基于抱箍吊裝技術的大噸位薄壁筒屈曲穩定性研究*

謝大帥 黃松和 楊高傳

(1. 西南交通大學機械工程學院；2. 中鐵四局集團有限公司工管中心)

在化工行業中，對一些無吊裝吊耳或頂層吊蓋的薄壁筒(如吸收塔、造粒塔等)常采用摩擦抱箍法進行吊裝。薄壁筒在使用抱箍吊裝時不僅受到來自箍身均勻的外壓載荷，而且受到來自牛腿因偏載力產生的局部外壓載荷，對于直徑與厚度比大于20的薄壁圓筒來說，在外壓載荷下容易周向屈曲失穩[1]。而隨著科技的發展，吸收塔、造粒塔等化工設備正向著高產能、大直徑、大噸位的方向發展，因此傳統的單抱箍結構已不能滿足吊裝要求。為了滿足大噸位、大直徑薄壁筒吊裝的要求，提出了一種新型的雙抱箍結構，通過對單、雙抱箍作用下薄壁筒的受力進行分析，推導出了薄壁筒穩定性計算公式，并通過300t硝酸吸收塔吊裝實例用有限元的方法加以驗證。通過對比分析表明：雙抱箍結構在大噸位薄壁筒的吊裝施工工藝中具有較大優勢，為大噸位薄壁筒的吊裝提供新思路。

1 摩擦抱箍法

圖1為傳統的單抱箍結構示意圖。抱箍主要結構為兩個折彎成略小于半圓形的鋼板，鋼板上焊接有箱型結構的牛腿和預緊螺栓板。通過預緊螺栓使兩半圓形鋼板對薄壁筒產生正壓力，從而產生克服豎向載荷的摩擦力。

圖1 單抱箍結構示意圖

圖2為雙抱箍的結構示意圖。雙抱箍由上、下兩個單抱箍組成，上、下抱箍的牛腿通過連接梁由抗摩擦型高強度螺栓組連接。單個抱箍的寬度小便于加工，而且在運輸時可將上、下抱箍和連接梁拆卸便于運輸。

圖2 雙抱箍結構示意圖

2 穩定性計算公式推導

2.1單抱箍作用下薄壁筒穩定性計算公式

薄壁筒在抱箍吊裝時,一方面受到來自箍身抱緊薄壁筒產生的外壓,可近似認為這種外壓力沿周向均勻分布[2]，對薄壁筒穩定性影響不大。另一方面如圖1、2所示，作用在牛腿上的豎向載荷由于距牛腿根部有一定的距離h形成偏載，偏載的豎向力會產生較大的彎矩，從而對薄壁筒表面產生較大的局部外壓，是引起薄壁筒失穩的主要原因。因此在計算抱箍作用下薄壁筒屈曲穩定性時，可以只考慮來自牛腿的局部外壓作用。

對于單抱箍牛腿可以將其簡化為簡支梁模型，在單邊豎向力的作用下所產生的彎矩為：

(1)

式中h——豎向力作用點到牛腿根部的距離；

P——吊裝時所需克服的豎向載荷。

圖3 單抱箍牛腿在箍身上的應力分布

由于抱箍的厚度相對于其直徑尺寸較小，可將抱箍視為柔性彈體[3]，作用在抱箍上的壓應力可認為直接作用在薄壁筒上。因此可將薄壁筒的受力看作兩段沿周向相距很遠的間斷式集中外壓載荷，如圖4所示。載荷的平均值pd為：

(2)

當在殼的一段上沿周向受均勻分布的壓力作用時，其臨界外壓載荷pkp為[4]：

(3)

式中a——外壓載荷作用寬度；

E——薄壁筒材料的彈性模量；

k——薄壁筒的形狀缺陷系數，由于此處載荷為兩段沿周向相距很遠的間斷式集中外壓載荷，因此k值可取為0.5；

圖4 單抱箍牛腿在薄壁筒上的應力分布

pkp——周向臨界外壓載荷；

R——薄壁筒的半徑；

α——和約束有關的系數，此處由于抱箍的寬度相對于薄壁筒長度較小，α可取0.5；

δ——薄壁筒的厚度。

單抱箍作用下要使薄壁筒不屈曲失穩，應滿足：

pd≤pkp

(4)

由式(1)～(4)可以求得薄壁筒不失穩的情況下單抱箍所能承受的最大豎向力為：

(5)

式中Pd——單抱箍所能承受的最大豎向力。

2.2雙抱箍作用下穩定性計算

對于雙抱箍結構，上、下抱箍的牛腿與連接梁之間的連接可視為剛性，組成一門架結構。由于上、下抱箍與薄壁筒間墊有橡膠層，使得抱箍與薄壁筒之間允許有一定的轉動，且在豎向力的作用下使抱箍和薄壁筒有分離趨勢，下抱箍與薄壁筒之間沒有較大的摩擦力作用，因此下抱箍可以簡化為移動鉸支座。而上抱箍對薄壁筒有正壓力作用且產生了較大的摩擦力來克服起吊力，可以將上抱箍處牛腿簡化為固定鉸支座。因此雙抱箍吊裝的力學模型可簡化如圖5a所示的靜定門架式結構，其受力分析如圖5b所示。

