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淘豆网网友近日为您收集整理了关于塔器, 烟囱等高耸结构风诱导共振的判定准则及振动分析的相关问题的文档，希望对您的工作和学习有所帮助。以下是文档介绍：收稿日期: 。作者简介:元少昀(1973 - ) ,男,湖南岳阳人,1998 年毕业于中国石油大学化工过程设备专业,获工学硕士学位,现在中国石化工程建设公司从事石油化工设备的设计工作,已发表论文 8 篇,高级工程师。Email :yuansy @sei. com. cn塔器、烟囱等高耸结构风诱导共振的判定准则及振动分析的相关问题元少昀,段 瑞(中国石化工程建设公司,北京 100101)
摘 要:列举了部分诱导共振破坏的实例,简要分析了诱导共振在设计中被忽视的原因,分析了 SW6 软件在塔器诱导振动计算方面的不足。重点归纳总结了目前国内外塔器和烟囱风诱导共振方面的七种主要判定准则,并简要分析了这些准则的优劣点。对 JB 4710 —2005《钢制塔式容器》,对其在振动分析时的基本风压计算式和共振的判别式提出了探讨。在简要阐述振动分析方法的同时,提出了振动幅值的控制值计算式。关键词:诱导共振;判别准则;振动分析方法;许用振幅中图分类号: TE965
文献标识码:B
文章编号: (3206
钢制塔器在石油化工装置中是广泛采用的一类重要设备,具有数量多、投资比重大的特点,由于其属于高径比大、直立的高耸结构,必然受到风载荷的作用,烟囱也是这类设备。随着新工艺流程、新装置的不断出现,以及装置的逐步大型化,塔器、烟囱的高径比也越来越大。一般来说,高度、高径比越大,受风载的影响也越大,在一定的条件下,便容易发生塔器振动的事故。露天安置的高耸结构,在风载作用下可能同时存在两种振动:顺风向振动和横风向振动。因此,其振动轨迹是一个椭圆形的轨道。横风向振动,也称诱导振动,其对设备的危害性比顺风向振动更大。如德国斯图加特电视塔实测横风向振幅为顺风向的 2. 4 倍,捷克 1 座 180 m 高电视塔因横风向共振振幅达 1 m 而开裂。在国内,塔器或高耸的塔器发生诱导共振的事例也已多次出现:1994 年 6 月,某乙烯装置中直径 2 700 mm、高75 000 mm的乙烯精馏塔,当刮 3~4 级风时,便沿与风垂直的方向剧烈振动,振幅达半米多;2008年,国内另一乙烯装置之脱甲烷塔(直径 2 600mm/ 3 600 mm、高 77 700 mm) 尚未投产就发生了诱导振动,并导致设备多处严重开裂;2009 年2 月,又一乙烯装置中乙烯塔,在刮 5~6 级北风时,沿东西方向发生大幅度摆动,并伴随很大的声音。文献[1 ]和[3 ]详细分析了诱导共振的机理、对设备的危害及相应的减振措施。但诱导振动却又是在设计中经常被忽视的问题,这既有标准规范的原因,也有计算工具的因素。由于诱导振动机理复杂,国内开展这方面的研究也不过 10 多年,直到近些年,诱导振动的问题才逐渐成为关注的重点。所以,JB 4710 —2005《钢制塔式容器》以前的版本及同类标准均未对诱导振动的计算及控制方法作出规定,使得设计者在塔器设计时无章可依,也就忽略了这个问题;另一方面,此前,缺乏能进行振动分析的计算软件,JB 4710 —2005 发布后,虽然增加了附录 A“横风向的风力和风弯矩计算”,提出了高度 H 大于30 m、高径比 H/ D 大于 15 的塔器在共振时横风力的计算方法, 目前主流的塔器计算软件, 如SW6 ,虽然也据此增加了横风力计算的功能,但还不能称其为完整的振动分析,计算书中甚至还没有给出明确的提示和结论,所以不能够引起设计人员的足够重视,因而多数情况下忽略了可能存在的诱导振动,造成设计不完善、存在安全隐患,或设备安装后发生诱导共振。SW6 在诱导振动的计算存在如下不足:静设备
石油化工设备技术,) ·13 ·Petro2Chemical Equipment Technology(1) 只计算了设计风速和临界风速,需要设计者自行判断是否需要进行振动分析;(2) 只计算了第一阶诱导共振的弯矩;(3) 没有进行疲劳校核;(4) 没有对振幅进行计算和判定。由于这些问题的存在,计算后如下问题仍不明确:是否必须进行振动分析,发生诱导振动后,疲劳强度、振幅是否在控制范围之内,以及发生第二阶共振时,结构是否安全等。由于以上原因,导致结构设计之初,未能对诱导共振的几率、危害性给予准确的判断,忽略了本该进行的振动分析,没有采取合理的控制,往往是实际发生诱导振动后才意识到问题的严重性,再考虑采取减振补救措施,但此时设备现场的条件往往又限制了许多原本可行的减振措施的实行。因此,切实可靠的方法是重视塔器或烟囱的诱导共振,完善设计计算,在设计阶段就应该对诱导共振进行细致评判,做到以预防、控制为主,而不是事后补救。为此,需要先建立完善的共振判定条件。国内外很多学者在这方面进行了深入细致的研究,得到了一些很有价值的的准则。本文先以这些准则的基本原理为基础,对诱导共振的判定条件作一归纳分析,并简要阐述振动分析的思路和方法;对国内的设计标准 JB 4710 —2005附录 A ,本文针对基本风压的计算式等两个问题,提出质疑。1
