应力计算校核

应力计算校核（精选八篇）

应力计算校核 篇1

通常, 化工设备设计人员根据设备的安装要求, 需要对立式容器按照标准耳式支座的要求进行选型。其步骤是先估算设备总重, 计算每个支座的载荷Q值, 以现场安装要求确定支座型式, 从JB/T4712.3-2007的表3、4、5按支座允许载荷[Q]大于实际载荷Q, 然后选取一标准耳式支座。同时, 还应校核耳座处圆筒所受的支座弯矩ML, 使ML≤[ML], [ML]是耳座处圆筒的许用弯矩, 可根据圆筒的有效厚度δe和圆筒的内压P查附录表B直接得出, 或用内插法计算得出。但在工程实际中对有的压力容器选取标准耳座后校核ML时发现表B中无[ML]数据可查, 所以就无法得出ML是否符合要求, 因此, 这种常规的校核计算方法在此时具有局限性。

考虑支座弯矩对容器圆筒所产生的局部应力, 避免筒体由于局部应力过大有可能引起失效, 对于上面遇到的这种情况, 采用局部应力分析计算的方法对选取的耳式支座进行校核, 下面以工程实际中的一台压力容器耳式支座的校核为例来介绍这种计算方法, 以确定筒体此处局部应力是否小于许用应力。

2 选取标准耳式支座

2.1 根据已知条件初步选取支座

已知的条件为:

设计压力: 1.28MPa 设计温度: 150℃

容器内径:Di=3000mm 筒体长度:L=5200mm

圆筒名义厚度:δn=16mm 厚度附加量:C=C2=1.5mm

圆筒有效厚度:T=16-1.5=14.5mm

设备总高度:H0=6812mm 筒体材料: 16MnR, [σ]t=170MPa

基本风压:q0=300N/m2 地震设防烈度8度 (取α=0.24)

设备总质量:m0=4.6×104kg (包括设备净质量、内部介质及保温层质量)

无偏心载荷

支座底板距离地面高度为5200mm, 水平力作用点至底板高度: h=1500mm

从JB/T4712.3-2007表4中选用4个B8支座, 支座材料为Q235-A。

2.2 根据JB/T4712.3-2007附录A计算Q和ML

地震载荷:Pe=am0g=0.24×4.6×104×9.81=1.08×105N

风载荷 (fi=1.00) :Pw=1.2fiq0D0H0×10-6=1.2×1.0×300×3032×6812×10-6=7.44×103N

水平力:P=Pe+0.25Pw=1.1×105N

安装尺寸:undefined

支座实际承受的载荷:

undefined

undefinedkN·m=6.57×106N·mm

从JB/T4712.3-2007附录表B4查不出该设备支座处壳体的允许弯矩[ML]的数值, 因此对于该台设备不能用ML≤[ML]进行校核, 对此采用外载荷对圆筒引起的局部应力分析计算进行校核。

3 圆筒上的局部应力分析计算

3.1 分析计算原理

以未开孔的圆筒上承受局部外载荷作为模型, 可根据薄壁圆柱壳的局部受载理论而解得在载荷作用区边缘处圆筒上的最大应力。耳式支座相当于该圆筒上的矩形附件。

3.2 应力分析

现以圆筒上设有矩形附件 (耳式支座) , 且有作用在附件上沿圆筒轴向的弯矩ML、设备重力引起的轴向反作用力VL时, 对附件边缘处圆筒上所产生的各种应力进行分析, 并在附件边界处取A、B、C、D四点, 见图1。

作用在圆筒上的弯矩ML可以看成是由大小相等、方向相反的两个径向力所构成的力偶, 见图2。

弯矩ML的作用之一是在B点引起双向拉伸薄膜应力 (+号表示) , 而在A点引起双向压缩薄膜应力 (-号表示) , 分别以σx和σϕ表示, 其中σx表示沿圆筒的轴向, 而σϕ表示沿圆筒的周向, B点和A点在同一方向的薄膜应力大小相等、方向相反, 沿壳壁厚度按线性分布。根据图2壳体的变形情况可知, ML的作用之二是使B、A点产生双向弯曲应力, 在B点的外壁表面 (以下标U表示) 为拉伸 (+) 而内壁表面 (以下标L表示) 为压缩 (-) , 沿壳壁厚度按线性分布, 在壳壁中面处 (以下标m表示) , 弯曲应力为零。因C、D点位于弯矩ML作用的中性轴上, 故既不存在薄膜应力, 也不存在弯曲应力。

由材料力学的分析可知轴向力VL在圆筒和矩形附件相交的截面上引起的剪切应力, 最大值位于C、D点, 在壳体内外壁上的应力值相同, 在A、B点处应力为零。

对压力容器还应考虑介质压力的影响, 因此不论是沿圆筒周向或沿圆筒轴向, 都要叠加上由介质压力在各点所引起的薄膜应力。

3.3 计算参数的确定

计算按HG20582-1998《钢制化工容器强度计算规定》的第26部分外载荷对圆筒引起的局部应力计算, 符号说明按26.2。计算的关键的一步是计算参数的确定, 以实例中压力容器的已知数据及选取的B8耳式支座的尺寸数据为基础, 可计算出圆筒参数γ, 矩形附件参数β, 以及确定出其他各个参数值。

undefined

式中:Rm——圆筒平均半径 (Rm= (Di+δn) /2=1508mm) ;

T——圆筒厚度, 在这里取圆筒的有效厚度14.5mm;

undefined

C1为附件周向半长, 按耳座数据的undefined

C2为附件轴向半长, 按耳座数据的高度H的一半, 即undefined

当计算内力Nϕ、Nx时, 则undefined, 在应力计算公式中, 根据β=0.172和γ=46.4。由查得的系数undefined再乘以系数CL值, CL可用三次线性内插法计算得出:Nϕ时CL=0.92;Nx时CL=0.78。查得的系数undefined

当计算内力矩Mϕ、Mx, 则undefined也可从表26-2用三次线性内插法

计算得出:Mϕ时KL=1.062, 则β=0.183;Mx时KL=1.04, 则β=0.179。 根据这两个β值, 查图26-10、26-11 (取两者中较大者) 得undefined;查图26-12、26-13 (取两者中较大者) 得undefined。

