGE 2.1 PRINCIPES GENERAUX JAMAIS, il ne faut négliger l’étude d’un supportage quel qu’il soit, car cela conduirait toujours à des retards et des coûts supplémentaires importants lors de la réalisation. Les supports devront être étudiés pour soutenir le poids de la tuyauterie et de tous ses équipements (vannes, brides, pièces forgées, calorifuge, etc. ) ainsi que le fluide véhiculé par celle-ci, en service ou lors de l’essai hydraulique. En outre, cette étude tiendra compte de l’existence des forces climatiques ( neige, vent, .) ainsi que des effets des vibrations éventuelles, déplacements des structures, mouvements du sol, etc. Le projeteur sera tenu de respecter les quelques principes suivants : - L’étude doit être la plus simple possible et fera usage au maximum des plans guides et/ou spécifications mises à sa disposition. Toutefois, le supportage sera étudié en respectant les impératifs suivants : a) Il ne doit introduire, en aucun point de la tuyauterie, aucune contrainte ni déformations inadmissibles. b) Les réactions du supportage, combinées aux efforts de dilatation et de frottement ne doivent pas provoquer, sur les ancrages, le dépassement des valeurs admissibles. c) Les supports ne doivent pas créer de contre-pente susceptible de gêner l'écoulement des condensats dans les tuyauteries de vapeur, de gaz ou de liquide dangereux ( acides par exemple ). - Limiter les coûts et délais au niveau de la fabrication. - Montage simple, mais qui permet de multiples possibilités de réglage. - Le supportage devra être fiable dans le temps. - Les éléments de supportage sont repérés soit sur les plans isométriques, soit sur les plans d'installation de tuyauteries, voir même les deux. - Il ne sera pas prévu de métré des éléments de supportage.

2.2 LOCALISATION DU SUPPORTAGE Elle dépendra: - Des dimensions de la tuyauterie ( diamètre, épaisseur , fluide, … ) - De la configuration du tracé - De la localisation des charges concentrées ( vannes, brides, appareils, … ) - Des structures disponibles pour le supportage . Il existe sur le marché, de nombreux logiciels de calculs des tuyauteries, mais ils ont tous en commun le fait qu’il faut préciser la position des supports en donnée. Aussi, le projeteur a-t-il recours à quelques méthodes simples permettant de prédéterminer avec une bonne approximation la position d’un support, pour autant qu’elle ne soit imposée par les structures existantes.

2.2.1. LOCALISATION D’UN SUPPORTAGE Exemple 1 : Prenons le tronçon de tuyauterie représenté à la Fig 3-26 ( dn 150 => Ф 168,3 x 4,5 ) et recherchons l'emplacement des supports afin de limiter la contrainte de flexion due à l'action des supports à 80 N/mm² ( Ac St 35-8 ) à la température de service de 160°C ( t° de montage = 10°C ). Le tableau Fig 3-28 nous donne pour : t = 100 °C => α = 1,11 mm/m t = 200 °C => α = 2,42 mm/m Pour Δt = 160 – 10 = 150 °C => α = 1,765 mm/m

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Soit α = 0,00001765 m/m. La formule empirique ci-après, permet de déterminer la position du support de la branche horizontale sollicitée afin que la contrainte ne soit pas dépassée, soit : X1 =

X1=

∆L(m) x de(m) x 10 6 . Dans notre cas : ΔL = - Lo x α = -6 m x 0,001765 = -0,0106 m ( 10,6mm ) 1,6 x Radm( N / mm²) 0,0106 x 0,1683 x 10 6 = 3,73 m 1,6 x 80

Supposons que la position du support S2 soit imposée pour des raisons constructives et se trouve à 2,5 m du point O . Le mouvement au droit de S2 devra être négatif et de valeur :

∆S2 =-

2,5 x 10,6 = - 7,1mm 3,73

Il est évident que ce support devra être du type à ressort variable. Remarques : a) Si une autre contrainte était à respecter, il est évident que le support S2 devrait se situer soit plus près, soit plus loin du point O. b) Il devrait en être de même pour la partie verticale qui sera sollicitée par la branche horizontale. Il faudrait alors prévoir un support guide à 3,73 m du même point O.

2 2.2 METHODE DE CALCUL DE LA POUSSEE SUR UN POINT FIXE Reprenons la Fig 3-26, mais nous plaçons une chandelle fixée sur une charpente, par exemple, ce qui crée un point fixe ( Fig 3-27 ). Le calcul suivant peut montrer pourquoi il ne faut jamais adopter une telle configuration. Le calcul de la poussée est donné par la relation suivante issue de la théorie de la mécanique des milieux continus, soit : N =

E . ∆L = daN, dans Lo . Sm

laquelle : E = module d'élasticité longitudinale ( de Young ) en daN/mm² et à la température de calcul ( Tableau Fig 1-37 ). ΔL = dilatation réelle en mm ( voir § 2.2.1 ) L = Longueur initiale entre support et point fixe en m Sm = section métal du tube en mm² ( voir tableau Fig 3-95 en fin de chapitre ). Si nous reprenons la formule ΔL = α . Lo . Δt => N =

E . ∆L = E . α . Δt . Sm ou = E . Lo . Δt ; selon que Lo . Sm

α est exprimé en m/m/°C ou en m/m. Il faut noter que la force de poussée au point de fixe est indépendante de la longueur du tube. Reprenons la Fig 3-27 et les branches Z1 et Z2. La poussée N, dans ces deux branches sera donc : N = E . α . Sm avec E = 18900 daN/mm² à 150 °C ; α = 1,765 mm/m x 10 -3 et Sm = 5278 mm². N = 18900 x 0,001765 x 5278 = 176066 daN ( effort considérable ) Le calcul des réactions aux appuis sera abordé au chapitre 3 – Etude de la flexibilité.

2.3 REGLES PRINCIPALES D’INSTALLATION 1. Les supports seront placés aussi près que possible des charges locales ( vannes, brides,.....), afin de réduire la contrainte de flexion dans la tuyauterie et par là les risques de pulsations.

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2. Placer un support au voisinage immédiat de tout changement de direction de la tuyauterie afin d’éviter ou du moins réduire le porte-à-faux ainsi que les risques de vibrations. 3. Placer les supports dans les tronçons droits, plutôt que dans les coudes ou les courbes de petit rayon de cintrage, vu que ces accessoires sont déjà soumis à une intensification de contraintes et que la présence d’un support dans une courbe en réduit la flexibilité. 4. Prévoir un support rigide aux endroits ou le déplacement en service de la tuyauterie est pratiquement nul ( pour autant que la structure support le permette ). Cela permet de contrôler le bon comportement d’ensemble de la tuyauterie en fonction du calcul de flexibilité. 5. La tuyauterie doit être suffisamment ancrée afin de pouvoir supporter sans dommage les réactions en cas de fermeture ou d’ouverture des vannes. 6. Il sera installé, si nécessaire, des dispositifs amortisseurs ou absorbeurs de chocs. 7. Remarques : a) Dans le cas de tuyauterie isolée, il existe un risque de point bas non purgé suite à la déformation de la tuyauterie. Il est recommandé de pouvoir la drainer. Pour ce faire, elle sera montée avec une pente en veillant que le niveau de la flèche soit toujours inférieur au niveau du support aval. On considère pratiquement qu'une pente de 5 mm/m est une valeur acceptable. b) Il est toutefois évident qu'en pipe-racks, il est très rare d'obtenir un tel problème

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étant donné le rapprochement possible des supports. Si une pente est toutefois nécessaire, elle devra réduite au maximum afin de ne pas encombrer l'espace. 8. Tuyauteries cryogéniques : - Le sens des déplacements sera évidemment inverse de celui des tuyauteries soumises à température positives élevées ( contraction au lieu de dilatation ). - Il est nécessaire de limiter les pertes thermiques au droit des supports, cela nécessite l'introduction d'une couronne en bois ou d'un isolant dur entre le tube et le collier comme le montre la Fig 3-30.

2.4 DETERMINATION DES SUPPORTS Le supportage des tuyauteries concernées doit tenir compte des principes suivants: 1. Les supports rigides ne seront placés qu'aux points ou le déplacement empêché est ≤ 3 mm. 2. L'angle des tringles de suspension ne pourra excéder 4° avec la verticale ( Fig 3-10 ). 3. Les supports seront conçus et installés de façon telle que leur action ne puisse modifier sensiblement les déplacements calculés ( hypothèse du supportage idéal ). 4. Ecartement entre deux supports a) Dans les parties droites, il sera conforme aux valeurs proposées aux tableaux Fig 3-31 à 3-33.

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b) Dans les changements de direction situés dans un même plan, l'un des 2 supports sera situé à une distance du point d'épure ( PE ) ≤ 7 x dn de la tuyauterie. La distance de l'autre support à ce même PE sera ≤ 2/3 de la valeur proposée aux tableaux Fig 3-31 à 3-33. c) Dans les tronçons verticaux, ceux-ci seront assimilés à des charges locales. Il y a donc lieu, le cas échéant, de vérifier le tronçon au flambage simple ou composé ( flambage + flexion ) en tenant compte de la température, pour la vérification des contraintes ( Voir cours RDM ). 5. Les ancrages devront être calculés pour pouvoir subir , sans déformation appréciable, les efforts exercés par les tuyauteries qu’ils maintiennent. Parmi ces efforts, nous trouvons les sollicitations résultantes dues à la pression ( ex. effet de fond ), la température, le mouvement du sol ou des bâtiments s’il y a lieu, les vibrations, les efforts dus au frottement de glissement des patins. 6. La variation de portance des supports entre les 2 positions extrêmes de la tuyauterie ne pourra excéder 25% de la charge supportée. Cette variation pourra même être réduite si les réactions sur les ancrages de la tuyauterie sont voisines de la réaction admissible. 7. La contrainte admissible dans les éléments de supportage ( tringle, patins, .... à l’exclusion des ressorts) non soumis à température, ne pourra excéder 70 N/mm² dans les conditions de fonctionnement et 105 N/mm² lors des épreuves hydrauliques ( source CODETI ). ( voir également EN 13480 –3 ) Remarques: Si les matériaux sont soumis à température, les contraintes seront adaptées en fonction de la température et du matériau utilisé. 8. Tout élément de supportage en contact avec la tuyauterie sera réalisé en métal de nuance au moins équivalente à celle de la tuyauterie. Les attaches seront étudiées et réalisées afin d'éviter d'endommager le calorifuge ( ex. articulation d'un pendard sera placée à l'extérieur du calorifuge ). 9. Eviter de soumettre des poutres à la torsion, ainsi qu'à la flexion latérale Fig 3-35.

2.5 CLASSEMENT DES SUPPORTAGES 2.5.1 CLASSEMENT (EN 13480-3) Ils sont classés selon 3 niveaux en fonction de la catégorie (classe) de la tuyauterie (rappel : voir § deuxième partie construction). Catégorie Classe du support tuyauterie S3 III S2 II S1 I et 0 Notes :- Lorsque les équipements appartenant à des catégories de tuyauteries différentes ont un support commun, le niveau de supportage doit correspondre à la classe la plus élevée. - Il est possible d'associer ces 3 classes de supportage pour déterminer les documents à fournir par le bureau d'études, comme l'indique par exemple la Fig. 3-39 ci-dessous. Niveaux de supportage Documents à fournir par le bureau Opérations d'études S1 S2 S3 - Plan d'ensemble de repérage avec indications de position et fonctions X X X - Plans et supports spéciaux X X - Spécifications des supports usuels (Form, normes, etc.) X X X - Notes de calculs des supports spéciaux X

5 de la

273

Matières

- Certificat de conformité matières (ex. 3.1.B)

X

Soudage

- Qualification des soudeurs - Qualification des modes opératoires de soudage

X

- PV de contrôle (ressuage, …) des soudures - Contrôle de conformité des supports visà-vis de l'étude - Contrôle visuel - Attestation de présence des supports

X

Contrôle

X

X

X X X

2.5.2 TEMPERATURE DE CONCEPTION ( EN 13480-3 ) 1. Composants situés à l’intérieur du calorifuge Type de composant - Soudé directement sur le tuyau, étrier et collier - Sans contact direct avec le tuyau - Boulons, vis, écrous + chevilles *tf : température du fluide (°C)

T° conception support *tf (tuyau) tf – 20°C tf – 30°C

2.Composants situés à l'extérieur du calorifuge

-

Type de composant Directement raccordé au tuyau Boulons, vis, écrous, chevilles

T° fluide > 80°C ≤ 80°C > 80°C

T° conception 0,5 x tf mais ≥ 80°C 80°C 0,33 x tf mais ≥ 80°C

2.5.3.CONTRAINTES DANS LE SUPPORTAGE ( EN 13480 13.3.7 ) Contrainte de TRESCA Te =

(Ta + Tb)² + 4τs ²

Ta : contrainte (de membrane) axiale calculée Tb : contrainte de flexion calculée Ts : contrainte de cisaillement calculée Contraintes admissibles (F) F = min

Rp 0,2t Rm ; 1,5 2,4

pour matériaux avec contrôle spécifique

F = min

Rp 0,2t Rm ; 1,9 3

pour les autres matériaux (caractéristiques déterminées par essais

de tractions) . F = Fcr / 1,25 t° de conception dans le domaine du fluage (200.000h)

274

1. Cas des supports linéaires (poutres) Contraintes Situation normale Ta ≤ 1,0 F Tb ≤ 1,0 F τs ≤ 0,5 F Te ≤ 1,0 F 2. Cas des supports plaques et coques (plats, tôles) Contraintes Ta Tb τs Te

Situation normale ≤ 1,0 F ≤ 1,5 F ≤ 0,5 F ≤ 1,5 F

Situation occasionnelle ≤ 1,33 F ≤ 1,33 F ≤ 0,66 F ≤ 1,33F

Situation occasionnelle ≤ 1,2 F ≤ 1,8 F ≤ 0,66 F ≤ 1,8F

2.6 EXEMPLES DE SUPPORTAGE Nous avons vu jusqu’à présent les '' classiques '' en matière de supportage, tels que patins, pendards, ...... Il reste de nombreux types de supportage dont nous vous proposons quelques exemples ainsi que quelques spécifications sur les '' bouts morts '' , chandelles et autres bracons. C’est au projeteur à étudier le supportage le mieux adapté en fonction de la situation sur le site. 1. Chandelles FIG 3-36

2. Pendards : Fig 3-37

275

3. Colliers ( pour tuyauteries non calorifugées ) Fig 3-38

4. Consoles et chaises Fig 3-39

5. Bouts morts Fig 3-40

276

6. Appuis des tuyauteries verticales Fig 3-41

7. Trunnions, tirants, consoles Fig 3-42

8. Consoles sur appareils Fig 3-43

2.6.1 REMARQUES CONSTRUCTIVES 1. Fixations soudées: Les attaches des supports peuvent, dans certains cas, être soudées sur la tuyauterie, sous les réserves suivantes: a) S’assurer de la bonne soudabilité des attaches. b) Les soudures devront être exécutées avec toutes les précautions requises pour le métal de la tuyauterie et ne pourront, en aucun cas, pénétrer celle-ci. - Les électrodes seront de nuance comparable avec celle de la tuyauterie et fonction de l’épaisseur de celle-ci - Le supportage en contact directe avec la tuyauterie sera en acier de qualité équivalente à celui de la tuyauterie. - Pour les tuyauteries en inox, il sera interposé un feuillard en inox de même qualité que la tuyauterie ( même si le patin est lui même en inox. ) 2. Fixations non soudées: Les patins munis de collier(s) seront adaptés de préférence aux patins soudés ( facilité de réglage, récupération des patins, pas de soudage sur la tuyauterie, etc.... ). Pour les tuyauteries en inox ou en aluminium, il y aura lieu d’interposer une bande isolante en fibres minérales ou en caoutchouc suivant la température.

277

Dans le cas du supportage des tuyauteries verticales au moyen de colliers, il y aura lieu de souder des taquets ( plats soudés sur 3 côtés soumis au cisaillement ) sur la tuyauterie afin d’éviter tout risque de glissement. Ces taquets devront pouvoir soutenir le poids et les efforts éventuels .

2.7 STRUCTURES SECONDAIRES 2.7.1. POTEAUX Ils sont utilisés pour supporter des tuyauteries, peu nombreuses, en extérieur ( par exemple entre deux bâtiments ). Ils sont généralement réalisés à partir de profilé IHE du commerce, encastrés à la base sur un massif en béton armé et munis d'une barre transversale supportant les tuyauteries. Efforts dans les boulons d'ancrage : Fv =

Fvent x h 2xB

( Pour 4 boulons ) Les boulons d'ancrage pourront être, selon les efforts appliqués, des chevilles chimiques ( ex. HVAHIS de Hilti ) ou des boulons d'ancrage à crochet pour des efforts plus importants. Parfois les montants peuvent être réalisés en caisson. Cette solution est esthétique, mais coûteuse sans compter qu'il est difficile de vérifier la corrosion interne et encore moins y remédier facilement. Attention à la disposition des goussets, jamais au milieu d'un côté du caisson sauf si une plaque renfort est interposée ( Fig 3-45 ).

2.7.2 CATENAIRES Lorsqu’il faut soutenir une ou plusieurs conduites en extérieur, il n’est pas toujours économique d’installer des poteaux tous les 5 à 6 m. On peut, sous certaines conditions, réaliser une suspension du type ‘’ Caténaires ‘’ constituée d’un ou 2 câbles ou tirants fixés aux 2 extrémités sur des poteaux éloignés. Des pendards fixés aux câbles ou tirants soutiendront les tuyauteries. Les efforts gravitaires seront transmis aux poteaux sur lesquels seront fixés les câbles. Les poteaux intermédiaires sont équilibrés naturellement pour autant que l’espace entre ces poteaux soit identique, ces poteaux ne recevront donc que des charges verticales de compression. Ce n’est pas le cas des poteaux d’extrémité qui seront donc conçus et calculés en conséquence. ( pylône de stabilité, massif d’ancrage, .... ). Attention toutefois, les suspensions caténaires ne sont guère stables au vent latéral, le projeteur devra veiller à réaliser des guidages au droit des poteaux. Exemple de calculs Soit une tuyauterie dn 100 ( φ 114,3 x 3,6 ) non calorifugée et véhiculant un liquide de masse volumique

278

assimilée à de l’eau ( 1000 kg/m3 ), doit traverser une route. La distance entre les poteaux de soutient est de 25 m. Déterminer la section des tirants, sachant que son allongement unitaire A = ∆l / L = 0,0002

et que la flèche de la courbe est de 4 m. On adoptera pour le tirant un poids par mètre linéaire de 3 daN. Le tableau FIG 3-32 précise qu’un tube dn 100 peut avoir une portée de 5,6 m pour une flèche de 1/1000e de la portée ( t < 400°C ). Nous adopterons dans ce cas 5 divisions égales de 5 m. On sait qu’un fil souple suspendu d’une manière lâche, en 2 points, suit une courbe particulière appelée ‘’ Chaînette ‘’ . Toutefois, dans les calculs, on lui substitue la parabole qui est une courbe peu différente de cette chaînette mais plus simple à calculer.



X² 

X²

=a+ Equation de la parabole: y = a 1 + 2 a ²  2a  156,25 156,25 −a= = 4 m , pour X = 12,5 m 2a 2a 156,25 = 19,53 m et CC’ = 19,69 - 19,53 = 0,16 m D’où le paramètre a = 4x2 7,5² = 20,93 m et BB’ = 20,93 - 19,53 = 1,4 m Pour X = 5 + 2,5 = 7,5 m y = 19,53 + 2 x 19,53 5 = 4,032 soit α = 76° 4’ D’où tan α = 1,4 − 0,16 5 = 1,923 soit β = 62° 31’ tan β = 4 − 1,4 D’où la flèche yf - yo = a +

Le poids de notre conduite tiré du tableau FIG 3-31, contenant de l’eau est de 18,83 daN/m soit 19 daN/m, auquel nous ajouterons les 3 daN/m représentant la charge des tirants ( valeur approximative mais suffisante pour ce calcul ). recherchons les efforts dans les tirants au moyen de la règle du parallélogramme des forces ( rappel: Mécanique générale - statique ). F"1 = F'1 =

95 = 457 daN cos α

Θ = 180° - ( β + γ ) Sin γ =

F1 . sin β 110 x sin 62°31' = =0,21354 F '1 457

γ = 12° 26'

279

θ = 180° - ( 62° 31' + 12° 26' ) = 105° 03' F2 = 457

sin 105° 03' = 498 daN sin 62° 31'

L’allongement unitaire tiré de la loi de Hoocke : A =

δt E

soit σt = A x E ou E = module de Young

( daN/mm² ) σt = 0,0002 x 20 000 = 4 daN/mm2 ( 4 hbar ) < 7 La charge maxi sur les tirants est de 498 daN. Section du tirant =

498 = 124, 5 mm² . Soit : d = 4

4.S

π

=

4 x124,5 = 12,5 mm ≈ 13 mm 3,14

Remarques: - Il y a toujours lieu de prévoir des tendeurs qui faciliteront le montage et le réglage d’ensemble. - Attention, cette tuyauterie sera instable par vent latéral, pour y remédier on peut adopter la disposition représentée à la FIG 3-48, ci-dessous. - Dans le cas de plusieurs tuyauteries disposées dans un même plan ( nappe ), on placera 2 caténaires en parallèle. Toutefois, les tirants supérieurs devront être écartés afin d’améliorer la stabilité et dans certains cas, il sera prévu des contreventements.

2.7.3 PIPES RACKS ( passerelles à tuyauteries )

Ce sont des structures destinées à supporter des nappes importantes de tuyauteries reliant les unités de production dans les usines chimiques ou pétrochimiques. Elles sont généralement réalisées en acier, rarement en béton et offrent l’avantage de libérer la surface au sol pouvant ainsi, être utilisée pour

280

l’implantation d’équipements ou laisser le libre passage à des engins de manutention . Ces structures sont souvent de type hyperstatique en forme de poutre VIERENDEEL afin de ne pas gêner le passage possible des tuyauteries, par des diagonales, sur les parois latérales et horizontales. Toutefois, il faut savoir que cette technique donne une masse d'acier plus importante que dans le cas des structures isostatiques et donc un coût de réalisation plus élevé. Les pieds de portique peuvent être encastrés ou rotulés. Sans entrer dans trop de détails, signalons que dans le cas de terrains meubles, il est préférable d’utiliser des rotules '' type charpente'' ne provoquant pas de moments au massif Fig 3-50. La structure sera un peu plus lourde ( profils plus importants ). Le calcul des pipes racks devra tenir compte : - Du poids des tuyauteries - De l'effet du vent ( NBN B03.002.1 ou Eurocode ) - De l'effet de la neige ( NBN B51.001 ou Eurocode ) - Du frottement des patins ( en général f = 0,3 acier/acier ) - Des effets dus aux ancrages des tuyauteries sur ces structures ( suivant notes de calculs ). Nous pourrons voir lors de la quatrième partie de cet ouvrage réservée au dessin technique des tuyauteries, comment localiser celles-ci sur pipes racks. La fig 3-51 donne une indication des charges à adopter sur un rack principal afin de permettre son calcul RDM.

2.8 MONTAGE ET REGLAGE DES RESSORT 2.8.1 SUPPORTS RIGIDES a) Les supports à patins ou à rouleaux seront montés et réglés de telle sorte que la tuyauterie repose effectivement sur chacun d’eux. Les parties fixes de ces supports ( rouleaux, plaques d’appui, ..... ) ayant été préalablement positionnées aux niveau respectif imposé par le projeteur. Il y a lieu de vérifier que la partie glissante soit au moins égale à 3 fois la valeur du déplacement maximal de la tuyauterie au point considéré au montage, les patins étant centrés sur leur appui. b) Les pendards seront montés avec l’inclinaison verticale imposée par le projeteur. Après calorifugeage éventuel de la tuyauterie, ils seront ajustés ( tige normalement tendue sans excès ) afin de pouvoir reprendre le poids de la tuyauterie. En cas de pente imposée par le projeteur, il y aura lieu de respecter celle-ci au montage.

281

Dans tous les cas de réglage à l’aide d’un filetage, les parties filetées seront complètement engagées et doivent demeurer vérifiables. En outre, il y a lieu d’installer un dispositif de blocage efficace ( frein d’écrou, goupilles , etc..... )

2.8.2. SUPPORTS VARIABLES A RESSORTS ET SUPPORTS A CHARGE CONSTANTE (à ressort)- Pour rappel voir § 1.3.2

Ces supports sont généralement livrés pré-verrouillés sur la position de montage ( charge à froid ). Dans cette position, ils se comportent comme des supports rigides. Si lors du montage et des épreuves hydrauliques, ils risquent d'être soumis à des charges exagérées, il y a toujours lieu de prévoir des supports additionnels temporaires. Après ces épreuves et le calorifugeage, les supports seront déverrouillés et réglés de la façon suivante : a) Supports variables : Ajustement de l'accouplement de charge ( écrou tendeur, .... ) jusqu'à pouvoir retirer, sans effort, la goupille ou le boulon de verrouillage Fig 3-52. b) Supports à charge constante : Mise en tension du système d'attache de la tuyauterie à l'aide de l'accouplement de charge ( écrou tendeur,... ). Ici encore, si la charge est en accord avec la charge de préréglage ( charge à froid ), on peut retirer sans effort la goupille de verrouillage. Sinon, et c'est généralement le cas, il faut réajuster avec la vis de réglage de charge. Il y a toujours lieu de vérifier que les boulons et goupilles de verrouillage soient conservés à proximité immédiate du support. - Comme pour tout système de réglage par l’intermédiaire d’un filetage, les parties filetées doivent être totalement engagées et il est obligatoire d’installer un dispositif de blocage efficace ( frein d’écrou, goupille, .... ). - Après mise en service de la tuyauterie, les déplacements des supports variables seront contrôlés avec l’aide des index et les ajustements nécessaires seront effectués. Attention, si ces déplacements sont supérieurs à la course totale admissible ou si les charges vont au-delà de la zone de réglage, les supports doivent être remplacés. - La pente éventuelle prévue par le projeteur sera vérifiée au montage. - Après mise en précontrainte éventuelle de la tuyauterie, les supports seront réglés à froid aux positions calculées avant précontrainte.

2.8.3 PREVENIR LES RISQUES VIBRATOIRES Le supportage sera étudié en respectant les règles suivantes: a) Limiter au maximum le nombre de support à ressort. b) Prévoir le maximum de guides, notamment aux changements de direction compatible avec la dilatation. c) Prévoir le maximum d’appuis par patins, de préférence aux pendards. d) Prévoir des supports réglables permettant des calages en cas de vibrations. e) Prévoir des supports à proximité des charges localisées ( vannes, filtres, .... ). f) Modifier la position des charges localisées mal supportées, si cela est possible.

282

g) Ancrer les manifolds . h) Prévoir des amortisseurs, lorsque la dilatation ne doit pas être entravée.

2.9 CONTROLE DU SUPPORTAGE 2.9.1 AU MOMENT DU MONTAGE Après avoir réceptionné les supports et vérifié leurs conformités par rapport aux indications des plans, il y aura lieu de réaliser des contacts sur les principaux points ci-après: - Existe-t-il une partie du tracé en porte-à-faux susceptible de nécessiter un supportage complémentaire ? - Vérifier l’écartement entre supports - Les tringles des pendards sont-elles correctement tendues ? - Existe-t-il plus d’un support rigide par tronçon vertical ? - Existe-t-il un support rigide dans un tronçon horizontal adjacent à un tronçon vertical comportant déjà un support de ce type ? - Les tringles sont-elles montées avec l’angle prévu au plan ? - Les types de suspension à ressorts ou à charge constante qui ont été installés sont-ils bien en accord avec les indications des plans ? - Les attaches ont-elles les formes et dimensions prévues ? - Leurs soudures éventuelles ont-elles été contrôlées ? Les boulons éventuels sont-ils correctement serrés ? - Existe-t-il des taquets soudés à la tuyauterie au niveau des attaches boulonnées dans les tronçons verticaux ? - Les ancrages ( points fixes ou semi-fixes ) ont-ils les dimensions prévues ? Leurs soudures ont-elles été contrôlées ( au moins visuellement ) ? Laissent-ils effectivement libres les déplacements qu’ils n’ont pas mission de bloquer ? - Dans le cas des tuyauteries soumises au froid, l’étanchéité de la ‘’ barrière de vapeur ‘’ est-elle correctement réalisée ? - Les structures portantes ne sont-elles pas soumises à la flexion latérale ou à torsion ? - Les attaches aux structures portantes sont-elles correctement réalisées ? - Des charges de supportage ne risquent-elles pas de transmettre des efforts transversaux à des éléments de structure soumis à compression ? - Les patins reposent-ils correctement sur leur assise ? - La tuyauterie repose-t-elle correctement sur les supports à rouleaux ? - Les parties filetées des éléments de réglage des suspensions sont-elles complètement engagées ? - Les contre-écrous, goupilles, .... sont-ils installés ? - Après épreuve hydraulique, les supports à ressorts et à charge constante, sont-ils bien déverrouillés ? Les goupilles de verrouillage sont-elles bien conservées à proximité immédiate du support ? - Les supports à ressorts et à charges constantes sont-ils équipés d’index ? Ceux-ci indiquent-ils la position de réglage correct ? - Les pentes prévues au plan sont-elles respectées ? - En cas de précontrainte sur la tuyauterie, les supports ont-il été réajustés sur les positions prévues à froid, avant la précontrainte ?

2.9.2 CONTROLES PERIODIQUES Il est toujours souhaitable de réaliser des contrôles périodiques des supports surtout dans le cas de tuyauteries critiques ( hautes température et pression ). Lors de ces contrôles, les ajustements nécessaires seront apportés.

283

2.10 EFFORTS AGISSANT SUR UNE TUYAUTERIE Une tuyauterie est soumise à des forces d’origines diverses que le projeteur devra évaluer pour concevoir au mieux le supportage de cette tuyauterie afin que les contraintes, les déformations et autres réactions d’extrémités restent inférieures aux valeurs limites pour la tuyauterie, mais également pour les supports et les appareils. On distingue: 1. Les forces gravitaires a) Du tube :

P=

π (de − e ) e . δt 10³

= daN

de = φ est. du tube mm e = épaisseur du tube mm δt = masse volumique du matériau de la tuyauterie kg/dm3 b) Du calorifuge ( voir première partie de cet ouvrage paragraphe 3.10 ) c) Du fluide véhiculé: pour la vapeur et le gaz on considère la masse volumique comme négligeable, pour les liquides

P’ =

π . di ² 4 . 106

x δf ≈ daN

di = φ intérieur de la tuyauterie mm δf = masse volumique du fluide kg/m3 Pour les fluides ayant une masse volumique < 1000 kg/m3 il faut adopter pour le calcul des structures et supports rigides δf = 1000 kg/m3 2 Les forces climatiques a) Neige suivant NBN B51-001 1977 soit 400 N/m² pour le Hainaut, par exemple b) Vent suivant NBN B03.002.1 et 2 1988 ou ABS N°1 que nous utiliserons ici. Hauteur au-dessus du sol Pression dynamique normale Pression dynamique exceptionnelle 0 à 25 m 75 daN/m² ( v= 34,64 m/s ) 150 daN/m² ( V = 48,99 m/s ) 26 à 50 m 80 ‘’ 35,78 m/s 160 ‘’ 50,6 51 à 75 m 85 ‘’ 36,88 170 ‘’ 52,15 76 à 100 m 90 ‘’ 37,95 180 ‘’ 53,66 Wh = ( Ch x Sv ) q Ch = coefficient de trainée horizontale Tuy. de > 0,2 m .......... Ch = 0,45 ≥ 0,05 m de ≤ 0,2 m = 0,8 de < 0,05 canalisations = 1,2 ( également pour garde-corps, fils, câbles,.......) Câbles fortement tendus Ch = 1,4 Sv = section de la tuyauterie y compris calorifuge dans un plan diamétral D x L = m². Exemple: Soit un tube dn 400 situé à 10 m au-dessus du sol et d’une longueur de 20 m, calculer Wh. Qex.= 150 daN/m² et Sv = 0,45 Soit Wh = 0,45 x 150 x 0,4 x 20 = 540 daN appliqué au centre de gravité de la tuyauterie. Remarques : Etant donné que la tuyauterie possèdent des vannes, brides, voir des appareils, nous recommandons d'adopter pour Ch la valeur de 0,66 ( ≈ 2/3 ). - Ce sont les tuyauteries de vapeur de

284

diamètres moyens, du fait de leur calorifuge qui offrent une grande surface au vent pour une faible inertie, qui sont les plus sensibles. 3. Les pressions intérieures ou extérieures 4. Les forces dues à l'écoulement du fluide : effet de fond, coups de bélier, etc Pour les points 3 et 4 voir la première partie de cet ouvrage. 5. Les vibrations : Celles-ci constituent un mode particulier de sollicitations d'une tuyauterie. On a pu constater, par expérience, que lorsqu'une tuyauterie est animée d'un déplacement dont l'amplitude peut être suffisamment importante, il apparaît des contraintes élevées pouvant donner naissance à : - Une rupture par fatigue - Un débit pulsatoire produisant du bruit et augmentant les turbulences de l'écoulement avec pour conséquences immédiates : - Des taux de transfert calorifique plus élevés, d’où pertes d’énergie. - Augmentation de la perte de charge - Accroissement des risques de corrosion et/où d’érosion - Entraves au bon fonctionnement des pompes, vannes et autres accessoires . - Dégâts ou fuites aux joints et bourrages. - Effets psychologiques détestables sur le personnel, même si la tuyauterie est intrinsèquement sûre. On le sait, les causes pouvant provoquer les vibrations sont nombreuses, mais il est possible de les scinder en deux grandes familles. - Les vibrations d’ordre mécanique - Les vibrations d’ordre acoustique Les vibrations d’ordre mécanique : sont principalement dues aux machines tournantes ( pompes, compresseurs,..... ) et la fréquence du phénomène est un multiple de la vitesse de rotation. Une amplification des rotations se produira dans le cas de la résonance, autrement dit lorsque la fréquence excitatrice sera voisine des fréquences propres de la tuyauterie. Ces vibrations peuvent également être induites par l’écoulement des fluides, notamment dans les Tés, Y, etc ..... c’est-à-dire là où les veines fluides sont très perturbées. Les vibrations d’ordre acoustique : sont dues à un phénomène vibratoire propagé par le fluide et constitué par des variations périodiques de pression. Les machines alternatives sont généralement productrices de ce type de vibrations. La résonance peut, ici aussi, être atteinte si la fréquence du phénomène est voisine de la fréquence propre de la tuyauterie, celle-ci se comportera comme un instrument de musique. L’intérêt de pouvoir établir la distinction entre ces 2 types de vibrations, réside dans les remèdes à y apporter. Quand une tuyauterie vibre, la tendance générale veut que l’on fixe la tuyauterie, ce qui est une idée fausse, en fait il faut amortir, c’est-à-dire placer un amortisseur dans le sens de l’amplitude maximum, cela suffit dans la majorité des cas et reste peu coûteux. Méthode de recherche du problème: - Procéder à une investigation pour déterminer les caractéristiques du phénomène. - S’assurer que c’est bien la tuyauterie incriminée qui est source du phénomène, car les vibrations peuvent être transmises par les supports d’une des tuyauteries. Pour ce faire, isoler les tuyauteries les unes après les autres du support commun. - Déterminer sur la canalisation les zones de fort déplacement dynamique ( ventre ) ou il sera préférable d’installer des amortisseurs 6.Séismicité: Dans de nombreux pays, la fréquence et l’ampleur des secousses sismiques sont importantes et il est important d’en tenir compte lors de l’étude. Chaque pays à forte séismicité à son code de calcul et différentes tables donnent les valeurs de séismicité. Ce calcul n’est pas encore d’application en Belgique sauf pour les centrales nucléaires, pour qui les normes américaines sont requises. Lorsqu’il y a lieu, pour convertir les effets d’un éventuel séisme sur la tuyauterie, celle-ci peut être vérifiée par un calcul statique équivalent sur base des forces d’inertie susceptibles d’être induites.

285

D’autres méthodes de calcul plus sophistiquées existent: analyse nodale, analyse dynamique directe en fonction du temps, ..... Le code ANSI B31-3 renvoie aux prescriptions de l’ANSI A58-1 pour cette vérification aux séismes. Les ANSI B31-1 & 3 mentionnent qu’il n’y a pas lieu de considérer une coïncidence des effets du vent et d’un séisme. 7.Remarque: Le calcul de limitation des contraintes dues au poids et autres charges mécaniques seront étudiés au chapitre 3. Notons que les calculs dynamiques sont réalisés par le logiciel ALGOR, CESAR,.

2.11 METHODES SIMPLIFIEES POUR DETERMINER UN SUPPORTAGE 2.11.1 CALCUL DES FLECHES DANS LES TUYAUTERIES Il existe, dans de nombreux catalogues ou ouvrages techniques, des abaques permettant de déterminer avec une bonne approximation, la pente et la flèche maximales des tuyauteries véhiculant des gaz ou des liquides. Toutefois, les calculettes électroniques actuelles sont très performantes et souvent programmables, permettant de calculer rapidement et facilement ces renseignements, à partir des relations ci-dessous par exemple, en sachant que la charge ( uniformément répartie ) exprimée en daN/m comprend le poids du tube + le poids du fluide + le poids du calorifugeage éventuel. 1. Tuyauteries posées sur deux appuis

p .L p .L p( L − 2 x) ; VA = VB = et Vx = 2 2 2 5 p . L4 p .L ² L−x  Mx = px  ; fB =  ; Mmax = 8 384 . E . I  2  RA = RB =

2. Tuyauteries posées sur trois appuis

3 p. L 5 p.L ; RB = ; MA = MC = 0 8 4 p .L ² 9 p . L² 3L MB = ; MAB = à x= 8 128 8 L 5 p . L4 M=0à de l'appui B ; fo = 5 384 . E . I

RA = RC =

f1 = f2 = 0,415 fo

3. Tuyauteries posées sur 4 appuis RA = RD =0,40 p . L ; RB = RC = 1,10 p . L

p .L ² 4 p . L² 2L ; MAB = MCD = àx= 10 80 5 L p .L ² M=0à de l'appui B ; MBC = centré 5 40

MB = MC = -

M = 0 à 0,28 L de l'appui B et C fo = -

5 p . L4 384 . E . I

; f1 = 0,519 fo = f3 et f2 = 0,039 fo

286

Note : On se limite toujours à 4 appuis maximum, vu que les flèches ne varient pratiquement plus avec la multiplication des appuis. Par sécurité et surtout pour les conduites contenant des liquides dangereux ou de la vapeur saturée, on utilise généralement le cas des tuyauteries posées sur deux appuis. 4. Exemple numérique Supposons une tuyauteries en ac. St 35.8 de Ф 168,3 x 4,5 remplie d'eau ( δ = 1000 kg/m³ ) et calorifugée dont le poids est de 8,05 daN/m. Calculer la réaction aux appuis A et B, le moment fléchissant max ainsi que la flèche maximale pour x = L/2, sachant que la portée max est de 7 m et que la température de service = 150°C. Solution Tube Ф 168,3 x 4,5 = 18,1 daN/m Eau dans le tube = 20 daN/m Calorifuge = 8,05 daN/m P(total) = 18,1 + 20 + 8,05 = 46,15 daN/m

p .L 46,15 x 7 = = 161,5 daN 2 2 p .L ² 46,15 x 7² == - 282,7 mdaN Mmax = 8 8 RA = RB =

I ( tube ) = 777,1 cm4 et I/V = 92,35 cm³ soit

σ=

282,7 = 3,06 daN/mm² < 8,27 daN/mm² à 150°C 92,35

Voir tableaux précédents. fo = -

5 p . L4 384 . E . I

avec E = 18900 daN/mm² pour t = 150°C soit fo = -

5 x 0,4615 x 700 4 = 0,83 cm 384 x1890000 x 777,1

soit 1/712 de la portée, c'est une valeur un peu importante mais acceptable dans ce cas, rappelons que le tableau Fig 3-31 donnait pour ce cas précis L = 6,6 m. Si le même tube était posé sur 4 appuis, nous aurions : f1 = 0,519 fo = - 0,51 cm ( 1/1372 de la portée ) f2 = 0,039 fo = - 0,0383 cm ( 1/18276 de la portée ).

2.11.2 METHODE APPROCHEE POUR LE CALCUL DES CHARGES ET DEPLACEMENTS DU SUPPORTAGE 1. Rappel de statique Il est évident que les calculs qui suivront peuvent être directement réalisés en utilisant un logiciel de calcul de tuyauteries ( ex. PIPEPLUS de ALGOR ), mais il est parfois plus rapide de calculer les efforts en utilisant les principes de la statique ( rappel: voir COURS DE MECANIQUE GENERALE ). Ce calcul est basé sur l’équilibre des poutres chargées reposant sur 2 appuis, Les réactions en A et B sont déterminées par les 3 équations d’équilibre ( 2 équations de projection et 1 équation des moments ). ∑alg ProjV F = 0 ∑alg ProjH F = 0 ∑alg MA F = 0 Dans le cas de la Fig 3-59, nous n'aurons que deux équations d'équilibre à satisfaire : - RA + P1 + P2 + P3 + Q – RB = 0 RA + RB = P1 + P2 + P3 + Q RA =

P1 x c + P2 x b + P3 x a + Q x L / 2 L

Q = q x L = daN q = poids de la tuyauterie avec fluide de circulation + calorifuge ( daN/m ) Dans le cas de 2 travées voisines, la réaction sur l’appui commun sera égale à la somme des

286

réactions de chacune des 2 travées sur cet appui. 2 Méthode approchée Cette méthode est basée sur l’hypothèse que le déplacement thermique d’un point courant d’une branche est proportionnel à la coordonnée du point par rapport à son point fixe. Mise en uvre de la méthode - Réaliser un isométrique de la conduite - Localiser les divers points de supportage - Calculer la répartition des charges de la tuyauterie - Calculer les charges individuelles des supports ( la tuyauterie étant considérée comme une poutre RDM ) - Calculer la dilatation thermique de la tuyauterie - Calculer le déplacement des supports dû au déplacement de la tuyauterie dans son ensemble. - Calculer le déplacement résultant des supports. - Choisir le modèle et le type de support. a) Détermination des déplacements thermiques des branches verticales et horizontales 1 Déplacements des branches verticales Cas 1 : Fig 3-60 1 + 2 = b 1

=

2

=

a x ∆b m x mm = a+c m+m b

–

1

Cas 2 : Fig 3-61 1 + 2 = b

a (∆ b + ∆ d ) 1 = a+c+e 2

=

1

=

3

=

b

–

1

d

–

4

=

+

4

3

+

4

a (∆ b + ∆ d + ∆ f )

a+c+e+ g (a + c ) ∆ 1 −∆b ; 3 = a g (∆ b + ∆ d + ∆ f ) 6

=

=

d

a (∆ b + ∆ d ) a+c+e

Cas 3 : Fig 3-62 1 + 2 = b ; 1

3

a+c+e+ g

=

;

d

;

2

4

;

=

=

5

+

5

b

d

=

2. Répartition des déplacements

f

=

6

–

– –

1

3

6

f

287

Fig 3-63a : Fig 3-63c :

ax x ∆ L ; Fig 3-63b : a ax x ∆ L + ∆2 x = a xx=

x

=

a x (∆1 + ∆ 2 ) − a x ∆ 2 a

b) Solutions par approximations pour le dimensionnement des suspensions à ressort 1. Détermination du type de ressort

288

Charge, course du ressort, encombrement et fixation du ressort, sont déterminés par les caractéristiques de la tuyauterie. La majorité des cas rencontrés dans la pratique réclament la possibilité de déplacements horizontaux et verticaux. Le support représenté Fig 3-64, doit avoir une course de ressol = L et permettre un déplacement angulaire 4°. La distance entre les supports est imposées par les tableaux Fig 3-31 ou suivants. c) Recherche du centre de gravité ( CG ) d'une courbe Fig 3-65 X=

r . sin α α

et y =

r (1 − cos α ) α

exprimé en rad.

3. Exemple de calcul a) Données du problème Tuyauterie dn 150 ( 168,3 x 4,5 ) en acier St 35.8 selon iso Fig 3-66. Température de calcul = 380°C ( soit 365 + °C => pour rappel voir 1ère partie ) Pression de calcul = 11 barg ( pression de service + 1 bar ou + 10% selon le cas => voir 1ère partie ) Vanne dn 150 Pn 16 à brides : poids = 82,4 daN/m + 8,05 daN/m de calorifuge. Brides dn 150 Pn 16Din 2633 en C22N : poids = 7,7 daN/bride. Dilatation à 380°C selon le tableau Fig 3.28 par interpolation. b) Position du support S6 Soit la Fig 3-67 reprenant la branche de droite, entre le support S5 et la bride B.

