壓力容器設計的力學方法課件

GB150.3《壓力容器-設計》鄭津洋2012年2月22-23日黃山GB150.3《壓力容器-設計》GB150.3對GB150-1998所作的修改和增加的內容內壓圓筒和內壓球殼-增加了按外徑進行壁厚設計計算的相應公式受外壓圓筒和球殼以及外壓曲線-增加了對應于高強度材料的外壓曲線增加了材料與應力系數(shù)B曲線圖的對應選用表加強圈的結構設計作了部分修改GB150.3對GB150-1998所作的修改和增加的內容各種封頭的設計計算方法增加了偏心錐殼、低壓折邊平封頭、帶筋平封頭和拉撐結構的設計計算方法調整了部分平蓋的結構特征系數(shù)K

增加了適用于平封頭與筒體全熔透連接結構的塑性分析設計方法修改了球冠形封頭、錐殼與筒體連接的加強設計方法各種封頭的設計計算方法開孔補強的設計方法增加了針對筒體上法向接管開孔補強設計的分析方法，開孔率適用范圍可達0.9修改了平蓋上開孔接管的補強設計方法法蘭設計計算方法增加了整體法蘭和按整體法蘭計算的任意法蘭的剛度校核要求增加了波齒墊片設計選用參數(shù)開孔補強的設計方法法蘭設計計算方法附錄D

“焊接接頭結構”按多年來我國壓力容器行業(yè)的實踐經(jīng)驗以及國外相關標準規(guī)范的內容對GB150-1998附錄J所列的各種焊接接頭結構形式作了調整,并增加了若干E類焊接接頭的結構形式附錄D“焊接接頭結構”附錄E

“關于低溫壓力容器的基本設計要求”按材料和制造技術要求，對低溫壓力容器的界定作了修改更加嚴格了適用“低溫低應力工況”的條件附錄E“關于低溫壓力容器的基本設計要求”以內徑為基準的公式用于板材卷制的筒體；以外徑為基準的公式一般用于管材作為筒體的場合

受內壓殼體的強度設計

GB150中關于內壓殼體的強度計算考慮的失效模式是結構在一次加載下的塑性破壞以內徑為基準的公式用于板材卷制的筒體；以外徑為基準的公式一筒體的壁厚設計中徑公式得到的筒體的環(huán)向應力（最大主應力）：以外徑為基準以內徑為基準筒體的壁厚設計以外徑為基準以內徑為基準

彈性力學解

(拉美公式)屈服條件(第一強度理論)：彈性力學解屈服條件(第一強度理論)：基于彈性失效設計準則和薄壁圓筒理論的壁厚計算

按照彈性失效設計準則，由中徑公式（實際上是第一強度理論）、Mises屈服準則、Tresca屈服準則可得到的圓筒計算壓力與徑比K的關系：

按中徑公式+第一強度理論

按拉美公式+第三強度理論（Tresca屈服準則）

按拉美公式+第四強度理論（Mises屈服準則）

基于彈性失效設計準則和薄壁圓筒理論的壁厚計算試驗發(fā)現(xiàn)：按第四強度理論預測的圓筒初始屈服壓力與實測值最為接近。由圖可以看出：（1）按彈性失效觀點，在同一承載能力下，由中徑公式算出的厚度最薄，最危險；由Tresca設計準則算出的厚度最厚，最保守。（2）在徑比較小時，三種計算方法的差別不大。（3）只有在徑比較低時，中徑公式才與其他兩種設計準則十分接近。一般將中徑公式的適用范圍規(guī)定為：按彈性失效準則時圓筒計算壓力與徑比關系

試驗發(fā)現(xiàn)：按第四強度理論預測的圓筒初始屈服壓力與實測基于塑性失效設計準則的壁厚計算

假設材料為理想彈塑性，基于Mises屈服準則、Tresca屈服準則可分別得到圓筒的全屈服壓力預測公式。用許用應力和焊接接頭系數(shù)的乘積代替屈服強度，可以得到計算壓力和徑比的關系基于Mises屈服準則基于Tresca屈服準則

基于塑性失效設計準則的壁厚計算按塑性失效準則時圓筒計算壓力與徑比的關系

按塑性失效準則時圓筒計算分析討論由級數(shù)展開得

因為K大于1，所以這就是說：在徑比和材料一定時，按Tresca屈服準則得到的計算壓力大于按中徑公式得到的計算壓力；反之，當計算壓力和材料一定時，按中徑公式得到較厚的壁厚，偏保守。值得注意的是：當徑比較小時兩者的差異很小。分析討論基于此，新版ASMEBPVCVIII-2中，不論厚或者薄，圓筒的厚度均基于Tresca屈服準則，即厚度計算公式為基于此，新版ASMEBPVCVIII-2中，

球殼的壁厚設計中徑公式：

半球形封頭壁厚計算公式與圓筒壁厚計算公式對應球殼的壁厚設計半球形封頭壁厚計算公式與圓筒壁厚計算公

用彈塑性力學解得到的球殼極限壓力極限壓力：GB150規(guī)定球殼中徑公式的適用范圍為

p/[]0.6(即K1.35，相對誤差約為

-0.7%)用彈塑性力學解得到的球殼極限壓力極限壓力：GB150規(guī)

受外壓殼體的剛度設計

GB150中關于外壓殼體的計算所考慮的主要失效模式是結構在外壓載荷作用下的周向失穩(wěn)，也兼顧結構的塑性強度破壞

無限長圓筒失穩(wěn)時的波數(shù)為2，失穩(wěn)臨界壓力可以下式求得：受外壓殼體的剛度設計無限長圓筒失穩(wěn)時的波數(shù)為2，失穩(wěn)臨

短圓筒的失穩(wěn)臨界壓力用美國海軍水槽公式計算：

失穩(wěn)臨界壓力可按以下通用公式表示：

圓筒失穩(wěn)時的環(huán)向應力和應變：短圓筒的失穩(wěn)臨界壓力用美國海軍水槽公式計算：失穩(wěn)臨界壓力定義于是取穩(wěn)定系數(shù)

m=3，有定義外壓應力系數(shù)外壓應變系數(shù)注:有了A和B的定義后，受外壓筒體可用圖算法進行設計，該方法計及了圓筒的非彈性失穩(wěn)。定義于是取穩(wěn)定系數(shù)m=3，有定義外壓應力系數(shù)外壓應變系

受外壓球殼的臨界壓力計算公式小撓度理論解:實驗結果表達式:仍取穩(wěn)定系數(shù)

m=3，B定義為失穩(wěn)臨界應力，有將實驗結果表達式代入，有注：

1.

