结构强度分析

结构强度分析（精选十篇）

结构强度分析 篇1

城乡二元金融结构的强度则可以从多个方面进行考察, 如城乡存贷款、金融资产、金融相关率、金融市场等。

一、城乡存贷款差异

资本形成是经济增长和发展的四个基本轮子之一, 资本形成与金融中介和金融市场的作用密不可分, 储蓄存款是经济发展和增长所需资金的基本来源, 贷款是资本形成的重要来源, 因此, 城乡存贷款规模差异在一定程度上就反映了资本形成的差异, 也反映了城乡金融中介规模水平的差异。

从表1可以看出, 城乡之间存款规模都呈现上升趋势, 但是, 城镇存款规模比农村存款规模上升速度快, 城乡之间存款差距越来越大。在改革开放初期, 城乡存款规模差距在3倍左右, 从20世纪90年代开始, 这种差距一下子扩张到5倍以上, 到2006年, 城乡存款规模差距已达8倍多。

尽管城乡贷款都呈上升趋势, 但是城镇贷款规模明显, 上升速度也明显快于农村贷款。从城乡贷款差距看, 在改革开放的前10年, 这种差距的倍数有波动下降的趋势, 但是, 进入20世纪90年代后, 这种差距的倍数又呈现上升势头。

通过以上分析, 可以看出, 从城乡金融资金的来源及运用来看, 城乡之间的存款表现出巨大的差距, 而且这种差距还有不断扩张的趋势, 这说明城乡之间在金融资金使用量方面呈现出了“二元结构”, 且这种“二元结构”的强度在不断增加。

注:①由于统计制度的变化, 农村存款在1989年前按国家银行农业存款+农村信用社全部存款计算, 从1989年起按金融机构农业存款+农户储蓄计算 (金融机构包括:人民银行、政策性银行、国有独资商业银行、邮政储蓄机构、其他商业银行、城市合作银行、农村信用社、城市信用社、外资银行、信托投资公司、租赁公司、财务公司等) ;农村贷款在1989年前按国家银行农业贷款+农村信用社全部贷款计算, 从1989年起按金融机构农业贷款+乡镇企业贷款计算。②城镇存款=全国各项存款-农村存款;城镇贷款=全国各项贷款-农村贷款。数据来源:《中国统计年鉴》 (1978~2005) 。

二、城乡金融资产总量差异

金融资产总量大小反映了金融活动总量和金融活动活跃程度。按照戈德史密斯的研究方法, 金融资产即金融工具可分为两种类型:债权证券和股权证券。债权证券又可分为对国内金融机构的债权、对国内非金融机构的债权以及对国外的债权, 其中前两部分一般占绝大部分, 并可根据债务人与债权人的类型进一步细分;而股权证券则只有公司股票。张杰指出, 戈氏指标完整的表达式为 (M2+L+S) /GNP, 其中M2为广义货币存量, L为各类贷款, S为有价证券。[2]在实证研究中, 金融资产包括存贷款的指标设计方法是普遍的。[3]

从表2可以看出, 城乡金融资产总量都呈现上升势头, 但是, 城镇金融资产总量上升速度明显快于农村金融资产总量上升速度, 二者之间的差距表现为“剪刀差”形状。从城乡金融资产总量差距的倍数看, 在1984年为最小值, 随后逐年扩大, 到2005年这种差距已达7倍之多, 反映出城乡之间金融活动存在巨大差距。

三、城乡经济金融化水平差异

在现代社会经济生活中, 经济活动和金融活动的关系越来越密切, 有时甚至密不可分, 二者的融合一般称之为“经济的货币化”或“经济金融化”。

目前, 国内外研究者对经济金融化程度的衡量主要采用金融深化程度 (DEPTH) 、金融相关率 (FIR) 、存款货币银行重要性 (BANK) 等几个指标。这里, 笔者采用一个高度概括的指标——金融相关率 (FIR) 来比较城乡金融发展水平的差异程度。金融相关率一般表达为金融资产总量与GDP的比值。

以FIR来度量的我国农村金融发展水平基本上呈上升趋势, 但有波动。由于农村金融资产的快速扩张, 并且大大快于农村GDP的增速, 从而形成了农村金融相关率的稳步上升之势, 这种趋势与国民经济整体的金融化趋势是相吻合的。如表3显示

注:①全国金融资产总量=对金融部门债权+对非金融部门债权+股票市值。②对金融部门的总债权包括流通中的货币、各项存款、金融债券、国内保费收入;对非金融部门总债权包括各项贷款、国债 (内债) 、企业债券、财政借款。③各项存款、各项贷款余额:1989年以前为国家银行加上农村信用社统计口径;1989年起为金融机构数据 (金融机构包括:人民银行、政策性银行、国有独资商业银行、邮政储蓄机构、其他商业银行、城市合作银行、农村信用社、城市信用社、外资银行、信托投资公司、租赁公司、财务公司等) 。④农村金融资产由农村现金流通量、农村存贷款余额、农业类股票筹资额、农业保险保费构成 (由于无法取得农业债券资料, 予以忽略) 。⑤由于没有农村M0的统计资料, 笔者参考《中国农业银行史》 (2000) 等文献资料, 农村现金流通量约占全国现金流通量的70%, 因此, 笔者根据全国M0的70%估算了农村M0。⑥农村M2由农村M0加上农村存款余额构成。⑦由于没有农业股票的流通市值资料, 农业类股票筹资额按照当年的发行额计算。⑧城镇金融资产总量=全国金融资产总量-农村金融资产总量。资料来源:根据《中国金融年鉴》 (1986~2005) 、《中国统计年鉴》 (1978~2005) 、《中国经济年鉴》 (1981~2005) 、《中国农村统计年鉴》 (1978~2005) 、《中国农村住户调查年鉴2001》相关数据整理计算。

的具体数值上, 1978年的农村FIR为51.32%, 1992年达到100.75%, 接着从1993年开始回落徘徊, 1997年后又才开始稳步回升, 至2005年农村FIR达91.13%, 低于1992的水平。20世纪90年代中期以来的农村FIR稳步上升, 主要归因于农村经济基本平稳增长, 金融体制改革效益的释放、农民收入的增加, 以及农民财富由实物形态向资产形态的加速转变等。尤其是农村经济体制深化改革、市场化体系的逐步完善所引致的农村经济总量增长是根本的原因。但值得注意的是, 近几年来农民收入增速有所下降, 反映在农业产值和农村金融资产的总量增长方面也有所放慢。从总体上讲, 农村FIR指标所体现的时间序列变化, 反映了农村经济金融化取得了很大的进展。

城镇FIR则表现为一路上升趋势, 从1978年的119.64已经上升到2005年的446.80%, 这说明我国金融资产的扩张速度是十分迅速, 但这种快速扩张主要发生在城镇区域。因此, 城乡之间在金融整体发展水平上存在巨大的差异, 从二者FIR变化趋势上看, 也明显出现“剪刀差”形状。

四、城乡金融市场差异

在金融市场方面, 城乡之间的差异可以从农村金融市场的极端落后看出来, 农村以单一的信贷市场为基本特征, 城市金融市场则涵盖了直接金融市场和间接金融市场, 因此, 农村金融市场显得十分薄弱, 主要表现在:

一是国有银行在完成为工业化积聚资金的历史任务后撤离乡村, 农村信贷市场萎缩。二是证券市场基本上与农村无关, 少数农民拥有少量的国债券, 而股票市场对广大农村居民来说是完全陌生的。至于各种金融衍生品交易市场, 可能很多农民更是闻所未闻。同时, 农村大量的中小企业还够不上沪深股市的门槛, 二板市场也与之无缘。三是农村保险市场极不发达, 目前农业保险业务有20多个险种, 且由商业保险公司经营, 而农业本身的特质和风险特征更多的是需要政策性保险, 商业性保险对于目前我国农业的分散经营现状来说是处于次要位置。四是民间金融市场开放度不高。农村民间金融是需求追随型金融, 有节约信息成本、交易成本和运营成本的优势, 在一定程度上弥补了正规金融服务的缺口, 促进了农村经济发展。但在我国, 民间金融大部分没有法律地位, 是政府取缔的对象, 因此, 农村民间金融以一种扭曲、畸形的形式表现出来, 其金融服务功能远不能发挥出来。[4]