由于各载荷不带交变性质, 应力计算公式中薄膜应力集中系数Kn=1.0、弯曲应力集中系数Kb=1.0。计算公式中的ML、VL前面已经算出, VL即Q。

3.4 应力计算、汇总及组合

将各个参数代入下表所列的公式中, 计算出附件 (即耳式支座) 边界处圆筒上A、B、C、D各点的应力后, 按照JB/T4732-2005《钢制压力容器—分析设计标准》的应力分类及第三强度理论逐点进行组合应力计算, 得出的计算结果汇总如表1。

4 结论

按照JB/T4732-2005的各类应力强度的许用极限, 由表中的数据可知, 各点的一次总体薄膜应力强度S1均小于许用极限Sm=170MPa, 各点的一次薄膜应力强度S2均小于许用极限1.5Sm=255MPa, 但在一次薄膜加一次弯曲应力强度S3中, AU、AL、BU、BL处大于许用极限1.5Sm=255MPa, A、B点分别超出许用范围的41.5%和28.7%。因此对于该台压力容器选用4个B8标准耳式支座会引起连接处筒体过大的局部载荷, 之前的选取不能满足要求, 须增加支耳数量, 经过再次核算后, 选用8个B8支座满足要求。

应用筒体局部应力分析计算的方法解决了前面提出的不能按JB/T4712.3-2007进行部分耳式支座校核的问题, 为设备能安全使用提供了有力的技术支持。

参考文献

[1]中华人民共和国行业标准.HG20582—1998钢制化工容器强度计算规定[S].

[2]中华人民共和国行业标准.JB/T4712.3—2007耳式支座[S].

热应力分析计算云平台的建立 篇2

【摘要】建立热应力分析计算云平台是为了加快铸锻工业的发展速度，提高铸锻工业的发展水平，并进一步降低铸锻件的生产研发成本，提升工艺，扩大利润，强化市场竞争力。本文主要介绍热应力分析计算云平台的构建过程。

【关键词】热应力；模拟；云平台。

1、概述

1.1 热应力分析计算云平台的建立的意义。随着我国工业现代化的迅猛发展，计算机辅助设计（CAD）、计算机辅助制造（CAM）、计算机辅助工程（CAE）等计算机辅助系统在现代工业中的地位愈发凸显。为了加快铸锻工业的发展速度，提高铸锻工业的发展水平，并进一步降低铸锻件的生产研发成本，提升工艺，扩大利润，强化市场竞争力，遂决定建立热应力分析计算云平台。该平台基于强大的有限元分析，使其能够预测严重畸变和残余应力，模拟金属铸造过程中的流动过程，精确显示充填不足、冷隔、裹气和热节的位置以及残余应力与变形，准确地预测缩孔、缩松和铸造过程中微观组织的变化。与传统的尝试-出错-修改方法相比，基于该平台的可视化分析计算是减少制造成本，缩短模具开发交货时间和改善铸造过程质量的重要完美解决方案。

1.2 铸锻行业现状。铸锻行业是铸造业和锻造业的统称，铸造和锻造是机械工业毛坯的提供者，是机械制造行业的基石，对我国国民经济的发展起着重要的作用，在汽车、石化、钢铁、电力、造船、纺织、装备制造等支柱产业中，铸锻件都占有较大的比重。各种大小类型的机器，铸锻件一般占整个重量的50%～70%。在矿冶（钢、铁、有色）、能源（火、水、核电等）、海洋和航空航天等工业的重、大、难装备中铸锻件都占很大的比重和起重要作用。我国铸锻行业存在的主要问题：（1）产量大，厂点多，规模小，经济效益差；（2）铸件等级低、精度差、价格低；（3）铸造技术、铸造设备相对落后。

1.3 相关概念介绍。热应力：温度改变时，物体由于外在约束以及内部各部分之间的相互约束，使其不能完全自由胀缩而产生的应力。又称变温应力。求解热应力，既要确定温度场，又要确定位移、应变和应力场。与时间无关的温度场称定常温度场，它引起定常热应力；随时间变化的温度场叫非定常温度场，它引起非定常热应力。热应力的求解步骤：①由热传导方程和边界条件（求非定常温度场还须初始条件）求出温度分布；②再由热弹性力学方程求出位移和应力。云平台：这种平台允许开发者们或是将写好的程序放在“云”里运行，或是使用“云”里提供的服务，或二者皆是。

2、平台设计相关理论

热应力分析计算运用的是模拟的方法，而后再将这种方法植入云服务平台。模拟是对真实事物或者过程的虚拟。模拟要表现出选定的物理系统或抽象系统的关键特性。模拟的关键问题包括有效信息的获取、关键特性和表现的选定、近似简化和假设的应用，以及模拟的重现度和有效性。可以认为仿真是一种重现系统外在表现的特殊的模拟。

云平台提供的服务分为三大类：（1）软件即服务（Software as a service，SaaS）：SaaS应用是完全在“云”里（也就是说，一个Internet服务提供商的服务器上）运行的。其户内客户端（on-premises client）通常是一个浏览器或其他简易客户端。（2）附着服务（Attached services）：每个户内应用（on-premises application）自身都有一定功能，它们可以不时地访问“云”里针对该应用提供的服务，以增强其功能。由于这些服务仅能为该特定应用所使用，所以可以认为它们是附着于该应用的。（3）云平台（Cloud platforms）：云平台提供基于“云”的服务，供开发者创建应用时采用。你不必构建自己的基础，你完全可以依靠云平台来创建新的SaaS应用。云平台的直接用户是开发者，而不是最终用户。

3、可行性分析

3.1 经济可行性。目前计算单件费用大约在2-30万，主要清华大学、计算所和西安交通大学等进行分析计算。因此，从系统多方面的功能和用途来预算，开发本系统在成本花费上要远小于它在未来应用中的实用效益，故开发此项目具有经济可行性。