若以小撓度理論解代入B的表達式，并保持A的表達式不變，則相當于取穩(wěn)定系數(shù)為m

=14.52（或m15）;

2.外壓球殼也可用圖算法進行設計計算。受外壓球殼的臨界壓力計算公式實驗結果表達式:仍取穩(wěn)定系數(shù)

受外壓圓筒和外壓計算曲線在GB150-2011中對外壓殼體計算用的B值曲線作了擴充，所有GB150給出的材料都對應有相應的B值曲線（見表4-1）注:對于受外壓的容器，各種材料的使用溫度上限將由相應的B值曲線確定受外壓圓筒和外壓計算曲線注:對于受外壓的容器，各種材料的壓力容器設計的力學方法課件

兩條特殊的B值曲線注：包括Q370R、15CrMoR、09MnD、09MnNiD等材料，且設計溫度不超過150℃兩條特殊的B值曲線注：包括Q370R、15CrMoR、09注：包括07MnMoVR、12MnNiVR、06Ni9DR等Rm大于540MPa的材料，且設計溫度不超過200℃注：包括07MnMoVR、12MnNiVR、06Ni9DR等

調整外壓圓筒加強圈的設計

加強圈與圓筒有效段組合截面的慣性矩Is的增補說明在原標準的基礎上，新版GB150中4.5.1.1規(guī)定：（1）Is

值的計算可計入在加強圈中心線兩側有效寬度各為的殼體;(2)若加強圈中心線兩側圓筒有效寬度與相鄰加強圈的圓筒有效寬度相重疊，則該圓筒的有效寬度中相重疊部分每側按一半計算。

調整外壓圓筒加強圈的設計加強圈與圓筒有效段組

對于容器內部的加強圈，若布置成下圖所示的結構時，原GB150規(guī)定該截面的慣性矩應視間隙長度按虛線內、外部分計算。

修改部分結構的加強圈設置

實際工程發(fā)現(xiàn)取具最小慣性矩的截面進行計算更為適合，因此新版標準中對其進行了修改。對于容器內部的加強圈，若布置成下圖所示的結構

各種封頭的設計計算方法

GB150中關于各種封頭的設計計算考慮的主要失效模式有結構在內壓作用下的塑性強度破壞和局部失穩(wěn)、結構在外壓載荷作用下的失穩(wěn)以及封頭與筒體連接處可能發(fā)生的累積塑性變形引起的失效各種封頭的設計計算方法球形封頭、橢圓封頭和碟形封頭都給出了以內徑和外徑為基準的壁厚計算公式

球冠形封頭筒體的計算厚度球形封頭、橢圓封頭和碟形封頭都給出了以內徑和外徑為基準的球冠形封頭的壁厚設計方法說明

a）球面部分的厚度與加強段的厚度可不一致b）當pc/[]t

<0.002時（相當于2

/Di<0.002），按以下方法確定計算系數(shù)Q，并計算加強段厚度：1)按pc/[]t

=0.002查圖得到Q值；

2)取

=

0.001Di；

3)r

=

Q·

注：當徑厚比很大時，尚應考慮結構的剛度問題，若仍以

pc/[]t確定Q值，將不能保證結構的安全球冠形封頭的壁厚設計方法說明b）當pc/[]t<

錐形封頭的壁厚設計對于承受外壓的錐形封頭應首先滿足該設計條件下的強度要求(GB150-2011新增的要求)受內壓無折邊錐殼大端與筒體連接處的應力校核（包括兩部分）1）壓力作用下為滿足變形協(xié)調產生的邊緣應力校核(GB150-1998包括的計算內容)控制應力為軸向彎曲應力，強度條件為軸向總應力不大于3[]t(即采用應力分類的強度條件)錐形封頭的壁厚設計受內壓無折邊錐殼大端與筒體連接處的應力注：曲線系按最大應力強度（主要為軸向彎曲應力）繪制，控制值為3[σ]t。

圖5-11確定錐殼大端連接處的加強圖

注：曲線系按最大應力強度（主要為軸向彎曲應力）繪制，控制值為注：曲線系按最大應力強度(主要為軸向彎曲應力)繪制，控制值為3[]t；2.當pc/[]t

<0.002時(相當于2

/Di<0.002)r=0.001Q1DiL式中，Q1

按

pc/[]t

=

0.002查圖5-12得到圖5-12錐殼大端連接處的Q1

值圖加強段厚度：r=Q1筒體的計算厚度注：圖5-12錐殼大端連接處的Q1值圖加強段厚度：r2）軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生的應力校核(GB150-2011新增的計算校核內容)

沿圓周單位長度上的軸向力QL注：

1)軸向力f1以代數(shù)值代入，拉為正，壓為負；2)以下的計算方法僅針對QL為正的情況，如QL為負，應采用其他分析方法進行計算。2）軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生該環(huán)向應力的極限條件為：注：

1)

相當于GB150-2011中的Δ

值(查表5-5)應不小于錐殼半頂角α；

2)當僅由壓力載荷作用時，該校核條件相當于將負的最大邊緣應力中的絕對值限制為與筒體的周向應力等值。連接邊緣的環(huán)向應力：該環(huán)向應力的極限條件為：注：連接邊緣的環(huán)向應力：當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:k為殼體材料性能（許用應力和彈性模量乘積）與加強圈材料性能的比值或查表5-5要求滿足式中:AeL為有效加強面積當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:要求滿足式中:無折邊錐殼小端與筒體連接處的加強計算

1）壓力作用下為滿足變形協(xié)調產生的邊緣應力校核

(GB150-1998包括的計算內容)無折邊錐殼小端與筒體連接處的加強計算注：如按一次局部薄膜應力不大于1.5[]t的強度條件，則應力超過[]t

的范圍將可能大于注：如按一次局部薄膜應力不大于1.5[]t的強度條件，則應2）軸向力QS作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生的應力校核(GB150-2011新增的計算校核內容)連接邊緣的經(jīng)向應力將起決定性作用：該經(jīng)向應力的極限條件為：相當于GB150中的Δ值(查表5-5)應不小于錐殼半頂角α2）軸向力QS作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:k為殼體材料性能（許用應力和彈性模量乘積）與加強圈材料性能的比值要求滿足式中:Aes為有效加強面積當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:要求滿足式中:有折邊錐殼與筒體連接處進行的加強計算方法同GB150-1998中的方法外壓力作用下的無折邊錐形封頭也需要對軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所進行的應力校核

(GB150-1998包括的計算內容)

1)分析結果表明在錐殼大端與筒體連接處的最大壓應力為經(jīng)向應力：注：1)軸向力f1以代數(shù)值代入，拉為正，壓為負；

2)本節(jié)的計算方法僅針對QL為負的情況，如QL為正，應采用其他分析方法進行計算。有折邊錐殼與筒體連接處進行的加強計算方法同GB150-1在標準中限制該壓應力的絕對值不大于，當壓應力超過該限定值，就需要進行面積加強需加強的面積為：式中筒體材料的許用應力和筒體的經(jīng)向焊接接頭系數(shù)注：相當于GB150中規(guī)定的Δ值(查表5-8)應不小于錐殼半頂角α要求滿足式中:AeL為有效加強面積取絕對值在標準中限制該壓應力的絕對值不大于，當壓應力超過該2)

無折邊錐殼小端與圓筒連接處是否需加強直接先計算需要的加強面積(式5-29)：要求滿足式中:Aes為有效加強面積2)無折邊錐殼小端與圓筒連接處是否需加強直接先計算需要的加注：1)是否需進行面積加強的計算校核僅針對無折邊錐殼與筒體的連接；2)錐殼與筒體連接處是否作為支撐線考慮由設計人員確定。如連接處作為支撐線，則應對連接處進行慣性矩校核。注：偏心錐殼的厚度計算α1α21）受內壓偏心錐殼，取1和2中大值，按正錐殼計算；2）受外壓偏心錐殼，分別取1和2，按正錐殼計算。偏心錐殼的厚度計算α1α21）受內壓偏心錐殼，取1和平蓋設計

a)平蓋厚度計算公式同GB150-1998，但結構形式和計算系數(shù)

