基于弹性基础的大型石油储罐结构优化分析

国内已先后兴建了一批容积为10万立方米大型石油储罐，但实测结果和理论分析均表明，无论是按日本工业标准JIS B8501设计的，还是按美国API650标准设计的，现有油罐罐壁受力情况并非处于理想状态。本文采用基于弹性基础的外壁面环向应力理论计算式，对大型油罐的罐壁结构进行了优化分析，结果表明只要适当增大下面第1层壁板的宽度，或尽量减小下面第1层与第2层壁板的厚度差δ△就可以降低罐壁最大应力峰值，改善应力分布状况，同时还能降低制造与安装成本。     

储油罐在油检测机器人结构设计与运动分析

针对大型石油罐罐底与罐壁缺陷的在油检测问题,设计出一种可爬直角壁的四轮四轴液压驱动式磁力吸附爬壁机器人,机器人可在石油罐内实现罐底与罐壁间的双向直角过渡攀爬、90°转向及工作间隙调节等动作.安装于机器人腹部用于其正常行走的磁吸附装置采用45块(6×6×3) cm Halbach阵列布局的永磁铁块;机器人前后两端用于爬直角壁的磁吸附装置使用10块(5×4×4) cm Halbach阵列布局与6块(4×4×2.5)cm普通布局的永磁铁块.将腹部及前后端部磁吸附装置的永磁铁块在Ansoft软件中进行磁吸附力计算,得出合理的磁吸附力与工作间隙.并基于计算结果,用ADAMS软件完成机器人各动作的仿真试验.仿真结果表明,针对大型石油罐缺陷在油检测,该四轮四轴式液压驱动磁力吸附爬壁机器人结构方案是可行的.     

基于耦合接触分析的大型立式油罐圈板变形

以1000 m3立式罐为例,建立了油罐和地基垫层耦合接触有限元模型,并对油罐和地基的变形进行了分析。模拟分析了不同液位情况下油罐地基整体的形变,得出不同圈板径向变形和地板z方向变形对立式罐容量计量的影响。随着液位不断增加,油罐罐壁高度方向变形是呈先增大后减小的趋势,而且油罐的径向形变量亦随着增大,最大值为2.3mm,油罐罐底z方向上变形逐渐增大,液位8 m时变形量达到3.5 mm.该有限元模型为油罐和地基耦合接触形变整体分析提供了一种新方法,可以为立式罐容量计量交接中的误差修正提供理论支持。     

大型石油储罐象足屈曲的一种新的预防方法

象足屈曲是大型石油储罐受到垂向冲击载荷后易发生的一种典型破坏形式。由于传统的提高大型油罐象足屈曲临界载荷的方法存在某些不足,提出一种在储罐底部危险部位设置轻质加强圈用于防止象足屈曲的预防方法。依据弹性板壳理论,对设置了加强圈的储罐变形进行完整的力学分析,获得油罐各圈壁板环向薄膜内力分布和径向位移的解析解,直观地建立起加强圈设置高度和横截面积大小与罐壁径向位移间的关系;同时利用该解析解研究不同加强圈横截面积和设置高度对油罐壁板危险区域的环向薄膜内力分布和径向位移的影响。结果表明,合适的加强圈横截面积大小和设置高度能有效地降低储油罐壁板危险区域的环向薄膜内力和径向位移,提高油罐抵抗象足屈曲失效的能力。     

MasterCAM在不锈钢油罐制作中的应用

在公司出口越南不锈钢油罐制作项目中,需要制作4套异形不锈钢金属油罐,油罐的设计尺寸长度为4000mm,油罐直径为2500mm,在油罐中间位置向无人孔方向切去一部分,去掉部分上表面为平面,罐底到平面的高度为2000mm,人孔直径为800mm,高度为300mm,制作材料为不锈钢,板材厚度为8ram,罐壁各圈板之间对接焊接。     

空压缓冲罐静力学分析及其壁厚的优化设计

以有限单元法和优化设计的基本理论为基础,运用ANSYS软件对空压缓冲罐进行了静力学分析,计算出其轴向应力和和环向应力,并与理论解进行比较;在此基础上,对缓冲罐的壁厚进行优化.在满足强度条件下,以使其重量最小,显著提高了其经济效益.     