3.2 技术可行性。依靠ESI公司提供的ProCAST软件为计算核心，结合自主打造的云服务平台，两者可以完美融合，故开发此项目具有技术可行性。

3.3 操作可行性。从操作系统上来看，本软件力求做到人机界面友好，操作流程清晰，界面简洁，故开发此项目具有操作可行性。

4、平台的设计

平台设计为ProCAST+SaaS结构：以ProCast为模拟计算核心，以SaaS架构为基础平台，基于模块化的开发方法构建完成。平台具备以下特性：（1）可扩展性，也就是系统的维护性，在系统产生新的需求时，不用修改程序直接利用系统的扩展性就可解决。（2）分解性，将一个大型系统分解为若干的子系统模块。（3）组装性，子系统模块实现后，可以方便地用于构建新的大型系统。（4）可移植性，为了适应今后的发展，要求系统具有可移植性强的特性。（5）保护性，在模块发生错误时减少副作用的发生。

4.1 适用范围。模块化设计适合任何铸造过程的模拟：高、低压铸造，砂模铸造、金属型铸造和斜浇注，熔模铸造，壳模铸造，消失模铸造和离心铸造，等等。

4.2 材料数据库。平台计算核心可以用来模拟任何合金，从钢和铁到铝基、钴基、铜基、镁基、镍基、钛基和锌基合金，以及非传统合金和聚合体。得益于长期的联合研究和工业验证，使得通过工业验证的材料数据库不断地扩充和更新，同时，用户本身也可以自行更新和扩展材料数据。除了基本的材料数据库外，平台计算核心还拥有基本合金系统的热力学数据库。这个独特的数据库使得用户可以直接输入化学成分，从而自动产生诸如液相线温度、固相线温度、潜热、比热和固相率的变化等热力学参数。平台计算核心提供了能够预测评估整个铸造过程的完整软件解决方案，包括模型填注，凝固，微观构造和热力的模拟。能够快速可视化铸型设计的影响，使得制造过程的早期能够做出正确的决策。

4.3 特点和规格。平台计算核心是完整的模块软件解决方案提供众多的模块和工程工具来满足铸造业最复杂的要求。在过程的每个阶段选择每个特定模块：模填充的流体求解器包括半固体材料，消失模和离心铸造；用于凝固和收缩预测的热求解器包括辐射选项；应力求解器包括热应力和变形；而且，还可以选择一些专门和高级金属选项来预测；气体和微孔；铁合金的微观构造；颗粒结构形式。

4.4 SaaS平台。热应力分析計算云平台是一款面向个人和企业用户的云服务平台，可通过浏览器及客户端两种方式登录。通过后续扩展，平台可包括计算、数据库、通讯、邮箱、办公自动化、网盘、办公协同等多款云端应用。

5、结语

热应力分析计算云平台的建立是一项复杂而艰巨的任务，需要大量的初期投入，但是该平台的建立对于提高整个铸锻行业的发展乃至国民经济的发展都有着重大意义。

参考文献

[1]司品超，董超群，吴利，张超容.云计算：概念.现状及关键技术[A].2008.

[2]Luis M V， Luis Rodero-Merino， Juan Caceros， Maik LiMner. A break in the clouds：toward a cloud definition[J]. Computer Communication Review （ACM SIGCOMM）， 2009.

作者简介

1.段涛（男）1986.10生，大学本科，助理工程师，主要从事信息化管理，系统集成，计算机网络、网络设备管理等工作；

对预应力筋张拉应力校核方法的探讨 篇3

1 钢绞线张拉理论伸长值的计算

在预应力张拉理论的伸长量计算中,是以钢绞线两端锚固点之间的距离作为钢绞线的计算长度的,但由于张拉时钢绞线的力端是在千斤顶工具锚处,故为控制和计算方便,一般以钢绞线两端锚固点之间的距离加上千斤顶张拉工作长度再减去钢绞线张拉全过程的工作锚、工具锚的锚具回缩值,作为钢绞线预应力张拉伸长量的计算长度。

对于使用拉锚式的锚具位置的修正值取决于该型锚具的构造尺寸及其最终的设定位置。张拉端的最终位置螺母可定位于锚杯的前1/3处,固定端螺母可设定于锚杯的1/2处。根据锚具制作厂商提供的锚具构造尺寸,就可推算出拉索钢丝端头与锚板平面间的距离。对于使用拉索丝式的锚具,一般不计入墩头长度,而要加上满足张拉千斤顶所需的拉索操作程度。

预应力施工根据工序不同可分为先张法和后张法,先张法即先张拉预应力后进行混凝土的浇筑施工,一般为直线,计算简便,其可参考后张法不计管道摩擦来进行计算。后张法施工是先预埋管道,然后进行穿束张拉,最后进行构件的浇筑,混凝土养生达到张拉强度要求后进行张拉施工。由于不同线型区间平均应力存在较大变化,分区段计算的叠加伸长量与张拉时测量的伸长量是较为吻合的。

在进行第一跨梁张拉时需要对管道摩阻损失、锚具摩阻损失进行测算。根据测算结果对张拉控制应力作适当调整,确保有效应力值的合理标定。

山西省界杨白线LK0+058.314河南口空心板中桥上部结构采用4×16 m后张法预应力混凝土空心板,预应力采用符合GB/T 5224-2003标准的高强度低松弛ϕs15.24钢绞线,标准强度为fpk=1 860 MPa,单根面积140 mm2,弹性模量Ep=1.98×105 MPa。锚具采用YM15-5型锚具及配套设备,管道成孔采用ϕ56 mm钢波纹管,张拉力为P=930 600 N。

1)后张法预应力筋理论伸长值及预应力筋平均张拉力的理论计算公式如下:

ΔL=PP×L/(AP×EP) (1)

PP=P×[1-e-(kx+μθ)]/(KL+μθ) (2)

其中,ΔL为预应力筋理论伸长值,mm;L为从张拉端至计算截面的长度,m;PP为预应力筋第i段的平均张拉力,N;x为从张拉端至计算截面孔道长度,m;AP为预应力筋截面面积,mm2;EP为预应力筋的弹性模量,MPa;P为预应力筋张拉端的张拉力,N;θ为从张拉端至计算截面曲线孔道部分切线的夹角之和,对于圆曲线,为该段的圆心角,如果孔道在竖平面和水平面内同时弯曲时,则θ为双向弯曲夹角之矢量和,rad;k为孔道每米局部偏差对摩擦的影响系数;μ为预应力筋与孔道壁的摩擦系数。

2)计算时各参数取值如表1所示。

3)分线形段计算:

N1直线段:

PP=P×[1-e-(kx+μθ)]/(KL+μθ)=930 600×[1-e-(0.001 5×4.333+0.25×0)]/(0.001 5×4.333+0.25×0)= 927 582.3 N。