诱导振动的有关判别准则按静载荷设计的塔器或烟囱,如可能产生诱导振动,并非所有情况均要无条件地进行振动分析,而是应先判定是否必需进行振动分析,再进一步判定结构在振动时是否稳定。这就要求必须建立准确、合理、简单有效的判定准则,以满足工程设计的需要。国内外开展风诱导振动的研究已有将近 40年的历史,有关学者提出了不同的评定准则。综合起来主要有如下 7 个准则。对使用英制单位的判定准则,为便于国内设计者使用,本文将其转化为国际单位制,为便于对比,将各符号及英制判定式标示在括号内。1. 1
Zorrilla 准则( 载荷判据) [ 1]该准则由 Zorrilla 加以补充和完善,包含2 个细则。细则 1 判定是否需要进行振动分析;细则2 判定结构在诱导振动时是否稳定。其判定时所依据的主要参数是重量载荷,因此,可将该准则称为载荷判据。细则 1 :应满足表 1 要求。表 1
细则 1 判定式和结论判定式结
论WL D2a3& 0. 127 4
WL D2a3& 20 必须进行振动分析0. 127 4 &WL D2a3& 0. 159 320 &WL D2a3& 25建议进行振动分析WL D2a3& 0. 159 3
WL D2a3& 25 不需要进行振动分析 细则 2 :应满足表 2 要求。表 2
细则 2 判定式和结论判定式结
论WΨL D2a3& 4. 777 5 ×10 - 3 WΨL D2a3& 0. 75 设备不稳定4. 777 5 ×10 - 3&WΨL D2a3& 6. 051 65 ×10 - 320 &WΨL D2a3& 25设备可能不稳定WΨL D2a3& 6. 051 65 ×10 - 3 WΨL D2a3& 0. 95 设备是稳定的 当需要时,可按式(1) 计算振动幅值。Δd = 65. 46 ×2. 43 ×10- 9×L5V2critWΨDa3 mΔd =2. 43 ×10- 9×L5V2critWΨDa3 in (1)式(表) 中:W ———设备总重量,N (lb) ;Da3 ———设备上部 1/ 3 长度范围内的平均直径,m(ft) ;L ———设备总长度,m(ft) ;Ψ———对数衰减率;V crit ———临界风速,m/ s(mph) 。1. 2
ASME 准则( 速度判据)美国 ASME STS - 1 - 2000《钢烟囱》,提出了一种用临界旋涡速度判定的方法。该标准计算一种称为临界旋涡速度 V cv 的参数,用 V cv 与临界风速 V c 相比,从而作出判定。由于这个特点,因此可将该准则称为速度判据。本方法取阻尼系数ζ为两部分之和,一为气动阻尼ζa ,另一个为钢结构阻尼ζs 。本判定准则·41· 石 油 化 工 设 备 技 术 2010 年 的计算步骤及有关公式如下:(1) 步骤 1。计算阻尼系数,ζ=ζa +ζs 。其中
ζa =CfρDa3 V z4πwa3 f 1式中:ζs ———系数,按表 4 取值;Cf ———系数,按表 3 取值;ρ———空气密度,kg/ m3(lb/ ft3) ;V z ———平均风速,m/ s(ft/ s) ;wa3 ———设备上部 1/ 3 长度范围内的单位长度的重量,N/ m(lb/ ft) ;f 1 ———1 阶固有频率, Hz。表 3
Cf 的取值限制条件结构表面L/ Da1 7 25Da q0 & 5. 27Da q0 & 2. 5光滑 0. 5 0. 6 0. 7粗糙 0. 7 0. 8 0. 9非常粗糙 0. 8 1 1. 2Da q0 & 5. 27Da q0 & 5. 27所有情况 0. 7 0. 8 1. 2
注: Da ———设备的平均直径, m (ft) ; q0 ———设计外压,Pa (Psf) 。表 4
ζs 的取值结构类型ζs刚性支撑弹性支撑不带衬里 0. 002 0. 004带衬里 0. 003 0. 006
(2) 步骤 2。计算临界风速 V c 。(3) 步骤 3。计算临界旋涡速度。V cv = bZcr33α×2215V d
m/ s(ft/ s)Zcr =5L6 V d =V 0If式中:b,α———地形因素,按表 5 取值(依据 ASME- STS - 1) 。V d ———设计风速,m/ s(ft/ s) ;V 0 ———基本风速,m/ s(ft/ s) ;If ———重要系数,取 1. 0~1. 5。表 5
b和α的取值地面粗糙度 b αA 0. 64 0. 333B 0. 84 0. 250C 1. 00 0. 150D 1. 07 0. 111
(4) 步骤 4。按表 6 判定。表 6
