单个凸缘接管开双孔结构的开孔补强设计

以某项目PTA结晶器下封头单个凸缘接管开双孔为例,按GB/T 150.1～150.4-2011中的等面积补强法进行开孔补强设计计算,利用有限元分析法对补强结构进行优化,确定开孔补强结构的设计尺寸,结果既能够满足安全性要求,又能够提高材料利用率。     

内压圆筒轴向斜接管大开孔的强度研究

采用三维实体有限元法,运用ANSYS软件,在不同非径向度α、不同开孔率ρ的情况下,对内压圆筒轴向斜接管大开孔进行应力分析计算,得到其接管相贯区的应力变化规律。另外,参照GB 150—2011中圆柱壳径向开孔分析法补强方法,提出了圆筒轴向斜接管结构的分析法补强方法的思路,并给出2张示例校核图。     

圆柱壳开孔接管结构弹性失稳临界压力研究

针对外压圆柱壳开孔接管结构,通过有限元非线性屈曲分析,较为系统地讨论了不同开孔率d/D、接管与筒体厚度比δ_(et)/δ_e、筒体径厚比D_o/δ_e及筒体长径比L/D_o参数下临界压力P_(c)r的变化规律,同时与GB150-2011半面积补强法计算结果进行比较分析。研究结果表明,开孔率较小或较薄壁筒体接管开孔结构下,开孔接管对筒体临界压力无明显削弱;较厚壁短圆筒及大开孔时,开孔接管结构的削弱作用尤为显著。基于规则设计的半面积补强法结果与屈曲分析结果存在一定差异。较小D_o/δ_e及短圆筒下,半面积补强计算结果偏于冒进,安全裕度不够;较大D_o/δ_e及长圆筒下,半面积补强计算结果则偏于保守。     

GB150与ASME规范关于开孔补强的异同

容器上开孔后，必须充分考虑开孔补强问题。本文介绍了GB150与ASME规范关于开孔补强的异同，并就其中的一些问题进行了探讨。     

球罐人孔开孔补强的计算

以1000m^3液化石油气球罐下极板人孔的开孔为例,结合等面积补强法的原理,介绍一种当球罐上开孔范围超出GB150范围时的补强计算方法。     

高压蒸汽过热器联箱开孔补强的分析与评定

对安庆石化化肥厂一段转化炉新对流段高压蒸汽过热器联箱开孔补强进行了分析与评定，指出托普索基础设计的壁厚不应按GB150排孔削弱系数进行校核，而应采用等面积法进行补强计算，其结果是在原设计条件下，联箱壁厚不满足等面积补强要求，但满足应力分析方法计算的强度要求。     

内压圆筒径向嵌入式接管开孔补强的等面积法

依据GB 150.1～150.4-2011《压力容器》标准介绍内压作用下的圆筒上径向嵌入接管所需单个开孔的补强设计用等面积法,并提出一套能够保证设计、制造和检验质量的确定补强结构尺寸的方法。     

压力容器开孔补强接管有效外伸长度探讨

讨论了GB150-1998、HG20582-1998对于非径向接管的开孔补强的接管有效外伸长度的选取,对接管有效外伸长度的选取提出了一些建议。     

补强圈的设计与制造

采用补强圈补强是常用的压力容器开孔补强结构，制造方便，造价低廉，使用经验成熟，能有效地降低开孔接管根部的峰值应力。1补强圈厚度壳体焊上补强圈后，使该处的容器壳体刚性变大，对接管与壳体的角焊缝的冷却收缩起较大的约束作用，容易在焊缝处造成裂纹。在补强圈外围因外形尺寸突变，引起不连续应力，造成新的应力集中，使其焊缝脚趾处易于开裂。补强圈越厚，这种可能性越大。所以笔者认为，补强圈的厚度一般不应超过开孔处壳体的厚度，GB150－89《钢制压力容器》63．2条关于“补强圈的厚度应小于或等于1．5δn（δn为壳体厚度）；”…     

裂纹补强板塞焊孔设计参数分析

为解决工程结构中裂纹补强板塞焊孔的设计参数优化问题，使用有限元法计算裂纹尖端的J积分值，以此分析补强板的塞焊孔直径、间距及数量等设计参数对裂纹补强性能的影响。结果表明，在国家标准（GB50661-2011）规定的范围内，塞焊孔之间的间距越小，塞焊孔直径越大，补强板的补强性能越好。对于确定的裂纹，在裂纹两端沿裂纹方向增加塞焊孔，可提高补强板的补强性能，并且在裂纹两端各增加3列时，补强性能达到最大值；而在垂直裂纹方向增加塞焊孔，会使补强板的补强性能减弱。     

GB150-1998<钢制压力容器>中有关问题的探讨

本文从标准椭圆封头在内压P作用下的受力分析出发 ,对GB150 - 1998《钢制压力容器》中关于椭圆封头开孔补强的有关条款的合理性进行了探讨 ,并提出了作者的建议。     

