运输鞍座计算

非等径塔设备运输鞍座的设计与计算

一. 前言

塔式设备很高,从生产厂运往安装场地只能采用卧式运输,而在远途运输中经常采用鞍座支承,特别是在现今越来越多的远洋运输中.

由于塔设备一般很长,造成塔体在鞍座处的弯矩很大,而运输鞍座又不能与筒体采用焊接连接,垫板不能起到加强筒体的作用,再因运输过程中的振动影响,壳体和鞍座受到的动载荷很大,如果不对塔体进行有效的校核,很容易造成运输中塔壳的失稳或破坏.

与JB4731-92<<钢制卧式容器>>中的鞍座计算条件相比,此时容器为空载,不考虑内压作用,温度为常温,可不考虑腐蚀余量,因一端封头,一端裙座,鞍座一般不再对称分布,裙座与壳体不再焊接连接,筒体存在非等径状况,且要考虑运输过程中的动载荷和预紧力,因而,不能再硬套原来的计算公式.本文就来讨论非等径塔体采用运输鞍座时的设计与计算.

二. 数量与位置

先来讨论一下支座的数量和位置.

因为运输过程中很难保证支座的相对高度,并加以固定,如果使用三鞍座或更多鞍座的形式,实质上只能有其中两个鞍座起作用,且哪两个鞍座也不固定,造成受力状况更不理想,因此,针对运输鞍座,只能采用双鞍座形式.

对于鞍座位置,为改善受力状况,<<钢制卧式容器>>中要求鞍座在端部Rm/2和0.2L 范围内,这是基于卧式容器的长径比一般都不太大(推荐3~6)的缘故,而塔器的长径比一般都在15,20,甚至达到30,40,如果再按照<<钢制卧式容器>>的方法确定鞍座的位置,塔器在中间截面所有的弯曲应力将很高很高,远高于鞍座处的弯曲应力,这样就很难保证中间截面的安全.

怎样来安排塔器的鞍座位置呢?由于塔设备的下封头在裙座上,到底部还有一段距离,有时也能利用封头的加强作用,再者,异径塔体的变径段(即锥体)一般也可作为刚性结构,相当于凸形封头,如果位置适当,也可加以利用,就是说可以使鞍座位置尽量靠近变径段和下封头,在其Rm/2范围内.至于具体怎样放置鞍座更合理,可以将鞍座设定在几个有代表性的位置,进行验算和比较后确定.

三.受力分析

支座的受力情况和尺寸关系见图1.有效长度L从上封头2/3深度处算起,至裙座底部,A1,A2不一定相等,L1为支座1到变径段小端的距离,L2是支座1到危险截面处的距离D1,D2,δ1,δ2,D3,δ3,D4,δ4分别为支座1,支座2和危险截面处及锥体小端塔体的内径和壁厚(扣除钢板负偏差,但不扣腐蚀余量);B为鞍座宽度,H为鞍座底面至塔体中心的距离,θ为鞍座包角,所有尺寸单位为mm, 角度单位为度, 力的单位为N,下同.

设定卧式容器为承受两种均布载荷的连续梁,容器空载重量为mg, 左右两端的质量分别为m1g, m2g(椎体部分计入大端), mg=m1g+ m2g.

k V,k H,k R分别为上下,前后和左右方向的动载系数,以运输状况按经验选取,通常分别取值为1,0.4和0.8.其中, k R=0.8为海运时取值,路运可减小.

这样,容器承受以下外力:

轴向力k H mg,两个方向都要考虑.

侧向力, k R mg,考虑任一方向.

竖直方向,动载附加在两段均布载荷上,支座1端,q1=(1+ k V)m1g/(A1+L1), 支座2端,q2=(1+ k V)m2g/(L-A1-L1).

四.支座反力计算

以支座2底部为支点,按力矩平衡理论:

轴向: R1’(L-A1-A2)=q2 (L-A1-L1)((L-A1-L1)/2-A2)+ q1 (A1+L1)(L-( A1+L1)/2-A2)+ k H mgH

= (1+ k V)m2g ((L-A1-L1)/2-A2)+ (1+ k V)m1g (L-( A1+L1)/2-A2)+ k H mgH

求得最大反力:R1’=((1+k V)m2g ((L-A1-L1)/2-A2)+ (1+k V)m1g (L-(A1+L1)/2-A2)+ k H mgH)/ (L-A1-A2)

侧向: R1”B= k R mgH

求得最大反力:R1”= k R mgH/ B

综合最大反力:R1= R1”+ R1’

=((1+ k V)m2g ((L-A1-L1)/2-A2)+ (1+ k V)m1g (L-( A1+L1)/2-A2)+ k H mgH)/ (L-A1-A2)+ k R mgH/ B

按同样方法可求得:R2= R2”+ R2’

=((1+ k V)m2g (L-(L-A1-L1)/2-A1)+ (1+ k V)m1g (( A1+L1)/2-A1)+ k H mgH)/ (L-A1-A2)+ k R mgH/ B

五.筒体轴向最大弯矩计算

由于侧向力对轴向弯矩没有作用,这里不考虑侧向动载

由于轴向力方向不固定,它对各位置弯矩的影响按产生较大弯矩时的情况计算.