Calculons le CG entre S5 et S7 par rapport à l'axe XX. Poids des tronçons a = 0,9m x 26,15 da/m = 23,55 daN b = 9m x 26,15 daN/m = 235,5 daN c = 1m x 26,15 daN/m = 26,15 daN NB : pour des calculs précis, il faudrait tenir compte des coudes, mais l'erreur commise est assez faible et n'influence donc pas la validité des calculs. - On peut procéder de la même façon pour déterminer le CG par rapport à un axe passant ( par exemple) par S7. Dans notre cas, pour avoir une suspension stable, nous devons prendre le poids de celle-ci audessus du CG. Nous le situerons arbitrairement à 6 m de la base ( axe X-X ). c) Calcul des charges - Répartition des charges entre S1 et S2 Fig 3-68 Notons que la bride repère A ne peut être sollicitée. alg MS2 F = 0 - 82,4 x 2,2 – 7,7 x 1,9 + S1 x 1,5 – 49,7 x 0,95 = 0 Soit S1 = 162 daN

289

S2 = F – S1 F = 82,4 + 7,7 + 49,7 + 104,6 = 244,4 daN S2 = 244,4 – 162 = 82,4 daN - Répartition des charges entre S2 et S3 Fig 3-69 - S3 x 4,5 + 111,7 x 2,25 = 0 Soit S3 = 55,85 daN S2 = 111,7 – 55,85 = 55,85 daN - Répartition des charges entre S3 et S4 Fig 3-70 Centre des moments en S3

Joindre S3 et S4 et porter perpendiculairement à ce segment de droite les forces gravitaires P1 et P2 ( Poids du tube ). Tan

=

1,6 = 0,8 => 2

= 38° 39' 35"

Cos = 0,78 et sin = 0,525 52,3 x 0,78 + 41,8 ( 0,78 + 1,3 ) – 54 x 2,58 = 0 S4 =

127,8 = 49,54 daN 2,58

S3 = F – S4 = 127,8 – 49,54 = 78,26 daN - Répartition des cherges entre S4 et S5 Fig 3-71 S4 = S5 =

- Répartition des charges entre S5 et S6 Fig 3-72 Centre des moments en S5 - S6 x 0,9 + 78,5 x 0,9 + 23,5 x 0,45 = 0 Soit S6 =

81,2 0,9

90 daN

S5 = F – S6 = 102 – 90 = 12 daN - Répartition des charges entre S6 et S7 Fig 3-73 Centre des moments en S6 - S7 x 1 +, x 0,5 + 157 x 0 = 0

143,8 2

72 daN

290

Soit S7 13 daN S6 = F – S7 S6 = 157 + 26,15 – 13

170 daN

- Répartition des charges entre S7 et bride Rep B ( Fig 3-74 ) Centre des moments en S7 - RB x 2 + 7,7 x 2 + 52,3 x 1 RB 34 daN S7 = F – RB = 26 daN

d) Calcul des déplacements Dilatation thermique des tronçons pris individuellement et répartition des dilatations des tronçons à l'intérieur du système de tuyauterie 1

=

2

=

a (∆ b + ∆ d ) m (mm + mm) 1,9 (20 + 45) = = = 6,37 mm a+c+e m+m+m 1,9 + 14,5 + 3 b

–

1

= 20 – 6,37 = 13,63 mm

291

4

=

3

=

b (∆ b + ∆ d ) 3 (20 + 45) = = 10 mm a+b+c 1,9 + 14,5 + 3 d

–

4

- Déplacements imposés aux supports pour la dilatation des branches à l'intérieur du système de tuyauteries considéré comme plan - Déplacement du support S1 ( Fig 3-76 )

x(1) =

ax . ∆1 0,4 x 6,37 = = -1,34 mm a 1,9

Le signe ( - ) car dirigé vers le bas - Déplacement du support S2 ( Fig 3-77 ) x(2) = 13,63 mm ( signe ( + ) = vers le haut - Déplacement du support S3 ( Fig 3-78 ) x(3) =

4,5 x 21,37 + 13,63 = 20,26 mm 14,5

Signe ( + ) = vers le haut - Déplacement du support S4 ( FIG 3-78 )

292

∆x(4) =

8,1 x 21,37 + 13,63 = 25,57 mm 14,5

Signe ( + ) = vers le haut - Déplacement du support S5 ( FIG 3-78 ) ∆x(5) =

13,6 x 21,37 + 13,63 = 33,67 mm 14,5

Signe ( + ) = vers le haut - Déplacement du support S6 ( FIG 3-79 )

Dilatation verticale pour L = 3 m ; = 3 x 5 mm/m = 15 mm x(6) = 35 – 15 = 20mmm . Signe (+) = vers le haut Notons que si cette longueur était plus importante ( ex : 10 m ), nous aurions eu et x(6) = 35 – 50 = - 15 mm. Signe ( - ) = vers le bas. - Déplacement du support S7 ( Fig 3-81 ) x(7) = -

2 x 10 = - 6,33 mm . Signe (-) = vers le bas 3

= 10 x 5 = 50 mm

- Déplacement des supports dus aux déplacements du système de tuyauterie provoqués par des forces extérieures Nous sommes dans le cas de la FIG 3-74 c soit ∆x =

ax . ∆1 + ∆2 a

1 x 20 + 10 = 11 mm vers le haut ( + ) 20 2,5 x 20 ∆1(S2) = + 10 = 12,5 mm vers le haut ( + ) 20 7 x 20 ∆1(S3) = + 10 = 17 mm ‘’ ‘’ ‘’ 20 10,6 x 20 ∆1(S4) = + 10 = 20,6 mm ‘’ ‘’ ‘’ 20 16,1 x 20 ∆1(S5) = + 10 = 26,1 mm ‘’ ‘’ ‘’ 20 17 x 20 ∆1(S6) = + 10 = 27 mm ‘’ ‘’ ‘’ 20 ∆1(S1) =

293

∆1(S7) =

18 x 20 + 10 = 28 mm 20

‘’

‘’

‘’

- Déplacements résultants des supports

e) Choix du modèle et du type de supportage Nous utiliserons dans ce problème des supports variables en partant des renseignements fournis par le catalogue SUPPORTAGE STANDARD 88 de ITT GRINNELL Gmbh. Pour choisir le support adéquat, il faut d’abord déterminer son numéro en partant de la charge théorique à chaud telle que nous l’avons calculé ci-avant, et la repérer dans l’extrait du tableau FIG 3-94, puis on multiplie, pour ce numéro donné, la raideur du ressort avec la course verticale et on additionne ou soustrait cette valeur de la charge à chaud. Rappelons que pour un déplacement vers le haut, on additionne et pour un déplacement vers le bas, on soustrait. Cela donne la charge théorique à froid. Si cette charge à froid sort de la plage de course du tableau FIG 3-94, un autre support sera choisi. Pour ce faire, il existe les possibilités suivantes: - Choix du support voisin, c’est-à-dire le numéro supérieur pour le déplacement vers le haut ou le numéro inférieur pour le déplacement vers le bas. - Garder le même numéro de support, mais choisir un autre modèle avec une raideur de ressort supérieur. Ainsi, dans notre problème, nous avions pour le support S1: Course utile vers le haut = 9,66 mm soit 10 mm Charge à chaud P1 = 162 daN soit 1620 N Nous avons choisi un support type 6 pour une charge nominale de 1662 N proche de la valeur calculée Cela nous donne pour une plage d'utilisation de 10 à 30 mm ( Fig 82 , type 6 de Grinnell => Fig 3-82 ), une raideur de ressort de 29,2 N/mm. Charge à froid = Fc + . K = 1620 N + 10 mm x 29,2 N/mm = 1912 N Variation =

10 x 29,2 x 100 = 18 % < 25 1620

Position de montage Pour 1589 N => déplacement utile = 10 mm Pour 1662 N => déplacement utile = 12,5 mm Soit pour 1662 – 1589 = 73 N, le déplacement est de 12,5 – 10 = 2,5 mm 1620 – 1589 = 31 N =>

2,5 x 31 = 1,06 mm 73

Soit la position de montage = 7,5 + 1,06 + 10 = 18,56 mm < 30 Il en sera de même pour les autres ressorts qui seront tous du type variable, mais attention à l'instabilité de la tuyauterie.

294

Fig 3-83

Pour le support S2 => Fig 98, type 4 Pour le support S3 => Fig 98, type 3 Pour le support S4 => Fig 98, type 4 Pour le support S5 => Fig 98, type 3 Pour ce support, la course utile est très importante 60 mm, mais la charge est faible. Un peut encore adopter un support variable. Pour le support S6 => Fig 98, type 7 Pour le support S7 =>Fig B268,type 0 Les sociétés telles que LISEGA et PSS GMBH ( Grinnell ), donnent parfois, via leurs représentants, un logiciel de calculs des supports à ressort avec sortie graphique précisant les cotes de montage, ainsi qu'une nomenclature quantitative te qualitative du matériel nécessaire au supportage ( ex. voir Fig 3-83 ).

2.11.3 CALCULS RDM DES SUPPORTAGES

1. Calcul des "Trunnions" (attaches intégrales) Les trunnions ou tourillons sont très

295

utilisés sur les tuyauteries à haute température. Ils sont constitués par un bout de tube soudé sur la tuyauterie, de même qualité que celle-ci. Si cette tuyauterie est verticale (Fig. 3-84) ils sont appelés "Supports", ou horizontale, il sont sont appelés "Tirants". L'extrémité des trunnions sera fermée par une tôle percée d'un petit trou ou le trunnion sera bourré de calorifuge. On doit vérifier que la contrainte due au moment de flexion et au cisaillement (τc = P/2 . π . rm . et) soit au total σi =

f = P.L / 0,1.

(D

4

−d4) D

)

2P L ≤ 0,8 Radm π Rm 2 et

P = effort (réaction sur le trunnion) (N) L = distance du point de pose (ou d'accrochage) par rapport à la génératrice extérieure du tube (mm) Rm = rayon moyen de trunnion (mm) et =épaisseur du trunnion (mm) Radm = contrainte nominale de calcul à la t° de calcul en fonction de la nuance du matériau (Fig. 1-30); 0,8 prend en compte la résistance de la soudure. 2. Calcul d'un point fixe sur une colonne (exemple) Soit un point fixe représenté à FIG 3-97 et placé sur une colonne d’un bâtiment. Cette colonne étant supposée parfaitement stabilisée. Le calcul de la tuyauterie a donné les efforts suivants: Fx = 800 daN Mx = 450 mdaN Fy = 600 daN My = 650 mdaN Fz = 800 daN Mz = 450 mdaN Problème : vérifier la résistance de ce point fixe

296

a) Vérification de la coquille de renforcement

( soudure a = 4 mm périphérique et continue ) Soit 2 cordons latéraux Ll = 2 x 300 = 600 mm

 π R A°    180° 

2 cordons frontaux Lf = 2 

 3,14 x 136,5 x120   = 571,5 mm 180  

Lf = 2 

Les cordons de 4 mm conviennent puisque a < 0,7 x e soit 0,7 x 6 = 4,2 mm Contraintes dans l’ensemble des cordons

F ≤ 0,85 Radm Σ I . a .α

Cordons frontaux : pour a ≤ 4 mm α = 1 Cordons latéraux :

F ≤ 0,75 Radm Σ I . a .α

pour a ≤ 4 mm α = 1 On peut simplifier les calculs en donnant une formule enveloppe identique pour les cordons latéraux et frontaux soit :

F Σ l .a .α = 1 pour a 4 mm et

 

= 0,8 1 +

0,75 Radm

1  pour a > 4 mm a

R'adm =0,75 x 15,8 daN/mm² = 11,85 daN/mm² ( attention tenir compte du § 2.5.3 pour supports soumis à température ). - Calcul de l'effort F1 provoqué par Mx = 450 mdaN avec R = 0,1365 m Soit F1 =

450 = 3297 daN 0,1365

My donne lieu à un couple comme le montre la Fig 3-89 => Fz = '

Mz donne également lieu à un couple : c = corde = 2 R sin

650mdaN = 2167 daN 0,3

/2 = 2 x 137,5 x sin 120° /2 =238 mm

450 Soit c = 0,238 m et Fx' = = 1891 daN 0,238 Soit FT = Fx + Fy + Fz + F1 + ( F’x x 2 ) + ( F’z x 2 ) FT = 800 + 500 + 800 + 3297 + ( 1891 x 2 ) + ( 2167 x 2 ) = 13513 daN Longueur totale des cordons = ( 2 x 600 ) + ( 2 x 571,5 ) = 2343 mm

297

σ=

13513 = 1,45 daN/mm² < 11,85 4 x 2343

b) Vérification du caisson de liaison coquille - console La Fig 3-90 montre que c'est la soudure S1 qui est la plus sollicitée ou le caisson lui-même. Efforts sur la ligne des soudures A-A Fx = 800 daN Fy = 500 daN Fz = 800 daN MxAA = Mxo + Fyo x h MyAA = Myo + Fxo x h MzAA = Mzo Vérifions le profilé 180 eps 8 Caractéristiques mécaniques tirées du catalogue CBLIA Ixx = 2591 cm4 I/vx = 288 cm3 Iyy = 2591 ‘’ I/vy = 288 ‘’ Note : Lorsqu’il existe, comme c’est le cas ici, des moments de torsion assez important il est recommandé de ne pas utiliser des profilés I, U, L qui sont instables à la torsion. 184 - 16,44 Io/v = ----------------- = 427,4 cm3 3 x 18 x √ 2 1265 σfx = ---------- = 4,4 daN/mm² 288 930 σf = 4,4 + 3,25 = 7,65 daN/mm² σfz = ----------- = 3,25 daN/mm² 288 1130 τ = --------- = 2,65 daN/mm² 427,4

σi =

7,65² + (3 x 2,65²) = 8,92 daN/mm² < 15,7

Vérifions les soudures de la FIG 3.91

298

Ixx = Iyy = 2576,8 cm4 I/vx =

2576,8 = 268,4 cm3 9,6

S = 4464 mm² Section à l’effort tranchant suivant X ou suivant y =(180 + 12 ) x 6  x 2 = 2304 mm² Io/v soudure =

19,2 4 − 18 4 3 x19,2 x 2

= 379,6 cm3

Calcul des contraintes: FxE = 800 daN FyE = 500 daN FzE = 800 daN MxE = 1265 mdaN MyE = 930 mdaN MzE = 930 mdaN

800 = 0,34 daN/mm² 2304 500 σt = = 0,12 daN/mm² 4464 800 τcis = = 0,34 daN/mm² 2304 1265 σf = = 4,7 daN/mm² 268,4 1130 τt = = 3 daN/mm² 379,6 930 σf = = 3,5 daN/mm² 268,4

τcis =

σtotal = 0,12 + 4,7 + 3,5 = 8,32 daN/mm² τtotal = 0,34 + 0,34 + 3 = 3,68 daN/mm² σi =

8,32² + (3x3,68²) = 10,5 daN/mm²

 

Contrainte admissible dans la soudure ∠ 6 : α = 0,8 1 +

1  = 0,933 6

R’adm = 0,75 x 0,933 x 15,7 = 11 daN/mm² > 10,5 d) Calcul de la platine et des boulons de fixation La platine est destinée à être fixée sur une colonne d'un bâtiment ( IHE 300B ), au droit d'un plancher pour une bonne résistance à la torsion et ce au moyen de boulons M24 HR ( 8.8 ). Nous avons en ( c) ) déterminé les efforts et moments en E. Il y a maintenant lieu de rechercher les efforts maxima our le calcul des boulons. - Efforts de traction B1 B2 B3

B4

500 = 125 daN/bls 125 125 125 125 4 1265 MxE = 1265 mdaN => = 1054 " 1054 1054 -1054 -1054 0,3x 4 930 MzE = 930 mdaN => = 1057 " -1057 1057 1057 -1057 0,22 x 4 FyE = 500 daN =>

Efforts max ( traction ) dans le boulons B2 = 125 +1054 + 1057 = 2236 daN

299

- Efforts de cisaillement FxE = 800 daN soit =

800 4

= 200 daN/bls

800 = 200 daN/bls 4 1130 MyE = 1130 mdaN soit = = 2568 daN/bls 0,22 x 2 FzE = 800 daN soit

=

B1

B2

B3

B4

200

200

200

200

200

200

200

200

2568

2568

2568 2568

Effort max ( cisaillement ) dans les boulons = 200 + 200 + 2568 = 2968 daN Vérification du boulon B2 supportant un effort de traction = 2236 daN et un effort de cisaillement de 2968 daN. Section résistante d’un boulon M24 (8.8 ) = 353 mm² suivant tableau FIG 3-93

300

σ=

2236 = 6,34 daN/mm² < 34 253

τ=

2968 = 8,4 daN/mm² < 23 353

σi =

6,34² + (3x8,4²) = 16 daN/mm² < 34

Vérification de la platine de fixation

Section de calcul = section 1-2 (à relever à l'échelle) Soit d = 50 mm et l = 110 mm épaisseur platine = 20 mm Effort de traction = 2236 daN Mf = 2236 x 0,05 m = 112 mdaN =

6 . Mf 6 x 112.10³ = = 15,27 daN/mm² 15,7 l . e² 110 . 20²

( Pour autant que le support ne soit pas soumis à température ). Remarque : Dans le cas de fortes sollicitations, il faudra prévoir des goussets ( Fig 3-94b ) afin de réduire les distances d et par là le moment donc la contrainte.

301

302

CHAPITRE 3 : ETUDE DE FLEXIBILITE 3.1 EFFETS THERMIQUES 3.1.1 GENERALITES Une tuyauterie soumise à une augmentation de température se dilate, soumise à une diminution de température, elle se contracte. Cette modification de longueur est caractérisée par le coefficient de dilatation ( ou de contraction ) linéaire qui s’exprime enmm/m°C. Il diffère selon la matière constituant le tube en fonction de la température ( Voir tableau 3-28 ). Une tuyauterie étant pratiquement réalisée entre points fixes ( supports fixes, appareils, machines,). Cela a pour conséquence que l'expansion ( ou la contraction ) thermique de la tuyauterie est entravée et qu'elle exerce des poussées ( réactions d'ancrage ) sur les appareils auxquels cette tuyauterie est raccordée. Cette tuyauterie sera dés lors, soumise à des contraintes internes ( contraintes de bridage ). La flexibilité d'une tuyauterie ( souplesse ) est son aptitude à se déformer sans provoquer d'efforts exagérés. L'inverse de la flexibilité est la raideur. Pour rappel, nous avons vu au §2.2.2 ( Fig 3-27 ) qu'une tuyauterie dn 150 placée entre deux ancrages et soumise à une température de 150°C provoque un effort N = 176066 daN. Cet effort très élevé est capable de briser l'ancrage ou la tuyauterie qui est soumise au phénomène de flambage ( Fig 3-97 ) . Soit Lfl = L/2 = 6/2 = 3m => 300 cm Rayon de giration = 5,793 cm

LFL 300 = ρ 5,793

52 =>

Fl

= 0,787 ( Tables de la

NBN ) Sn ( section nette ) = 5278 x 0,787 c

=

4154 mm²

176066 = 42,39 daN/mm² alors que la charge 4154

de rupture pour un acier carbone utilisé ici n'est que de 37 daN/mm². Remarque : La méthode de Carlier pour les tuyauteries en L inégales, telles que représentées à la Fig 3-96 avec h = 3,73 m ; L = 6 m et un t =150°C, c'est-à-dire avec des branches flexibles nous donne en fonction de cette théorie, très importante, telle que nous allons la développer au § 3.3.3 : = 5,5 daN/mm² < 8. Une tuyauterie doit donc être suffisamment flexible pour que : - Les réactions au droit des appareils qu'elle raccorde, restent admissibles ( voir les indications fournies par le fabricant de l'appareil ). - Les contraintes, dont elle est le siège, restent admissibles en tous points. - Les moments au droit des brides éventuelles ne risquent pas de compromettre leur étanchéité.

303

3.2 ETUDE DE LA FLEXIBILITE DES TUYAUTERIES Pour les tuyauteries soumises à l’effet de la température, le problème consiste à rechercher le parcours le plus court, certes, mais suffisamment souple et compatible avec les éléments extérieurs ( ex: structures métalliques, racks, bâtiments en béton,... ) permettant de limiter les efforts, les contraintes et déplacements en fonction des normes et des limites imposées.

3.2.1 DONNEES ET CRITERES Pour réaliser une étude de flexibilité, il est nécessaire de connaître: a) Les emplacements des structures pouvant supporter la tuyauterie (supports simples ou ancrages). b) Les caractéristiques ‘’ PROCESS ‘’ de la tuyauterie : - Température de calcul - Pression de calcul - Caractéristiques du métal de la tuyauterie ( module d’élasticité à la t° de calcul, élongation linéaire, Re, Rr à cette température ). - Diamètre et épaisseur de la tuyauterie ( ou le cas échéant le débit et la vitesse permise ). - Fréquence de mise en température ( cycles ). c) Les critères d’étude : - Les efforts et moments maxima sur les fixations ( ex: orifice des turbines, pompes, compresseurs, ..... ou tout simplement sur les structures d’appuis ). - Les contraintes maximales admissibles dans la tuyauterie et accessoires. - Les déplacements pouvant provoquer la rupture des supports, .... - Critères limites indiqués dans les normes, EUROCODE ( EN 13480 ); ANSI, ASTM, DIN, CODETI, .....

3.2.2 METHODE

Le tracé d’une tuyauterie est une question d’expérience et les calculs ne sont qu’une vérification et nous renseignent sur l’état des efforts, des contraintes et déplacements qu’il faut apprendre à interpréter afin de modifier, le moins possible, le tracé mais le plus efficacement possible. La connaissance de quelques points de détail est indispensable, par exemple: - Minimiser le nombre de points d’ancrage de la tuyauterie. - Lorsqu’il y a changement de direction, essayer d’avoir le plus possible de tronçon de même longueur. - Sauf cas exceptionnel, ne pas placer de points d’ancrage près des équipements, mais réduire les efforts au moyen d’un support judicieusement disposé à un endroit éloigné où les déplacements étaient importants. - Ne pas modifier, de façon significative, le diamètre entre 2 ancrages (ex: passer d’un dn 250 à un dn50). - Prendre attention aux branches verticales des tuyauteries qui souvent nécessitent des supports souples ( ex: boîtes à ressort ). - Préférer une lyre horizontale à une lyre verticale. - S’assurer de l’espace nécessaire afin de ne pas entraver la libre dilatation de la tuyauterie - Certains points seront à vérifier après un calcul ( ex: contraintes dans les coudes, Tés,...) Remarque : Pratiquement, on constate qu’une tuyauterie soumise à température, ‘’ S’ADAPTE ‘’ aux déformations et que les contraintes diminuent avec le temps de service continu, jusqu’à devenir faibles. Ces contraintes, dues à la dilatation, ne sont pas permanentes. Elles ne sont très importantes, qu’au début de la mise en service. C’est le phénomène de relaxation.

3.2.3 MOYENS D'ACCROITRE LA FLEXIBILITE D'UNE TUYAUTERIE 1. Tracé simple : C’est-à-dire conférer à la tuyauterie un tracésinueux. Toutefois, le projeteur fera attention au rapport entre la longueur des diverses branches. Ainsi, si nous prenons 2 tracés tels que représentés aux FIG 3-98 a & b, ils ont la même longueur, mais ils conduiront à des contraintes et réactions très différentes.

304

Ainsi, la contrainte dans la FIG 3-98 b sera quelque 4,4 fois plus importante que dans la FIG 3-98 a. Par contre, les réactions aux ancrages dans la FIG 3-98 b seront quelque 2,8 fois plus importante que dans la FIG 3-98 a. Il est à remarquer, que les coudes et les courbes améliorent la flexibilité d’une tuyauterie et ce d’autant plus que le rayon de cintrage est petit. Les coudes et courbes d’une ouverture≥ 30° sont en effet plus souples d’un facteur K, qu’un tronçon de tuyauterie droit. L’ovalisation de la section de la courbe soumise à flexion entraîne une diminution de son moment d’inertie et par conséquent une augmentation de la déformation par rapport à celle qui serait donnée par la théorie classique des poutres Le coefficients de flexibilité ( K ) étant le rapport des valeurs de ces 2 déformations ( K =

E.I E' . I '

E’ I’ > E I élément singulier plus souple, K > 1 ), les valeurs de K sont données à la FIG 3-100.

1,65 x rm2 Ainsi pour une coude à souder ou cintré K = exR rm = rayon moyen du tube ( mm ) e = épaisseur du tube ( mm ) R = rayon de cintrage ( mm ) paragraphe 5-1 2. Lyres de dilatation : On appelle « lyre » une courbe en forme de U telle que schématisée à la FIG 3-99. Ces lyres sont installées dans les longs tronçons droits tous les 50 m environ, sauf cas exceptionnels. L’abaque FIG 3-101 permet de dimensionner en première approximation une lyre, en fonction du déplacement ∆l (mm) et du diamètre nominale, pour une contrainte de 8 daN/mm². On peut aussi utiliser une relation empirique moins gourmande en dimensions. 0,5 H ∠ L ≤ 2H L = 1,5 H (en 1ère approximation) H = 0,04 ∆l(mm) × de(mm) Formule valable pour une épaisseur standard. Pour une épaisseur plus importante, calculer le facteur f=

I (tube avec eps normale ) ; soit H ' = H x f I ' (tube eps choisie )

3. Remarques constructives a) Points fixes et points semi-fixes - Les points fixes ( ancrages ) sont utilisés lorsque la souplesse de la tuyauterie l’autorise. Ils permettent notamment de réduire les risques de vibrations à basse fréquence et de forte amplitude. - Les points semi-fixes ( ou guides ) sont, eux, utilisés pour orienter et contrôler les déplacements de la tuyauterie. Ils permettent donc de limiter les réactions sur un ancrage, quitte à les augmenter sur un autre plus résistant.

305

306

Exemple : soit le tracé schématisé FIG 3-102, l’installation d’un point semi-fixe en B bloque les déplacements horizontaux, soulage l’ancrage A, mais surcharge l’ancrage B. b) Tuyauteries cryogéniques : Pour de telles tuyauteries, on ne parle plus d’expansion mais bien de contraction thermique. Mais les problèmes de souplesse en cas de contraction sont similaires à ceux rencontrés en cas d’expansion. Toutefois, lorsque 2 phases ( liquide - vapeur ) existent en même temps dans une conduite ( ex: liquide emprisonné entre 2 vannes, s’évaporant ), la partie du tube en contact avec la phase vapeur va se trouver à une température plus élevée que celle en contact avec la phase liquide. Dés lors, le tube va s’arquer et sa flèche peut devenir considérable. Si un tel risque existe, il faut monter la tuyauterie avec des compensateurs angulaires, en la supportant aux points d’ancrage nul. Lorsqu’il y a risque de répartition inégale de l’arquage, on utilisera des supports variables.

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4. Les précontraintes ( notions ) : Prenons comme exemple la tuyauterie schématisée à la Fig 3-103 parfaitement ancrée à ses deux extrémités A et C et soumise à une élévation de température t. Si l'extrémité C était libre, elle se déplacerait en C'. Pour éviter ce déplacement, il faut appliquer un système de forces ( annulation des déplacements ) et des moments ( annulation des rotations ), capable de la maintenir dans sa position d'origine: ce sont les réactions de bridage provoquées par l'augmentation de température ( t ) et qui induisent des contraintes dans la tuyauterie. Si, à froid, on raccourcit les branches AB et BC de ces mêmes quantités x et y, sans modifier la position des ancrages A et B, les contraintes ainsi que les réactions aux ancrage qui en résultent à froid, s’annuleront avec l’augmentation de température ∆t. Ce ‘’ raccourcissement ‘’ à froid des branches de la tuyauterie s’appelle ‘’ La précontrainte ‘’ ou encore ‘’ Le tirage à froid ‘’. Outre l’avantage de cette précontrainte de réduire les contraintes et réactions en service, elle accélère également la relaxation du système lorsque celui-ci est soumis à des déformations plastiques ou un fluage. Cette relaxation permet donc au système d’atteindre plus rapidement son état de travail le plus favorable. La relaxation du système à la température de service a pour conséquence que lors d’un arrêt et en l’absence de précontrainte initiale, ce système se trouve soumis à des réactions et contraintes résiduelles appelées '' Autocontraintes '' du système ( FIG 3-104 a & b ). Il est à remarquer que des précontraintes de 100% ne sont pas à conseiller. Généralement, on adopte des précontraintes de 50% car l’exécution d’une précontrainte n’est pas chose facile à réaliser et il faut veiller à ce que celle-ci concorde au mieux avec les conditions de calcul et la cote imposée au plan par le projeteur. 5. Réalisation des précontraintes : Le plus difficile est sans doute d’empêcher la rotation des extrémités des tubes à assembler; c’est pourquoi il faut placer ces précontraintes dans les sections où le moment de flexion et surtout le moment de torsion sont les plus faibles. La technique la plus correcte pour réaliser une précontrainte consiste à monter la tuyauterie en prévoyant une manchette amovible ( longueur = précontrainte imposée ) dans la section prévue par le projeteur. Après montage complet de la tuyauterie,

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y compris le raccordement aux équipements, on enlève la manchette et les 2 extrémités des tubes sont rapprochées à l’aide d’un dispositif d’alignement actionné par des vérins par exemple pour les diamètres importants ou encore en utilisant des tiges filetées pour les petits diamètres. Lors de la mise en précontrainte, il faut veiller à ce que la tuyauterie soit supportée, sans introduction d’efforts parasites. La soudure peut alors être réalisée. Si celle-ci requiert un traitement thermique de détente ( 15Mo3, .... ) , le dispositif d’alignement doit être maintenu en place jusqu’au refroidissementcomplet. Les supports seront alors réglés sur les positions calculées avant précontrainte.

3.2.4 PHENOMENES METALLURGIQUES IMPORTANTS EN TUYAUTERIES

1. Le phénomène de fluage : Les températures élevées altèrent progressivement les capacités de résistance de l'acier. Une éprouvette en acier soumise à une contrainte constante et à température élevée va s'allonger en fonction du temps, jusqu'à se rompre => c'est le phénomène de fluage. Cette diminution de la résistance avec le temps d'un acier maintenu à une température élevée ( t°C ) et soumis à contrainte est schématisée à la Fig 3-105. Pour les aciers au carbone ( ordinaire ), le phénomène de fluage ne commence à devenir préoccupant que pour des température de l’ordre de 350 à 400°C. Lorsqu’il s’agit de réaliser des tuyauteries destinées à travailler à des températures plus élevées, on a recours à des aciers alliés ( au Cr-Mo du type 13 Cr Mo 44 ou A335 g P11 par exemple ) qui présentent une meilleure résistance au fluage.

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2. Le phénomène de relaxation: Nous avons déjà traité ce sujet ci-avant, retenons que les contraintes résultant d’une déformation que l’on maintient constante vont décroître avec le temps et ce d’autant plus vite, que la température est élevée. 3. La fatigue des matériaux : C’est la diminution de la résistance du matériau sous l’effet d’efforts variables avec le temps. La rupture par fatigue débute toujours par une fissure s’amorçant dans une zone de concentration de contraintes, c’est-à-dire là ou il y a discontinuité de structure ( trous, entailles, réduction brusque de section, .... ). Cette fissure se propage alors jusqu’à ce que la section non fissurée ne soit plus suffisante pour résister aux efforts appliqués et c’est la rupture.

3.2.5 INTENSIFICATION DES CONTRAINTES ( FIG 3-100 )

Suite tableau FIG 3-100 : Réduction à souder en bout Forgées ( normalisées ) K = 1,3 et i = 2 ( max ) Chaudronnées K = 2,16 « « Les contraintes dans les coudes et les tubes cintrés provoquées par des moments externes de flexion et de torsion sont supérieurs à ce quelles seraient dans un tube droit soumis aux mêmes sollicitations et ce, d’autant plus que le rayon de cintrage est petit. De même, les contraintes dues aux déformations d’ensemble de la tuyauterie sont intensifiées dans toutes les pièces de connexion ( Tés, réductions, raccords, brides,... ) comme le montre le tableau FIG 3-100 et ce, d’autant plus que les angles de raccordement sont acérés. On peut même constater une intensification des contraintes dans les soudures bout à bout des tubes. Ces intensifications de contraintes sont importantes du point de vue risque d’inadaptation inélastique (coudes, courbes, ... ) ou de rupture par fatigue (autres cas ). Remarque : Le coefficient d’intensification de contrainte ( i ) caractérise donc un niveau de résistance et le coefficient de concentration représente l’évaluation d’une contrainte réelle qui peut se vérifier si des mesures au moyen de jauges de contraintes sont effectuées. Il existe une relation entre ces 2 termes, mais elle est très complexe et difficile à déterminer. En pratique on peut considérer que K = 2 x i . Exemple: Calcul d’une lyre symétrique telle que représentée à la FIG 3-106. Données : Tube dn 200 ( 219,1 x 8 ) I (tube ) = 2959,6 cm4 3 I/v ‘’ = 270,161 cm E = 210 000 Mpa ( N/mm² ) L = 1 m ; R = 1 m ; H = 6 m et ∆x = 100 mm. Problème : Calculer la contrainte maximale - Vu la symétrie de la lyre par rapport aux axes OY et OX, la force Fx est donnée par la relation : Fx =



E . I . ∆x avec : I x'

I'x =  L x H ² −

(H − 2 R )3 + 6,28 x R x K  H − 0,386 R² 

 2 e. R 1,65 0,9 Pour un coude h = 2 ; K = et i = 2 / 3 h rm h 

6

 

Note : On considère qu'au vu de h et K, un coude à 90° intervient dans le calcul avec une longueur fictive égale à

π x R x K . Ainsi dans notre cas : 2

E.I .

x = 210 E +9 N/m² x 2,9596 E -5 x 0,1 = 621516

8 x 1000 0,9 1,65 = 0,71 ; K = = 2,3 et i = = 1,131 105,55² 0,71 0,7 2 / 3 (6 − 2 x1)³ + 6,28 x1 x 2,3 6 − 0,363 x 1²  = 147,1 cm4  I'x = 1 x 6² −   6 3   h=

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621 516 = 4225,1 N 147,1 H 6 Mz = Fx x   x i = 4225,1 x   x 1,131 = 14 335,9 mN 2  2 14 335,9 σ= = 53,1 N/mm² 270,161 Fx =

3.2.6 EFFET DE LA PRESSION INTERIEURE SUR LES COURBES DE GRAND DIAMETRE ET DE FAIBLE EPAISSEUR

Les coefficients indiqués au tableau FIG 3-100 ne tiennent pas compte de l’effet de la pression intérieure régnant dans les courbes commerciales ( petits diamètres et fortes épaisseurs relatives ). Ce n’est plus le cas pour les grands diamètres et les faibles épaisseurs, il faudra donc utiliser les formules suivantes pour obtenir les coefficients à adopter. K K(p) = ----------------------- ≥ 1 σt 1 + ------- Xk E i I(p) = ----------------------- ≥ 1 σt 1 + -------- Xi E K = coef. de flexibilité donné au tableau FIG 3-100 I = coef. d’intensification de contrainte K(p) = coef. de flexibilité tenant compte de la pression I(p) = coef. d’intensification de contrainte tenant compte de la pression σt = contrainte due à la pression intérieure = p . Rm / emin à la t° de calcul E = module d’élasticité du matériau Xk = f ( Rm/emin) = 6 ( Rm/emin ) 4/3 ( rc / Rm ) 1/3 Xi = « = 3,25 (Rm / emin ) 3/2 ( rc/Rm ) 2/3 emin = epaisseur du coude hors surépaisseur de corrosion et tolérances rc = rayon de cintrage Rm = rayon moyen ( fibre neutre ) du tube

3.3 METHODES DE CALCULS APPROCHEES Avant l’apparition du super calculateur qu’est l’ordinateur et des logiciels spécialisés, il existait de nombreuses méthodes simplifiées permettant d’alléger la tâche du projeteur. Même actuellement, l’expérience montre que ces méthodes ( Poutres encastrées, formule de l’ANSI, méthode de Carlier,... ) n’ont pas été totalement abandonnées, car elles permettent souvent d’éviter l’exécution de calculs coûteux qui en fin de compte, pourraient se révéler inacceptables. Très souvent, l’utilisation d’une de ces méthodes sera suffisante pour permettre de justifier le choix d’un tracé, en particulier pour les lignes simples, dont le critère d’acceptation n’est pas les efforts sur les machines tournantes par exemple.

3.3.1 METHODE DE LA POUTRE ENCASTREE Cette méthode est basée sur l’analogie d’un tronçon de tuyauterie avec une poutre encastrée à ses 2 extrémités comme en R.D.M. et dont l’une de ses extrémités subit un déplacement perpendiculaire à l’axe

311

de la poutre. Cette méthode est très pessimiste et peut conduire, dans certains cas, à un allongement inutile des tracés. Mais elle reste intéressante en tant que méthode de prédétermination ou pour les calculs des tuyauteries de petits diamètres. L’application correcte de cette méthode impose quelques conditions: - La tuyauterie doit être à 2 ancrages de même diamètre et de même épaisseur, sur toute sa longueur. - Les tronçons doivent être parallèles aux axes de coordonnées. 1. Principe de la méthode : Il consiste à faire absorber la dilatation dans une direction donnée par les tronçons perpendiculaires à cette direction. La fraction de la dilatation totale prise en compte par chaque tronçon est donc proportionnelle au cube de leur longueur. Chaque tronçon est supposé se comporter comme une poutre ancrée à ses 2 extrémités ( rotations nulles ). Soit ∆x la dilatation totale à absorber sur ( n ) tronçons L1, L2, ......, Ln . Le tronçon L1 absorbera une fraction de ∆x égale à: Ax1 =

L1³ L1³ + L 2³ + L + Ln ³ Le dénominateur représentant la somme des longueurs des tronçons élevées au cube, perpendiculaires à l'axe X. Ainsi, chaque tronçon subira au plus deux déformations suivant deux directions perpendiculaires à son axe. La tuyauterie sera considérée comme acceptable, sous l'angle de la flexibilité, si chaque tronçon ne subit pas une déformation supérieure à celle qui conduirait à une contrainte de flexion inadmissible. La déformation limite lim est donnée par la relation :

lim

=

Radm x L ² 3 E x De

Radm étant la contrainte admissible ( Fig 1-30 ). Il suffira de comparer, pour chaque tronçon, la déformation limite à la déformation résultante réelle. Par exemple, pour un tronçon dirigé vers l'axe Z, il faudra vérifier :

max

=

∆x ² + ∆y ²

Il est à noter que la société KELLOGG a procédé à une amélioration de cette méthode en incluant un coefficient ( f ) permettant d'introduire une rotation limitée due à la flexibilité des tronçons voisins.

2. Exemple numérique : ( FIG 3-107 ) Données: t° de calcul 320°C ( St 35.8 ---> A106 g A ) dn = 150 ( φ 168,3 x 4,5 ) Radm = 82,7 N/mm² ( FIG 1-30 ) α = 4,18 mm/m ( FIG 3-28 ) E = 177.106 Kpa ( à 320°C ) L1 = 8 m ; L2 = 10 m ; L3 = 10 m ; L4 = 15 m - Tronçons ⊥ à OX ∆x = ( L4 + L2 ) α = ( 15 + 10 ) x 4,18 = 104,5 mm

L1³ 8³ . = 104,5 x = 35,4 mm L1³ + L3³ 8³ + 10³ L3³ 10³ ∆L3 = ∆x . = 104,5 x = 69 mm L1³ + L3³ 8³ + 10³ ∆L1 = ∆x

∆y = L1 x α = 8 x 4,18 = 33.44 mm

L2³ 10³ = x 33,44 = 6,22 mm L 2³ + L3³ + L 4³ 10³ + 1°³ + 15³ L3³ 10³ ∆L3 = ∆y x = x 33,44 = 6,22 mm L 2³ + L3³ + L 4³ 10³ + 10³ + 15³ ∆L2 = ∆y x

312

∆L4 = ∆y x

L4³ 15³ = x 33,44 = 21 mm L 2³ + L3³ + L 4³ 10³ + 10³ + 15³

- Tronçon ⊥ à OZ ∆z = L3 x α = 10 x 4,18 = 41,8 mm ∆L1 = ∆z x

L1³ 10³ = x 41,8 = 28,9 mm L1³ + L 2³ + L 4³ 8³ + 10³ + 15³

Vérification de la flexibilité - Tronçon L1 : ∆lim = ∆max =

82,7 x (8.10³) = 59,22 mm 3 x 177 000 x 168,3

(∆L1X )2 + (∆L1Z )2

=

35,4² + 8,55²

= 35,7 mm < 59,22

- Tronçon L2

82,7 x (10.10³ ) ∆lim = = 92,54 mm 3 x 177 000 x 168,3 2

∆max =

(∆L2 ) + (∆L2 ) 2

2

y

Z

= 6, 22² + 8,55² = 10,6 mm < 92,54

- Tronçon L3

82,7 x (10.10³ ) = 92,54 mm 3 x 177 000 x 168,3 2

∆lim = ∆max =

(∆L3X )2 + (∆L3Z )2

=

69² + 6,3²

= 69,3 mm < 92,54

- Tronçon L4

82,7 x (15.10³ ) ∆lim = = 208,2 mm 3 x 177 000 x 168,3 2

∆max =

(∆L4)2 + (∆L 4)2

=

21² + 28,9² = 35,7 mm < 208,2

3.3.2 METHODE SIMPLIFIEE DE L'ANSI Les codes de l’ANSI B31-1 et B31-3 prévoient qu’une tuyauterie de dimension uniforme ne comportant pas plus de 2 ancrages, ni aucun point semi-fixe et qui n’est pas soumise à des sollicitations

1000 x De x ∆AB ≤ 0,2083 (Ld − U )2 Dans laquelle : ∆AB = dilatation totale entre

cycliques importantes peut être vérifiée par la condition suivante :

2 ancrages compte tenu du déplacement éventuel de ceux-ci (mm ) De = diamètre extérieur de la tuyauterie mm U = distance ( en ligne droite ) entre les 2 ancrages mm Ld = longueur développée de la tuyauterie mm La satisfaction de la condition ci-dessus implique uniquement que les contraintes dans la tuyauterie sont en-dessous des limites acceptables. Si des limitations particulières sont imposées en ce qui concerne les réactions d'ancrage de cette tuyauterie, il va de soi, qu'une vérification plus approfondie s'imposera pour vérifier leur respect. En

313

outre, les branches doivent être orthogonales. L = L1 + L2 + L3 + L4 et U = AB =

L = ( dépla. A + dépla. AB – dépla. B )

( L1 + LA)² + L2² + L3²

Lorsque l’on se trouve devant des tuyauteries dont les conditions de service ne sont pas sévères, on peut se contenter de vérifier leur tracé au moyen de la formule de l’ANSI. Le code ANSI B31.1 n’exige un calcul plus précis, que si les 3 conditions suivantes sont simultanément remplies, à savoir: - Température de calcul ≥ 426°C - Pression de calcul ≥ 1,05 barg - Diamètre nominal ≥ 150 mm Il est cependant raisonnable d’exécuter un calcul ordinateur dans le cas de tuyauteries véhiculant des fluides soumis à températures élevées par exemple. La formule de l’ANSI peut être utilisée pour déterminer la longueur développée ( Ld ) d’un tracé nécessaire pour absorber la dilatation entre 2 appareils dont les tubulures à raccorder sont distantes, en ligne droite, d’une longueur ( U ) . La formule s’écrira sous la forme: Ld = 70,7 1. Exemples de calculs a) Les ancrages sont fixes ( Fig 3-109 )

De . ∆AB + U

Tuy. Dn 150 ( 168,3 ext. ) Mat. : Inox Aisi 304 t° de calcul = 140°C t° de montage = 20°C = 1,6 mm/m pour un t = 120 – 20 = 100°C Pression de calcul = 5 barg U = L1² + L2² + L3² = 1000² + 2500² + 3000² U = 4031 mm Ld = 1000 + 2500 + 3000 = 6500 mm LAB = 4,031 m x 1,6 = 6,45 mm

1000 x 168,3 x 6,45 = 0,1781 < 0,2083 (6500 − 4031)² b) Ancrages A et B mobiles ( Fig 3-110 )

Tuy. Dn 300 ( 3139,1 ext. ) Mat. : Inox Aisi 304 t° de calcul = 182°C t° de montage = 20°C = 3,08 mm/m pour un t = 182 – 20 = 162°C U = 1100² + 1850² = 2152,5 mm Ld = 1100 + 1850 = 2950 mm z = ( 1,1 m x 3,08 mm/m ) + 5 + 1 = 9,4 mm y = ( 1,85 m + 0,85 m ) x 3,08 =8,32 mm

9,4² + 8,32² = 12,55 mm 1000 x 319,1 x 12,55 = 6,3 > 0,2083 (2950 − 21252,5)² r=

Cette solution est bien entendu inacceptable, le projeteur devra placer, au moins, un compensateur ou, si cela lui est possible, réaliser un tracé beaucoup plus souple.

314

b) Ancrages A et B fixes ( Fig 3-111 )

t° de calcul = 220°C P. de calcul = 10 barg t° de montage = 20°C tuy. dn 100 ( φ ext 114,3 ) St 35.8 ∆t = 220°C - 20 = 200°C , soit α = 2,42 mm/m ( FIG 3-28 ) X = L4 +L7 = 8 + 4 = 12 m Z = L1 - L3 - L6 = 6 - 2 - 2 = 2 m U=

X ² + Y² + Z² =

12² + 16² + 2²

= 20,1 m ⇒ 21 100 mm

∆LAB = 20,1 m x 2,42 mm/m = 48,65 mm Ld = 6 + 10 + 2 + 8 + 6 + 2 + 4 = 38 m ⇒ 38 000 mm

1000 x 114,3 x 48,65 = 0,0174 < 0,2083 (38 000 x 21 100)2

d) Liaison entre deux appareils ( Fig 3-112 )

Tuy. Dn 300 ( 3139,1 ext. ) Mat. : Inox Aisi 304 t° de calcul = 180°C t° de montage = 20°C Pression de calcul = 3 barg t = 180 – 20 = 160°C = 2,92 mm/m par interpolation ( Fig 3-28 ) z= 1– 2 y=(Yx )+ 3+ 4 r= U=

∆z ² + ∆y ²

Y² + Z² =

2000² + 1400²

U = 2441,4 mm 1 = 3,45 x 2,92 = 10,1 mm 2 = 0,4 x 2,92 = 1,17 mm z = 10,1 – 1,17 = 8,93 mm y = ( 2m x 2,92 ) + 6 mm + ( 1m x 2,92 ) = 14,76 mm Ld = 2,2 + 1,2 +3,6 + 0,8 + = 7,8 m => 7800 mm r=

8,93² + 14,76² = 17,25 mm

315

1000 x 319,1 x 17,25 = 0,1917 (7800 − 2441,4)²

0,2083

e) Autres exemples ( Fig 3-113 & Fig 3-114 )

- Fig 3-114 Soit X = U x=Xx z= 2– 1

- Fig 3-113 X = L4 Y = L5 – L2 Z = L6 + L3 – L1

r = ∆x ² + ∆z ² Le mouvement des tubulures des appareils ou tuyauteries en fonction

z=( 1– 2)+( x=Xx y=Yx

des ancrages doit être vérifier, afin

r=

xZ)

∆z ² + ∆y ² + ∆x ²

d'ajouter ( ou retrancher ) le déplacement de ces tubulures, à la dilatation de la tuyauterie de liaison.