振动分析的判定判定式结论V c & V cv 应进行振动分析,要考虑诱导振动及载荷V cv & V c & 1. 2V cv 建议进行振动分析,并考虑诱导振动的载荷( 升力) , 但其数值可用系数( V cv/V c) 2折减。ASME - STS - 1 给出了该载荷的计算方法1. 2V cv & V c
不需进行振动分析1. 3
NBC 准则( 阻尼判据)加拿大建筑规范 NBC ( Canadian BuildingCode) 也提出了另外一种判定准则,其实质是利用阻尼系数来判定,因此,可将该准则称为阻尼判据。该方法在进行振动分析的强度核算时,主要原理是将诱导振动的升力(由旋涡产生) 等效为一种作用在结构上部 1/ 3 范围内的静载荷 Fe 。判定方法如下:步骤 1。计算临界风速 V c ,若 V c 大于设计风速 V ,不需要进行其他的振动分析。步骤 2。按表 7 计算系数 C1 和 C2 。表 7
系数 C1 和 C2 的计算参数 L/ D & 16 L/ D & 16L/ D & 12且 V c & 10 m/ sC13 L/ D43 6C2 0. 6 0. 6 1. 2
步骤 3。判定。标准规定,阻尼系数ζ=Ψ2π,其在如下范围内取值:对非衬里结构,ζ= 0. 001 6~0. 008 ;对带衬里的设备,ζ= 0. 004 8~0. 009 5。按表 8 进行是否要作振动分析的判定。表 8
振动分析的判定判定式结
论ζ&C2ρD2a3wa3不需要进行振动分析ζ&C2ρD2a3wa3需要进行振动分析 步骤 4。如果需要进行振动分析,则应按下·51· 第 31 卷第 1 期元少昀等. 塔器、烟囱等高耸结构风诱导共振的判定准则及振动分析的相关问题式计算振动引起的当量静载荷 Fe :Fe =C1 qDa3L/ DC2ρD2a3wa3 N/ m(lb/ ft)式中: q ———风压,Pa (Psf) 。根据 Fe 可得出诱导振动的当量静弯矩,将其与顺风向弯矩叠加,从而得到诱导振动时结构所受的总风弯矩。以此总弯矩校核结构在振动时的强度,若强度不通过,则应增加结构的厚度,直到计算通过。1. 4
JPI 准则( 频率判据)日本规范 J PI - 7R - 35 - 78《带裙座塔类的强度计算标准》提出了另一种判定准则,以塔器的振动频率 f 与其某一振型的自振频率 f ci 相比较,当满足 0. 85 f ci ≤f ≤1. 3 f ci 时,应考虑诱导振动的影响。由于该准则是以频率为参量建立的,故可称为频率准则。该判定方法考虑到了频率计算时可能存在误差,以及发生共振时存在频率的“锁定区”的问题,因而规定当振动频率位于自振频率的某一区间时,应考虑可能发生激烈共振。但利用该判别式可能存在一个误区,容易漏判隐含于公式之内的共振。如当 f & 1. 3 f c1 并且 f & 0. 85 f c2 时,按判别式,可不考虑诱导振动的影响。但实际上,在频率到达此区间内的过程中,风速将通过第一阶共振对应的风速区,若在该风速区内停留时间较长,其产生的诱导共振将不容忽视。1. 5
雷诺数准则以是否出现卡门涡街作为判定条件。认为当雷诺数 Re 在如下范围内时,将出现卡门涡街,发生诱导共振,应考虑共振的影响[2 ]:(1) 300 ≤Re & 3 ×105时,进入亚临界区,出现卡门涡街,塔体产生周期性振动;(2) 3. 5 ×106≤Re 时,进入超临界区,卡门涡街重新出现,又出现周期性振动。与 J PI 准则类似,采用本准则也容易漏判隐含于判定式之中的共振。如当 3 ×105≤Re &3. 5 ×106时,风速将通过 300 ≤Re & 3 ×105对应的共振区,在此阶段内,发生共振是必然的。1. 6
英国 BS 5500 准则( 几何判据)BS 5500 单纯采用结构的几何尺寸来判定,简单地规定当高径比 L/ D ≥10 时,应考虑诱导共振的影响,故可称为几何判据。1. 7
JB 4710 准则( 速度判据)我国的 JB 4710 —2005《钢制塔式容器》标准在附录 A 中采用了另一种判定方法,利用临界风速 V ci 与设计风速 V 的对比作为判断是否需要考虑诱导共振的条件,故也属于速度判据的范畴。其判定方法见表 9。表 9
速度判定判定式结
论V & V c1 不需要考虑诱导共振V c1 ≤V & V c2 应考虑第一阶诱导共振V c2 ≤V 应考虑第一、二阶诱导共振 JB 4710 —2005 给出了计算诱导共振时塔顶的振幅、各截面的横风向弯矩以及组合风弯矩等计算公式,可以完成诱导共振时的强度计算。2
