开孔结构范文（精选9篇）

开孔结构 第1篇

东南国际航运中心总部大厦工程包括A、E、F幢5A甲级商务办公楼、B幢联检政务服务大楼、C幢会议中心及D幢国际五星级酒店组成 ( 如图1) , 占地面积约10. 45万平方米, 总建筑面积约60. 5 万平方米, 地上建筑面积为43. 7 万平方米, 地下建筑面积为16.8万平方米, 地下二层, 地上层数22~39层, 建筑最高高度为153.6米。工程结构形式采用钢管混凝土框架与钢骨混凝土核心筒结构和钢管混凝土框架与钢骨混凝土剪力墙结构, 核心筒内设置有钢骨柱, 筒外设置方管钢管柱和圆钢管柱, 内灌致密性混凝土, 内筒外框之间设置楼层钢梁。钢梁主要为H型钢梁和方管钢梁, 楼层铺设钢筋桁架楼层板, 钢结构总用钢量为8.4万吨。

2 典型节点形式

本工程钢结构截面种类繁多, 连接节点形式多样, 节点构造复杂。主要节点类型有如下几种。

( 1) 柱脚连接节点

柱脚连接节点主要包括圆管柱脚节点、十字劲性柱柱脚节点、方管柱柱脚节点等。通过预埋基础板及螺栓与基础底板连接成一整体 ( 如图2) 。劲性混凝土竖向构件的主筋一般靠柱脚外侧锚入基础底板相应锚固长度, 当双柱共用一个基础预埋板时, 应在底座上按设计的钢筋排布情况留设柱间的主筋穿孔。钢柱外包混凝土抗裂钢筋底部与钢柱柱脚预埋板双面焊接, 焊接长度为5d ( d为钢筋直径) 。

( 2) 劲性柱节点

劲性柱上预留焊接板或牛腿, 在施工过程中, 劲性柱与钢筋混凝土共同施工, 后由预留焊接板及牛腿与钢梁进行螺栓连接 ( 如图3) 。

( 3) 混凝土钢梁节点

与钢柱连接的主钢梁多采用与劲性柱预埋板或预留牛腿连接, 但部分钢梁与劲性柱错开, 需在核心筒施工时预埋连接板, 钢梁安装时钢梁与连接板螺栓连接 (如图4) 。

3 钢骨穿筋开孔种类

3. 1 钢骨柱的穿筋孔

钢骨柱与其牛腿主要有如下穿孔情况: 柱箍筋穿钢骨柱腹板, 剪力墙暗柱箍筋穿钢骨柱腹板, 钢骨柱纵筋穿牛腿翼缘板, 钢骨柱箍筋穿牛腿腹板, 钢骨梁水平钢筋穿钢柱腹板, 框架梁上下水平筋及腰筋穿钢骨腹板, 剪力墙连梁水平筋穿钢骨柱腹板或翼缘板, 剪力墙水平筋穿钢骨柱腹板或翼缘板等。

3. 2 钢骨梁穿筋孔

当混凝土钢骨梁遇垂直方向钢筋通过时, 可能出现的情况有: 钢骨梁腹板被混凝土钢骨柱箍筋穿过, 钢骨梁翼缘板被剪力墙纵向钢筋穿过, 钢骨梁腹板被暗柱箍筋穿过等。

3. 3 钢骨上其他开孔

其它开孔包括支撑爬模的对拉螺栓孔眼、暖通电气专业相应穿管及预留预埋 (如埋件安装) 所需孔眼、钢骨与基础底板之间, 地脚螺栓所需孔眼以及外包混凝土纵向钢筋穿孔等。钢骨混凝土柱及钢柱外包混凝土的纵向钢筋一般靠基础连接板外侧锚入基础底板内, 但当变形缝处双柱连体时, 双柱之间的纵向钢筋无法排布在连接板外, 必须预留钢筋穿孔。

4 钢骨穿筋开孔优化设计原则

根据设计图纸及相关标准、规范、图集, 确定钢结构节点优化原则如下。

4. 1 核心筒钢骨柱与混凝土梁纵向钢筋连接节点

( 1) 纵向钢筋与钢骨不冲突时, 可从钢骨两侧直接穿过。

( 2) 当纵向钢筋与钢骨冲突时, 按下列情况处理: ①当钢筋根数小于6 根时, 在钢骨柱翼缘上加焊钢筋连接板, 钢筋按照长度双面焊5d ( d为钢筋直径) 的要求焊接在连接板上。②当钢筋根数多于6 根时, 将与钢筋冲突的加劲板上下移动, 最外侧两根钢筋穿孔通过钢骨; 当穿过钢骨柱的钢筋无法满足锚固要求时, 用同直径钢筋从钢骨另一侧穿过, 与原钢筋机械连接, 远端钢筋按混凝土规范要求做成弯钩; 钢骨柱侧壁外混凝土厚度大于60mm时, 钢筋方能穿过。内侧钢筋焊接在焊筋连接板上, 如图5 所示。

⑶当梁水平筋需分两排布置时, 两排之间的间距应满足混凝土规范要求, 上筋第一排及下筋第一排与钢骨翼缘连接板焊接, 上筋第二排与下筋第二排穿孔。

梁构造腰筋仅为构造措施, 可直接顶住钢骨柱后弯锚; 梁抗扭腰筋承担抗扭作用, 必须要穿过钢骨柱, 如图6 所示。

4. 2 剪力墙水平筋与钢骨柱连接节点

参照图集做法, 本工程做如下优化: ①水平筋与十字钢骨腹板相交, 可穿孔通过钢骨腹板, 与翼缘相交时需绕开通过。②水平筋与方管钢骨柱柱腹板相交, 穿孔通过, 与翼缘相交时, 避开绕过。③当剪力墙为3 排筋时, 中间一排钢筋不需穿过钢骨, 可顶住钢骨弯焊。

4. 3 钢骨梁 ( 钢牛腿) 与柱箍筋、柱纵向钢筋连接节点

( 1) 钢骨梁开孔, 外围箍筋采用U形箍穿过钢骨梁预留孔, 焊接闭合。

( 2) 裙楼钢骨柱纵向钢筋应尽量避开梁柱连接牛腿; 主楼钢骨柱纵筋从梁柱连接牛腿两侧通过, 无法全部从两侧通过时, 最多有两根钢筋从牛腿预留孔穿过。

4. 4 钢筋混凝土剪力墙与钢骨梁钢骨连接节点

在混凝土剪力墙埋设锚筋和锚板, 钢骨与锚板焊接, 梁纵筋锚入钢筋混凝土剪力墙, 锚固长度应满足图集要求。

4.5剪力墙暗柱纵向钢筋、箍筋与钢骨梁、钢骨柱连接

(1) 暗柱纵筋与钢骨柱连接节点如图7所示。

( 2) 暗柱箍筋通过预留孔穿过钢骨梁、钢骨柱腹板。

4. 6 混凝土梁水平筋与垂直方向相交钢骨梁连接

纵筋从钢骨梁上、下通过, 当相交的钢骨梁高较大时, 穿孔通过钢骨梁。

4. 7 连梁钢骨优化

当连梁内钢骨过高时, 施工操作难度大, 造成工期延缓。本工程A座单层连梁59 根, 其中34 根含H型钢骨; B座单层连梁19 根, 全部含H型钢骨。因钢骨高度过大, 每层工期延长2 天, A座总共将延长工期70 天, 因此按抗剪要求采取等强代换的原则将钢骨的高度减小。