圖5 雙抱箍牛腿簡化模型

根據力學平衡原理，可以求出上抱箍牛腿與箍身之間的作用力：

(6)

式中Fs——上抱箍牛腿處的支反力；

l——上下抱箍寬度中心的距離。

由于牛腿作用在箍身上的力可近似認為作用在薄壁筒上，因此薄壁筒的應力分布仍可看成是沿周向分布的兩段相距很遠的集中外壓載荷。 因此牛腿在薄壁筒表面產生的正壓力平均值ps為：

(7)

式中as——雙抱箍結構的上抱箍寬度。

要使薄壁筒在雙抱箍作用下不發生屈曲失穩，應滿足：

ps≤pkp

(8)

由式(1)、(6)、(7)、(8)可以得出在雙抱箍作用下，薄壁筒所能承受的最大豎向力：

(9)

由式(5)、(9)可以看出，當薄壁筒結構和尺寸確定時能夠影響薄壁筒穩定性的尺寸參數有豎向力距牛腿根部的距離h、抱箍寬度a、兩抱箍之間的距離l和抱箍的周向作用范圍2θ。對于單抱箍而言，尺寸參數有豎向力距牛腿根部的距離h和抱箍的周向作用范圍θ，因為結構自身的原因無法做出大范圍調整。要想提高單抱箍作用下的薄壁筒的穩定性就必須增加抱箍的寬度，但這樣勢必增加了加工運輸的難度和成本，因此單抱箍吊裝時其承載能力有限。而對于雙抱箍而言，在其他條件都一樣的情況下其吊裝能力是單抱箍的3～4倍，而且可以通過增加上下抱箍間的距離來提高承載能力。因此抱箍在薄壁筒吊裝作業中具有很大的優勢。

3 有限元算例驗證

3.1公式計算結果

某化工公司總質量為275t的硝酸吸收塔采用雙抱箍法成功吊裝。吸收塔塔體和所設計抱箍的相關尺寸如下：

硝酸吸收塔質量 275t

吸收塔壁厚δ25mm

吸收塔總長L57m

吸收塔外徑R4.5m

彈性模量E2.1GPa

上抱箍寬度 1.4m

下抱箍寬度 1.3m

上、下抱箍中線間距離l3.2m

吊點距牛腿根部距離h0.65m

抱箍周向作用范圍2θ19rad

抱箍厚度 20mm

抱箍外徑 4.469m

抱箍自重 15.5t

可以看出若采用單抱箍吊裝，將抱箍寬度設計為雙抱箍上、下抱箍的寬度和仍不能滿足吊裝要求。要使單抱箍達到雙抱箍的吊裝能力，須將單抱箍的寬度增加到約9.6m，這樣會給抱箍的加工和運輸帶來很大的難度。

3.2有限元驗證

ANSYS有限元分析軟件有專門的分析計算模塊分析結構承受外壓時的屈曲狀況，即特征值屈曲分析[5]，其分析過程為：首先建立有限元模型，對模型施加一極小的單位載荷進行一般靜力分析；然后退出靜力分析求解器，進入屈曲分析求解器進行屈曲分析；最后對計算結果進行模態擴展求得屈曲時的失穩模態頻率和失穩形態。所求得的失穩模態頻率乘以單位載荷即模型失穩時的臨界載荷。

3.2.1有限元模型簡化

屈曲穩定性分析主要是針對吸收塔自身進行分析，為了節約內存空間和計算時間，可將抱箍的牛腿和連接梁簡化為箱梁結構，且當薄壁筒計算長度較長時可忽略薄壁筒兩端封頭等部件的約束作用[6]。簡化后的模型如圖6所示。

圖6 抱箍簡化模型

3.2.2計算結果

將吸收塔底面全約束，在模型預緊螺栓板位置處施加單位的面載荷作為螺栓預緊力，相應施加的單位豎向力為101.74kN進行屈曲分析。得到的屈曲系數λd=32.25、λs=108.75，相應地求出單、雙抱箍吊裝時薄壁筒不屈曲失穩時的最大豎向載荷Pd′=λd×101.74=3281.1kN、Ps′=λs×101.74=11064kN，單、雙抱箍作用下薄壁筒屈曲模態如圖7所示。

圖7 抱箍作用下屈曲模態

將公式和數值計算的結果統計于表1。

表1 計算結果對比

由表1可以看出，數值計算計算結果與所推導公式計算比較接近，有限元計算將結果略為偏大，因此所推導公式可作為抱箍吊裝時薄壁筒穩定性計算的參考。

4 結論

4.1針對大噸位薄壁筒的吊裝提出了一種新型的雙抱箍結構，并介紹了其結構特點。與傳統的單抱箍相比雙抱箍具有單個抱箍寬度較小、加工難度小、運輸時可以拆卸及便于運輸等優點。

4.2分析比較了單、雙抱箍作用下薄壁筒的力學模型，推導出了計算抱箍作用下薄壁筒穩定性的計算公式。通過有限元方法的驗證，該公式計算結果可作為抱箍作用下薄壁筒屈曲穩定性計算的參考，為抱箍的設計計算提供方便。

4.3與單抱箍相比，雙抱箍可大大改善薄壁筒在抱箍作用下的受力情況，而且可以通過增加雙抱箍牛腿間連接梁的長度，方便、有效地提高了抱箍的承載能力。

參考文獻

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