各判定准则的简要对比上述各种判定准则从不同的角度出发,采用了不同的判定方法,各有特点。英国 BS 5500 的方法较为简单,但不够科学、严谨,且比较保守。日本 J PI 准则、雷诺数准则和 JB 4710 准则分别采用振动频率、雷诺数、风速与临界值比较,以判断是否需要考虑诱导共振,物理意义明确,计算简单,使用方便。但使用 J PI 准则和雷诺数准则时应特别注意,单纯满足判别式并不能确保结构的安全性,因为可能漏判隐含的共振。如采用J PI 准则时,当频率 f & 1. 3 f c1 并且 f & 0. 85 f c2时,以及采用雷诺数准则时,当 3 ×105≤Re &3. 5 ×106时,都将因风速通过共振区而必然产生共振,对设备的危害取决于风速维持在该区间内的时间和共振载荷的烈度。ASME 准则与 JB 4710 —2005 的方法类似,采用速度作为判据。但其采用的是一个新概念———临界旋涡速度作为判据因子。由于诱导振动实质是由卡门涡街造成的,所以,ASME 准则从理论上更接近振动机理,且 ASME 准则综合考虑了结构外壁的粗糙度、地面粗糙度和基础对卡门涡街的影响,并兼顾了设备重要性对设计要求的差异,因此较为科学合理。NBC 准则是在设计风速大于临界风速的前提下(此时,JB 4710 —2005 规定必须考虑诱导共振的影响) ,进一步综合考虑了阻尼系数、设备的重量、直径、高度等诸因素后,作出的判别式,而不·61· 石 油 化 工 设 备 技 术 2010 年 是笼统地要求都要考虑诱导共振。因此,可认为该准则比 JB 4710 —2005 细化,并且,该准则提出了当量静载荷的计算式,可以将动载荷静态化、简单化,这是其他方法所不具备的。Zorrilla 准则非常明确而具体地给出了结构是否需要进行振动分析以及结构在振动下是否稳定的判据,计算式简单,物理意义明确。并提出了振幅的计算式,是一个较为完善、操作性较强的判定准则。3
对我国 JB 4710 —2005 标准的两点商榷我国 JB 4710 —2005《钢制塔式容器》附录 A作为规范性附录,给出了高度 H & 30 m , H/ D &15 的塔式容器在横风向共振时的风力和风弯炬计算方法,包括了临界风速、塔顶振幅、横风向弯矩、组合风弯矩的计算式以及共振的判别方法。这部分内容为设计者在诱导共振的计算上提供了依据和指南,在塔器的设计中具有重要作用。但对其中两个公式,本文作者存在一定疑问,在此提出,作一探讨。(1) 关于基本风压。在计算 I - I 截面处的顺风向弯矩 MI - Icw ,以得到共振时的组合风弯矩 MI - Iew(按式 A. 9) 时,标准规定求 MI - Icw 时,计算方法同8. 5 ,“但其中的基本风压 q0 利用本附录计算出的 vci ,采用式(A. 10) 进行换算”,式(A. 10) 为: q0=12ρv2ci 。本文作者认为,此处存在概念错误,即此风压不是通常定义的基本风压,此处基本风压的定义没有与其他处保持一致。如基本风压按此取值,则太过于保守。由于本标准是根据塔顶的设计风速与临界风速的对比关系来判断共振的,故 vci 和设计风速v Hi 均是对应塔顶处的风速,即该风速已包含了风压高度变化系数 f t 的影响。而基本风压指的是高度 10 m 处的风压(故在 8. 5 节求各截面风载荷的公式中,均在基本风压的基础上再乘以 f t ) 。也就是说式(A. 10) 所求的不是基本风压 q0 ,而是塔顶的风压,其值应为 f t q0 。所以式(A. 10) 应修正为 f t q0 =12ρv2ci ,即 q0 =12ρv2cif t[式(A. 10a) ] 。若按式(A. 10) 计算,将使共振时的基本风压扩大了 f t 倍,对于高塔来说, f t 一般比较大,如JB 4710 —2005 的算例 3 和算例 4 , f t 分别为1. 89和 1. 648。实际计算表明,在某些情况下,将使原本不是控制因素的共振工况放大为控制工况,造成材料的浪费。当然,如果此处基本风压完全按修正后的式(A. 10a) 计算,也存在“冒”的可能,这是因为,当塔顶风速 vHi 等于 vci 时,发生共振,此时的基本风压为式(A. 10a) 计算得到的值。但由于诱导振动存在一个锁定区,即在一定范围内,风速增大,旋涡脱落频率不变,仍处于共振状态,此范围为 V z= (1~1. 3) vci ,故当塔顶风速为 1. 3vci 时,塔器仍共振;风速再增加,塔器便不再共振。故塔顶风速为 1. 3vci 时,10 m 高处的风压才是共振状态下“最大”的基本风压。基于此考虑,应进一步将式(A. 10) 修正为 q0 =12×ρ(1. 3vci ) 2f t[ 式( A.10b) ] 。笔者认为,应该用式(A. 10b) 代替标准中的式(A. 10) 。(2) 关于共振的判别式。标准规定“若 V &V c1 ,不需考虑塔器的共振;若 V c1 ≤V & V c2 时,应考虑一阶共振;若 V ≥V c2 ,除考虑第一振型外还应考虑第二阶振型的振动。”本文作者认为应适当扩大考虑共振的范围。由于风压高度系数的测量、设备自振周期的计算,以及斯特罗哈数的取值等均不可避免存在误差,且实际风力是动态变化的,导致计算临界风速与实际塔顶风速也必然存在一些偏差, 因此,应确定一个临界风速区作为判断的依据,如规定当 V & 0. 8V c1 时,不考虑一阶共振;当 0. 8V c1 ≤V& 0. 8V c2 时,应考虑一阶共振,当 0. 8V c2 ≤V 时,应考虑第一、二阶共振。4