轴向弯矩的最大值可能在两支座处,也可能在两支座跨距的中间某处,按力矩平衡理论可求出中间最大弯矩处的位置:

L2=(q1L12+q2((L-A1-A2)2-L12))/( q1L1+ q2(L-A1-A2-L1))/2

将q1=(1+ k V)m1g/(A1+L1), q2=(1+ k V)m2g/(L-A1-L1)代入,得:

L2=((1+ k V)m1g/(A1+L1)L12+(1+ k V)m2g/(L-A1-L1) ((L-A1-A2)2-L12))/( (1+ k V)m1g/(A1+L1)L1+ (1+ k V)m2g/(L-A1-L1) (L-A1-A2-L1))/2

这里未考虑轴向动载的影响,因为轴向动载方向的不固定,它导致实际最大弯矩的位置也不固定,但和竖直方向的力相比,它由于力臂很短,实际对弯矩的影响很小,对最大弯矩位置的影响就更小,因此,这里确定最大弯矩位置时忽略轴向动载的作用,但在最大弯矩位置最大弯矩的计算中要加上该位置因轴向动载可能产生的最大弯矩.

根据力矩平衡理论可求出:

支座1处: M1=-q1A12/2-k H mg(D1/2+δ1)= -(1+ k V)m1g/(A1+L1)A12/2-k H mg(D1/2+δ1)

支座2处: M2=-q2A22/2-k H mg(D2/2+δ2) =-(1+ k V)m2g/(L-A1-L1)A22/2-k H mg(D1/2+δ1)

注: 轴向动载的力臂不易确定,为方便计算, 趋于保险,这里统一按大端取轴向动载的力臂

危险截面处:

当L2≥L1时,M3=R1L2-q1A12/2- q1L1(L2-L1/2)- q2(L2-L1)2/2+ k H mg(D1/2+δ1) (L-A1-A2-L2)/ (L-A1-A2)

当L2

这里,R1=((1+ k V)m2g ((L-A1-L1)/2-A2)+ (1+ k V)m1g (L-( A1+L1)/2-A2))/ (L-A1-A2),

q1=(1+ k V)m1g/(A1+L1), q2=(1+ k V)m2g/(L-A1-L1)

特别注意,如果计算的中部最大弯矩在大直径壳体处,此处并不一定就是中部的最危险截面,因为其截面的惯性矩比较大,在壳体处产生的弯曲应力就偏小,此时真正的危险截面还可能在变径段的小端.

因此,当L2

M4= R1L1-q1A12/2- q1L12/2+ k H mg(D1/2+δ1) (L-A1-A2-L1’)/ (L-A1-A2)

这里R1, q1, q2同前. L1’为变值,当L1≤(L-A1-A2)/2时, L1’=L1,否则, L1’= L-A1-A2-L1

六.筒体轴向应力计算

a.在支座1截面上

最高点处: σ1=-M1/W1

式中,W1=π((D1+δ1)/2)2δ1 为支座1处筒体截面的抗弯截面系数.

因此, σ1=- M1/(π((D1+δ1)/2)2δ1)

最低点处: σ1=M1/W1= M1/(π((D1+δ1)/2)2δ1)

b.在支座2截面上

最高点处: σ2=-M2/W2=- M2/(π((D2+δ2)/2)2δ2)

最低点处: σ2=M2/W2= M2/(π((D2+δ2)/2)2δ2)

c.中部最大弯矩截面上

最高点处: σ3=-M3/W3=- M3/(π((D3+δ3)/2)2δ3)

最低点处: σ3=M3/W3= M3/(π((D3+δ3)/2)2δ3)

d.当L2>L1时,要考虑变径段小端截面上

最高点处: σ4=-M4/W4=- M4/(π((D4+δ4)/2)2δ4)

最低点处: σ4=M4/W4= M4/(π((D4+δ4)/2)2δ4)

应力校核:

计算出的轴向拉伸应力不得超过常温下材料的许用应力[σ]t,压缩应力不得超过材料的许用应力[σ]t和许用临界压应力[σ]cr,

[σ]cr=B, B可按GB150<<钢制压力容器>>查取.