張朝明，詹忠锜，范 磊，郭甲俊，徐艷紅，王會(huì)乾

(中建安裝集團(tuán)有限公司，江蘇 南京 210000)

大型塔類設(shè)備的吊裝是工程施工中的一個(gè)重要環(huán)節(jié)【1】。在吊裝過(guò)程中，由于設(shè)備質(zhì)量和直徑大、跨度長(zhǎng)，不僅需要關(guān)注結(jié)構(gòu)整體的變形及應(yīng)力，同時(shí)也需要關(guān)注吊耳整體強(qiáng)度以及吊耳與筒體接觸區(qū)域的局部應(yīng)力。因此如何合理高效地設(shè)計(jì)吊耳尺寸，并在控制工程造價(jià)的前提下，保證結(jié)構(gòu)穩(wěn)定可靠、筒體局部應(yīng)力不超限、不產(chǎn)生塑性破壞是吊耳設(shè)計(jì)選型的主要考量。

吊耳局部應(yīng)力計(jì)算一般有規(guī)范理論計(jì)算【2-4】和有限元分析兩種方法。牛龍哲【5】采用現(xiàn)有各種規(guī)范及Ansys仿真對(duì)超大型立式塔器軸式吊耳進(jìn)行局部應(yīng)力計(jì)算分析，但其有限元計(jì)算結(jié)果并未分離薄膜應(yīng)力及表面應(yīng)力，僅從變化趨勢(shì)及應(yīng)力數(shù)量級(jí)方面與現(xiàn)有規(guī)范進(jìn)行了對(duì)比；劉宏超【6】、張微【7】等分別采用SW6—2011軟件及有限元軟件分析了軸式吊耳起吊過(guò)程中的薄膜應(yīng)力及表面應(yīng)力；王非【8】采用WRC 107和有限元法分析了軸式吊耳在水平及豎直狀態(tài)下的受力情況，并對(duì)墊板間隙及加厚段進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。上述研究重點(diǎn)關(guān)注了軸式吊耳的受力及筒體局部應(yīng)力，但對(duì)于吊耳尺寸參數(shù)變化及板式吊耳的研究涉及較少。而現(xiàn)有規(guī)范【9】?jī)H能計(jì)算長(zhǎng)寬比小于4的矩形附件和圓形附件，無(wú)法對(duì)一般板式吊耳進(jìn)行局部應(yīng)力計(jì)算。

針對(duì)現(xiàn)有板式吊耳難以根據(jù)規(guī)范計(jì)算局部應(yīng)力，或有限元計(jì)算結(jié)果難以指導(dǎo)實(shí)際設(shè)計(jì)的問(wèn)題，建立三維實(shí)體有限元模型，充分考慮模型的邊界效應(yīng)，采用路徑應(yīng)力線性化的方法計(jì)算筒體的薄膜應(yīng)力、表面應(yīng)力，并基于此分析不同吊耳參數(shù)及荷載參數(shù)下的吊耳局部應(yīng)力。同時(shí)，采用正交實(shí)驗(yàn)、多因素方差分析確定不同參數(shù)對(duì)局部應(yīng)力的影響權(quán)重。

1 吊耳局部應(yīng)力分析模型

1.1 模型介紹

以某項(xiàng)目丙烯精餾塔設(shè)備實(shí)際吊裝為例進(jìn)行分析。丙烯精餾塔結(jié)構(gòu)如圖1所示。該塔塔體高度為67 950 mm，塔體內(nèi)徑為φ9 200 mm/φ11 000 mm。主吊為軸式吊耳，質(zhì)心高度為63 900 mm。局部應(yīng)力分析模型主要由筒體、連接件和吊耳組成，分析工況為水平起吊，吊索與吊耳夾角為0°。各部件間通過(guò)“Tie”進(jìn)行連接。管軸式吊耳局部應(yīng)力有限元模型如圖2所示。為方便計(jì)算結(jié)果分析對(duì)比，模型中對(duì)吊耳進(jìn)行相應(yīng)簡(jiǎn)化。不考慮吊耳焊接材料強(qiáng)度變化，默認(rèn)其強(qiáng)度與吊耳強(qiáng)度一致。由于起吊質(zhì)量大，軸式吊耳自行設(shè)計(jì)，相關(guān)計(jì)算參數(shù)如表1所示。