振动分析的方法当判定需要进行振动分析时,振动分析应把握校核强度、控制振幅和疲劳分析等三要点,其主要的方法简述如下:(1) 强度计算,可采用JB 4710 —2005 附录 A或 NBC 准则所提出的计算方法,求出共振时的横风向弯矩,与同时作用的顺风向弯矩相叠加,得到组合风弯矩,并与设计基本风压作用下的总弯矩对比,取大者进行强度核算。若壳体壁厚能承受这些载荷的作用,则强度是没问题的。(2) 振幅控制,可按 JB 4710 —2005 附录 A或 Zorrilla 准则的方法计算振幅。塔器在共振时,控制振幅是一个很重要的要求,这是因为过大的摆动将对塔的操作性能带来很大的影响,甚至·71· 第 31 卷第 1 期元少昀等. 塔器、烟囱等高耸结构风诱导共振的判定准则及振动分析的相关问题使塔器失效(诱导振动对塔器的危害,可参见文献[3 ]) 。但遗憾的是,可能是受振动机理[3 ]、塔器操作性能的具体要求等因素制约,目前有关标准只给出了振幅的计算式,但没有振幅的允许(控制)值,这使得设计者难于有章可循,很难把握控制的尺度。笔者提出,许用振幅可按下式取值:当 D ≤1 000 mm 时,[Δd] = H/ 200 mm当 1 000 & D ≤2 000 mm 时, [Δd ] = 8 H/ Dmm当 2 000 & D 时,[Δd] = H/ 250 mm(3) 疲劳分析,发生诱导振动时,结构在其两侧所交替形成的卡门涡街的作用下,受到方向交替变化的升力的作用,使结构沿垂直于风向的方向频繁摆动,将引起疲劳问题。当结构的原材料或制造过程中存在缺陷时,容易产生裂纹并扩展等。因此,疲劳分析是振动分析的另一个重点。疲劳分析的主要方法是:由于升力在结构的两侧交替产生拉、压应力,因此,可计算出横风向弯矩在结构横截面中所产生的应力,此应力即为交变应力幅,根据此应力幅和材料特性,即可依据 JB 4732 —1995《钢钢制压力容器———分析设计标准》进行疲劳分析。5
结语诱导振动对塔器等直立设备的危害比顺风向振动更大,但目前主流的 SW6 等塔器计算软件,还不能进行完整的振动判定与分析。因此,计算后不能完全掌握和控制振动情况。考虑到并非所有直立设备的振动均要无条件地做振动分析,为做到设计阶段不忽略本该进行的振动分析,需要建立准确、合理的共振判定准则。本文总结分析了国内外 7 种主要的共振判定准则及相关的计算式。这些判定准则各有优劣,其中JB 4710 —2005、ASME 准则、NBC 准则和 Zorril2la 准则较为完善、科学,使用方便,推荐设计者采用。使用J PI 准则和雷诺数准则时,应特别注意识别判别式之内所隐含的共振。我国的JB 4710 —2005 规范性附录 A ,作为新推出的振动分析的指导性资料,具有重要作用,但对其中计算共振时顺风向载荷所需的基本风压计算式,笔者认为存在概念上的偏差,应将基本风压的计算式(A. 10) 修正为 q0 =12×ρ(1. 3vci )2对其共振判别准则,建议适当放宽需考虑共振的风速范围。当结构需要进行振动分析时,应重点进行结构的强度校核、振幅控制和疲劳评定。本文提出了这些分析的基本思路和方法。鉴于目前缺乏诱导振动的振幅控制值,本文作者提出了塔器共振时的允许振幅,供设计者参考。参考文献:[1]
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元少昀. 塔器、烟囱等高耸结构诱导振动的振因、振害分析及减振对策[ S]. 石油化工设备技术,) :528.(上接第 12 页)控制,为此管板厚度δP 可按下式计算:δP =6M中1. 5[σ]tμ3
结语高压 U 形管换热器管板可作为受管孔开孔削弱的圆平板计算。在忽略壳程法兰力矩作用,并考虑管板强度削弱系数和调整管板许用应力的基础上,可应用 GB 150 的相应平盖公式及相应特征系数进行计算。计算结果应是偏安全的。但应用 GB 150 平盖公式时,应确保筒体有足够的承载能力,而过渡半径 r 则并不需要很大。该种 U 形管板也可通过变通处理用 GB 151方法进行计算。参考文献:[1]
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黄克智. 板壳理论[ M ]. 北京:清华大学出版社,1989.·81· 石 油 化 工 设 备 技 术 2010 年 STRESSED ANALYSIS AND DESIGN OFNON - STANDARD HORIZONTAL VES2SELSChen S hengmiao.J ingmen B ranch Co. , W uhan J inz hong Petro2chemical Engineering Co. , L t d. , P. C. 448039Abstract