3.3.3 METHODE DE H. CARLIER Sur base des travaux entrepris au début du 20è siècle, par MM MARBEE, KARMANN et TAGAERT, notre compatriote Henri CARLIER ingénieur civil diplômé de la faculté polytechnique de MONS a développé dans les années 1920 une méthode de flexibilité appliquée aux tuyauteries ‘’ simples ‘’ dans son ouvrage ‘’L’aptitude élastique des tuyauteries à vapeur au point de vue dilatation - Etude générale et applications ‘’dans lequel il énonçait son principe de conception que je cite ici : " Ce qui caractérise l’aptitude élastique d’une tuyauterie, c’est le nombre de coudes et la longueur de ceux-ci ‘’. Nous voyons cependant que si les courbes de raccord peuvent être négligées dans le cas des branches de grande longueur, leur influence est appréciable dans le cas d’éléments de tuyauteries de courte longueur et en particulier pour les éléments de raccord des appareils chaudronnés. Méthode suivie par H. CARLIER dans l’étude des déformations élastiques H. CARLIER a appliqué la théorie de la flexion des pièces courbes et en particulier les propriétés suivantes: 1) Entre 2 sections A et B, d’une pièce fléchie ne subissant pas de variation d’orientation, il existe la condition :

Mf . dS = 0 avec Mf = moment fléchissant d’un point quelconque défini par ses coordonnées EI

316

X et Y et compris entre les limites A et B. DS étant un élément infiniment petit de la fibre neutre de la pièce fléchie. Cette propriété permet de déterminer la valeur des moments d'encastrement aux extrémités A et B en fonction des efforts P et P' et de la longueur des différents éléments du tracé. 2) Les changements x1 et y1 que la déformation fait éprouver aux coordonnées d'un point x1, y1 sont données par les relations suivantes

x1 =

x0 –

0 ( y1 – y0 ) +

y1 =

y0 –

0

( x1 – x0 ) +

B

B

B

B

T Mf T ∫A E A . dx − ∫A ( y1 − y) ( E I + E A ρ ) ds T Mf T ∫A E A . dx − ∫A ( x1 − x) ( E I + E A ρ ) ds

T = effort tangentiel ( daN ) A = section ( mm² ) Mf = moment fléchissant ( mdaN ) Xo et Yo les coordonnées de l’origine de la déformation ( mm ) ρ = rayon de courbure ( mm ) α0 = variation de l’inclinaison de la section ( Xo, Yo ) E = module d’élasticité ( daN/mm² ) I = moment d’inertie de la section ( mm4 ) Si nous prenons, pour origine des axes des coordonnées, le point A: ∆x0 = 0 et ∆y0 = 0. De plus, si la section au point A constitue un encastrement α0 = 0. D’autre part, nous pouvons négliger l’influence du terme T/ E.A.ρ en présence de Mf / E I . Il est à remarquer que pour les tracés constitués d’éléments droits, ρ = ∞ et T / E.A.ρ = 0. Dans ces conditions, les formules générales établies ci-dessus se simplifient et deviennent:

∆x1 = − ∫ ( y1 − y )

Mf dS EI Mf ∆y1 = ∫ (x1 − x ) dS EI

N.B : Mf sera positif lorsqu’il sera dirigé dans le sens de rotation anti-horlogique et négatif dans l’autre sens. 3) Flexibilité des tubes cintrés D’après H. CARLIER, le phénomène de flexion des tubes cintrés est accompagné d’un aplatissement de la section ( ovalisation ) se traduisant par une augmentation de la flexibilité. La flexibilité d’une poutre est exprimée par1 / EI. S’il s’agit d’un tube, la flexibilité augmente quand le rayon de courbure diminue. D’après MARBEE, la flexibilité d’un tube peut être exprimée par la formule:

ε=

1  a  1 xK 1 + = EI  R²  E I

K = facteur amplificateur de la flexibilité ε = Flexibilité du tube cintré ( ε = ∞ pour les tubes droits )

 De²   4. z

a = 4 / 3 

De = diamètre extérieur du tube e = épaisseur du tube

317

Ainsi, si nous appliquons cette formule a un tube dn 100 avec la condition R = 5 De , on obtient K ≈ 11/3 soit 3,7 . Pour des tubes dn 200 dans les mêmes conditions, on obtient K = 4. H CARLIER a réalisé de nombreux essais et est arrivé à donner à K la valeur 3 pour la condition R = 5 De. Si, dit-il, pratiquement K > 3, la souplesse de la tuyauterie n'en sera que meilleure. Il a donc adopté cette valeur limite ( K = 3 ) dans les diverses expressions mathématiques se rapportant aux courbes. Remarquons, que si nous appliquons les formules de l'ANSI, nous obtenons pour un tube dn 100 : K = 2,8 pour R = 5 . De K =9,2 " R = 1,5 . De K = 5,2 " R =2,5 . De B

C'est ainsi que pour appliquer la condition :

Mf

∫ E I . dS

entre deux points extrémités A et B d'un coude à

A

90°, nous devons écrire :

C Mf Mf dS + K dS = ∫ A E I A E I

∫

B

∫

D

C

B Mf Mf dS dS + ∫ D E I EI

Dans les formules de déformation x et y, nous introduisons également le facteur K dans toutes les intégrations se rapportant aux courbes de raccord des éléments droits. C et D sont les points de tangence 4) Coude à angle droit a) Coudes à branches inégales en tenant compte du coude ( r > 0 ) ( FIG 3-116 )

Mf dS = AE I

∫

B

∫

C

A

Mf dS + K EI

∫

D

C

Mf dS + EI

Mf dS = 0 D E I

∫

B

Remarquons que dans cette expression, nous pouvons supprimer la constante E I . Appelons MfA et MfB les moments d’encastrement, la dilatation fait naître les réactions P et P’. Pour AC, dS = dy ; pour CD, dS = r.dω et pour DB, dS = dx

∫

C

∫

D

∫

B

A

C

∫0 (− Mf A + Py ) h− r

Mf dS = Mf dS = ∫

r/2

0

P (h − r ) 2

2

dy = - MfA ( h - r ) +

[− Mf A + P (h − r + r sin ω )] r.dω = - 1,57.MfA.r + 1,57 P( h - r )r + Pr² - 0,57 P’.r²

= - 1,57 MfA . r + 1,57 P.h.r - 0,57 P.r² - 0,57 P’.r²

O

Mf . dS = ∫ (− Mf A + P.h − P '.x ) dy = -MfA ( L - r ) + P.h ( L - r ) L

r

P ' (L ² − r ² ) 2

D’où: - MfA ( h + L - 2 r + 1,57 K . r ) + P/2 [ h² - 4 h . r + 2 h . L + r² + K( 3,14 h . r - 1,14 r² )] - P’/2 ( L² - r² + K.1,14 r² ) = 0 MfA =

P [h² + 4 h .r + 2 h. L + r ² + K (3,14 h .r − 1,14 r ² )] − P' ( L² − r ² + 1,14 K .r ² ) 2 (h + L − 2 r + 1,57 K .r )

Avec K = 3, nous obtenons: MfA =

P (h² + 2h.l + 5,42 h.r − 2,42 r ² ) − P' (L ² + 2,42 r ² ) 2 (h + L + 2,71 r )

(1)

Le moment MfB se déterminera par l’équation des moments: - MfA + P . h - P’. L + MfB = 0 (2) Déformations : Il est évident que l’allongement dû à la dilatation de la branche ( L ) devra être compensé par l’aptitude à la flexion de la branche ( h ) et réciproquement. Il apparaît immédiatement sans l’aide du calcul que la section la plus sollicitée est située en A.

318

Supposons notre tuyauterie encastrée en A et libre de se dilater suivant A C' B'. Appliquons en B des forces P et P' et un moment d'encastrement MFB de façon à ramener le point B' en B. Les projections b1 B' et b2 B' représentant les déplacements fictifs du point B suivant les deux directions orthogonales xB et yB. Rappelons-nous que nous devons introduire le coefficient de flexibilité ( K ) pour le coude CD ( Fig 3-116 ).

Mf . dS A EI B Mf . dS xB = - ∫ ( h − y ) A EI xB = -

∫ (y B

B

− y)

Partie AC dS = dy ; Mf = - MfA + P C

∫ (−Mf + P . y) (h − y) dy = - ∫ ( − Mf + P . y ) ( h − y ) dy = -

A

A

h− r

0

MfA

h ³ − 3h . r ² + 2r ³ h² − r ² −P 2 6

Partie CD dS = r . d Mf = - MfA + P ( h – r + r . sin ) – P' . r ( 1 – cos ) x = r ( 1 – cos ) ; y = h – r + r . sin . h – y = r – r sin -

∫ [− Mf 0

C

A

= r ( 1 – sin

A

)

+ P (h − r + r sin ω ) − P ' . r (1 − cos ω )] r ²(1 − sin ω ) dω

MfA . 0,57 r² - P ( 0,57 h . r² - 0,355 r³ ) + P' . 0,07 r³ Si l’on tient compte du facteur de flexibilité K: K [ MfA x 0,57 r² - P( 0,57 h . r² - 0,355 r³ ) + P' . 0,07. r³ ] - Partie DB h - y = h - h = 0 soit

∆xB =

∫

B

0

=0

 1   h² − r²   h³ − 3 h r² + 2 r³  + K x 0,57 r²  − P  + K (0,57 h r ² − 0,355r³) + P' x 0,07 r³ = L . ∆ MfA  EI  6  2    

( avec ∆ = α . t ) ; α = coef. de dilatat. linéaire mm/m °C et t = temp. en °C ) Par analogie, nous obtenons le valeur de ∆yB

∆y B =

 1   L² − r ²   L³ − 3 L r ² + 2 r ³  + K . 0,57 r ²  − P'  + K (0,57 L r ² + 0,355 r ³) + P.0,07r ³ = h. ∆ MfB  EI  6  2    

et pour K = 3, nous obtiendrons:

1 EI 1 EI

h² + 2,42 r ² h³ + 7,26 h.r − 2,42 r ³   −P + P' . 0,21 r ³ = L . ∆ (3) Mf A 2 6   L ² + 2,42 r ² L ³ + 7,26 L.r ² − 4,39 r ³   − P' + P . 0,21 r ³ = h . ∆ (4 ) Mf B 2 6  

319

b) Coude à branches égales r > 0 h = L ; P = P' et MfA = MfB soit : MfA = MfB = Mf =

P h ² + 2,71 h r − 2,42 r ³ ( 1bis) . 2 h + 1,355 r

L'équation de la déformée sera :

1 EI

h ² + 2,42 r ² P h³ + 7,26 h r ² − 5,65 r ³   −  Mf  2 6  

=h. ( 3 bis ) c) Coudes à branches inégales r = 0 La valeur du moment d'encastrement en A s'obtiendra en faisant r = 0 dans la formule ( 1 ) ci-avant, soit :

P ( h ² + 2 h L) − P ' . L ² ou encore 2(h + L) P h(h + 2 L) − P' .L ² MfA = ( 1 ter ) 2(h + L) MfA =

Le moment MfB se déterminera au moyen de l’équation ( 2 ). Les équations de déformation

deviennent avec r = 0 :

1  Mf A − h ² P.h³  1  L ² P'.L ³  − −  = ∆. h   = ∆.L et Mf B EI  2 6  EI  2 6 

Remplaçons MfA et MfB par leur valeur, nous obtiendrons:

P.h ² + 4 P.h.L − 3 P'.L² h² = ∆.L (3 ter ) x 1,2.E.I h+L 1 P'.L ² + 4 P '.h.L − 3 P'.h² x = ∆.h (4 ter ) 1,2.E.I h+L

Divisons ces équations membre à membre et nous obtiendrons après transformation:

P' h² (h ³ + 4 h ².L + 3 L ³) = P L² (L ³ + 4 h.I ² + 3 h ³)

(5)

Remplaçons P’ par sa valeur en fonction de P dans l’expression du moment Mf A et dans la formule ( 3 ter ), nous obtenons :

(

)

P.h L4 + 3 h.L³ + 2 h² L ² + h³. L + h 4 (6 ) (h + L ) . (L³ + 4 h.L² + 3 h ³) h+L P.h ³.L ² x = L.∆ (∆ = α . t ) (7 ) ( ∆ = mm/m ) 3.E.I L³ + 4 h.L² + 3 h ³ 2.I .σ Ces 2 équations combinées avec l’équation de résistance : MfA = ( dans laquelle De = diamètre De Mf A =

extérieur du tube et σ = contrainte de flexion ) nous permettent d’obtenir la valeur deσ

σ = 3/ 2 .

E.∆.De L + 3 h.L ³ + 2 h².L ² + h³. L + h x 1000 h ².L (h + L² ) 4

4

Si nous prenons L = m . h, nous obtenons:

σ = 3/ 2 . et

E.∆.De m 4 + 3 m³ + 2 m² + m + 1 x 2 1000 m (m + 1) h

h E.∆ = 3/ 2 De σ . 1000

 m −1  m + 1 −  m (m + 1)  

(8) (9 )

.

320

σ ≤ Radm ( FIG 1-30 )

5. Influence du rayon de courbure Afin d'apprécier l'influence du rayon de courbure du coude sur la souplesse du tracé, nous allons étudier le cas d'une conduite à branches égales ( Fig 3-120 ). Posons, par exemple : h = 20 . De r = 0 ; r = 1,5 . De et r = 2,5 . De ; L = h t = 170°C ( t° de montage = 20°C ). Acier acec C 3% soit E = 20000 daN/mm² = 1,765 mm/m d'après la Fig 3-30. Tube dn 150 ( 168,3 x 4,5 ) ; I = 777,1 cm4 et I/V = 92,35 cm³ 1er cas : r = 0 La formule 9 nous donne :

h E.∆ = 3/ 2 De σ . 1000

 m −1  m + 1 −  m (m + 1)  

(9 )

20 De 1,765  1−1  = 3 / 2 x 20 000 x 1 + 1 −  De 1000 . σ  1 (1 + 1)  105,9 105,9 20 = et σ = = 5,295 daN/mm² < 8,27 ( tableau 1-30 ) σ 20 Moment fléchissant max : Mf = 10 . P . De

Mf =

2 . I .σ De

; 10 . P . De =

2 . I .σ De

10 x P x 168,3 = 92 350 mm³ x 5,295 P=

92 350 x 5,295 = 290,5 daN 10 x 168,3

2è cas r = 1,5 De

 20² + 2,71 x 20 x 1,5 − 2,42 x 1,5²   De² ( 20 + 1 , 355 x 1 , 5 ) d  

La formule ( 1 bis ) donne : Mf = P/2 

P x 475,855 x De = 10,8 P. De La formule ( 3 bis ) devient : 44,062 1 10,8 P . De ³ (20² + 2,42 x 1,5² ) P . De³ (20³ + 7,26 x 20 x 1,5² − 5,65 x 1,5³ )  20 De.∆ −  = 1000 E I  2 6 

Soit Mf =

soit

1 ∆ ; x 40,24 P . De ² = 1000 E.I

10,8 P . De =

2 . I .σ De

Combinons ces 2 relations et nous obtiendrons:

σ=

10,8 E . ∆ 10,8 x 20 000 x 1,765 = 4,74 daN/mm² = 2 x 40,24 x 1000 2 x 40,24 x 1000

L’équation de résistance donnera: 10,8 P x 168,3 = 92 350 x 4,74 soit P =

92 350 x 4,74 ≈ 241 daN 10,8 x 168,3

3è cas R = 2,5 De Partant des mêmes formules pour les mêmes conditions, nous aurons : σ = 4,64 daN/mm² et P = 229 daN. Remarque: L’influence du rayon de courbure sera d’autant moins appréciable que le rapport de la longueur de la branche au diamètre du tube sera plus grand.

321

6) Déformations des branches en L Lors de l’établissement d’une tuyauterie soumise à température, il importe de déterminer les déplacements des différents points du tracé. Il faut, en effet, pouvoir se rendre compte que les déformations de la tuyauterie ne seront pas empêchées par la présence d’un obstacle; les supports seront établis en tenant compte des résultats du calcul. C’est la condition essentielle pour obtenir la souplesse désirée. Faisons remarquer qu’à une souplesse plus grande correspond des déplacements transversaux plus faibles. Nous pouvons donc nous contenter, dans tous les exemples qui suivront, de l’hypothèse r = 0. Les résultats que nous obtiendrons sont des limites. Il n’est guère intéressant de savoir qu’un point ( NOEUD ) se déplacera de 62 ou 64 mm, mais il est important de savoir que ce déplacement restera inférieur à 70 mm, par exemple. a) Tracé en L à branches égales Moment aux encastrements en A et B : Mf =

P .h 2

L'équation différentielle de l'élastique ( Rappel : voir cours RDM ) est la suivante

d² y M = avec M = P . x – Mf d x² E I

Nous avons choisi l'une des branches pour axe des X et nous pouvons écrire :

( P . x − 3 Mf ) x ² dy ( P . x − 2 Mf ) x = et y = dx 2E I 6E I

Cette dernière équation est en fait celle des branches déformées. Vérifions s’il existe, sur ces branches, un point particulier pour lequel dy/dx = 0.

Cette condition donne ( P.x - 2 Mf ) x = 0 X = 0, point A et B Nous obtenons 2 solutions

P.x − 2 Mf = 0 ; x =

2 Mf 2 P.h / 2 = = h ( c'est-à-dire le point C ) P P

Conclusion: Dans le cas particulier des tracés en L à branches égales, il n’existe pas de point particulier le long des branches AC’ et BC’. La déformation est bien celle représentée en pointillé sur la FIG 3.121. b) Tracé en L à branches inégales On peut démontrer qu'il n'existe aucun point saillant en dehors de C' sur la petite branche de longueur h, tandis que nous aurons un point intermédiaire M, sur la grande branche de longueur L, pour lequel la déformation est accentuée Fig 3-122.

P . h( h + 2 L) − P ' . L ² ( 1 ter ) 2(h + l ) d ² y P . x − Mf A dy ( P . x − 2 Mf A ) x = ; = dx ² EI dx 2E I

MfA =

( AC = axe X ) Pour

x=

dy =0 dx

1ère solution x = 0

2ème solution P . x – 2 MfA = 0

2 Mf A 2 ( P.h (h + L ) − P'.L² ) ; Remplaçons MfA par sa valeur : x = P 2 P (h + L )

322

h (h − 2 L ) − (P' / P ) L ² ; remplaçons P’ par sa valeur ( formule 5 ), nous obtiendrons : h+L 2 (h ³ + 2 h.L² + L ³) 2 (h ³ + 2 h.L ² + L ³) x= h. ; Le facteur est toujours > 1, en effet L ³ + 4 h.L ² + 3 h ³ L ³ + 4 h.L² + 3 h ³ Soit :

x=

2 h³ + 4 h.L² + 2 L³ > L³ + 4 h.L² + 3 h³ puisque L³ > h³ ; L > h La 2ème solution répond à x = n . h avec n > 1 Le point cherché est donc situé au delà de C’. L’équation de la déformée AC’ est: y=

(P.x − 3 Mf A ) x² 6 E.I

l’équation 1ter: MfB =

Dans le cas de la branche BC, en B, le moment d’encastrement est par analogie avec

P'.L ( L + 2 h ) − P.h ² 2h+L

L’équation différentielle de la déformée BC’ est:

dy (P'.x − 2 Mf B ) = dx 2 E.I

BC est pris pour axe des X

1ère solution : x = 0 ( point B )

dy Faisons =0 dx 2 Mf B ( point M ) P' 2 Mf B 2 P'.L (L + 2 h ) − P.h ² L (L + 2 h ) − (P / P') h ² x= = = la formule ( 5 ) peut s’écrire : P' 2 P' (h + L ) h+L 2 L (h ³ + 2 h ².L + L³ ) L (L + 2 h ) − (P / P') h² P L ² (L ³ + 4 h L ² + 3 h ³ ) = = d ' où x = 2 P' (h + L ) h+L P' h ² (h ³ + 4 h ² L + 3 L ³) 2 (h ³ + 2 h ² L + h ³) Le facteur est toujours < à 1 puisque 2 ( h³ + 2 h².L + L³ ) < h³ + 4 h².L + 3 L³ h³ + 4 h².L + 3 L³ 2ème solution: x =

h³ < L³ ; h < L . Relation imposée pour définir l’inégalité des branches: x = L x n’ avec n’ < 1. Il se trouve donc un point M compris entre B et C’ pour lequel la tangente est parallèle à BC et par conséquent sortant davantage que le point C’. x = 2 MfB / P’ Le point M se déterminera par ses coordonnées y = ( P’.x - 3 MfB ) x² / 6 E.I c) Exemple numérique : tracé en L à branches inégales ( avec r = 0 ) Tuyauterie dn 150 ( 168,3 x 4,5 ); I/v = 92,35 cm³ t° de calcul = 200°C t° de montage = 20°C h = 20m ; L = 40m ; t = 200-20 = 180°C La formule ( 9) donne :

h E.∆ = 3/ 2 De σ . 1000

 m −1  m + 1 −  m (m + 1)  

L = m . h ; E = 19780 daN/mm² ; Fig 3-28 soit :

(9 )

= 2,16 mm/m

20000 19780 x 2,16  2 −1  = 3/ 2 2 +1−  168,3 2(2 + 1)  σ .1000  D'où = 1,53 daN/mm² Cette valeur de σ se rapporte à la section de plus grande fatigue, c’est-à-dire en A. Le moment fléchissant en A est :

323

MfA =

(

P.h L4 + 3 h.L³ + 2 h².L ² + h ³.L + h 4 (h + L ) (L ³ + 4 h.L ² + 3 h³)

MfA = P.h

(m

)

)

en posant m = L / h on écrira:

(

)

+ 3 m³ + 2 m² + m + 1 P x 20 24 + 3 x 2³ + 2 x 2² + 2 + 1 = 12,6 P ( mdaN ) = (m + 1) (m³ + 4 m² + 3) (2 + 1) (2³ + 4 x 2² + 3) 4

L’équation de résistance est : MfA = I/v x

=> 12,6 P = 92,35 x 1,53 => soit P = 11,2 daN Déformations: L’allongement par = 2,16 mm/m. Le point C se déplace donc de 2,16 x 40 = 86,4 mm dans le sens de L et de 2,16 x 20 = 43,2 mm dans le sens de h. Il existe sur la branche ( L ) un point particulier ( M ) défini par la condition dy/dx = 0. La distance du point M au point B est donnée par x = 2 MfB / P’. La formule ( 5 ) peut se mettre sous la forme:

3 m³ + 4 m + 1 ( en faisant m = L/h ) m² (m³ + 4 m² + 3) 3 x 2³ + 4 x 2 + 1 P’ = P . = 0,305 P 2² (2³ + 4 x 2² + 3) P’ = P.

 2 (2 + 2 ) x 0,305 − 1 P '.L ( L + 2 h ) − P.h² = 20 P   = 4,8 P 2 (h + L ) 2 ( 1 + 2 )   2 x 4,8 P D’où, x = = 31,475 m ≈ 31,5 m 0,305 P MfB =

La flèche au point M s’obtiendra en introduisant x = 31,5 m dans l’équation de la déformée y=

(P'.x − 3 Mf B ) x² 6 E.I

; fM =

(0,305 x 31,5 − 3 x 4,8) 31,5² x P = − 792,56 P 6 E.I

E.I

Si nous voulons exprimer fM en mm nous devons, compte tenu des unités, multiplier l’expression par 109

792,56 P x 109 cette relation combinée avec l’équation de résistance donnera: E.I 2.I 792,56 2 x σ 792,56 x 2 x 1,53 x 109 9 12,6 x 1000 x P = x σ soit f M = x x 10 = 12 600 E . De 12 600 x 19 780 x 168,3 De soit fM =

fM = 57,8 mm Cet exemple montre toute la valeur industrielle que représente l'application de la méthode de H. Carlier. Nous donnons ci-après, quelques exemples courants utilisés dans la pratique, en considérant r = 0 et K = 3. 7) Tracé en " ESSE " asymétrique Fig 3-125 A et B sont supposés encastrés ( r = 0 et = . t ) MfA =

P' ( L ² + 2 a.h) − P.h(h + 2b) 2( L + h)

MfA – P' . L + P . h + MfB = 0

P' h(h 4 + 4h³.L + 12a.b; h ² + 3h.L ³ − 6a.b.h.L + 6a.b.L²) = 5 P L + 4h.L4 + 12a.b.h.L ² + 3a ².h³ + 3b².h ³ + 6a.b.h ².L P.h ²(h ² + 4h.L + 12a.b) − 3P.h(a ².h + b².h + 2a.b.L) = L.∆ 12 E I ( L + h)

324

P'.L ( L³ + 4 h.L² + 12 a.b.h ) − 3 P.h (h.L² − 2 a.b.h + 2 a.b.l ) = h.∆ 12 E.I (L + h ) h (h + 2 b ) − ( P' / P ) L (L − 2 a ) Point d’inflexion ( O ) : y = ; Z=h-y 2 (h + L ) P' (L ² + 2 a.h ) − P.h (h + 2 b ) MfA = 2 (L + h) MfA - P’.L + P.h + MfB = 0 Déformations: Point M1 Point M2 Point C

;

Mfmax en C = P . z

3 Mf A . x1 ² − P' . x1 ³ 6 E.I 3 Mf B . x 2 ² − P' . x 2 ³ y2 = 6 E.I 3 Mf B . x 2 ² − P' . x 2 ³ fc = yc = 6 E.I 2 Mf A P' 2M B x2 = P' x1 =

y1 =

Note : Pour la branche ( a ), le point M1 existera ou non selon que MfA sera positif ou négatif. Dans ce dernier cas, la déformation se présentera comme indiqué à la Fig 3-125b. Dans l'équation de y1, on remplacera x1 par ( a ). Exemple numérique h = 20m ; L = 40m ; a = 10m et b = 30m Tuyauterie dn 150 ( 168,3 x 4,5 ) ; matière A53 gA t° de calcul = 200°C t° de montage = 20°C I/v = 92,35 cm3 ; ∆ = 2,16 mm/m ( FIG 3-28 ) ; E = 19 780 daN/mm²

(

) )

P' 20 204 + 4 x 20³ x 40 + 12 x 10 x 30 x 20² + 3 x 20 x 40³ − 6 x 10 x 30 x 20 x 40 + 6 x 10 x 30 x 40² = P 405 + 4 x 20 x 404 − 12 x 10 x 30 x 20 x 40² + 3 x 10² x 20³ + 3 x 30² x 20³ + 6 x 10 x 30 x 20² x 40 P' = 0,6667 P 20 (20 + 2 x 30 ) − 0,6667 x 40 (40 − 2 x 10 ) Position du point d’inflexion: y = = 8,889 m 2 (40 + 20)

(

z = 20 - 8,889 = 11,111 m

0,6667 P x 40 (40³ + 4 x20x40² − 12x10x30x20) − 3 Px20 (20x40² − 2 x10x30x20 + 2 x10x30x40) =20x2,16 12E.I (40 + 20) 38,6 P D’où - = ∆ et Mfc = P . z = 11,111 P E.I 38,6 x P x 11,111 P 38,6 x (2 I / De ) x σ Introduisons le moment fléchissant : = ∆ ou encore =∆ 11,111 P x E x I 11,111 x E x I Afin de tenir compte des unités, adoptons le facteur 106

σ=

11,111 x E x ∆ x I x De 11,111 x 19 780 x 2,16 x 168,3 = = 1,035 daN/mm² 38,6 x 10 6 x 2 I 38,6 x 10 6 x 2

Soit σ = 10,35 N/mm² < 82,7 N/mm² ( Fig 1-30 ) Calculons les réactions P et P’ 11,111 P = 92,35 x 1,035 ⇒ P = 8,6 daN Soit P’ = 0,6667 x 8,6 = 5,73 daN ( P et P’ sont négligeables ) MfC = 11,111 m x 8,6 = 95,56 mdaN MfA =

0,6667 P (40² + 2 x 10 x 20) − P x 20 (20 + 2 x 30) = - 2,25 P 2 (40 + 20)

MfA est négatif ( signe contraire à celui indiqué sur la FIG 3-125 )

325

De ce fait, AD’ se déplacera à l’intérieur du tracé primitif et il n’y aura pas de point particulier M1. Le

3 Mf A . a ² − P' . a ³ 6EI − 3 x 2,25 P x 10² − 0,6667 P x 10³ 224 P Soit ici, yD' = =− 6 E.I E.I point D’ se déterminera par la relation yD' =

Introduisons la valeur du moment fléchissant dans l’équation de la déformée: Y D'’ =

224 x 11,111 P 11,111 P x E . I

avec 11,111 P =

2I xσ De

224 x 2 x σ x 106 224 x 2 x 1,035 x 106 soit yD'’ = = = − 12,54 mm 11,111 x E x d 11,111 x 19 780 x 168,3 Le point D' s'écartera vers la droite de D de 10m x 2,16 = 21,6 mm. Le point C' s'écartera lui vers le haut de 12,54 + 20 x 2,16 = 55,74 mm. A titre de vérification, calculons yC' comme nous l'avons fait pour yD' : yC' =

3 Mf B .b ² − P' . b² ; MfB = - MfA + P' . L – P . h 6E I

MfB = 2,25 P + 0,667 P x 40 – P x 20 = 8,918 P

(3 x 8,918 x 30² − 0,667 x 30³) P 1005 P = 6E I EI 1005 x 12,54 La règle de trois donne = 56,25 mm 224 yC' =

proche de la valeur 55,74 mm Point M2 sur la branche déformée BC

2 Mf B 2 x 8,918 P 3 x 8,918 P x 26,75² − 0,6667 P x 26,75³ 1064 P = = 26,75 m ; y 2 = = P' 0,6667 P 6 E.I E.I 12,54 x 1064 La règle de trois donne : y2 = = 59,6 mm 224 x2 =

Le point C’ s’écartera vers la gauche de la ligne BC de 30 x 2,16 mm/m = 64,8 mm 8) Tracé à cinq branches Fig 3-127 L=m+b+d ; h=a-c r=0 MfA =

P(h(a + c + 2 d ) + 2 a(b + c ) − P' ( L ² + 2 m(a + c ) + 2 b.c ) 2( L + a + c )

MfB se déterminera par l'équation des moments : - MfA + P x h – P' x L + MfB = 0

P.a ² + b²   Mf A .a (a + 2 m) Mf F .c (c + 2 d ) P' + + [a..m(a + m) − c.d (c + d )] −   = L.∆ 2 2 2 6   1  L² L³ P  − Mf A ( + a.b + h.d ) − P' ( + m.d .h + b(a.m − c.d )) + [h.d (h + d ) + a.b(a + b + 2 d )] = h.∆ EI  2 6 2  1 EI

=

.t 9) Tracé en double ESSE ( lyre ) La position de la lyre proprement dite, sur la longueur de la tuyauterie, importe peu au point de vue de la souplesse.

326

Seule la déformation élastique se modifie selon les longueurs relatives m et d ( P' = 0 car rien ne s'oppose à la dilatation des branches a ).

P.a (a + b) L + 2a P.a ³   Mf . a (a + m + d ) −  = L.∆ 3   P.a ³   Mf . a (a + l − b) −  = L.∆ 3  

MfA = MfF = Mf =

1 EI 1 EI

(

=

. t ) ou :

Remplaçons Mf par sa valeur et nous aurons après transformation :

1 3² (3² + 2 x 3 x 45 + 3 x 9 x 45 − 3 x 9² ) P. = 45 x 2,16 ; E.I 3 (45 + 2 x 3)

1 P x 73,7 = 97,2 E.I

On constate que le maximum de souplesse aura lieu pour b = L/2, quelles que soient les valeurs de m et d, à la seule condition que m + d = b = L/2. Exemple numérique: Soit la FIG 3-128, a = 3m ; b = 9m ; d = 30m ; m = 6m Nous ne sommes donc pas dans le cas d'une souplesse maximum. Tuyauterie dn 150 ( φ 168,3 x 4,5 ) en A106 gA Température de calcul = 200°C; température de montage = 20°C I/v = 92,35 cm³ et E = 19 780 daN/mm² ; ∆ = 2,16 mm/m Reprenons la formule précédente:

1 3² (3² + 2 x 3 x 45 + 3 x 9 x 45 − 3 x 9² ) P = 45 x 2,16 ; E.I 3 (45 + 2 x 3) 3 (3 + 9) Mf = P = 0,706 P 45 + 2 x 3

1 P x 73,7 = 97,2 E.I

Mf suivant CD = P.a - Mf = 3 P - 0,706 P = 2,294 P Soit en tenant compte du système unitaire: 2,294 x 10³ P = ( 2 I / De ) x σ σ=

1 P x 73,7 x 109 = 97,2 E.I

97,2 x 19 780 x 168,3 x 2,294 = 5,04 daN/mm² 73,7 x 2 x 106

La réaction P est déduite de l’équation de résistance: 2,294 P = 92,35 x 5,04⇒ P = P = 202,9 daN

92,35 x 5,04 2,294

327

Calcul des déformations

Point B' Servons-nous de l'équation de la déformée ( déformation due au couple ) yB' =

Mf x m² 0,707 P x 6² x10 6 pour tenir compte des unités soit yB' = x10 6 2E I 2E I

MfCD = P . a – Mf = 2,294 P

2,294 P x 0,707 P x 6² x 10 6 2 I x σ x 0,707 P x 6² x 106 5,04 x 0,707 x 36 x 106 Y B' = = = 16,8 = 2,294 P x 2 E I 168,3 x 2,294 x 19 780 De x 2,294 P x 2 E.I Soit 17 mm Point E’: La déformée EF ( d ) est donnée par l’équation

0,707 P x 30² x 106 2,294 P x 0,707 P x 30² x 106 2 I x σ x 0,707 x 30² x 10 YE' = = = 2EI 2, 294 P x 2 x E.I d x 2 x E.I x 2,294 5,04 x 0,707 x 30² x 106 YE' = = 420 mm 168,3 x 19 780 x 2,294 La tuyauterie est supposée libre de pouvoir se dilater, le point C se déplacera donc d’environ 17 + 3 x 2,16 ≈ 23,5 mm Pour le point D’ nous aurons 420 + 3 x 2,16≈ 426,5 mm Il est évident que de telles déformations ne sont pas admissibles en pratique. Nous proposons de placer un support guide sur la branche EF. Nous limiterons l’étude au tracé ABCDEG tel que représenté à La FIG 3-130. La partie GF n’intervenant pas dans l’aptitude élastique ( L' = 6 + 9 + 12 = 27 m )

3²(3² + 2 x 3 x 27 + 3 x 9 x 27 − 3 x 9²) 59,727 P 1 xP = EI 3(27 + 2 x 3) EI

Le deuxième nombre restera 45 . soit 97,2 mm, c'est-à-dire la dilatation totale à compenser,

59,727 P x10 6 = 97,2 EI P.a (a + b) P x 3(3 + 9) = 1,091 P Mf = = L + 2a 27 + 2 x 3

d'où l'équation :

Le moment fléchissant par rapport à CD = 3 P - 1,091 P = 1,909 P .

328

L’équation de résistance s’écrira donc, en tenant compte des unités : 1,909 P x 10³ = ( 2 .I/De ) xσ

59,727 P x 109 = 97,2 donnera: E.I 97,2 x E x De x 1,909 97,2 x 19 780 x 168,3 x 1,909 = σ= = 5,17 daN/mm² 59,727 x 2 x 10 6 59,727 x 2 x 10 6 92,35 x 5,17 Réaction P: L’équation de résistance 1,909 P = 92,35 x 5,17 soit P = = 250,1 daN 1,909 Mf . x ² 1,091 P x ² Déformations: L’équation de la déformée AB est y = avec Mf = 1,091 P ⇒ y = 2 E.I 2 E.I Cette équation combinée avec :

Pour le point B’ :

yB' =

1,909 P . 1,091 . x ² . 10 6 σ . x ² . 10 6 . 0,5715 = = 1,909 . 2 . E.I De x E

Y B' =

5,17 x 6² x 106 x 0,5715 = 32 mm 168,3 x 19 780

Le point B se déplacera transversalement de 32 mm. Le déplacement du point E se déterminera comme suit: yE' = 32 x

12² = 128 mm. Dans le sens longitudinal B se déplacera de 6 x 2,16 ≈ 13mm 6²

et le point E de ( 12 m + 18 m ) x 2,16 mm/m ≈ 65 mm Recherchons maintenant le déplacement des points C et D dans le sens longitudinal.



 a²  P.a ³  1 + a.m  −  6 EI   2   a²  P.a ³  1 xD = Mf  + a.d  −  6 EI   2 P x 3³  1 20,05 P 3²  xC = 1,091 P ( + 3 x 6) − =  2 6 EI EI  P x 3³  1 39,69 P 3²  xD = 1,091 P ( + 3 x 12) − =  2 6 EI EI  xC = Mf 

La somme de ces 2 déplacements est égale au premier membre de la formule soit : ∆xC = 97,2 x

20,05 ≈ 33 mm 59,727

et ∆xD = 97,2 x

39,69 ≈ 65 mm 59,727

Il est certain que CD se déforme en arc de cercle, mais il n’est pas intéressant de rechercher les points intermédiaires. Dans le sens transversal, les points C et D se déplacent sensiblement de la même valeur que les points B et E en plus de 3 x 2,16 = 6,48 mm correspondant à la dilatation des branches BC et DE

329

soit 32 + 6,48 ≈ 38,5 mm et 128 + 6,48 ≈ 134,5 mm. On obtient ainsi le tracé de la déformée tel que représenté à la FIG 3-131. Notons encore que le fait d’augmenter la longueur des branches BC et DE aurait certainement contribué à diminuer les contraintes. Remarque: Avantage de la lyre sur le col de cygne Soit la FIG 3-132. Le développement du tube sera de 2 x 2x

140° π(R+r) 180°

140° x 3,14 ( 5 De + 3,5 De ) ≈ 43.De soit 32.De supplémentaire à la longueur de la tuyauterie 180°

( 43.De – 11.De ). Recherchons une lyre ( double ESSE ) dont le développement sera identique à celui d'un col de cygne. Développement du tronçon AC ou BD 3,14 x R + X. La projection AE et FB mesure chacune 2R soi 10 De, CD ne sera pas pris en compte, vu qu'il appartient à la tuyauterie. L'excès de longueur ( 32 De ) sera donc de 16. De de chaque côté, d'où : 3,14 x 5 De + X – 10 De => X = 10,3. De La hauteur h sera donc de ( 10,3 + 10 ) De Soit h = 20,3.De , que nous simplifierons en 20.De. L'équation de flexibilité donnera pour h = 20.De => R = 5.De

1740 . De .σ , tandis que celle du col de cygne E 800 . De .σ donnera , on peut donc affirmer E

que la lyre est ± 2,2 fois plus souple que le col de cygne et que la lyre est moins coûteuse au niveau de l'exécution, d'où la raison de l'abandon du col de cygne dans la pratique industrielle depuis de nombreuses années 10) Tracés symétriques a) Tracé en L à branches égales ( r = 0 ) L = h soit m = 1 et P = P'

6. E . ∆ 3 E . ∆ . De h = => = h De 2σ P .h I Mf = =σ x 2 v 2σ x I / v P= h

b) Tracé en " ESSE " symétrique Fig 3-134 Conditions : h < 1,58 L

σ = 1,5 E .∆ . De .

(8 L ² + 3 h²) h.L(3 L + 2 h)

Mfmax en C et D si h < 1,58 L

330

P' . L – P . h /2 = I/v .

soit dans notre cas : P =

P' h(h ³ + 6 h².L + 12 L ³) = P 2 L ²(8 L ² + 3 h ²)

σ .I / v.2 : P' se calcule à partir de l'équation suivante 2

et MfA = P' . L – 0,5 ( P . h ) c) Lyre ( carrée ou rectangulaire ) La valeur de sera tirée de la relation : L.

=

2σ  17,5.r³   h² + 16,26h.r + 6hl − 29,04.r² +  3 E.De  h 

Et la valeur de P sera tirée de : Mf =

P .h I =σ x 2 v

( Attention aux unités )

Les points A et F sont guidés. d) Prise en compte de la précontrainte Il est toujours possible, dans la méthode de H. CARLIER, d’introduire dans les formules, une précontrainte à froid de 50% de celle que la tuyauterie subirait à chaud, comme indiqué aux FIG 3-136 a,b,c ce qui entraînera une réduction de

50% de la fatigue maximale. De même, les déformations se répartissent par moitié de part et d’autre du tracé. Pour les tracés en L, les longueurs des branches seront diminuées de la moitié de l’augmentation due à la dilatation. Pour les ESSES et les LYRES, la diminution de longueur peut s’effectuer sur une seule branche horizontale.

3.4 CALCULS PAR ORDINATEUR C’est actuellement le moyen de calcul le plus complet et le plus précis. De plus, il est rapide vu la performance des PC actuels et des nombreux logiciels existants sur le marché ( PIPEPLUS de ALGOR, PIPEFLEX, TRIFLEX, PIPESTRESS pour ce dernier voir le site www.dst.ch, etc... ). Exemple de calculs réalisés avec PIPEPLUS V13 ( 2001 ) de ALGOR ( FIG 3-137 ) Nous n'avons réalisé ici qu'un seul cas de charges et la sortie n'est pas complète vu la quantité de renseignements fournis par ce logiciel et d'ailleurs pour tous les autres disponibles sur le marché. Le seul inconvénient, ils sont très chers à l'achat et les versions se suivent à cadence rapide ( Version V23 2010 ).

331

332

Un tel calcul tient compte: - Des dimensions ( diamètres, épaisseurs ) des différents composants, ainsi que des diverses longueurs de branches. - Des déplacements des ancrages - De la flexibilité des supports - De la flexibilité des coudes, compensateurs et autres accessoires. - Des intensifications de contrainte propres à chaque composant - Des sollicitations sismiques ou autres sollicitations occasionnelles éventuelles Les résultats fournis par un tel calcul sont essentiellement: - Les réactions d’ancrage - Les réactions de supportage - Les déplacements et rotations des différentes sections - Les contraintes dans les différentes sections + ratios ( contrainte de calcul / contrainte admissible ) - Le type de boîte à ressort à utiliser avec ses caractéristiques - Le type de compensateur à utiliser avec ses caractéristiques

333

Un tel calcul de souplesse doit prendre en compte toutes les branches du réseau de tuyauteries jusqu’à leurs ancrages respectifs et considérer, le ou les, cas de fonctionnement le ( les ) plus défavorables ( ex. poids mort + pression ; poids mort + pression + température ; etc... ). On peut toutefois n’inclure, dans le calcul de souplesse d’une tuyauterie dont le moment d’inertie de la section droite vaut IR, que les branches dont le moment d’inertie IB est tel que IB ≥ IR/7

3.5 CONTRAINTES ADMISSIBLES DANS UNE TUYAUTERIE 3.5.1 CRITERES DE BASE POUR L'ETABLISSEMENT DES CONTRAINTES ADMISSIBLES ( ANSI B31 ) En tout point de la tuyauterie: - Contraintes primaires : Ce sont les contraintes résultant de l’action de la pression, du poids de la tuyauterie, ainsi que toute autre charge permanente ou occasionnelle ( vent, coup de bélier, séismes, ... ) qui doivent être limitées pour éviter tout risque d’instabilité plastique et de rupture. En principe, ces contraintes ne peuvent excéder la limite élastique du matériau, ni sa limite de résistance au fluage. - Exemple d’instabilité plastique entre 2 supports: Les contraintes dues au poids et à la pression sont maximales au centre du tronçon et au droit des appuis. Si ces contraintes totales dépassent la limite élastique, la tuyauterie va se déformer jusqu’à la ruine complète, sans aucune stabilisation possible. - Contraintes secondaires ( fatigue ) : Dues à l’amplitude, ou la variation, entre l’état chaud et l’état froid, des contraintes résultant de l’expansion thermique entravées de la tuyauterie ainsi que des déplacements des ancrages ( ∆σ sur les graphiques FIG 3-104 ) additionnées des contraintes primaires doivent être limitées pour éviter les 2 risques ci-après: - Accroissement des déformations plastiques à chaque cycle de montée en température et de refroidissement, ce qui empêche une adaptation élastique et conduit assez rapidement à la rupture. - Rupture par fatigue. C’est là la principale cause de rupture d’une tuyauterie et c’est elle qui détermine essentiellement les valeurs de contraintes admissibles fixées par les codes. Remarque: σp + σs ≤ 3 Sm

Sm ≤

Re 1,5

3.5.2 DONNEES DE BASE POUR LE CALCUL DES CONTRAINTES

Le calcul des contraintes doit être tiré d’un calcul de flexibilité ( ou de souplesse ) effectué avec la valeur à froid du module de YOUNG du matériau de la tuyauterie, c’est-à-dire, en considérant qu’il se produira toujours une relaxation totale des contraintes à chaud. En outre, ces calculs doivent être basés sur les dimensions minimales des tuyauteries, c’est-à-dire l’épaisseur commandée pour les tubes et autres composants, diminuée de la surépaisseur de corrosion et de la tolérance de laminage.