注:由于没有农村GDP的统计数据, 按第一产业GDP+乡镇企业增加值作为估计值;城镇GDP按全国GDP—农村GDP计算。数据来源:表2所列数据来源。

五、简短结论

通过以上分析不难发现, 城乡金融在多个方面存在着巨大的差异, 由此形成了金融“二元结构”, 这就成为导致城乡之间经济“二元结构”的重要原因。因此, 要破除城乡经济“二元结构”, 一条重要的思路就是要统筹城乡金融发展, 实现城乡金融发展一体化。

摘要：金融是现代经济的核心, 金融发展滞后必将影响经济发展。本文认为, 我国城乡之间经济发展存在巨大差异的重要原因之一就是我国城乡之间金融发展存在巨大差距, 呈现典型的“二元结构”, 并表现在城乡存贷款、金融资产规模、金融相关率、金融市场发展等多个方面。

关键词：金融二元结构,城乡金融发展

参考文献

[1]周天芸.中国农村金融二元结构研究[M].广州:中山大学出版社, 2004.

[2]张杰, 尚长风.我国农村金融结构与制度的二元分离与融合:经济发展视角的一个解释[J].商业经济与管理, 2006, (05) .

[3]何斌等.分工、金融二元结构与中国M2/GDP的上升[J].上海经济研究, 2003, (09) .

结构强度分析 篇2

广布疲劳损伤(widespread fatigue damage,WFD)对老龄飞机是非常重要的.问题.文中用工程方法和有限元方法计算含广布疲劳损伤(WFD)加筋板的剩余强度,完成3种类型9件加筋板的剩余强度试验.计算结果和试验结果比较吻合,能满足工程精度的要求.结果还表明,WFD明显降低了加筋板的剩余强度.

作 者：李仲 刘亚龙 王生楠 葛森 吕国志 LI Zhong LIU YaLong WANG ShengNan GE Sen LV GuoZhi 作者单位：李仲,LI Zhong(西北工业大学,航空学院,西安,710072;中国飞机强度研究所,西安,710065)

刘亚龙,王生楠,吕国志,LIU YaLong,WANG ShengNan,LV GuoZhi(西北工业大学,航空学院,西安,710072)

葛森,GE Sen(中国飞机强度研究所,西安,710065)

结构强度分析 篇3

关键词：铝质焊接拖桩；有限元分析；应力分布；结构加强

中图分类号：U663.7 文献标识码：A

Abstract： The analysis and assessment of structural strength of fore welding towing post in an aluminum wave-piercing catamaran is carried out by the finite element analysis software MSC.Patran/Nastran， the detailed stress distribution of the towing post and its attached structure is given and the structure strengthening scheme is provided based on the analysis results. This paper can provide some references for finite element analysis and structure optimized design for the other similar towing posts.

Key words： Aluminum welding towing post； Finite element analysis； Stress distribution； Structure strengthening

1 引言

限于铝质穿浪双体船中央船首空间布置问题，位于首部的拖桩结构形式通常为焊接铝合金管，通过肘板与舷墙及主船体连接。拖桩在系泊防台或拖带工况下容易在拖桩桩柱与船体相交处产生较大的局部应力，甚至有可能引起船体结构的破坏。为此，有必要对拖桩及其附近的船体结构进行较为详细的有限元分析，以获得详细的应力分布情况，进而对其进行针对性的结构优化及加强。

本文利用有限元分析软件MSC.Patran/Nastran对某铝质穿浪双体船首部焊接拖桩在系泊防台工况下的结构强度进行了分析和评估，并根据分析结果提出了简单有效的加强方案，以满足该船系泊防台的要求。有限元分析及结构强度评估主要依据中国船级社《海上高速船入级与建造规范（2012）》（以下简称《海高规》）中高速船船体结构直接计算指南的相关要求进行。

2 拖桩结构概况

本船拖桩为铝合金焊接管，桩柱为 160x10 mm，桩柱封板为 180X12 mm，桩柱中心距为660 mm；横档为

95X7.5 mm，横档封板为 110X8 mm，横档中心距舷墙顶板高度为300 mm（见图1）。

3 有限元模型

3.1 模型的建立

对于整个船体结构而言，拖桩及其附近结构受力属于局部强度问题。根据圣维南原理，为了尽量减少边界条件对计算结果的影响，对模型范围进行适当扩充，模型范围取#20至船首的中央船首、舷墙和拖桩结构，有限元模型见图2。总体坐标系取右手直角坐标系，原点取在船纵中剖面内尾垂线（#0）和基线相交处，x轴沿船长向首为正方向，y轴沿船宽向左舷为正方向，z轴沿型深向上为正方向。

3.2 单元类型及网格尺寸

结构中的板材和主要支撑构件的腹板、拖桩结构等用板单元模拟；纵骨、主要支撑构件的面板、支柱等用梁单元模拟，并考虑各构件的实际截面和偏心。

模型网格尺寸：纵向以1/2肋距、横向、垂向以纵骨间距为基准进行划分；带缆桩及其连接区域的结构采用细化网格，其尺寸约为30 mm × 30 mm，并逐渐过渡到周边的粗网格（见图3）。模型中共有4 883个节点、5 135个板单元、787个梁单元。

3.3 材料参数

船体结构及拖桩材料为铝合金，其中板材为5083-H321/H116，型材为6082-T6。铝合金弹性模量为0.69x105 MPa，泊松比为0.33，焊接后的屈服强度为125 MPa。

3.4 载荷及加载

在系泊防台时，缆索系在拖桩上，经过首部导缆孔与防台设施系固。考虑最危险的工况，即缆索出索方向为双十字拖桩左侧拖桩顶端往下约30 mm处的圆心与首部导览孔左端点的连线。系泊力大小根据水动力计算结果为96 kN，以集中力的形式通过MPC（多点约束）加载于左侧拖桩顶端往下约30 mm处的圆心处。

3.5 边界条件

模型端部采用固支边界条件，即δx=δy=δz=0、θx=θy=θz=0。

4 计算结果及分析

4.1 许用应力

本计算主要针对中央船首及拖桩局部结构强度的分析，因此许用应力可参照《海高规》附录2中局部强度衡准的规定：对于铝合金结构其局部强度计算的板单元，许用等效应力为0.80σ0.2=0.80*125=100 MPa。

但由于拖桩及其连接结构附近采取了细化模型网格，网格尺寸不大于50 mm*50 mm，因此许用应力可参照《海高规》附录2中细化网格应力衡准的规定，即：对于铝合金结构其细化网格模型计算的板单元，许用等效应力为1.30σ0.2=1.30*125=162.5 MPa。

4.2 应力计算结果

从图4中可以看出，中央船首及拖桩结构最大应力出现在拖桩桩柱与舷墙顶板相交处，其值为184 MPa，大于细化网格模型对应的许用等效应力162.5 MPa。endprint

从图5中可以看出等效应力超过局部强度计算衡准许用等效应力100 MPa的单元，主要集中在细化网格区域。

4.3 强度评估

从计算结果可以得出结论：在96kN系泊力作用下，中央船首结构局部强度基本上可满足《海高规》的要求，但在拖桩及其连接结构细化区域存在应力超限的情况，因此需对原有结构进行加强，以使得拖桩及其连接结构的应力能满足要求。

5 结构加强方案

参考中华人民共和国船舶行业标准CB∕T 3845-2000《船用十字形缆桩》中的桩柱强度校核方法，拖桩结构可近似简化为一端刚性固定的悬臂梁，最大弯矩出现在桩柱约束端，即最大弯曲应力出现在桩柱约束端，这与本文第4节中的分析结果相符。

因此，结构加强方案可从增加桩柱端部的剖面模数进行考虑，结合本船的实际情况，在不破坏原船结构的前提下，制定了加强方案：在拖桩桩柱与舷墙顶板相交处增加一块5 mm的圆台板，圆台上圆直径为拖桩桩柱外径160 mm，下圆直径为260 mm，高度为50 mm（见图6）。

经过计算，结构加强后拖桩及其连接结构的最大等效应力为149 MPa，小于细化网格模型对应的许用等效应力162.5 MPa，最大应力出现在拖桩桩柱与加强圆台板相交处，拖桩桩柱与舷墙顶端相交处的应力明显降低，见图7。

6 结论

通过对铝质焊接拖桩结构强度进行有限元分析，得到了拖桩及其连接结构的详细应力分布特点，对于新造船舶在设计之初可从桩柱本身及支撑结构构件尺寸优化的角度进行设计。对于改装船舶来说，本文提出的结构加强方案可有效地降低拖桩及其连接结构的应力水平，有利于提升拖桩的系泊能力，可为其它类似拖桩结构加强提供一定的参考。

参考文献

[1] 刘兵山，黄聪. Patran从入门到精通[M ]. 中国水利水电出版社， 2003.