根据《钢结构设计规范》4. 1. 2 条, 矩形截面抗剪强度计算公式为: S = 3V/2bh ( 式中, b为钢骨梁腹板宽度, h为钢骨梁腹板高度) , 根据上式进行优化, 将腹板高度由750mm减少为550mm高时, 腹板厚度由30mm相应增加到35mm。优化后, 大大节省了工期。

4. 8 柱内侧封闭箍筋构造

钢骨柱四周外圈箍筋应为封闭箍, 以保证纵筋受力; 当内部柱箍筋无法穿过钢骨腹板时, 经设计确认, 可在腹板边增加一排纵向钢筋, 箍筋做成拉钩形式, 一端与柱纵筋拉结一端与附加纵筋拉结, 可不必穿过钢骨 ( 如图8) 。

5 穿筋开孔尺寸及位置设计

根据前文所述可知, 钢骨结构为混凝土与钢结构共同作用的组合结构, 混凝土中同时排布钢骨与钢筋, 因此需考虑两者冲突问题, 故需要在钢骨中预留穿孔。钢骨开孔要综合考虑相关因素, 本着连接节点清晰明了、等强受力、有利施工的原则进行。

5. 1 预留孔尺寸确定

众所周知, 在型钢上开孔会导致钢结构截面强度的削弱, 因此开孔直径不应过大, 但也不能过小, 造成穿筋困难。为避免强度削弱过大, 开孔直径一般比钢筋直径大5 ~ 8mm, 为便于施工, 经与设计沟通, 留孔直径统一比钢筋直径大8mm。

5. 2 梁主筋孔距设置

5. 2. 1 梁纵筋

根据规范要求, 钢筋开孔中心点距梁截面边缘距离为“保护层厚度+ 1 /2 钢筋直径”。当梁纵筋为多排时, 多排钢筋之间的净距应满足混凝土规范要求, 但为方便施工操作, 本工程统一确定多排钢筋之间净距为30mm, 故梁第二排钢筋开孔中心点距梁截面边缘距离为“保护层厚度+ 1. 5 倍钢筋直径+ 30mm" 。

5. 2. 2 双向梁纵筋孔位排布

两个方向梁纵筋的孔位应错开一个钢筋尺寸的距离。为了统一做法, 方便施工, 本工程按x向钢筋在下, y走向钢筋在上的原则施工。

5. 3 箍筋 ( 或拉接筋) 孔位

框架梁、柱或钢骨梁柱的箍筋 ( 拉接筋) 通过钢骨腹板时, 需要考虑加密区的影响。箍筋、拉结筋加密区间距100mm, 非加密区间距200mm, 由于不同部位的梁柱加密区的范围不尽相同, 为避免失误, 可优化为每个钢骨均按间距100mm开孔, 加密区内按间距100mm穿筋, 非加密区按间距200mm每隔一个孔穿一根钢筋。拉接筋加工时两端加工成45o弯钩, 中间断开, 插入预留孔之后对焊。

6 穿筋孔位避让

钢筋混凝土结构中, 纵横两方向梁纵筋适当避让即可交叉通过。但钢骨混凝土混合结构不仅有钢筋交叉避让的问题, 同时还应考虑预留孔的相互避让问题。

6. 1 避让原则

在用计算机模拟穿孔时, 当墙柱钢筋H钢梁翼缘板与腹板或外 ( 内) 壁板时, 可向内平移20mm, 超过20mm需与设计人员协商验算确认; 当梁的钢筋在钢骨柱外侧通过时, 遇到钢柱牛腿腹板纵筋必须开孔通过、构造腰筋可弯焊; 钢骨梁上多排筋穿钢柱时可开孔通过或焊接在钢筋连接板上; 凡是设有钢骨柱的劲性混凝土柱四周有与外侧钢梁连接的腹板时, 该柱的箍筋必须开孔连续通过腹板, 柱纵筋需穿孔通过钢牛腿翼缘板或焊接在钢筋连接板上。

6. 2 框架梁主筋避让钢骨柱腹板

框架梁主筋的位置正对着十字形或H型钢骨的腹板, 需调整位置。按规范要求, 钢筋间距不小于钢筋直径与25mm较大值, 如果单排钢筋比较密, 在保证构件强度前提下, 可将2 根钢筋并在同一孔内, 同时将孔开为椭圆形。

6. 3 柱箍筋避让加劲板

当楼面变标高, 劲性柱两侧的梁顶而不在同一标高时, 柱箍筋穿牛腿腹板时, 两侧同一高度孔眼的标高应统一, 并说明箭头, 且箍筋孔位应避开钢骨加劲板。

6. 4 水平钢筋避让方管钢骨

与方管钢柱相接时, 钢筋混凝土墙体、梁或钢骨梁的水平钢筋有可能碰撞方管钢骨柱的情形, 此时应采取钢柱壁工厂预留孔, 现场水平钢筋穿孔锚入钢柱内部。

如图9 所示。

7 结语

由于型钢混凝土组合结构节点施工的复杂性, 尤其是异形节点 ( 非正交构件、多构件相交等) 部位, 钢筋错综复杂, 穿孔更是困难, 因此, 钢筋穿孔的优化及合理的简化工作是确保结构受力及工程顺利施工的基本前提。本工程通过计算机三维模拟分析, 综合考虑受力特点、节点特性、施工工艺等因素进行优化, 极大避免了漏孔和错孔的现象发生。优化后的方案经过设计验算确认, 满足了结构受力要求, 确保了工程施工的顺利进行, 大大缩减了施工工期和费用。

摘要：本文从一个工程实例出发, 介绍了组合结构的节点形式, 钢骨穿筋开孔的种类, 重点介绍了钢骨穿筋开孔的优化设计原则、穿筋开孔尺寸及位置设计和穿筋孔位避让等内容。确保了复杂组合结构施工的顺利进行, 满足了结构受力要求。对类似工程施工具有一定的借鉴意义。

关键词：组合结构,钢骨混凝土,开孔,穿筋,施工优化

参考文献

[1]中国电子工程设计院.04SG523型钢混凝土组合结构构造[M].北京, 2004.