3.5.3 CONTRAINTES ADMISSIBLES INDUITES DANS UNE TUYAUTERIE SUIVANT LES CODES ANSI B31-1 ET 3

En conformité avec le § 3.5.2, les codes ANSI imposent les évaluations et les limitations des contraintes suivantes: 1. Contraintes dues aux charges mécaniques permanentes ( ANSI B31-1 ) Dans toute section de la tuyauterie, l’équation suivante devra être vérifiée: SL =

p . De 0,75 i . M A + 4 . en I /v

≤ SA

SL = contrainte longitudinale ( N/mm² ) P = pression de calcul ( N/mm² ) e = diamètre extérieur de la tuyauterie ( mm ) en = épaisseur nominale de la tuyauterie ( mm ) hors surépaisseur de corrosion et tolérance de laminage I/v = module de flexion de la tuyauterie ( mm³ )

334

i = coefficient d’intensification des contraintes donné à la FIG 3-100 ( le produit0,75 i ne peut jamais être inférieur à 1) MA = moment résultant dans la section considérée dû aux charges mécaniques permanentes ( poids, pression, .... ) ( mmN ) SA = contrainte admissible à la température de calcul pour le matériau ( N/mm² ) ( FIG 1-30 ) Remarque : le terme

p . De p . Di ² peut être remplacé, pour les tubes et fittings, par Slp = 4 . en De ² − Di ²

avec Di = diamètre intérieur de la tuyauterie ( mm ). 2. Contraintes dues à la combinaison des charges mécaniques permanentes et des charges mécaniques occasionnelles ( ANSI B31.1 ) L’équation ci-dessous doit être vérifiée en toute section de la tuyauterie.

p . De 0,75 i . M A 0,75 i . M B + + 4 . en I /v I /v

≤ K’ . Sh

avec MB = moment résultant dans la section considérée, causé par des charges mécaniques occasionnelles telles que: séisme, vent, décharge de soupapes de sécurité, .... ( mmN ). Dans le cas de séisme, on ne considère que la demi-amplitude de MB dû à ce séisme. K’ = 1,115 dans le cas de charges mécaniques occasionnelles se produisant pendant moins de 10% du temps de fonctionnement de la tuyauterie. K’ = 1,2 idem, mais ces charges ne se produisent que pendant moins de 1% de ce temps de fonctionnement. Remarque: Le terme

p . De peut également être remplacé par Slp pour les tubes et fittings (voir cas 1) 4 . en

Pour l’ ANSI B31.3, la somme des contraintes longitudinales SL et de celles dues aux charges occasionnelles ne peut excéder 1,33 Sh. 3. Contraintes causées par l’expansion thermique ( ANSI B31.1 ) L’équation ci-dessous doit être vérifiée en toute section de la tuyauterie. SE =

i . MC ≤ SA + f ( Sh - SL ) I /v

Avec : MC = amplitude du moment résultant dans la section considérée, dû à l'expansion thermique entravée de la tuyauterie ( mmN ) SA = f(1,25 Sc + 0,25 Sh ) = amplitude admissible des contraintes d'expansion thermique ( l'origine de cette valeur sera étudiée au paragraphe suivant ). Sc = contrainte admissible à la température ambiante pour le matériau de la tuyauterie ( N/mm² ) f = facteur de réduction de l'amplitude de contrainte admissible en fonction du nombre de cycles complets ( N ) de température susceptible de se produire pendant la durée de vie de la tuyauterie. N = 7000 est la valeur prise comme base par l'ANSI et qui correspond à environ 1 cycle/jour pendant 20 ans. Cette valeur est rarement atteinte dans les installations industrielles chimiques ou pétrochimiques. Le coefficient ( f ) est donné à la Fig 3-138 Remarque : Si l’amplitude des cycles de température varie, un nombre équivalent N de cycles complets de température peut être évalué comme suit: N = NE + R15 x N1 + R25 x N2 + ........ + Rn5 x Nn ou NE = nombre de cycles de pleine amplitude ∆TE de température pour laquelle les contraintes d’expansion thermiques ont été calculées. N1, N2, Nn = nombres de cycles respectifs de variations plus faibles de température ∆T1, ∆T2,....∆Tn R1, R2, .... Rn =

∆T 1 ∆T 2 ∆Tn , , LL , ∆TE ∆TE ∆TE

335

Pour l’ ANSI B31.3, l’équation imposée est similaire, mais sous une autre forme, à celle que nous venons de voir. 4. Origine de l’amplitude admissible des contraintes d’expansion thermiques adoptées par les codes ANSI On le sait déjà, mais il n’est pas inutile de rappeler que la principale cause de rupture d’une tuyauterie est la fatigue. Il s’agit de fatigue à bas nombre de cycles et donc, dans ce cas, la résistance est moins sensible à la valeur de la contrainte moyenne. Celle-ci est d’ailleurs difficilement déterminable surtout lorsqu’il y a relaxation. Toute l’analyse du code ANSI se base sur l’amplitude de contrainte produite par une précontrainte de 100%, soit SE ( FIG 3.104 b ). Si ( Sr ) est la contrainte à chaud après stabilisation de la relaxation, cette contrainte devient à froid:

 Ec    Sr , dans laquelle Ec et Eh sont les modules d’élasticité à froid et à chaud. Dés lors, on a:  Eh   Ec  Sc" = SE -   Sr  Eh  Dans ce cas, les amplitudes de contrainte réelle valent: Sc' + Sh' = C . SE ( 1 – C )

Eh Ec

C = taux de précontrainte ( max C = 1 , en général C = 0,5 )

 Ec   Sr + Sr  Eh 

- Après relaxation complète : Sc" + Sh" = SE - 

Les codes adoptent pour limites de ces amplitudes de contrainte: - Tuyauteries à faible température ( Eh ≈ Ec ) Sc’ + Sh’ = SE Sc’’ + Sh’’ = SE - Tuyauteries à température élevée ( 400 à 500°C ) en supposant Eh ≈ 2 Ec / 3 Sc’ + Sh’ =

2+C . SE ≤ SE 3

Sc’’ + Sh’’ = SE - Sr / ≤2 SE Contrairement au cas des tuyauteries à faible température, l’amplitude de la contrainte dans le cas des tuyauteries à température élevée n’est pas constante et liée à ( C ) et à ( Sr ). Etant donné qu’il n’est pas possible de prédire la valeur de ( Sr )surtout lorsque celle-ci résulte de sollicitations par flexion ( cas général en tuyauterie ), les codes ANSI adoptent Sr ≈ 1,6 Sh , ce qui correspond à 1,6 fois la valeur de la contrainte entraînant un allongement par fluage de 0,01% en 1000 heures, avec comme maximum la valeur de la limite élastique à la température de calcul. De même, il y a lieu de limiter Sc’ et Sc’’ à 1,6 Sc afin d’éviter les déformation permanentes à froid. Dés lors, on pourrait admettre comme amplitude maximale de fluctuation de la contrainte en un point du système : 1,6 ( Sh + Sc ) Sur ces bases, les codes ANSI ont finalement adopté pour amplitude maximale des seules contraintes dues à l’expansion thermique: SA = f ( 1,25 Sc + 0,25 Sh ) Ce qui, dans le cas maximum pour f = 1, devient lorsque l’on prend également en compte les autres contraintes longitudinales dues au poids et à la pression: SA = 1,25 ( Sc + Sh ) Rappelons que f tient compte de la réduction de la contrainte en fatigue en fonction du nombre de cycles N selon la loi : f . N0,2 = 6 Remarques : PIPEPLUS de ALGOR © dans son report stress calcul ou via la fonction graphique INQUIRE indique les valeurs suivantes :  De    − 0,4 - La contrainte radiale dite primaire (HOOP) : SH = p    2.en  

336

- La contrainte longitudinale SL ( voir § 3.5.3.2 ) 0 ,5

2 2 SL + SH  SL − SH   MA   - La contrainte principale Sp = +   +   , MA = moment de torsion et Z le 2 2   2.Z    module d’inertie. - La contrainte dite « code » : SC = SE + f . SL ( SE définit au § 3.5.3.3 et SL au § 3.5.3.2 ). Notons que pour déterminer SL, il faut établir un cas combiné avec pression + poids mort et pour SE un cas avec uniquement la température. Pour satisfaire aux codes ANSI et EN 13480, il faut combiner les cas de charges comme suit : CC1 : Pression + poids mort et autres charges + thermique + déplacements (ancrages avec déplacements imposés) afin de satisfaire l’équation 12A de l’ANSI ou 12.3.3-1 de EN 13480. CC2 : Pression + poids mort pour satisfaire l’équation 11A de l’ANSI ou 12.3.2-1 de EN 13480. CC3 : Température pour satisfaire l’équation 13A de l’ANSI et 12.3.4-1 de EN 13480. Mais ce cas n’a d’intérêt que pour vérifier SC étant donné qu’il y a toujours une masse gravitaire associée à une tuyauterie. CC4A : Le CC1 + séisme ou le CC1 + vent normal suivant une direction horizontale. CC4B : Idem mais seisme ou vent suivant l’autre direction horizontale. A noter que tous les logiciels de calcul des tuyauteries procèdent de la même façon.

3.6 REACTIONS SUR LES ANCRAGES Le respect des règles précédentes permet de s’assurer qu’aucune fissuration n’apparaîtra dans la tuyauterie en service. Cette condition n’est cependant pas suffisante à elle seule, pour garantir le bon fonctionnement du système, il faudra encore s’assurer que les efforts exercés par les tuyauteries sur les appareils sur lesquelles elles sont ancrées ne pourront provoquer des déformations pouvant compromettre la bonne marche des appareils tels que turbine, compresseur, réservoirs, .... ). Il y a donc lieu de limiter les forces et les moments, mais l’expérience montre que ce sont les moments qui restent le plus difficile à limiter ( l’expérience du projeteur sera un atout majeur dans la recherche d’une solution ). Des règles ont été proposées pour la valeur maximale des efforts et moments comme par exemple les règles NEMA pour les turbines, ou le CODETI .Pour tous les équipements , la société KELLOG propose de limiter la contrainte résultante dans la tubulure raccordée à 4,2 daN/mm² ( 6 KSI ). En outre, elle invite à utiliser la formule ci-après basée sur la flexion des poutres de fondation élastique permet de calculer la contrainte dans la paroi de l'appareil.

σL =

1,17 x Rm ( F1 + 1,5 F 2) e1, 5

= contrainte locale de flexion dans la virole N/m² Rm = rayon moyen de la virole m e = épaisseur locale effective y comprise celle du renfort m F1 = charge unitaire due au moment de flexion longitudinale N L

F1 =

F2 = charge unitaire due à la charge radiale =

ML moment longitudinal mN = =N 2 π . Rt rayon moyen tubulure m

Fr ( avec Fr = force radiale en Newton ) Rt

Cette formule ne peut être utilisée qu’en l’absence de moment circonférentiel ( Mc ) qui donnerait naissance à une contrainte plus élevée. On peut également considérer que la contrainte circonférentielle

337

( σt ) + la contrainte tangentielle de pression ≤ σL Sur le même principe, la rotation ( θ = radians ) d’un piquage, due au moment ML est donné par la formule: 1,5

 29,52 x M L   Rm  θ=  x 2 E    Rt x e 

= radians

Cette formule pouvant être utilisée en cas de moment circonférentiel. Le rapport θ / Mf ou Mf est le moment de flexion résultant, correspond à une raideur en rotation pouvant être transformée en longueur fictive ( Lf ) pour être introduite dans un calcul de flexibilité. Lf = 0,017 . I . ( Rm / Rt² )1,5 = m E = module d’élasticité N/m² I = moment d’inertie du tube de base ( m4 ) On limite généralement les rapport Rt / Rm < 0,3 Exemple numérique Considérons un tube De = 711 mm, e = 13 mm ( 5 mm eps + 8 mm de renfort ), maintenu verticalement par 2 trunnions De = 219,1 mm, subissant chacun une charge verticale de 5000 N. Longueur des trunnions entre le tube vertical et le point d’appui = 150 mm. Rm = ( 711 - 13 ) / 2 = 349 mm = 0,349 m ; Rt = 219,1 / 2 = 109,5 mm = 0,1095 m e = 13 mm = 0,013 m soit ML = 5000 x 0,150 = 750 mN

1,17 0,349 ( F1 ) 0,0131,5 ML 750 F1 = -- = 19 920,65 N = 2 π . Rt 3,14 x 0,1095² σL =

σL = 9 289 357 N/m² ( Pascal ) soit +/- 9,3 N/mm² Notons que σL doit être considérée comme une contrainte secondaire et comparée à 1,25 ( Sc + Sh ) en tenant compte de la pression interne. Le moment ML et la force Fr sont les variations totales indépendamment de toute précontrainte. Remarque : En ce qui concerne les tubulures sur appareils chaudronnés, il est possible d’utiliser les travaux de BIJLAARD ( BS 5500 ), ou utiliser les tableaux publiés par le CODETI ( SNCT ), ou encore utiliser la formule de ROOSHEIM ET MARKL F = K . Dx³ dans laquelle: Dx = diamètre extérieur en inches de la tuyauterie + 3’’ K = coefficient fonction du type de réaction = 3,25 pour une force radiale ( en Lb ) = 1,5 ‘’ ‘’ ‘’ tangentielle ( en Lb ) = 60 ‘’ un moment circonférentiel

3.7 PRISE EN COMPTE DE LA PRECONTRAINTE DANS LE CALCUL Devant l’incertitude pesant sur le résultat de l’opération de précontrainte, les codes ANSI B31.1 et 3 imposent de ne prendre en compte qu’une fraction de cette précontrainte dans les calculs des réactions et ce, au moyen des relations suivantes:

 

- A chaud: Rh = 1 −

2 C   Eh  . R  3   Ec 

- A froid, la plus grande valeur de Rc = C . R ou C1 . R ;

C1 = 1 -

Sh x Ec ShxEc avec ≤1 SE x Eh SExEh

C = taux de précontrainte ( C = 0 s’il n’existe pas de précontrainte C=0,5 si précontrainte à 50%) C1 = facteur de relaxation, on le pose égale à 0 si la valeur calculée est négative . R =variation des réactions ( forces et moments ) correspondant à la dilatation totale calculée avec Eh Rh et Rc = réaction à chaud et à froid (Newton). SE ; Ec et Eh en N/mm² On constate que la valeur de C est affectée d’un coefficient de 2/3 qui tient compte du fait que ’exécution de la précontrainte théorique ne peut être garantie malgré les précautions qui sont prises.

338

Notons que ces relations servent également à déterminer les réactions à froid (toujours présentes) et les réactions à chaud (pouvant se relaxer) sur les supports. Pour les machines ou les appareils chaudronnés, il y a toujours lieu de suivre les impositions de charges maximales données par le fabricant . Sans informations le calculateurs pourra utiliser, en première approximation les tables du CODETI par exemple et dans les appareils chaudronnés traiter les piquages comme des intersections de tuyauteries ( voir § 3.6).

3,8 PRISE EN COMPTE DU SEISME, EN BELGIQUE, DANS LES CALCULS DE FLEXIBILITE Pour satisfaire aux exigences de la DESP, introduire dans les calculs de flexibilité, le spectre de réponse élastique ( Sd(T)), que l’on peut déterminer via l’EUROCODE 8 (ENV 1998-1-1 ; 1-2 et 4) ainsi que l’annexe A de EN 13480. Le Sd(T) est fonction de la zone ou sera construite la tuyauterie, ainsi la Belgique est couverte par 3 zones sismiques. Zone sismique 0 = G-D du Luxembourg et l’extrême sud de la Belgique ( pas de séisme à caindre Zone sismique 1 = provinces de Hainaut et de Liège Zone sismique 2 = le reste du territoire En Zone 1, le PGA (accélération horizontale) = 0,05 g (0,5 m/s²) En Zone 2, le PGA = 0,1 g ( 1m/s²). L’optimalisation du Sd(T) se fera en se référant aux normes précitées, mais on conste très rapidement que les calculs sont longs et délicats, aussi vaudra-t-il sans doute mieux du moins dans un premier temps, opter pour un calcul simplifié, rapide et très sécurisant, d’ailleurs prévu par les normes et introduire les valeurs calculées dans un logiciel de calculs des tuyauteries. Bien entendu on pourra toujours revenir à la méthode optimale si les contraintes provoquent des ratios > 1 et que la modification du tracé et du supportage provoquerait un surcoût trop important de la tuyauterie. Nous réalisons un calcul du Sd(T) simplifié pour la région de Wavre, province du Brabant. a) Tuyauterie située au rez de chaussée Zone 2 : le PGA = 0,1 g EPA ( accélération éfficasse ) = 0,1 x 0,7 = 0,07 g Paramètre du sol de classe B sans informations d’analyse géologique: S = 1,4 ( sécurité maximale) Facteur d’amplification de l’accélération spectrale 0ß = 2,5 Coefficient de comportement (tuyauteries) q = 1 Pour fréquences (f=1/T) de 1,66 à 6,66 Hz à Sd(T) = 0,07 x 1,4 x 2,5 / 1 = 0,245 Implication de Sd(T) dans Pipeplus de Algor par exemple ( Load à earthquake factors): 2 cas sont à prévoir et si Z est l’axe vertical par exemple X Factors Yfactors Zfactors Cas 1 0,245 0,172 ( 0,245 x .7 ) Cas 2 0,245 0,172 Pour les combinaisons voir § 3.5.3 b) Tuyauteries situées en altitude dans ou sur un bâtiment dont on ne possède aucune analyse dynamique ( anciennes structures par exemple). Selon l’annexe A de l’ EN 13480, Sd(T) = 1,5 x 0,245 =0,368 Il suffit au calculateur de remplacer 0,245 par 0,368 et 0,172 par 0,258 dans le tableau précédent. Remarque: Pour la zone 1, il est évident qu’il suffit de diviser les coefficients ci-dessus par 2 et les introduire dans le tableau

339

CHAPITRE 4 : LES COMPENSATEURS 4.1 DEFINITION Les compensateurs sont des dispositifs composés d’ondes toriques capables de supporter une pression et se caractérisent essentiellement par une grande souplesse leur permettant d’absorber les dilatations thermiques des tuyauteries dans lesquelles ils sont placés, sans opposer une grande résistance.

4.2 TYPES DE COMPENSATEURS On distingue pratiquement 3 types de compensateur suivant le mouvement qu’ils sont aptes à absorber soit :

4.2.1 LES COMPENSATEURS AXIAUX Ils se composent d'un soufflet métallique ( ou en caoutchouc, téflon, … ) et de pièces de raccordement aux deux extrémités ( brides, embouts soudables, … ). Les compensateurs peuvent être équipés de tube de guidage et de protection. Le compensateur axial représente le type de base de tous les compensateurs. Outre les déplacements axiaux, il peut absorber de faibles déplacements latéraux et angulaires, ainsi que des vibrations. L'absorption de déplacements constitue la méthode de compensation la plus simple, à condition de pouvoir créer des points fixes suffisants sur la tuyauterie. Avantages : - Facilité de compréhension et de solution théorique du problème de compensation. - Pas de modification de la direction d'écoulement. - Encombrement minimal - Possibilités de petits mouvements latéraux ou angulaires supplémentaires, si la course est réduite en conséquence, ou si l'on prévoit quelques ondulations du soufflet en supplément. - Le compensateur axial est un élément idéal pour le raccordement ( sans contrainte ) à des appareils tels que pompes, turbines, compresseurs, …. Tant qu'il ne s'agit que de pression de service normale. - Coût unitaire raisonnable, vis-à-vis d'une modification importante des tuyauteries Inconvénients : - De robustes points fixes sont indispensables. sur des tuyauteries de grandes longueurs et en cas de mouvement importants, il y a lieu de placer plusieurs compensateurs. - Sur des tuyauteries courtes mais comportant plusieurs angles, il faut un grand nombre de points fixes. Chaque segment est compensé individuellement. La mobilité tri- dimensionnelle du compensateur axial ( absorption des mouvements transversaux ) se trouve très limitée du fait de sa faible longueur. - Le raccordement directe, sans contrainte, à des appareils ‘’ fragiles ‘’ tels que pompes, turbines, ... n’est pas assuré pour des diamètres et / ou pression élevées.

340

4.2.2 LES COMPENSATEURS LATERAUX Ils sont constitués par un ou deux soufflets métalliques reliés par un tube intermédiaire pour le cas de déplacements importants. Ils sont équipés d'un limiteur d'élongation, d'articulation double ou à rotule, ainsi que de brides ou embouts soudables aux deux extrémités. Un compensateur latéral ne peut absorber que des mouvements latéraux, car le système de tirants, d'articulation double ou à rotule empêche un allongement du compensateur. D'autre part, il absorbe l'effet de fond engendré par la mise sous pression de la tuyauterie. Ce système permet le déplacement dans un seul plan pour les articulations doubles et déplacement suivant un cercle dans un plan perpendiculaire à l'axe pour les articulations à rotule. Les compensateurs latéraux ne nécessitent que des points fixes légers. Avantages : - Solution du problème de compensation plus facile qu'avec des compensateurs angulaires. - Le problème des points fixes devient secondaire. - Chaque compensateur peut absorber les mouvements dans les deux plans. L'utilisation de deux compensateurs latéraux permet d'absorber les mouvements dans les trois plans. - Un compensateur absorbe des déplacements assez importants. Par rapport au compensateur axial, on fait l'économie de points fixes intermédiaires et de quelques supports guides. – Le raccordement sans contrainte des appareils tels que pompes, compresseurs, …. est assuré par la présence de tirants qui absorbent les forces de poussée.

4.2.3 LES COMPENSATEURS ANGULAIRES Ils comportent un soufflet métallique avec brides ou embouts soudables et une stabilisation articulée dont l'axe de rotation se situe au milieu du soufflet. Ils sont alors appelés compensateur à articulation. S'ils possèdent deux articulations, ils seront appelés compensateurs à cardan. Ces compensateurs ne peuvent être utilisés que pour des mouvements angulaires, car les articulations empêchent un allongement. L'articulation absorbe l'effet de fond engendré par la mise en pression et assure, au soufflet métallique, lors de son mouvement angulaire, un guidage parfait dans un seul plan. Seule, l'articulation à cardan permet un déplacement

341

dans tous les sens. Les compensateurs angulaires constituent un excellent élément pour les tuyauteries, en utilisant deux compensateurs au minimum, cela permet d'absorber des déplacements importants à condition de prévoir un retour à la tuyauterie. Ils ne produisent que des forces relativement faibles sur les points fixes, mais ne peuvent convenir pour absorber les vibrations. Inconvénients: - Il faut 2 ou 3 compensateurs angulaires pour réaliser un système de compensation. - Obligation d’avoir un tracé comportant des changements de direction. - Encombrement plus important qu’avec les compensateurs axiaux.

4.3 PRINCIPES GENERAUX L’installation de compensateur sur une tuyauterie reste toujours une opération délicate, devant respecter un certain nombre de principes, tels que: - Le nombre de degré de liberté de la tuyauterie munie de compensateurs ne doit pas être surabondant; une composante de la dilatation n’étant, en principe, absorbée que par un seul compensateur. Si on respecte ce principe, on est conduit pour le cas des tuyauteries complexes à fixer ceux-ci ou du moins à leur interdire certains déplacements. A. GAGE ingénieur à l’ E.D.F a démontré que 3 points de rotation peuvent suffire, mais qu’au delà, la tuyauterie devient instable. En général, il y a toujours plusieurs solutions. Le choix dépendra du coût mais surtout de la fiabilité du système. - Si le compensateur doit travailler en flexion, il faut s’assurer qu’il est bien situé en un point ou le moment de flexion est maximum. - Les compensateurs à genouillères ou à cardan peuvent présenter des frottements importants. Les compensateurs à tirants, même si ceux-ci sont bloqués, conservent une flexibilité due à la flexion des tirants eux-mêmes. S’il y a risque de vibrations dues au fluide, la grande flexibilité des compensateurs à tirants devient évidemment un gros inconvénient. - Si des tuyauteries rectilignes sont posées sur un rack et munies de compensateurs axiaux, ils devront être placés près des points fixes, l’autre partie de la tuyauterie étant simplement guidée, afin d’éviter le flambage. - En principe, le compensateur ne peut pas subir de la torsion, cependant on observe que dans le cas des tuyauteries spatiales ce principe est difficile à respecter, il faudra donc s’assurer que si torsion il y a, celle-ci devra être la plus faible possible ( max 1 daN/mm² de contrainte dans la manchette de raccordement ). - Si la tuyauterie se raccorde sur un appareil ( les efforts devant être toujours limités à la bride ) un groupe d’ondes sera situé le plus près possible de l’ancrage à protéger. - Afin de limiter l’ouverture des ondes, les compensateurs seront toujours installés avec une pré-déformation de 50%.

342

4.4 CALCUL DES CARACTERISTIQUES MECANIQUE 4.4.1 PRESSION NOMINALE ( PN ) EN FONCTION DE LA TEMPERATURE Nous savons que la montée en température des métaux diminue la résistance à la pression et il est bien évident que cela s’applique également aux soufflets qui sont réalisés généralement en inox AISI 321 jusque t = 550°C et en INCOLOY 800H au delà. Afin de tenir compte du phénomène, on passe de la pression de calcul à la pression à froid des compensateurs, en divisant la pression de calcul par un coefficient ( Cp ) extrait du tableau FIG 3-143. Cp = coefficient de réduction définit par la relation : Cp =

Rpt Rpo

Rpt = limite d'allongement à la température de calcul ( N/mm² ) Rpo = limite d'allongement à la température de 20°C ( N/mm² ) t = température de calcul en °C Pf =

Pc < PN Cp

Exemple : Soit une tuyauterie dn 200, soumise à une de pression Pc = 12 barg et à la température de calcul de 130°C. Pf =

12 = 14,5 b arg ( PN 16 ) 0,83

Inversement, si l′on recherche la pression de calcul ( ou de service le cas échéant ), maximum admissible pour un compensateur axial PN 16 à 130°C. Pc = 16 x 0,83 = 13,28 barg Dans cet exemple, nous voyons que le compensateur doit présenter pour 12 barg, une résistance à la pression, à froid, de 14,5 barg. L′autre calcul montre que le compensateur choisi avec PN 16 convient bien pour un maximum de 13,28 barg à 130°C. Remarque: PN 1 2,5 6 10 16 25 40 64 100 barg 0,98 2,45 5,88 9,81 15,69 24,5 39,23 62,76 98,1

4.4.2 LONGEVITE DES COMPENSATEURS ( Influence de la pression sur le mouvement ) Cette longévité est représentée par un nombre de cycles que peut effectuer un compensateur. Les valeurs nominales indiquées dans les catalogues de fabricant ( HYDRA, STENFLEX,HANWEL..... ) se rapportent à une durée de vie d′au moins 1000 cycles complets. Les courses totales nominales des compensateurs standards sont donc calculées pour suivre cette garantie. si les nécessités de l′installation exigent un nombre de cycles supérieurs ( ex. 2000 cycles ) il faut diminuer la course utile du compensateur au moyen d′un

343

coefficient ( Cc ) de réduction de course élaboré en fonction de la nature du métal utilisé pour la fabrication du soufflet. Cc = C1 x C2 x C3 ≤ 1,15 Absorption du mouvement à froid

∆L ≤ 2∆N Cc ∆λ ≤ 2 λN Radial : 2 Δo = Cc ∆α Angulaire : 2 Δo = ≤ 2α N Cc Axial : 2 Δo =

Exemple : Pour utiliser un compensateur dn 300 avec embout soudable dans les conditions suivantes:: Pc = 0,88 N/mm² ( 9 barg ) Cycles d'efforts = 2000 ; t = 200°C ; ( soufflet en inox Aisi 321 ) ; ΔL = 35 mm ( axial ) Cp = 0,77 ( Fig 3-143 ) => Pf =

0,88 = 1,143 N/mm² ( 11,43 barg ) soit PN 16. 0,77

Pf 11,43 35 = = 0,715 ; Cc = 0,9 x 1,04 x 0,85 = 0,795 ( Fig 3-144 ), soit : 2 Δo = = 44 mm < 1,15 PN 16 0,795 Dans la table de dimension du catalogue HYDRA ( ed. 1992 ) par exemple, nous obtenons 2 ∆N = 55 mm > 44 mm. Le compensateur ARN16.0300.055.0 conviendra pour assurer 2000 cycles dans les conditions de service pour un déplacement axial.

4.4.3 FORCES PROPRES AU PASSAGE DU FLUIDE DANS LES TUYAUTERIES 1) Forces de dilatation : Elles ne sont pas absorbées par le compensateur. Les contraintes longitudinales sur la tuyauterie peuvent atteindre des valeurs considérables comme nous l′avons déjà indiqué au § 2.2.2. Rappel : P =

E . α . Am = Newton 1000

E = Module d′élasticité ( de YOUNG ) N/mm² Am = section métallique de la tuyauterie = mm² α = élongation de la matière ( mm/m ) ∆L = L . α 2) Force centrifuge dans les coudes : Selon la vitesse de passage du fluide, elle est plus ou moins négligeable, sauf dans le cas d'un fluide a masse volumique élevée ayant une grande vitesse d'écoulement. Fc =

A . δ . v ² . sin θ = Newton 10

A = section efficace du soufflet donnée dans les catalogues ou en adoptant, en première approximation :

344

A=

π . dm² 4

= cm² avec dm = 0,5 ( di + de ) = cm

δ = masse volumique du fluide g/cm³ v = vitesse d'écoulement du fluide m/s θ = angle de la tuyauterie ( ou du coude ) en degrès. 3) Forces et éléments associés aux compensateurs et tuyauteries - Effet de fond: L′introduction d′un compensateur avec soufflet libre, dans un tronçon droit de tuyauterie, donne systématiquement un effet de fond sur les points d′ancrage ( points fixes ) situés à chaque coin du tronçon à compenser. Quel que soit le nombre de compensateurs placés sur un tronçon droit, l′effet de fond résultant est le même que pour un seul compensateur. Il a pour expression: Fs =

A . pe = Newton 0,1

A = section efficace du soufflet = cm² pe = pression d′épreuve ou pression de calcul selon le cas ( barg ) Si la pression interne est supérieure à la pression externe, le compensateur sans points fixes serait allongé sous l′effet de la pression. A l′inverse, le compensateur serait comprimé, lorsque l′on réalise des épreuves hydrauliques par section d′un système complexe de tuyauteries sans disposer de joints fixes importants aux extrémités, les compensateurs doivent être ‘′ bridés ‘′ au moyen de tiges filetées par exemple. 4) Forces de déplacement des compensateurs Elles sont fonction de la raideur du soufflet et des dilatations ou contractions thermiques de la tuyauterie à compenser. Les raideurs d′un compensateur ( axial, radial ) sont indiquées dans les tables de dimensions des fabricants et sont parfois qualifiées de coefficient de déplacement ( Cr, Cp, Cλ, C∆, Cα ) et sont mentionnés exclusivement à froid. Ces valeurs doivent être corrigées par un coefficient en fonction de la température. ( coefficients indiqués pour l′AISI 321 et l′INCOLOY ) t° de calcul <200°C 200 300 400 500 600 700 800 900 Coef. réduc 1 0,93 0,9 0,86 0,83 0,81 0,79 0,77 0,75 ( Kd ) Quelle que soit la raideur C(n) = C(i) x Kd C(i) = coefficient de déplacement ( raideur ) donnée dans le catalogue C(n) = coefficient final tenant compte de la température Il est possible de déterminer les diverses raideurs par la résistance des matériaux, mais cela dépasserait le cadre de cet ouvrage qui doit rester simple et pratique. Nous renvoyons le lecteur intéressé au CODAP 95 ou à l'EJMA ou encore à l′ouvrage de M. J. LECOMTE ‘′ Chaudronnerie et tuyauteries industrielles " aux éditions TEC & DOC LAVOISIER ( France ). Remarque :Il faut savoir que la raideur d′une onde C∆ représente la force axiale qui est nécessaire pour la compression ( ou l′extension ) de l′onde de la valeur unitaire du déplacement ( N/mm ) . Cette valeur est généralement communiquée par le fabricant et est essentiellement fonction du coefficient de forme qui définit sa flexibilité. En l′absence de cette donnée, ce qui est généralement les cas dans une près-étude, La société KELLOGG propose une formule permettant de prédéterminer cette valeur pour une onde en U ( FIG 3-147 ). CΔ =

4 . E . de . e³ 3 . h 0 ,5 . H 2 , 5

avec h = H – 2 r

e = eps de l′onde (mm) de = diam. ext de l′onde (mm)

345

H = hauteur de l′onde (mm) r = rayon de cintrage (mm) E = module d′élasticité à la t° de calcul ( N/mm² ) a) Compensateurs axiaux Effort sur points fixes extrêmes f∆ = C∆ .

∆L = Newton avec précontrainte de 50% 2

C∆ = raideur axiale éventuellement affectée du coefficient Kd ( N/mm ) ∆L = allongement total à absorber Aux coudes: f∆ = C∆ x ∆L x sin θ / 2 avec précontrainte de 50% b) Compensateurs latéraux Force de déplacement dues à la position de déviation totale fr= Cr x Pc fp = Cp x Pc x ∆L / 2 avec précontrainte de 50% fλ = Cλ x ∆L / 2 ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ Cr = raideur due à la friction de l′articulation en fonction de la pression de calcul ( N/bar ) Cp = raideur due à la transmission de l′effort résistant du soufflet en fonction de la pression de calcul N/mm bar Cλ = raideur latérale du compensateur ( N/mm ) FL = fr + fp + fλ c) Compensateurs angulaires Moment dus aux couples de raideur: Mr = moment dû à Cr : Cr x Pc Mα = ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ : Cα x α / 2 avec précontrainte de 50% Mp = ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ : Cp x Pc x α / 2 ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ LA = longueur entre axes des soufflets Nous détaillerons ces calculs au paragraphe 4.7.3 ( installation des compensateurs angulaires ) 5) Forces de frottement sur les supports guides Elles sont inhérentes à la résistance des patins fixés sur la tuyauterie, glissant sur le support ( en général les poutrelles de racks ). Elles ont pour expression: Fg = µ x δ x L = Newton µ = coefficient de frottement ( nombre sans dimension ) Exemples: acier / acier : 0,2 à 0,5 acier / PTFE : 0,1 à 0,2 Paliers à rouleaux : 0,05 à 0,1 δ =masse linéique du tube ( N/m ) L = distance du compensateur au point fixe ( m )

4.4.4 PRISE EN COMPTE DES COMPENSATEYRS (BELLOWS) DANS UN LOGICIEL CAO Les logiciels de CAO tel que PIPEPLUS de ALGOR ©, par exemple, demande lorsque l′instruction « bellow » est activée, d′introduire les éléments ci-après, en fonction du type de compensateur utilisé. Eléments à introduire (unités SI ) Poids = ( kg ) Section active = (mm² ) Raideur longitudinale (axiale) = N/mm Raideur latérale (horizontale) = N/mm

346

Raideur angulaire (horizontale) = Nm/degré Raideur angulaire (verticale) = Nm/degré Raideur de torsion = N/m/degré Nous donnons ci-dessous une série d′exemples d′introduction des données en fonction du type de compensateur. Exemples : a) Compensateur axial Il faut encoder : Le poids La section active La raideur axiale Mettre 0 dans les raideurs latérales et lancer le calcul pour vérifier qu′il n′y ait pas de déformations importantes aux 2 extrémités du compensateurs. Pour le reste on indique 0 dans les cases sauf pour la torsion ou il faut mettre RIGID. Il est évident que l′on pourrait introduire toutes les raideurs, mais celles-ci ne sont pas fournies dans les catalogues des fabricants. b) Compensateur latéral Il faut encoder : Le poids La section active = 0 ( effet de fond repris par les bielles ) La raideur axiale = RIGID Les raideurs latérales = voir catalogue Les raideurs angulaires = RIGID La raideur de torsion = RIGID c) Compensateur angulaire Il faut encoder : Le poids La section active = 0 La raideur axiale = RIGID Les raideurs latérales = RIGID Les raideurs angulaires = voir catalogue La raideur de torsion = RIGID d) Compensateur universel ( 2 soufflets réunis entre eux par une bout de tube) Il faut encoder : Le poids La section active ( sauf si le compensateur est muni de bielles ) Les raideurs latérales et angulaires La raideur de torsion = RIGID

4.5 ELEMENTS ASSOCIES AUX COMPENSATEURS 4.5.1 POINTS FIXES ( ancrages ) Ils doivent être dimensionnés pour supporter les efforts inhérents aux forces suivantes: - Effets de fond - Forces dues aux raideurs du compensateur - Force centrifuge dans les coudes - Forces de frottement sur les supports guides

4.5.2 POINTS FIXES INTERMEDIAIRES Ils seront dimensionnés pour ne supporter que: - Les forces dues à la raideur des compensateurs - Les forces de frottement sur les supports guides Ils seront essentiellement utilisés en compensation axiale pour séparer en partie égales des tronçons droits de tuyauterie. De fait, si la course totale de dilatation d′une ligne droite de tuyauterie est trop importante pour être compensée par un seul élément, on utilise 2 ou plusieurs compensateurs de courses identiques séparés par des points fixes intermédiaires.

347

Note: Il est parfois judicieux d′utiliser des compensateurs pour pression externe qui possèdent des courses importantes.

4.5.3 POINTS FIXES UNIDIRECTIONNELS Ils ont pour but de supporter les forces introduites par la présence de compensateurs dans une seule direction et permettent à la tuyauterie de se mouvoir dans d′autres.

4.5.4 GUIDAGES Ils doivent être parfaitement résolus afin que le compensateur puisse travailler de façon optimum. L′emplacement des guides et la distance les séparant sont extrêmement importants à connaître et à respecter afin que l′installation soit fiable.

L3 = intervalle dépendant du diamètre du tube et sa masse totale (voir tableau des portées de tubes FIG 3-149) Remarque: L′action de la pression régnant dans la tuyauterie, sur la surface effective ( ou utile ) du soufflet développe des poussées comme dans le cas d′un piston. Les forces doivent être absorbées par des points fixes appropriés.

348

4.6 PRECONTRAINTES DES COMPENSATEURS ( METHODE ) 4.6.1. COMPENSATEURS AXIAUX Souder ( ou brider ) le compensateur d'un côté avec la tuyauterie, ce tronçon étant immobilisé afin de permettre la précontrainte sans provoquer le décalage. La tuyauterie à raccorder reposera librement sur les guides. La tuyauterie à raccorder est amenée contre le soufflet et soudée bout à bout ( ou bridée ). Avec un dispositif approprié ( dans le sens axial ) on va tirer sur la tuyauterie jusqu'à une valeur correspondante à la précontrainte indiquée au plan, puis on fixera convenablement la tuyauterie ( points fixes ).

4.6.2. COMPENSATEURS LATERAUX Placer les points fixes aux extrémités. Souder les deux extrémités du compensateur, dans sa position neutre. La tuyauterie à raccorder comporte une distance correspondant à la précontrainte imposée au plan ( exemple en découpant une portion de tube de longueur égale à la précontrainte ). Il suffit de pousser ( ou tirer ) le compensateur, pour que la tuyauterie soit placée bord à bord et ensuite il faut souder ou brider.

4.6.3 COMPENSATEURS ANGULAIRES Les points fixes d'extrémité sont immobiles. Les compensateurs angulaires sont soudés ( ou bridés ) en position neutre, c'est-à-dire perpendiculaire aux tuyaux à raccorder. On écarte, ou on découpe les tuyauteries d'une longueur correspondante aux précontraintes imposées au plan. On tire ( ou on pousse ) les compensateurs jusqu'à la rencontre des tuyauteries et on soude les extrémités bout à bout ( ou on bride ).

349

4.7. INSTALLATION DES COMPENSATEURS 4.7.1. COMPENSATEURS AXIAUX a) Disposition pour déplacements axiaux plus importants ( avec point fixe intermédiaire)

b) Disposition lors d'un piquage sur une conduite principale

c) Disposition lors d'une réduction de diamètre

Rappelons que ∆L = LT ( m ) x α ( mm/m ) Soit: ∆L1 = LT1 x α1 et ∆L2 = LT1 x α2 L1 = 3 x Dn " L2 = 0,5 x L3 ou 14 Dn Pour le calcul de la longueur de montage d′un compensateur axial, il est important de connaître la température de fin de montage, en tenant compte que la température à l′air libre ne doit pas forcément coïncider avec la température de la conduite. LM = Lo +

∆L tu − ∆L 2 td

LM = longueur de montage ( mm ) Lo = longueur libre du compensateur ( mm )

350

∆L = longueur de dilatation à compenser ( mm ) soit ∆L / 2 pour une précontrainte de 50%

tu te − t min = td t max − t min td

;

te = t° air libre ( °C )

tmax - tmin

tmin = t° mini possible de la tuyauterie ( °C ) tmax = t° max possible de la tuyauterie ( °C ) Exemple: Lo = 449 mm ; te = + 20°C ; tmax = 130°C tmin = - 10°C ; ∆L = 66 mm LM = 449 +

66 20 − (−10) − 66 x = 467,8 mm => 468 mm 2 130 − (−10)

1) Sollicitation des points fixes ( PF1 et PF2 ) Avant de remplir d′eau un système de tuyauterie ou d′exécuter une épreuve de pression, il y a lieu de mettre en place les supports, guides ou points fixes appropriés. FH = Fs + F∆ + Fg = Newton 2) Sollicitation des points fixes intermédiaires ( Pfi )

Fi = FΔ + Fg Fi = 2 . A x Pc . sin θ/2 + Fg . sin θ/2

Exemple: Soit une tuyauterie véhiculant de l′eau chaude dn 200 PN 16 Pression de calcul = 12 barg t° de calcul = 130°C Longévité : 2000 cycles Distance entre points fixes = 44 m Vitesse d′écoulement = 10 m/s µ ( coef. de frottement ) = 0,3 Poids de la tuyauterie remplie d′eau = 65 daN/m α = 1,5 mm/m à 130°C - Montages possibles

351

- Solution : Pf =

12 = 14,5 barg ( PN 16 ) 0,83

C1 = 0,97 ; C2 = 1,01 ; C3 = 0,85 Cc = 0,97 x 1,01 x 0,85 = 0,833 < 1,15 Allongement total à absorber = 1,5 x 44 m = 66 mm soit +/- 33 mm De la table de dimensions des compensateurs HYDRA, nous avons pour dn 200 PN 16, le type ARN16.0200.090.0 ayant une course axiale nominale de +/- 45 mm ( 90 mm ). Section efficace = 445 cm² Raideur axiale = 226 N/mm Cas 1 a) Calcul des efforts au point fixe ( PF1 ) Nous avons adopté la pression de calcul, car le compensateur sera bridé durant

A . Pc L′épreuve hydraulique à froid. 0,1 445 x 12 Fs = = 53 400 N 0,1

Fs =

F∆ = C∆ x ∆L / 2 = 226 x 66 / 2 = 7458 N FH = 53 400 + 7 458 = 60 858 N b) Calcul des efforts sur point fixe coude ( PF2 ) Fs =

2 . A . Pc 2 x 445 x 12 x sin θ / 2 = x sin 30° / 2 = 27 642 N 0,1 0,1

F∆ = C∆ . ∆L . sin θ / 2 = 226 x 66 x sin 30° / 2 = 3860,5 N Fc =

A . δ . v ² . sin θ 445 x 1 x 10² x sin 30° = = 2225 N 10 10

FH = 27 642 + 3860,5 + 2225 = 33 727,5 N c) Calcul des efforts sur point fixe intermédiaire ( Pfi ) F∆ = C∆ . ∆L / 2 = 226 x 66 / 2 = 7458 N Fg = µ . δ . L = 0,3 x 650 x 44 m = 8580 N FH = 7458 + 8580 = 16 038 N Cas 2 a) Calcul des efforts au point fixe ( PF1 ) Fs = 53 400 N F∆ = 7458 N Fg = 8580 N FH = 53 400 + 7458 + 8580 = 69 438 N b) Calcul des efforts au point fixe coude ( PF2 ) F3 = 27 642 N F∆ = 3860,5 N Fg = 8580 N Fc = 2225 N FH = 27 642 + 3860,5 + 8580 + 2225 = 42 307,5 N c) Calcul de l(effort au point fixe intermédiaire 5 Pfi ) F∆ = 226 x 66 / 2 = 7458 N = FH

4.7.2 COMPENSATEURS LATERAUX Les compensateurs simples peuvent dans certaines conditions, absorber une déflection latérale de faible amplitude. pour des amplitudes plus importantes, on peut utiliser des compensateurs ‘′ Universels ‘′ constitués de 2 soufflets réunis entre-eux par un tube intermédiaire. A l′état libre, nous savons que tout soufflet introduit un effet de fond. Pour éviter ce problème, on utilise des tirants montés

352

sur des rotules ( pour les amplitudes latérales moyennes ) ou des articulations ( pour les grandes amplitudes ). En outre, lorsque l'on réalise une compensation latérale, il subsiste un allongement résiduel devant être compensé par la flexibilité de la tuyauterie. Cet allongement est fonction de la dilatation ( ou contraction ) du tronçon non compensé, ainsi que de la hauteur de la flèche ( h ) due au mouvement circulaire du compensateur latéral ( Fig 3-161 ). l = distance entre les articulations mm Δλ = course latérale mm h = l - l ² − ∆λ ² = mm Il est donc nécessaire que l'appui guide ( G ) puisse reprendre la valeur de h, afin de ne pas empêcher l'allongement résiduel. Le plan de glissement des appuis doit toujours être perpendiculaire aux axes de rotation des compensateurs. Remarque : Lorsque des charges importantes sont appliquées au système, dans tous les plans, il est nécessaire de prévoir des suspensions ou des appuis élastiques, comme indiqué aux Fig 3-162, 163 et 164.

