剛性環(huán)支座計算方法探源
對于立式容器，若耳式支座處殼體的允許彎矩（即殼體上的局部應力）超標，人們通常會考慮使用剛性環(huán)支座。
一. 力學模型
剛性環(huán)支座和耳式支座的區(qū)別在于，剛性環(huán)的頂部和底部是兩塊環(huán)形板，分別稱為頂環(huán)、底環(huán)，而耳座（C型）頂部和底部為兩塊矩形板，如下圖所示。
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依JB/T4712.3和NB/T47003.1標準釋義，C型耳座的筋板可視為兩端鉸支、軸向受壓的壓板；底板可按一邊與殼體或墊板固支、一邊自由、二邊簡支受均布載荷的矩形板；蓋板可視為受均布力的簡支梁。
剛性環(huán)支座的頂環(huán)、底環(huán)為受徑向集中載的圓環(huán)，筋板、底板的力學模型與耳座相同。
剛性環(huán)支座的頂環(huán)、底環(huán)與“有效加強寬度段寬度”范圍內(nèi)的筒體、墊板（若有）為聯(lián)合加強件，“視為一體”，共同承載。“聯(lián)合加強件”的組合截面慣性矩計算見HG/T20582的圖19.3.2，或NB/T47003.1的圖7-5。
NB/T47003.1 圖7-5
其中，圓筒和墊板有效加強段寬度LS和LS1與應力衰減長度有關(guān)，與GB/T150.3之4.5.1.1外壓加強圈的有效寬度相同。
二. 載荷計算
NB/T47065.5發(fā)布之前，人們通常按HG/T20582第19章進行剛性環(huán)支座的設(shè)計。不過，HG/T20582沒有校核支座的筋板和底板，還需分別參考塔器標準（NB/T47041之7.13.3）或耳座標準（NB/T47003.1之7.3.1.3）。
求解支耳所受的反力Fb，需要考慮的載荷包括自重、地震作用、風載及附加外力等，見NB/T47065.5附錄A式A.3，或HG/T20582式19.3.2-1。
實際上各支耳上的反力是不同的，其大小與水平載荷的作用方向有關(guān)，F(xiàn)b取各支耳的最大值?？蓞⒖糚ressure VesselDesign Manual第4版 Procedure 4-4Fig.4-13，下左圖式中FV為豎向地震力，n為支座個數(shù)，M為所受彎曲力矩，F(xiàn)n為最大軸向載荷。Fn就是我們所需要的Fb。
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Procedure 4-4 Fig.4-13
求出Fb后進而可求得作用于頂環(huán)和底環(huán)的力F（HG/T2082式19.3.2-2）。
四支座時頂環(huán)和底環(huán)上力的分布，如下左圖所示，見Pressure Vessel Design Manual第4版，F(xiàn)ig 4-22。支座處、兩支座中間處內(nèi)力矩Mr和周向力Tr，的推導過程可參考文獻[1]，文獻[1]給出了等截面圓環(huán)受對稱徑向力時圓環(huán)上任一點位移及內(nèi)力的解。
文獻[1]: 楊實如. 圓環(huán)和輪緣的變形及內(nèi)力計算. 成都大學學報(自然科學版), 1995, 14(2)
HG/T20582將應力控制在一倍許用應力以內(nèi)。
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三.PV Elite的計算方法
PV Elite剛性環(huán)支座的計算與上述方法有所不同。下圖為PV Elite剛性環(huán)計算的輸入界面，下表為他們在計算中所求的主要的量。
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Force on one Lug, Operating Condition [Flug]: = ( W/Nlug + Mlug/( Rlug * Nlug/2 ) ) |
作用于一個螺栓座上的力 即Fb |
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Force P acting in the plane of the ring [P]: = Flug * Dlug / ( Hgp + Tpl ) |
作用于剛性環(huán)上的力，即F |
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Maximum bending moment (at the load points) [M1]: = 0.5*P*(OD/2+Wtp/2)*(1/Alpha-Cos(Alpha)/Sin(Alpha)) |
支座處內(nèi)力矩 |
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Tangential (axial) thrust induced in the ring [T1]: (Top ring in compression, bottom ring in tension) = 0.5 * P * Cos( Alpha) / Sin( Alpha) |
支座處周向力 |
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Resulting combined stress at the load point [S1]: = T1/( Ttp * Wtp ) + M1/( Ttp * Wtp2/6 ) |
支座處應力 |
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Bending moment at the midpoints between the loads [M2]: = 0.5*P*(OD/2+Wtp/2)*( 1/Sin(Alpha) - 1/Alpha ) |
兩支座中間處內(nèi)力矩 |
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Axial thrust [T2]: = 0.5 * P / sin( Alpha ) |
兩支座中間處周向力 |
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Combined maximum stress [S2]: = T2/(Wtp*Ttp) + M2/( Ttp*Wtp2/6 ) |
兩支座中間處應力 |
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Bending Stress in bottom Plate (Unif. Load) Per Bednar p.156 [Spl2]: = Beta1 * Flug/Ba * Wfb2 / Tpl2 per Roark & Young 5th Ed. |
底板上的應力 |
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Gusset Plate Axial Stress ( Force / Gusset Plate Area ) [Sgp]: = ( Flug/2 )/( Wgp * Tgp ) |
筋板上的應力 |
我們可以發(fā)現(xiàn)：
1. PV Elite對頂環(huán)、底環(huán)、筋板及底板都進行了校核；
2. PV Elite也不進行局部應力計算，上圖右上角”Perform WRC107 calculation”為灰色；
3. 從支座處應力計算式第二項”M1/(Ttp*Wtp2/6)”可以看出，和HG/T20582不同，PVElite是不考慮支座處筒體及墊板的加強作用的。
另外，HG/T20582在計算“聯(lián)合加強件”組合截面慣性矩的時候，筒體的厚度是以有效厚度代入的，沒有扣除內(nèi)壓或外壓的計算厚度，也沒有像HG/T20582第26章局部應力計算那樣，在WRC公報方法的基礎(chǔ)上疊加由壓力產(chǎn)生的應力?？梢奝V Elite要保守一些。