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[3]张碧颖.钢骨混凝土组合结构的应用和施工[J].沿海企业与科技, 2007 (9) :122-125.

[4]中国建筑科学研究院.JGJ138-2001型钢混凝土组合结构技术规程[S]北京:中国建筑工出版社, 2002.

[5]任志平, 赵云鹏, 杜福祥, 等.多向杆件相交的清水型钢混凝土组合结构节点施工技术研究[J].施工技术, 2011, 40 (21) :5-9.

开孔劳务承包协议书2 第2篇

甲方： 南通东郡建设有限公司

乙方：

因工程新图纸设计要求，甲方承建的纪元软件园B2~7#楼雨、污水需开孔90个，甲方拟将这一工作委托乙方施工。依照《中华人民共和国合同法》及有关法规规定的要求，遵循平等自愿、互惠互利和诚实守信的原则，为确保工程安全、保质、按期顺利完成，经协商双方达成协议如下：

一、工作范围及承包内容

1、在指定混凝土墙面上人工开孔80个，不需搭脚手架∮130洞47个*17元/个=799元，需搭脚手架∮130洞43个*30元/个=1290，共计2089元

2、工作范围内产生的建渣清运。

3、虽上述未明确提及但在合同议定过程中已口头约定属于乙方负责的内容。

二、承包方式及承包单价

1、承包方式：劳务承包，具体为：包人工、包质量、包进度、包安全、包自用工具、机具的采购、维修、保管。

2、承包单价：按开孔单价搭脚手架元／个.不搭脚手架元／个。以上单价系综合单价，包含自备机具购置费、自备机具损耗、维修及折旧费、管理费、生活费、差旅费、风险费、利润等一切费用。协议执行过程中单价不作调整；开孔未成功不予以计价；中途退场不予以结算。

三、价款结算及支付方式按约定的单价进行结算，全面完成开孔工作并经验收合格后一次性付清价款。工程未竣工、未结算期间甲方不向乙方提前预支、借支任何费用。

四、工程质量要求： 按甲方要求施工，开孔质量未达到甲方要求，需整改。

五、工期要求： 按甲方总控进度执行。

六、本协议一式两份，甲乙双方各执一份，自双方签字（盖章）之日起生效，完成竣工结算并付清工程款后自动失效，均具备同等法律效力。

甲方代表签字：乙方代表签字：

联系电话：联系电话：

管道带压不停输开孔封堵技术研究 第3篇

1、管道带压不停输开孔封堵技术概述

管道带压不停输开孔封堵技术的主要应用环节包括：施工前期准备环节，开孔环节、管线不停输带压封堵环节、解封堵环节、以及回填环节。本技术在各类工业管道管材中均有较好的应用价值，可以满足各类钢管、玻璃钢管、塑料管、以及铸铁管开孔封堵要求。以塔里木油田为例，在塔轮输油管线更换阀、管段工程中，就应用此项技术取得了良好的效果。本技术对管道传输介质原油/成品油无限制，目前数据已证实此项技术对管线最高压力以及管径均有良好的适应性与拓展性。且施工安全可靠，施工过程中未见渗漏问题，证实其具有非常好的封堵效果。

2、管道带压不停输开孔封堵技术环节

2.1前期准备环节

现场施工中必须有充足的场地以及操作空间支持，所开挖作业坑内必须有方便操作人员上下的安全通道。作业坑的开挖必须满足宽度、深度方面的要求。计算标准分别为：作业坑开挖宽度（最小值）=管道外部直径参数+作业坑底宽度常规取值（建议取值为2.6m～3.2m）；作业坑开挖深度（最小值）=管道顶部～地面距离+管道底部～坑底距离+管道外径。除此以外，在管道上其他方位安装封堵设备需要的作业坑长度根据实际情况确定，若管线开孔位置与管线对接焊缝重合，根据实际情况，适当加长作业坑，避开焊缝，安装管道部件或新旧管道连接作业区的长度根据实际情况确定。

2.2开孔阶段环节

对于石油化工领域而言，在管道带压不停输开孔封堵过程当中，可直接应用电动式钻机进行开孔。本环节中的技术要点有以下两个方面：1）在开孔作业前，必须对管线上所焊接的管件、管线上所组装的阀门部件以及开孔机等装置进行整体试压，试压环节试验压力根据管道运行压力进行调整，对试压数据进行记录，同时安排专人负责填写管线开孔作业检查表。2）一般来说，基于安全考虑，可以先开旁通孔，然后再开封堵孔，以保证开孔效果。

2.3带压封堵环节

以塔里木油田某工程段对本技术的应用为例，在开孔封堵处理过程中，拟采用方案为筒封工艺，但考虑到原有管线温度较高，且管线较长，一旦切开管段后球型管件的压力与质量无法达到要求，则焊缝可能发生崩裂现象，造成严重后果，故而对比方案，最终选择塞式封堵技术。本技术实施期间的要点有如下几个方面：1）管道在带压封堵过程当中，介质流速应当严格控制为≤2.5m/s。2）需要将压力表安装于封堵结合器排气孔上。在下封堵时需要先下下游封堵头，然后下上游封堵头。在封堵头到位后，对封堵器主轴进行锁紧处理。3）若具体施工中选择通过液压封堵器进行作业，则在封堵达到满意效果后，需要及时对封堵器上所安装的液压管进行拆除处理。

2.4解封堵环节

当利用带压不停输工艺完成对相应管道的抢修维护或改造作业后，需要及时解封堵，以恢复整个管线的正常运行。在本环节中，值得关注的问题有两个方面：1）在提取封堵头前，需要对封堵头两侧压力进行观察，通过压力表，在两侧压力达到平衡状态后方可提取。2）在提取封堵头的过程当中，操作顺序与之前的下封堵环节操作顺序相反，即首先需要提取上游封堵头，然后再提取下游封堵头。

2.5回填环节

本环节需要在管道完成開孔以及封堵施工作业后，将割下的管件回填至管路当中，确保管线扫线与通球。本环节中的关键技术要点有如下几个方面：1）首先需要对塞堵板情况进行检查，若发现异常可直接更换。切割下的管块需要及时处理，对管块回填到位的尺寸进行计算，确保其与原管线的尺寸误差≤2.0mm，将其与塞堵板固定好，并一同收入连接箱内。2）本环节作业期间不应直接对管道运行参数进行调整。同时，需要分别在夹板阀上阀板与开孔机上安装压力表，以反映本环节管道压力的变化情况。通过调整夹板阀内平衡孔的方式，使其压力达到平衡状态，然后方可以开启外平衡管线阀门。3）塞堵安装至对开三通或四通后，需要对密封效果进行实时检查。