N.B : Comme dans tous problèmes de compensateurs, c′est à l′ingénierie de subdiviser correctement et supporter la tuyauterie, afin que les compensateurs puissent travailler au maximum de leurs possibilités. 1) Course latérale résultante dans le cas de mouvements dans l′espace Les tables de dimensions des divers constructeurs indiquent les courses latérales nominales pour

353

des déviations symétriques ( Δλ = 2 x

∆λ pour une précontrainte de 50%) . Dans un travail spatial, une 2

telle course latérale ne peut être admise avec toute son amplitude, dans toutes les directions. Les mouvements survenant dans 2 plans, doivent être ajoutés géométriquement. Δr =

∆y ² + ∆x ²

∆r = Course latérale résultante ( mm ) ∆y = ‘′ ‘′ dans la direction principale ( mm ) ∆x = ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ ‘′ transversale ( mm )

2) Prise en compte de la température de fin de montage Lorsque cette température est sensiblement supérieure à la température minimale de calcul et que dans le même temps la température maximale est plus élevée, la contrainte initiale est déduite de la relation Δx =

∆r tu − ∆r x 2 td

tu = te - tmin et td = tmax - tmin ( voir compensateurs axiaux ) Exemple: tmax = 130°C tmin = - 10°C te = 20°C ∆r = 216 mm ( contrainte de 50% ) Δx =

216 20 − (−10) − 216 x = 62 mm 2 130 − (−10)

Le compensateur sera donc dévié de 62 mm de sa position rectiligne, en direction opposée au déplacement attendu de la tuyauterie. 3) Exemples numériques a) Soit une conduite dn 200 PN 16 soumise à une pression de calcul de 12 barg, supportant une température maximale de calcul = -10°C. Allongement du tube à 140 °C = 1,7 mm/m ( Δt = 130 – (-10) = 140°C ) Le compensateur sera garanti pour cycles Le poids au mètre linéaire de la tuyauterie = 650 N/m. Solution ΔL = 80 x 1,7 = 136 mm Cp = 0,82 pour Δt = 140 °C

354

Pf =

12 = 14,6 barg < 16 0,82

C1 = 0,96 ; pour Cp = 0,82 => C2 = 1,03 C3 = 1 pour 1000 cycles. Cc = 0,96 x 1,03 x 1 = 0,99 < 1,15 Δx =

136 ≈ 138 mm soit +/- 69 mm 0,99

Le catalogue HYDRA donne dans ses tables de dimensions, un compensateur PN 16 ayant une longueur hors tout de 940 mm et une course latérale nominale de 150 mm > 136 et offrant les raideurs suivantes: Cr = 36 N/bar Cp = 0,45 N/mm bar ; Cλ = 20 N/mm Note: En cas de calcul serré, la précontrainte à prendre en compte tenant compte de la température de fin de montage serait: Δx =

136 30 − 136 x = 39 mm 2 140

- Calcul des forces de déplacements Fr = Cr x Pc = 36 x 12 = 432 N Fp = Cp x Pc x ΔL/2 = 0,45 x 12 x 136/2 Fp = 367, 2 N FL = 432 + 367,2 + 1360 = 2159,2 N - Calcul de la force de frottement Fg = 0,3 x 650 N/m x 80 m = 15600 N - Calcul de l'effort sur les points fixes extrêmes FPF = FL + Fg = 2159,2 + 15600 = 17759,2 N b) Reprenons la tuyauterie dn 200 PN 16 soumise aux mêmes conditions physiques que dans l'exemple précédent et calculons les efforts aux points fixes. Solution ΔL1 = 60 x 1,7 = 102 mm ΔL2 = 5 x 1,7 = 8,5 mm ΔL3 = 30 x 1,7 = 51 mm ∆r =

(102 + 51)² + 8,5² = 153,3 mm

Cp = 0,82 ( ∆tc = 140°C ) Pf = 12 / 0,82 = 14,6 barg < 16 C1 = 0,96 ; C2 = 1,03 ; C3 = 1 ( 1000 cycles ) Cc = 0,96 x 1,03 x 1 = 0,99 < 1,15 Δλ =

153,3 = 155 mm 0,99

Le catalogue HYDRA indique de prendre un compensateur latéral ayant une longueur LR = 1150 mm permettant un mouvement latéral nominal de 200 mm > 155. Précontrainte à réaliser normalement, c′est-à-dire lorsque la température en fin de montage est négligeable. Δx =

102 + 51 = 76,5 mm 2

355

Il est inutile de prévoir une précontrainte pour le petit mouvement de 8,5 mm de la partie médiane. Note: En cas de calcul tenant compte de cette température en fin de montage. Δx =

102 + 51 (102 + 51) x 30 − = 56 mm 2 140

- Calcul des forces de déplacement Fr = 30 x 12 = 360 N

 102 + 51   = 202 N 2    102 + 51  Fλ = 11 x   = 841,5 N 2  

Fp = 0,22 x 12 x 

FL = 360 + 202 + 841,5 = 1403,5 N Les forces de déplacement dues au mouvement de la branche médiane de m sont négligeables. - Calcul des forces de frottement - Pour la partie de gauche Fg = 0,3 x 60 x 650 = 11700 N - Pour la partie de droite Fg = 0,3 x ( 30 + 5 ) x 650 = 6825 N - Calcul des efforts sur les points fixes extrêmes ( PF1 et PF2 ). FPF1 = 1403,5 + 11700 = 13103,5 N FPF2 = 1403,5 + 6825 = 8228,5 N c) Nous adopterons toujours la même tuyauterie dn 200 PN 16 soumises aux mêmes conditions que dans les exemples précédents ( FIG 3-168 ) Solution ∆L1 = 80 x 1,7 = 136 mm ∆L2 = 40 x 1,7 = 68 mm ∆r = 136² + 68² = 152 mm Cp = 0,82 ( ∆tc = 140°C ) C1 = 0,96 ; C2 = 1,03 ; C3 = 1 ;

Cc = 0,99 < 1,15

152 ≈ 154 mm Δλ = 0,99 Nous adopterons le même compensateur que dans l′exemple 2. Mouvement latéral nominal = 200 mm Δx = 136 / 2 = 68 mm précontraintes Δy = 68 / 2 = 34 mm Note: S′il avait fallu tenir de compte de la température de fin de fin de montage: Δx = 136 / 2 - 136 x Δy = 68 / 2 – 68 x

30 = 39 mm 140

30 = 19 mm 140

- Calculs des forces de déplacement pour le mouvement principal Fr = 30 x 12 = 360 N Fp = 0,22 x 12 x 136 / 2 = 179,6 N Fλ = 11 x 136 / 2 = 748 N FL1 = 360 + 179,6 + 748 = 1287,6 N

356

- Calcul des forces de frottement - Pour la partie gauche Fg1 = 0,3 x 80 x 650 = 15 600 N - Pour la partie droite Fg2 = 0,3 x 40 x 650 = 7 800 N - Calcul des efforts sur les points fixes PF1 et PF2 FPF1 = FL1 + ( FL2 x µ ) + Fg1 ⇓ pour tenir compte du frottement de la branche de droite FPF1 = 1287,6 + 823,76 x 0,3 + 15 600 = 17 135 N FPF2 = 823,76 + 1287,6 + 7800 = 9 010 N d) Nous adopterons à nouveau la même tuyauterie dn 200 PN 16 toujours soumises aux mêmes conditions que dans l′exemple a) Solution ΔL1 = 80 x 1,7 = 136 mm ΔL2 = ΔL3 = 40 x 1,7 = 68 mm - Compensateur S1 Δr = 136² + 68² = 152 mm - Compensateur S2 ΔL3 = 68 mm Cp = 0,85 ( Δt = 140 °C ) ; C1 = 0,96 C2 = 1,03 ; C3 = 1 ( 1000 cycles )

152 = 154 mm 0,99 68 S2 : Δλ = = 69 mm 0,99

S1 : Δλ =

Dans la table de dimensions des compensateurs HYDRA , nous choisirons un compensateur offrant un mouvement latéral nominal de 200 mm > 154 mm ( S1 ). Dans le cas du compensateur axial ( S2 ) nous choisirons un mouvement axial nominal de 90 mm > 69. Précontrainte dans le cas normal ( température de fin de montage négligeable )

136 = 68 mm 2 68 Δy = = 34 mm 2 68 = 34 mm Δx = 2

Compensateur S1 : Δx =

Compensateur S2

Note: En cas de prise en compte de la t° de fin de montage Compensateur S1 ( mouvement principal ) Fr = 30 x 12 = 360 N Fp = 0,22 x 12 x 136 / 2 = 179,5 N Fλ = 11 x 136 / 2 = 748 N ( Cr, Cp, Cλ sont tirés des tables de dimensions du constructeur des soufflets ) FL1 = 360 + 179,5 + 748 = 1287,5 N Compensateur S1 ( mouvement transversal ) Fr = 30 x 12 = 360 N Fp = 0,22 x 12 x 68 / 2 = 89,75 N Fλ = 11 x 68 / 2 = 374 N FL2 = 360 + 89,75 + 374 = 823,75 N

357

Compensateur S2 F∆ = C∆ x ∆L3 / 2 = 226 x 68 / 2 = 7 684 N C∆ est tiré des tables de dimensions du constructeur du soufflet Calcul des forces de frottement - branche de gauche Fg1 = 0,3 x 80 x 650 = 15 600 N ‘′ médiane Fg2 = 0,3 x 40 x 650 = 7 800 N ‘′ de droite Fg3 = 0,3 x 40 x 650 = 7 800 N Effort sur guide placé avant S1 sur branche principal: FL = 823,75 N Effort sur guide placé après S1 sur branche médiane : FL = 1287,5 N Effort sur guide placé avant S2 : FL = 0 Calcul des efforts sur les points fixes ( PF1, PF2 ) - Point fixe PF1 FL = 1287,5 N FL′ = 0,3 x 823,75 = 247,125 N ( accroissement de frottement ) Fg = 15 600 N FPF1 = 1287,5 + 247,125 + 15 600 ≈ 17 135 N Calcul des efforts sur le point fixe intermédiaire ( Pfi ) dû à la branche de droite FL = 7 684 N Fg = 7 800 N soufflet axial Fp =

A . Pc 445 x 12 = = 53 400 N 0,1 0,1

A = section efficace du soufflet tirée des tables de dimensions du constructeur FH = 7 684 + 7 800 + 53 400 = 61 864 N Calcul des efforts sur le point fixe PF2 FL = 7 684 N Fp = 53 400 N FL = 7 684 + 53 400 = 61 084 N

4.7.3 COMPENSATEURS ANGULAIRES Les compensateurs angulaires ne sont sollicités qu′en flexion. Leurs articulations, dont les axes de pivotement sont dans le plan médian du soufflet, interdisent les variations de longueur du compensateur. Une compensation demande toujours que l'on place au moins deux éléments angulaires. Mais, en règle générale, l′agencement en montage articulé triple est préférable.

On trouve dans le commerce des compensateurs angulaires mobiles dans un seul plan ( FIG 3-170 ) comportant une articulation avec tourillon, ils ne peuvent être déformés qu’en flexion, mais aussi des compensateurs mobiles en tous sens ( compensateurs à cardan FIG 3-171 ) admettant des mouvements

358

angulaires dans toutes les directions ( mouvement de rotule ). Ils sont surtout utilisés pour absorber les mouvements dans les systèmes tridimensionnels. Le montage des compensateurs angulaires se fait de préférence à proximité des angles ( coudes ) ou changement de niveau de préférence à 90°, qui seraient présents dans le tracé de la tuyauterie. S’il n’y en a pas, le projeteur intégrera un aménagement en U ou un changement de niveau en L, par exemple. Deux compensateurs angulaires correspondent fonctionnellement à un compensateur latéral, mais ils reviendront beaucoup plus cher. D’une manière générale, il est possible de classer les systèmes de compensation comme suit: - Systèmes à 2 articulations - Systèmes à 3 articulations - Systèmes à 3 articulations en U ‘’ ‘’ ‘’ en L ‘’ ‘’ ‘’ en Z

4.7.3.1 CALCUL DES SYSTEMES ARTICULES a) Système à 2 articulations dans un plan

En général, on utilisera un compensateur latéral, sauf si le mouvement est important ( question de prix ). L'utilisation de deux compensateurs angulaires demande, au projeteur, de pouvoir déterminer la cote A ( distance entre tourillons des compensateurs ) comme indiqué aux Fig 3-172 et 173. Ces figures peuvent également être schématisées comme suit :

359

∆L = mouvement résultant du système ( mm ) A = distance entre articulation des compensateurs ( mm ) θ = angle de flexion entre compensateurs S1 et S2 ( ° ) ∆L = ∆L1 + ∆L2 ( FIG 3.174 a ) ∆L = ∆L2 ( FIG 3.174 b ) Pour une précontrainte de 50%

Δx =

∆L 2

S’il faut tenir compte de la température en fin de montage

Δx =

∆L tu − ∆L 2 td

avec tu = te - tmin et td = tmax - tmin ( voir les compensateurs latéraux ) En général, la branche verticale offre une dilatation tout à fait négligeable. L’angle de flexion est déterminé à partir de la relation θ = arc sin

∆L (pour une précontrainte de 50%) 2A

Pour satisfaire au cahier des charges suivant le nombre de cycles, on adoptera 2 α0 =

θ Cc

≤ 2 αN

( catalogue ). La hauteur de la flèche sera donnée par la relation h = A ( 1 - cos 2 θ ) Cette diminution est donnée à la fois en position de précontrainte et de service. Si on y ajoute la dilatation thermique du coude, ces valeurs seront compensées par la flexion de la tuyauterie. - Calcul des moments de compensateurs M1 = Cr . Pc + Cα . θ + Cp . Pc . θ M2 = M1 + M ( mN ou mdaN suivant le système d’unités utilisé ) Cr, Cα , Cp sont les raideurs angulaires données dans les tables de dimension des constructeurs. - Calcul des forces au départ des moments

2M = Newton A 2M FP1 = et FP2 = 0 A

Fx =

si

L2 ≥ L3

- Forces de frottement Fg = µ . P . L µ = coefficient de frottement appui / support ( 0,3 à 0,8 ) P = poids de la tuyauterie ( N ) L = longueur de la tuyauterie ( m )

b) Système à 2 articulations dans l’espace

∆r = ∆L1² + ∆L 2² = mm ∆r θr = θ1 = θ2 = arc sin 2A Pour une précontrainte de 50% Afin de satisfaire au cahier des charges en fonction du nombre de cycles : α0 =

θr

≤ +/- αN ( catalogue )

Cc ∆L1 Δx = 2

et Δy =

∆L 2 2

La distance A devra être prédéterminée par le projeteur. Sil fallait tenir compte de la température de montage, les précontraintes Δx et Δy

360

seraient déterminées par les relations habituelles :

∆L1 tu − ∆L1 ( mm ) 2 td ∆L 2 tu Δy = − ∆L 2 ( mm ) 2 td

Δx =

- Calcul des moments aux compensateurs M1 = M2 = M = Cr . Pc + Cα . Pc . θ Cr, Cα, Cp sont les raideurs angulaires données dans les tables de dimensions des constructeurs. - Calcul des forces à partir des moments Fa1 =

2 M ∆L1 2 M ∆L 2 x x et Fa2 = ∆r ∆r A A

- Forces de frottement : Fg = µ . P . L pour chaque branche - Effort total au point fixe PF2 : FP2 = Fα2 + ( µ . Fα1 ) + Fg2 - Effort total au point fixe PF1 : FP1 = Fα1 + ( µ . Fα2 ) + Fg1 c) Système à 3 articulations en U On peut considérer le système en U comme étant la combinaison de 2 systèmes à 2 articulations. Dans ce cas, les compensateurs situés au sommet du système en U sont regroupés en un seul compensateur. Il faudra prédéterminer les distances A et B entre les articulations, avec B choisie aussi courte que possible. En règle générale, B = 2 x rayon de courbure des coudes à 90° + la longueur totale des compensateurs S1 et S2 / 2 ). - Mouvement résultant du système : ∆r = ½ ( ∆L1 + ∆L2 ) - Calcul des paramètres auxiliaires: F = B -

∆r 2

( avec précontrainte de 50% )

Le signe ( + ) est adopté en cas de contraction ou pour le calcul de l’angle exacte de précontrainte. D=

A² + B ²

- Angle de flexion:

ϕ1 = arc sin

θ1 = θ2 = ϕ1 - ϕ2

B D

et

ϕ2 = arc sin

F D

D D θ3 = 2 θ1 (angle de flexion au sommet du compensateur S3)

- Hauteur de la flèche : h = D ² − F ² - A ( mm ) Il y a lieu, si cela est possible, de précontrainte le système U de 50%, les compensateurs travailleront ainsi sur les côtés avec un angle de flexion sensiblement identique autour de la position neutre. Moments des compensateurs au droit des raccordements: M1 = Cr1 . Pc + Cα1 . θ1 + Cp1 . Pc . θ1 ( mN ) M2 = M1 ( si les compensateurs sont identiques ) M3 = Cr3 . Pc + Cα3 . θ3 + Cp3 . Pc . θ3 ( mN ) - Calcul des forces de déplacement ( Fx ) : Fx =

M1 + M 3 A

A = distance entre les articulations ( m ) - Calcul des forces exercées sur les points fixes : Mz = M1 = M2 ( si les compensateurs sont identiques ).

361

Exemples numériques Soit une conduite ( dn 300 PN 16 ) véhiculant un fluide à la température de calcul de 130°C et à la pression de calcul de 12 barg. Température minimale = -10°C. On demande de déterminer les efforts aux points fixes. Δt = 130 – ( *10 ) = 140°C Allongement pour 140°C = 1,7 mm/m Cc = 0,99 ( 1000 cycles ) Cp = 0,82 µ1 = µ2 = 0,3 ( coef. De frottement ) Solution ΔL2 = 100 x 1,7 = 170 mm ΔL1 = 80 x 1,7 = 136 mm

136² + 170² = 218 mm 12 PF = = 14,6 barg < 16 0,82

Δr =

∆r 218 = arc sin = 6° 2576 soit +/- 6°15’30’’ 2A 2 x 1000 6,2576 = +/- 6° 321 ( ≈ 6° 30’ ) soit 2 α0 = 13° α0 = 0,99 θ = arc sin

Le catalogue HYDRA nous donne 2αN = 14° soit +/- 7° > α0 Raideurs angulaires: Cr = 22,8 Nm / bar Cα = 93 Nm / degré Cp = 3,3 Nm / degré bar

2 x 375 L = 1000 = 625 mm 2 2 2 x 375 = 1375 mm LA = 1000 + 2

Lz = A - 2 .

Précontraintes dans le cas ou la température de fin de montage est négligée Δx =

136 = 68 mm 2

Δy =

170 = 85 mm 2

Note : En tenant compte de la température de fin de montage Δx =

136 30 - 136 x = 39 mm 2 140

Δy =

170 30 - 136 x 2 140

- Calcul des moments aux compensateurs M1 = M2 = M = 22,8 x 12 + 3,3 x 12 x 6°321 + 9,3 x 6° 321 = 1135,5 mN

2 M ∆L1 2 x 1135,5 136 x = x = 1417 N A ∆r 1 218 2 M ∆L 2 2 x 1135,5 170 Fα2 = = x = 1771 N x A ∆r 1 218 Fα1 =

- Calcul des forces de frottement Fg1 = 0,3 x 1250 x 80 = 30 000 N

362

Fg2 = 0,3 x 1250 x 100 = 37 500 N - forces transversales sur les supports de part et d’autre des compensateurs - Support situé sur la branche 2; l’effort est dû à Fα1 soit 1417 N - Support situé sur la branche 1; l’effort est dû à Fα2 soit 1771 N - Calcul des efforts aux points fixes PF1 et PF2 FP2 = Fα2 + Fα1 . µ1 + Fg2 = 1771 + 1417 x 0,3 + 37 500 = 39 691 N FP1 = Fα1 + Fα2 . µ2 + Fg1 = 1417 + 1771 x 0,3 + 30 000 = 31 948 N 2) Montage articulé tripe en U ( dans un plan ) Fig 3-179 Nous reprendrons les mêmes conditions de calcul que dans le cas précédent Solution ΔL1 = ΔL2 = 1,7 x 80 = 136 mm Δr =

136 + 136 = 136 mm ( précontrainte de 50% ) 2

En première estimation, nous avons adopté des valeurs suivantes : A = 1100 mm et B = 1600 mm

A² + B ² =

1100² + 1600² = 1942 mm 136 F = B – ½ . Δr = 1600 = 1532 mm 2 B 1600 = arc sin = 55° 4764 et ϕ1 = arc sin D 1942 D=

ϕ2 = arc sin

F 1532 = arc sin = 52° 0807 D 1942

θ1 = θ2 = 55° 4764 - 52° 0807 = 3° 3957 α1 =

3°3957 = 3° 43 nous adopterons α1 = +/- 4° soit 2 α1 = 8° 0,99

α3 = 2 α1 = 2 x 4 = +/- 8° soit 2 α3 = 16° Du catalogue HYDRA, nous adopterons pour les compensateurs S1 et S2 : 2 αN1 = 14° ( 9° étant jugé trop juste ) et pour S3 : 2αN3 = 24° Les tables de dimensions nous donnent pour S1 et S2: Cr1 = 22,8 Nm/bar ; Cα1 = 93 Nm/degré et Cp1 = 3,3 Nm/degré bar. Pour S3 nous aurons Cr3 = 22,6 Nm/bar ; Cα3 = 108 Nm/degré et Cp3 = 7,1 Nm/degré bar. Lz = 1100 – 2 x 457 = 186 mm et La = 2 x 1600 + 375 = 3575 mm

Calcul de la précontrainte ∆x en considérant θ1 = 4° Δx =

272 - 2 x 1600 ( 1 - cos 4° ) = 128,2 => 129 mm 2

La différence entre cette valeur et celle obtenue par la méthode simplifiée n’est que de 136 - 129 = 7 mm qui est une valeur très négligeable. Si nous devions tenir compte de la température de fin de montage:

363

Δx =

129 70 - 272 x = 71 mm 2 140

2 140 M1 = M2 = 22,8 x 12 + 3,3 x 12 x 4 + 9,3 x 4 = 469,2 Nm M3 = 22,6 x 12 + 7,1 x 12 x 8 + 108 x 8 = 1816,8 Nm Fx =

M 1 + M 3 469,2 + 1816,2 = = 2077,6 N A 1,1

Forces dues au frottement : Fg = 0,3 x 1250 x 80 = 30 000 N ( à gauche ou à droite dans ce cas ) Efforts exercés sur les points fixes PF1 et PF2 FPα = Fx = 2077,6 N + 30 000 N = 32 077,6 N Moments exercés sur les points fixes: Mpz = M1 = M2 = 469,2 Nm d) Système à 3 articulations en L et Z ( en plan ) La compensation est assurée, même pour les mouvements d’amplitude maximale, sans qu’interviennent des contraintes de flexion dues à l’absorption de mouvements par élasticité naturelle dans les branches conjuguées comme dans le cas des systèmes articulés doubles. Un tel montage requière souvent des calculs par approximations successives, mais qui se simplifient avec l’expérience du projeteur. En outre, on utilise souvent des compensateurs angulaires identiques. Il en résulte qu’en de nombreux endroits, l’angle de flexion disponible n’est pas complètement utilisé et que de ce fait des calculs plus précis ne sont évidemment pas indispensables en ces endroits. Remarques: Les systèmes en Z ( Z1, Z2 ) peuvent être assimilés au système en L. - D’une manière générale, pour les montages L et Z1, il est recommandé de monter 2 compensateurs angulaires sur la portion de tuyauterie ayant le plus petit mouvement et le troisième compensateur étant placé sur le tronçon ayant le mouvement le plus important. - Les approches sont toutefois assez différentes pour le système Z2 ( FIG 3-182 ). Il est cependant recommandé d’adopter pour le compensateur S1 une faible déviation angulaire.

364

Une variante au montage Z1 est proposée à la FIG 3-183. L’une de ces branches est inclinée à 30° par rapport à l’horizontale. Le mouvement provenant de ce tronçon doit être décomposé selon 2 directions et nous aurons 2 composantes ∆L1 et ∆L2 que l’on additionne ensuite aux mouvements de directions correspondantes.

∆L 2 ( avec précontrainte de 50% ) 2A ∆L 2 D’où A = 2 sin θ 1 ∆L1 + B + ∆L 2 / A ( cas des systèmes en L ) θ2 = arc sin 2C ∆L + ( B . ∆L 2 / A ) ( avec ∆L = ∆L1 + ∆L3 , c’est le cas des systèmes en Z ) θ2 = arc sin 2C θ2 = arc sin

θ3 = θ1 + θ2 αo = θn / Cc ≤

αN

ΔL2 = A x 2 sin θ1

( Cc = coefficient global de longévité ) et

∆L1 = C x 2 sin θ2 - B

∆L2 A

L’examen de ces formules montre que ( A ) sera d’autant plus petit que l’angle de flexion ( θ ) des compensateurs angulaires voisins sera grand et inversement. La distance ( C ) dépend, pour l’essentiel , de l’angle de flexion des compensateurs angulaires voisins. mais de plus, elle dépend de la longueur ( B ) qui devra être la plus courte possible. Si l’on ne doit pas tenir compte de la température de fin de montage, les précontraintes peuvent être calculées au départ des relations suivantes: ∆y = ∆L2 / 2 - Système en L Δx = ∆L1 / 2 et

365

- Système en Z

∆x =

∆L1 + ∆L 2 2

et

Δy = ∆L2 / 2

Si l’on désire un calcul plus rigoureux des précontraintes: Δx = C x sin θ2 - A ( 1 - cos θ1 ) - B sin θ1 Δy = A x sin θ1 - B ( 1 - cos θ1 ) - C ( 1 - cos θ2 ) Et pour le cas où l’on doit tenir compte de la température de fin de montage, on utilisera la relation connue Δx =

∆L tu − ∆L 2 td

avec

tu = te - tmin et

td = tmax - tmin

Exemples numériques: 1. Montage articulé triple en L ( dans un même plan ) Reprenons toujours notre conduite dn 300, PN 16 véhiculant un fluide à la température de 130 °C, sous une pression de calcul = 12 barg. La température minimale = - 10°C. Δt = 130 – (-10) = 140 °C. Allongement pour 140 °C = 1,7 mm/m D'après nos différents calculs précédents, Cc = 0,99 ( 1000 cycles ) Cp = 0,82 µ1 = µ2 = 0,3 ( coefficient de frottement ) On demande de calculer les efforts aux points fixes PF1 et PF2. A = 1400 mm ; B = 850 mm ; C = 1500 mm Longueur d'un coude 3D = 457 mm. Solution ∆L1 = 90 x 1,7 = 153 mm ∆L2 = 80 x 1,7 mm = 136 mm

136 ∆L 2 = arc sin = 2°, 784 2A 2 x 1400 ∆L1 + ( B x ∆L 2 / A ) 153 + ( 850 x 136 / 1400 ) = arc sin = 4°, 503 Soit sin θ2 = 0,07851 θ1 = arc sin 2C 2 x 1500 θ1 = arc sin

θ3 = θ2 + θ1 = 2°,784 + 4°,503 = 7°, 287 => sin θ3 = 0,12684

2° 784 = ± 2°,182 ( 2° 32’ 52’’ ) 0,99 4° 503 α2 = = ± 4°, 548 ( 4° 32’ 52’’ ) 0,99 7° 287 α3 = = ± 7°, 360 ( 7° 21’ 38’’ ) 0,99

α1 =

Dans les tables de dimensions du catalogue HYDRA nous pouvons choisir pour: - S1 le type WRN16.0300.090.0 2 αN = 90° longueur = 340 mm - S2 ‘’ ‘’ 0140.0 ‘’ = 14° ‘’ = 375 mm - S3 ‘’ ‘’ 0240.0 ‘’ = 24’’ ‘’ = 495 mm D’où les coefficients de raideur: Cr1 = 22,7 Nm/bar Cα1 = 151 Nm/degré Cp1 = 2 Nm/degré bar Cr2 = 22,8 ‘’ Cα2 = 93 ‘’ Cp2 = 3,3 ‘’ Cr3 = 22,6 ‘’ Cα3 = 108 ‘’ Cp3 = 7,1 ‘’ Note: Les valeurs de Cp sont très faibles et parfois supprimées chez certains fabricants ou fournisseurs.

366

Précontraintes simplifiées: Δx = 153 / 2 = 76,5 mm et Δy = 136 / 2 = 68 mm Un calcul rigoureux aurait donné: Δx = 1500 x 0,07851 - 1400 ( 1 - cos 4°,503 ) - ( 850 x sin 4°, 503 ) = 72,5 mm Δy = 1400 x 0,048857 - 850 ( 1 - cos 4°, 503 ) - 1500 ( 1 - cos 4°,503 ) = 61 mm On constate qu’il n’y a que quelques millimètres de différence entre les 2 résultats. Note: S’il avait fallu tenir compte de la température de fin de montage:

30 = 40 mm 140 30 = 32 mm Δy = 61 - 136 140

Δx = 72,5 – 153

Calcul des moments dus par le compensateur: M1 =22,7 x 12 + 151 x 2°,784 + 2 x 12 x 2,784 ≈ 760 mN M2 = 22,8 x 12 + 93 x 4°,503 + 3,3 x 12 x 4°,503 ≈ 871 mN M3 = 22,6 x 12 + 108 x 7°,287 + 7,1 x 12 x 7°,287 ≈ 1680 mN Calcul des forces de déplacement dues à la position de déviation.

M 2 + M 3 871 + 1680 = = 1701 N C 1,5 M1 + M 3 760 + 1680 F2 = = = 1743 N A 1,4 F1 =

Calcul des forces de frottement Tronçon de gauche Fg2 = 0,3 x 1250 x 80 = 30 000 N Fg1 = 0,3 x 1250 x 90 = 33 750 N Forces transversales sur les supports guides, de part et d’autre des compensateurs: - Devant S1 : Ft1 dû à F2 = 1743 N - Devant S2 Ft2 dû à F1 = 1701 N Calcul des efforts sur les points fixes Fpf2 = 1743 + ( 1701 x 0,3 ) + 30 000 ≈ 32 254 N Fpf3 = 1701 + ( 1743 x 0,3 ) + 33 750 ≈ 35 975 N 2. Montage articulé en Z ( dans un plan ) A = 1400 mm B = 850 mm C = 1500 mm Coude 3D = 457 mm de rayon Cc = 0,99 µ = 0,3 Cp = 0,82 Conditions de calcul : voir exemple 1. Calculer les efforts aux points fixes. Solution ∆L1 = 100 x 1,7 = 170 mm ∆L2 = 10 x 1,7 = 17 mm ∆L3 = 80 x 1,7 = 136 mm θ1 =arc sin

θ2 =arc sin

(136 + 170 ) + 850 x (17 / 1400 ) = 6°, 0525 2 x 1500

17 = 0°,348 2 x 1400

367

θ3 = 0°,348 + 6°,0525 = 6°, 4005 soit 6° 24’

0° 348 ≈ 0°, 3515 ( +/- O° 21’ ) 0,99 6° 0525 α2 = ≈ 6°, 1136 ( +/- 6° 07’ ) 0,99 6° 4005 α3 = ≈ 6°,465 ( +/- 6° 28’ ) 0,99

α1 =

Nous pouvons maintenant choisir les compensateurs dans les tables de dimensions d’un constructeur ( ex: HYDRA ) S1 = type WRN16.0300-090-0 2αN = 90° longueur = 340 mm S2 = ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ = 240° ‘’’ = 495 mm S3 = ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ = ‘’ ‘’ = 495 mm Ce qui nous donne les coefficients de raideur: Cr1 = 22,7 Nm/bar Cα1 = 151 Nm/degré Cp1 = 2 Nm/degré bar Cr2 = Cr3 = 22,6 Nm/bar Cα2 = Cα3 = 108 Nm/degré Cp2 = Cp3 = 7,1 Nm/degré bar Calcul simplifié des précontraintes ( justifié dans ce cas )

Δx1 =

170 + 136 = 153 mm 2

Δy = 17 / 2 = 8,5 mm Nous ne ferons donc pas de calcul plus précis des précontraintes, du fait que nous avons adopté des compensateurs offrant un angle de flexion très grand rattrapant les imprécisions. Calcul des moments des compensateurs: M1 = 22,7 x 12 + 151 x 0°,348 + 2 x 12 x 0°,348 ≈ 333, 3 mN M2 = 22,6 x 12 + 108 x 6°,0525 + 7,1 x 12 x 6°,0525 = 1192 mN M3 = 22,6 x 12 + 108 x 6°,4 + 7,1 x 12 x 6°,4 = 1508 mN Calcul des forces de déplacement:

M2+ M3 1192 + 1508 = = 1800 N C 1,5 M1 + M 3 333,3 + 1508 F2 = = = 1315 N A 1,4

F1 =

Calcul des forces de frottement Fg1 = 0,3 x 1250 x 100 = 37 500 N Fg2 = 0,3 x 1250 x 10 = 3750 N Fg3 = 0,3 x 1250 x 80 = 30 000 N Forces transversales sur les supports guides Effort dû à F2 devant S1 = 1315 N Effort dû à F2 + Fg2 devant S2 = 1315 + 3750 = 5065 N Calcul des efforts sur les points fixes extrêmes: Fpf2 = 1800 + ( 1315 x 0,3 ) + ( 3750 x 0,3 ) + 30 000 = 33 320 N Fpf1 = 1800 + ( 1315 x 0,3 ) + ( 3750 x 0,3 ) + 37 500 = 40 820 N θ1 = arc sin C=

∆L2 A

ou

A=

∆L 2 2 sin θ 1

∆L1 sin θ 1 +B x 2 sin θ 2 sin θ 2

 ∆L1 B . sin θ 1 + C   2C ∆L3 θ‘’2 = arc cos 2C

θ‘2 = arc cos 

Cos θ2 = cos θ‘2 x cos θ‘’2 ; θ‘2 et θ‘’2 ne peuvent être déterminés que par approximations successives.

368

θ3 = arc cos ( cos ( θ1 + θ‘2 ) x cos θ‘’2 ) Calcul des précontraintes Δx1 = C sin θ2 - A ( 1 - cos θ1 ) - B sin θ1 Δy = A sin θ1 - B ( 1 - cos θ1 ) + C ( cos θ‘2 - cos θ‘’2 ) Δx3 =

∆L3 2

Dans de nombreux cas, on utilise les formules simplifiées : Δx1 =

∆L1 2

Δy =

∆L 2 2

Δx3 =

∆L3 2

En cas ou il faut tenir compte de la température de fin de montage: Δx1 =

∆L1 tu - ∆L1 x 2 td

Δy =

∆L 2 tu - ∆L2 x 2 td

Δx3 =

Calcul des moments des compensateurs M1 = Cr1 x Pc + Cα1 x θ1 + Cp1 x Pc x θ1 M’2 = Cr2 x Pc + Cα2 x θ‘2 + Cp2 x Pc x θ‘2 M’’2 = Cr2 x Pc + Cα2 x θ‘’2 + Cp2 x Pc x θ‘’2 M’3 = Cr3 x Pc + Cα3 x θ‘3 + Cp3 x Pc x θ‘3 M’’3 = Cr3 x Pc + Cα3 x θ‘’3 + Cp3 x Pc x θ‘’3 Calcul des forces de déplacement F1 =

M '2 + M '3 C

F2 =

M 1 + M '3 A

F3 =

∆L3 tu - ∆L3 x 2 td

M "2 + M "3 3

Note : Les compensateurs S2 et S3 sont à cardan, le compensateur S1 ne travaille que dans un plan, il est placé sur le tronçon ayant le mouvement le plus important. Forces de frottement : Fg = µ x P x L à calculer pour chaque tronçon

369

Calcul des efforts sur les points fixes - Point fixe PF2 : Fpf2 = F3 + ( F2 x µ2 ) + ( F1 x µ1 ) + ( Fg2 x µ2 ) + Fg2 - Point fixe PF1 : Fpf1 = F1 + ( F2 x µ2 ) + ( F3 x µ3 ) + Fg1 e) Systèmes à 3 articulations en Z Il est possible, ici, d’absorber des mouvements dans les 3 plans et on peut être assuré d’une parfaite compensation, même dans le cas de mouvements très importants. De plus, il n’y a pas de contrainte de flexion dues à l’absorption de mouvements par élasticité naturelle de banches conjuguées comme dans le cas des systèmes articulés doubles. Toutefois, ce genre de montage demande une bonne expérience d’ingénierie dans ce domaine, afin de limiter les calculs par approximations successives. Généralement et pour une raison d’opportunité, il est d’usage d’utiliser des compensateurs identiques par exemple dans le but de limiter les stocks en magasin. de ce fait, l’angle de flexion n’est pas complètement utilisé à de nombreux endroits et il devient inutile de procéder à des calculs très précis.

Exemple numérique ( Fig 3-188 ) A = 1400 mm ; B = 850 mm ; C = 1500 mm Coude 3D : r = 457 mm Cc =0,99 ; µ = 0,3 et Cp = 0,82 Conditions de calcul identiques aux exemples précédents. Calculer les efforts aux points fixes. Solution ΔL1 = 120 x 1,7 = 204 mm ΔL2 = 10 x 1,7 = 17 mm ΔL3 = 100 x 1,7 = 170 mm Calcul des angles de flexion θ1 = arc sin

17 = 0° 3478 2 x 1400

850 x sin 0°3478  204  = 4° 097 + 1500  2 x 1500  170 = 3° 2485 θ‘’2 = arc sin 2 x 1500 

θ‘2 = arc sin 

cos θ‘’2 = 0,9984 ; cos θ‘2 = 0,9975 ; θ2 = arc cos ( 0,9975 x 0,9984 ) = 5° 1876

cos θ1 = 0,9999

370

θ‘3 = arc cos ( 0,9999 x 0,9975 ) x 0,9984 = 5° 2503 θ‘’3 = θ‘’2 = 3° 2485 Angle de flexion à adopter pour le calcul de M’3: θ1 + θ‘2 = 0,3478 + 4,097 ≈ 4° 445 α1 =

0°3478 = +/- 0,3513 0,99

α2 =

5°1876 = +/- 5° 24’ 0,99

α3 =

5°2503 = +/- 5° 203 0,99

Choix des compensateurs angulaires ( d’après le catalogue HYDRA ) S1 = type WRN16.0300.090.0 2αN = 9° Longueur = 340 mm S2 = ‘’ ‘’ ‘’ 140.0 ‘‘ = 14° ‘’ = 375 mm S3 = ‘’ ‘‘ ‘’ ‘’ ‘’ = 14° ‘’ = 375 mm Coefficients de raideur tirés des tables de dimensions Cr1 = 22,7 Nm/bar Cα1 = 151 Nm/degré Cp1 = 2 Nm/degré Cr2 = 22,8 ‘’ Cα2 = Cα3 = 93 ‘’ Cp2 = Cp3 = 3,3 Nm/degré Calcul des forces transversales sur les supports guides de part et d’autre des compensateurs. - Devant S1 due à F2 = 854,5 N - Devant S2 due à F2 + Fg2 = 854,5 + 3750 = 4604,5 N Sur le support guide transversal ( entre S1 et S3 ) = F3 = 939,5 N ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ ( au-dessus de S2 ) = 1120 N = F1 Le support guide transversal inférieur est recommandé car en son absence la force F1 devrait se manifester au-delà du compensateur S1. Le support guide transversal supérieur protège le tronçon 3 contre la torsion. Calcul des forces sur les points fixes. - Point fixe PF2 : Fpf2 = F3 + ( F2 x µ2 ) + ( F1 x µ1 ) + ( Fg2 x µ2 ) + Fg3 Fpf2 = 939,5 + ( 854,5 x 0,3 ) + ( 1120 x 0,3 ) + ( 3750 x 0,3 ) + 37 500 Fpf2 = 40 157 N - Point fixe PF1 : Fpf1 = F1 + ( F2 x µ2 ) + ( F3 x µ3 ) + Fg1 Fpf1 = 1120 + ( 854,5 x 0,3 ) + ( 939,5 x 0,3 ) + 45 000 Fpf1 = 46 658 N 4.7.4

COMPENSATEURS A PRESSION EQUILIBREE

La compensation des forces résultant de la pression peut se faire avec: - Des ancrages axiaux - Des dispositifs avec compensateurs sur coude - Des compensateurs à pression équilibrée La pratique nous enseigne qu’il est parfois impossible de réaliser une compensation satisfaisante avec des compensateurs classiques tels qu’étudiés ci-avant. L’utilisation de compensateurs axiaux ne peut être envisagée pour de grands diamètres de conduites et de fortes pressions vu les efforts importants sur les points fixes. Il arrive également que l’on ne peut disposer d’un tracé convenant à la reprise des dilatations, donc ne pouvant envisager l’adoption de compensateurs latéraux ou angulaires. Dans tous ces cas, il est possible de recourir aux compensateurs à pression équilibrée. 1. Ancrages axiaux La compensation est ici purement axiale comme le montre la FIG 3-189 ci-après. Les tirants n’ont besoin d’aucune articulation. Il suffit de monter un compensateur axial classique. les tirants devront pouvoir supporter des forces axiales résultant de la pression ( voir paragraphe ‘’ effet de fond ‘’ ). Un ancrage axial exige que les tirants soient montés hors de l’isolation calorifique afin qu’il ne soit pas le siège de contraintes thermiques. Il faut donc limiter au maximum le transfert de chaleur entre les appuis et les tirants. 2. Compensateurs à pression équilibrée sur coude C’est une conception particulière de l’ancrage axial du paragraphe 4.7.4. En exécution normale, ces compensateurs comportent deux compensateurs axiaux formant un ensemble prêt à monter. La pièce médiane est généralement fournie par l’utilisateur pour raison d’économie.

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Ce type de montage de compensateur à pression équilibrée peut être envisagé chaque fois qu'il existe un coude à 90° et lorsque la branche libre ( verticale dans l'exemple ) est trop courte pour autoriser le montage d'un compensateur latéral. Le compensateur associé au coude absorbe le mouvement horizontal ΔL1 ( Fig 3-190) de la conduite entre les deux colonnes et cela sans presque sz réaction. Seules les déformations élastiques des deux soufflets engendrent une très faible force transversale appliquée aux tubulures de liaison aux colonnes. Le soufflet de compensation de la force de pression ( effet de fond ) et les tirants compensent la force longitudinale due à la pression ( poussée ). Rappelons que cette force Fs =

A . Pc = Newton 0,1

Pour que ce type de montage puisse être adopté, il faut toutefois que, comme dans le présent exemple, les mouvements verticaux soient faibles ou que, s’ils sont plus importants, ils soient de la même importance et surviennent sans décalage dans le temps. Si cette condition ne peut être assurée, il faut utiliser un compensateur universel tel que décrit ci-après. 3.Compensateur universel sur coude Ils ont une structure analogue à celle du compensateur à pression équilibrée sur coude, mais il lui est supérieur du fait de sa mobilité totale en trois plans, il comporte en plus 2 soufflets. Il est également livré sous forme d’un groupe complet, la pièce centrale pouvant toujours être fournie par l’utilisateur. Ces appareils peuvent être mis en œuvre sur tout changement de direction à 90° lorsque la branche libre ( verticale dans l'exemple Fig 3-191 ) est trop courte pour permettre le montage d'un compensateur latéral. Comme dans le cas des compensateurs latéraux mobiles en tout sens, les ancrages

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comportent des articulations sur croisillons ou, s'il suffit d'une mobilité latérale dans un plan, des articulations sur tourillons comme l'indique la Fig 3-191. Le raccordement sans contrainte à des turbines, chaudières, etc,.... occasionne souvent des problèmes que les compensateurs universels permettre de résoudre parfaitement. Remarque: les compensateurs latéraux à pression équilibrée sur coude peuvent également être mis en oeuvre dans des systèmes spatiaux lorsqu’ils sont équipés de cardans pour obtenir une mobilité dans tous les plans ( FIG 3-192 )

4.8 NOTES SUR LES SOUFFLETS '' MULTICOUCHE " Le principe du multicouche est de remplacer l’épaisseur totale de la paroi supportant la pression par plusieurs couches minces, afin d’améliorer la mobilité du compensateur ce qui reste sa principale qualité. C’est la comparaison entre un rond métallique et un câble métallique. Le soufflet multicouche est réalisé à partir d’un paquet de plusieurs cylindres superposés. Pour ce faire, on part d’un cylindre intérieur étanche soudé longitudinalement sur lequel on enrobe en spirale les différentes couches de feuillards nécessaires pour obtenir l’épaisseur voulue de la paroi.

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On recouvre ensuite le tout, d’un cylindre extérieur présentant une soudure longitudinale. le paquet cylindrique multicouche ainsi réalisé est transformé en un soufflet en réalisant à la presse des ondes de forme annulaire. L’allongement plastique du matériau qui en résulte constitue dans le même temps un contrôle fiable de la qualité de la soudure longitudinale des cylindres. Ces différents cylindres peuvent être constitués de matériaux différents ce qui ouvre des possibilités de combinaisons économiques pour s’opposer aux attaques de la corrosion par exemple. Avantages des soufflets multicouches - Maîtrise des pressions élevées et extrêmes - Grande absorption des déplacements - Faible encombrement - Faibles efforts de déplacement - Compensation optimale dans un espace minimal - Indication précoce en cas de fuite via un orifice de contrôle - Sécurité totale à l’éclatement - Utilisation économique des matériaux de haute qualité résistant à la corrosion - Isolation contre les bruits de structure ( +/- 20 dB )

4.9 COMPENSATEURS EN ELASTOMERES ET EN PTFE 4.9.1 COMPENSATEURS EN ELASTOMERE Ils sont très utilisés dans toutes les sections de l’industrie, mais pour des pressions et températures plus faibles que dans le cas des compensateurs métalliques. Ils sont d’une exécution très flexible, d’une raideur modérée et possèdent une excellente absorption des dilatations et vibrations. Nous retrouvons, ici également, les 3 types principaux de compensateurs ( axial, latéral, angulaire ) mais aussi le compensateur à pression équilibrée ( FIG 3-195 ).

Ces compensateurs sont fabriqués dans divers élastomères classés en fonction de leur couleur de référence. BLANC ( Néoprène ) - Utilisation pour l’eau froide ou chaude pmax = 16 barg à 20°C ‘’ = 10 barg à 60°C BLEU ( Nitril ) - Pour denrées alimentaires et l’eau potable

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pmax = 20 barg à 20°C ‘’ = 16 barg à 70°C ROUGE ( EPDM ) - Pour le gaz de ville, gaz naturel, fuel, huiles minérales, gaz de haut- fourneaux .... pmax = 16 barg à 20°C ‘’ = 6 ‘’ à 110°C ORANGE ( EPDM ) - Pour l’eau, l’eau chaude ou la vapeur d’eau. Egalement pour les acides, les bases, les bains de décapage,.... pmax = 16 barg à 20°C " = 6 barg à +/- 90°C JAUNE ( Perbunan ) - Spécial pour huiles, graisses, gaz combustibles, air comprimé, caoutchouc butadiène, eaux résiduaires.... - acrylonitrile : pmax = 6 barg à 80°C VERT ( Hypalon ) - Spécial pour acide et bases Résistance thermique et à la pression en fonction de l’agressivité du fluide ( Tableau extrait du catalogue ERIKS - technique du caoutchouc ) Remarque: pour des emplois spéciaux, d’autres types d’élastomères peuvent être utilisés, il faut consulter les fabricants ou revendeurs en précisant le type de fluide et sa concentration, la température et la pression. Les consignes de montage des compensateurs en élastomère sont, dans les grandes lignes, identiques à celles des compensateurs métalliques. Ici encore, une attention particulière doit être attachée aux points fixes à cause, toujours, des forces qui se produisent à la suite de la mise en pression ( effet de fond ). Il faut veiller au montage du compensateur afin que les vis ou boulons ne puissent entrer en contact avec le caoutchouc sous peine de destruction rapide du soufflet. La méthode ce calcul des efforts sur les points fixes reste identique à celle des compensateurs métalliques, excepté le fait, que vu les faibles pression et température, les coefficients Cp, C1 , C2, C3 ( soit Cc ) sont pris égal à 1.

4.9.2. COMPENSATEURS EN PTFE Ils conviennent très bien pour la reprise des dilatations et vibrations, voir toute autre fonction mécanique, mais ils offrent en sus, une excellente résistance chimique à la corrosion due aux diverses substances chimiques industrielles connues, à l'exception des métaux alcalins fondus et des amides existant ou se formant par réaction, ou encore au fluor à température élevée. Ces compensateurs sont très utilisés dans l'industrie chimique pour la jonction pompe-réservoir atmosphérique ou réservoirs entre-eux, le tout véhiculant, par exemple, de l'acide nitrique à diverses concentrations. Le PTFE possède un faible module d'élasticité, ce qui lui permet d'amoindrir fortement la transmission de vibrations mécaniques ou acoustiques. Toutefois, son problème reste la température maximale d'utilisation. On considère, par expérience,

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que sa température maximum pour une bonne tenue dans le temps ne peut dépasser 150 °C, bien que sa limite théorique atteigne 200 °C. Au niveau du montage, mais aussi des calculs, ce qui a été écrit pour les compensateurs métalliques reste également vrai pour les compensateurs en PTFE, tout en considérant que Cp, C1, C2, C3 sont égal à 1. Toujours la prudence à tenir compte car le nombre de cycles max. n’est pas indiqué dans les catalogues des fabricants.