The non - standard steel horizontalvessels which are beyond the extent specified instandard JB/ T 4731 —2005 , such as non - sym2metry - laid double saddles , nonstandard sad2dles , multi - addition loads , three - saddle hori2zontal vessels and buried and jacketed horizontalvessels are analyzed and discussed in details andan engineering design method is brought forwardin this article.Keywords
H SMulti - Jacketed horizontal ves2 Buried horizontal vesselsSTRESS TEST ANALYSIS OF 15 ×104m3FLOATING ROOF TANK MADE OFHOME - MADE STEEL PLATEB ai S henghu1, Chen Zhi ping2, W u Tongz hu3,Gao Tao1, Guo Wei1, L i Yan1.1. Pi peline S torage & T rans portation Corpora2tion , S I N O P EC, P. C. . I nstitute ofChemical M achinery Zhejiang University , P.C. . S I N O P EC Engineering I ncorpo2ration , P. C. 100101Abstract
B610E ( 08MnNiVR) a low - alloyhigh - strength steel for high heat input weldingis researched and developed by Shanghai Baost2eel Group , which is used to substitute forimported steel to manufacture large oil storagetanks. The static resistance stress - strain meth2od was used for stress test for 15 ×104m3float2ing roof tank made of B610E steel plate to obtainthe real test data of stress on the shell and thebottom plate. bined cylindrical shellmethod was adopted to calculate the stress oftank shell and a numerical analysis based on dif2ferent settlement finite element model was usedto get the stress of the bottom plate. 2parison was made for the calculated stress to thestress test data which showed that the values aremostly mated. Meanwhile a preliminary analysiswas performed for the reason why there weredifference between the calculated stresses andthe test data of 11 test spots located at the filletjoint. Finally , the real stress test data are evalu2ated the results show that the 15 ×104m3float2ing roof tank made of B610E meets the strengthrequirements.Keywords