圖1 丙烯精餾塔結(jié)構(gòu)

圖2 管軸式吊耳局部應(yīng)力有限元模型

表1 模型尺寸及參數(shù)

一般而言，對(duì)于筒體壁厚與直徑的比值小于1∶15的壓力容器器壁可采用薄殼單元(M3D4R四結(jié)點(diǎn)四邊形膜單元)進(jìn)行有限元模擬，而對(duì)于具有明顯復(fù)雜三維結(jié)構(gòu)的吊耳只能采用實(shí)體單元(C3D8R)進(jìn)行模擬【11】。

進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)，由于薄殼單元與實(shí)體單元之間存在自由度不匹配的問(wèn)題，往往使得轉(zhuǎn)動(dòng)自由度在連接的交界處產(chǎn)生不連續(xù)，進(jìn)而造成交界處結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算不準(zhǔn)確，從而影響局部應(yīng)力的計(jì)算【12】。故在本模型計(jì)算時(shí)，筒壁及吊耳均采用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行離散化模擬。

當(dāng)采用實(shí)體單元進(jìn)行有限元分析時(shí)，一般來(lái)說(shuō)，在橫穿厚度的路徑上應(yīng)力分布不是線性的，通常的做法時(shí)將計(jì)算的應(yīng)力沿著厚度方向進(jìn)行應(yīng)力線性化【13】，以便提取薄膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力。應(yīng)力分類線的位置根據(jù)ASME Ⅷ的選取原則確定?；痉椒ㄊ菍?yīng)力分類線(SCL)的實(shí)際應(yīng)力分布按照靜力和靜力矩等效原理處理沿著應(yīng)力分類線恒定分布的薄膜應(yīng)力和沿著應(yīng)力分類線線性分布的彎曲應(yīng)力【14】，即：

(1)

(2)

式中：σm——薄膜應(yīng)力，MPa；

σb——彎曲應(yīng)力,MPa；

σ——實(shí)際應(yīng)力,MPa；

x——局部坐標(biāo)系的x軸坐標(biāo),mm；

t——SCL長(zhǎng)度,mm，本文指壁厚。

實(shí)際計(jì)算時(shí)需要將x、y和z方向的正應(yīng)力和剪應(yīng)力這6個(gè)應(yīng)力分量分別進(jìn)行應(yīng)力線性化，得到各分量的薄膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力。再通過(guò)第三強(qiáng)度理論計(jì)算大主應(yīng)力σ1、中主應(yīng)力σ2和小主應(yīng)力σ3【15】，進(jìn)而得到Tresca應(yīng)力，開(kāi)展各類應(yīng)力評(píng)定。根據(jù)《鋼制壓力容器—分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(2005年確認(rèn))【16】、《化工設(shè)備吊耳設(shè)計(jì)選用規(guī)范》【17】，本文的主要評(píng)定內(nèi)容如下：

SⅡ≤1.5KSm

(3)

SⅣ≤2.6Sm

(4)

式中：SⅡ——一次局部薄膜應(yīng)力強(qiáng)度,MPa；

SⅣ——一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度,MPa；

K——荷載組合系數(shù)；

Sm——材料許用應(yīng)力強(qiáng)度,MPa。

1.2 模型邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

不同的模型邊界條件將直接影響模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。合理地設(shè)置邊界條件可大大降低模型單元數(shù)量，提高模型計(jì)算效率，同時(shí)也能提高模型的計(jì)算準(zhǔn)確度。為分析不同模型邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，共設(shè)以下4種模型邊界，分別為全圓周、半圓周、1/4圓周和半對(duì)稱結(jié)構(gòu)，如圖3所示。