[2] 中国船级社. 海上高速船入级与建造规范[S]. 人民交通出版社， 2012.

[3] 张少雄，李雪良，陈有芳. 船舶结构强度直接计算中板单元应力的取法[J].船舶工程，2004.

风电塔筒结构和强度分析 篇4

1风电机组塔筒结构分析

将圆台沿横向焊接成塔筒。塔筒内部设有爬梯和平台, 有些塔筒设有电梯, 便于工人维修塔顶机组。塔身是封闭结构, 能够保证维修工人的安全, 也能够更好地避免缆线老化或破坏, 延长使用寿命。圆筒式塔筒外形美观, 得到了广泛应用。由于塔筒受载比较复杂, 而且是组合部件, 因此在进行结构分析时需要考虑的因素比较多, 比如由于自然风的风速和风向不断变化, 风的状态也可能发生湍流等状态的变化, 因此塔筒在风载作用下的静强度、疲劳强度和稳定性需要满足要求;风脱离塔筒时状态也会发生变化, 由此产生的附加载荷引起塔筒发生振动或变形, 此时塔筒的刚度和强度也需要满足要求;风电机组运行时风轮的转动激励塔筒振动, 那么塔筒的固有频率须避开激励频率以防止因发生共振而破坏。塔筒的结构尺寸非常大, 不适于用实验的方法进行结构分析。随着有限元方法的日益成熟及普遍应用, 塔筒的结构分析多采用有限元法, 在一些规范标准中, 对塔筒的细节分析也有理论计算的相关规定, 无论用哪种方法, 基本的分析内容主要包括模态分析、静强度分析、疲劳分析、稳定性分析、横振分析及细节分析。

2塔筒静强度分析

静强度分析考察塔筒承受极限载荷的能力, 是对结构强度最基础的检验, 在工程设计中往往以静强度分析结果为参考对塔筒整体尺寸进行改型设计。塔筒几何模型在Pro/eneering中创建, 模型省略了一些附属结构, 比如爬梯、平台、通风口等。这些结构的省略并不会影响分析结果的准确性, 并且可以减少建模时间, 提高工作效率。某兆瓦级风电机组塔筒 (圆筒形式) 几何模型如下图所示。

用八节点六面体单元建立塔筒网格模型, 模型中简化了连接法兰。塔筒门段的门框和门洞是焊接结构, 在有限元模型中对焊缝做等强度处理, 并对该处的网格进行适当细化。由于实体单元的节点只有三个平动自由度, 没有转动自由度, 因此实体单元建立的塔筒模型不能传递极限载荷中的弯矩, 也不能表达因受载而产生的弯曲变形。为了解决这个问题, 需要沿塔筒壁厚方向至少划分三层实体单元。单元数量为22077。建立塔筒有限元模型时, 边界条件如何施加是关键, 因此需要对模型的边界约束和加载方式进行研究。从宏观角度看塔筒结构, 可以将其理解为一根悬臂梁, 塔筒底部是边界约束的位置, 塔筒顶部是承受载荷的位置。风电机组的塔筒是固定在地基法兰上的, 底部不能沿水平面平动或转动, 也不能沿轴线平动或转动, 既塔筒底部是全约束的。由于实体单元的节点只有三个平动自由度, 因此在有限元模型中边界约束包括TX, TY, TZ。由Blade d计算出的塔筒顶部载荷是集中载荷, 需要转化成分布载荷才能加载在单元节点上。有限元软件中的多点约束单元能够有效地解决这个问题。多点约束也称载荷伞, 可以理解为通过一个节点控制多个节点。在塔筒顶部建立多点约束rbe2, 在中间的控制节点上施加极限载荷, 极限载荷中的弯矩和力通过多点约束转化成集中力平均分配到连接节点上。

本文选取了几个极值工况 (包括Mxes Max, Myes Max, Mxye s Max, Mze s Max, Fxe s Max, Fye s Max, Fxye s Max, Fze s Max工况) 进行计算分析, 以Mxe s Max工况和FxMax工况为例对结果进行解读。工况MxMax为正态湍流模型工况, 该工况中包括使塔筒倾覆最严重的弯矩载荷, 由于塔筒沿轴线的筒径和壁厚不同, 导致该工况下塔筒的应力分布并不是均匀一致的, 在壁厚发生改变的位置, 正是塔筒应力发生变化的过渡位置。塔筒最大等效应力为75.6Mpa, 出现在顶部筒壁厚度由小变大处。塔筒材料为Q345C/D/E, 在顶部的屈服极限为325Mpa, 取安全系数1.1, 则许用应力为295Mpa, 大于最大等效应力, 表明塔筒强度满足要求。塔筒位移随高度增加而增大, 最大位移为160mm, 出现在塔筒顶部, 根据经典材料力学理论悬臂梁在悬空端受到弯矩时, 梁的最大挠度出现在弯矩施加的位置, 塔筒的位移分布与理论计算相吻合。工况FxMax为极端阵风工况, 该工况的极限载荷中有使塔筒倾覆最严重的力, 该工况下塔筒的应力随塔筒高度发生变化。由于X方向的力比较大, 且门洞恰好位于X轴正向上, 使得塔筒最大等效应力出现在门框上, 数值为184Mpa, 门框的许用应力为295Mpa, 大于最大等效应力, 表明塔筒在Fxes Max工况下的强度满足要求。塔筒的位移随高度增加而增大, 该工况下塔筒最大位移出现在顶部, 为570mm, 总体位移分布趋势符合经典材料力学理论。现将各工况结果列表如下进行对比分析, 如表1所示。

1) 几个极限工况下塔筒的最大位移多数分布在500m m左右, 出现在塔筒顶部, 其中Mxyes Max工况下塔筒最大位移出现在上段, 这是由于该工况中的Mx, My和Fz都比较大, 使塔筒不但在XZ平面内发生了倾覆弯曲, 而且沿轴向也有很大的位移, 两种变形趋势综合导致塔筒最大位移出现在上段。

2) 塔筒的最大等效应力都小于许用应力295Mpa, 表明塔筒强度满足要求。其中Fxes Max, Fxyes Max, Myes Max工况所包含的使塔筒沿Y轴转动倾覆的载荷比较大, 塔筒底部受这些载荷的影响最严重, 因此最大应力出现在门框处, 而其余几个工况下的最大应力大多出现在塔顶。

3) 上述应力结果的对比也表明塔筒门洞处需要有足够的强度承受压力。由于风电机组在偏航时, 风向可能在某一时刻垂直于塔筒门洞所在的平面, 使塔筒门洞受最大的压力或最大的拉力。又因为塔顶质量重心在塔筒轴线以外, 也可以增大作用在门洞上的压力值。

为了考虑门洞受压最严重的情况, 工程上对塔筒的静强度分析通常选择更保守的加载方式, 从所有极限载荷工况中选取各个分量载荷的最大值, 即取所有工况中Z向弯矩最大值Mz, 所有工况中Mx和My合成最大值, 力载荷也是同样取法, 将这样非常保守的极限载荷加载在使塔筒门洞受压最严重的载荷分量上, 再校核此时的塔筒强度。如果保守计算结果满足强度要求, 那么正常工况的计算结果一定满足要求。

摘要：分析了风电机组塔筒结构计算方法, 着重对塔筒静强度分析的建模方法进行研究。实体单元建立塔筒有限元模型的位移计算结果偏差很小, 而应力值偏差较大, 这是由于实体单元的节点没有转动自由度, 不能传递附加弯矩。且极限工况下, 塔筒局部应力过大, 可以通过增加壁厚的方法提高结构强度。

关键词：风电机组,塔筒,有限元法

参考文献

[1]王慧慧, 黄方林.风力发电机组塔架的有限元分析[J].山东交通学院学报, 2009.