O Home - S Fo Finiteelement methodTUBESHEET CALCULATION OF HIGHPRESSURE U - TUBE HEAT EXCHANG2ERS ang rubao , X u ming di .S EN O P EC Engineering Incorporation , P. C.100101Abstract
This article discusses a tubesheet cal2culation of U - tube heat exchanger. This typeof tubesheet calculation method has not beenspecified in the standard GB151 & Shell - tubeHeat Exchangers& owing to its special structure.A new calculation method has been addressed onbasis of tubesheet stress analysis in this article.Keywords
H U - Heat ex2 Tubesheet calculationDETERMINANT PRINCIPLE AND RE2LATED ISSUES OF ANALYSIS FORWIND - INDUCED OSCILLATION OFTALL TOWERS AND STACKSYuan S haoy un , D uan Rui .S I N O P EC Engineering I ncorporation , P. C.100101Abstract
In this article , some destructed in2stances by wind - induced vThe reason why the wind - induced vibration of2ten ignored in design is analyzed. Meanwhile ,the disadvantage of SW6 software in oscillationcalculation is brought forward. The thesisstressed on summarizing seven main determinantprinciples for wind - induced oscillation analysison towers and stacks at home and abroad pres2ently and briefly analyzed the advantages anddisadvantages of these principles. The basicwind pressure calculation formula and oscillationdeterminant formula for analysis of oscillationspecified in code of JB 4710 —2005 relative totowers design was approached and a formula forallowable value of vibration amplitude is broughtforward .Keywords
Determi2 O MAllowable os DiscussTHE OPTIMIZATION ANALYSIS OF2 000 m3SPHERICAL TANKH ao j iao1, J iang y uany uan1, L in Chang -j ian2.1. School of Mechanical Engineering , L iaoningPetrochemical University , P. C. .S heny ang
pany L imited , P. C. 110000ABSTRACTS PETRO2CHEMICAL EQU IPMEN T TECHNOLO GYStarted Publication in 19801Bimonthly1Jan1 2010 Vol1 31 No11 ·Ⅲ·播放器加载中，请稍候...
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文档介绍：
收稿日期: 。作者简介:元少昀(1973 - ) ,男,湖南岳阳人,1998 年毕业于中国石油大学化工过程设备专业,获工学硕士学位,现在中国石化工程建设公司从事石油化工设备的设计工作,已发表论文 8 篇,高级工程师。Email :yuansy @sei. com. cn塔器、烟囱等高耸结构风诱导共振的判定准则及振动分析的相关问题元少昀,段 瑞(中...
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