JBT4731钢制卧式容器讲稿.docx
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JBT4731钢制卧式容器讲稿
JBT4731-2005钢制卧式容器讲稿
1.适用范围
JB/T4731—2005《钢制卧式容器》相对于原来GBl50—1989第8章作了部分修订，
如：
取消圈座支承，增加鞍座轴向弯曲强度校核及附录A《有附加载荷作用时卧式容
器的强度汁算》等。
JB/T4731适用于设计压力不大于35MPa，在均布载荷作用下，由两个对称的鞍式支座支承的常压及受压卧式容器，它不适用于：
——直接火焰加热及受核辐射作用的卧式容器；
——经常搬运的卧式容器；
——带夹套的卧式容器；
一一作疲劳分析的卧式容器：
卧式容器设计是先根据操作压力（内压、外压）确定壁厚，再依据自重、风、地震及
其他附加载荷来校核轴向、剪切、周向应力及稳定性，
卧式容器设计还包括支座位置的确定及支座本身的设计。
2.术语和定义
.操作压力
.设计压力
.计算压力
.试验压力
设计温度
工作温度
试验温度
计算厚度
设计厚度
名义厚度
有效厚度
3设计的一般规定
3.1设计压力的确定：
（a）设计压力值应不低于操作压力；
（b）装有超压泄放装置时，设计压力按GB150附录B确定设计压力；
（c）液化气体，液化石油气的卧式容器，按《容规》规定确定设计压力；
（d）真空容器的设计压力按承受外压考虑，当装用安全控制装置时，设计压力取1.25倍的最大内外压差或0.1Mpa两者的较低值；当无安全控制装置时，设计压力取
0.1Mpa。
3．2设计温度的确定：
（a）设计温度不低于元件金属在工作时可能达到的最高温度。
对于0度以下的金属
温度,设计温度不应高于元件金属在工作时可能达到的最低温度。
铭牌上应标志设
计温度。
（b）低温卧式容器的设计温度按GB150附录C规定确定。
3．3元件金属温度确定
（a）传热计算；
（b）在已使用的同类容器上测定；
（C）在使用过程中，金属温度接近介质温度时按内部介质温度确定。
3．4对于有不同工况的卧式容器，应按最苛刻的工况设计，并在图样或技术文
件中注明各工况的操作压力和操作温度。
3.5设计载荷
（a）.长期载荷
设计压力——内压、外压；
液体静压力；
容器质量载荷——自身质量，容器所容纳的物料质量，保温层、梯子平台、接管
等附件质量载荷。
（b）.短期载荷
风载、地震载荷（一般取地震载荷），水压试验充水重。
（c）.附加载荷
在JB/T4731的附录A中增加有卧式容器上的附加载荷。
这是考虑卧式容器上设
有立式设备，如换热器、精馏柱、除氧头、液下泵、搅抖器等附属设备（高度均小于10m）时，它对卧式容器圆筒体产生附加弯矩及支座反力。
实质上，附加载荷也
是一种长期载荷。
3.6厚度附加量C
C=C1+C2
C1----钢材厚度负偏差，mm;
C2----腐蚀裕量，mm.