结构强度分析 篇5

摘 要：在航运业的不断发展下，船舶的数量随之增多。海上发生的事故很多是因船舶搁浅造成的。当船舶发生事故后，其结构强度会受到影响，由此带来严重的后果。目前，我国对船舶与海洋工程结构极限强度的研究还不够，而结构极限强度是船舶与海洋工程结构理性设计中最后一个关键环节，需要进一步研究。

关键词：船舶；海洋工程；结构极限强度；结构损伤

中图分类号：U661.43 文献标识码：A DOI：10.15913/j.cnki.kjycx.2016.09.083

船舶与海洋工程结构极限强度的计算极其复杂，需要靠建立适当的船体模型来实现。通常采用对船体模块进行有限元分析的方法来计算，但这种计算方法在实际运用中存在一定的局限性。本文主要探讨了在船舶与海洋工程中结构强度方面需要注意的问题，以进一步分析极限强度，为海洋工程工作人员在这方面的研究提供帮助。结构极限强度计算方法

在船舶与海洋工程的结构理性设计中，结构极限强度的计算和分析是要求最高也最为复杂的环节。在实际中，通常利用对船体模型进行有限元分析的方法测量船体模型的构件屈曲和塑形变形等数据，从而得出比较精确的船体模型极限强度。然而，这种方法在实际运用中工作量很大，且成本很高，因此，推广程度不高。当前，一种叫作“逐步破坏法”的计算方法则较为常用。该方法不仅可以减少计算工作量，还可以提高极限强度计算结果的精确性。在船舶与海洋工程结构极限强度的计算上，逐步破坏法主要具有以下两方面的优点：①将用于结构极限强度计算与分析的船体模块向横向崩溃和纵向崩溃这两种独立的总崩溃模式转化；②通过限制相关尺寸，确保相邻的两个横向刚架纵向崩溃。逐步破坏法能够让船舶与海洋工程的船体模型横向刚架的临界分段在中垂或中拱过程中崩溃，将结构极限强度计算向船体某一分段极限纵强度计算简化，不仅能确保计算结果的精确性，还能大大减少计算工作量。极限强度的分析计算

在提出船体结构总纵极限强度的概念之后，对船体梁总纵极限强度分析有了越来越多的方法，主要有逐步破坏分析法、直接计算法和有限元法。

2.1 逐步破坏分析法

通过分析船体结构破坏机理，发现船体结构的整体破坏实际上是一个逐步破坏的过程。基于平断面假设，构件逐步破坏的增量曲率法，总结出可以利用横剖面纤维的应力-应变关系描述由屈曲和屈服引起的加筋板逐步破坏，并将后屈曲效应纳入考虑范围。Smith通过非线性有限元对单元弹塑性大挠度分析来获得单元平均应力-平均应变关系。这种方法的计算精度是由单元平均应力-平均应变关系的准确性决定的。

2.2 直接计算法

Caldwell根据船体横剖面的全塑性弯矩对船体总纵极限强度进行了估算，利用受压构件承载能力的折减来解释结构屈曲的影响。这种方法没有考虑当加筋板单元承受的压应力超过其极限强度后的载荷缩短行为和截面应力的重新分布，因此对船体结构总纵极限强度值的估算一般过高。

2.3 有限元法

有限元法对任何加载类型与结构模型都适用。引入平板单元、梁单元以及正交各向异性板单元，不仅能够分析结构在静态和动态载荷作用下的极限状态，还能够对单个结构作整体响应分析，并且将船体在扭矩、弯矩以及剪力联合作用下的响应纳入考虑范围。Kutt等利用这种方法计算和分析了4条船体按各种载荷状态、不同的有限元模型的纵向极限强度，并在分析过程中考虑了屈曲、后屈曲及塑性效应。船舶搁浅结构损伤分析

3.1 船底肋板和扶强材的变形损伤

按照极限强度解析计算方法的假定，可以发现船舶的纵向构件决定了其极限强度，因此，不需要过多地考虑船舶底部肋板和肋板上的扶强材的损伤变形，只需要关注它们在变形过程中的能量耗散。肋板的变形分为中间和两边两个部分。肋板中间部分受到礁石的直接作用而发生变形，两边部分也会受到波及而变形。船舶总的变形能可通过这两部分变形能Efloor，central、Efloor，side叠加得到，而肋板扶强材的变形能Efs主要通过膜拉伸变形和塑性弯曲两种形式耗散。

3.2 船舶外底板和纵骨的变形损伤

在船舶发生搁浅事故时，外底板纵骨的高度一般比礁石的撞击深度要小，在礁石的冲击挤压下，纵骨受到直接作用达到完全塑形状态，因而在船舶的极限强度中不发挥作用。由于纵骨失效，在解析计算过程中受损的船底外板也由原来的若干个纵向加筋板单元转化为一块横向板单元。

3.3 船底纵桁和加强筋的变形损伤

船底纵桁垂向与内外底板相连接并起到支撑作用。当船舶发生搁浅事故时，船底纵桁受挤压变形。通过“实际撞深下纵桁的变形能和垂直压缩距离等于双层底高度时纵桁的最大变形能的比值”来确定纵桁的损伤情况。载荷响应预报和极限强度解析预报

在分析船舶结构时，需要确定作用在船体上的载荷。因为载荷计算在很大程度上决定了结构分析的精度。通常，船体上的波浪载荷分为总体载荷和局部载荷，其中，总体载荷指的是局部海水动压力的合力。另外，波浪还会引起冲击力、甲板上浪的水压力以及舱内液体晃荡力等载荷。总的来说，分析波浪载荷对船体的极限强度计算有着很关键的作用。

在船体极限强度解析预报中，首先要将船体的横剖面划分为若干个小单元，其中，纵向加筋板单元是由一块板和一根纵向加强筋构成，横向加筋板单元一般情况下只有一块板，硬角单元通常是由两块不共面的板构成。将各个单元划分好以后，利用CSR规范公式得出各个单元的应力-应变关系。结束语

出于对船舶安全性的考虑，要对船舶与海洋工程结构极限强度进行进一步的分析。运用逐步破坏法分析船舶在搁浅时的损伤，并对极限强度进行解析预报，从而加强对船体结构的设计。

参考文献

结构强度分析 篇6

摘要：随着社会经济的快速发展，加快了我国基础设施的建设，而水运工程作为我国经济发展中必不可少的一个环节，为了确保其结构的质量，需要对工程结构混凝土的强度进行检测。超声回弹法作为当前混凝土强度检测过程中最为常用的一种方法，在混凝土强度的检测中发挥着重要的作用。本文从影响超声回弹法检测混凝土强度的因素着手，分析超声回弹法的优势，探究超声回弹法在水运工程结构混凝土强度检测中的策略。

关键词：超声回弹法；水运工程结构；混凝土强度；检测策略

自改革开放以来，我国的基础性设施得到了飞速的建设，水运工程作为我国经济发展的重要设施，其结构多为混凝土结构，混凝土作为当前建筑工程行业最为常见以及基础的建筑材料，对建筑工程项目的整体质量有着极其重要的影响，而混凝土本身的强度是混凝土材料最为重要的性能，决定了混凝土的整体性能，关系着混凝土建筑的安全性。在对水运工程结构混凝土强度的检测当中，超声回弹法得到了广泛的应用，并取得了较好的效果，