ΔL=PP×L/(AP×EP)=927 582.3×4 333/(140×1.98×105×5)=29 mm。

N1曲线段:

PP=930 600×[1-e-(0.001 5×4.189+0.25×0.209 424)]/(0.001 5×4.333+0.25×0.209 424)=903 840.6 N。

ΔL=903 840.6×4 189/(140×1.98×105×5)=27.32 mm。

N1段理论总伸长量:

ΔL1=(29+27.32)×2=112.64 mm。

N2直线段:

PP=930 600×[1-e-(0.001 5×7.608+0.25×0)]/(0.001 5×7.608+0.25×0)=925 310.1 N。

ΔL=925 310.1×7 608/(140×1.98×105×5)=50.8 mm。

N2曲线段:

PP=930 600×[1-e-(0.001 5×0.873+0.25×0.034 904)]/ (0.001 5×0.873+0.25×0.034 904)=925 946 N。

ΔL=925 946×873/(140×1.98×105×5)=5.83 mm。

N2段理论总伸长量:

ΔL2=(50.8+5.83)×2=113.26 mm。

2 钢绞线伸长量现场量测计算方法

预应力筋的实际伸长值是从张拉千斤顶的行程上测量推算而来的,具体方法如下:对预应力筋一般按10%→20%→100%后持荷3 min～5 min锚固的流程进行张拉,分别量出对应的千斤顶的行程ΔL,由于ΔL中包含了预应力筋弹性变形,需扣除诸如锚具压实、预应力筋的自然松弛伸展等因素的影响,这就需要对测量结果进行核实,以推算出实际伸长值。

伸长量计算式为:ΔL=ΔL3-ΔL2+2(ΔL2-ΔL1)。

其中,ΔL为预应力筋的实际伸长量;ΔL3为100%张拉力时预应力筋的实测伸长量;ΔL2为20%张拉力时预应力筋的实测伸长量;ΔL1为10%张拉力时预应力筋的实测伸长量。

在实际张拉施工前,应对千斤顶进行标定,标定结果为校准方程,施工单位可直接根据此方程计算出对应张拉力的油表读数,每一阶段张拉后即时测得对应阶段的钢绞线伸长值,最后根据上述公式计算出实际张拉总伸长值。

3 结语

在实际施工过程中要密切注意各种数值的变化,认真核对实际伸长值数据,在计算工作长度时,需考虑千斤顶及锚具范围内的钢绞线长度。在实际伸长量与理论伸长量差异较大时,要暂停张拉,对各种可能原因进行周密分析,杜绝盲目修改参数,确实必要时需补张或分级卸载,重新张拉,以保证预应力的施加准确,确保构件的质量及安全。

参考文献

[1]刘效尧,朱新实.公路桥涵设计手册——预应力技术及材料设备[M].第2版.北京:人民交通出版社,2005.

[2]范立础.预应力混凝土连续梁桥[M].北京:人民交通出版社,1999.

[3]JTG D62-2004,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

既有预应力混凝土空心板桥校核分析 篇4

1 基本资料

为使问题更具有针对性, 选取G4高速公路安阳—新乡段某桥进行分析。该桥交叉角度90°, 1×16 m, 计算跨度15.5 m, 原桥宽度2×12.0 m, 配置有普通钢筋16, 9根/板, 预应力钢筋采用型号为j15的钢绞线, 每根钢绞线张拉力为160.88 k N, 18根/板。加宽宽度2×8 m, 预应力钢筋均采用270级s15.2 mm高强度低松弛钢绞线, 标准强度为1 860 MPa, 每根张拉力为195.3 k N, 22根/板, 加宽桥面宽度2×8 m。整桥空心板横断面图见图1, 混凝土铺装层厚度为80 mm, 下部桥台桩柱式台, 桥墩是柱式墩。按照新桥规, 桥梁上部材料属性列于表1, 其中混凝土参数均为线性内插所得。为简化计算, 特做如下约定:1) 先张法部分预应力混凝土A类构件, 偏安全的, 桥面板及铺装层混凝土不参与截面组合作用;2) 不考虑空心板运营中强度等劣化;3) 预应力张拉控制力为23.52 k N。

2 校核分析

2.1 横断面特性

横断面图见图1, 中板和边板相差非常小, 因而计算时所有截面特性均按照中板进行, 而边板近似按照中板处理。经计算, 毛截面面积是3 853.27 cm2, 换算截面面积是3 960.58 cm2, 毛截面重心距离板底距离为35.43 cm, 换算截面重心距离底边的距离为34.65 cm。换算截面惯性矩I0=2.79×106cm4, 截面抗弯模量W0上=69 056.26 cm3, W0下=80 410.02 cm3。

MPa

2.2 汽车荷载效应

1) 汽车荷载横向分布系数计算。

a.跨中截面横向分布系数。该分部是整个校核工作的基础也是核心内容, 目前常用的普通铰接板法和查表法均未考虑加宽后新旧桥间的荷载横向分布改变, 且无法精确求得加宽后荷载横向。建立有限元模型可解决该问题, 但建立有限模型成本较高, 且存在一定的主观性。文献[5]给出了基于力法和铰接板法的考虑加宽效应的荷载横向分布效应计算方法, 故本文的横向分布系数采用文献[5]中的方法计算, 且按照《新通规》中相应的折减系数进行折算。计算得到, 非加宽侧边板横向分布系数为0.257, 是所有旧板中最大的板, 故可仅验算边板。b.支点横向分布系数。支点截面汽车荷载横向分布系数按照杠杆法计算, 因一列车辆的轮距为1.8 m, 两块板中心间距为1 m, 仅能布一排汽车轮载, 所以支点横向分布系数为0.5。

2) 汽车荷载冲击系数。加宽桥自振频率f无法用《新通规》条文说明4.3.2计算, 应采用有限单元法或者空间梁格法建立整桥模型计算。本文建立有限元模型, 计算得到f=6.72 Hz, 则由《新通规》4.3.2式得μ=0.321。