15×104 m3超大型石油储罐结构优化分析

为了提高超大型石油储罐的安全性能,开展了15×104m3油罐的结构优化分析。比较了罐体壁板和底板应力的几种计算方法,提出采用“组合圆柱壳法”计算壁板应力以及采用基于沉降量的有限元法计算底板应力;参照美国API 650和日本JIS B 8501设计规范制订了4种结构设计方案,计算得到各方案中壁板应力与底板应力大小,并进行相互比较。分析结果表明,参照美国API650标准设计并选用宽幅钢板的结构设计方案四理论计算应力最小,且应力评定合格。     

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.     

大型立式圆柱形钢油罐壁厚的计算机辅助设计

随着石油储备过程中油罐的大型化趋势,变点法设计罐壁壁厚为石油储备设备的强度、稳定性及振动等问题提供了可靠的安全保证,然而油罐罐壁厚度的变点法设计却不可避免地会带来运算次数多、运算过程复杂且需反复试算的实际问题.<大型立式圆柱形钢油罐壁厚的计算机辅助设计>软件,是在AutoCAD2000环境下应用内嵌的VisualLISP语言编制的,其特点是用户在进行油罐设计时不必借助于第三方软件即可直接计算油罐壁厚,目的是解决大型油罐壁厚设计时计算繁琐、耗费工时、占用人力等难题.程序中的误差检验模块使设计人员可以更直观地控制计算精度,从而使壁厚设计过程更加快速、计算结果更加精确.     

大型油罐大角焊缝处峰值应力分析

大角焊缝的应力水平是影响大型油罐安全的重要因素之一。本文运用弹性地基假设,通过对容量为12 .5×10 4 m3储油罐大角焊缝处应力的数值分析,并与实测值比较发现:弹性地基假设条件下,大型油罐整体应力的数值结果与实测应力比较接近。利用这一结果,在同样的假设和建模条件下,分析了边缘板厚度、边缘板外伸长度、内侧焊缝延长长度和设置加强板对大角焊缝处最大峰值应力的影响规律。     

关于静载作用下大型储罐罐壁的合理设计

罐壁是大型储罐的重要部件,其设计是否合理决定着整个储罐是否安全和经济。目前各国大型储罐的设计准则不同,设计结果也有差异。分别根据中国标准GB50341--2003的设计方法与美国标准API650--2007中的“变设计点法”,对容积为1×10与2×10^6m3的2个受静载作用的大型储罐进行设计,并比较两种设计方法的差异,同时通过有限元软件ANSYS对罐壁进行优化设计,以期得到更经济可行的设计方案。     

LNG全容罐热角保护结构有限元分析

摘要：热角保护结构的设计是大型LNG全容罐设计中的重点和难点。采用热一结构耦合分析方法,对1．6×10^5m3LNG全容罐的热角保护结构进行有限元计算。通过对泄漏事故工况下的温度场、位移场和应力场进行分析,为热角保护结构的设计提供建议和参考。     

大型拱顶储罐的模型实验研究

为了探求大型拱顶储罐的合理设计方法, 在本文中给出了一个直径为２．５ｍ 的模型罐在内压及拱顶雪载作用下的弹性应力测试与内压弹性失稳的实验结果。罐的拱顶为加肋球壳, 承压圈为圆环壳, 肋与壳之间为间断焊接。文中给出了计及加强肋与不计及加强肋两种不同的有限元计算方案 （分别简称有肋与无肋方案） 所得数值解与实测值的比较。结果表明： 对于肋与壳间断焊的情况在内压作用下, 应力测试实验值与弹性内压失稳临界压力和按无肋方案计算值相一致;在拱顶雪载作用下, 应力测试值与按有肋方案计算值一致。实验还表明对于大型拱顶储罐,采用圆环壳型的承压圈有较好的承载能力, 这是一种合理的结构型式。     

高速精密电主轴静压滑动轴承设计及性能分析

针对智能产线数控加工中心的需求，对电主轴支撑轴承进行了设计，设计的轴承为四油腔静压滑动轴承，核心设计参数包括内径、封油面宽度、回油槽宽度、节流比及半径间隙等。建立了静压轴承支撑刚度的计算模型，计算获得设计轴承在载荷为100～700 N时的刚度值为6.0×10⁷～10.2×10⁷ N/m。分析了封油面宽度、回油槽宽度、节流比和半径间隙对刚度的影响，对轴承设计参数进行了优化，优化后轴承的刚度值为11.4～29.8×10⁷ N/m。进行了轴承的静刚度测试，载荷为100～700 N时水平刚度为3.1×10⁷～25×10⁷ N/m、垂直刚度为2.5×10⁷～23×10⁷ N/m。研究结果表明：封油面宽度和半径间隙对静压轴承刚度影响较大，是重要的设计参数；刚度试验测试值比理论计算值偏小，原因可能是制造和装配误差导致的轴承节流器、油腔等结构的性能对尺寸误差较为敏感导致。     