一、影响超声回弹法检测混凝土强度的因素

（一）所用水泥的种类及数量

在水运工程建设的过程当中，较为常用的水泥主要包括普通硅酸盐水泥、矿渣硅酸盐水泥以及粉煤灰硅酸盐水泥等，通过多次的试验表明，水泥的种类在超声回弹法检测混凝土强度的过程当中并没有显著的影响。而就水泥的使用数量而言，在所规定的范围内进行使用，对于检测的结果影响并不显著，但若是超出了规定的范围，就会对超声回弹法所检测到的强度数据造成一定的影响，需要另行制定检测强度的曲线[1]。

（二）碳化深度的影响

在使用超声回弹法对水运结构混凝土强度进行检测的过程当中，碳化的深度不予修正，其主要是由于碳化的深度主要会对强度数据的回弹值造成一定的影响，但是当碳化的深度较大之时，混凝土当中的水含量就会相对较低，在使用超声回弹法进行检测之时，会降低超声的传播速度，在相应的关系曲线当中就会抵消掉一部分影响因素。

（三）耦合度以及测试面的影响

在对混凝土强度使用超声回弹法进行检测的过程当中，测试面的平整性以及耦合剂的厚度都会对检测的数据造成一定的影响，这也是影响检测数值的主要原因。当对混凝土浇筑的表面进行测试的过程当中，会由于表面积水以及浮浆等多种因素的影响，使得超声回弹值以及声速值都与侧面有所不同。

（四）钢筋的影响

在当前的工程项目当中，项目的建设施工离不开钢筋与混凝土等建筑材料，而在利用超声回弹法对混凝土强度进行检测的过程中，若是工程项目的钢筋轴线与检测的方向垂直，那么钢筋对检测数据的影响主要取决于检测中所经过钢筋声程之和与测试距离的比，一般来说，若是超声回弹的声速大于每秒4千米，那么，钢筋对于检测数据的影響较小，同时，若钢筋的轴线与检测的方向平行，那钢筋对于混凝土强度检测的结果影响较大[2]。

二、超声回弹法在检测混凝土强度中的优势

对混凝土强度的检测方法有标准试块法、回弹法以及钻芯法等，而相较于这些检测方法而言，超声回弹法本身具有独特的优势。利用超声回弹法对混凝土的强度进行检测，能够有效的降低混凝土龄期以及含水率等方面的影响，同时，混凝土当中含水率越高，就会使得超声的声速偏高，从而使得数据的回弹值降低。反之，假设混凝土的龄期较长，就会降低声速的增长率，超声回弹值就会因为混凝土碳化的增加而提高[3]。此外，超声回弹法在混凝土检测中应用之时，能够有效的弥补相互之间存在的不足，其中，超声回弹法主要是以表层的弹性性能反映出混凝土的强度数值，而当混凝土构件截面的尺寸较大之时，内外的质量就会产生较大的差异，这就导致混凝土的实际强度不能够得到有效的反映，强度较高的混凝土在利用回弹公式进行计算之时存在着一定的偏差[4]。超声回弹法在混凝土强度检测中最为重要的一项优势就在于能够大幅度的提升检测的精度，为混凝土工程项目的顺利开展提供相应的数据支持。

三、超声回弹法在水运工程结构混凝土强度检测中的应用策略

以某一高桩梁板式码头工程结构项目为例，分析超声回弹法在混凝土强度检测中的有效应用。

（一）检测计划

在对该码头工程结构的混凝土强度进行检测的过程当中，混凝土的强度主要包含C30及C40两个等级，其中该码头工程上部结构的施工所用的混凝土强度等级为C30，而码头下部结构的混凝土强度等级为C40，检测的时间期限为1年，所需要进行检测的混凝土结构的龄期主要有7天、14天、28天、60天以及90天等，在对同等强度的混凝土试块利用超声回弹法进行检测的过程当中，需要确保在同一天以及同样的条件下进行完成，并且所制作混凝土试块材料的来源需要是来自于现场浇筑之时所使用的混凝土，直接从混凝土搅拌机中获取即可。

（二）对结构实体的检测

1、水下部分

在对该码头工程水下部分采用超声回弹法进行检测的过程当中，先选择其中的一段区域进行检测。检测顺序自上往下，下部混凝土结构主要为桩帽、立柱、横梁、纵梁等，而对于每种构件混凝土结构随机选择好5个检测的区域，把每一龄期当中的检测区域设定为一个评定单元，并与标准的混凝土试块相互对应，在检测过程中所使用的方法按照相应的检测技术规范进行[5]。

2、码头表层

码头工程表层主要包括面板与铺装层结构，设计强度为C30，对面板构件和铺装层结构随机选择好5个检测的区域，对于龄期混凝土的布置按照水下部分布置完成，并且在进行检测的过程当中，需要按照相关的技术检测规章制度进行超声回弹法的检测工作。

（三）标准型立方体试块的制作

在制作标准型的立方体试块的过程当中，每一龄期、每一强度的等级都要划分为10组，保证每一组都拥有3块试块，其中水下部分需要有70组，每一组都要有3块。在制作标准型试块的过程当中，需要按照相关的技术检测规范进行[6]。

结语

综上所述，随着我国社会经济的发展，在建设水运工程项目的过程当中，对混凝土强度利用超声回弹法进行检测，是一项较为常见的方法，并且超声回弹法本身具有经济性以及准确性的特征，但是由于水运工程本身复杂性、特殊性，相关的检测人员在进行检测的过程当中，需要尽可能的把检测中出现的干扰性因素排除掉，根据工程项目的实际情况绘制检测强度的曲线，只有这样才能够科学的确定出水运工程结构中混凝土结构的强度，为水运工程项目的顺利建设施工奠定良好的基础。

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履带起重机桅杆结构的强度分析 篇7

随着吊装行业的不断发展,履带式起重机向大型化、复杂化发展,要求强度越来越高,对设计的方法和手段提出了更高的要求[1]。履带式起重机桅杆是臂架拉板和变幅卷扬钢绳之间的支撑联接部件。起重机作业前,臂架需要在地面组装好,然后通过变幅系统将臂架起臂到工作角度。目前,在我国履带起重机桅杆设计中只对正常作业工况下的桅杆结构做了受力分析,忽略了非作业工况下桅杆的设计要求。由于桅杆结构起升的特殊性,使得桅杆结构往往因局部受力强度过大而出现弯曲或损坏的现象[2,3]。对于履带起重机桅杆设计问题的分析尚缺少有效的方法,很少有文献发表。

本文针对桅杆起升机构的结构进行有限元分析,不仅可以得到在作业工况和非作业工况下其结构中的应力分布规律和变形情况,找出结构中应力值较大的关键点,检验结构强度,还能进一步了解各种载荷对桅杆结构应力分布的影响,为桅杆起升机构的设计提供依据。

1 履带起重机桅杆结构的建模

运用Solidworks软件对履带起重机桅杆结构进行三维实体建模,运用ANSYS与Solidworks的专用接口将桅杆的三维实体模型导入有限元分析软件ANSYS中形成履带起重机桅杆的有限元模型[4]。

1.1 履带起重机桅杆结构的三维实体建模

应用Solidworks软件将桅杆结构的二维图形转化为三维实体模型是本课题的第一步工作。根据现有的某型号履带起重机桅杆的二维图样、图片和相关技术资料,首先确定了桅杆各个部分的结构尺寸,然后在Solidworks中应用曲面建模的方式建立桅杆的三维实体模型,生成在Solidworks软件下的Part文件[5,6]。论文所研究的履带起重机桅杆结构主要是由薄壁板焊接而成的箱型门字形框架结构。