3、结束语

近些年来，我国石油化工领域企业发展速度不断增加，企业规模也有不断拓展的趋势。数据显示，老牌石油化工企业运行超过20年的管线已占据全部管线的1/3比例。为了能够进一步提高管线产量以及综合效益，企业必须尝试各种可延长管线检修周期，挖潜增效的方法。本文中对管道带压不停输开孔封堵技术的应用进行了集中分析与探讨，旨在于解决当前本领域内管线检修数量增多与管线运营任务持续加重之间的矛盾，有提高生产能力，同时节约能源的价值，值得在石化企业中推广与发展。

开孔结构 第4篇

1 工程简介

1.1 工程概况

此主桥为 (140+240+140) m预应力混凝土连续刚构。桥梁净宽21.5m (行车道4x3.75m, 中间分隔带1.5m, 人行道宽2x2.0m, 隔离墩2x0.5m) ;设计荷载:汽-超20级, 挂-120、人群-3.5KN/m2;主桥箱梁为三向预应力结构, 采用单箱单室截面, 顶板宽22m, 底板宽11.5m, 箱梁顶面翼缘板设置1.5%的双向横坡。箱梁跨中及边跨支架现浇段梁高 (桥梁中心线处) 4.0m, 箱梁根部及0号梁段梁高 (桥梁中心线处) 13.5m, 箱梁顶板在0号梁段横隔板范围内为50cm厚, 其余各梁段顶板厚均为25~50cm, 箱梁悬臂翼缘端部厚20cm。箱梁腹板在墩顶范围内厚120cm。主墩采用双薄壁墩身, 群桩基础。

1.2 结构病害状况

本桥主跨跨中段箱梁底板底面裂缝横向贯通底板, 箱梁顶板底面纵向裂缝较多, 上、下游腹板与底板交界处均发现纵向裂缝, 自上而下80~160m范围内上、下游腹板斜裂缝共32条。箱内顶板在距腹板30~100cm范围内存在较多无规则纵向裂缝。更为严重的是跨中梁底板局部混凝土崩裂, 并存在局部波纹管、钢筋外露现象。

1.3 跨中梁底板局部混凝土崩裂原因分析

1.3.1 由于防崩钢筋设置不规范, 钢筋搭接长度不足且未勾在横向钢筋, 预应力防崩钢筋的作用不显著;

1.3.2 设计的箱梁底板倒角钢筋与纵向预应力钢束管道发生冲突, 可能致使实际施工时, 倒角钢筋不能延伸至底板底层, 倒角钢筋在预应力钢束管道处被截断, 长度大大缩减, 最终导致倒角钢筋作用失效。设计中箱梁底板倒角, 尺寸偏小。箱梁的局部分析结果看出, 底板倒角处的混凝土的竖向拉应力值偏大。从而导致腹板与底板交界处纵向开裂;

1.3.3 崩裂区域箱梁底板纵向应力较大, 箱梁底板处于高压应力状态。本桥中跨跨中附近梁段, 布置了44根钢绞线, 经过对跨中区段线形的拟和和理论计算, 每根钢绞线对跨中底板产生的径向力为4.72KN/m~5.28KN/m, 即在此区段内, 每个断面跨中底板作用着由钢束产生的等效荷载, 这组荷载的直接效应就是对箱梁的底板产生弹性内力。

在这种底板预应力钢束径向力作用下, 跨中底板底面产生的拉应力在防崩钢筋失去效用的情况下, 导致底板混凝土崩裂。

2 箱底板混凝土崩裂加固

2.1 加固方案

由于底板预应力钢束径向力的作用, 和内部钢筋防崩作用失效这两个原因, 致使底板混凝土承受拉力开裂。因此, 首先通过开孔, 凿除部分病害严重的底板, 重新种植底板防崩钢筋, 在根本上, 使底板防崩能力得到提高。其次在开孔的底板上, 增设横肋, 由横肋来承担箱梁底板钢束的径向力, 同时由于横肋连接了底板和腹板, 起到了增加了底板的刚度的作用。

此加固方案的优越性在于:2.1.1从病根下手, 解决了内部防崩钢筋失效的隐患;2.1.2新增横肋与底板的咬合紧密程度提高, 能较大的承担底板钢束的径向力;2.1.3新增横肋正好可以作为下一步对全桥进行预应力加固的转向块, 预应力的施加, 将进一步减少底板钢束的径向力, 横肋与底板的紧密程度提高, 又会提高预应力的加固效果, 可谓是一举多得。

具体为从跨中向两侧对称设置6道横肋, 横肋与腹板及底板连接, 高1.5~2m, 宽1.9m, 厚0.35m, 间距4.4m。

2.2 加固实施顺序

2.2.1 在跨中加设横向肋的位置安装底板吊架。

2.2.2 按照加固设计图, 按顺序先凿除第一个横肋位置所示范围底板混凝土, 用高压水枪对该位置混凝土进行冲洗, 不得扰动原有预应力管道。

2.2.3 在凿除底板范围按加固设计图种植、绑扎钢筋, 在底板下层重新布置横向钢筋, 横向钢筋应置于预应力管道下层, 穿竖向钢筋勾住新布置的横向钢筋, 浇筑凿除范围底板及横向肋混凝土。

2.2.4 待前一个横肋混凝土达到设计强度后, 按顺序依次凿除横肋对应底板混凝土, 布筋, 浇筑凿除范围底板及横向肋混凝土。

2.2.5 最后一个横肋浇筑完毕, 混凝土达到设计强度后, 对跨中混凝土崩裂区域进行清理, 凿除破碎的混凝土, 对波纹管及外露钢筋进行除锈处理, 灌浆封闭裂缝后用聚合物水泥混凝土进行修补。

3 箱梁底板开孔对结构受力的影响分析

在已经病害的情况下, 再挖去受力底板, 是否会引起新的病害或者对整座桥的安全构成威胁, 这些都需要我们对开挖后的箱梁做出科学的受力分析, 给出科学合理的可行性证明。按照实际情况和考虑施工顺序我们对凿去底板的前后状态用有限元软件模拟了箱梁的立体三维实体模型。

本文采用空间带有开裂功能的钢筋混凝土单元和层实体单元 (Layered solid element) 来模拟开孔后的混凝土梁的力学行为。

根据圣维南原理所表明, 如果物体一小部分边界上的面力是一个平衡力系, 那么, 这个面力就只会使近处产生显著的应力, 而远处的应力可以不记。换言之, 在一个结构中开设孔口或不开孔口, 两者的应力也只在孔口附近区域有显著的差别。