钢板或钢管的厚度负偏差按相应钢材标准的规定。
当钢材的厚度负偏差不大于
0.25mm,且不超过名义厚度的0.6%时，在计算中负偏差可忽略不计。
3．6．1腐蚀裕量C2
为防止容器元件由于腐蚀、机械磨损而导致厚度削弱减薄,应考虑腐蚀裕量.具体规
定如下：
a）对有腐蚀或磨损的元件，应根据预期的设计寿命和介质对金属材料的腐蚀速率确定腐蚀裕量；
b）卧式容器各元件受到的腐蚀程度不同时，可采用不同的腐蚀裕量；c）碳素钢或低合金钢卧式容器，腐蚀裕量不小于1mm。
3．7卧式容器筒体加工成形后不包括腐蚀裕量的最小厚度按下列规定：
a）对碳素钢或低合金钢制卧式容器，不小于3mm；
b）对高合金钢制卧式容器，不小于2mm。
3．8不锈钢复合钢板的许用应力：
（a）对于复层与基层结合率达到JB4733规定的B2级以上的复合钢板，在设计计算中，如需计入复层材料的强度时，其设计温度下的许用应力：
tt
[]t[]11[]22
12
（b）对于未与卧式容器壳体壁连成整体的耐蚀衬里层，在设计计算中不考虑耐蚀衬里层的强度。
3．9
对于地震载荷与其他载荷组合时，壳壁的应力允许不超过
1.2倍的许用应力。
3．10
对于卧式容器，如需选用
GB150
以外的钢材，应符合
GB150
附录
A规定。
3．11
焊接接头系数
对于卧式容器，焊接接头系数应根据受压元件的焊接接头的焊接工艺特点（单面焊或双面焊，有或无垫板）以及无损检测的长度比例确定。
3．12压力试验
与GB150-1998一致
3．13材料
（a）卧式压力容器材料应GB150规定；卧式常压容器材料应JB/T4735规定
（b）鞍座，焊在受压壳体上的重要内件，加强圈等非受压元件用钢应符合下列表中规
定:
使用温度℃选用材料许用应力[σ]saMpa
0~250
Q235-B
147
-20~250
Q345
170
≤-20
16MnR
（c）鞍座垫板材料应与壳体材料相同；
（d）地脚螺栓宜选用符合GB/T700规定的Q235或符合GB/T1591规定的Q345。
如采用其他碳素钢，则ns=1,6;如采用其他低合金钢，则ns≥2.0。
3．14鞍式支座
卧式容器支座采用JB/T4712标准鞍座时，在满足JB/T4712所规定的条件时，可免去对鞍座的强度校核；否则应按JB/T4731－7.4进行强度校核。
4结构
4．1支座形式
卧式容器的支座大多为鞍式支座，三鞍座，很少使用圈座。
JB/T4731主要对双鞍座对称布置情况作了规定。
卧式容器支座采用鞍座时，无论双、三或多鞍座，都必须只有一个为固定支座，
其余为滑动支座，以减少圆筒体因热胀、冷缩或圆筒体及物料质量引起的对支座产生
的附加载荷。
对双鞍座，固定端多选在容器接管较大、较多的一侧。
对三鞍座，固定端选在中
间支座以减少滑动端的位移量。
滑动端支座下的基础面应埋设钢平板，对伸缩频率较高的可在鞍座底板与基础面
平板间设滚动柱。
采用混凝土鞍座时，容器支座区应焊有衬板，并用定位板限制容器的转动：
容器
支座区的衬板或鞍座加强板与圆筒体焊接时，应采用连续焊，但在最低处，在板的两侧需留有50mm长不焊。
4．2支座设置
图4－1
对于双鞍座上卧式容器的应力作精确的理论分析十分困难，目前国内外有关容器
设计规范均采用Zick在1951年在实验研究的基础上提出的近似分析和计算方法，按
Zick的假设及分析，置于鞍座上的卧式容器可简化为对称分布的承受均布载荷的双铰
支点的外伸梁进行分析。
由材料力学可知，一全长为L的双支点相同外伸的简支梁，
当仅承受均布横向载荷且外伸长A=0.207L时，其支座处及两支座中和处的弯矩绝对值相等从而使得由均布载荷引起的圆筒体的轴向弯曲应力（1，2，3，4）绝对值为最小，但对大直径、薄壁卧式容器，起控制的应力往往是鞍座处的6，6，7，8，9，等这些应力。
因此应当尽可能使A≤0.5Ra，以有效地利用封头对圆筒体的加强作用，
对L/Di很大，如比值大于15且壁厚较薄的卧式容器，为避免支座跨距过大导致圆筒体产生严重变形及应力过大，可以考虑设置三个以上支座。