1.2 履带起重机桅杆结构的有限元模型建模

ANSYS与Solidworks有专用接口,先将Solidworks的Part文件储存为 *.x_t的格式,然后在ANSYS内,应用Import命令,即可导入桅杆的Solidworks模型。由于桅杆焊缝的强度与桅杆钢板钢材基本一致,将钢板与钢板之间的焊缝看成是一体,选取相同的材料属性。建立桅杆结构的有限元模型关键是选择合适的单元。本文选用主要材料参数如表1所示。网格划分采用总体单元尺寸控制,桅杆约划分为15 669个单元。根据板的不同厚度尺寸,桅杆结构的壳单元共有5种厚度,如图1所示为桅杆有限元模型[7,8]。

2 桅杆的性能特性及结果分析

运用有限元分析软件ANSYS对桅杆进行有限元静力学分析,主要进行最大吊重作业工况、起臂非作业工况和桅杆自起非作业工况分析。强度是金属材料在外力作用下抵抗永久变形和断裂的能力,是评价履带起重机桅杆结构性能的重要指标之一。满足强度要求是履带起重机桅杆结构设计的主要目标之一。本文将计算分析以上几种工况下的桅杆整体弯曲强度,并通过计算结果来分析桅杆结构设计的合理性。

2.1 边界约束及载荷处理

在最大吊重作业工况和起臂非作业工况下的边界约束相同,都为桅杆转动轴位置的节点位移为零。分别计算了在以上两种工况下的桅杆弯曲应力分布,由于桅杆自身重力相对钢丝绳拉力较小,所以在此情况下计算将重力忽略。在变幅滑轮组14个滑轮中心位置处取14个力的作用点,如图2所示,观察桅杆结构的应力分布情况;然后通过ANSYS软件计算整体弯曲情况。

在桅杆自起非作业工况下,桅杆受力最大情况发生在桅杆旋转到45°时,本文对这种情况进行了分析。在桅杆受力最大时由于油缸处于溢流状态,所以边界约束为桅杆转动轴轴心位置和滑轮组中心的节点位移为零。加载点有以下几个:桅杆的重心点、与油缸连接处和托架与桅杆的接触面。观察桅杆结构的应力分布情况;然后通过ANSYS软件计算整体弯曲情况,如图3所示。

2.2 应力计算结果及分析

最大吊重作业工况和起臂非作业工况下,均布载荷的应力分布如图4(a)、图4(b)所示。从图4(a)、图4(b)中可以看出在这两种工况下应力的分布基本一致,这说明虽然工况不同并没有改变桅杆的整体应力分布。图4(a)中桅杆所受到的最大应力值为174 MPa,出现在桅杆根部;最大位移出现在格架横梁处,位移值为2.002 mm;桅杆上端滑轮组受到的应力较小。图4(b)中桅杆所受到的最大应力值为469 MPa,最大位移值为5.403 mm,上端滑轮组受到的应力较小。纵观最大吊重作业工况下桅杆的应力云图,最小安全系数达到了1.46,桅杆强度足够,有较大的余量。

如图5所示为履带起重机桅杆自起非作业工况下的等效应力云图。从图5中可以看出,桅杆结构的等效应力大部分在123 MPa以下,其最大值为368 MPa,在桅杆材料的屈服极限应力值(σ=567 MPa)以下;应力值相对较大的危险点处于托架处,最大位移值为0.44 98 m,主要原因是由于变幅钢丝绳拉力增大而使油缸顶升力瞬间增大。纵观桅杆自起非作业工况下桅杆的应力云图,与设计准则中的桅杆结构自起非作业工况位移的参考值(YL≤ L2c×10-5=0.1 m)相比[9],均处于合格范围内,并且具有较大的裕量,可供优化设计时降低制造成本使用。

3 结论

通过以上计算与分析,可以得到以下结论:

1) 在保证安全条件的前提下,桅杆根部梯形面可以改成矩形面从而增加抗弯模量。

2) 桅杆与油缸连接处可以选用球铰接结构,球铰接结构可以减小偏载。

3) 桅杆结构的整体弯曲强度、局部弯曲强度均符合要求,可以通过合理的改进措施将其结构和选材确定在合理的范围内。

4) 桅杆结构有限元模型建立、分析方法能使设计者在产品的设计阶段就可以评估未来系统的性能特性,从而为履带式起重机桅杆结构的设计及优化提供了一个理论分析依据。

参考文献

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门座式起重机结构强度分析 篇8

1 门座起重机的组成

门座起重机的结构形式如图1所示。其主要由大车行走机构、门架、转盘、机器房、人字架、臂架系统等组成。大车行走机构实现起重机的运行, 转盘实现起重机臂架的回转, 缠绕系统和臂架系统实现货物的升降, 起重机的带载变幅等动作。

1-大车行走机构2-门架3-转盘4-机器房5-人字架6-缠绕系统7-臂架系统8-主钩9-副钩

2 门座起重机的载荷种类

2.1 固定载荷SG

固定载荷即为起重机的自重载荷, 包括金属结构、机械装置、电气设备以及配重等。

2.2 额定起升载荷SL

额定起升载荷指总起升质量的重力。

2.3 惯性载荷。由水平运动加速或减速引起的惯性载荷, 可以用加速度值来进行计算。

SH=ac× (SG+SL)

式中, ac-运动部分对应的加速度。

2.4 侧向载荷。当两个车轮沿一根轨道偏斜行走时, 应考虑垂直于轨道的水平力所形成的力偶。

SK=21λP中, λ-侧压力系数, 取决于跨距与基距之比;P-受侧向力作用侧的起重机走轮上的最大总轮压。

3 模型建立

该起重机模型运用有限元软件ANSYS进行分析计算。考虑到各部分结构形式和受力情况的不同, 建模过程中采用了4种单元类型:梁单元Beam44、管单元Pipe16、杆单元Link8以及质量单元Mass21。

3.1 Beam44单元

Beam44具有拉伸、压缩、扭转和弯曲功能的单轴单元。该起重机的端梁、横梁、机器房底座和部分人字架采用的是箱型梁与工字梁结构, 这些部件都采用的Beam44单元类型。

3.2 Pipe16单元

Pipe16是一个轴向拉压、扭转和弯曲单元。该起重机的门架、部分人字架和臂架系统采用的是Pipe16单元类型。

4 起重机载荷工况组合

4.1 起重机工作状态

4.1.1 臂架上仰27°、45°、58°、78°, 同时起重机正常工作。

4.1.2 臂架水平, 臂架下俯13°处于锚定状态, 起重机不工作。

4.2 工况组合

该起重机的工况组合分为无风工作工况、有风工作工况和暴风工作工况。如果行走运动只是为了调整起重机作业位置, 而不是经常用于搬运货物, 不考虑侧向力的影响。各种工况下的载荷分别如下:

5 有限元法的计算原理

在文章的结构力学分析中, ANSYS采用变分学和最小势能原理进行求解。以一端固定一段自由梁为例。其总能量可用拉格朗日函数L表示。

由拉格朗日函数可知, L是ω和w"的函数, 即L=L (ω, w") , ω-为弹性梁的挠度。

其最小势能可用变分泛函数表示:

令δπ=0, 即可求出极值。

因为δw为任意函数, 所以, 这两项为弹性梁的边界条件, 第三项即为弹性梁的平衡方程。所以平衡方程为, 把 (*) 式代入, 得

由推理过程可知, 泛函数和平衡方程是等价的。首先假设一组符合于边界条件的试调函数, 并将其代入能量方程式中, 再对试解函数的各个系数作微分, 令之为零, 找出能量方程式的最小值, 最后解得试解函数的各个系数。其中可以利用三角函数、幂函数等作为试解函数。

6 整机计算结果及分析

6.1 许用应力的规定

该起重机主结构制造材料为Q345B, 其许用应力为:, σs=345MPa, n为安全系数。无风工况下的许用用力为230MPa;有风工况下的许用应力为259.4MPa;暴风工况下的许用应力为313.6MPa。

6.2 各个工况下的应力分布

计算结果中显示, 工作工况在78°是出现最大应力213.238MP, 位于变幅钢丝绳和臂架的连接处;非工作工况在-13°时出现最大应力240.704MP, 位于转盘和臂架的连接处, 如图2所示。

7 结束语

(1) 在用ANSYS进行结构分析计算时, 要全面考虑载荷组合及作用方式, 尤其是作用力很大但是合力为零的载荷, 如钢丝绳的预紧力等。 (2) 在实际工作中起重机金属结构受力比较复杂, 使用有限元软件ANSYS就可以较好的模拟起重机在各种工况下的真实应力情况, 大幅度提高整体结构可靠性及安全性。但是ANSYS是个分析工具, 对于具体的实际情况还是需要借助力学知识进行分析。 (3) 通过计算结果可以得到模型的应力分布以及各节点力, 可通过对数据的分析进行进一步的优化设计。如调整结构板厚以及配重的质量, 使得金属结构的整体应力分布最优化, 使得结构质量尽量轻巧的同时又能满足结构可靠性的要求。

参考文献

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[2]陈玮璋.起重机金属结构[M].北京人民交通出版社, 1986.