K有所不同平蓋設計b)在GB150-2011中新增了結構13、14、16、17

b)在GB150-2011中新增了結構13、14、16、1c)加筋的圓形平蓋式中：d取圖5-23所示

d1和d2中較大者，其中注：筋板數(shù)n≥6；應盡可能使d1＝d2c)加筋的圓形平蓋式中：d取圖5-23所示d1和當采用矩形截面筋板，將組合梁看成A端為固支,B端為簡支,扇形區(qū)承受的壓力作用在組合梁的形心C。這樣，筋板與平蓋組合截面抗彎模量W應滿足：注：a)如采用矩形截面筋板，其高厚比一般為5～8；

b)筋板與平蓋之間應采用雙面焊；c)平蓋中心加強圓環(huán)截面的抗彎模量不小于加強筋板的截面抗彎模量。當采用矩形截面筋板，將組合梁看成A端為固支,B端為簡支,扇形拉撐結構的設計

適用于以棒材、管材或板材（以下簡稱“拉撐”）支撐的凸型封頭、平封頭及筒體的設計及計算1)規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：L=max(L1,L2,L3)拉撐結構的設計1)規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：L=ma壓力容器設計的力學方法課件壓力容器設計的力學方法課件2)不規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：

(a)取通過3個支撐點的內部沒有支撐的最大圓直徑為d，則支撐的間距

；

(b)按最大圓通過的相應支撐點類型，系數(shù)K取表

5-14的平均值（當支撐結構中存在不同支撐點類型時）。2)不規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：壓力容器設計的力學方法課件3)拉撐件的強度校核：a）無孔板的支承載荷：拉桿與其相鄰的所有支撐中心連線的垂直平分線所圍成的面積為該拉桿的支撐面積，其上承受的計算壓力載荷為該拉桿所承受的支承載荷；b）多孔板的支撐載荷：由一根支撐管（桿）的支撐面積減去該面積內的管孔總面積，其上承受的計算壓力載荷為該管狀拉撐所承受的支承載荷c)

拉撐所需要的最小截面面積注：式中另取1.1倍的安全系數(shù)主要考慮腐蝕的影響

3)拉撐件的強度校核：c)拉撐所需要的最小截面面積注：

開孔補強的設計方法

GB150中關于開孔補強計算所考慮的失效模式是開孔接管結構在壓力載荷作用下的局部高應力而引起的開裂(沒有考慮循環(huán)載荷引起的疲勞破壞)

開孔補強的目的：減小殼體與接管連接處的應力水平，避免由于該處的高應力水平而引起的開裂注：由應力分類的強度以及應力分析結果可知，殼體上開孔接管結構在壓力載荷作用下起決定作用的總是一次局部薄膜應力開孔補強的設計方法開孔補強的目的：減小殼體與接管連接處不需另行補強的最大孔直徑見表6-1，并應滿足以下要求：

a）設計壓力p≤2.5MPa；

b）兩相鄰開孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于兩孔直徑之和；對于3

個或以上相鄰開孔，任意兩孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于該兩孔直徑之和的2.5

倍；

c）開孔不得位于A、B類焊接接頭上。不需另行補強的最大孔直徑見表6-1，并應滿足以下要求：注：1)

當腐蝕裕量不為1mm時，表6-1中的接管壁厚應相應調整。注：

開孔補強的計算截面選取所需的最小補強面積應在下列規(guī)定的截面上求取：

a)

對于圓筒或錐殼開孔，該截面通過開孔中心點與筒體軸線；

b)

對于凸形封頭或球殼開孔，該截面通過封頭開孔中心點，沿開孔最大尺寸方向，且垂直于殼體表面開孔補強的計算截面選取在對筒體進行等面積補強計算時，ASMEVIII-1規(guī)定了一系數(shù)F：a)沿長圓孔的長軸B-B截面計算時的需補強面積為(F=0.75，B=4d)：b)沿筒體軸線C-C截面計算的需補強面積為(F=1.0，B=2.828d)

：系數(shù)F的力學意義筒體上起補強作用的面積：筒體上起補強作用的面積：在對筒體進行等面積補強計算時，ASMEVIII-1規(guī)定了一

平蓋上開孔的補強計算方法

a)平蓋上開單個孔且開孔直徑不大于0.5Do（Do取平蓋計算直徑，對非圓形平蓋取短軸長度），可用等面積法進行補強計算，所需最小補強面積注：平蓋厚度是按彎曲應力計算得到，按開孔前后在有效補強范圍內的抗彎截面模量相等的原理，得到上式表示的需要補強面積平蓋上開孔的補強計算方法注：平蓋厚度是按彎曲應力計算得到

b)平蓋上開有多個孔時，可采用增加平蓋厚度進行補強的方法。計算削弱系數(shù)

ν：注：該方法適用于：平蓋危險徑向截面上各開孔寬度總和不超過Di

/2，任意相鄰兩孔中心距大于兩孔平均直徑的1.5倍且小于或等于2

倍。

按表5-9或表5-10查取K后確定系數(shù)K1：

當K1/ν≤0.5

時，則以K1/ν和K中大值代替式(5-33)~(5-35)中的K計算平蓋厚度；當K1/ν≥0.5時，應采用其他設計方法。b)平蓋上開有多個孔時，可采用增加平蓋厚度進行補強的

圓筒徑向接管開孔補強設計的分析法

a)適用范圍

1）適用于內壓作用下具有單個徑向接管的圓筒，當圓筒具有兩個或兩個以上開孔時，相鄰兩開孔邊緣的間距不得小于；

2）圓筒、接管或補強件的材料，其標準室溫屈服強度與標準抗拉強度下限值之比ReL/Rm

≤0.8；

3）接管或補強件與殼體應采用截面全熔透焊接接頭，從而確保補強結構的整體性；

4）對圓筒或接管進行整體補強，應滿足補強范圍尺寸（自接管、圓筒交線至補強區(qū)邊緣的距離：對于圓筒，對于接管

），或整體加厚圓筒體；補強范圍內的A、B類焊接接頭不得有任何超標缺陷，必要時應對此提出無損檢測要求；圓筒徑向接管開孔補強設計的分析法

5）圓筒與接管之間角焊縫的焊腳尺寸應分別不小于

δn/2和

δnt/2，接管內壁與圓筒內壁交線處圓角半徑在

δn/8

和δn/2之間；

6）本設計方法適用下列參數(shù)范圍：5）圓筒與接管之間角焊縫的焊腳尺寸應分別不小于上限范圍0.9D0.1D上限范圍0.9D0.1D

適用參數(shù)范圍對比分析法WRCBulletinNo.107WRCBulletinNo.297開孔率ρ壁厚比適用參數(shù)范圍對比分析法WRCBulletinNo.1

應力校核路徑確定

由于交貫線附近的應力集中沿支管壁厚方向有迅速衰減的特征，因此選擇合理的取值點十分重要。大量實驗、數(shù)值分析和理論計算表明，內壓圓柱殼開孔接管強度分析時，最大應力的校核截面在θ=0o

處，故在制定JB4732附錄J時，保守地選取殼體的中面交貫線O’-O’’截面。θO’’O’Ob)分析法的基本原理應力校核路徑確定由于交貫線附近的應力

進一步研究過程中，將有限元計算與解析解計算得到的無量綱局部薄膜應力強度Km和一次加二次應力強度K進行對比發(fā)現(xiàn)：(1)Km的理論解均不小于有限元的解；K的理論解大部分不小于有限元的解；(2)O’-O’’截面的解析解偏保守，J-J’截面的解析解更接近有限元的解。O’’O’OJJ’JB4732路徑新版GB150分析法路徑

因此新版GB150中選取J-J’截面作為應力強度校核截面。對于J’點處小于有限元解的部分K值，選取參數(shù)時選則更大的t/T值。進一步研究過程中，將有限元計算與解析解計算得到的無