因为本桥开孔部分仅有0.3米的宽度, 根据圣维南原理可知, 此孔口对全桥的影响甚微。因此本文只在开孔部分左右1.2米距离的梁段建立模型。又考虑受力对称因素, 所以模型仅对箱梁建立1/2左右对称模型。

此模型未考虑普通钢筋作用, 预应力采用等效荷载法按照各箱梁节段的顺桥向长度, 沿着对应预应力钢束位置处的各节点施加竖向均布荷载, 该荷载即为预应力张拉所产生的径向力。

考虑到主要的受力特征是拉压破坏, 因此主要针对开挖前后的底板主拉应力做了对比以下是分析结果截图

通过对比, 可以看出, 除了开孔处的四周有应力集中以外, 对整个箱梁的应力几乎没有构成影响。而应力集中处也只有极少区域会有混凝土因应力过大而造成开裂或压坏, 但是这种趋势会随着混凝土的开裂, 应力集中随之扩散, 裂缝不会对结构造成影响。并且在随后的加固中, 可以修复这一区域的损坏。以上分析在实际加固过程中得到了证实。

因此, 我们可以得出结论, 开孔对箱梁的结构受力影响很小, 不会对结构构成破坏。

4 结论

矩形开孔平盖设计 第5篇

矩形平盖的开孔设计,文献 [1] 给出整体补强法确定所需的平盖厚度。但对开孔较大的地方所引起的应力集中,不能反映出来。采用有限元法计算能较为合理地反映矩形平盖的应力分布情况。下文对一开孔的矩形平盖分别采用整体补强法和有限元法进行设计,并按相应确立的应力评定原则进行强度校核。

1 设备概况

现有某吸收式热泵的蒸汽发生器端盖采用平盖结构,如图1所示,上面开设热水及蒸汽进、出口,基本设计参数为:设计温度165℃,设计压力0.8 MPa,平盖材质Q345R,弹性模量E =2.05105 MPa,泊松比μ =0.3,设计温度下材料的许用应力 [σ]=171 MPa。

2 常规设计计算

非圆形螺栓平盖计算厚度公式为[1]:

式中a非圆形平盖短轴长度,mm;

K结构特征系数;

Z非圆形平盖的形状系数;

PC计算压力,MPa;

[σ]t平盖在设计温度下的许用应力,MPa;

Φ 焊接接头系数。

“平盖上开多个孔”的计算方法,采用增加平盖厚度进行补强,引入削弱系数V[1]:

式中 ∑b危险截面各个开孔之总和,mm;

DC此处取平盖短轴长度a,mm。

根据文献 [1] 表59查取K=0.25,以K/V代替式(1)中的K,得出平盖的计算厚度为62.5 mm,考虑腐蚀裕量,取名义厚度为65 mm。

3 数值解析分析设计及理论验证

由以上常规分析得平盖需65 mm以上,为减少平盖厚度,在保证安全的基础上降低产品成本,提供在平盖外部设置加强筋的方法,如图2所示。

图2为模型简化图,平盖外侧设置4块25 mm90 mm的加强筋,材质Q345R。

对有限元分析如下:

(1)模型构建及约束载荷的添加。进行3D实体建模,定义材料常数,选用自动网格划分。如图3所示。

对模型施加约束和载荷,在Z方向施加位移约束,平盖内侧施加0.8 MPa均布载荷。

由于盖板工作于高温蒸汽环境,不仅存在机械应力,还存在着较大的热应力。为此,还要对盖板进行热分析,得出结构的热应力分布情况。忽略盖板向空间环境的热辐射,盖板内侧温度条件为165℃,外界为20℃停滞空气对流,稳态分析。采用热结构耦合进行有限元分析,参考文献 [2] 进行应力计算和评定。

(2)结果分析。求解模型,在结果处理得到平盖的Von-Mises等效应力分布云图,如图4所示。对危险截面处进行应力线性化。参考文献 [2],对危险截面应力分类并与理论值作比较。

对加强筋最大应力处及平盖最大应力处分别构建2条厚度方向的路径“A-A”与“B-B”,如图5、图6所示,进行线性化应力分析。

设计温度下许用应力限制值Sm= [σ]t =171 MPa,总体薄膜应力限制值为Sm,弯曲应力限制值为1.5 Sm=256 MPa,考虑受弯矩作用的截面由盖板和加强筋两部分面积组成时,使得整个截面发生屈服时的最大名义应力有可能小于侧板材料的1.5Sm,保守的考虑,许用应力限制值没有按照3Sm,而是将其控制在ReLt/1.5以内,即薄膜应力加弯曲应力限制值为ReLt/1.5=197 MPa,不考虑疲劳计算,评定结果如表1所示。

(单位:MPa)

4 结语

浅析圆筒开孔补强设计 第6篇

在日常的设备设计工作中, 由于各种工艺和结构上的要求, 不可避免地要在容器上开孔并安装接管等。开孔以后, 除削弱器壁的强度外, 在壳体和接管的连接处, 因结构的连续性被破坏, 会产生很高的局部应力, 给容器的安全操作带来隐患, 通过实践证明, 大多数压力容器的破坏都是从此开始, 因此压力容器设计必须充分考虑开孔的补强问题。

根据工程设计情况, 壳体上的开孔一般为圆形、椭圆形或长圆形。

2 开孔应力分析

在圆筒上开孔不仅削弱容器壁的强度, 而且在开孔附近的局部区域形成很高的应力集中。较大的局部应力, 加上接管上由各种载荷所产生的应力、温度应力, 以及容器材质和制造缺陷等因素的综合作用, 往往会形成容器的破坏源。因此, 对于开孔的补强首先应该研究开孔的受力分析。其基本方法是弹性力学的大平板开小孔的分析。

2.1 容器上开小圆孔

基于弹性力学的大平板开小孔理论, 在以双向受拉伸的无限大平板上开小孔时孔边的应力集中作为理论基础时, 仅考虑壳体中存在的拉伸薄膜应力。

在双向拉伸时, 开孔边缘的应力集中是单向拉伸的最大应力和最小应力的叠加[1], 如图1所示。

符号说明:

θ轴向应力MPaK应力集中系数

P圆柱壳体设计压力MPa R圆柱壳体曲率半径mm

δ圆柱壳体厚度mmd开孔直径mm

Di壳体内直径mm

对于圆柱壳上开小孔的情况, 当把圆柱壳展平, 也是双向拉伸。只是, 在上述情况中双向拉伸的力相同, 均为б。而在圆柱壳中, 轴向拉伸 (图中X方向) 的力бx=PR/2δ, Y向拉伸的力бy=PR/δ, бx只是бy的一半。所以, 当θ=0、π (圆柱壳的轴向) 处:

显然, 最大应力发生在径向截面上, 应力集中系数K=2.5。并且由图1中的应力变化曲线可以看出, 离开开孔边缘, 应力的峰值会迅速降低, 而在远离开孔边缘的圆柱壳截面上, 其受力不受开孔的影响, 仍为均匀的薄膜应力。

由此我们可以得出以下结论: (1) 开孔边缘有应力集中存在; (2) 开孔边缘的应力集中具有局部性质; (3) 开孔边缘的应力集中具有衰减性。

2.2 容器上开长圆孔

对于圆柱壳上开长圆孔的情况, 当把圆柱壳展平, 也是双向拉伸。在双向拉伸时, 开孔边缘的应力集中也是单向拉伸的最大应力和最小应力的叠加。在圆柱壳中, 轴向拉伸 (图中X方向) 的力бx=PR/2δ, Y向拉伸的力:бy=PR/δ, бx只是бy的一半。

1) 如图2所示情况下, 即开孔长轴平行于X轴时 (бy=2бx) :

显然可以得出应力бB为最大应力, 其应力集中系数为:K= (1/2+2a/b) >2.5

2) 如图3所示情况下, 即开孔长轴平行于Y轴时 (бy=2бx) :

可以得出, 无法确定应力бA与应力бB的大小, 显然随长圆形孔的长短轴之比而变化。

综合上述情况分析, 可以看出, 大平板开孔问题, 椭圆孔边缘的应力集中系数比圆孔大。尽管当椭圆孔长轴平行于Y轴时其应力集中系数为 (a/b-1/2) , a/b比值较小时其应力系数小于2.5, 但当a/b比值较大时可能超过2.5。从上面开长圆孔的计算式中可以看出, 各计算式均含有长短轴的比值, 凡含有a/b者, 特别是长轴平行于X轴的, a/b比值越大, 应力集中系数就越大, 危险性就越大。因此在工程设计时, 必须限制长短轴之比。工程设计中, 对长短轴之比做出如下规定:当在壳体上开椭圆形 (或类似形状) 或长圆形孔时, 孔的长径与短径之比应不大于2.0。

同时可以看出, 在圆柱壳上开相同大小椭圆孔时, 当椭圆孔长轴平行于Y轴时的最大应力集中系数永远小于椭圆孔长轴平行于X轴时的最大应力集中系数, 所以这就要求我们在设计时, 优先选用椭圆孔长轴平行于Y轴, 尽量避免椭圆孔长轴平行于X轴时的情况。

圆柱壳上开小圆孔, 当将圆柱壳展平, 小孔的变形不会很大, 仍近似于圆孔;若是开大圆孔, 将圆柱壳展平后, 开孔将近似于椭圆孔, 应力集中系数可能增大。尤其是当d/Di较大时, 由于壳体曲率的影响, 开孔边缘将引起附加弯矩, 更加大了其应力水平, 危及安全。

d/Di之比较大时, 已经超出了“大平板开小孔”的假设。所以, 导致运用的计算就不可能正确。因此在工程设计时, d/Di之比必须予以限制。GB 150.1~150.4-2011对圆筒开孔时d/Di之比做出如下规定[2]:

当其内径Di1 500 mm时, 开孔最大直径d1/2 Di, 且d520 mm;

当其内径Di>1 500 mm时, 开孔最大直径d1/3 Di, 且d1 000 mm。

3 常见开孔计算直径的取值

通过上述开孔的应力分析, 我们在计算开孔补强时应考虑受力最危险截面。

当圆筒开孔时, 一般存在三种形式的开孔, 即可以有三个方向的接管, 如图4所示, 径向接管a, 斜向接管b和切向接管c, 具体取值如下:

对于斜向接管和切向接管, 壳体上开孔为椭圆和卵圆形状, 其开孔计算直径d的取法应以开孔的补强截面为依据进行认定。因为圆筒计算厚度是根据环向薄膜应力计算的, 所以开孔补强截面应以承受环向薄膜应力的截面进行考虑, 由此认定圆筒开孔补强截面应是与圆筒轴线相平行的纵向截面, 则开孔计算直径为孔沿纵截面方向的直径。

所以, 对斜向接管b其开孔计算直径取d;对切向接管c其开孔直径仍然取接管直径d;很明显径向接管a其开孔计算直径取d[3]。

摘要：在设计规范和设计手册中, 压力容器开孔和开孔补强已有的设计方法和原则介绍不够详细。文章通过对圆筒开孔的应力分析, 详细介绍开孔补强时计算直径的取值和补强的有效范围, 在以后的工程设计中, 以供参考。

关键词：开孔,开孔补强设计,应力分析,开孔计算直径

参考文献

[1]李世玉.压力容器设计工程师培训教程[M].北京:新华出版社, 2005.

[2]GB150.1～150.4-2011, 钢制压力容器[S].2011.

水下管道开孔机的设计 第7篇

在海底管道的改造和维修中, 开孔机是石油和天然气开发中用于管道开孔的重要设备[1,2]。目前国外公司一般仅提供水下管道开孔的技术服务, 不提供相关的设备[3,4]。国内现有的开孔机只能在陆上使用, 无法满足水下开孔作业的要求[5,6]。在国家863高技术研究发展计划 (“水下干式管道维修系统”项目) 的资助下, 中国石油大学 (北京) 与海洋石油工程股份有限公司合作, 设计和研制出了水下管道开孔机。

1 开孔机的组成和主要技术参数

开孔机由传动箱、立柱、进给箱和液压阀组等部分组成 (图1) 。

开孔机的主要技术参数如下:开孔机的最大开孔直径为610mm;水下开孔最大水深为60m;主轴转速为25r/min (高速) 、15r/min (低速) ;主轴行程为1400mm;主轴工作进给量为0.1mm/r;主轴快进、快退速度均为230mm/min。

2 开孔机的传动原理

开孔机采用液压驱动[7]和机械传动的工作方式。液压动力源放置在船上, 由两条高压软管将液压动力传到水下, 通过水下的液压阀组控制液压马达的回转, 为开孔机提供动力。