[3]李谷音.港口起重机械[M].人民交通出版社, 2011.

结构强度分析 篇9

大型真空球罐及管路系统是风洞动力段的重要组成部分。其作用是在风洞运行时, 利用真空球罐产生负压将风洞洞体内空气快速引射, 借此在风洞试验段内产生高速气流。其工作时间可由几秒到几十秒, 常用于暂冲式跨声速、超声速和高超声速风洞[1,2]。

随着风洞尺寸的逐渐增大, 为保证风洞试验过程有持续稳定的气流, 如今建成的真空球罐及管路系统规模都较为庞大, 结构布局也较复杂。风洞在运行时, 由于外界气压及设备内部的高速气流会同时会对设备产生较大载荷, 那么系统承载能力及设备间连接的可靠性将直接影响到风洞的稳定运行。目前, 国内虽然有相应的分析法设计标准[3,4], 但对于大型钢制真空球罐及管路系统还缺少相应的设计分析标准。因此, 开展对大型钢制真空球罐及管路系统的结构分析, 研究整体结构强度、承载能力及设备间的连接情况, 对真空球罐及管路系统、风洞的安全运行十分必要。

本文以2000 m3钢制真空球罐及管路系统为研究对象, 针对设备的多种运行工况, 分析校核系统结构整体的受力情况及真空球罐及管路系统与风洞设备连接使用的强度安全性。

1 真空球罐及管路系统结构及技术特性

1.1 真空球罐及管路系统结构

系统主要由2000 m3真空球罐、支柱组件、拉杆组件、管道、波纹管、水泥支座、阀门等组成 (见图1) 。结构主要以真空球罐为中心, 球罐两侧连接压力管道, 管道一端与风洞设备相连, 另一端与管路阀门连接。管路上设置波纹膨胀节, 管路端口位置配置阀门, 球罐和管道下方均设置支座, 其三维结构如图2。

1.2 系统结构

整个真空球罐的结构型式为四带混合瓣式, 球壳采用24 mm厚钢板拼焊而成, 球罐的内直径为15 700 mm, 球心至基础平面的距离为9600mm[3]。管道公称直径为3000 mm, 壁厚为14 mm。波纹膨胀节直径为3000 mm, 波纹管厚2 mm, 管路阀门类型为闸板阀, 管道、阀门间连接方式均为焊接。表1给出了真空系统设计条件和特性参数[4]。

2 分析模型

2.1结构有限元模型

由于真空球罐及管路系统结构规模较大、结构形态复杂、支撑件及连接件间相关性强, 因此仿真分析具有模型规模大、网格节点多、物理属性种类多、边界条件复杂等特点。为建立较为准确的计算模型, 提高分析结果的可信度, 在不影响结构受力的基础上, 对系统主体结构进行了以下简化处理:1) 根据结构对称性和力学特性, 取整体结构的1/2作为计算模型;2) 不考虑系统整体结构部分基础的不均匀沉降, 不考虑球罐细小开孔;3) 所有的螺栓连接、销连接以及焊接形式考虑为固定连接, 阀门考虑为板焊接结构;4) 为分析波纹膨胀节受力特性, 波纹管以薄板进行实际模拟, 但简化波纹管与框架的连接;5) 球罐支柱间的拉杆、波纹管的大拉杆以梁单元模拟, 并建立相应物理特性;6) 忽略结构上不致影响结构力学特性的细小特征和细小零部件;7) 整体模型网格采用四边形薄壳单元, 局部采用三角形平板单元、梁单元和刚性单元;8) 为了得到支座载荷, 所有支座底部建立MPC刚性单元。根据以上简化方案, 建立了整体结构的有限元计算模型 (图3) 。

网格模型建立的难点在于如何处理球罐与支柱、球罐与接管连接位置的相贯区域, 保证网格模型中相贯区域网格连续。球罐与支柱相贯区域有限元网格的局部放大如图4。

2.2 计算载荷和边界条件

根据系统的实际使用情况, 其主要有三种工作状态。第一种为零工况, 即系统不工作, 结构整体只受重力作用;第二种为抽真空, 管路的阀门全关, 球罐管路处于真空状态, 结构受外压;第三种为启动工况, 连接风洞端管路阀门开启, 风洞开始运行, 外界气流被吸入球罐内, 结构受外压同时, 也承受气流产生的冲击载荷。表2给出了不同工况下的载荷及边界条件。

根据结构对称性, 纵剖面为对称约束。球罐支柱底部为完全固支, 近风洞端的阀门支座及管路支座均为沿轴线单向滑动。结构整体边界条件见图4。

3 计算结果与分析

3.1 计算结果

采用工程上通用的有限元软件的MSC·Nastran对真空球罐及管路系统的几种典型工况分别进行详细的计算分析[6]。

图6为第一种工况即重力工况下系统结构的应力及变形云图。结构最大应力和最大变形均位于靠近球罐端的波纹管处, 应力最大值为95 MPa, 最大变形量为3.3 mm。此时, 管道与风洞端连接力为700 N。

图7为第二种工况即抽真空工况下系统结构的应力及变形云图。结构最大应力位于波纹管与管道连接处, 应力最大值为268 MPa;结构最大变形位置在阀门处, 最大变形量为20.3 mm。此时, 管道与风洞端连接力为12 400 N。

图8为第三种工况即启动工况下系统结构的应力及变形云图。结构最大应力位于波纹膨胀节与管道连接处, 应力最大值为263 MPa;结构最大变形位置在波纹管处, 变形量为7.3 mm。此时, 管道与风洞端连接力为-22 300 N。

3.2 结果分析

综合三种工况的计算情况, 表3给出了真空系统在不同工况下关键位置的应力和位移计算结果。

分析表3可知, 真空系统结构总体应力水平一般, 也存在局部应力集中, 最大应力为268 MPa, 位于波纹管与管道连接处, 应力值但均小于材料屈服极限 (350 MPa) ;波纹管最大变形量为17.8 mm, 小于波纹管最大补偿量 (30 mm) ;风洞端支座承受连接力为22 300 N, 小于设备对该支座作用的最大载荷 (100 000 N) 。

4 结论

1) 有限元分析结果表明:真空球罐及管路系统结构强度和刚度满足使用规范要求[7], 系统在正常操作运行过程中是安全的。

2) 风洞端支座设计合理。经校核, 支座能承受设备在使用过程中产生的各种载荷, 满足真空系统与风洞设备的连接安全可靠性要求。

3) 真空系统在操作运行时, 管路波纹膨胀节能充分补偿管路因承载而产生的位移变形, 在波纹管与管路焊接位置产生一定的应力集中, 但不影响波纹膨胀节性能, 可安全正常使用。

摘要：大型钢制真空球罐及管路系统是风洞产生高速气流的一种动力方式, 其结构强度和承载能力直接影响到风洞的正常运行。以2000m3真空球罐及管路系统为研究对象, 建立球罐及管路系统模型, 对系统结构进行结构分析和强度校核, 验证了大型球罐及管路系统的强度安全性, 为类似大型球罐系统结构分析提供参考。