但三个以上支座有可能
因支座高度偏差及基础的不均匀沉降而产生支座处的附加弯矩及附加支反力，因此尽量少用。
4.3加强圈的设置
（1）加强圈应是整圈或相当于整圈结构，加强圈与壳体连接应符合GB150的规定；
（2）考虑卧式容器支座处局部应力时，可在鞍座平面或靠近鞍座平面处设置加强圈，见下图：
图4－2
图4－3
（3）考虑卧式容器外压失稳时，加强圈的设置和计算按GB150的规定。
5载荷分析和内力分析
置于对称分布的鞍座上卧式容器所受的外力包括载荷和支座反力。
载荷除了操作
内压或外压（真空）外，主要是容器的重量（包括自重、附件和保温层重等）、内部物料或水压试验充水的重量。
容器受重力作用时，双鞍座卧式容器可以近似看成支承在两个
铰支点上受均布载荷的外伸简支梁，梁上受到如下外力的作用，见图（5－1）。
5.1均布载荷q和支座反力F
假设容器本身的重量和容器内物料的重量为mg，沿容器长度均匀分布。
一般情况下容器两端为凸形封头，所以确定载荷分布长度时，首先要把封头折算
成和容器直径相同的当量圆筒。
对于半球形椭圆形和碟形等凸形封头可根据容积相等
的原则，折算为直径等于容器直径，长度为23hi（hi凸形封头深度）的圆筒，故重量载荷作用的长度为L4hi/3,L为两端封头切线间距离。
容器总重量mg应该与两个支座反力2F相等，故作用在外伸梁上单位长度的均布载荷为：
q
mg
2F
（1）
4hi
4hi
L
L
3
3
由静力平衡条件，对称配置的双鞍座中每个支座的反力就是F，或写成：
qL
4
hi
3
F
2
（2）
5.2竖直剪力V和力偶M
封头本身和封头中物料的重量为
2hiq，此重力作用在封头（含物料）的重心上。
对于
3Ri
3
半球形封头，可算出重心的位置e
e
为圆筒内半径。
为封头重心到封头切线的距离，R
8
i
这一关系也近似用于其他形式的凸形封头，即e3hi。
按照力线平移法则，此重力可用
8
一个作用在梁端点的横向剪力V和一个附加力偶m1来代替，即：
V
2hiq（3）
3
和
m1
2hiq
3hi
hi2
q
（4）
3
8
4
此外，当封头中充满液体时，液体静压力对封头作用一水平向外推力。
因为液柱
静压沿容器直径呈线性变化，所以水平推力偏离容器轴线，对梁的端部则形成一个力
偶m2。
对液体静压力进行积分运算，可得到如下的结果:
m2（qRi）Ra
Ra2
q
（5）
4
4
式中Ra为圆筒平均半径，并令Ri
Ra。
将式（4）的m1式为（5）的m2两个力偶合成一个力偶
M，即：
Mm2m1
q（Ra2
hi2）
（6）
4
因此，双鞍座卧式容器力学上简化为一受均布载荷的外伸简支梁，两梁的两个端部还分别受到横剪力V和力偶M的作用，如图所示，见表5-1。
5.3弯矩和剪力
和材料力学梁受弯曲分析相似，上述外伸简支梁在重量载荷作用下，梁截面上有
弯矩和剪力存在，其弯矩图和剪力图如图所示。
由图5－1可知，最大弯矩发生在梁跨
度中央的截面和支座截面上，而最大剪力在支座截面处，它们可按下述方法计算。
1.弯矩
筒体在支座跨中截面的弯距，按图所示梁的平衡条件得到。
M1
q（Ra2
hi2）
2hiqL
FL
AqLL
4
3
2
2
2
4
以q1L2F4hi代入则得：
3
2（Ra2
hi2）
FL
1
2
4A
L
M1
4
hi
L
4
1
L
3
（7）
（8）
M1通常为正值，表示上半部筒体受压缩，下半部筒体受拉伸。
筒体在支座截面处弯矩为
M2
q（Ra2
hi2）
2hiqAqA
A
4
3
2
1
A
Ra2
hi2
（9）
L
2AL
FA1
14hi
3L
M2一般为负值，表示筒体上半部受拉伸，下半部受压缩。
表5-1不同封头的端部V、M
和弯矩M2的方向
容器封头
平封头
标准椭圆
封头
半球形封
头
2.剪力
封头深
度hi
0
Ra
2
Ra
端部横
剪力V
0
1Raq
3
2Raq
3
端部力支座截面处
偶M弯矩M2