設計準則的確定

Mershon總結PVRC關于開孔補強的成果時指出，若采用局部薄膜應力強度小于1.5Sm的準則進行補強設計時，結果過于保守，建議采用開孔后結構的極限壓力取pl=0.98ps（ps=nsp，p為設計壓力，ns為材料屈服強度的安全系數(shù)）。根據(jù)以上原則，多年的研究結果表明，絕大部分模型的無量綱局部薄膜應力強度小于2.2，因此補強設計準則可以定為：此外，為避免出現(xiàn)大的峰值應力，壁厚比還需滿足：GB150.3中，以δe代替T，以[σ]t代替Sm。

等效薄膜應力

SII

2.2

[]t

等效彎曲應力

SIV2.6

[]t設計準則的確定Mershonc)分析法的計算步驟

1）等效應力校核

(a)計算和

(b)由、和比值te/

e

查圖6-13得到計算系數(shù)Km

和K

(c)計算等效薄膜應力和等效彎曲應力：

(d)按強度條件校核等效薄膜應力和等效彎曲應力c)分析法的計算步驟注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值2）補強結構尺寸設計

(a)假定初始厚度和

(b)

計算開孔率和中間系數(shù)

(c)計算圓筒和接管在壓力載荷作用下需要的厚度：和

(d)計算初始補強系數(shù)2）補強結構尺寸設計

(e)可按兩種方式校核結構強度是否合格：

(1)方式一令h=h(0)，查圖6-14，遇中間值采用內插法得到gmin；

計算：

校核：

(2)方式二令g=g(0)，查圖6-14，遇中間值采用內插法得到hmin；

計算：

校核：(e)可按兩種方式校核結構強度是否合格：注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值注：超出曲線范圍時，不得外延取值

關于一次局部薄膜應力的強度條件

a)來源和組成除了平衡外載荷所需要的應力部分外,還包括為了滿足不同結構邊緣變形協(xié)調而產生的邊緣應力部分例：受內壓的筒體與平蓋連接邊緣的環(huán)向應力為為滿足變形協(xié)調而產生的邊緣應力部分關于一次局部薄膜應力的強度條件例：為滿足變形協(xié)調而產生的b)特性一次局部薄膜應力有局部性和自限性局部性來源于其衰減性自限性–當兩連接邊緣在滿足變形協(xié)調過程中材料發(fā)生了屈服，這時，結構中的應力將不會無限制升高（對于理想彈塑性材料來說，應力水平將保持在屈服點不變），而材料發(fā)生塑性流動使兩結構邊緣的變形協(xié)調。但當材料已達變形極限，而兩結構邊緣還未滿足變形協(xié)調條件，則結構也將發(fā)生破壞b)特性但當材料已達變形極限，而兩結構邊緣還未滿足變c)一次局部薄膜應力的強度條件由其局部性和限性可允許該應力（線彈性分析得到的名義應力）水平超過材料的屈服點或許用應力按工程經(jīng)驗，標準規(guī)范中一般規(guī)定：

SII

1.5[]t但事實上，對于不同的載荷和結構形狀，使結構發(fā)生失效的一次局部薄膜應力水平將有所不同c)一次局部薄膜應力的強度條件但事實上，對于不同的載案例：

對于受內壓的筒體上法向開孔接管結構，實驗證明，使結構發(fā)生失效的一次局部薄膜應力水平可達2.2[]t注：JB4732標準釋義中第18章指出，對文獻提供的23個測定塑性極限壓力的模型進行的計算表明，其中22個模型的薄膜應力集中系數(shù)超過2.2。

而對于受內壓的錐殼小端與筒體連接結構，當一次局部薄膜應力的最大值達到1.5[]t

時，超過一倍許用應力的區(qū)域將大于，結構可能是不安全的案例：而對于受內壓的錐殼小端與筒體連接結構，

關于法蘭設計計算和選用

法蘭設計應考慮的主要失效模式是整個法蘭接頭的泄漏，還需顧及螺栓、墊片和法蘭的強度影響法蘭接頭密封性能的因素：墊片本身的密封性能，以參數(shù)m

和y

體現(xiàn)法蘭接頭安裝時施加合適的螺栓預緊力，以使得在整個操作過程中保證墊片表面比壓滿足要求關于法蘭設計計算和選用影響法蘭接頭密封性能的因素：基于Waters法的法蘭設計方法以松式法蘭為例，法蘭環(huán)中的應力分布、最大應力以及法蘭環(huán)的轉角可表達為基于Waters法的法蘭設計方法

規(guī)范中規(guī)定的法蘭設計強度條件：注：Waters法的假定條件之一是結構處于線彈性狀態(tài)下，當法蘭頸部屈服后，Waters的分析結果將于實際應力分布狀況不符。上述強度條件4即為補償法蘭頸部屈服而引起的計算應力值和實際應力值之間的偏差。規(guī)范中規(guī)定的法蘭設計強度條件：注：Waters法的假定條

法蘭中的最大環(huán)向應力與法蘭環(huán)的轉角成正比，該轉角對法蘭接頭的密封性能有較大影響。

GB150-2011增加了關于整體法蘭的剛度條件：

有成功使用經(jīng)驗時可以免除法蘭中的最大環(huán)向應力與法蘭環(huán)的轉角成正比，該轉角對法蘭接注:需要對法蘭的轉角進行控制的原因：

1.法蘭環(huán)截面的偏轉會改變墊片的實際比壓，會影響法蘭連接接頭的密封性能和墊片的強度;

2.發(fā)生偏轉后，實際墊片比壓力在一定程度上的提高將使介質泄漏所需流經(jīng)的毛細通道的截面尺寸縮小，而有利于提高接頭的密封性能；3.但另一方面，當法蘭偏轉造成實際墊片比壓力過大，將可能使墊片邊緣壓垮，或出現(xiàn)將纏繞墊內、外層分離等現(xiàn)象，使得接頭的密封性能被損壞注:需要對法蘭的轉角進行控制的原因：2.發(fā)生偏轉GB150-2011中規(guī)定的帶頸法蘭制造條件：

a)用熱軋件或鍛件進行機加工，加工后的法蘭軸線應與原熱軋件或鍛件的軸線平行；

b)用鋼板制造帶頸法蘭，則鋼板應經(jīng)超聲檢測，無分層缺陷；

c)應沿鋼板軋制方向切割成板條，圓環(huán)彎制后的對接接頭應全焊透，并經(jīng)焊后熱處理和100%射線或者超聲檢測。

GB150-2011增加了“復合柔性石墨波齒金屬板”墊片材料，其墊片系數(shù)為y=50MPa,m=3.0GB150-2011中規(guī)定的帶頸法蘭制造條件：GB15對于帶頸松式法蘭，力臂LD

=

LA

+1對于帶頸松式法蘭，力臂LD=LA+1需更正：表7-5整體法蘭計算表需更正：表7-5整體法蘭計算表

關于最大高允許工作壓力(MAWP)的確定方法

對于需安裝安全泄放裝置且需進行氣密性試驗的容器，為使安全泄放裝置的整定壓力高于氣密性試驗壓力(一般為設計壓力)，應確定設備的最高允許工作壓力(MAWP)

一臺設備的最高允許工作壓力(MAWP)