关键词：真空球罐及管路系统,风洞,结构强度

参考文献

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油气管道盗孔接管修复结构强度分析 篇10

关键词：管道开孔,接管,应力集中,最优尺寸,有限元方法

0 引言

石油天然气生产、进口与消费量的增长进一步推动了我国管道运输业的发展，目前我国已经建成连接东北、华北、华东、西北等地区的四通八达的油气运输管网。然而，庞大的管道系统却时刻经受着自身及外界因素的影响:管道老化、腐蚀、沿线季节性的环境地质灾害都威胁着管道的安全运行;在人口聚居、经济发达地区，第三方破坏成为管道失效的主要原因[1]。管道被打孔盗油、盗气是我国油气管道第三方破坏的主要形式，可导致管道泄漏、停输，严重时引起爆炸，带来巨大经济损失的同时造成了环境污染、威胁着管道的安全运行[2]，图1为国内某成品油管道检测时发现的盗油阀，盗油阀与盗油引管衔接部分已经严重腐蚀，形成了重大安全隐患。因此，研究管道盗孔的修复补强措施对延长管道寿命、安全运输具有重要意义。

焊接接管是一种常见的管道盗孔修复补强措施，指在管道盗油阀外直接焊接一小段管帽，俗称“扣帽子”[3]，其优点是将盗油支管段及盗油阀一起封闭在接管内，而不必将管线停输(如图2)。焊接在管道上的“帽子”虽然可以防止盗油孔漏油，但由于引起了管道结构几何形状上的突变，必然会导致局部应力集中，削弱管道的承压能力。关于管道焊接修复结构的安全性问题已引起了部分学者的关注。文献[4]采用试验研究和有限元分析方法，分析了内压与接管弯矩组合作用下容器开孔接管区弹性应力分布、应力集中、开孔接管结构的变形规律及塑性极限载荷，文献[5]分别对管道开孔的“扣帽子”、补板方式和环形套筒补强方式进行了全尺寸水压爆破试验。本文采用非线性有限元结构分析方法，建立管道接管修复结构有限元模型，计算管道在内压作用下接管修复结构的应力分布情况。通过分析接管附近局部区域的应力分布、接管尺寸对应力集中系数、极限载荷的影响，得出接管补强结构的最优修复尺寸。

1模型建立与求解

1.1 材料模型与单元类型

管道与接管均采用X52钢，弹性模量2.1×105MPa，屈服极限360MPa，强度极限528MPa，泊松比为0.3。材料模型选用Ramberg-Osgood模型，如式(1)。该模型采用材料真实的应力应变曲线，如图3所示。单元类型选用SOLID 20node95单元，该单元可以适应塑性变形、材料硬化、大变形等非线性计算设置。

式中，σs为材料屈服强度，MPa;ε0为初始应变;n为幂硬化指数;α为硬化系数，其值是与管材性质有关的常数，n取值为11，α取值为0.82[6];E为初始弹性模量。

1.2 建立几何模型

由于管道几何结构与内压载荷的对称性，采用四分之一管道模型以节约计算资源、提高计算效率。管道外径457mm，壁厚8.5mm。经现场调研，开孔孔径为25mm。为消除边界效应对开孔及接管局部区域的应力影响，根据圣维南原理取管道长度为1500mm[7]。

1.3 网格划分

实体建模结束后，需将实体模型划分为合适的网格单元，以便进行有限元分析计算，网格划分的质量直接决定了有限元分析的精度。模型采用六面体网格划分，为提高计算精度，对管道壁厚划分三层网格，对开孔及接管局部区域进行网格加密[8]，其有限元模型如图4所示。

1.4 施加边界条件

在模型对称面施加对称约束，管道内表面及盗油管内表面施加内压载荷，管道端面施加轴向载荷[9,10]，其大小由式(2)给出。

式中，Pc为管道端面均布载荷，MPa;Ri、Ro分别为管道内、外半径，mm;P0为管道内压力，MPa。

1.5 求解

为使非线性迭代收敛、方便查看各点应力随内压变化情况，将载荷划分成若干子步求解，采用弧长控制的自适应加载的Chriesfield方法。图5为接管结构的等效应力云图，由图可见管道最大应力点发生在管壁开孔边缘0o处，并以最大应力点为中心向四周应力逐渐减小。在远离开孔接管处，其应力分布均匀，主要为薄膜应力，其环向应力(第一主应力)、轴向应力(第二主应力)与解析解计算结果一致。

2 接管局部区域应力分析

在接管局部区域内选取4个点作为研究对象，如图6所示。A点位于管道开孔的边缘;B点位于管道接管外一点;C点距管道开孔0.1m;D点位于接管上。计算这4个点的等效应力随管道内压的变化。在接管附近取两条路径，路径1沿管道对称面的轴向方向，路径2沿管道对称面周向方向，在两条路径上分别取10个关键点，计算其等效应力值。

2.1 关键点等效应力

由图7可以看出，随内压增加各点应力逐渐增加。开孔边缘A点应力增加最快，并始终高于其它点，最先达到屈服极限(360MPa)。随着内压载荷的增加，屈服区域逐渐扩大至接管外的B点，随后C点也开始屈服。接管上的D点应力最小，始终未达到屈服。

2.2 等效应力沿路径分布

图8、图9显示了不同路径上的应力分布结果，其中虚线表示接管外缘边界。由两图可以看出在接管内各点应力值不稳定，在接管外随距小孔距离的增加，各点应力分布逐渐趋于均匀。由图8与图9还可以看出随内压的增加，应力不稳定区域面积逐渐增加(图中黑色虚线左侧)。

3 接管尺寸对应力集中系数与爆破压力的影响分析

为确定接管补强结构的最优修复尺寸，分别改变焊接接管的外径与壁厚，研究不同修复尺寸时，不同关键点的应力集中系数与结构的极限载荷。首先固定开孔孔径(25mm)与接管壁厚(分别取8.5mm、10mm、12mm)，对管道施加14MPa内压，取不同的接管外径进行有限元分析。表1为接管壁厚8.5mm时，不同接管外径的计算结果，当接管为10mm和12mm时，有相似的规律。由表可知:孔边0o应力集中系数最大，且随接管外径增加而增加;由于接管的保护作用，接管与管体交界处应力集中系数小于1，且随接管外径增加变化不明显;对于管体，其应力值受接管结构影响甚微，因此应力集中系数始终近似等于1;此外，随接管外径的增加，结构极限载荷也逐渐减小。综合以上分析，接管外径不宜过大，在保证焊接工艺条件时，能够将盗油阀包含其中即可。同理，固定开孔孔径(25mm)与接管外径(分别取50mm、80mm、110mm)，对管道施加内压14MPa后进行计算。表2为接管外径50mm时，不同接管壁厚的有限元分析结果，当接管外径为80mm和110mm时，有相似结论。由图可见:当接管壁厚与管道壁厚(8.5mm)相同时，孔边0o应力集中系数最小;接管壁厚对接管与管体交接处、管体的应力集中系数影响不大;结构爆破压力随接管壁厚增加而略有增大，因此接管壁厚不宜过大。此外，长输管线盗油阀大多由于壁厚薄、腐蚀严重，在管道压力波动时随时有失效的可能性，出于安全考虑，管道焊接接管的壁厚不宜小于管道主管壁厚，即承压能力不应低于管道主管。综合以上考虑，推荐最优接管壁厚等于管道主体壁厚或略小于管道主体壁厚。

4 结论

通过非线性有限元方法对管道盗孔的接管补强方式进行了应力分析，计算出了结构的高应力部位;计算了不同修复尺寸对结构应力状态、极限载荷的影响，并得出了最优修复尺寸。

1)由于焊接接管结构导致管道几何形状的不均匀性，造成在管道开孔附近区域内应力分布不均匀，且随内压增加应力不均匀区域面积逐渐增大。

2)在孔边0o处应力最大，向四周逐渐减小，在远离开孔处，应力均匀分布。

3)对于工程中常见的盗油孔径，焊接接管的外径不宜过大，在保证焊接工艺条件下，能够将盗油阀包含其中即可。与管道主体壁厚相近接管壁厚具有较好的修复效果。

参考文献

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