4.9.3 REMARQUE Il existe d’autres matières utilisées pour la confection de compensateur telles que les tissus ( polyester, verre, fibre de céramique, fibre de silicate,...... ), mais également d’autres formes ( ex. rectangulaires, coniques,..... ). Pour ces compensateurs, il est recommandé de consulter les spécialistes en la matière que sont les fabricants de ces types de compensateurs.

4.10 TUYAUX FLEXIBLES METALLIQUES On trouve dans la pratique divers types de flexibles métalliques tels que: - Les flexibles onduleux qui ne possèdent pas de joint d’étanchéité. - Les flexibles agrafés fabriqués à partir de bandes en acier inox et munis de joints. Nous nous attarderons à l’étude des flexibles onduleux pouvant supporter la pression et la température. Ces flexibles sont utilisés dans tous les secteurs des industries chimiques et mécaniques. Ils sont fabriqués à partir de bandes en acier inox roulées en forme cylindrique et soudées bout à bout longitudinalement pour former un tube. Ensuite, les tubes sont ondulés hydrauliquement ou mécaniquement suivant que les ondulations sont parallèles ou spiralées. Notons que les ondulations parallèles ne sont pas sujettes à la torsion par variation de pression causée par les pulsations et les coups de bélier. La succession des ondulations seront comprimées à l'intérieur de la courbure et étirées à l'extérieur. Pour un flexible, la résistance à la pression est déterminée par l'épaisseur de la paroi du tube ondulé et par la tresse qui l'enveloppe ( généralement en inox ). Le tressage comportant généralement de 1 à 3 tresses, absorbe la réaction produite par la pression intérieure. C'est le nombre de tresses qui détermine la pression maximale, la pression d'essai ou de rupture du flexible. Pour certaines applications où se produisent

376

des pulsations ( ex. compresseurs ), la pression de service devra être réduite de 50%. Dans le cas des

coups de bélier ( ex. accessoires de tuyauteries ), la pression de service pourra atteindre 1/5 de la pression indiquée. Pour les températures de service supérieures à 20°C, la pression de service maximale devra être multipliée par un coefficient fonction de la température et de la nature du matériau du flexible. Par exemple si pmax = 106 barg , tmax = 400°C ; inox Aisi 321 => pmax de service = 106 x 0,68 = 72 barg. 4.10.1 VITESSE D'ECOULEMENT Il ya lieu d'éviter les grandes vitesses d'écoulement dans les tubes ondulés, car ces ondulations peuvent être affectées par des phénomènes de résonance qui, à terme, pourrait provoquer une fatigue précoce du matériau. La vitesse admissible dépend en fait du fluide et de la tresse. Dans un flexible sans tresse, la vitesse max admissible est de 30 m/s pour les gaz et de 15 m/s pour les liquides non chargés. Pour les flexibles avec tresse, cette vitesse max admissible passera à 50 m/s pour les gaz et 25 m/s pour les liquides non chargés. Lorsque ces flexibles sont placés dans des courbes à 90°, la vitesse d'écoulement devra être réduite de 50% pour une courbe à 90° et de 25% pour une courbe à 45°. Dans le cas où les valeurs admissibles sont dépassées, il y a lieu d'adopter un flexible ayant un diamètre supérieur muni par exemple d'un fourreau intérieur. 4.10.2 PERTE DE CHARGE On peut considérer, pratiquement, que la perte de charge dans un flexible ondulé est de 3 fois supérieure à celle d'un tuyau métallique lisse de même diamètre. 4.10.3 MOUVEMENT DES FLEXIBLES ( Source : catalogue ERICKS – Technique du caoutchouc ) Les flexibles métalliques ne peuvent absorber des mouvements axiaux en cas de montage droit, ceci par suite de l'ouverture de la tresse due à la compression occasionnée par le flexible intérieur. La tresse extérieure ne peut donc remplir sa fonction de support de pression. Nous indiquons, ci-après, les divers types de déplacements rencontrés le plus fréquemment dans la pratique. Pour un montage adéquat et un bon fonctionnement, il faut pouvoir déterminer la longueur exacte du flexible. a) Mouvements axiaux ( Fig 3-201 ) Longueur effective du flexible L = 4 . R + 1,57 . T Longueur du U ( à chaud ) K1 = 1,43 . R + 0,785 . T Longueur du U ( à froid ) K2 = 1,43 . R + T/2 R = rayon de courbure dynamique donné dans les catalogues d'un fabricant . T = mouvement axial total b) Mouvements latéraux ( Fig 3-202 ) Longueur effective du flexible L=

6 .Y . R + Y ²

Distance de la conduite L2 = L ² − Y ² R = rayon de courbure dynamique donné dans les catalogues d'un fabricant. Y = déplacement latéral total Note : Le mouvement latéral total ne peut jamais dépasser ¼ du rayon de courbure du flexible, vu que la différence entre L et L2 est à absorber par la tuyauterie.

377

c) Mouvements angulaires ( Fig 3-203 ) Longueur effective du flexible : L =

π . R .θ 180

R = rayon de courbure dynamique donné dans les catalogues d'un fabricant. d) Mouvements radiaux ( Fig 3-204 ) Longueur du flexible L = 4 . R + T/2 Hauteur du U K = 1,43 . R + T/2

Remarques : En cas d'utilisation de flexibles métalliques pour l'absorption de mouvement et de vibrations, il faut prévoir également le placement de points de guidage et de fixation. Nous conseillons au lecteur de se documenter auprès des fabricants ou leurs représentants des flexibles métalliques. 4.10.4 INSTRUCTION DE MONTAGE DES FLEXIBLES METALLIQUES Il faut effectuer un stockage correct des flexibles et soigner leur montage. Eviter les erreurs d'utilisation. Nous donnons ci-après, quelques exemples de montages corrects . La distance entre les deux points de raccordement et la longueur exacte du flexible conditionnent un bon montage un bon montage. Une longueur insuffisante du flexible risque d'entraîner une rupture à l'endroit du raccord ( Fig 3-306a ). Il est conseillé de raccorder un flexible à l'appareil par l'intermédiaire d'un coude. On évitera ainsi la rupture à l'emplacement du raccord ( Fig 3-206b ) Pour un montage en U horizontal, la partie supérieure du U doit être supportée par un rouleau ( Fig 3-206c ). Pour un montage en U vertical, le flexible devra être monté de telle façon que la force de courbure ne s'exerce pas dans le flexible. La distance entre deux points de raccordement devra être assez grande pour avoir un rayon de courbure supérieure au minimum admissible ( Fig 3-206d ).

378

Dans le cas d'un mouvement latéral de trop forte amplitude, le flexible sera trop courbé à l'endroit des raccords et la tresse pourrait se détériorer, la résistance à la pression ne pourra donc plus être assurée. Pour cela, il serait préférable de prendre un montage en U vertical ( Fig 3-206e ). Les sens de mouvement du flexible doivent s'effectuer dans le même plan, sinon des torsions peuvent se produire ( Fig 3-206f ). Il faut éviter que la torsion provoque une rupture du flexible ( Fig 3-206g). Il faut faire attention, dans le cas d'un mouvement angulaire, que les points de raccordement soient dans un même plan ( Fig 32-206h ).

379

CHAPITRE 5 : CALCUL DES TUYAUTERIES PLASTIQUES 5.1 PRESSION NOMINALE Elle est, dans le cas particulier des tuyauteries en plastique, inscrite sur chaque tube et représente la pression intérieur maximale à laquelle le tube peut résister de manière continue à l'action de l'eau à 20°C et pendant une période de 50 ans. Ainsi donc, la valeur de ce Pn variera en fonction du fluide véhiculé, de sa température, de sa durée de vie souhaitée et de la pression de service. Le graphique FIG 3-207 indique les valeurs maximales admissibles ( en première approximation ) pour l'utilisation des tubes et raccords en matières thermoplastiques.

5.2 CONTRAINTE DE PAROI C'est la contrainte se produisant dans la paroi d'un tube soumis à pression. Elle est déterminée à partir de la relation: = p.

(de − e) 2.e

σ = contrainte de paroi en N/mm² ( Mpa ) de = diamètre intérieur du tube en mm e = épaisseur du tube en mm p = pression intérieure en N/mm² La norme DIN 8075 feuille 5 donne les courbes isothermes de rupture ( Rr ) pour chaque matière plastique ( courbes de régression ). La FIG 3-208, montre les courbes de régression du PEHD, on constate qu'après 50 ans et pour un tube véhiculant de l'eau à 20°C la rupture se produira à 8N/mm².

380

5.2.1 REMARQUES

- On constate que les courbes de régression présentent une cassure, c'est à cet endroit que nous trouvons la valeur de la contrainte de rupture. - La contrainte admissible de paroi ( Radm ) sera déduite des graphiques similaires à la FIG 3-208, en appliquant , en fonction de la matière plastique utilisée, un coefficient de sécurité ( Sc ) Soit

Sc =

Rr Radm

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Coefficients de sécurité : Pour le PVC => Sc = 2,5 ; Pour le PE => Sc = 1,6 ; Pour le PP-HD => Sc = 1,8 ; Pour le PP-LD => Sc = 1,8 ; Pour le PVDF => Sc = 1,6. Exemple : Pour le PE-HD , Radm = 8 N/mm² / 1,6 = 5 N/mm². Ainsi, si l'on tient compte du coefficient de sécurité dans la formule générale, nous pouvons écrire: Rr = p .

(de − e) . Sc 2.e

Ou si l'on veut rechercher la pression maximale: pmax =

2 Rr . e (de − e)

ou encore pmax =

Radm . e de − e)

5.2.2 EXEMPLES NUMERIQUES 1) Soit un tube en PEHD; de = 110 mm, e = 10 mm, type Pn 10, véhiculant de l'eau à t = 50°C. Quelle est la pression maximale autorisée dans un tel tube, pour une durée de 10 ans ? pmax =

2 x 3,5 x 10 = 0,4375 N/mm² ⇒ 4,375 barg (110 − 10)1,6

2) Soit un tube en PEHD de = 160 mm, température de calcul = 40°C. Durée de vie présumée = 20 ans. Pression de calcul = 4 barg ( 0,4 N/mm² ). Calculer l'épaisseur du tube.

p .e . Sc ; le graphique FIG 3-208 donne pour Rr = 4,5 N/mm² (2 Rr + p) 0,4 x 160 e= x 1,6 = 10,9 mm (2 x 4,5 + 0,4) e=

Les tableaux de dimensions ci-après donne pour le PE et pour de = 160 mm Pn 6 ⇒ e = 9,1 mm < 10,9 mm Pn 10 ⇒ e = 14,6 mm > 10,9 , nous adopterons cette valeur

382

383

5.3 DILATATION DES MATIERES PLASTIQUES Comme tous les matériaux, les matières plastiques se dilatent ( ou se contractent ), mais avec une amplitude nettement supérieure à celle de l'acier par exemple. - Acier : α = 0,012 mm/m°C soit pour un ∆t de 100°C ∆ = 1,2 mm/m - PVDF : α = 0,143 '' '' '' '' '' '' '' ∆ = 14,3 mm/m Pour rappel: ∆L = L . α . ∆t ∆L = dilatation en mm L = longueur droite de la conduite en m α = coefficient de dilatation en mm/m°C ∆t = différence de température en °C

Vu les caractéristiques mécaniques des matières plastiques, il y a lieu d'utiliser la température de la fibre neutre de la paroi du tube, toutefois celle-ci est difficile à déterminer. Il existe 3 théories que l'on peut utiliser suivant le cas de figure. 1. Utiliser le ∆t maximal: Cette théorie offre évidemment toute sécurité et sera utilisée pour les tuyauteries calorifugées ou '' jaketées '' lorsqu'il n'y a aucune ventilation ou si l'on veut se mettre en sécurité maximale ( ex: cas des fluides dangereux ) ∆t = t° max ( fluide ) - t° montage si t°fluide > t° montage ∆t = t° montage - t° min ( fluide ) si t° fluide < t° montage 2. Théorie allemande: ∆t = t° max (fluide ) - t° min (extérieure ) ≤ 30°C ⇒ c = 0,8 ∆t = '' '' ≥ 20°C ⇒ c = 0,90 Soit ∆L = L . α . c . ∆t C'est la théorie la plus souvent utilisée, lorsque la tuyauterie n'est pas calorifugée. 3. Théorie anglaise ∆t = ∆t ( int ) x 0,65 + ∆t ( ext ) x 0,1 Cette théorie sera utilisée pour des températures intérieures proches de zéro degré, ou lorsque le

384

∆t ( ext / int ) est > 30°C, ou si la surface d'échange est importante et que la ventilation est bonne, ou encore, lorsque le fluide véhiculé est un gaz. Exemple numérique : Soit une conduite en PP longueur 30 m ∆t ( ext ) 15 à 25°C ⇒ ∆t = 10°C t° montage = 15°C ∆t ( int ) 15 à 50°C ⇒ ∆t = 35°C Evaluation du ∆t : - Suivant ( 1 ) ∆t = 35°C '' ( 2 ) ∆t = 0,8 x 35 = 28°C '' ( 3 ) ∆t = 0,65 x 35 + 0,1 x 10 = 23,7 °C On constate que le choix du ∆t est important, mais également qu'il doit être judicieux de choisir une bonne température de montage( ce qui n'est pas toujours facile, vu le temps mis entre l'étude et la réalisation ). Nous devons bien entendu tenir compte de cette dilatation et pour cela nous avons le choix entre quatre méthodes.

5.3.1 EMPECHER LA DILATATION

Nous savons que les forces de dilatation sont proportionnelles au module d'élasticité, or pour les plastiques ( E ) est 80 fois plus faible que pour l'acier. a) Les tuyauteries PE placées dans le sol à +/- 1 m ( profondeur isotherme ) reçoivent une charge de terre importante empêchant tout mouvement de dilatation, ce qui implique que cette dilatation sera forcément reprise par l'élasticité du matériau. b) Dans le cas des tubes de chauffage par le sol, en PP, ceux-ci sont enfermés dans une chape en béton, ils ne posent pas de problème malgré leur dilatation pouvant atteindre 1,2 m pour une longueur DE 200 m. c) Dans le cas des tuyauteries aériennes, la méthode consiste à rapprocher très fortement les supports afin que la dilatation soit reprise totalement par l'élasticité axiale du tube et qu'il n'y aie, ni flèche ni flambage significatifs de la tuyauterie. Cette méthode nécessite de fait, de nombreux supports et il sera indispensable de placer des points fixes solides à tous les changements de direction. Malgré tout, cela peut être payant dans le cas de '' gros '' diamètres. Attention toutefois, cette méthode ne peut être utilisée que pour des matières plastiques non cassantes, c'est-à-dire à l'exclusion du PVC, PVC-C, PP-r sous 0°C, PP-h sous 5°C, ..... Il faudra également vérifier qu'il n'existe, entre supports, aucune amorce de flambage ou de flexion. 1. Distance de supportage en cas d'empêchement de la dilatation Equation d' Euler : P =

π ². E . I = daN Lf ²

E = module d'élasticité en N/mm² I = moment d'inertie du tube en mm4 Lf = longueur fictive de flambage, fonction du mode de fixation ( pour une pièce libre à une extrémité et encastrée à l'autre Lf = 2 x L ), la sécurité sera de 2, et L = longueur théorique du tube. La force de dilatation P = A . E . . t A = section matière du tube = Soit A . E . α . ∆t = Lf² =

π ². E . I A. E .α . ∆t

π ². E . I Lf ² ou

Rappel : ∆ = α . ∆t = mm/m

π (de² − di ²) 4

Lf =

π ² .I A.α . ∆t

385

Les variations de température sont difficiles à déterminer pratiquement. Certains plastiques ayant un module de fluage assez bas, on adoptera pour le PE et le PP un coefficient Sc = 2 √ 2,5 = 3,16. En tenant compte de ce coefficient, la formule précédente deviendra:

π ².I π π ; Or I = ( de4 – di4 ) et A = ( de² - di² ) 64 4 A.α .∆t.Sc de² + di ² Soit la distance de flambage ( entre appuis ) Lf = 15,81 ∆t .α Lf =

Exemple: Supposons un tube en PP, de = 110 mm type Pn 10 ( e = 10 mm ) t max = 60°C ; α = 0,14 mm/m°C t montage = 15°C ∆t = 60 - 15 = 45°C Lf = 15,81

110² + 90² = 895 mm entre les supports 45x 0,14

Lors de tout calcul de longueur de flambage, il faudra vérifier que la flèche maximale ne dépasse pas les valeurs ci-après, via la théorie de la flexion des poutres sur 2 appuis soumises à une charge uniformément répartie. ≤ 6% du diamètre extérieur des tubes ( PE, PP, ABS, PVDF ) ≤ 4% ‘’ ‘’’ ‘’ ‘’ ‘’ ( pour les autres plastiques ) Avec une valeur ne pouvant dépasser 4 mm quel que soit le diamètre. 2. Poutre sur deux appuis ( rappel de RDM ) Dans le cas des poutres sur deux appuis soumises à une charge uniformément répartie ( CUR ), la RDM nous donne la relation : f =

5 ; q . L4 384 . E . I

L = distance entre appuis en cm f = flèche au milieu de la portée en cm ( déformée ) E = module d'élasticité en flexion en fonction de la température en N/cm². q = CUR en N/cm I = moment d'inertie du tube =

π ( de4 – di4 ) = cm4 64

3. Forces de dilatation aux points fixes Les forces de dilatation sont calculées à partir de la même relation que dans le cas des matériaux métalliques, soit: P=

Soit Ef =

A. E . Ef .α . ∆t =N 1000

640 + 175 2

407 N/mm²

On constate que sur chaque point fixe cet effort sera de P/2 Ef = module de fluage ( N/mm² ) pour 10h de sollicitation à la contrainte admissible ( Radm ) On adoptera pratiquement la moyenne entre les valeurs : - A la température de montage - A la température de calcul ( ou de service ) Exemple : Soit un tube en PE t° de montage = 10°C => Ef = 640 N/mm² t° de calcul = 60°C => Ef = 175 N/mm²

386

Remarques : Pour que l'ensemble de cette méthode de calcul soit applicable sans risque, il faut que les efforts de traction et de compression induits, soient acceptables pour la matière plastique considérée. Ainsi donc : a) Lors d'une élévation de température, le tube s'allonge et le fait de le bloquer induit des efforts de compression. b) Lorsque la température se stabilise, la matière plastique se relaxe après une période assez courte ( 1 à 2h environ ), les efforts de compression auront considérablement diminués, voir disparus dans la paroi du tube. c) Lorsque la température diminuera pour retrouver sa valeur initiale, la longueur droite sera alors soumise à la traction et ce seront les points faibles de la conduite, à savoir les soudures, qui subiront ces efforts. Il faut donc prendre certaines précautions, c'est-à-dire : - Calculer l’effort axial de traction induit par unité de surface ( F = N/mm² ) - Adopter, sur la résistance à la traction du matériau ( Rtr ) un coefficient de sécurité soit F2 < 0,4 . Rtr - Comparer ces valeurs F2 > F

5.3.2 CHANGEMENTS DE DIRECTION

La dilatation ( ou la contraction ) peut être reprise par des changements de direction, en raison de la flexibilité des matières plastiques. La longueur du bras libre ( H ) peut être calculée au moyen de la formule empirique de MENUES & KOBERG.

H=k

de . ∆L = mm

k = constante, fonction de la matière plastqiue PE k = 26 PP-h k = 28 PP-r k = 27 PVDF k = 22 PVC k = 33 PVC-c k = 34 ABS k = 27,7 L = dilatation ou contraction en mm

387

Remarque : Si l'on parvient à monter la tuyauterie avec une précontrainte de 50%, on ne prendra en considération que L/2, mais c'est parfois difficilement réalisable dans le cas des plastiques et il faut que le service soit continu c'est-à-dire sans cycles de chauffe et refroidissement.

Distance entre appuis pour les tubes horizontaux Reprenons la Fig 3-213 et la formule de la flèche ( déformée ) des poutres sur deux appuis soumises à une CUR. Soit le rapport 5/384 = 0,013 = C. La longueur entre appuis ( L ) sera donnée par la formule : L =

4

f .E.I = cm C .q

Le tableau Fig 3-218 donne quelques valeurs de C d'après la configuration de pose de la tuyauterie. Note : La distance entre supports, pour les conduites verticales pourra être supérieure de 30% environ, par rapport aux valeurs calculées ci-avant. Dans le calcul d’un bras libre, deux cas peuvent se présenter: 1. Le bras libre ne doit reprendre que la dilatation de L1 ( FIG 3-216 ). Cela implique que ( C ) est une extrémité libre et que A est soit un guide ou à la limite un point fixe. Le ∆l peut se présenter suivant B B1 ( dilatation ) ou suivant B B2 ( contraction ). La distance H2 = H/4 ( en général ) avec H calculée suivant la formule empirique de MENUES & KOBERG. Il faut toutefois vérifier que la distance A B D soit compatible avec la distance entre supports calculées au moyen de la formule précédente ( Lh ) qui sera affectée d’un coefficient: 0,85 pour les tuyauteries assemblées bout à bout 0,9 ‘’ ‘’ ‘’ ‘’ par manchon ( collés ou soudés ) 2. La dilatation des 2 branches est dirigée vers le même changement de direction ( point B FIG 3-217 ) Il faut toujours que H1 + H2 reste compatible avec la distance calculée entre supports ( L ) . Si cela n’était pas le cas, il ya lieu de prévoir des supports intermédiaires conçus afin de ne pas provoquer d’usure ni trop de frottement ( patin libre avec plaque en PTFE par exemple ). En outre, si l’une des branches est verticale, on pourra augmenter sa distance de supportage de 30% soit: L’≥ ( H2 + ( H1 x 1,3 )) 0,9

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H2 = bras horizontal H1 = ‘’ vertical.

3. Construction en cas de dérivation : Il y a lieu de créer un guide ou un point fixe au droit de la dérivation. Si cela ne s'avère pas possible, il y a lieu de calculer un bras libre pour la dérivation. Or, une dérivation donne généralement lieu à une diminution de diamètre, ce qui ne doit pas poser problème au niveau du supportage.

389

4. La fixation des robinets sera réalisée comme indiqué aux Fig 3-225 et 3-226.

5.3.3 UTILISATION DES LYRES DE DILATATION ( Fig 3-220 )

La lyre de dilatation sera située dans le même plan que la longueur droite envisagée et entre 2 points fixes de la conduite dont elle doit reprendre la dilatation ( ou contraction ) et sera , si possible, placée au milieu de ce tronçon. Le principe de calcul est identique à ce que nous avons énoncé dans le cadre des bras libres. La seule différence réside dans le fait que pour calculer la valeur de ( H ) on adopte la valeur de ∆l/2 au lieu de ∆l. Remarque: si la lyre ne peut être placée au milieu d'une longueur droite, le support ( G ) devra être remplacé par un point fixe ( 2 tracés en S ) et on calculera H pour la plus grande longueur. Tout ce qui a été exprimé pour les supportages restent d'application pour les lyres.

5.3.4 LES COMPENSATEURS ET LES FLEXIBLES 1. Les flexibles: Leur utilisation sera limitée au niveau de leur diamètre ( dn 32 max ). - Ils seront toujours disposés en U ( FIG 3-255 ) - Si le flexible est disposé dans un plan horizontal, il faudra veiller à ce que sa boucle soit parfaitement supportée. - Il y a lieu d'établir un point fixe proche du flexible - Veiller à réaliser des supports coulissants avec frottement minimum - Attention aux rayons de courbure ( rappel : voir chapitre 4 )

2. Les compensateurs a) Compensateurs en matière plastique ( Fig 3-223 et 3-224 ) Ces compensateurs sont généralement constitués de deux tubes coulissants l'un dans l'autre et dont l'étanchéité est réalisée au moyen de joints toriques ou pour les grands diamètres d'une tresse de bourrage en PTFE incluse dans un presse-étoupe. Il faut évidemment veiller à un excellent

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alignement des conduites et ce système ne sera utilisé que pour des fluides faiblement chargés. Par contre, ils permettent un débattement important. Compensateurs en caoutchouc, en PTFE et métalliques: pour rappel voir chapitre 4. Toutefois, il a lieu , ici, de choisir des compensateurs très souples afin que les forces de dilatation soient toujours supérieures à la raideur du compensateur.

5.4 SUPPORTAGE DES TUYAUTERIES DE FAIBLES dn Pour les conduites horizontales, en particulier dans le cas de température " élevées " et pour de petits diamètres, un supportage continu peut être plus rationnel et plus économique qu'une fixation par colliers. La pose dans des cornières, profilés en U ou semi-ronds métalliques ou plastiques thermodurcissables a ainsi fait ses preuves. Notons que les extrémités de profilés seront ouvertes. En cas de danger de fuite prévoir une tuyauterie verticale de recueil de fuites. Il y a toujours lieux de fixer la tuyauterie dans le support en plaçant, de poste en poste, des colliers souples.

5.5 EXEMPLE DE CALCUL DE SUPPORTAGE Données Fluide véhiculé : H2SO4 69% Masse volumique : 1580 kg/m³ Température de calcul tmax = 60°C Température de montage = 20°C Température mini de calcul = 10°C Tube dn 100 ( de = 110 mm ) Qualité : PP-h ( homopolymère ) Accessoires à manchons soudés Module de flexion ( 60°C ) : 750 N/mm² Rt = 33 N/mm² Module de fluage à tmax = 455N/mm² Module de fluage à tmin = 1125 N/mm² La Fig 3-207 montre que nous devons adopter du PP-h classe Pn 100 soit de = 110 mm ; e = 10 mm ( di = 90 mm ). = 0,14 mm/m°C à 60 °C. Déterminer le supportage, les efforts et les dilatations en considérant 2 hypothèses : - En réalisant des lyres de dilatation - En empêchant la dilatation dans le tronçon BC ∆t max ( sécurité ) = 60 - 20 = 40°C ∆tBC = 27 x 0,14 x 40 = 151,2 mm Solutions 1ère hypothèse : choix des lyres dans le tronçon BC a) Vu l’importance de la longueur BC = 27 m, nous placerons 2 lyres verticales en prévoyant bien entendu une vidange au point bas entre les 2 lyres.

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( 1,45² + 2 x 1,45 x 9 + 3 x 0,725 x 9 - 3 x 0,725² ) ---- P x 1,45² x ------------------------------------------------------------- = L.∆ E.I 3 ( 9 + 2 x 1,45 ) 1

Soit

L entre FG et GH = 9 m x 0,14 x 40 = 50,4 mm. Ou encore L' = L/2 = 25,2 mm Nous pouvons calculer H au moyen de la formule empirique H = k

de . ∆L' ( Selon la

Fig 3-220 ). Soit H = 26

110 x 25,2 = 1474 mm

Adoptons H = 145 cm Soit H/2 = 1450/2 = 725 mm H/4 = +/- 350 mm Poids du tube rempli d'acide (3,01x9,81)+(

0,09² x3,14 x1x1580 x9,81) 4

Q 130 N/m soit 1,3 N/cm fmax = 6% du de, soit 6,6 mm, or le maximum est de 4 mm, nous adopterons cette valeur de

4 mm. Ef ( 60°C ) = 750 N/mm² => 75000 N/cm² et I =

π (114 − 9 4 ) = 396, 425 cm4 64

Calculons la longueur maximale entre 2 supports ( poutre sur 2 appuis ) avec C = 0,013 L=

0,4 x 75000 x 396, 425 = 163 cm 0,013 x 1,3

Lh ( pratique ) = 163 x 0,9 = 147 cm ( manchons soudés ) Lv = 1,3 Lh = 1,3 x 147 = 191 cm Suivant la Fig 3-220 nous aurons L = 35 + 145 + 36,25 = 216,25 > 91 cm Il faudra donc réduire les bras libres de +/- 26 cm La Fig 3-230 nous donne 22,5 + 145 + 22,5 = 190 cm Nous placerons deux supports sur la branche horizontale de la lyre, soit à 390 cm/3 = 130 cm < 147 cm b) Etude du bras libre ABF ( Fig 3-231 ) L1 = 2,5 x 0,14 x 40 = 14 mm L2 = 4,5 x 0,14 x 40 = 25,2 mm

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H1 = 28 x

110 x 25,2 = 1474 mm soit H1 = 147 cm

H2 = 28 x

110 x 14 = 1099 mm soit H2 = 110 cm

Mais ( H1 + H2 ) doit être inférieure à 163 x 0,9 =147 cm. Ce n'est pas le cas ici, il faudra placer des patins libres intermédiaires ( PL ) soit 50 + 75 = 125 < 147 cm. c) Etude du bras libre HCDE ( Fig 3-.232 ) L5 = 4,5 x 0,14 x 40 = 25,2 mm H1 = 28 x

110 x 14 = 1474 mm soit H1 = 147,5 cm 147,5 H1/4 = = 36,875 cm soit 37 cm 5

d) Calcul des efforts et moment aux points fixes ( méthode de Carlier ) Fig 3-233 Mf = L.

P . a ( a + b) et L + 2a

(a ² + 2 . a .L + 3.b .L − 3 x b ²) 1 P . a² =L. L E..I 3( L + 2 . a )

L = 9 x 0,14 x 40 = 50,4 mm

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(1,45² + 2 x 1,45 x 9 + 3 x 0,725 x 9 − 3 x 0,725²) 1 P x 1,45² x =L. L E.I 3 (9 + 2 x 1,45) 1 P x 2,72 = 50,4 mm E.I P x 1,45 (1,45 + 0,725) Mf = = 0,265 . P 9 + 2 x 1,45  2. I   2. I  Or, Mf =   x σ soit : 0,262 . P =   x σ si nous tirons de ces deux équations, en tenant compte  de   de  1 des unités : P x 2,72 x 109 = 50,4 mm avec E = 750 N/mm² ou 75 daN/m² soit : E.I  2. I  0,265 . P x 103 =   xσ  de  75 x 110 x 0,265 x 50,4 = = 0,02 daN/mm² => 0,2 N/mm² 2,72 x 2 x 10 6 0,265 . P = 72,0773 cm³ x 0,02 daN/mm² soit : P = 5,5 daN ( valeur négligeable ) Mf = 5,5 x 0,265 = 1,46 mdaN 2 ème hypothèse : nous empêchons la dilatation entre les points B et c

Distance de supportage pour éviter le flambage L1 = 14 mm et BC = 151,2 mm Lf = 15,81

de² + di ² = 15,81 ∆t .α

110² + 90² = 949,5 mm 40 x 0,14

Nous proposons de diviser la longueur BC en 30 divisions égales de 900 mm ( entre axes des guides ) et la longueur AB en 3 divisions égales. Calcul des efforts aux butées B et C P=

A. E . Ef .α . ∆t 1000

Ef ( 10°C ) = 1125 N/mm² Ef ( 60°C ) = 455 N/mm² Soit Ef =

1125 + 455 = 790 N/mm² 2

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π (de² − di ²) = 3140 mm² 4 3140 x 790 x 0,14 x 40 P= = 13892 N 1000 A=

Sur les butées nous aurons P/2 = 13892 / 2 = 6946 N Sur la butée B nous aurons P/2 ( AB ) et P/2 ( BC ) soit R = 0,707 X 13892 = 9821,7 N Le point D est libre et ne donnera aucun effort sur C. Nous constatons que les efforts sont trop importants. En outre, la dilatation du tronçon BC va imposer la pose de compensateurs de dilatation, de même pour le tronçon AB. De ce fait il faudra des supports guides de part et d'autre des compensateurs et provoquera un coût très important ainsi qu'un entretient plus coûteux.

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QUATRIEME PARTIE L'ETUDE ET LA REPRESENTATION DES TUYAUTERIES

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CHAPITRE 1 : LE BUREAU D’ETUDES EN TUYAUTERIES 1.1. ROLE DU BUREAU D’ETUDES Il sera différent, selon qu’il appartient à une société d’ingénierie (ENGINEERING) ou à un constructeur. Dans le premier cas, il aura pour mission d’étudier la conception de l’installation et confier la phase d’exécution à des constructeurs indépendants avec l’accord du client (maître d’œ uvre). Dans le second cas, le bureau d’études sera surtout amené à réaliser des documents d’exécution, du fait que l’étude globale aura été réalisée par une société d’ingénierie ou par le client lui-même, quand celui-ci possède son propre bureau d’études. Il reste évident que pour les cas relativement simples d’études de réseau de tuyauteries, celles-ci peuvent être confiées directement au constructeur, tout en restant sous la surveillance du maître d’œ uvre. Quelque soit le cas, le bureau d’études aura toujours pour objectifs : - De réaliser les plans, spécifications, nomenclatures, … destinés aux exécutant en leur fournissant toutes les informations permettant l’exécution de leurs tâches respectives. - De prévoir l’approvisionnement du matériel (tubes, robinetterie, fittings,… ) après réalisation des métrés et spécifications techniques (rappel : voir chapitre 4 de la 2ème partie). Pour des petites installations, cette tâche est parfois confiée aux constructeurs qui peuvent obtenir de meilleurs prix vu qu’ils commandent généralement en quantité chez leur fournisseur. Schématiquement, on peut représenter la circulation des documents au sein d’un bureau d’études au moyen de l’organigramme FIG 4-1 ci après. Toutefois, celui-ci peut varier d’une société à l’autre, mais le principe général demeure. Le respect des délais demandera la réalisation d’un planning précis énumérant toutes les tâches et les temps accordés pour chacune d’elles. Cela évitera les dérapages toujours très coûteux.

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1.2. LE DOSSIER D’ETUDES Le bureau d’études est particulièrement chargé d’établir un dossier comprenant tous les documents nécessaires aux divers constructeurs ou corps de métier (génie-civil, charpente, tuyauterie, instrumentation, électricité, régulation,… ) afin de pouvoir réaliser l’étendue des travaux prévus par le process manager. Il faut distinguer les documents définitifs, qui sont figés par rapport aux documents d’études qui, par définition, sont évolutifs. Pour ce qui concerne le « piping », le dossier définitif comprendra : - Les plans d’ensemble des tuyauteries - Les isométriques de réalisation avec nomenclatures et/ou les plans de détails - Les spécifications techniques - Les P&I après HAZOP - La liste des plans - Les notes de calculs mécaniques et thermiques (si nécessaire) - La liste des tâches et les constructeurs (qui fait quoi !) D’autres documents pourront être joints en cas de nécessité selon le type de travail ou sur demande du client (rappel : 2ème partie chapitre 4)

1.3. CONSTITUTION DES INSTALLATIONS 1.3.1. PLOT PLAN (FIG 4-2 et 4-3) Le projeteur, en fonction du schéma général (Process Flow Diagram) implantera les diverses installations. Il sera généralement assisté par le ou les ingénieurs process. Il devra imaginer les liaisons principales entre les diverses unités, au moyen de collecteurs (tuyauteries principales) groupés sur des pipe-racks ( FIG 4-4). Les unités seront généralement situées de part et d’autre du rack principal et se succéderont, autant que possible, dans l’ordre du process. Ces voies d’accès (routes, sentiers, … ) seront également prévus dans les limites (BATTERY LIMITS) prévues pour la nouvelle installations et délimitées par un trait d’axe de forte épaisseur. Une attention toute particulière sera apportée aux emplacements à prévoir pour les engins de levage lors du montage (ou du remplacement) des appareils (FIG 4-6). L’indication du Nord fictif sera placée dans le coin supérieur droit du plan. Il sera toujours dirigé de gauche à droite ou de bas en haut, cela dépendra de la plus grande longueur de l’unité projetée. Ce Nord fictif se rapprochera, autant que possible, du Nord réel. Il devra se retrouver, si possible au même endroit et dans la même direction, sur tous les plans. La tendance actuelle est de construire des unités compactes et ce en raison de la restriction du personnel et pour obtenir les conditions optimales d’exploitation. Le tout en restant dans les limites imposées par les règles de sécurité qui devront toujours être présentes dans les décisions du projeteur. Ajoutons que la réduction des aires (AREA), des voies d’accès, des pipe-racks,… permet également une meilleure surveillance des installations, sans compter la réduction des pertes thermiques, des pertes de charges, du coût des tuyauteries, etc. Les bâtiments administratifs et techniques seront dessinés en traits fins (contour extérieur). Dans les bâtiments techniques, les équipements (pompes, réservoirs, compresseurs,… ) seront positionnés en tenant compte du montage et du démontage éventuel (FIG 4-5) Les aires de stockage (produits bruts, produits finis, combustibles, eau, etc… ) seront délimitées, les équipements (pompes, réservoirs, etc… ) seront implantés. Les aires de chargement et de déchargement seront implantés avec les quais ainsi que les voies d’accès réservées aux camions et wagons. La manutention (courroies transporteuses, cabines, … ) sera également implantée. Les chemins de câbles principaux seront représentés. Remarques : - Les équipements seront toujours disposés le long des pipe-racks, le plus près possible de ceux-ci et lorsque cela est possible, en-dessous (gain de place).

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- Tout ce qui entre dans la constitution d’une unité doit être situé dans les limites de cette unité, comme par exemple la robinetterie d’isolement (FIG 4-4) - les appareils seront alignés et leur axe longitudinal placé perpendiculairement par rapport au pipe-rack. - les équipements seront repérés ( voir identifications des appareils dans les pages qui suivent ). Penser au démontage des appareils : - Prévoir qu'il y aura des monorails, des palans ou des ponts à mettre en place. - Prévoir le démontage des boîtes d'échangeurs et l'extraction de leur faisceau tubulaire. Si ces appareils sont situés sur des plateformes, il faudra prévoir leur descente éventuelle et réserver une aire libre au sol à cet effet. - Prévoir de même le démontage des pompes, des pistons de compresseurs horizontaux, des turbines, etc… - D'une façon générale, le démontage des appareils devra être assuré autant que possible sans démontage de tronçon de tuyauterie, et en tout cas, ces démontages devront être extrêmement réduits.

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1.3.2. PIPING DRAWING INDEX (index de référence des plans de tuyauteries) Une copie d’ensembles sera subdivisée en AREA (aires. Chaque aire de stockage, de chargement ou de déchargement, de production, etc… sera convenablement repérée. Un pipe-rack sera divisé en

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plusieurs aires ( aera ) suivant sa longueur et son importance ( Fig 4-7 ). Les coordonnées de ces aires seront clairement indiquées ainsi que les numéros des plans et tuyauteries.

1.3.3 IDENTIFICATION DE L'APPAREILLAGE

Signification des lettres d'identification des appareils A : Agitateur ( agitator ) B : Brûleur, chaudière ( bumer, boiler ) C : Colonne ( column ) D : Sécheur, tambour rotatif ( dryer, rotary drum ) E : Echangeur, condenseur ( exchanger, condenser ) F : filtre ( filter ) G : Broyeur, concasseur ( grinder, custer ) H : Aérotherme I : Injecteur ( injector ) K : Aéroglissière, transport pneumatique ( air convoyor, air transport ) L : Elévateur, monorail, ascenseur, convoyeur en masse ( elevator, monorail, lift, mass convoyor ) M : Mélangeur ( mixer ) N:

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O : Four ( furnace ) P : pompe ( pump ) Q : Vibrant, tube vibrant, crible tamis R : Réservoir, réacteur S : Séparateur, cyclone, décanteur, cheminée, laveur, silencieux T : tank, silo TG : Turbine gaz TV : turbine vapeur U : Vis, courroie transporteuse V : Aspirateur, ventilateur, soufflante, compresseur ou surpresseur W : Dosomètre, bascule X : Alvéolaire Y : Aiguillage Z : Divers MCC : Moto Control Center PC : Tableau général TE : Transfo d'éclairage TR : Transformateur MX.. : Moteur de l'appareil … ( exemple MP 001 ) RX.. : Réducteur de l'appareil … . ( exemple RTV 001 )

1.4. PLANS D’ENSEMBLE DE TUYAUTERIES 1.4.1. TUYAUTERIES ENTERREES A partir d'une copie du plan d’implantation, les tuyauteries enterrées (eau potable, réseau d’incendie, gaz naturel, eau brute,… ) seront positionnées (profondeurs, coordonnées des changements de direction, coordonnées des vannes, … ). Ces plans seront établis en tenant compte des plans de génie-civil pour le réseau d’égouttage (eaux résiduaires et eaux de pluie), l’implantation des pieux, etc… .) des plans du service électrique (chemin de câbles), des plans mécaniques pour la manutention, par exemple.

1.4.2. TUYAUTERIES AERIENNES

Les plans seront au format A0 ou A1 (si possible A1 plus facile d'accès sur un chantier ). Les tuyauteries seront dessinées à l’échelle 1/20 ; 1/25 ; 1/33 ; 1/3 ou 1/50. L’échelle 1/33 1/3 étant préférable. Seule une vue en plan sera dessinée, mais elle devra être complète. Des coupes seront réalisées aux endroit difficiles, vues horizontales à des niveaux différents, vues secondaires (élévations, coupes transversales), vues partielles pour montrer certains détails particuliers. Les vues secondaires ne seront utilisées qu’en cas d’absolue nécessité. La rose des vents indiquera toujours le NORD FICTIF et sera disposée de la même façon que pour le plot plan. Les tuyauteries seront repérées conformément aux P&ID et des notes que nous avons établies au chapitre 1 de la première partie de cet ouvrage. Remarques : a) Pour une même étude, toutes les vues principales et secondaires seront exécutées à la même échelle. Il en sera, en général, de même pour les vues partielles. Toutefois, dans le but d’obtenir une plus grande clarté, on pourra les exécuter à une échelle différente. b) Les plans d’ensemble permettent de situer les tuyauteries dans leur environnement en tenant compte des plans établis par les autres corps de métier (génie-civil, charpentes, chaudronnerie,… ). L’ensemble de cet environnement ( fondations, bâtiments, charpentes, appareils, brides sur appareils, échelles, escaliers, plateformes, etc … ) ) sera toujours tracé en traits fins. Ne sera dessiné que tout ce qui peut interférer avec les tuyauteries, inutile donc de dessiner un bâtiment complet, si seul un coin interfère avec les tuyauteries.

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1.4.3. CRITERES A SATISFAIRE a) Le coût : Les tracés doivent être les plus courts possibles, compte tenu évidemment des impératifs techniques (flexibilité, possibilité de supportage, environnement,… ). L’utilisation des brides sera réduite au stricte minimum, surtout pour les tuyauteries dangereuses (HNO3, NH3,… ). Néanmoins, le projeteur aura à vérifier le démontage ou la maintenance de ces tuyauteries. b) Le fonctionnement : S’assurer de la bonne position des vannes, afin qu’elles soient facilement manœ uvrables et bien orientées (nous analyserons ce point plus en détail ci-après). c) La sécurité : Les tuyauteries ne peuvent constituer un obstacle à la libre circulation du personnel, que ce soit au niveau du sol ou aux divers étages d’une installation. Le projeteur devra vérifier la présence des soupapes de sûreté, telles que prévues par le process sur les P&ID. Leurs échappements doivent être étudiés pour ne présenter aucun danger pour le personnel. d) La construction : Les soudures devront être disposées afin qu’elles soient exécutables (accès) et contrôlables. Dans certains cas, le dessinateur prévoira les épreuves hydrauliques sur site, attention que les vannes process soient prévues pour résister à la pression d’épreuve (voir constructeur). Dans le cas contraire, prévoir des plateaux pleins provisoires. f) Le « design » : Les tracés seront orthogonaux, parallèles ou perpendiculaires au murs, ou aux faces d’une structure. Les tuyauteries ne peuvent pas passer en face des fenêtres d’un bâtiment. Rappelez-vous, qu’une installation qui donne une mauvaise impression d’ensemble est toujours mal étudiée et présentera des lacunes dans son fonctionnement.

1.4.4. PLANS « AS BUILT » Quel que soit le soin avec lequel les plans (ensembles et détails) seront réalisés, des modifications ou adaptations sur site seront nécessaires, ce qui peu dans certains cas compliquer la maintenance ou les modifications ultérieures. Il est parfois demandé au constructeur ou au bureau d’études de remettre ces plans conforme à l’exécution (AS BUILT). Cette notion doit être explicitée au niveau de la commande, si l’on veut éviter les dépenses inutiles. En pratique, on limitera la mise en conformité aux tuyauteries de dn 40. Ces modifications seront apportées EN ROUGE sur une copie des plans ( attention à la conpatibilité entre les logiciels DAO par exemple ) .

1.4.5. MATERIELS UTILISES PAR LE PROJETEUR En Europe, avant 1960 environ, la conception des installations était réalisée sur tables à dessins conventionnelles. Par la suite, sont apparues les « Maquettes » premier système 3D qui avait de nombreux avantages, puisqu’en matérialisant l’installation, le projeteur pouvait concevoir avec plus de facilité et plus rapidement le tracé des liaisons, les intersections, le passages des appareils de manutention, etc… Le client pouvait réagir plus rapidement et expliciter plus facilement ses impératifs. Ces maquettes étaient réalisées à partir d’éléments en matière plastique du commerce et strictement à l’échelle (tubes, vannes, pompes, … ). Les pièces spéciales (colonnes, tanks,… ) étaient réalisées en bois ou en polystyrène. Le problème était le coût élevé de ces maquettes et qu’il fallait toujours réaliser des isométriques. Actuellement le projeteur a, à sa disposition, un ordinateur et surtout des logiciels de D.A.O. (Dessin Assisté par Ordinateur) 3D (volumique et surfacique) très performant (Autocad, Microstation,… ), lui permettant de réaliser des installations complètes tridimensionnelles comportant les réseaux de tuyauteries pouvant être visualisées via un système « Caméra ». En outre, ces logiciels permettent de vérifier si des lignes ne coupent pas d’autres lignes, colonnes ou appareils et offrent la possibilité de sortie sur table traçante des isométriques complètes par ligne. Toutefois, chacun comprendra que ce procédé, vu son coût, ne pourra être appliqué en cas de réalisation d’un isométrique, dans le cadre d’une modification à réaliser dans une installation existante n’ayant pas été conçue sur D.A.O. La C.A.O. (Conception Assistée par Ordinateur) implique l’interaction entre le dessin de la tuyauterie et les calculs permettant de vérifier que les condition imposées sont respectées (flexibilité, écoulement des fluides, etc… ). Si ce n’est pas le cas, il faudra revoir le tracé et vérifier sa conformité par rapport à l’environnement.