是客觀存在的，在工程設計中一般可不要求得到其精確值

如在圖紙上標注了設備的MAWP，則應以該值來確定壓力試驗的最低值關于最大高允許工作壓力(MAWP)的確定方法一臺設備的最確定MAWP的一般方法

1)利用關于殼體(包括筒體和封頭)的最高允許工作壓力計算公式求得該設備殼體的pmax；

2)以該pmax

對設備上所有其他的受壓元件進行校核；

3)如所有的校核計算結果都合格，則就取該pmax

為設備的MAWP；如有一個或多個受壓元件校核不合格，則應適當降低該pmax

值后對不合格的元件重新校核，直到所有受壓元件都校核合格。確定MAWP的一般方法

附錄A”非圓形截面容器”

本附錄的內容即為GB150-1998附錄D的內容，計算公式和強度條件基本相同

本附錄中考慮的載荷為壓力和其他機械載荷，因此，本標準中將計算得到的薄膜應力都作為一次總體薄膜應力加以限制，將計算得到的彎曲應力都作為一次彎曲應力加以限制附錄A”非圓形截面容器”本附錄中考慮的載荷為壓力和其他機

非圓形容器殼體強度條件：1.壓力和機械載荷引起的薄膜應力應不大于[]t

；2.壓力和機械載荷引起的總應力(即薄膜應力與彎曲應力之和)應不超過以下數(shù)值：a)無加強容器（圖A.1~A.5）的側板或外加強帶圓角矩形截面容器上無加強圓角處，（圖A.7）取1.5[]t

；b)外加強容器的組合截面處1）碳素鋼、低合金鋼、鐵素體不銹鋼?。?；2）奧氏體不銹鋼?。汉蛢烧咧行≈?。非圓形容器殼體強度條件：對于上述的2b)

條給出的強度條件，這是考慮到當受彎矩作用的截面由兩部分面積（這兩部分面積代表的材料強度還可能是不一樣的）組成時，使得整個截面發(fā)生屈服的最大名義應力有可能小于1.5s，即在考慮安全系數(shù)和焊接接頭系數(shù)后，其強度條件應限制最大名義應力不超過(ReL/1.5)。對于奧氏體不銹鋼，可允許采用高應力的概念，即可采用強度條件2b)2)。對于上述的2b)條給出的強度條件，這是考慮到當受彎矩

附錄D”焊接接頭結構”本附錄僅列出一些常用的焊接接頭結構供設計和制造選用

A、B類焊接接頭結構

1.

取消了GB150-1998中關于封頭厚度方向中面與筒節(jié)厚度方向中面對齊的焊接結構（如圖）附錄D”焊接接頭結構”A、B類焊接接頭結構

2.

增加了另一封頭厚度小于圓筒厚度的焊接接頭結構（如圖）注：為了防止加工斜邊過程中出現(xiàn)加工誤差導致過多加工圓筒，以致削邊超越封頭切線，應保留圓筒與切線間有10mm～12mm的直邊段后再削斜邊2.增加了另一封頭厚度小于圓筒厚度的焊接接頭結構（如圖）

接管、凸緣與殼體的連接

1.

本附錄給出了常見的插入式、嵌入式和安放式接管與殼體的焊接結構供參考

2.

取消了GB150-1998中原圖J.6(d)和圖J.9(c)的焊接接頭結構（如圖）接管、凸緣與殼體的連接2.取消了GB150-1998

2.

增加兩個不全熔透的帶補強圈接管與殼體的焊接接頭結構（如圖）2.增加兩個不全熔透的帶補強圈接管與殼體的焊接接頭結構

平封頭與圓筒的連接

參照ASME

Ⅷ-1標準，增加了一些典型的連接結構供選用平封頭與圓筒的連接

凸形封頭與圓筒的搭接連接刪除了GB150-1998附錄J中圖J11中關于“當圓筒厚度δn≤16mm時，可用做端封頭”的注，即不推薦設計時采用此結構型式用作端封頭與圓筒的連接凸形封頭與圓筒的搭接連接

多層容器

GB150-1998附錄J圖J14(e)、(f)，圖J18(a)、(b)、(c)、(h)、(i)、(l)、(m)，考慮使用場合較少，本次不再列出

鋼帶錯繞容器端部焊接結構

增加了該端部焊接結構以同本標準附錄B配套，但選用此焊接結構需同時滿足附錄B的要求多層容器鋼帶錯繞容器端部焊接結構

夾套封閉件結構

本附錄所推薦的夾套封閉件結構設計，僅表示焊接接頭的型式，并不包括設計及制造的所有細節(jié)，且所列結構并不意味著只限于本附錄圖示或所述的結構型式

非受壓附件與受壓元件的連接

該部分為新增內容，給出常用非受壓附件與受壓元件之間連接的E類焊接接頭連接結構型式。

承受較大載荷的設備吊耳等附件與容器壁或其墊板的連接應盡量采用全焊透的連接結構夾套封閉件結構非受壓附件與受壓元件的連接

附錄E”關于低溫壓力容器的基本設計要求”

關于低溫壓力容器的界定1、碳素鋼和低合金鋼制低溫容器的設計溫度界線是＜-20℃，原規(guī)定是≤-20℃；

2、奧氏體不銹鋼制低溫容器的設計溫度界線是＜-196℃；

3、原規(guī)定中對設計溫度低于-100℃的奧氏體不銹鋼制容器的材料和焊縫的技術要求仍然保留在GB150.4中。

4、對于奧氏體不銹鋼制低溫容器（＜-196℃）的建造要求，可參考國內、外相關規(guī)范標準由設計者自行提出，

GB150-2011并沒有涉及。附錄E”關于低溫壓力容器的基本設計要求”

關于低溫低應力工況1.

指殼體或其受壓元件的設計溫度雖然低于－20℃，但容器元件實際承受的最大一次總體薄膜和彎曲應力小于或等于鋼材標準常溫屈服強度的1/6，且不大于50MPa時的工況2.

對于不要求焊后熱處理的容器，應將設計溫度加40℃確定是否仍符合低溫容器而選擇材料和制造條件；低溫低應力工況不適用于螺栓材料和鋼材標準抗拉強度下限值大于等于540MPa的鋼材，更加嚴格了適用“低溫低應力工況”的條件關于低溫低應力工況2.對于不要求焊后熱處理的容器，應將3.

“低溫低應力工況”并沒有改變低溫容器的“設計溫度”這一參數(shù)，不能認為溫度T(Δ)是調整后的容器設計溫度。在圖樣或設計文件中應另行表明T(Δ)是選材和確定制造技術要求的溫度依據(jù)4.

不能用于低溫條件的Q235系列鋼板材料仍然不能用于“低溫低應力工況”3.“低溫低應力工況”并沒有改變低溫容器的“設計溫度”這一

低溫壓力容器的材料性能要求、結構設計、制造要求本附錄僅給出了結構（包括焊接結構）設計要求；材料低溫韌性要求見GB150.2；制造要求見GB150.4，包括材料復驗、標志移植、焊接工藝和焊接返修、焊后熱處理、產品焊接試件、焊接接頭無損檢測以及耐壓試驗低溫壓力容器的材料性能要求、結構設計、制造要求謝謝！謝謝！GB150.3《壓力容器-設計》鄭津洋2012年2月22-23日黃山GB150.3《壓力容器-設計》GB150.3對GB150-1998所作的修改和增加的內容內壓圓筒和內壓球殼-增加了按外徑進行壁厚設計計算的相應公式受外壓圓筒和球殼以及外壓曲線-增加了對應于高強度材料的外壓曲線增加了材料與應力系數(shù)B曲線圖的對應選用表加強圈的結構設計作了部分修改GB150.3對GB150-1998所作的修改和增加的內容各種封頭的設計計算方法增加了偏心錐殼、低壓折邊平封頭、帶筋平封頭和拉撐結構的設計計算方法調整了部分平蓋的結構特征系數(shù)K