2.3 作用效应组合

限于篇幅, 此处略去按照规范较为简单的计算过程, 仅将作用效应组合计算结果列于表2。值得注意的是, 汽车荷载效应新旧规范变化较大, 应由《新通规》4.3条计算, 公路Ⅰ级荷载下, 均布荷载qk=10.5 k N·m, 集中荷载Pk=222 k N, 计算剪力时:Pk=1.2×222 k N=266.4 k N。

2.4 验算结果

不考虑旧桥损伤, 按照新桥规中对承载能力和正常使用的要求, 分步进行计算, 该过程较为繁琐但原理为广大设计人员所熟悉, 限于篇幅, 仅给出计算结果, 见表3。由表3可知, 旧板的最大弯矩未超过其截面抗力, 正截面和斜截面抗裂也满足规范要求, 且有一定的安全储备。挠度也远小于规范允许值。因而, 该桥安全储备较大, 经过简单处理后可直接用于加宽工程。

3 结语

虽然《新桥规》及《新通规》有了较大变化, 但是新旧桥连接后, 旧桥荷载横向分布系数有所降低, 经验算其各项性能指标仍能满足现行规范的要求, 理论上可以直接用于加宽工程。但是该验算的前提是空心板未遭受损伤, 所以在实际设计中应根据现场情况, 对空心板技术现状进行评定, 确定其损失程度, 进而确定空心板是否需要加固或更换。

参考文献

[1]JTG 021-89, 公路桥涵设计通用规范[S].

[2]JTJ 023-85, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[3]JTG D60-2004, 公路桥涵设计通用规范[S].

[4]JTJ D62-2004, 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范[S].

[5]陈记豪, 赵顺波, 姚继涛.既有预应力空心板桥加宽设计的荷载横向分布计算方法[J].工程力学, 2012, 29 (9) :265-271.

应力计算校核 篇5

关键词：安全销,扭矩,剪切强度极限,材质

1 前言

轧机主联轴器上安全销对轧机的动力系统和传动系统起着过载保护的作用。我厂1994年从意大利DANIELI公司引进的、具有20世纪90年代国际先进水平的高刚度短应力线牌坊式轧机, 通过安全联轴器保护其整个传动装置。由于设备不断的改造升级, 国外原设计安全销频繁断裂, 结构尺寸已不适应现场轧制需要, 本文通过有限元计算、分析, 得出满足现场安全销结构尺寸。

2 安全销的校核计算

安全销联轴器简图如图1所示。

2.1 主传动力矩分析

对于轧机, 由于存在诸多负荷变化等不确定因素, 即安全销所传递的最大扭矩为未知数, 遂可以近似的将实际电机的力矩作为安全销的计算力矩Mm。

选用轧机主传动350 k W直流电机驱动, 其转数为n=600/1 200 r/min, 则电机输出轴实际传递最大扭矩为:

式中, T为理论转矩 (N·m) ;Nk为电机功率 (k W) ;n为电机转数 (r/min) 。

因联轴器安装在电机输出轴上, 转数相等, 所以安全销传递力矩Mn为:

对于安全联轴器, 当安全销切断时, 被保护零件中的应力不应超过弹性极限, 可按以下公式计算:

式中, Mn为安全销传递力矩;k为被保护零件的安全系数, 这里取k=5;σe、σb为轧机中被保护零件的弹性极限与强度极限, 比值0.5;Mm为被保护零件的计算力矩, 即安全销的剪断力矩。

2.2 安全销受力分析及强度校核

安全销主要承受剪切力及挤压力, 有两个受剪切面A—A和B—B, 受剪面上的剪力Q组成一力偶, 其力臂为D。受力分析如图2所示。

所以Q=Mm/D, 按剪断条件, 剪应力应超过剪切强度极限:

式中, A为受剪面的面积, 这里A=π (d12-d22) /4 mm2 (图3) ;d为安全销直径, 原设计d1=13.21 mm, d2=10 mm;τ为剪应力, N/mm2;τb为剪切强度极限, τb=k[τ], N/mm2;k为安全系数;[τ]为材料的许用剪应力, 对于钢材, 工程上常数[τ]= (0.75～0.8) [σ], N/mm2;[σ]为钢材的许用拉应力, N/mm2。

进口安全销材质为C45N, 相当于国标的45#优质碳素钢, 查得σb=600 N/mm2, 而[σ]=σb/k, k=1.2～2.5 (塑性材料静载荷条件下) , 则:

[σ]=σb/k=600/2=300 N/mm2 (安全系数取2)

τ=666 N/mm2大于τb=480 N/mm2, 所以频繁断裂。

3 对安全销重新设计

重新设计安全销直径及结构。

根据DANIELI公司设计安全销理念, 只要改变中心孔径就可改变安全销强度, 后又对安全销材质进行改进, 改为40Cr, 以适应后续轧机的升级改造。

改进后d1=13.04 mm, σb=980 N/mm2

根据公式:

安全性内孔直径应为d2≤10.35 mm, 考虑到实际运转中的扭矩变化及安全性, 设计了几组不同尺寸安全销。先改为d2=9 mm, 试车发现仍断裂频繁, 后改为d2=7 mm后仅在冲击载荷大时断裂, 正常轧制过程很少断裂, 起到可靠保护作用。

4 结语

安全销断裂频繁的主要问题是工作不可靠。在制造安全销时, 应使其材质和热处理性能保持稳定;在安全联轴器运转过程中, 应定期检查, 定期更换, 及时更换有局部裂纹的安全销, 以保证安全联轴器可靠的工作。

参考文献

[1]黄华清.轧钢机械[M].北京:冶金工业出版社, 1980

[2]苏翼林.材料力学[M].北京:高等教育出版社, 1979

[3]王文斌.机械设计手册[M].北京:机械工业出版社, 2007

应力计算校核 篇6

关键词：原油,管道,工艺计算,校核计算

柴塘管线工程全长437km, 年设计最大输量为600万吨, 最小输量为354万吨。

管线沿程地形起伏较大, 最大高差为422m, 经校核全线无翻越点;在较大输量时可热力越站, 较小输量时可压力越站。

1 最优管径的选择

在设计输量下, 若选用较大的管径, 可以降低输送时的压头损失, 减少泵站数, 从而减少泵站的建设费用, 降低了输油的动力消耗, 但同时也增加了管路的建设费用[1]。