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CHAPITRE 2: DISPOSITION ET ARRANGEMENT DES TUYAUTERIES 2.1 REGLES ET CONSEILS GENERAUX 2.1.1 DANS LES UNITES Les tuyauteries process et de service seront aériennes, sauf cas particuliers. Elles seront groupées, autant que possible, sur un pipe-rack ( râtelier )

2.1.2 CHANGEMENT DE DIRECTION Tout changement de direction doit s'accompagner d'un changement de niveau. Il y a lieu d'éviter les coudes et les Tés à plat, aussi bien sur pipe-rack qu'ailleurs, surtout lorsque les lignes sont groupées en nappes, ceci afin de ne pas gêner le passage des lignes perpendiculaires ( FIG 4-8 ). Eviter les lignes obliques ( sauf s'il existe un impératif process ) aériennes ou en caniveaux. Toujours penser aux autres lignes et aux autres caniveaux.

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2.1.3 PRINCIPES IMPORTANTS NE JAMAIS ENCOMBRER L'ESPACE. Le dessinateur en tuyauteries ne doit , en aucun cas, modifier les données de l'implantation et du P&ID, surtout si ces modifications ont une influence sur le procédé. Dans le cadre imposé par les données, par les contraintes dues aux efforts de dilatation et par le souci du prix de revient, le dessinateur devra procéder à l'installation des tuyauteries en tenant compte de la clarté, de l'esthétique d'ensemble, de la facilité de conduite de l'installation et d'entretien. Dans le cas d'installations partielles, ne pas étaler les tuyauteries sans raison, penser qu'il peut être ajouté d'autres tuyauteries par exemple. Eviter la multiplication des points bas ( purges ). Ne pas installer les tuyauteries sur le sol, sauf nécessité absolue. En tout cas, ces tuyaux ne devront pas se trouver à travers des allées ou des passages, ils ne devront pas constituer une gêne permanente ou un danger, penser à placer des petites passerelles pour passer au-dessus de ces tuyauteries. Pas de tuyauteries barrant les planchers, les passerelles, les escaliers ou toute zone de passage dans les diverses structures. Penser aux purges, la hauteur libre minimale sous la génératrice inférieure du tuyau = 250 mm. Hauteurs libres sous tuyauteries ( y compris calorifuge, brides, vannes, ..... ) 3,5 m hors de zones de roulage et des chemins d'accès principaux, sauf impossibilité absolue. 2,5 m sous tuyauteries entre appareils ( groupes de pompes, batteries d'échangeurs, etc... ) 2,2 m au-dessus des plateformes et passerelles Espaces libres minima 0,9 m entre éléments tubulaires 0,75 m entre massif des pompes 1,2 m pour opérations techniques Penser aux purges, s'il y a lieu ( hauteur libre minimale sous la génératrice inférieure du tube = 250 mm ). Ne pas faire passer la conduite trop près des structures ; penser au supportage, au calorifugeage, à la peinture et aux soudures de montage, par exemple.

2.1.4. NAPPES HORIZONTALES SOUS LES STRUCTURES Ne pas faire passer les nappes, à moins de 650 mm des structures, pour faciliter leur accrochage ( sauf impossibilité technique ). Aligner horizontalement les tuyauteries selon les génératrices extérieures inférieures des tuyaux ou parfois des calorifuges ( Fig 4-9 ). BOP = Bottom Of Pipe GET = Génératrice Extérieure Tuyauteries Toujours respecter les écartements standards entre les tubes comme indiqué à la Fig 4-11. Eviter les nappes à des niveaux surtout à des niveaux très proches ( 0,2 m; 0,3 m ; 0,5 m ; etc …. ). Lorsque cela est nécessaire, les nappes seront disposées au moins à 800 mm les unes des autres. Eviter de multiplier les niveaux des nappes perpendiculaires dans une même installation. Deux niveaux doivent suffire, une pour la nappe N-S et l'autre pour la nappe E-O.

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2.1.5 TUYAUX SUR PIPE-RACK Les hauteurs minimales de passage sous les pipes-racks sont de 4 m, s'il n'y a pas de passage de véhicules et de 5 m dans les autres cas. Ces deux hauteurs ne sont pas absolues, nous recommandons de disposer aux endroits de passage d'appareils ( routes principales ) une hauteur libre de 6,15 m. Les tuyauteries seront posées sur le pipe-rack par l'intermédiaire de patins de hauteur constante, ce qui permet d'aligner les génératrice inférieures des tubes ( pour rappel voir le chapitre 1 de la troisième partie de cet ouvrage ). L'ordre d'installation des tuyauteries sur pipe-rack est arbitraire, mais les tuyauteries process constitueront un groupe et les utilités un autre groupe. Les tuyauteries "chaudes" se situeront généralement vers les extrémités du rack afin de permettre l'installation des lyres vers l'intérieur ou parfois vers l'extérieur ( Fig 4-12 ). Les tuyauteries véhiculant des produits corrosifs

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dangereux devront obligatoirement se situer dans la partie inférieure du rack. Les passerelles à câbles électriques et de régulation doivent se situer à l'extérieur des racks et doivent être séparées, cela évitera que des fuites éventuelles puissent les atteindre. Les branchements sur les collecteurs de gaz, vapeur, eau condensée, se feront toujours par le dessus des collecteurs. Les branchements sur les collecteurs liquides, se feront toujours par le dessous des collecteurs ( Fig 4-10 ). Pour les branchements par le dessus, passer les tuyaux en hauteur et plonger au dernier moment, si la portée du tube le permet. Eviter de redescendre au sol, si cela est possible. Cas particulier : Tuyaux isolés ou nappes passant au-dessus du pipe-rack, perpendiculairement à celui-ci : Laisser entre ces tuyaux et ceux reposant le pipe-rack, un espace suffisant de l’ordre de 800 mm ( FIG 413 ) permettant une accessibilité convenable. Pas de branchements par tés ou coudes ‘’ a plats ‘’ ( FIG 4-13 ).

2.1.6 TUYAUX LE LONG D'UNE COLONNE ( appareil vertical ) Il y a lieu de veiller à ne pas éloigner le tuyau de l’appareil. Penser au guidage, au supportage et au moment de flexion créé sur les tubulures de l’appareil. Entre les calorifuges de l’appareil et du tuyau, laisser +/- 350 mm ( sans impératif ).

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2.1.7 TUYAUX PROCESS EN CANIVEAUX Pas de tuyauterie process en caniveau, car il y a risques d’accumulation de gaz inflammable par exemple, difficultés de vidange, d’entretien et de surveillance. Si toutefois il y a obligation, prendre toutes les précautions nécessaires ( mise à air, vidanges, mises à l'égout, espace pour entretien, ..... ) Grouper les tuyauteries s’il y a lieu. Penser aux purges. Les caniveaux ne peuvent contenir qu’une seule nappe de tuyauteries ( FIG 4-15 ). Les tuyauteries ne comporteront pas de changements de niveaux. La distance entre les tuyaux sera tirée de la FIG 4-10.

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2.1.8 BY-PASS C’est une dérivation d’une tuyauterie permettant de mettre hors service un appareil ou une vanne automatique, sans interrompre la circulation du fluide ( FIG 4-16 ) . Dans le cas des soupapes de contrôle ( vanne automatique ), le by-pass est toujours installé verticalement, jamais à plat, car il prendrait trop de place.

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2.1.9 PURGES ( drains ) ET EVENTS Il y a lieu de prévoir des purges sur toutes les pompes, sur tous les points bas des tuyauteries véhiculant des liquides ou de la vapeur, au-dessus des vannes de sectionnement, sur les tuyauteries verticales, sur les niveaux à glace, les contrôleurs de niveau ou alarmes de niveau, sur toutes les tuyauteries destinées à supporter plusieurs instruments de niveau. Sur les collecteurs de vapeur, prévoir un pot de purge et un purgeur automatique ( rappel voir première partie de cet ouvrage , § 3.8.5 ) FIG 4-17.

Les évents seront placés aux points hauts sur les tuyauteries, appareils, ballons, colonnes, etc ….Ils seront destinés à permettre un remplissage optimal ( évacuer l'air ) au moment de la mise en service ou de l'essai hydraulique. 1 = Manchon à emboîtement soudé ( Socket Welding Coupling ) dn 1" à utiliser sur les tuyauteries haute pression, pour les autres, il est permis de placer un bout de tube ( Nipple ) en schédule 40 + renfort ( selle ) si nécessaire + gousset. 2 = Mamelon à souder ( But Welding Nipple ) longueur = 100 mm, dn 25 épaisseur suivant le Pn. 3 = Robinet à soupe à brides ( ou à bouds soudables ) Flanged ou Welded Globe Valve. Toujours éviter les brides, si les liquides sont très dangereux ( ex. HNO3, H2S04, … ) 4 = Bride à talon, si cela est autorisé, ( Welding Neck Flange ) + joints de boulons. Attention pour les tuyauteries véhiculant de l'NH3 liquide. Il est recommandé des brides à emboîtement double ( joint Din 2691 par exemple ). 5 = Bride pleine ( Blind Flange ) ou plateau plein, toujours nécessaire sur les tuyauteries véhiculant des produits dangereux.

2.1.10 COLLECTEURS DE SOUPAPE DE SURETE Ils auront un diamètre tel qu'il ne puisse y avoir de pertes de charges supérieures à 10% de la pression de décharge ( rappel voir première partie de cet ouvrage § 3.7.8 ). En aucun cas, le diamètre de la conduite ne sera inférieure au diamètre de sortie de la soupape. Remarque : Dans le cas d'installation de la robinetterie sur des groupes ou des batteries d'appareils identiques, la disposition de la robinetterie, ainsi que celle des accessoires sera la même sur chaque appareil afin de faciliter les manœuvres et éviter les erreurs.

2.1.11 ROBINETTERIE ET APPAREILS DE CONTROLE Dans le cas d'ensembles de robinetterie, appareils de contrôle, by-pass, etc... servant un même équipement: grouper les organes de commande et appareils de contrôle d'un même côté d'un appareil et dans l'alignement d'un pipe-rack ou d'une charpente ou encore le long d'une paroi de façon à les masquer, à éviter d'encombrer les accès et à obtenir des éléments de supportage. Les robinets ( vannes ou soupapes ) seront installés de préférence avec leur tige de manœuvre verticale. Si cette disposition n'est pas possible, ils pourront être inclinés jusqu'à la position horizontale ( FIG 4-18a ). Ne jamais installer de robinets avec tige de manœuvre dirigée vers le bas.

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Les robinets d'isolement situés à proximité de passerelles, seront installés au-dessus de la lisse des garde-corps ou seront munis de rallonge de commande ( FIG 4-18b ). - Les accès aux robinets et aux appareils répondront aux conditions suivantes: hauteur maximale de l'axe du volant des robinets à tige horizontale = 2000 mm. - La hauteur maximale du volant de manœuvre des robinets à tige verticale = 1400 mm. Si plusieurs vannes, niveaux, etc.... d'un même groupe sont inaccessibles, le dessinateur doit prévoir un palier d'accès tout en évitant la réalisation de grandes plateformes qui obstruent les passages. Si une seule vanne est inaccessible, le dessinateur devra prévoir un volant à chaîne par exemple, mais cela reste néanmoins à éviter au maximum, en tout cas ne jamais laisser pendre la chaîne dans un passage. Le volant à chaîne ne sera donc utilisé que pour des manœuvres peu fréquentes et jamais sur des robinets vissés. La longueur de la chaîne sera la plus courte possible ( ne pas dépasser 3m jusque l’axe de la vanne ). La partie inférieure de cette chaîne se situera à +/1 m, par rapport au plancher de travail. Attention de ne pas laisser pendre la chaîne dans un passage. Le projeteur devra veiller à réserver la plus grande accessibilité possible à tous les appareils de contrôle et à la robinetterie. Notons qu’à 2m voir 2,5m de hauteur, un niveau à glace (lorsqu’il est propre) reste encore visible.

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2.1.12 INSTALLATION DES VANNES AUTOMATIQUES Les vannes de contrôle ( ou automatique ) seront toujours placées verticalement ( direction du système de commande ) Fig 19 donnent uniquement des installations de principe. Elles sont généralement munies d'un dispositif de by-pass appelé également " Manifold ". Les schémas Fig 4-16 et 4-19 donnent uniquement des installations de principe. La disposition des vannes, leur orientation, dépendront des dimensions des tuyauteries et de l'emplacement disponible. On veillera à occuper le minimum d'espace et à réaliser le montage le moins onéreux avec la plus grande facilité de manœuvre et de démontage. L'ensemble sera, autant que possible, installé au sol sauf dispositions particulières. Mais dans tous les cas, l'accessibilité de tous les organes devra être assurée. Le " dn " de la vanne de contrôle est indiqué par le schéma de circulation des fluides ( P&ID ), son calcul fait intervenir les caractéristiques du fluide, ses conditions d'écoulement et les caractéristiques du fluide, ses conditions d'écoulement et les caractéristiques géométriques de la vanne. Son " dn " est généralement plus petit que celui de la conduite ( rappel voir la première partie de cet ouvrage ). Les diamètres des vannes d'arrêt et de by-pass sont fonction de celui de la vanne de contrôle. On adoptera une soupape pour des dn ≤ 80 et une vanne au-delà. La suppression des vannes d'arrêt et de by-pass peut être envisagée quand elle n'entraîne aucune perturbation dans le procédé et que si la sécurité est assurée. La vanne de contrôle est alors munie obligatoirement d'une commande manuelle embrayée en permanence. Cette disposition pourra être utilisée, par exemple, sur des circuits de vapeur alimentant des turbo-pompes de secours, sur des circuits de produits dangereux, en vue de limiter les risques de fuites, etc … Des purges et des évents seront installés s'il y a lieu. Le supportage sera réalisé de façon à ce que le démontage de la vanne de contrôle puisse s'effectuer sans déplacement de l'ensemble du manifold. Lorsque cela est possible, le manifold sera installé à proximité des appareils de contrôle relatifs à la grandeur à régler.

2.1.13 TUYAUTERIES SUR POMPES CENTRIFUGES Les conduites d’aspiration et de refoulement des pompes auront, en général, un ‘’ dn ‘’ supérieur à celui des orifices ( ouïes ) des pompes, en raison des calculs de débit et des pertes de charge. Le dessinateur doit prévoir: - A l’aspiration: Une réduction, de préférence excentrique ( convergent ) placée directement sur l’ouïe d’aspiration au moyen d’une bride. L’excentricité étant dirigée vers le bas dans le cas des tuyauteries horizontales. Il y a lieu d’éviter, autant que possible, les poches verticales remontant audessus de l’ouïe d’aspiration. La longueur droite entre le coude et l’ouïe sera d’environ 5 à 7 x di ( φ int. du tube ). On adoptera une réduction concentrique dans le cas des tuyauteries verticales ( voir FIG 4-20 ). Les conduites d’aspiration seront les plus courtes possibles et comporteront qu’un minimum de changements de direction. Utiliser des coudes à grand rayon ( type 3D ou 5D ). Remarque: Dans le cas des pompes ‘’ IN - LINE ‘’, il est recommandé de ne pas disposer les coudes à plat à l’entrée des pompes, celles-ci étant conçues pour être installées dans l’alignement d’une tuyauterie plus ou moins rectiligne. Il sera prévu un filtre même s’il est temporaire ( démarrage ), ainsi qu’une vanne qui sera placée comme indiqué à la FIG 4-20. - Au refoulement: Une réduction concentrique ( divergent ), un clapet de non retour du type ‘’ A battant ‘’ ou du type ‘’ Duo-check ‘’. A noter qu’à partir d’un dn ≥ 150, les clapets à battant doivent être disposés sur une tuyauterie horizontale. Il n’est pas nécessaire que les accessoires ( vannes, clapets, filtres, .... ) soient adjacents, mais ils seront tous du même ‘’ dn ‘’ que la tuyauterie afin de réduire les pertes de charge. - Equipements de sécurité: Des prises de pression ( PI ) seront placées à l’aspiration et au refoulement des pompes, mais au voisinage des orifices. On utilisera la prise taraudée spéciale ( Rappel voir 1ère partie de l’ouvrage ). Ne jamais placer les PI sur les réductions ( turbulences, ... ). Des purges seront prévues aux points bas ( tuyauterie d'aspiration ) et entre le clapet et la vanne sur la conduite de refoulement.

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Remarques générales : Ce que nous venons d'écrire, indique les conditions optimales préconisées par les constructeur de pompes. La pratique montre qu'hélas, elles seront souvent modifiées, minimisées voir méconnues. - Installation des pompes : La Fig 1-275 montre le principe d'installation d'une pompe centrifuge à placer à l'aspiration d'un tank de stockage ( avec ou sans pompe de réserve ). Le dessinateur devra, autant que possible, se conformer à ce schéma. La Fig 4-21 montre le schéma type d'une pompe doseuse ( cas général ). La Fig 4-22 montre un exemple de montage d'une pompe à vide à anneau liquide.

2.1.14 LES INSTRUMENTS DE MESURE

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Les instruments de mesure, ainsi que les accessoires tels que : prise de pression, de température, de débit ne seront pas dessinées, mais simplement repérées. Il en sera de même pour les évents, drains ou vanne de contrôle sur les plans d'ensemble. Par contre, étant donné leur encombrement, les niveaux à glace ( LG ) et les contrôleurs de niveau ( LIC ) seront dessinés sur les plans d'ensemble. Dans l'étude de l'instrumentation, quelques règles élémentaires seront appliquées. a) Les niveaux à glace ( Fig 4-24 ) : Les contrôleurs de niveaux, ainsi que les alarmes seront accessibles à hauteur du sol, d'une plateforme, ou d'une échelle. b) Les thermomètres à cadran visible à partir du sol, d'une plateforme ou comme précédemment d'une échelle. c) Les manomètres seront visibles à partir du sol, d'une plateforme ou d'une échelle. En plus de la vanne d'isolement, il est judicieux de prévoir une vanne de mise à l'air afin de vérifier le bon fonctionnement de l'instrument, mais il conviendra de prévoir toutes les sécurités possibles pour la protection du personnel. d) Les orifices calibrés ( diaphragmes ) : L'installation des brides de mesure dans une tuyauterie, se fera en respectant des parties droites en amont et en aval de l'orifice afin d'éviter, au maximum, les turbulences ( rappel voir § 4.2.2 première partie de l'ouvrage ). L'orientation des prises d'influence se fera en fonction de la nature du fluide ( Fig 1-212 ): - Vers le haut pour les gaz - Vers le bas pour les liquides

2.1.15 DEMONTAGE DES APPAREILS - Prévoir qu'il y aura des monorails, des palans ou des ponts roulants à mettre en place - Prévoir le démontage des boîtes d'échangeurs et l'extraction de leur faisceau tubulaire; si ces appareils sont sur des plateformes, il faudra prévoir leur descente éventuelle et réserver une aire libre au sol à cet effet ( rappel FIG 4-5 et 4-6 ). - Prévoir, de même, le démontage des pompes, des pistons de compresseurs horizontaux, des turbines, etc ... - D'une façon générale, le démontage des appareils devra être assuré autant que possible sans démontage de tronçons de tuyauterie et en tout cas, ces démontages devront être extrêmement réduits.

2.2 REPRESENTATION SUR LE PLAN D'ENSEMBLE 2.2.1 LES SUPPORTS Ils seront localisés avec renvoi à des plans spécialisés ou à des standards ( Spec N° .. ). Les supports métalliques destinés à subir des contraintes importantes seront soumis à l'approbation des spécialistes en charpente. Les supports métalliques destinés à subir des contraintes normales ou réduites seront étudiés et approuvés par les spécialistes en tuyauterie uniquement. Au sein de certains bureaux d'études, ces deux responsabilités sont assumées par l'ingénieur responsable du bureau de dessin. Tous les supports en béton seront communiqués aux spécialistes en génie-civil, soit dans le but d'être approuvés, soit dans le but d'être intégrés dans la réalisation des planchers en béton.

2.2.2 LES SOUDURES Elles seront représentées sur les plans d'ensemble. Dans l'étude du tracé des tuyauteries, le nombre de soudures sera réduit au minimum tout en respectant les conditions de service.

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2.2.3 LES EQUIPEMENTS Ils seront dessinés en traits fins et le plus simplement possible. Les endroits de raccordement entre la tuyauterie et les équipements seront clairement cotés ( niveau, coordonnées, ou cotés par rapport à un mur, axe de colonne, etc, .... ). Les brides des appareils seront représentées en simple trait ( FIG 4-25). 1. Les filtres: Il y a lieu de prévoir un espace libre suffisant pour permettre le démontage, que ce soit au-dessus ou en dessous des filtres.

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2. Les échangeurs Fig 4-27 et 4-28 ): Il faut prévoir un espace suffisant pour permettre le retrait du faisceau tubulaire. L'entre-axe des échangeurs laissera un espace libre idéal de 900 mm. Dans certains cas, il peut être ≥ 600 mm.

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L'élévation de l'axe de l'échangeur sera choisi afin de permettre la sortie des tuyauteries intérieures de l'équipement avec une garde au sol de 300 mm( avec un minimum absolu de 150 mm ). Le système de vannage est généralement placé au sol et le long de la calandre de l'échangeur ( Fig 4-26 ). Remarques : Il arrive souvent que le projeteur ne connaisse pas le diamètre des échangeurs multitubulaires, mais généralement les " Spec. " éditées par les ingénieurs process, donnent le nombre de tubes, leur diamètre extérieur ainsi que leur longueur ( surface d'échange ). A partir de ces éléments on peut prédéterminer le diamètre approximatif des calandres, en utilisant la relation suivante : di ≈ 2,4 . p

n = mm, relation dans laquelle : θ .π

di = diamètre intérieure de la calandre ( mm ) p = pas des tubes ( 2 à 2,5 dt ) ( mm ) dt = diamètre extérieure des tubes ( mm ) n = nombre de tubes θ = 1,155 pour le pas triangulaire et 1 pour le pas carré N.B : - Le pas triangulaire permet de placer environ 10% de tubes en plus que le pas carré, mais le nettoyage des tubes est plus complexe. - Pour mémoire, il existe sur le marché de nombreux types d'échangeurs de chaleur, tels que les échangeurs à plaques ( très compacts ), les échangeurs type " Liébig " ( double enveloppe sur une tuyauterie ), les échangeurs à serpentin, etc …. 3. Les pompes et les compresseurs : L'espace libre entre les massifs des pompes sera au minimum de 750 mm. Il en sera de même entre les le massif et une structure adjacente. Dans l'établissement d'un projet, le dessinateur pourra adopter en première approximation 750 mm pour la largeur des massifs et 1500 pour leur longueur. Les pompes doivent être alignées sur leur tubulure de refoulement. Les lignes d'aspiration aux pompes seront les plus courtes possibles et sans points bas. Ces lignes seront suffisamment flexibles et auront un supportage convenable, pour éviter des efforts trop important sur les brides ( voir notes techniques du fabricant des pompes ). Pour détail des tuyauteries sur les pompes voir § 2.1.13. 4. Les ventilateurs : Aucun élément de tuyauterie ne doit entraver l'aspiration et le refoulement des ventilateurs, d'où l'importance de faire figurer l'emplacement de ces ventilateurs sur les plans d'ensemble des tuyauteries. En batterie, les ventilateurs, tout comme par les pompes, seront alignés sur leur tubulure de refoulement. 5. Les réservoirs : Ils ne sont pas étudiés par le projeteur en tuyauterie et seront donc confiés à des bureaux d'études spécialisés ou parfois à l'ingénieur responsable du bureau d'études. ( petites cellules ). Les plans d'ensemble reprendront néanmoins les dimensions principales, les détails dépendant du procédé et des conditions de fonctionnement ( exemple : disposition des tubulures, cloisons, chicanes, trous d'homme, plateaux, tuyauteries intérieures, plaques et faisceaux tubulaires, etc … ). Les tubulures ( ou piquages ) seront toujours ramenées dans un plan frontal, à l'exception des trous d'homme ( TH ). L'orientation des tubulures sera donné par une vue en plan ou une vue de profil Fig 4-29. A l'exception des trous d'homme, les tubulures seront dessinées en unifilaire. La position des tubulures est souvent déterminée par le procédé, mais leur orientation sera donnée par le projeteur en tuyauterie. Toujours indiquer les lignes de tangence ( LT ou TL en anglais ) et les lignes de soudure. Les tubulures seront clairement définies : repère, diamètre nominal ( dn ), type de bride, face de bride ( RF par exemple ), schédule ou épaisseur des parois, renfort s'il y a lieu, pièce taraudée, …. La cotation se fera toujours à partir des lignes de tangence, pour les axes de tubulures et à partir des axes principaux pour les faces des brides ou les orientations. Le Nord sera toujours indiqué. Chaque spécification comprendra les indications nécessaires pour la construction, à savoir : - Les données de calcul : capacité, fluide, pression, température, traitements thermiques, radio, contraintes, surépaisseur de corrosion, épreuve, poids divers, matériaux utilisés, normes utilisées ( calculs, construction, réception ).

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6. Les condenseurs ( Fig 4-30 ) Ce sont des échangeurs refroidis par eau, la chaleur transférée est généralement perdue 7. Les réfrigérants : Fig 4-31 Ce sont également des échangeurs de température. Il existe des réfrigérants à tirage naturel ayant une forme hyperbolique et des réfrigérants à tirage artificiel utilisant des ventilateurs d'extraction, sorte de boîte rectangulaire divisée en cellules comportant à chacune d'elle des cheminées hyperboliques facilitant le tirage. On trouve également des aéroréfrigérants utilisant l'air atmosphérique pour refroidir les fluides du process ( Fig 4-31 ). Ils sont surtout utilisés ou il y a un manque d'eau d'appoint, leurs installations demandent, comme pour les précédents, des emplacements beaucoup plus étendus. Attention à ne jamais

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installer des réfrigérants à proximité des bouches d'aspiration des compresseurs ( danger d'introduction de gouttelettes d'eau dans les aubes par exemple ), ou encore de filtres vu le danger de gel en hiver ou d'humidité pouvant obturer ces éléments.

8. Les fours et chaudières : Les tuyauteries d'entrée et de sortie des fours auront une disposition symétrique afin de permettre une distribution uniforme du fluide. Du collecteur de distribution vers les brûleurs, il sera prévu un départ avec robinetterie pour chaque brûleur. Cette robinetterie sera placée à hauteur des regards permettant d'observer l'intérieur du four afin de pouvoir régler l'alimentation des brûleurs en inspectant la longueur et la couleur de la flamme. Un collecteur avec distribution de vapeur d'étouffement ou d'azote sera prévu en cas d'incendie dans le four. La soupape de ce collecteur sera suffisamment éloignée du four, afin de pouvoir l'actionner en toute sécurité. 9. Les turbines : Il y a lieu d'adopter les mêmes dispositions que pour les pompes et les compresseurs, mais il faudra installer un filtre permanent sur l'admission de vapeur ( ce filtre est parfois inclus dans l'équipement de base ). La vanne de réglage sera placée près de l'entrée de la turbine ( attention aux efforts sur la bride de la

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turbine, se conformer aux indications du constructeur ). Des purgeurs automatiques seront placés sur les tuyauteries d'admission et de refoulement pour éliminer les condensats. Il y a lieu, pour le projeteur, de prévoir un collecteur de mise en chauffe avec cheminée extérieure au bâtiment ( attention au bruit . 10. Les colonnes ( Fig 4-32 ) : Ce sont des capacités cylindriques de hauteur variable ( +/- 30 m en moyenne ) et de diamètre pouvant aller de 1 à 2 m par exemple. Elles sont formées d'une virole et de deux fonds bombés. L'intérieur est divisé en compartiment, par une série de plateaux ou par des lits d'anneaux en céramique ou intalox par exemples. Ces colonnes sont autosupportées. Elles reposent par l’intermédiaire d’une « jupe » sur leur fondation. Sur cette virole, nous trouvons des trous d’homme, les divers tubulures, les attaches pour échelles, passerelles et supports de tuyauteries, les prises d’instrumentation.

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CHAPITRE 3: LE DESSIN TECHNIQUE DES TUYAUTERIES 3.1 INTRODUCTION En tuyauterie industrielle, afin de définir les lignes et installations, plusieurs modes de représentation sont utilisés, telles que la représentation ( ou projection ) orthogonale et la représentation isométrique, cette dernière étant très utilisée depuis de nombreuses années. Toutefois, la pratique montre qu'il est souvent nécessaire d'utiliser les deux, en réalisant des vues en plan par niveau de tuyauteries, complétées par des sections partielles si besoin est, puis on réalise les isométriques par ligne. D'autres part, diverses conventions de représentation sont utilisées afin de symboliser les différents éléments constituant les lignes de tuyauterie tels que tubes, raccordements, robinetterie, régulation, supports, etc… .. Remarque : Ce que nous venons d'écrire est aussi bien valable pour les dessins conventionnels ( sur table à dessins ) que pour les plans réaliser sur ordinateur via des logiciels spécialisés + modules ( Microstation Bentley, Autocad, … . ). Je voudrais, ici, insister qu'avant de pouvoir réaliser des plans sur ordinateur, il est nécessaire que le futur dessinateur puisse être formé sur table conventionnelle permettant une meilleure préparation à la disposition des vues et des cotations, face à une page blanche et avoir une vue spatiale du projet. Par la suite, ayant compris tous les rouages du dessin en tuyauteries, il pourra s'exprimer sur l'écran d'un ordinateur avec les nouvelles versions isométriques ou 3D. En outre, il ne faut jamais oublier que les petites structures auront bien du mal à amortir le coût d'investissement de l'ensemble informatique ( matériel + logiciels avec les nombreux "releases" ) surtout s'il y a très peu de lignes ( petites installations ) ou à partir d'une installation existante non numérisée au départ, ou encore une modification de ligne à réaliser sur place, la réalisation manuelle sera, dans ces cas, nettement moins chère. Si vous devez conserver les plans sous forme numérique, il suffit d'utiliser un scanner, attention pour les " isos" réalisés sur une page avec trame bleu et surtout sépia, le scanner doit être en version couleur ou il faut réaliser l'iso sur un calque avec une trame iso en-dessous.

3.2 LA REPRESENTATION ORTHOGONALE On utilise deux manières pour représenter les lignes, à savoir la représentation filaire et la représentation bifilaire. Actuellement, on réalise assez souvent un mariage des deux, afin de ne pas encombrer inutilement les plans. Pour ce faire, on réalise une représentation générale filaire et de poste

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en poste, surtout là où il peut y avoir des problèmes ( dilatation, proximité de structures, machines ou autres ), on trace la tuyauterie en bifilaire avec calorifuge, à l'échelle sur une longueur de +/- 30 mm. 1. La représentation filaire : La ligne de tuyauterie est représentée par un trait appelé ' Fil " pour les tuyauteries ayant un dn 150 mm ( Fig 4-33 ). 2. La représentation bifilaire : La ligne de tuyauterie est représentée, en utilisant les règles standards du dessin technique, pour les tuyauteries ayant un dn > 150 mm ( Fig 4-34 ). Les tuyauteries peuvent être représentées classiquement, en projection orthogonale comme en dessin industriel classique en utilisant la vue en élévation ( vue de face ) , la vue en plan ( vue de dessus ) ou la vue de profil ( vue de gauche ) Fig 4-52 et parfois une vue de droite et des sections transversales. Mais également en perspective isométrique, comme nous le verrons dans un prochain paragraphe.

3.2.1 NIVEAUX DE POSE

Cotes de niveau :

-

= Centerline = axe de la tuyauterie BOP = Bottom Of Pipe GET = Génératrice Extérieure de la Tuyauterie = BOP EL = Elévation TOS = Top Of Support ( niveau supérieur du support ou structure support ) Les niveaux sont repérés en élévation, par leur distance par rapport à un niveau de référence au sol pris égal à O,00 m ou parfois 100 000, afin de ne pas avoir de cotes négatives pour les tuyauteries souterraines. Il y a toujours lieu, en remarque, d'indiquer la correspondance entre le niveau de référence et le niveau géographique du lieu ( exemple : EL 0,00 = 44,200 = niveau dalle passage central de l'unité par exemple). Le projeteur fera placer une plaque inox sur une colonne de référence et fera graver le niveau

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comme nous l'indiquons :

+ 1m . Le repérage des lignes sera conforme au P&ID ( rappel voir 1ère partie 200 45,

Fig 1-2 et suite ). - Les faibles pentes Fig 4-35c ( 2% = 2 cm/m ) sont indiquées sur la tuyauterie. Lorsque la valeur est supérieure, la pente de la tuyauterie sera représentée sur le plan.

3.2.2 CONDUITES ET ACCESSOIRES

1. Tuyauteries ( Fig 4-35a ) a) Tuyauteries nues : Les tuyauteries seront représentées en unifilaire pour toutes les tuyauteries ayant un dn 150. L'épaisseur du trait = 0,5 mm pour les tuyauteries < 50 L'épaisseur du trait = 0,9 à 1 mm pour les tuyauteries 50 dn 200 Pour tous les dn 200 les tuyauteries seront représentées en unifilaire ( traits 0,9 à 1 mm ) et de poste en poste en bifilaire, les deux traits auront une épaisseur de 0,5 mm et représenteront le diamètre extérieur de la tuyauterie et du calorifuge à l'échelle. Ces limites ne sont pas absolues et peuvent être modifiées, si besoin est si : - Le réseau est très compliqué et que la clarté des dessins l'exige. - Les grosses tuyauteries sont prédominantes et que le tracé est simple ( peu de tuyauteries ) b) Tuyaux à ailettes et tuyauteries flexibles: Fig 4-36

c) Tuyauteries calorifugées ( avec sens du fluide ) Fig 4-37

d) Tuyauteries chauffées et calorifugées : Fig 4-38

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2. Changement de direction : Fig 4-39

3. Raccords à souder : Fig 4-40

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4. Piquages

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5. Réductions

6. Casses de tuyauteries

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7. Remarques

a) Tous les accessoires que nous venons de voir, peuvent être réalisés avec des extrémités filetées ou avec emboîtements ( socket ). La représentation est identique et il suffit de préciser l'extrémité. Fig 4-47. b) Sur les dessins, la représentation des brides est incomplète par souci de simplification, elles seront définies dans la nomenclature jointe en indiquant : - Le type et le sens de l'emboîtement du joint d'étanchéité : face plate ou surélevée, à simple ou double emboîtement, joint annulaire ou lenticulaire. - L'état de surface, la conception de l'élément assemblé, etc … Ne jamais encombrer les dessins avec d'autres symbolisations. 8. Autres accessoires : Fig 4-48

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9. La robinetterie

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10. Autres types de robinetterie ( utliser les raccordements adéquats ( Fig 4-50 )

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11. Purgeurs automatiques ( Fig 4-51 )

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3.3 LA REPRESENTATION ISOMETRIQUE 3.3.1 GENERALITES

Le dessin isométrique permet la représentation d'un tracé de tuyauterie ( ligne ) dans un espace dit " 2D1/2 ", car nous travaillons sur une feuille plane 2D, tout en donnant un effet de profondeur. C'est donc une perspective isométrique qui se construira en considérant des fuyantes inclinées à 30° par rapport à l'horizontale, soit 120° entre les axes. Le dessin sera filaire ( ou unifilaire ), réalisé en trait gras. En règle générale, la direction du NORD sera fléchée suivant une diagonale vers la droite. Toutefois dans certains cas, cette direction pourra être choisie suivant une diagonale pointant vers la gauche. Le tracé de la ligne respectera la position réelle de montage.

3.3.2 CADRAGE Fig 4-56

Pour le tracé d'une tuyauterie en perspective isométrique, il n'est pas nécessaire de respecter une échelle de proportion. Rappelons qu'en dessin technique mécanique, par exemple, toutes les dimensions doivent être multipliées par 0,82. Dans le cas du dessin des tuyauteries, pour faciliter la compréhension, on peut diminuer ou augmenter la proportion de certains tronçons ou encore réduire les longueurs droites dont l'indication des proportions est sans importance. Il est autorisé d'augmenter les tronçons lorsqu'interviennent de nombreux accessoires ( raccords ou robinets ), ou encore déplacer l'origine d'un élément dans le but d'éviter le croisement ou la superposition des tubes ( Fig 4-57 ). Si nécessaire, les longueurs droites peuvent être interrompues ( grandes longueurs réelles ). Afin de faciliter le tracé des perspectives isométriques, on utilise une grille isométrique sorte de canevas dont le motif de base correspond à la projection isométrique du cube ( Fig 4-55 ).

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N.B.: Nous conseillons au lecteur de se procurer, via internet, le petit logiciel GRAPHPAP.ZIP.

3.3.3 REPRESENTATION DES ISOMETRIQUES ( principes )

1. Nombre de lignes par isométrique - Eviter au maximum de surcharger les isométriques, ainsi que les croisements ou de superposer des traits. Si cela n'est pas possible, il faut interrompre une partie de la ligne Fig 4-57. - Sauf dans le cas de lignes symétriques ou de petits tronçons, ne prévoir qu'une seule ligne par isométrique. - Pour plus de clarté, une ligne compliquée sera subdivisée en plusieurs isométriques ( isos ). 2. Le trait - Il aura environ 1 mm d'épaisseur, l'exception des accessoires ( vannes, réductions, fonds bombés, tubulures, … . ) qui auront une épaisseur de 0,5 mm. 3. Direction du fluide - Elle sera indiquée par une flèche noircie sur la tuyauterie en se référant au P&ID. 4. Les pentes Les pentes inférieures à 2 cm/m ne seront pas figurées sur les isométriques, mais seront représentées par le signe conventionnel indiqué à la Fig 4-58 b. Dans les autres cas, elles seront dessinées suivant La Fig 4-58 a.

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5. Les changements de direction dans 1 ou 2 plans - Les changements de direction autres que 90°, se feront suivant la digonale d'une surface rectangulaire. Les hachures peuvent suivre l'une ou l'autre des deux droites qui définissent le plan horizontal ou vertical. - Changement de direction dans un plan a) Plan horizontal Fig 4-59 a & b

- Les hachures suivent l'une ou l'autre des deux droites qui définissent le plan horizontal. b) Plan vertical : Frontal Fig 4-60 a & b et De bout Fig 4-60 c & d

- Les hachures sont toujours verticales

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- Les hachures sont toujours verticales Remarque : La représentation de l'orientation d'une commande de robinetterie est soumise aux mêmes Règles que les changements de direction d'un tube dans un plan. - Changement de direction dans 2 plans Le principe est d'inscrire la tuyauterie ( diagonale ) dans un parallélépipède rectangle Fig 4-61 L'intersection des deux plans qui contiennent le triangle respectivement le triangle figurant le déport horizontal et le triangle figurant le déport vertical correspondant à la projection de la ligne de tuyauterie sur le plan horizontal. 6. Croisement de lignes Fig 4-62 Lorsqu'un croisement apparaît sur l'isométrique, la ligne située à l'arrière plan est interrompue excepté si des détails appartenant à cette ligne doivent être montrés. Dans ce cas, ce sera la ligne située à l'avant qui sera interrompue. Cette façon de procéder est néanmoins à éviter dans la mesure du possible et il sera donc préférable de procéder comme le montre la Fig 4-62.

7. Position des vannes et accessoires - Position du volant des robinets ( ou de tout autre mode de commande ) Fig 4-63

-

Principe de positionnement des vannes et brides : La face de joint des brides et vannes seront représentées dans le même plan qui contient l'ensemble des éléments placés près des brides Fig 4-64 et 65.

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8. Les équipements Seule la tubulure sur laquelle se connecte, la tuyauterie sera figurée en trait fin ( 0,5 mm ) et positionnée. Toujours mentionner le type de bride Fig 4-65 et 4-66. 9. Les soudures Elles seront représentées par un point ou une ellipse pleine. Elles porteront l'indication SC ou SM si elles sont exécutées sur chantier ( au montage ). Fig 4-66 Note a) La distance normale entre deux soudures est de 50 mm. Les soudures de chantier seront étudiées en tenant compte d'impératifs tels que : supports, passage dans un plancher de travail ou d'un mur, emplacement des appareils, facilité d'exécution et possibilité de transport. b) Les surlongueurs de montage sont indiquées à côté de la

Tuyauterie ( ex. 3600 (+100) ). La soudure de chantier SC donne l'emplacement de cette surlongueur. Il y a souvent intérêt à placer cette soudure au voisinage d'une bride ou d'un coude. 10 Les tenants et aboutissants Ils seront clairement indiqués: numéro ou nom de l'équipement sur lequel la ligne se raccorde. Coordonnées de cet équipement, niveau de la tubulure, etc, …

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Lorsqu'une ligne est trop longue ou trop complexe pour faire l'objet d'un seul isométrique, indiquer de façon visible le numéro de plan de la suite ( Suite voir ISO N° … . ). Une ligne doit être scindée au droit d'une pièce de forme ( bride, coude, té, … ). Les parties de lignes ne faisant pas partie de l'isométrique seront représentées en traits interrompus. On procédera de la même façon pour les lignes adjacentes. 11. Régulation, évent, drain : Les prises de régulation, les évents et les drains seront seulement positionnées avec renvoi à des plans standards ou des spécifications ( Spec N° … . ) ou encore à un détail réalisé sur l'iso par exemple.

12. Les supports Ils seront repérés sur l'isométrique avec renvoi à des spécifications ou à des plans.

13. Récapitulation du matériel de l'isométrique a) Matériel nécessaire à la fabrication: - Liste des tubes : ext + eps ( schédule ), matières ( codes ), quantités - Liste des coudes, tés, réductions, brides, caps, … . Avec diamètre, désignation, série, matière, codes, quantités. b) Matériel de montage : robinetterie, boulonnerie, joints, divers, avec les mêmes indications que cidessus. c) La liste des divers supports Remarque : La liste du matériel ( a ) et ( b ) peut être réalisée sur une feuille indépendante de l'isométrique ( Fig 4-69 et 70 )

3.4 LA COTATION DES ISOMETRIQUES 1. Choix des cotes

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On déterminera la définition des origines et la répartition des cotes selon les différentes fonctions à assurer, ainsi que les indications du plan d'ensemble. Le cumul des cotes se fera en tenant compte du déroulement de chaque phase de fabrication ou de montage. Il y a toujours intérêt d'écarter la cotation du tracé de la tuyauterie afin qu'elle soit plus apparente. En cas ou aucun appareil ne figure sur l'isométrique, il faut situer le tronçon de tuyauterie par rapport à la colonne ( béton ou métallique ) la plus proche. Indiquer le repère de celle-ci et figurer ses axes d'orientation.

2. Méthode Autant que possible, les cotes seront groupées et tracées suivant les directions de ce plan Fig 471 a. Il ya lieu d'éviter autant que possible de croiser les cotes Fig 4-71 b. 3. Cotation d'éléments obliques Ces cotes seront disposées comme indiqué aux Fig 4-72 (a,b). Toutefois, afin de ne pas pas surcharger la ligne, il est possible de procéder au déport des cotes sur un triangle projeté dans un plan parallèle à l'élément oblique et on donne l'angle que fait l'élément oblique avec l direction remarquable Fig 4-72 (c,d). Ne pas oublier d'indiquer le niveau des parties horizontales.

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4. Cotation de la robinetterie a) A l'axe pour les assemblages par : - Manchons soudés ( socket ), manchons taraudés, bouts filetés et emboîtement Fig 4-73 d. b) A la face des brides pour les assemblages par brides Fig 4-73 a,b,c en tenant compte des joints.

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c) Aux extrémités pour les assemblages par : Bouts à souder et raccords à souder Fig 4-73. N.B : Pour rendre la lecture et la cotation plus facile, on adoptera soit le plan vertical, soit le plan horizontal pour l'orientation du corps de robinets, des brides, etc … Dans la majorité des cas, on constatera une prédominance du plan vertical. Fig 4-73 g,h,i

d) Exemple de réalisation

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e) Calculs des angles de coudage et des longueurs droites réelles Pour illustrer ces calculs, nous partirons de la Fig 4-75, afin de calculer l'angle de coudage en B et en C afin de pouvoir déterminer les longueurs droites ( longueur de coupe ) des tronçons AB et BC. Coude 3D dn 80 => R = 114,5 mm -

Calcul de BB' : BB' =

-

Calcul de BC : BC =

-

Calcul de l'angle (B)

1400² + 2000² = 2441,3 mm 2441,3² + 2800² 3714,3 mm

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2441,3 = 0,6573 => (B) 48°55' 3714,3 β (B) 48°55' mB = R . tan = 114,5 x tan 52 mm avec h = 50 mm et l'espacement d'accostage = 2 2 Cos (B) =

-

1,5 mm nous obtenons pour AB ( découpe ) = 1500 – 50 – 52 – 2 x 1,5 = 1395 mm Calcul de l'angle (C) (C) = 90° - 48°55' = 51°05' mc = R . tan

β (C ) 51°05' = 114,5 x tan 71 mm 2 2

Nous obtenons la longueur droite de découpe pour BC = 3714,3 – 52 – 71 – 2 x 1,5 = 3588,5 mm

3.5 REPRESENTATION CONVENTIONNELLE DES TUYAUTERIES ET ACCESSOIRES 3.5.1 TUYAUTERIES

1. Tuyauteries nues Fig 4-72 a & b, tuyauteries à ailettes Fig 4-72 c et flexibles Fig 4-72 d

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2. Tuyauteries calorifugées Fig 4-77 a) = Tuyauteries calorifugées avec indication du sens du fluide b) = Tuyauteries tracées électriquement avec indication du sens du fluide c) = Tuyauteries avec enveloppe chauffante d) = Tuyauteries tracées par conduites 3. Soudures

4. Généralités

a) b) c) d) e) f)

= Tubes cintrés = Indication du niveau et de la pente = Réduction d'orifice = Emplacement et repérage du supportage = Piquage = Croisement des tuyauteries

3.5.2 RACCORDS SOUDES

a) = Coudes à souder b) = Fonds bombés c) = Piquages d) = Réductions concentriques e) = " excentriques f) = Tés droits

g) = Tés en croix h) = Piquages soudés renforcés par un anneau ( selle ) i) = Piquages soudés renforcés par un weldolet

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3.5.3 RACCORDS VISSES

1. Raccords vissés ou socket ( séries 3000 et 6000 LBS ) a) = Coudes e) = Bouchon b) = Tés f) = Manchon égal c) = Croix g) = Demi-manchon ( sockolets ) d) = Raccords " Union " 3P h) = Réductions

i) = Brides " Union " j) = Manchons de réduction

2. Raccords vissés ( mâle ou femelle ) VM = vissé mâle et VF vissé femelle a) = Coudes e) = Bouchon i) = Brides " Union " b) = Tés f) = Manchon égal j) = Mamelons de c) = Croix g) = Demi-manchons ( Thredolets ) réduction d) = Raccords " Union " 3P h) = Réduction

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3. Divers ( raccords " Bonney-forge "

3.5.4 BRIDES

a) Bride à collerette ( à talon ) ou Welding Neck ( WN )

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b) Bride plate à souder ( slip-on ) c) Bride plate à souder ( socket ) d) Bride plate filetée ( threaded ) e) Bride pleine ( Blind ) f) Bride de réduction g) Bride libre ( folle ) sur collet battu h) Bride libre sur collet à plat à souder i) Bride libre sur collet plat à souder j) Bride libre sur collet à collerette soudée k) Intercalaire

L) Joint plein M) Lunette N) Flow-element O) Joint lenticulaire P) Joint lenticule à embranchement Q) Ring joint

3.5.5 ROBINETTERIE

1. Mode de raccordement a) A manchons soudés ( SW ) b) A bouts soudés c) A brides d) A manchons taraudés

e) A bouts filetés f) A raccords soudés g) A emboîtement

2. Mode de commande a) A main e) Electrique b) A ressort f) Pneumatique ou hydraulique c) A contre-poids g) A fermeture instantannée d) A flotteur 3. Commande à main - volant a) A main classique ( volant ) d) Tige d'extension rapportée b) A chaîne e) Tige d'extension normale c) A tambour

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3. Symboles de la robinetterie a) Soupape d'arrêt droit b) " " incliné c) " d'équerre

d) Soupape de réglage droit e) " " incliné f) " " d'équerre

3.5.6 ACCESSOIRES DIVERS POUR TUYAUTERIES 1. Compensateurs de dilatation a) Type axial à brides b) " " à souder c) " articulé à souder

2. Disque de rupture a) En ligne

d) Type à articulé à brides e) Joint d'expansion f) Vase d'expension

b) Sur ligne

3.6 EXERCICES Afin de bien comprendre le mécanisme du dessin des tuyauteries en isométrique, nous vous proposons trois exercices simples, mais qui permettent cette compréhension. Pour de plus amples renseignements sur les accessoires, nous vous proposons de vous rendre dans la cinquième partie de cet ouvrage, consacré au catalogue général. N'oubliez pas de vous constituer un ensemble de documentation en provenance des fabricants, si possible avec les prix actualisés. Bon courage à tous.