增加了適用于平封頭與筒體全熔透連接結構的塑性分析設計方法修改了球冠形封頭、錐殼與筒體連接的加強設計方法各種封頭的設計計算方法開孔補強的設計方法增加了針對筒體上法向接管開孔補強設計的分析方法，開孔率適用范圍可達0.9修改了平蓋上開孔接管的補強設計方法法蘭設計計算方法增加了整體法蘭和按整體法蘭計算的任意法蘭的剛度校核要求增加了波齒墊片設計選用參數(shù)開孔補強的設計方法法蘭設計計算方法附錄D

“焊接接頭結構”按多年來我國壓力容器行業(yè)的實踐經(jīng)驗以及國外相關標準規(guī)范的內容對GB150-1998附錄J所列的各種焊接接頭結構形式作了調整,并增加了若干E類焊接接頭的結構形式附錄D“焊接接頭結構”附錄E

“關于低溫壓力容器的基本設計要求”按材料和制造技術要求，對低溫壓力容器的界定作了修改更加嚴格了適用“低溫低應力工況”的條件附錄E“關于低溫壓力容器的基本設計要求”以內徑為基準的公式用于板材卷制的筒體；以外徑為基準的公式一般用于管材作為筒體的場合

受內壓殼體的強度設計

GB150中關于內壓殼體的強度計算考慮的失效模式是結構在一次加載下的塑性破壞以內徑為基準的公式用于板材卷制的筒體；以外徑為基準的公式一筒體的壁厚設計中徑公式得到的筒體的環(huán)向應力（最大主應力）：以外徑為基準以內徑為基準筒體的壁厚設計以外徑為基準以內徑為基準

彈性力學解

(拉美公式)屈服條件(第一強度理論)：彈性力學解屈服條件(第一強度理論)：基于彈性失效設計準則和薄壁圓筒理論的壁厚計算

按照彈性失效設計準則，由中徑公式（實際上是第一強度理論）、Mises屈服準則、Tresca屈服準則可得到的圓筒計算壓力與徑比K的關系：

按中徑公式+第一強度理論

按拉美公式+第三強度理論（Tresca屈服準則）

按拉美公式+第四強度理論（Mises屈服準則）

基于彈性失效設計準則和薄壁圓筒理論的壁厚計算試驗發(fā)現(xiàn)：按第四強度理論預測的圓筒初始屈服壓力與實測值最為接近。由圖可以看出：（1）按彈性失效觀點，在同一承載能力下，由中徑公式算出的厚度最薄，最危險；由Tresca設計準則算出的厚度最厚，最保守。（2）在徑比較小時，三種計算方法的差別不大。（3）只有在徑比較低時，中徑公式才與其他兩種設計準則十分接近。一般將中徑公式的適用范圍規(guī)定為：按彈性失效準則時圓筒計算壓力與徑比關系

試驗發(fā)現(xiàn)：按第四強度理論預測的圓筒初始屈服壓力與實測基于塑性失效設計準則的壁厚計算

假設材料為理想彈塑性，基于Mises屈服準則、Tresca屈服準則可分別得到圓筒的全屈服壓力預測公式。用許用應力和焊接接頭系數(shù)的乘積代替屈服強度，可以得到計算壓力和徑比的關系基于Mises屈服準則基于Tresca屈服準則

基于塑性失效設計準則的壁厚計算按塑性失效準則時圓筒計算壓力與徑比的關系

按塑性失效準則時圓筒計算分析討論由級數(shù)展開得

因為K大于1，所以這就是說：在徑比和材料一定時，按Tresca屈服準則得到的計算壓力大于按中徑公式得到的計算壓力；反之，當計算壓力和材料一定時，按中徑公式得到較厚的壁厚，偏保守。值得注意的是：當徑比較小時兩者的差異很小。分析討論基于此，新版ASMEBPVCVIII-2中，不論厚或者薄，圓筒的厚度均基于Tresca屈服準則，即厚度計算公式為基于此，新版ASMEBPVCVIII-2中，

球殼的壁厚設計中徑公式：

半球形封頭壁厚計算公式與圓筒壁厚計算公式對應球殼的壁厚設計半球形封頭壁厚計算公式與圓筒壁厚計算公

用彈塑性力學解得到的球殼極限壓力極限壓力：GB150規(guī)定球殼中徑公式的適用范圍為

p/[]0.6(即K1.35，相對誤差約為

-0.7%)用彈塑性力學解得到的球殼極限壓力極限壓力：GB150規(guī)

受外壓殼體的剛度設計

GB150中關于外壓殼體的計算所考慮的主要失效模式是結構在外壓載荷作用下的周向失穩(wěn)，也兼顧結構的塑性強度破壞

無限長圓筒失穩(wěn)時的波數(shù)為2，失穩(wěn)臨界壓力可以下式求得：受外壓殼體的剛度設計無限長圓筒失穩(wěn)時的波數(shù)為2，失穩(wěn)臨

短圓筒的失穩(wěn)臨界壓力用美國海軍水槽公式計算：

失穩(wěn)臨界壓力可按以下通用公式表示：

圓筒失穩(wěn)時的環(huán)向應力和應變：短圓筒的失穩(wěn)臨界壓力用美國海軍水槽公式計算：失穩(wěn)臨界壓力定義于是取穩(wěn)定系數(shù)

m=3，有定義外壓應力系數(shù)外壓應變系數(shù)注:有了A和B的定義后，受外壓筒體可用圖算法進行設計，該方法計及了圓筒的非彈性失穩(wěn)。定義于是取穩(wěn)定系數(shù)m=3，有定義外壓應力系數(shù)外壓應變系

受外壓球殼的臨界壓力計算公式小撓度理論解:實驗結果表達式:仍取穩(wěn)定系數(shù)

m=3，B定義為失穩(wěn)臨界應力，有將實驗結果表達式代入，有注：

1.

若以小撓度理論解代入B的表達式，并保持A的表達式不變，則相當于取穩(wěn)定系數(shù)為m

=14.52（或m15）;

2.外壓球殼也可用圖算法進行設計計算。受外壓球殼的臨界壓力計算公式實驗結果表達式:仍取穩(wěn)定系數(shù)

受外壓圓筒和外壓計算曲線在GB150-2011中對外壓殼體計算用的B值曲線作了擴充，所有GB150給出的材料都對應有相應的B值曲線（見表4-1）注:對于受外壓的容器，各種材料的使用溫度上限將由相應的B值曲線確定受外壓圓筒和外壓計算曲線注:對于受外壓的容器，各種材料的壓力容器設計的力學方法課件

兩條特殊的B值曲線注：包括Q370R、15CrMoR、09MnD、09MnNiD等材料，且設計溫度不超過150℃兩條特殊的B值曲線注：包括Q370R、15CrMoR、09注：包括07MnMoVR、12MnNiVR、06Ni9DR等Rm大于540MPa的材料，且設計溫度不超過200℃注：包括07MnMoVR、12MnNiVR、06Ni9DR等

調整外壓圓筒加強圈的設計

加強圈與圓筒有效段組合截面的慣性矩Is的增補說明在原標準的基礎上，新版GB150中4.5.1.1規(guī)定：（1）Is

值的計算可計入在加強圈中心線兩側有效寬度各為的殼體;(2)若加強圈中心線兩側圓筒有效寬度與相鄰加強圈的圓筒有效寬度相重疊，則該圓筒的有效寬度中相重疊部分每側按一半計算。