本设计中根据国内热油输送管道的实际经验, 热油管道的经济流速在1.5-2.0m/s范围内, 在此基础上选择1.8m/s的流速进行初步的管径计算, 然后对附近管径系列进行计算, 分别算出不同系列的费用现值, 根据费用现值的大小选择出最优管径。最终选定了外径φ457, 壁厚6.4mm的管径。

2 工艺计算说明

2.1 概述

对于易凝、高粘、高含蜡油品的管道输送, 如果直接在环境温度下输送, 则油品粘度大, 阻力大, 管道沿途摩阻损失大, 导致了管道压降大, 动力费用高, 运行不经济, 且在冬季极易凝管, 发生事故。所以为了安全输送, 在油品进入管道前必须采用降凝降粘措施。目前, 国内外很多采用加入降凝剂或给油品加热的方法, 使油品的粘度降低。

本设计采用加热的方法, 提高油品温度以降低其粘度, 减少摩阻损失, 降低管输压力, 使输油总能耗小于不加热输送, 并使管内最低油温维持在凝点以上, 确保安全输送。

2.2 确定加热站及泵站

2.2.1 热力计算

埋地不保温管道的散热传递过程由三部分组成的, 即油流至管壁的放热, 沥青防腐层的热传导和管外壁至周围土壤的传热, 由于本设计中所输介质的要求不高, 而且管径和输量较大, 油流到管壁的温降比较小, 流态为紊流, 故油流到管内壁的对流换热和管壁自身的热传导可以忽略不计。而总的传热系数主要取决于管外壁至土壤的放热系数。

计算中周围介质的温度取最冷月土壤的平均温度, 以首、末站平均温度作为油品的物性计算温度。

由于设计流量较大, 根据经验将出站油温定为60℃, 进站油温定为36℃。然后根据苏霍夫公式计算站间距, 从而进一步求得加热站数。

2.2.2 水力计算

当管路的流态在水力光滑区时, 摩阻仅与粘度的0.25次方成正比, 可按平均温度下的油流粘度, 用等温输送的方法计算加热站间摩阻。

先根据流量和管径判断流态, 在36℃-60℃之间一直处于水力光滑区, 由平均温度求出平均粘度, 再根据列宾宗公式计算站间摩阻。

泵站、热站内局部摩阻均为15m。

2.2.3 初步确定热站、泵站数

由热力计算可以确定加热站数, 加以化整。确定泵站数时, 要考虑到管线的承压能力选定输油主泵, 再根据流量及扬程确定泵机组的组合方式, 最后由全线所需的压头求出所需的泵站数, 并结合水力计算定出。

2.2.4 站址确定

根据地形的实际情况, 本着热泵合一的原则, 进行站址的调整。确定站址, 除根据工艺设计要求外, 还需要按照地形、地址、文化、气象、给水、排水、供电和交通运输等条件, 并结合施工、生产、环境保护以及职工生活等方面的因素综合考虑, 最终确定站址如表1所示:

3 校核计算说明

3.1 热力、水力校核

由于对站址的综合考虑, 使热站、泵站的站址均有所改变, 因此必须进行热力、水力校核。求得站址改变后的进出站温度和压力, 以确保管线的安全运行。

3.1.1 进出站温度的校核

为了满足工艺和热力的要求, 对其冬季最小输量校核时, 应固定进站油温为36℃, 本设计通过编程迭代出相应的出站油温, 出站温度小于60℃, 则满足要求

3.1.2 进出站压力的校核

为了防止进站压力过低影响泵的吸入或者出站压力过高超过管道最大承压能力而发出事故, 故需对进出站压力进行校核, 所得校核结果如下表2:

根据表格知, 各站进站压力均满足泵的吸入要求, 出站压力均不超过管道的最大承压, 校核合格。

3.2 压力越站校核

当输油主泵不可避免的遇到断电、事故或检修时, 或由于夏季地温升高, 沿程散热减小, 从而导致沿程摩阻减小, 或者生产负荷减小而导致的摩阻减小, 为了节约动力费用, 可以进行中间站的压力越站, 以充分利用有效地能量。

压力越站的目的是计算出压力越站时需要的最小输量, 并根据此输量计算越站时所需要压力, 并校核其是否超压。

3.3 热力越站校核

当站场不可避免地遇到断电、事故或检修时, 或由于夏季地温升高运行流量较大, 沿程散热减小或者摩阻升温较大, 可以进行的热力越站。

3.4 动、静水压力校核

3.4.1 动水压力校核

动水压力是指油流沿管道流动过程中个点的剩余压力, 即管道纵断面线与水力坡降线之间的垂直高度, 动水压力的变化不仅取决于地形的变化, 而且与管道的水力坡降和泵站的运行情况有关, 本次设计的最高动水压力为645.46m液柱, 小于管道最大承压795.80m, 动水压力最小值为31.97m, 大于最小的动水压力30m, 故此时动水压力满足输送要求。

3.4.2 静水压力校核

静水压力是指油流停止流动后, 由于地形高差产生的静液柱压力, 沿线高点与其后面的低点之间垂直高度最大为422m, 由于管道承压较大, 故产生静水压力时不需要增加壁厚, 而且也不需要设置减压阀, 所以本设计中静水压力符合要求。

3.5 反输校核

当油田来油不足时, 由于流量小, 温降快导致进站油温过低或者由于停输等原因有可能出现凝管现象, 需要进行反输。由于反输是非正常工况, 浪费能量, 故要求反输量越小越好。本设计取管线可能的最小输量为反输输量。根据具体计算的结果可知, 可以满足反输条件。

参考文献

[1]陈娟, 等.长输原油管道设计方案评价研究[J].油气储运.2007

[2]杨筱蘅, 张国忠.输油管道设计与管理 (第一版) [M].山东东营:石油大学出版社, 2005:23-192

应力计算校核 篇7

关键词：医用加速器,轴承,寿命

0 引言

医用加速器广泛应用于头颈、胸腔、腹腔、盆腔、四肢等部位的原发或继发性肿瘤, 是生物医学上的一种用来对肿瘤进行放射治疗的粒子加速器装置。带电粒子加速器是用人工方法借助不同形态的电场, 将各种不同种类的带电粒子加速到更高能量的电磁装置, 常称“粒子加速器”, 简称为“加速器”。要使带电粒子获得能量, 就必须有加速电场。依据加速粒子种类的不同, 加速电场形态的不同, 粒子加速过程所遵循的轨道不同被分为各种类型加速器。目前国际上, 在放射治疗中使用最多的是电子直线加速器。它们的主体机械结构都是由底座、三维床、治疗头、固定机架、旋转机架等5部分组成, 如图1所示。