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Fig 4-90a : Modélisation 3D d'une section de chaufferie

Fig 4-90b : Vue panoramique d'une installation chimique

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CHAPITRE 4 : NOTIONS DE TRACAGE 4.1 NOTE DE L'AUTEUR Il arrive parfois, qu'un dessinateur en tuyauteries industrielles soit appelé à l'atelier, pour réaliser certains traçage sur tôle et ce, généralement dans les petites structures ( PME ou atelier de maintenance d'entreprise par exemple ). Nous donnons, ci-après, quelques exemples et indications pratiques courants. Pour les traçages plus sophistiqués, nous invitons le lecteur à se procurer un ouvrage spécialisé.

4.2 PRISE EN COMPTE DE L’EPAISSEUR La tubulure désigne le cylindre pénétrant (B) et la pénétration désigne le trou réalisé sur le cylindre pénétré (A). Dans le cas d’une intersection, il est important de préciser pour chacun des éléments, quelle fibre servira de référence dans la réalisation de l’épure. Les épures se réalisent sur base du diamètre extérieur ou du diamètre intérieur. Le développement des tôles se fera toujours sur la base de la FIBRE NEUTRE ( diamètre moyen pour une épaisseur courante ). Notons que pour les tôles de faible épaisseur, les épures seront réalisées sur base de la fibre neutre ( FIG 4-92). La méthode développée ici, étant celle généralement utilisée en tuyauterie industrielle.

4.3 INTERSECTION CYLINDRE-CYLINDRE PERPENDICULAIRES 4.3.1 EPURE ( Fig 4-93 ) Réaliser les trois vues, rabattre une demi-section droite de la vue a), diviser et tracer les génératrices passant par ces points de division. Avec des ouvertures de compas identiques, tracer les génératrices sur les vues b) et c). On constate que 2v,8v = 2p,8p = 4v,2v. Rappeler 7ap, 8ap,1ap, …. En 7av,8av,1av etc …. Et s'il y a lieu, rappeler 7av,8av,1av,en 7ah,8ah,1ah. Tracer les projections de l'intersection en a) et b), en joignant les points obtenus.

4.3.2 DEVELOPPEMENT a) Du cylindre repère B : Il sera développé comme indiqué à la Fig 4-93d, en utilisant le diamètre moyen. On reportera les hauteurs des génératrices mesurées sur la vue c), il est à constater que pour cet exemple, les génératrices 1,1a = 5,5a ; 3,3a = 7,7a ; 2,2a = 4,4a et 6,6a = 8,8a. Il suffit de joindre les divers points pour tracer la courbe.

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b) Du cylindre repère A : La vue e) de la Fig 4-93, représente la chute de tôle de la pénétration supposée découpée. Déterminer les points 2a,6a ; 3a,7a et 2a,4a, etc … par rapport à 2 axes perpendiculaires. Mais dans ce cas, si les génératrices 4a,6a ; 3a, 7a et 2a,8a sont bien des droites, les longueurs 2a,4a ; 1a,5a et 8a,6a sont des arcs de cercle ( section droite du cylindre A ). Il faut donc mesurer la longueur développée des arcs a et b ( vue e). Tracer les deux axes ( vue f) ) et porter la longueur des arcs a et b ( vue e) ). On obtient 5a,P1 ; P,P1 et P,P1 ; P1,1a. Elever au point P1 les perpendiculaires sur 1a,5a et porter P1,4a = P1,6a = P1,2a = P1,8a ( vue f) ) = C, puis P,3a = P,7a ( vue f) ) = C + d ( vue e) ), joindre et vérifier l'égalité des courbes sur les vues d) et f) ( Fig 4-93 ). c) Epures dans le cas des cylindres de même diamètre ( Fig 4-94 )

d) Remarques constructives = - Le développement étant réalisé ( vue d) ), le tuyauteur procédera au cintrage et soudage des bords, puis placera la tubulure sur le collecteur pour tracer et découper en chanfrein ( attention au chanfrein naturel ), la pénétration au diamètre intérieur du tube pénétrant. Il restera à ajuster, pointer et souder, redresser si besoin est. - Il faut éviter le croisement des soudures, il est nécessaire de placer les soudures vers la génératrice supérieure, décalées par rapport à l'axe vertical et alternativement de 15 à 30° selon le dn, ceci vaut également pour les tubes roulés soudés commerciaux. - La solution Fig 4-94b n'est autorisée que pour les très faibles pressions et pour des fluides non dangereux. La Fig 4-94c est interdite, on peut parfois l'autoriser en plaçant une pastille mais uniquement pour de très faibles pressions ou pour des gaines de manutention. Rappelons que les piquages sont soumis à vérifications RDM selon les normes ( Eurocode, ASA, DIN, … )

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4.4 INTERSECTION CYLINDRE ET CYLINDRE OBLIQUE 4.4.1 EPURE ( Fig 4-95 ) Réaliser les trois vues, rabattre une demi-section droite sur la vue a), diviser et tracer les génératrices passant par ces points de division. Avec des ouvertures de compas identiques, tracer les génératrices sur les vues b) et c). On constate que 2v,8v = 2p, 8p = 4v,2v. Rappeler 7ap, 8ap, 1ap, …. En 7av, 8av, 1av etc … et s'il y a lieu, rappeler 7av,8av,1av, en 7ah, 8ah, 1ah. Tracer les projections de l'intersection en 1 et 2 en joignant les points obtenus.

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4.4.2 DEVELOPPEMENT a) Du cylindre repère B : Réaliser le développement comme indiqué sur la Fig 4-95d, diviser en parties égales. .Il suffit de reporter les longueurs des génératrices 1,1a = 1v,1av ; 2,2a = 2v,2av etc … Dans ce cas, 2,2a = 8,8a ; 3,3a = 7,7a et 4,4a = 6,6a. Joindre les points ainsi déterminés. b) Pénétration dans le cylindre A : Par les points 6av ; 7av et 8av, tracer les sections droites Nv,6av ; Pv,7av et Mv,8av. On peut mesurer les génératrices 6ah,8ah ; 5ah,1ah et 4ah,2ah sur la vue b) ( droites ). Par contre, les lignes 4ah,Nah,6ah ; 3ah,Ph,7ah et 2ah,Mh,8ah sont des arcs de cercle ( sections droites ) que l'on mesure sur la vue Fig 4-95c. Sur la vue e), on montre les vues extraites des vues a) et b) sur lesquelles on a reporté le développement a et b d'une part et c, e, f, g d'autre part. Sur la vue f), on trace l'axe de symétrie 5a,1a et on porte les longueurs c, e, f, g. On obtient ainsi les points 5a, N, P, M et 1a. On élève alors les perpendiculaires sur 5a,1a en N, P et M, puis on porte la longueur développée des arcs a et b, afin de déterminer les points 2a, 3a, 4a, 6a, 7a et 8a. Joindre et vérifier. c) Remarques constructives : Identique à celles émises au § 4.3.2

4.5 PENETRATION TANGENTIELLE CYLINDRE-CYLINDRE Fig 4-96 Le procédé est identique à celui des paragraphes 4.3 et 4.4. Mais dans ce cas, une génératrice de la tubulure est tangente au cylindre pénétré ( appelé collecteur ); les axes sont décalés Fig 4-96

4.6 PENETRATION SUR COURBE Fig 4-97 4.6.1 DEVELOPPEMENT DU CYLINDRE B Tracer une droite AB perpendiculaire à l'axe EF; porter sur cette droite le développement de la tubulure et diviser celui-ci en 16 divisions égales ( par exemple ). Par chacun des points de division, mener des perpendiculaires à AB ; ramener sur ces perpendiculaires, au moyen de // à AB, les points de pénétration de 1 à 9. On détermine ainsi, les points 1", 2", 3", 4", 5", 6", 7", 8" et 9". En réunissant ces points par une courbe, on obtiendra le développement de la ligne de coupe de la tubulure.

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4.6.2 PENETRATION DANS LE COUDE Diviser le demi-cercle de la tubulure ( dans le PH et le PV ), en parties égales ( exemple : 8 div. = ); tracer dans le PV, les génératrices passant par les points de division. Par les points 2, 3, 4, 5 du PH, mener des parallèles à l'axe CD qui couperont le cercle du coude en a, b, c, d. Ramener ces points au moyen de parallèles à l'axe EF en a', b', c' et d' sur la droite OG perpendiculairement à EF. Du point O comme centre, décrire des arcs ayant pour rayons Oa', Ob', Oc', Od' qui rencontreront les génératrices en 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8 et détermineront les points de rencontre de la tubulure et du coude.

4.6.3 REMARQUE CONSTRUCTIVE Le traceur, après avoir réalisé l'épure et le développement de la tubulure, procédera au traçage de cette dernière, puis c'est le tuyauteur qui procédera à la découpe et au chanfreinage. Il lui suffira de placer la tubulure sur le coude, tracer, puis il pourra découper la pénétration et meuler.

4.7 COUDES A ONGLETS ( à segments ) Fig 4-99a,b,c 4.7.1 TRACAGE DU COUDE Sur une droite, élever une perpendiculaire. Du point O pris comme centre, tracer un arc de cercle égal au rayon de cintrage, on divise cet arc en autant de fois de viroles entières multipliées par deux. Joindre chaque intersection au point de centre ( O ) Fig 4-98. Tracer deux arcs de cercles, un de rayon intérieur du coude et l'autre d'un rayon extérieur du coude. Aux points A et B, élever une perpendiculaire. Le point de rencontre de ces deux perpendiculaires avec la première division ( 1 ), donnera la première demi-virole. Ensuite, on trace en C et D deux tangentes aux arcs qui seront perpendiculaires à la division deux et on obtient une virole entière. On procède de la même manière pour les autres viroles en sautant à chaque fois une division.

4.7.2 DEVELOPPEMENT D'UN COUDE A ONGLETS a) Placer les trois segments dans un même cylindre droit ayant pour hauteur la somme des axes des segments ( a,O2 + O2,O1 + O1,b ) soit : L/2 + L + L/2 ou encore ( L/2 x 4 = 2L ) mesurés sur la Fig 4-99a. Attention de bien mesurer toutes les génératrices du contour apparent extérieur et vérifier la hauteur du cylindre obtenu. b) Développer le cylindre droit, diviser et numéroter, tracer la transformée de la section Jv,Iv. Les coupes 3av, 7av et 3bv, 7bv étant symétriques, on construit le segment B. En portant la même ouverture de compas r, r1 etc ….. de part et d'autre de l'axe. Les segments A et C se trouvent construits en même temps que le segment B. c) Remarques : - Ce qu'il ne faut pas faire -> Prenons par exemple un coude à onglets à trois segments. Les segments étant cylindriques, dont la section

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Droite gh est une ellipse, dont le développement présente beaucoup de difficultés. En outre, si cette section droite est un cercle, les sections a, b sont des ellipses. L'intersection avec une tuyauterie cylindrique étant, de ce fait, impossible, à moins de " beurrer " ou rabattre la tôle ,ce qui est interdit. - Pour le développement sur tôle, on procède comme indiqué à la Fig 4-99c, c'est-à-dire en prenant pour démarrer la génératrice moyenne ( forme d'un poisson ). Sur un tube, on commence pr la plus petite génératrice ( 3a, 3b ) et on porte le développement sur le tube en inversant les axes Fig 4-101. d) remarque constructive : Le traceur réalisera l'épure et le développement d'une virole entière. Ensuite, il tracera deux axes sur le tube et placera le développement sur celui-ci et tracera en alternant autant de viroles entières plus deux demiviroles en décomptant les saignées. Il restera au tuyauteur à découper droit et chanfreiner à la meuleuse en faisant attention au chanfrein naturel. Pointer les éléments en faisant attention au chanfrein naturel. Pointer les éléments en laissant la courbe un peu plus ouverte. Procéder au contrôle final après soudage et rectifier s'il y a lieu.

4.8 CULOTTE CYLINDRIQUE A TROIS BRANCHES Tracer les axes tel qu'indiqué à la Fig 4-102. L'intersection des trois axes donne le centre O. Tracer les génératrices des tubes ( fibre neutre pour le développement ). L'intersection de ces génératrices nous donne un point que nous joignons au centre O. Développer tel qu'indiqué aux couches à onglets.

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4-10 POSITION DE SOUDAGE DE L’ASSEMBLAGE ( EN ISO 6947 )

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CINQUIEME PARTIE CATALOGUE GENERAL Ce catalogue ne comporte que les éléments nécessaires pour débuter en qualité de dessinateur d'études en tuyauteries industrielles. En fonction de son son secteur industriel ( chimie, pétrochimie, centrales thermiques ou nucléaires, etc … . ), il devra compléter ce catalogue en s'adressant aux fabricants ou à leurs représentants. Nous avons utilisé quelques planches en provenance de la documentation technique, bien documentée et téléchargeable sur le net, par la société de robinetterie et d'accessoires industriels SOLYRO – 69150 Décines Charpieu France ( www.solyro.com ), Nous avons également utilisé quelques planches du catalogue Trouvay – Cauvin 2011.

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5.1 DIMENSIONS DES COUDES 5.1.1 Suivant normes DIN 2605 – EN 10253 ( coudes sans soudure en ac. carbone )

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5.1.2 COUDES INOX A SOUDER A 90° ISO/METRIQUES/GAZ

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5.1.3 COUDES (ELBOWS) TYPES LONG RAYON ET COURT RAYON SUIVANT NORME ANSI B16.9 (ac. carbone)

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5.1.4 COUDES (ELBOWS) TYPES LONG ET COURT RAYON SUIVANT NORME ANSI B16.9 ( ac. inox )

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5.2 DIMENSIONS DES REDUCTIONS CONCENTRIQUES ET EXCENTRIQUES 5.2.1 SUIVANT NORMES DIN 2616

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5.2.2 ISO/METRIQUES INOX

5.2.3 SUIVANT NORME ANSI B16.9 ( ac. carbone)

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5.2.4 SUIVANT NORME ANSI B16.9 ( ac. inox )

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5.3 TES EGAUX ET REDUITS EN AC. CARBONE 5.3.1 SUIVANT NORME DIN 2615

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5.3.2 TES EGAUX SUIVANT NORME ISO ( inox )

5.3.3 TES EGAUX (straight tees) SUIVANT NORME ANSI B16.9 ( ac. carbone )

5.3.4 TES REDUITS SUIVANT NORME ANSI B16.9 ( Ac. carbone )

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5.3.5 TES EGAUX INOX SUIVANT NORME ANSI B16.9

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5.4 FONDS EMBOUTIS (CAPS) 5.4.1 SUIVANT DIN 21617 (ac. carbone)

5.4.2 SERIE ISO (ac. inox)

5.4.3 SUIVANT NORME ANSI B16.9 (ac. carbone)

5.4.4 SUIVANT NORME B16.9 (ac. inox)

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5.5 RACCORDS DE DERIVATION RENFORCES (WELDOLETS) NORME ANSI B16.25 5.5.1 AC CARBONE

Matières courantes : Acier forgé ASTM A105 – A350 – A182

475

5.5.2 AC. INOX

5.6 PRESSION ET TEMPERATURE DE SERVICE St ANSI B16.11 Source : Catalogue Trouvay & Cauvin "Piping Equipment" ed 2001

476

5.7 RACCORDS EN AC CARBONE SW – SERIE 3000 lbs (210 bar )

5.8 RACCORDS AC CARBONE EXT. FILETEES NPT SERIE 3000 lbs

477

5.9 BOSSAGES A SOUDER

478

5.10 FILETAGE CONIQUE POUR TUBES ( NPT )

Engagement à la clé mâle et femelle St Norme ANSI B20.1 ou API Std 5B ( Source catalogue Trouvay & Cauvin )

5.11 DIMENSIONS FACE A FACE DE LA ROBINETTERIE ( Extrait suivant EN 558-1 )

a) Séries de bases

479

480

5.12 JOINTS PLATS NON METALLIQUES POUR BRIDES PLATES OU RF ( DIN 2690 )

5.13 JOINTS NON METALLIQUES POUR BRIDES ES & ED

481

5.14 JOINTS SPIRALES

482

5.15 JOINTS ANNULAIRES TYPE R St ANSI B16.20

483

5.16 DIMENSIONS DE LA BOULONNERIE POUR BRIDES RF

484

5.17 DIMENSIONS DES PORTEES DE JOINT ( EN 1092-1 )

485

5.18 BRIDES A COLLERETTE A SOUDER EN BOUT (WN) ( Matières : Ac. carbone, ac. alliés ou inox )

486

487

5-19 BRIDE A COLLERETTE A VISSER PN 16

5.20 BRIDES PLATES A SOUDER ET BRIDES PLEINES

488

489

490

5.21 BRIDES TOURNANTES –COLLETS A COLLERETTE ET PLATS

491

5.22 COLLETS INOX 316L A SOUDER

492

5.23 PORTEES DE JOINT St ANSI B16.5

493

5.24 BRIDES WN – RF SUIVANT ANSI B16.5

494

5.25 BRIDES SLIP-ON/BRIDES PLEINES-RF ANSI B16.5

495

5.26 BRIDES TOURNANTES ACIER – ANSI B16.5

496

5.27 BRIDES TARAUDEES-RF/BRIDES A AMBOITER-RF ANSI B16.5

497

5.28 LEXIQUE FRANÇAIS-ANGLAIS TERMES TECHNIQUES

498

BIBLIOGRAPHIE Je tiens à remercier les diverses sociétés citées ci-dessous qui, via leur représentant de l'époque, m’ont permis de compléter cet ouvrage grâce aux tableaux, notes et autres formules pratiques. A savoir: - S.A VADEB ( compensateur Hydra - manuel de la technique des compensateurs N° 501 ) Tunhoutsebaan, 488 B 2110 Wiinegem Représentant Ing R. DE JONGHE - S.A ROCKWOOL LAPINUS ( manuel pour les applications industrielles de l’isolation ) Impériastraat 8, 1930 Zaventem Représentant M. J-L VAN ROY - S.A ERIKS ( tuyauteries plastiques, compensateurs, notices techniques ) Av. J-E Lenoir 2A, 1348 Louvain la Neuve - PROMETAL ( robinetteriegénérale, mémento des purgeurs Gestra )Av. de la Basilique 106, 2060 Antwerpen Représentant M. J. DE SNYDERS - DUTRAMEX BV ( Boîtes à ressort Grinnell )P.O box 225, 4140 AE Leerdann NETHERLANDS Représentant M. M. COHEN - HANWEL Belgium S.A (Compensateurs Steenflex, boîtes à ressort LISEGA, supports divers) .Wijnninglaan 15, 9140 Temse . Représentant M. K. VEREECKEN - S.A. KLINGER MARCHAL ( joints, formulaire technique, .... ) Sesteenweg 70 1120 Bruxelles Représentant M. SAUTO - Technologie et documents à l’usage des dessinateurs de bureaux d’études par MM. C. Antonelli et F. Rauchaux Société des éditions TECHNIP Paris ( France ) - Code ASME VIII div 1 et ANSI B31 1 et 3 - Code ABS N°1 de la NBN Av de la Brabançonne à Bruxelles - Chaudronnerie et Tuyauterie industrielles Tomes 1 et 2 par J. LECONTE , éditions TEC & DOC Lavoisier ( France ) - Mémento des pertes de charge par I. EIDEL’CIK, éditions EYROLLES paris ( France ) - L’aptitude élastique des tuyauteries à vapeur au point de vue dilatation par H. CARLIER (1935) - Cours de mécanique générale 3ème CTSS par J.MATON ( IPEPS Hornu ) - Résistance des matériaux par J. MATON ETS 1er degré ( IPEPS Hornu ) - DIN HANDBOOK Steel pipelines 1 , BEUTH 1987 - NBN A25-102 : Caractéristiques mécaniques des aciers en fonction de la température ( année 2002) - EN 13480 : Euronormes tuyauteries industrielles en acier ( année 2002 ) - Cahier technique de la société SOLYRO 69150 DECINES-CHARPIEU France - Catalogue Trouvay & Cauvin 76097 LE HAVRE France - Catalogue Tubes et accessoires de la société VAN LEEUWENS Belgique

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TABLE DES MATIERES Pages 3

Unités légales

PREMIERE PARTIE : TECHNOLOGIE Chapitre 1: LE PROCESS 1.1 Remarque générale 1.2 Piping Instrumentation Diagram 1.3 Identification et symbolisation des tuyauteries 1.4 Repérage des lignes et de la robinetterie 1.5 Couleurs conventionnelles des tuyauteries

5 6 7 8 9

Chapitre 2: GENERALITES 2.1 Rappel historique 2.2 Rôle et fonction d’une tuyauterie 2.3 Constitution générale 2.4 Principaux types 2.5 Codes et spécifications utilisés dans l’industrie chimique 2.6 Tuyauteries aériennes 2.6.1 Conditions d’utilisation 2.6.2 Matériaux utilisés 2.6.3 Sélection des matériaux en fonction des divers fluides Correspondance des aciers Caractéristiques mécaniques et chimiques des aciers pour tuyauteries et accessoires

10 10 11 11 11 12 12 12 13 14 17

Chapitre 3: TECHNOLOGIE DES TUYAUTERIES ET ACCESSOIRES 3.1 Caractéristiques et normalisation 3.1.1 Diamètre nominal 3.1.2 Exemples de calculs 3.1.3 Sens physique de la perte de charge 3.1.4 Pertes de charge dans les conduites 3.1.5 Hauteur manométrique - problème du pompage 3.1.6 Recherche du type de pompe centrifuge 3.1.7 Courbe représentative des pertes de charge 3.1.8 Point de concordance 3.1.9 Influence du diamètre des roues 3.1.10 Notions du NPSH 3.1.11 Coup de bélier dans les conduites + applications 3.2 Epaisseur des tuyauteries 3.2.1 Tuyauteries soumises à pression intérieure + applications 3.2.2 Tuyauteries soumises à pression extérieure 1. Détermination de l’épaisseur d’un tube suivant code ASME VIII div I Calcul des anneaux raidisseurs Exemples de calculs 2. Détermination de l épaisseur d'un tube St EN 13480 Calcul des anneaux raidisseurs Exemples de calculs St ANSI B31-3 et EN 13480 3.3 Jonction des tubes 3.3.1 Intersection des tubes et renforcement St ANSI B31-1 et St EN 13480 + exercices 3.3.2 Soudage des tuyauteries métalliques 3.3.3 Accessoires de raccordement normalisés Calcul épaisseur coudes à onglets St ANSI 3.4 Certification par essais des matériaux ( DIN 50049 ) 3.4.1 Domaine de validité

19 19 19 20 24 29 31 31 31 31 32 33 35 35 39 40 44 44 46 48 58 50 50 55 56 58 67 67

500

3.4.2 Certification par essais des matériaux par l’usine de production 3.4.3 " " " " " " experts indépendants 3.5 Joints d'étanchéité pour tuyauteries 3.5.1 But principal des joints 3.5.2 Principe 3.5.3 Choix du joint 3.5.4 Choix du matériaux 3.5.5 Principales 3.5.6 Bases de calcul des joints plats 3.5.7 Montage des joints 3.6 Assemblages à brides 3.6.1 Caractéristiques des fixations 3.6.2 Longueur des tiges filetées 3.7 Robinetterie 3.7.1 Généralités 3.7.2 Vanne ( Gate valve ) 3.7.3 Soupape ( Globe vave ) 3.7.4 Robinet à pointeau ( Needle valve ) 3.7.5 Clapet de retenue ( Check valve ) 3.7.6 Robinet à boisseau ( Plug cock ) 3.7.7 Remarques 3.7.8 Soupape de sureté Rôle, description, calculs 3.7.9 Disque de rupture 3.7.10 DESP 97/23/CE 3.8 Accessoires divers 3.8.1 Filtres temporaires ( Tempory strainers ) 3.8.2 Filtres permanents 3.8.3 Les platines ( Blind spades ) 3.8.4 Joints à lunette ( Blinds ) 3.8.5 Purgeurs ( Steam traps ) Divers types, montage, calculs 3.8.6 Ejecteurs 3.8.7 Séparateurs 3.9 Eléments accompagnant les tuyauteries 3.9.1 Tuyauteries chauffées et calorifugées 3.9.2 Tuyauteries à enveloppe 3.9.3 Tuyauteries avec traceurs + calculs 3.9.4 Tracing électrique par ruban + calculs 3.10 Calorifugeage des tuyauteries 3.10.1 Nécessité de calorifuger 3.10.2 Les matériaux isolants 3.10.3 Réalisation du calorifuge des canalisations 3.11 Détermination de l’épaisseur du calorifuge 3.11.1 Le critère économique 3.11.2 Le critère de la température de surface 3.11.3 Le critère de la déperdition totale 3.11.4 Le critère de la chute de température en ligne 3.11.5 Protection contre le gel + exercices 3.12 Tuyauteries enterrées 3.12.1 Fonctions 3.12.2 Conditions d’utilisation 3.12.3 Matériaux utilisés 3.12.4 Pose d’une tuyauterie enterrée 3.12.5 Exemple numérique

Pages 67 68 68 68 68 69 69 72 74 79 81 81 84 85 85 86 88 89 89 90 90 91 99 103 103 103 104 104 104 105 105 111 112 112 112 113 116 119 121 121 121 123 128 128 130 131 131 132 135 135 135 135 135 138

Chapitre 4: INSTRUMENTATION 4.1 But 4.2 Mesure du débit

140 140

501

4.2.1 Débitmètres volumétriques à mesure directe de la vitesse 4.2.2 " " " indirecte " 4.2.3 " volumiques à mesure de la section 4.2.4 Les débitmètres massiques 4.2.5 " " à conduits ouverts 4.3 La mesure de niveau 4.3.1 Définition 4.3.2 But de la mesure 4.3.3 Niveaux optiques 4.3.4 Méthodes hydrostatiques de mesure de niveau 4.3.5 " électriques " " 4.3.6 " par ondes acoustiques 4.3.7 Niveau à absorption gamma 4.4 Instruments pour la mesure des pressions 4.5 La mesure de température 4.5.1 La mesure de température 4.5.2 Protection de thermomètres 4.5.3 Thermomètre à dilatation de solide 4.5.4 Thermomètre à dilatation de liquide 4.5.5 Thermomètre à couple thermoélectrique 4.5.6 Thermomètre à résistance 4.5.7 Lunettes pyrométriques 4.5.8 Construction des cannes pyrométriques 4.6 Les vannes de contrôle ou de régulation 4.6.1 Fonction 4.6.2 Description générale 4.6.3 Vannes à 2 voies 4.6.4 Vannes à 3 voies 4.6.5 Exemple de montage 4.6.6 Dimensionnement des vannes (coefficients Kv et Cv ) 4.7 Calcul du ‘’ minimum flow ‘’ d’une pompe 4.7.1 Calcul du diamètre intérieur 4.7.2 Calcul du diamètre d’un R.O 4.7.3 Exemples numériques

Pages 141 144 150 151 152 153 153 154 154 155 157 158 159 160 162 162 162 163 163 164 164 164 165 165 165 165 165 166 166 167 175 175 175 188

DEUXIEME PARTIE: CONSTRUCTION Chapitre 1: MISE EN OEUVRE DES TUYAUTERIES 1.1 Phases de construction 1.2 La préfabrication en atelier 1.2.1 Utilisation des plans en atelier de préfabrication 1.2.2 Opérations de préfabrication Coupes, chanfreinage, cintrage, forgeage, soudage 1.3 Traitements thermiques 1.3.1 Le préchauffage 1.3.2 Les recuits 1.3.3 Le post-chauffage 1.3.4 Epaisseurs à partir de laquelle un traitement thermique est nécessaire 1.3.5 Mise en oeuvre des traitements thermiques 1.4 Décapage des tubes après traitements 1.5 Assemblage des tronçons de tuyauterie 1.6 Repérage des tronçons de tuyauterie 1.7 Transports 1.8 Montage des tuyauteries 1.8.1 Généralités 1.8.2 Soudures 1.8.3 Traitements thermiques 1.8.4 Façonnage des petites tuyauteries 1.8.5 Contrôle des tuyauteries

178 178 178 178 190 190 190 191 191 191 194 194 195 195 195 195 196 196 197 197

502

1.8.6 Précontraintes 1.8.7 Supportage des tuyauteries 1.8.8 Utilisation des plans sur le chantier de montage 1.8.9 Installation du chantier 1.8.10 Outillage de chantier

Pages 197 197 197 197 198

Chapitre 2: CONTROLE DES TUYAUTERIES 2.1 Réception des tubes chez le fabricant 2.1.1 Essais technologiques 2.1.2 Essais mécaniques 2.1.3 CNDM des tubes soudés 2.1.4 Réception finales des tubes 1. Examen dimensionnel 2. Examen interne et externe 2.1.5 Certification pour essais des matériaux 2.1.6 DESP 97/23/CE Equipements sous pression 2.2 CNDM en cours de construction de la tuyauterie 2.2.1 Généralités 2.2.2 Examen visuel 2.2.3 Examen par ressuage 2.2.4 Examen magnétoscopique 2.2.5 Examen radiographique 2.2.6 Examen par ultrasons 2.2.7 Comparaison des méthodes classiques 2.3 Contrôles d'étanchéité 2.3.1 Mises sous pression interne 2.3.2 Epreuves hydrauliques 2.3.3 Epreuves pneumatiques 2.3.4 Remarques 2.3.5 Nettoyage tuy. avant mise en service 2.3.6 Silencieux sur mise à l'air 2.4 Qualification en soudage ( métaux ) 2.4.1 Qualification des soudeurs ( QS ) 2.4.2 Descriptif du mode opéatoire de soudage ( DMOS ) 2.4.3 Qualification des modes opératoires ( QMOS ) 2.4.4 Processus de qualification d'une soudure soumise à la DESP 2.5 Degré de protection et marquage antidéflagrant 2.5.1 Indice de protection IP 2.5.2 Marquage antidéflagrant

199 199 199 199 199 199 200 200 200 207 207 207 209 210 212 214 220 222 222 222 223 223 223 224 224 224 225 225 226 226 226 227

Chapitre 3: TECHNIQUES SPECIALES 3.1 Mise en oeuvre des tuyauteries en matières plastiques 3.1.1 PVC ( Clhorure de polyvinyle ) 3.1.2 PE ( Polyethylène ) 3.1.3 PP ( Poypropylène ) 3.1.4 CNDM. 3.2 Protection des tuyauteries 3.2.1 Protections intérieures 3.2.2 Protections extérieures 3.2.3 Le sablage 3.3 Protection cathodique des canalisations 3.3.1 Notions générales 3.3.2 Protections cathodiques 3.3.3 Joints isolants 3.3.4 Dispositions générales pour la pose d'une protection cathodique 3.4 Mise à la terre des tuyauteries 3.5 Types de corrosion 3.5.1 Corrosion uniforme

228 228 228 229 229 229 229 230 232 233 233 233 234 235 237 237 237

503

3.5.2 Corrosion localisée 3.5.3 Corrosion intercristalline 3.5.4 Corrosion fissurante sous contrainte 3.5.5 Corrosion en fissures 3.5.6 Corrosion par contact 3.5.7 Dezinguage 3.6 Comportement des aciers en présence d’hydrogène sous pression 3.6.1 Généralités 3.6.2 Fragilisation par l’hydrogène externe 3.6.3 Fragilisation par l’hydrogène interne 3.6.4 Influence des paramètres métallurgiques 3.6.5 Attaque par l’hydrogène 3.6.6 Remarques 3.7 Liste générale de résistance chimique des matériaux

Pages 237 238 238 239 239 240 240 240 240 241 241 241 241 241

Chapitre 4: DEMANDES ET OFFRES DE PRIX 4.1 Demandes de prix 4.2 Offres de prix 4.2.1 Définition des postes unitaires 4.2.2 Modification des postes unitaires 4.2.3 Prix unitaires divers 4.2.4 Remarques 4.2.5 Exemple 4.2.6 Offre de prix isolation

245 246 246 247 249 249 249 250

TROISIEME PARTIE: SUPPORTAGE ET FLEXIBILITE DES TUYAUTERIES Chapitre 1: INTRODUCTION 1.1 Généralités 1.2 Qualités générales d'un supportage 1.3 Définition des fonctions 1.3.1 Les supports rigides 1.3.2 Les supports élastiques 1.3.3 Les butées ou amortisseurs dynamiques 1.4 Symbolisation sur plan 1.5 Détail des supports spéciaux 1.6 Remarque générale

254 254 254 254 260 265 265 265 266

Chapitre 2: ETUDE DU SUPPORTAGE 2.1 Principe généraux 2.2 Localisation du supportage 2.2.1 Localisation d'un support 2.2.2 Méthode de calcul de la poussée sur un point fixe 2.3 Règles principales d'installation 2.4 Détermination d'un support 2.5 Classement des supportages 2.5.1 Classement ( EN 13480-3 ) 2.5.2 Température de conception 2.5.3 Contrainte des supportages ( EN 13480 ) 2.6 Exemples de supportage 2.6.1 Remarques constructives 2.7 Structures secondaires 2.7.1 Poteaux 2.7.2 Caténaires 2.7.3 Pipe racks 2.8 Montage et réglage des supports

267 267 267 268 268 271 272 272 273 273 274 276 277 277 277 279 280

504

2.8.1 Supports rigides 2.8.2 Supports variables à ressorts et supportage à charge constante 2.8.3 Préventions des risques de vibrations 2.9 Contrôle du supportage 2.9.1 Au moment du montage 2.9.2 Contrôles périodiques 2.10 Efforts agissant sur une tuyauterie 2.11 Méthodes simplifiées pour la détermination d'un supportage 2.11.1 Calcul des flèches dans la tuyauterie + exercices 2.11.2 Méthode approchée pour le calcul des charges et déplacement du supportage + exercices 2.11.3 Calcul RDM du supportage - Calcul des trunnions - Calcul d'un point fixe

Pages 280 281 281 282 282 282 283 285 285 285 295 295 296

Chapitre 3: ETUDE DE FLEXIBILITE 3.1 Effets thermiques 302 3.1.1 Généralités 302 3.2 Etude de la flexibilité des tuyauteries 303 3.2.1 Données et critères 303 3.2.2 Méthode 303 3.2.3 Moyens d'accroître la flexibilité d'une tuyauterie 303 3.2.4 Phénomènes métallurgiques importants 308 3.2.5 Intensification des contraintes 309 3.2.6 Effet de la pression intérieure sur les courbes de grands diamètres 310 3.3 Méthodes de calculs approchés 310 3.3.1 Méthode de la poutre encastrée + exercice 310 3.3.2 Méthode simplifiée de l'ANSI + exercices 312 3.3.3 Méthode de H. CARLIER + exercices 315 3.4 Méthode de calcul par ordinateur ( logiciel PIPEPLUS - ALGOR ) 330 3.5 Contraintes admissibles dans une tuyauterie ( ANSI B31 ) 333 3.5.1 Critères de base pour l'établissement des contraintes 333 admissibles 3.5.2 Données de base pour le calcul des contraintes 333 3.5.3 Contraintes admissibles induites dans une tuyauterie 333 suivant les codes ANSI B31 1 et 3 3.6 Réactions sur les ancrages 336 3.7 Prise en compte de la précontrainte dans les calculs 337 3.8 Prise en compte du séisme dans les calculs 338 Chapitre 4: LES COMPENSATEURS 4.1 Définition 4.2 Types de compensateur 4.2.1 Les compensateurs axiaux 4.2.2 Les compensateurs latéraux 4.2.3 Les compensateurs angulaires 4.3 Principes généraux 4.4 Calcul des caractéristiques mécaniques 4.4.1 Pression nominale en fonction de la température 4.4.2 Longévité des compensateurs 4.4.3 Forces propres au passage du fluide dans la tuyauterie 4.4.4 Prise en compte des compensateurs dans les logiciels CAO 4.5 Eléments associés aux compensateurs 4.5.1 Points fixes 4.5.2 Points fixes intermédiaires 4.5.3 Points fixes unidirectionnels 4.5.4 Guidages 4.6 Précontraintes des compensateurs ( méthode )

339 339 339 340 340 341 342 342 342 343 345 346 346 346 347 347 348

505

4.6.1 Compensateurs axiaux 4.6.2 Compensateurs latéraux 4.6.3 Compensateurs angulaires 4.7 Installation des compensateurs 4.7.1 Compensateurs axiaux + exercices 4.7.2 Compensateurs latéraux + exercices 4.7.3 Compensateurs angulaires + exercices calcul des systèmes articulés + exercices 4.7.4 compensateurs à pression équilibrée 4.8 Notes sur les soufflets multicouches 4.9 Compensateur en élastomère et en PTFE 4.9.1 Compensateurs en élastomère 4.9.2 Compensateurs en PTFE 4.9.3 Remarques 4.10 Tuyaux flexibles métalliques 4.10.1 Vitesse d'écoulement 4.10.2 Perte de charge 4.10.3 Mouvements des flexibles

Pages 348 348 348 349 349 351 357 358 370 372 373 373 374 375 375 376 376 376

Chapitre 5: CALCUL DES TUYAUTERIES PLASTIQUES 5.1 Pression nominale 5.2 Contrainte de paroi 5.2.1 Remarques 5.2.2 Exemples numériques 5.3 Dilatation des matières plastiques 5.3.1 Empêcher la dilatation 5.3.2 Changement de direction 5.3.3 Utilisation des lyres 5.3.4 Les compensateurs et les flexibles 5.4 Supportage des tuyauteries de faible dn 5.5 Exemple de calcul de supportage

379 379 380 381 383 384 386 389 389 390 390

QUATRIEME PARTIE: L'ETUDE ET LA REPRESENTATION DES TUYAUTERIES Chapitre 1: LE BUREAU D'ETUDES EN TUYAUTERIES 1.1 Rôle du bureau d'études 1.2 Le dossier d'études 1.3 Constitution des installation 1.3.1 Plot plan 1.3.2 Piping drawing index 1.3.3 Identification de l'appareillage 1.4 Plans d'ensemble des tuyauteries 1.4.1 Tuyauteries enterrées 1.4.2 Tuyauteries aériennes 1.4.3 Critères à satisfaire 1.4.4 Plans AS BUILT 1.4.5 Matériels utilisés par le projeteur

396 397 398 398 400 401 402 402 402 403 403 403

Chapitre 2: REPRESENTATION DES TUYAUTERIES 2.1 Règles et conseils généraux 2.1.1 Disposition des tuyauteries process 2.1.2 Changement de direction 2.1.3 Principes important 2.1.4 Nappes horizontales sous les structures 2.1.5 Tuyaux sur pipe rack

404 404 404 405 405 406

506

2.1.6 Tuyaux le long d'une colonne ( appareil, .. ) 2.1.7 Tuyaux en caniveaux 2.1.8 By-pass 2.1.9 Purges et évents 2.1.10 Collecteurs de soupape de sureté 2.1.11 Robinetterie et appareils de contrôle 2.1.12 Installation des vannes automatiques 2.1.13 Tuyauteries sur pompes centrifuges 2.1.14 Les instruments de mesure 2.1.15 Démontage des appareils 2.2 Représentation sur plan d'ensemble 2.2.1 Les supports 2.2.2 Les soudures 2.2.3 Les équipements

Pages 407 408 409 410 410 410 412 412 414 415 415 415 415 416

Chapitre 3 : LE DESSIN TECHNIQUE DES TUYAUTERIES 3.1 Introduction 3.2 La représentation orthogonale 3.2.1 Niveaux de pose 3.2.2 Conduites et accessoires 3.3 La représentation isométrique 3.3.1 Généralités 3.3.2 Cadrage 3.3.3 Représentation des isométriques ( principes ) 3.4 La cotation des isométriques 3.5 Représentation conventionnelle des tuyauteries et accessoires 3.5.1 Tuyauteries 3.5.2 Raccords soudés 3.5.3 Raccords vissés 3.5.4 Brides 3.5.5 Robinetterie 3.5.6 Accessoires divers pour tuyauteries 3.6 Exercices .

422 422 423 424 433 433 423 424 438 444 444 445 446 447 448 449 449

Chapitre 4 : NOTIONS DE TRACAGE 4.1 Note de l'auteur 4.2 Prise en compte de l'épaisseur 4.3 Intersection cylindre-cylindre à axes concourants perpendiculaires 4.3.1 Epure 4.3.2 Développement 4.4 Intersection cylindre et cylindre oblique 4.4.1 Epure 4.4.2 Développement 4.5 Pénétration tangentielle cylindre-cylindre 4.6 Pénétration sur courbe 4.6.1 Développement du cylindre 4.6.2 Pénétration dans le coude 4.6.3 Remarques constructives 4.7 Courbes à viroles ( coudes à onglets ) 4.7.1 Tracé du coude 4.7.2 Développement d'un coude à onglet à 2 segments 4.8 Culotte cylindrique à 3 branches 4.9 Représentation des soudures 4.10 Position de soudage de l'assemblage

454 454 454 454 454 456 456 457 457 457 457 458 458 458 458 458 459 460 461

CINQUIEME PARTIE: CATALOGUE GENERAL 5.1 Dimensions des coudes

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5.1.1 St DIN 2605 ( EN 10253 ) ac. carbone 5.1.2 Coudes inox à souder à 90° iso/métriques/g az 5.1.3 Coudes types long et court st Ansi B169.9 ( ac. carbone ) 5.1.4 " " " " " " ( ac inox ) 5.2 Dimensions des réductions concentriques et excentriques 5.2.1 Suivant normes DIN 2616 5.2.2 Iso/métriques inox 5.2.3 Suivant norme Ansi B16.9 ( ac. carbone ) 5.2.4 Suivant norme Ansi B16.9 ( ac. inox ) 5.3 Tés égaux et réduits en ac. carbone 5.3.1 Suivant norme DIN 2615 5.3.2 Tés égaux suivant norme Iso ( ac. inox ) 5.3.3 Tés égaux suivant norme Ansi B16.9 ( ac. carbone ) 5.3.4 Tés réduits suivant norme Ansi B16.9 ( ac. carbone ) 5.3.5 Tés égaux suivant norme Ansi B16.9 ( ac. inox ) 5.4 Fonds emboutis ( caps ) 5.4.1 Suivant DIN 21617 ( ac. carbone ) 5.4.2 Série iso ( ac. inox ) 5.4.3 Suivant norme Ansi B16.9 ( ac. carbone ) 5.4.4 Suivant norme B16.9 ( ac. inox ) 5.5 Raccords de dérivation renforcés suivant norme Ansi B16.25 5.5.1 Ac. carbone 5.5.2 Ac. inox 5.6 Pression et température de service suivant Ansi B16.11 5.7 Raccords en ac. carbone SW – série 3000 lbs 5.8 Raccords ac. carbone ext. Filetées NPT série 3000 lbs 5.9 Bossages à souder 5.10 Filetage conique pour tubes ( NPT ) 5.11 Dimensions face à face de la robinetterie 5.12 Joints plats non métalliques pour brides plates ou RF ( DIN 2690 ) 5.13 Joints non métalliques pour brides ES et ED 5.14 Joints spiralés 5.15 Joints annulaires type R suivant Ansi B16.20 5.16 Dimensions de la boulonnerie pour brides RF 5.17 Dimensions des portées de joint ( EN 1092-1) 5.18 Brides à collerette à souder en bout ( WN ) 5.19 Bride à collerette à visser PN 16 5.20 Brides plates à souder et brides pleines 5.21 Brides tournantes-collets à collerette et plats 5.22 Collets inox 316L à souder 5.23 Portées de joint suivant Ansi B16.5 5.24 Brides WN – RF suivant B16.5 5.25 Brides slip-on/brides pleines RF Suivant Ansi B16.5 5.26 Brides tournantes acier suivant Ansi B16.5 5.27 Brides taraudées RF / brides à emboîter RF suivant Ansi B16.5 5.28 Lexique français – anglais termes techniques

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