調整外壓圓筒加強圈的設計加強圈與圓筒有效段組

對于容器內部的加強圈，若布置成下圖所示的結構時，原GB150規(guī)定該截面的慣性矩應視間隙長度按虛線內、外部分計算。

修改部分結構的加強圈設置

實際工程發(fā)現(xiàn)取具最小慣性矩的截面進行計算更為適合，因此新版標準中對其進行了修改。對于容器內部的加強圈，若布置成下圖所示的結構

各種封頭的設計計算方法

GB150中關于各種封頭的設計計算考慮的主要失效模式有結構在內壓作用下的塑性強度破壞和局部失穩(wěn)、結構在外壓載荷作用下的失穩(wěn)以及封頭與筒體連接處可能發(fā)生的累積塑性變形引起的失效各種封頭的設計計算方法球形封頭、橢圓封頭和碟形封頭都給出了以內徑和外徑為基準的壁厚計算公式

球冠形封頭筒體的計算厚度球形封頭、橢圓封頭和碟形封頭都給出了以內徑和外徑為基準的球冠形封頭的壁厚設計方法說明

a）球面部分的厚度與加強段的厚度可不一致b）當pc/[]t

<0.002時（相當于2

/Di<0.002），按以下方法確定計算系數(shù)Q，并計算加強段厚度：1)按pc/[]t

=0.002查圖得到Q值；

2)取

=

0.001Di；

3)r

=

Q·

注：當徑厚比很大時，尚應考慮結構的剛度問題，若仍以

pc/[]t確定Q值，將不能保證結構的安全球冠形封頭的壁厚設計方法說明b）當pc/[]t<

錐形封頭的壁厚設計對于承受外壓的錐形封頭應首先滿足該設計條件下的強度要求(GB150-2011新增的要求)受內壓無折邊錐殼大端與筒體連接處的應力校核（包括兩部分）1）壓力作用下為滿足變形協(xié)調產生的邊緣應力校核(GB150-1998包括的計算內容)控制應力為軸向彎曲應力，強度條件為軸向總應力不大于3[]t(即采用應力分類的強度條件)錐形封頭的壁厚設計受內壓無折邊錐殼大端與筒體連接處的應力注：曲線系按最大應力強度（主要為軸向彎曲應力）繪制，控制值為3[σ]t。

圖5-11確定錐殼大端連接處的加強圖

注：曲線系按最大應力強度（主要為軸向彎曲應力）繪制，控制值為注：曲線系按最大應力強度(主要為軸向彎曲應力)繪制，控制值為3[]t；2.當pc/[]t

<0.002時(相當于2

/Di<0.002)r=0.001Q1DiL式中，Q1

按

pc/[]t

=

0.002查圖5-12得到圖5-12錐殼大端連接處的Q1

值圖加強段厚度：r=Q1筒體的計算厚度注：圖5-12錐殼大端連接處的Q1值圖加強段厚度：r2）軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生的應力校核(GB150-2011新增的計算校核內容)

沿圓周單位長度上的軸向力QL注：

1)軸向力f1以代數(shù)值代入，拉為正，壓為負；2)以下的計算方法僅針對QL為正的情況，如QL為負，應采用其他分析方法進行計算。2）軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生該環(huán)向應力的極限條件為：注：

1)

相當于GB150-2011中的Δ

值(查表5-5)應不小于錐殼半頂角α；

2)當僅由壓力載荷作用時，該校核條件相當于將負的最大邊緣應力中的絕對值限制為與筒體的周向應力等值。連接邊緣的環(huán)向應力：該環(huán)向應力的極限條件為：注：連接邊緣的環(huán)向應力：當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:k為殼體材料性能（許用應力和彈性模量乘積）與加強圈材料性能的比值或查表5-5要求滿足式中:AeL為有效加強面積當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:要求滿足式中:無折邊錐殼小端與筒體連接處的加強計算

1）壓力作用下為滿足變形協(xié)調產生的邊緣應力校核

(GB150-1998包括的計算內容)無折邊錐殼小端與筒體連接處的加強計算注：如按一次局部薄膜應力不大于1.5[]t的強度條件，則應力超過[]t

的范圍將可能大于注：如按一次局部薄膜應力不大于1.5[]t的強度條件，則應2）軸向力QS作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生的應力校核(GB150-2011新增的計算校核內容)連接邊緣的經(jīng)向應力將起決定性作用：該經(jīng)向應力的極限條件為：相當于GB150中的Δ值(查表5-5)應不小于錐殼半頂角α2）軸向力QS作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所產生當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:k為殼體材料性能（許用應力和彈性模量乘積）與加強圈材料性能的比值要求滿足式中:Aes為有效加強面積當不滿足該條件時，應增加的面積為：式中:要求滿足式中:有折邊錐殼與筒體連接處進行的加強計算方法同GB150-1998中的方法外壓力作用下的無折邊錐形封頭也需要對軸向力QL作用下，為滿足連接邊緣的力平衡和變形協(xié)調所進行的應力校核

(GB150-1998包括的計算內容)

1)分析結果表明在錐殼大端與筒體連接處的最大壓應力為經(jīng)向應力：注：1)軸向力f1以代數(shù)值代入，拉為正，壓為負；

2)本節(jié)的計算方法僅針對QL為負的情況，如QL為正，應采用其他分析方法進行計算。有折邊錐殼與筒體連接處進行的加強計算方法同GB150-1在標準中限制該壓應力的絕對值不大于，當壓應力超過該限定值，就需要進行面積加強需加強的面積為：式中筒體材料的許用應力和筒體的經(jīng)向焊接接頭系數(shù)注：相當于GB150中規(guī)定的Δ值(查表5-8)應不小于錐殼半頂角α要求滿足式中:AeL為有效加強面積取絕對值在標準中限制該壓應力的絕對值不大于，當壓應力超過該2)

無折邊錐殼小端與圓筒連接處是否需加強直接先計算需要的加強面積(式5-29)：要求滿足式中:Aes為有效加強面積2)無折邊錐殼小端與圓筒連接處是否需加強直接先計算需要的加注：1)是否需進行面積加強的計算校核僅針對無折邊錐殼與筒體的連接；2)錐殼與筒體連接處是否作為支撐線考慮由設計人員確定。如連接處作為支撐線，則應對連接處進行慣性矩校核。注：偏心錐殼的厚度計算α1α21）受內壓偏心錐殼，取1和2中大值，按正錐殼計算；2）受外壓偏心錐殼，分別取1和2，按正錐殼計算。偏心錐殼的厚度計算α1α21）受內壓偏心錐殼，取1和平蓋設計

a)平蓋厚度計算公式同GB150-1998，但結構形式和計算系數(shù)

K有所不同平蓋設計b)在GB150-2011中新增了結構13、14、16、17

b)在GB150-2011中新增了結構13、14、16、1c)加筋的圓形平蓋式中：d取圖5-23所示

d1和d2中較大者，其中注：筋板數(shù)n≥6；應盡可能使d1＝d2c)加筋的圓形平蓋式中：d取圖5-23所示d1和當采用矩形截面筋板，將組合梁看成A端為固支,B端為簡支,扇形區(qū)承受的壓力作用在組合梁的形心C。這樣，筋板與平蓋組合截面抗彎模量W應滿足：注：a)如采用矩形截面筋板，其高厚比一般為5～8；

b)筋板與平蓋之間應采用雙面焊；c)平蓋中心加強圓環(huán)截面的抗彎模量不小于加強筋板的截面抗彎模量。當采用矩形截面筋板，將組合梁看成A端為固支,B端為簡支,扇形拉撐結構的設計