开孔机工作时, 将开孔刀安装在开孔机下端的主轴上, 为了实现开孔刀对管道的旋转切削和进给运动, 开孔机的机械传动系统提供了下面几种运动 (图2) 。

1.传动箱 2.主液压马达 3.主轴套筒 4.主轴5.丝杠轴 6.手轮 7.离合器 8.进给箱9.快进液压马达 10.丝母 11.立柱

2.1 主轴的回转运动

带行星减速器的主液压马达经高速级齿轮Z1、Z3 (或经低速级齿轮Z2、Z4) 带动主轴套筒回转, 通过滑键驱动主轴转动。

2.2 主轴的工作进给运动

主轴套筒上端的齿轮Z5带动进给箱中齿轮Z6、Z7、Z8, 通过离合器, 经齿轮Z9、Z10、Z11和Z12带动丝杠轴 (即Ⅳ轴) 转动。由于Ⅱ轴上的齿轮Z7与Z10的齿数差, 使主轴上的丝母与丝杠轴间产生差速运动, 从而实现主轴的低速工作进给运动;当进给力过大时, 离合器打开, 防止开孔机损坏。

2.3 主轴的快进、快退运动

主液压马达停止转动, 打开进给箱中的离合器。通过快进液压马达驱动, 经齿轮Z9、Z10、Z11和Z12带动丝杠轴转动, 从而实现主轴的快速前进和后退。

2.4 主轴位置的手动调节

打开离合器, 可以转动进给箱右下方的手轮, 手动调整主轴的进给位置。

3 进给深度的指示和自动停止机构

开孔机进给深度的指示是先通过进给箱左侧齿轮Z13、Z14、Z15和差速器中的齿轮Z16、Z17、Z18检测出丝杠轴与丝母间的转速差, 再通过齿轮Z19、Z20、蜗杆Z21和蜗轮Z22带动蜗轮轴和进给箱外侧的刻度盘来实现的。当开孔机主轴上下运动时, 刻度盘也做相应的转动, 指示出开孔机主轴的运动位置和钻孔深度。

将锁紧盘松开 (图3) , 可以使小齿轮轴带动刻度盘绕中心轴上的大齿轮转动, 通过调整刻度盘的位置, 能够在开孔前设定开孔机的进给深度。当开孔深度设定完成后, 拧紧锁紧盘, 可以使小齿轮轴、刻度盘、大齿轮和中心轴合为一体。将刻度盘上右侧凸轮轴上的凸轮旋出后, 当开孔机主轴达到进给深度时, 凸轮轴上的凸轮推动拨叉, 打开离合器, 开孔机自动停止进给运动。

1.小齿轮轴 2.锁紧盘 3.大齿轮 4.中心轴 5.刻度盘 6.凸轮轴 7.拨叉

4 开孔机设计方案的特点

(1) 开孔机整体结构设计上, 采用了传动箱下置和进给箱分开的传动方案, 降低了开孔机重心的高度, 提高了开孔机在水下作业时的稳定性。

(2) 传动箱采用带行星减速器的液压马达作为主动力源, 简化了主传动链。同时, 为了满足不同直径开孔刀具切削速度的要求, 传动箱设有高速和低速两个变速挡位, 通过扳动传动箱外侧的变速手柄, 可以实现主轴的高速和低速变换。

(3) 开孔机主轴的进给运动采用差速驱动丝母和丝杠的方案, 实现了主轴的低速工作进给运动;并且在开孔机进给传动链中设有安全离合器, 能够防止过载造成开孔机的损坏。

(4) 开孔机通过快进液压马达驱动, 能够实现主轴的快进和快退, 提高了开孔机空行程时的工作效率。同时, 通过进给箱右下方的手轮, 能够手动调节开孔机主轴的上下位置。

(5) 开孔机通过差速器检测丝杠和丝母的转速差, 通过刻度盘显示和设定进给深度, 达到设定的开孔深度后, 能够自动停止钻进。解决了水下开孔作业时能见度差、进给深度不易观察和控制的问题。

(6) 开孔机采用了全密封的设计结构, 能够在水下60m进行开孔作业。

5 开孔机的试验

为了检验开孔机设计是否合理, 加工、制造和组装后是否达到设计要求, 对开孔机进行了相关试验。根据试验中出现的问题, 对开孔机进行了相应的修改和完善。

开孔机在制造和组装后, 在中国石油大学 (北京) 进行开孔机管道开孔试验和开孔机带压管道开孔试验。试验过程中, 开孔机工作正常。切削时, 开孔机运转平稳, 每次开孔切削试验都顺利完成。

陆上管道开孔试验完成后, 根据海洋工程公司对开孔机提出的修改意见, 对开孔机进行了如下完善:

(1) 开孔机液压控制阀块上的压力表管线所用软管较细, 考虑到水下开孔作业时, 易被潜水员刮断, 改用硬管。

(2) 开孔机液压控制阀块上的压力表表架固定焊缝采用间断点焊, 在水下开孔作业时易被钢丝绳刮断, 对局部进行了加强。

(3) 为方便水下开孔作业, 开孔机机架上又增加了四处起吊吊环。

陆上试验完成后, 在渤海湾天津港锚地, 用海洋石油工程股份有限公司所属的滨海105号作业船, 进行了开孔机水下开孔试验。

开孔试验钢管安装在事先制作的钢管支架上。开孔机在船上进行了液压系统的管路连接和调试, 在完成刀具、开孔联箱等的安装和各项准备工作后, 将开孔机、三通、试验钢管和支架一起放入水下。随后, 潜水员潜入水下, 进行开孔机的水下操作。进入自动工作进给切削后, 通过水下摄像机观测到开孔机工作正常后, 潜水员返回船上。

开孔试验过程中, 开孔机船上的液压系统压力仪表指示正常。根据开孔机的开孔深度和开孔时间, 待开孔作业完成后, 潜水员重新潜入水下, 将开孔作业的设备吊装到作业船甲板上。

将开孔机从管道三通上卸下后, 经过检测, 水下钢管开孔完全符合预定的要求, 开孔机水下开孔试验顺利完成。

6 结束语

采用由差速器检测、刻度盘显示和设定进给深度的设计方案, 解决了水下开孔作业时进给深度不易观察和不易控制的问题。室内管道的开孔切削试验和海上水下开孔试验证明, 开孔机工作正常, 达到了设计的要求[8]。

参考文献

[1]刘春厚, 潘东民, 吴谊山.海底管道维修方法综述[J].中国海上油气, 2004, 16 (1) :60-61.

[2]房晓明.海底管线干式维修技术[J].哈尔滨工程大学学报, 2008, 29 (7) :652-654.

[3]Sullivan J B.Underwater Tapping Machine:US, 4579484[P].1986-04-01.

[4]Hicks D J.Pressure Balanced Subsea Tapping Ma-chine:US, 6012878[P].1998-10-30.

[5]吴昌俊, 赵清章, 邓华蛟, 等.管路不停输开孔机:中国, 2321565[P].1999-06-02.

[6]张治伋, 王强, 张武奎, 等.液压开孔机:中国, 2925705[P].2007-07-25.