在该加速器中, 通过旋转机架的旋转运动, 实现X射线围绕病灶多角度照射, 联接旋转机架和固定机架的轴承是该设备上的关键零件之一, 对于设备运动位置精度、设备的装配质量和治疗效果有很重要的作用, 本文从轴承受力入手, 计算了轴承的寿命并进行了校核。

1 寿命计算及校核

1.1 额定寿命L的计算

图2为旋转机架和固定机架的受力示意图。

其中各部分的质量为:W1=650 kg, W2=550 kg, W3=1600 kg, W4=300 kg。

图2中, 直径dp为准460 mm,

由于转臂的转速较慢, 且无负载变化, 将其受力情况简化为静力学问题, 根据力矩平衡原理, 对于轴承回转中心点O的力矩平衡方程为Fa×230=W1×850+W2×1600+W3×420+W4×120。其中, Fa为轴承回转中心处轴承上受到的力, 故Fa= (W1×850+W2×1600+W3×420+W4×120) /230=8576 kg。

同理, 根据力的平衡方程得Fr=W1+W2+W3+W4=650+550+1600+300=2700 kg, M=Fa×dp/2=8576×230=1 972 500 N·mm。因为Fa/ (Fr+2M/dp) =0.76<1.5, 所以取x=1, y=0.45。

因此动态等效径向负荷Pc=x (Fr+2M/dp) +y Fa=15 135 kg;因轴承是无冲击平滑运动, 取其负载系数fW=1.2;且在室温下间断工作, 取其温度系数fT=1。

因此额定寿命

其中, C为轴承动额定负载, 选用某公司RU445X轴环, C=222×103k N, 代入上式得L=3.493×106r。

每天按1000转计算, 每年按360d计算, 轴承可工作时间T= (3.493×106) / (1000×360) =9.7a。

1.2 静态安全系数S0的计算

基本额定负荷C0是指具有一定方向和大小的静态负荷, 其应满足使处于承受最大负荷状态下的滚柱和滚动面之间的接触区域计算, 接触应力为4000 MPa条件, 如果接触应力大于此数值时将影响其旋转, 此数值在尺寸表中以C0表示, 当以静态和动态方式施加负荷时, 静态安全系数S0的计算公式为S0=C0/P0。

由前面知道P0=x (Fr+2M/dp) +y Fa=15 135 kg, 所以静态安全系数S0=C0/P0=1000×103/15 135=6.316。普通负荷时, S0≥2即可, 所以满足要求。

1.3 力矩与负荷的校核

静态的容许力矩M0=C0×dp/2=280 k N·m, 工作力矩M=85 995×0.28=24.078 k N·m, 工作力矩M远远小于容许力矩M0, 所以满足要求。

静态许用轴向负荷Fa0=C0/y=1000/0.45=2272.67 k N, Fa远远小于Fa0, 满足要求。

2 结语

直线加速器装配后, 经过实际测试, 等中心旋转精度小于±0.5 mm, 较好地满足了等中心旋转精度小于±1 mm的制造要求, 为实现平稳而又精确地放射治疗打好了基础。

参考文献

[1]顾广本.医用加速器[M].北京:科学出版社, 2003.

[2]医用电子加速器验收试验和周期检验规程:GB/T19046-2003[S].

[3]医用电子加速器性能和试验方法:GB15213-94[S].

[4]闻邦椿.机械设计手册[M].北京:化学工业出版社, 2010.

应力计算校核 篇8

随着经济的发展,城市化进程加快,人们生活水平不断提高,生活需求也日趋广泛,综合楼将商业、办公、居住、休闲、娱乐、餐饮、观光等功能集于一体,为人们提供了便捷,同时缓解了城市用地紧张。但高层综合楼由于建筑内部功能复杂,火灾隐患多,人员密集等情况,一旦发生火灾,火势蔓延快,给人员疏散和火灾扑救带来很大的困难。相关研究结果表明,高层建筑火灾中烟气的毒害和窒息作用是致人死亡的最主要原因。因此,对该类建筑进行必要的排烟设计,既可以保证人员疏散安全,也有利于进行消防扑救。

本文以某高层综合楼的排烟系统设计为例,重点对其排烟机选型以及相应的排烟口设计进行分析与校核。

1 建设工程概况

该工程建筑高度为73.45 m,裙房4层,建筑高度为20.8 m。该建筑地下2层、地上19层,其中,地下二层为汽车库、储藏室及设备用房,地下一层为汽车库、储藏室、设备用房及部分商场,地上一至四层为商场,五至十九层为单元式办公。总建筑面积为53018.76 m2,地下建筑面积为15386.34 m2,地上建筑面积为37632.42 m2。

2 排烟系统

2.1 排烟部位

根据《高层民用建筑设计防火规范》(GB 50045-95,2005年版)[1](以下简称《高规》)第8.4.1条的规定,该建筑地下二层和地下一层的汽车库部分,地下一层的商场部分,地上一至四层的商场部分,以及单元式办公部分中长度超过20 m的内走道应设置机械排烟系统。

2.2 防烟分区

2.2.1 地上部分

该建筑一至四层面积分别为4441.50 m2、4942.30 m2、4942.30 m2、4942.30 m2,其中一层分为八个防烟分区,其它三层各分为九个防烟分区,各防烟分区面积均不超过500 m2;五至十九层每层走道作为一个防烟分区,面积为133 m2,均符合《高规》第5.1.6条的要求。

2.2.2 地下部分

该建筑地下一层和地下二层面积均为7616.5 m2,其中地下二层汽车库划分为4个防烟分区,面积分别为1150 m2、1600 m2、1750 m2、1750 m2。地下一层汽车库分为两个防烟分区,面积分别为1500 m2和1000 m2, 均不超过2000 m2,符合《汽车库、修车库、停车场设计防火规范》(GB50067-97)[2](以下简称《汽规》)第8.2.2条的要求;地下一层商场部分划分为八个防烟分区,面积分别为260 m2、280 m2、320 m2、410 m2、410 m2、375 m2、290 m2、270 m2,均不超过500 m2,符合《高规》第5.1.6条的要求。