適用于以棒材、管材或板材（以下簡稱“拉撐”）支撐的凸型封頭、平封頭及筒體的設計及計算1)規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：L=max(L1,L2,L3)拉撐結構的設計1)規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：L=ma壓力容器設計的力學方法課件壓力容器設計的力學方法課件2)不規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：

(a)取通過3個支撐點的內部沒有支撐的最大圓直徑為d，則支撐的間距

；

(b)按最大圓通過的相應支撐點類型，系數(shù)K取表

5-14的平均值（當支撐結構中存在不同支撐點類型時）。2)不規(guī)則拉撐結構的系數(shù)L和K：壓力容器設計的力學方法課件3)拉撐件的強度校核：a）無孔板的支承載荷：拉桿與其相鄰的所有支撐中心連線的垂直平分線所圍成的面積為該拉桿的支撐面積，其上承受的計算壓力載荷為該拉桿所承受的支承載荷；b）多孔板的支撐載荷：由一根支撐管（桿）的支撐面積減去該面積內的管孔總面積，其上承受的計算壓力載荷為該管狀拉撐所承受的支承載荷c)

拉撐所需要的最小截面面積注：式中另取1.1倍的安全系數(shù)主要考慮腐蝕的影響

3)拉撐件的強度校核：c)拉撐所需要的最小截面面積注：

開孔補強的設計方法

GB150中關于開孔補強計算所考慮的失效模式是開孔接管結構在壓力載荷作用下的局部高應力而引起的開裂(沒有考慮循環(huán)載荷引起的疲勞破壞)

開孔補強的目的：減小殼體與接管連接處的應力水平，避免由于該處的高應力水平而引起的開裂注：由應力分類的強度以及應力分析結果可知，殼體上開孔接管結構在壓力載荷作用下起決定作用的總是一次局部薄膜應力開孔補強的設計方法開孔補強的目的：減小殼體與接管連接處不需另行補強的最大孔直徑見表6-1，并應滿足以下要求：

a）設計壓力p≤2.5MPa；

b）兩相鄰開孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于兩孔直徑之和；對于3

個或以上相鄰開孔，任意兩孔中心的間距（對曲面間距以弧長計算）應不小于該兩孔直徑之和的2.5

倍；

c）開孔不得位于A、B類焊接接頭上。不需另行補強的最大孔直徑見表6-1，并應滿足以下要求：注：1)

當腐蝕裕量不為1mm時，表6-1中的接管壁厚應相應調整。注：

開孔補強的計算截面選取所需的最小補強面積應在下列規(guī)定的截面上求?。?/p>

a)

對于圓筒或錐殼開孔，該截面通過開孔中心點與筒體軸線；

b)

對于凸形封頭或球殼開孔，該截面通過封頭開孔中心點，沿開孔最大尺寸方向，且垂直于殼體表面開孔補強的計算截面選取在對筒體進行等面積補強計算時，ASMEVIII-1規(guī)定了一系數(shù)F：a)沿長圓孔的長軸B-B截面計算時的需補強面積為(F=0.75，B=4d)：b)沿筒體軸線C-C截面計算的需補強面積為(F=1.0，B=2.828d)

：系數(shù)F的力學意義筒體上起補強作用的面積：筒體上起補強作用的面積：在對筒體進行等面積補強計算時，ASMEVIII-1規(guī)定了一

平蓋上開孔的補強計算方法

a)平蓋上開單個孔且開孔直徑不大于0.5Do（Do取平蓋計算直徑，對非圓形平蓋取短軸長度），可用等面積法進行補強計算，所需最小補強面積注：平蓋厚度是按彎曲應力計算得到，按開孔前后在有效補強范圍內的抗彎截面模量相等的原理，得到上式表示的需要補強面積平蓋上開孔的補強計算方法注：平蓋厚度是按彎曲應力計算得到

b)平蓋上開有多個孔時，可采用增加平蓋厚度進行補強的方法。計算削弱系數(shù)

ν：注：該方法適用于：平蓋危險徑向截面上各開孔寬度總和不超過Di

/2，任意相鄰兩孔中心距大于兩孔平均直徑的1.5倍且小于或等于2

倍。

按表5-9或表5-10查取K后確定系數(shù)K1：

當K1/ν≤0.5

時，則以K1/ν和K中大值代替式(5-33)~(5-35)中的K計算平蓋厚度；當K1/ν≥0.5時，應采用其他設計方法。b)平蓋上開有多個孔時，可采用增加平蓋厚度進行補強的

圓筒徑向接管開孔補強設計的分析法

a)適用范圍

1）適用于內壓作用下具有單個徑向接管的圓筒，當圓筒具有兩個或兩個以上開孔時，相鄰兩開孔邊緣的間距不得小于；

2）圓筒、接管或補強件的材料，其標準室溫屈服強度與標準抗拉強度下限值之比ReL/Rm

≤0.8；

3）接管或補強件與殼體應采用截面全熔透焊接接頭，從而確保補強結構的整體性；

4）對圓筒或接管進行整體補強，應滿足補強范圍尺寸（自接管、圓筒交線至補強區(qū)邊緣的距離：對于圓筒，對于接管

），或整體加厚圓筒體；補強范圍內的A、B類焊接接頭不得有任何超標缺陷，必要時應對此提出無損檢測要求；圓筒徑向接管開孔補強設計的分析法

5）圓筒與接管之間角焊縫的焊腳尺寸應分別不小于

δn/2和

δnt/2，接管內壁與圓筒內壁交線處圓角半徑在

δn/8

和δn/2之間；

6）本設計方法適用下列參數(shù)范圍：5）圓筒與接管之間角焊縫的焊腳尺寸應分別不小于上限范圍0.9D0.1D上限范圍0.9D0.1D

適用參數(shù)范圍對比分析法WRCBulletinNo.107WRCBulletinNo.297開孔率ρ壁厚比適用參數(shù)范圍對比分析法WRCBulletinNo.1

應力校核路徑確定

由于交貫線附近的應力集中沿支管壁厚方向有迅速衰減的特征，因此選擇合理的取值點十分重要。大量實驗、數(shù)值分析和理論計算表明，內壓圓柱殼開孔接管強度分析時，最大應力的校核截面在θ=0o

處，故在制定JB4732附錄J時，保守地選取殼體的中面交貫線O’-O’’截面。θO’’O’Ob)分析法的基本原理應力校核路徑確定由于交貫線附近的應力

進一步研究過程中，將有限元計算與解析解計算得到的無量綱局部薄膜應力強度Km和一次加二次應力強度K進行對比發(fā)現(xiàn)：(1)Km的理論解均不小于有限元的解；K的理論解大部分不小于有限元的解；(2)O’-O’’截面的解析解偏保守，J-J’截面的解析解更接近有限元的解。O’’O’OJJ’JB4732路徑新版GB150分析法路徑

因此新版GB150中選取J-J’截面作為應力強度校核截面。對于J’點處小于有限元解的部分K值，選取參數(shù)時選則更大的t/T值。進一步研究過程中，將有限元計算與解析解計算得到的無

設計準則的確定

Mershon總結PVRC關于開孔補強的成果時指出，若采用局部薄膜應力強度小于1.5Sm的準則進行補強設計時，結果過于保守，建議采用開孔后結構的極限壓力取pl=0.98ps（ps=nsp，p為設