异种钢锥壳径向接管开孔结构强度研究

锥壳接管开孔结构是压力容器常见结构。考虑开孔率和材料的强度匹配的影响,对异种钢锥壳径向开孔接管结构强度进行研究。根据GB150-2011中等面积法确定接管壁厚,在此基础上,按照JB4732-1995(2005确认)和极限载荷法分别进行强度评定,并对比评定结果指出不同设计方法安全裕度的不同。研究表明,开孔率和材料的强度匹配显著影响锥壳径向接管开孔结构强度。与应力分析法及极限载荷法比较发现,对于较低强度匹配和较大开孔率的锥壳径向接管开孔结构,采用等面积法设计没有足够的安全裕度,为此类结构的设计和强度研究提供了借鉴。     

锅炉汽包筒体开孔的补强

介绍了采用ASME标准进行汽包开孔补强设计,并与GB 9222《水管锅炉受压元件强度计算》的相应计算规则进行比较,得出采用ASME标准可以选用较薄的筒体壁厚。     

大型立式储罐罐壁开孔补强应力分析

简述了大型储罐罐壁开孔补强的基本设计原则.对比JB/T 4736-2002《补强圈》标准中有关材料强度及厚度的要求,得出现有大型储罐的第一圈罐壁材料强度及厚度均不符合该标准要求.采用有限元数值计算模拟了储罐开口补强处分别在有无补强圈、不同开孔直径以及不同接管内伸长度时开孔周边的应力分布规律,并根据计算结果,对比分析储罐大开孔补强与小开孔补强的特性差异.分析了罐壁开口补强处的应力分布规律,并得出了相关结论,为储罐设计者合理设计开孔补强提供参考.     

单个开孔补强计算的简化

压力容器开孔引起的应力集中可采用补强圈补强的方式来减小，由于补强圈补强结构简单、材料易得、制造容易，具有一定的补强效果，故应用相当广泛。补强圈补强计算依据的是等面积原则，即处于有效补强区内可起补强作用的金属截面积Ａ应该等于或大于开孔所削去的壳体承受压...     

螺栓连接圆形平盖开孔补强计算

总结GB150.3-2011~[1]、JB4732-1995~[2]和ASMEⅧ-1~[3]中圆形平盖开孔补强的计算方法。对采用不同标准进行平盖开孔补强设计时需要注意的问题提出建议。     

补强圈与筒体间隙对开孔补强结构强度的影响

在评定压力容器开孔补强结构强度时,经典薄壳理论未考虑补强圈与筒体间隙,而间隙却在实际结构中存在。设筒体承受不同的内压值、接管上承受不同的轴向力,应用有限元软件的接触算法对压力容器开孔补强结构进行了静强度与疲劳强度评定,考察了不同间隙值对强度的影响,同时也计算了未考虑接触时的结果作为对比。结果分析表明:在接管有正向轴向力存在的情况下有必要考虑接触,而补强圈与筒体之间间隙大小在评定开孔补强结构静强度与由内压或者轴向变载引起的疲劳强度时的影响可以忽略。     

基于有限元方法的圆筒接管壁厚设计

结合我国压力容器分析设计标准JB4732-1995,采用有限元方法(FEM)对圆筒形容器的开孔应力集中及满足强度要求的接管最小壁厚进行分析。分析结果表明,开孔造成的应力集中系数处在3~10之间,并随着开孔直径d和简体内径D的增加而增加;通过采用不同路径分析得到的结果进行对比发现,传统的分析路径偏于保守,标准GB150-2011推荐的应力评定路径分析结果更接近生产实践,有限元分析方法可以方便、可靠地用于圆筒形容器的开孔设计。     

卡箍快开式压力容器设计方法对比分析

快开式压力容器在化工、医药和航天等领域得到了广泛应用。本文分别采用JIS B 8284—2003和GB 150—2011设计标准,对卡箍快开式压力容器进行了设计研究。在原始设计参数相同、材料相同和各结构尺寸大致相同的情况下,对计算结果进行了对比分析,找出了卡箍快开式压力容器的危险截面,并对其应力进行比较。结果表明,采用GB 150—2011的应力计算值大于采用JIS B 8284—2003的计算结果。将各危险截面的应力与设计标准的许用应力相比较:JIS B 8284—2003中,a-a环向截面的应力仅达到了17.8%,b-b环向截面的应力仅达到了20.84%;而GB 150—2011中,2个截面分别达到了96.9%和87.43%。     

壳体成形后最小厚度的确定

压力容器设计中图纸上常需注明壳体的最小厚度，主要目之一是便于制造厂控制壁厚。利用名义厚度中的圆整部分作为加工减薄量。通常的做法是将壳体的计算厚度δ与材料腐蚀裕量C2之和作为最小厚度提供给制造厂；将名义厚度的其余部分作为加工减薄量进行利用。实际上，壳体名义厚度中的圆整部分往往有一部分甚至全部已被用户开孔补强。若将δ＋C2作为最小厚度提供给制造厂，有可能壳体上的开孔补强不能满足要求，留下安全隐患，因此遇到这种情况时，应作更详细的分析及计算。1分析根据GB150-89《钢制压力容器》标准中式（6－1）与式（6-2），…