[7]喻重山, 张宏, 赵宏林, 等.压力平衡式水下开孔机液压控制系统的设计[J].机床与液压, 2007 (9) :127-128.

油罐罐壁开孔补强应力分析 第8篇

在油罐开孔处补强是指增强开孔处周围的金属量,降低开孔处周围的应力。在实际情况中,油罐罐壁开孔补强有两种结构[1],即补强圈搭接结构和插入式补强结构,通常采用补强圈搭接结构,但对于这种补强结构是否已消除开孔所产生的应力集中往往并不清楚,下面就对此建立开孔补强有限元模型并分析其应力集中情况。

1.开孔补强计算方法

国际上认可的开孔常规补强计算方法有两种:(1)压力面积法[2];(2)ASME法[3]。这两种方法区别在于压力面积法只考虑补强材料的薄膜应力,而ASME法考虑补强材料的薄膜应力和弯曲应力[4]。

1.1压力面积法的计算公式[2]为:

式中Ap)有效补强范围内压力的作用面积

Aσ壳体、补强元件的有效承载面积

P油罐设计压力

[σ]补强材料许用应力

1.2 ASME法的计算公式[3]为:

式中Sm补强材料的薄膜应力

Sb补强材料的弯曲应力

As图1中阴影线区域的面积

I图1中阴影线区域的面积对中性轴的惯性矩

a图1中阴影线区域面积的中性轴与油罐壁内表面的距离

Rm壳体的平均半径

Rnm接管颈的平均半径

e图1中阴影线区域面积的中性轴到壳壁中面处的距离

计算要求Sm[Sm],Sm+Sb1.5[Sm]。

2. 开孔补强有限元分析

2.1 建立有限元模型

由于油罐罐壁开孔直径比油罐自身直径小很多,因此,可以将罐壁开孔补强简化为平板开孔补强,这样在满足要求的前提下,大大减少了计算量。根据罐壁开孔补强的几何模型,通过ANSYS软件建立油罐罐壁开孔未补强模型和补强模型,如图2、3所示。由于可看为平板开孔补强问题,根据平板的物理性质以及平板结构的对称性,只需要分析其中1/4部分即可。

2.2加载求解

通过ANSYS软件,用solid45单元划分网格,采用自适应网格划分方式,生成的网格模型,如图4和图5。输入模拟荷载进行求解。

2.3 结果分析

罐壁开孔未补强应力图和罐壁开孔补强应力图如图6和图7。由两图对比可知,应力在开孔边缘出现了一定程度的应力集中。未补强壁上的应力集中比补强壁上的大很多。这说明通过增加开孔补强可以大大减少开孔所带来的应力集中。

3. 结束语

(1)通过分析油罐罐壁开孔有补强和无补强的模型,验证了增加补强可以很好地减少开孔边应力集中程度,大大提高油罐的安全性。

(2)可以结合有限元方法与优化设计方法,并应用于油罐罐壁开孔补强优化设计,既可以提高材料使用率,又可确保油罐的安全使用。

(3)本文的分析方法还可以对不同开孔补强直径建立有限元模型,根据孔径与应力值的变化规律,优化孔径。

摘要：本文叙述了油罐罐壁开孔补强的两种常规理论设计方法,通过有限元分析软件ANSYS模拟分析和比较了油罐罐壁开孔和开孔补强的应力分布规律,为罐壁开孔补强优化设计提供参考。

关键词：有限元法,开孔补强,应力集中,ANSYS

参考文献

[1]范云.大型油罐开孔补强结构及比较[J].炼油技术与工程,2003.

[2]德国AD规范[S].2000.

[3]美国ASMEⅧ-1[S].2001.

凝汽器喉部开孔强度分析 第9篇

为降低机组夏季运行背压,拟从原凝汽器喉部抽出360 t/h的蒸汽去小凝汽器,并用10 000 t/h左右的工业水进行冷却。因此在原凝汽器喉部开孔接出管道到小凝汽器。

1设备参数

凝汽器上部的结构,如图1所示。上部侧板及加强管采用Q235-A材料,许用应力为113 MPa。弹性模量为2.1×105MPa,材料密度为7.85×103kg/m3,泊松比为0.3。根据设计工况排汽量1322.67 t/h和从原凝汽器喉部抽出360 t/h的蒸汽去小凝汽器,因此在喉部新开两个直径1800 mm的孔用于外接抽汽管道。

2有限元计算模型

按照凝汽器上部工作状态,内部真空,外部大气压力。对上部与下部连接处进行约束,限制其6个自由度,在外部施加一个0.101 33 MPa大气压力。边界条件如图2所示。

将UG建立了上部的三维模型导入ABAQUS软件中加载边界条件,绘制网格,计算分析。

3有限元计算结果及分析

上部结构采用全三维实体单元,提高了结果的准确性。计算采用弹塑性分析。通过ABAQUS有限元软件的计算,得到了上部在大气压力0.101 33 MPa工况下的压力及变形情况,如图3~图4所示。

结果分析:

1)由应力结果云图3可知,凝汽器上部在大气压力0.101 33 MPa压力作用下,较大应力出现位置主要集中在一些结构不连续区域,如壳体和减温减压器相交位置以及加强管相对分布较少位置,凝汽器上部整体并没有较大面积的高应力区域出现。根据JB-4732《钢制压力容器-分析设计标准》要求对上部结构进行应力判定,结果如表1所示。

根据图3中的强度判定结论可知凝汽器上部在大气压力0.101 33 MPa压力下满足强度要求。

2)图4给出了凝汽器上部的变形情况。从中可以看到,在0.101 33 MPa大气压力作用下,凝汽器上部最大变形出现在减温减压器和壳体相交位置,变形为20.19 mm。造成此处变形较大的原因是由于开孔后开孔部位悬空没有支撑,应考虑增加加强管数量使变形量得以改善。

4结论

本文运用有限元分析软件ABAQUS对凝汽器上部的应力和变形进行了分析计算。计算结果表明:1)凝汽器上部壳体在0.101 33 MPa大气压力下的结构均能够满足强度要求;2)凝汽器上部的局部加强管间距较大,导致上部壳体局部变形较大,可能会对凝汽器上部结构安全造成影响,建议增加加强管使变形量得到改善。

通过对计算结果的分析,凝汽器上部壳体强度能够很好地满足要求。

参考文献

[1]孟少农.机械加工工艺手册:第1卷[M].北京:机械工业出版社,1991.

[2]李景勇.有限元法[M].北京:北京邮电大学出版社,1999.

[3]邱宣怀,郭可谦,吴宗泽,等.机械设计[M].4版.北京:高等教育出版社,1998.