1
2
<0
（
A
4
Raq
Ra
0.707）
3Ra2q
<0
（A
0.364）
16
Ra
0<0
剪力最大值出现在支座处筒体上，以图4－1的左支座为例，在支座左侧的筒体截
面上剪力为：
V2
2qhi
qAq2hiA（10）
3
3
而支座右侧筒体截面上剪力为：
V1
2
L
2A
L
（11）
Fqhi
AF
4
q
A
3
L
hi
2
3
V1+V2=F，通常V1>V2。
6卧式容器壳体应力计算
6.1计算步骤
（1）先按GB150设计压力（内压、外压、常压）或最小壁厚选取原则，求出圆筒体、封头等壁厚。
（2）按JB/T4731计算1~9，，h，sa各项应力并进行校核。
由前面分靳可知，对于卧式容器除了考虑由操作匡力引起的薄膜应力外，还要考
虑容器总重导致筒体横截面上的纵向弯矩和剪力，而且跨中截面和支座截面是容器可
能发生失效的危险截面，因此，为了进行强度或稳定性校核，需要确定危险截面上的
最大应力的位置与大小。
（3）对卧式容器筒体上有附属设备时，需按JB/T4731的附录A将附加载荷作为集中载荷与卧式容器原有的均布载荷等一并考虑，求出组合条件下的支座反力和弯矩进
行强度校核。
（4）水压试验时应力校核。
6.2圆筒体的轴向应力及其位置
圆筒体的轴向应力及其位置见图6－1。
1.两支座跨中截面处圆筒体的轴向弯曲应力
截面最高点〔压应力）：
pcRa
M1
e
（12）
2
e
Ra2
1
截面最低点（拉应力）：
2
pcRa
M1
（13）
2e
Ra2
e
图6－1筒体的轴向应力
2.支座截面处圆筒体的轴向弯曲应力
截面最高点（拉应力）：
3
pcRa
M2
（14）
2e
Ra2
eK1
截面最低点（压应力）：
4
pcRa
M2
（15）
2e
Ra2
eK2
式中：
c
p——计算压力；
Ra——圆筒平均半径；
δe
——圆筒有效壁厚；
K1，K2——系数，根据圆筒是否被加强和支座包角查表，见
JB/T4731。
3.筒体轴向应力的校核
计算得到的卧式容器筒体上最大轴向应力
1~4。
计算1~
4时，应根据操作和非操
作时（指无操作压力装满物料或无试验压力装满水的情况）等不同工况，找出危险工况下
可能产生的最大应力。
在操作工况条件下，轴向拉应力不得超过材料在设计温度下的许用应力[]t，压应
力不应超过轴向许用临界应力[]cr和材料的[]t。
在水压试验条件下，轴向拉应力不得超过0.9ReL；压应力不应超过MIN{0.8ReL,B},ReL为
材料常温屈服强度，B为轴向许用压缩应力。
应该注意到：
对于正压操作的容器，在盛满物料而未升压时，其压应力最大值，
故取这种工况对稳定性应进行校核。
又如对有加强的筒体（图6－1中左侧M-M截面），
当M1M2时只需校核跨中截面的应力，反之两个截面都要校核。
6.3筒体切向剪应力
剪力在支座截面处为最大，该剪力在筒体中壁引起切向剪应力，计算鞍座截面切向剪应力与该截面是否得到加强有关，所以分为以下三种情况。
（1）筒体有加强圈，但未被封头加强（A12Ra），由于筒体在鞍座处有加强圈加强，
筒体的整个横截面都能有效地承相剪力的作用，此时截面上的切向剪应力分布呈正弦
函数形式，如图6－2（a）所示，在水平中心线处有最大值。
K3F（L2A）
（16）
RaeL
4hi
3
式中系数K3，根据圆筒被加强情况和支座包角查表，见JB/T4731。
（2）筒体未被加强，当支座截面上筒体既无加强圈，又未被封头加强时，则由于
存在无效区，筒体抗剪的有效截面减少。
应力分布情况见图6－2（b），最大切向剪应力
在22
处。
剪应力的计算式与式
（16）相同，但K3数值不相同。
2
20
（3）筒体被封头加强（即A1Ra），筒体无加强圈，但鞍座靠近封头封头对筒体支座截
2
面起加强作用，此时，大部分剪力先由支座（此处指左支座）的右侧跨过支座传至封头，
然后又将载荷传回到支座靠封头的左测筒体，此时筒体中切向剪应力的分布呈图6－2
（c）所示的状态，最大剪应力位于22的支座角点处。