特大型油罐罐壁挡板焊缝的设计及使用

以Q9油罐为例分析了特大型油罐施工中罐壁挡板的性质和作用 ,提出了挡板焊缝设计的计算公式 ,解决了提升油罐的关键技术问题     

基于三维模型的立式拱顶储罐应力分析与弱顶影响因素分析

以3×103 m3立式拱顶储罐为研究对象,针对GB 50341对弱顶结构的要求,评价储罐的弱顶性能。建立储罐的空间模型,采用有限元法对储罐进行应力分析,计算得到储罐在空罐、半罐、满罐下的应力分布和强度破坏压力。通过对储罐弱顶影响因素的分析,找出影响储罐弱顶性能的主要因素,并探讨了使该类储罐设计成弱顶的可能性。     

多载荷作用下盾构支承环加强筋分布设计及Ansys优化研究

首先,运用能量法从理论上对盾构支承环刚度、强度进行建模,计算了多载荷作用下的位移、应力;其次,对支承环加强筋进行了分布设计,得到了轴向或环向单一方向加强筋支承环及轴向环向加强筋支承环;将这几套支承环导入Ansys中,进行静力分析,得出轴向、环向单一方向加强筋支承环刚度不足,轴向环向同时加强筋支承环刚度较好;在此基础上,设计出一套刚度好、应力分布均匀的轴向环向加强筋错开支承环;再次,基于应力均方差最小原则对轴向环向加强筋错开支承环进行了优化设计,优化后的支承环应力均方差明显降低,优化结果与理论计算值较为吻合。     

水射流作用钛合金的有限元应力分析

水射流高速冲击对象靶物时,参数测定较复杂。利用有限元软件显示动力学模块对不同的射流粒子和射流速度在水射流作用钛合金时的应力进行数值分析可获得理想结果。数值模拟结果表明,水射流的冲击速度由500 m/s升至2 000 m/s时,作用于钛合金的应力由5×105k P a增加至45×105k Pa。颗粒尺寸由0.04 m m至0.1 m m内变化对应力的影响较大,应力在3×10-4s内由48×105k P a迅速下降为25×105k Pa,随着冲击的持续应力趋于稳定值15×105k Pa。     

偏心圆柱凸轮与轴管液力连接应力和变形分析

根据弹性力学中复势表示的应力和变形方程,选取适当复势,确定边界条件,得到了正交曲线坐标下偏心圆柱凸轮液力连接过程中的径向应力、环向应力和剪应力及径向、环向、x向和y向的变形公式。液力连接中轴管膨胀作用下,偏心圆柱凸轮壁厚最薄处外表面点环向应力系数最大为4.85。当极角大于152°时,外表面的环向应力系数大于内表面的。50 MPa液压压力作用下,内、外表面环向变形最大值分别为2.49μm和8.27μm,位于极角42°和62°处。径向和y向变形在壁厚最小处最大,分别为23.15μm和21.46μm。内、外表面x向变形最大值分别为16.59μm和12.15μm,位于极角114°和96°处。液力连接过程中偏心圆柱凸轮环向应力和变形随载荷线性增加。偏心圆柱凸轮环向应力的解析解和数值解相差较小。偏心圆柱凸轮液力连接过程中受内压作用,应力、变形计算公式为该类零件的失效分析提供理论基础。     

碟式分离机转鼓应力的无线测试与仿真对比研究

针对碟式分离机转鼓在运行情况下应力测试难的问题,在碟式分离机转鼓试验台上,对两种不同的结构(单个转鼓和转鼓组件)开展了无线动态应力测试,并结合有限元仿真进行了对比研究。采用Wi Fi无线通讯技术进行电阻应变测试实验,直接获得不同位置不同转速下的转鼓内壁应力应变数据,并与行业标准JB/T 8051-2008《离心机转鼓强度计算规范》和有限元仿真分析得到的结果进行对比分析。研究结果表明,将有限元法的计算结果和实验数据进行了比较,两者基本吻合;空转鼓旋转时,转鼓组件鼓壁内的环向应力大于单个转鼓鼓壁内的环向应力,而且随着分离机转速的提高,两者相差越大;单个转鼓的应力情况跟规范基本吻合,说明直接使用规范中的公式会有一定偏差。