2.3 机械排烟量的校核

2.3.1 换气次数法

根据《汽规》第8.2.4条规定,地下汽车库的排烟风机的排烟量应按换气次数不小于6 次/h 计算确定,即

Q=6V (1)

式中,Q是机械排烟量,m3/h;V是防烟分区的体积,m3。

地下二层汽车库共划分为四个防烟分区,层高为5.2 m,每个防烟分区由一台排烟机排烟,如图1所示。

防烟分区一的排烟量计算如下:

Q=6V=6×5.2×1150=35880(m3/h)

防烟分区一设置一台型号为HTFC-A-IV-28S1的排烟机,排烟量为31600 m3/h,小于35880 m3/h,不符合要求。

其他汽车库部分排烟机排烟量计算结果见表1。

2.3.2 单位时间单位面积法

机械排烟量的计算公式为:

Q=vF (2)

式中,Q是机械排烟量,m3/h;v是单位时间单位面积排烟量,m3/m2·h;F是防烟分区的地板面积,m2。

地下一层商场部分共划分为8个防烟分区,如图2所示。

根据《高规》第8.4.2.1条和第8.4.2.2条规定,以第一至五防烟分区为例,取最大防烟分区面积410 m2,按每平方米不小于120 m3/h计算,则:

Q=vF=120×410=49200(m3/h)

地下一层商场部分及地上一至四层的排烟量计算结果见表2。由表2可知,排烟机的排烟量均符合要求。

五至十九层每层走道为一个防烟分区,面积为133 m2,每个防烟分区设置两个排烟口,如图3所示。排烟量计算如下:

Q=vF=133×120=15960(m3/h)

该部分设置两台型号为HTF-I-No6的排烟机,总排烟量为28604 m3/h,大于15960 m3/h,符合要求。

2.4 排烟口设置

排烟口的尺寸应按式(3)计算:

undefined (3)

注:表中的PY-5-1代表同一台型号为HTF-I-No8的排烟机,排烟量为30364m3/h,PY-5-3代表同一台型号为HTF-I-No13的排烟机,排烟量为65370m3/h,PY-5-4代表同一台型号为HTF-I-No13的排烟机,排烟量为65370m3/h。

式中,fpy为机械排烟口的有效流通面积,m2;v为单位时间单位面积排烟量,一般v取为60 m3/m2·h;F为单个防烟分区的地板面积,m2;Wy为按排烟口有效面积计算的烟气排出速度,m/s,《高规》规定不宜大于10 m/s,计算时可取Wy=10 m/s。

该建筑地上部分最大防烟分区的面积为450 m2,经计算可得最大排烟口的面积为0.75m2。实际地上部分防烟分区的最小排烟口面积为0.86 m2,大于计算值,满足要求。

该建筑的排烟口均设置在吊顶下200 mm处,与附近安全出口沿走道方向相邻边缘之间的最小水平距离为1.80 m,大于1.50 m,符合《高规》第8.4.4条的要求。

该建筑一个防烟分区内的排烟口距最远点的水平距离的最大值为27.5 m,小于30 m,且在排烟支管上设有当烟气温度达到280 ℃时可自行关闭的排烟防火阀,符合《高规》第8.4.5条和《汽规》第8.2.3条的要求。

3 排烟系统设计时应注意的问题

排烟系统对于火灾中人员的安全疏散具有至关重要的积极意义,但我国的现行规范对排烟系统的设计要求并不具体,而且正处于新旧规范交替中,因此在排烟系统设计时应注意下列问题:

(1)规范规定,当一个排烟系统负担2个及以上防烟分区时,排烟量应按最大防烟分区面积乘以120 m3/m2·h来计算,这表明发生火灾时,一个排烟系统只能同时对2个防烟分区进行排烟,其他防烟分区的排烟阀应当关闭。但就目前国产阀门及系统的维护管理水平来看,很多阀门或联动使用几年后就损坏了。所以,在工程设计中应尽量使一个排烟系统负担1-2个防烟分区,这样就能大大提高系统的可靠性[3]。

(2)排烟口的位置和数量对排烟效果有很大的影响。实验表明,走道上的排烟口采用与走道宽度相等的条缝形能更好地排走烟气[4]。对于防烟分区内只有单个排烟口的横向走道的排烟口设计,应尽量将排烟口布置在防烟分区的中间部位;而对于面积较大的防烟分区,在保持总排烟量和排烟口总面积不变情况下应尽量增加排烟口的数量,且均匀布置在防烟分区内,这样可以起到更好的排烟效果[5]。

(3)在用换气次数法计算汽车库的排烟量时,规范是按换气次数不小于6 次/h 计算的,然而实际情况表明,换气次数与车库面积和车库高度密切相关。当高度一定时, 车库面积较小时,所需的换气次数较大;当面积一定时,车库高度越低,所需的换气次数越大[6]。

(4)实验证明,补风口的位置和面积对排烟效果有一定的影响,当补风口高度稍高于火源高度,补风口面积较大时,系统的排烟效果比较好[7]。

(5)美国NFPA 29B规范在1991年已经开始采用基于烟气质量流量的公式预测中庭烟气层界面的方法来设计烟气控制系统[8],该方法针对不同的烟羽流采用不同的公式,因此计算的结果更符合实际情况。上海市编制的《建筑防排烟规程》[9]和公安部编制的《建筑防排烟系统技术规范》(征求意见稿)[10]中也采用了此方法。

4 结论

(1)通过计算校核可知,该建筑的排烟系统的设置均符合相关规范的要求,但很多排烟口的布置并不合理,一旦发生火灾,系统的排烟效果将会大打折扣。

(2)由于我国的现行规范对排烟系统规定并不详细,因此在设计或审核排烟系统时,不能仅仅局限于现行规范,要根据实际情况合理设置排烟口、补风口,使得系统能更好地发挥作用,从而确保火灾中人员的疏散安全。

(3)公安部正在编制的《建筑防排烟系统技术规范》将采用基于烟气质量流量的公式来设计烟气控制系统,使得计算结果更符合实际情况。

参考文献

[1]GB50045-95.高层民用建筑设计防火规范[S].

[2]GB50067-97.汽车库、修车库、停车场设计防火规范[S].

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