220
最大剪应力可按下式计算：
K3F
Rae
（17）
式中系数K3数值与前不同，根据标准JB/T4731查取。
（4）切向剪应力的校核
求寻的剪应力值不得超过材料在设计温度下许用应力的0.8倍，即0.8t。
6.4封头应力校核
圆筒体被封头加强时，封头内的附加拉应力（封头上剪应力的水平分量）为：
K4F
h
（18）
Rahe
式中:
he——凸形封头的有效厚度；
K4——系数，根据支座包角查表，见JB/T4731。
强度校核h1.25
h。
t
注：
h为内压引起封头拉应力，计算公式见JB/T4731。
外压封头可不计h。
6.5支座处圆筒体的周向应力
1.支座处圆筒的周向压缩力和周向弯矩
支座反力在与鞍座接触的筒体上还产生周向压缩力P，当筒体未被加强圈或封头
加强时，在鞍座边角处的周向压缩力假设为PβF4，在支座截面筒体最低处，周向压缩力达到最大，PmaxK5F，这些周向压缩力均由壳体有效宽度b2b1.56Ran来承受。
支座反力在支座处筒体截面引起切向剪应力，这些剪切应力导致在筒体径向截面产生周向弯矩Mt，周向弯矩在鞍座边角处有最大值。
理论上最大周向弯矩为：
MtmaxMβK6FRa（19）
且作用在一有效计算宽度为l的筒体抗弯截面上，l的取值与不同的筒体长径比有
关，
当L/Ra
8时，l=4Ri；L/Ra
8时，l
1L。
2
上面系数K5、K6根据鞍座包角按标准查取，其中K6值还和鞍座与封头切线的相对距离A/Ra有关，见JB/T4731。
2.圆筒截面最低点处的周向压应力5
K5Fk
（20）
5
b2e
式中：
k——系数；k=1，支座与圆筒体不相焊；k=0.1，支座与圆筒体相焊；
——厚度；当无垫板或垫板不起加强作用，则
e，当垫板起加强作用时，则
ere；
e——圆筒有效厚度；
re——鞍度垫板有效厚度。
注：
垫板起加强作用的条件是：
要求垫板厚度不小于0.6倍圆筒厚度；垫板宽大于或等于b2，垫板包角不小于（12）。
一般情况下，加强板（垫板）宜取等于壳体圆筒厚度。
3.无加强圈圆筒体鞍座处最大周向应力
（1）鞍座边角处的最大周向应力6：
当L/Ra8时：
F
3K6F
6
2e2
4eb2
当L/Ra
8：
F
12K
6FRa
6
L
e2
4eb2
式中：
——厚度，当无垫板或垫板不起加强作用时，则
ere代替，2以22re代替。
（2）鞍座垫板边缘处圆筒体中的周向应力6：
当L/Ra8时：
F
3K6F
6
2e2
4eb2
当L/Ra
8：
F
12K
6FRa
6
L
e2
4eb2
（21）
（22）
e；当垫板起加强作用时，则以
（23）
（24）
注：
6、6公式中第二项为周向弯矩引起的壁厚上的弯曲应力。
式（23）和式（24）中
K6值为鞍座板包角（12）的相应值。
5，6，6位置见图6－3。
4.有加强圈的圆筒体
（1）加强圈位于鞍座平面上。
最大弯矩发生在鞍座边角处。
加强圈位于鞍座平面上，是指加强圈中心平面与鞍座中心平面之间在容器轴线方
向的距离X0.5b0.78Ran。
在鞍座边角处圆筒体的内外表面处最大弯曲应力7：
K8F
C4K7FRae
（25）
7
Io
Ao
式中e，对内加强圈为加强圈与圆筒体组合截面形心线距圆筒体外表面的距离；
对
外加强圈为加强圈与圈筒体组合截面形心线距圆简体内表面的距离。
鞍座边角处加强圈内、外缘处的周向应力8：
K8F
C5K7FRad
（26）
8
Io
Ao
（2）加强圈靠近鞍座平面。
加强圈靠近鞍座平面是指加强圈中心平面与鞍座中心平面之间在容器轴线方向的
距离X0.5b0.78Rae且X0.5Ra。
周向压应力5的计算按式（20）。
鞍座边角处周向应力6的计算按式（21）和式（22）。
K6按A0.5Ra选取。
最大周向应力7、8发生在靠近水平中心线处（在90°左右）的圆
筒体内外表面
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