圖3 不同模型邊界設(shè)置方法

不同邊界條件下計(jì)算的模型最大Tresca應(yīng)力及結(jié)構(gòu)位移結(jié)果如表2所示。

表2 不同邊界條件下的筒體應(yīng)力及變形結(jié)果

從表2中可以看出，在相同的起吊荷載下，采用半圓周邊界條件與全圓周邊界的計(jì)算結(jié)果幾乎一致，在保證計(jì)算精度的同時(shí)節(jié)約近一半網(wǎng)格。而1/4圓周及半對(duì)稱邊界，由于約束過(guò)強(qiáng)，整體剛度較大，位移及應(yīng)力均有明顯降低。故在本文分析過(guò)程中主要采用半圓周邊界對(duì)模型進(jìn)行約束。

2 有限元與規(guī)范計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

將有限元計(jì)算結(jié)果推導(dǎo)出的薄膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力與規(guī)范方法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行進(jìn)一步對(duì)比分析，從側(cè)面驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，以便進(jìn)行下一步吊耳參數(shù)影響性的分析。

首先，采用HG/T 20582—2020《鋼制化工容器強(qiáng)度計(jì)算規(guī)范》(以下簡(jiǎn)稱規(guī)范)【9】第19章中的方法對(duì)軸式吊耳局部應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，相關(guān)參數(shù)說(shuō)明見(jiàn)規(guī)范，各參數(shù)示意見(jiàn)圖4。

圖4 規(guī)范計(jì)算參數(shù)示意

軸式吊耳起吊過(guò)程中，外荷載對(duì)圓筒引起的局部應(yīng)力主要是由作用在吊耳上的橫向剪力以及橫向外力矩導(dǎo)致的。故薄膜應(yīng)力可按式(5)～式(6)計(jì)算，剪應(yīng)力可按式(7)計(jì)算(各式中的符號(hào)說(shuō)明詳見(jiàn)規(guī)范)：

(5)

(6)

(7)

計(jì)算得到吊耳周邊圓筒上各點(diǎn)應(yīng)力后，按式(8)取兩者中的較大者作為復(fù)合應(yīng)力強(qiáng)度σ。

(8)

按上述公式計(jì)算得到一次局部薄膜應(yīng)力SⅡ=32.7 MPa，一次薄膜+彎曲+二次應(yīng)力SⅣ=222.4 MPa。

其次，采用精細(xì)化有限元方法對(duì)起吊過(guò)程中的圓筒進(jìn)行力學(xué)分析，荷載施加條件與規(guī)范計(jì)算時(shí)一致。Tresca應(yīng)力云圖如圖5所示。由圖5可知，吊耳根部最大應(yīng)力為259.7 MPa，墊板根部最大應(yīng)力為219.7 MPa。此處主要以墊板根部為例分析其局部應(yīng)力。由圖5可以確定圓筒上最大應(yīng)力點(diǎn)，以該點(diǎn)為起點(diǎn)沿著筒壁厚方向設(shè)置應(yīng)力分類線，如圖6所示。

圖5 吊裝力作用下軸式吊耳Tresca應(yīng)力云圖

圖6 應(yīng)力分類線布置

提取應(yīng)力分類線上所有節(jié)點(diǎn)的6個(gè)應(yīng)力分量，如圖7所示。x、y、z方向如圖5所示。由圖7 可以看出，各應(yīng)力分量下筒體表面應(yīng)力均較大，內(nèi)部應(yīng)力較小。因此，后續(xù)分析將重點(diǎn)關(guān)注筒壁表面應(yīng)力。

圖7 SCL上各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分量

根據(jù)應(yīng)力線性化方法，對(duì)各應(yīng)力分量進(jìn)行計(jì)算，得到各分量的薄膜應(yīng)力和表面應(yīng)力，結(jié)果如圖8 所示。

圖8 不同應(yīng)力分量下的薄膜應(yīng)力及表面應(yīng)力

通過(guò)求解應(yīng)力張量的特征方程可以進(jìn)一步得到σ1、σ2和σ3。特征方程如式(9)所示。

σ3-J1σ2-J2σ-J3=0

(9)

式中：σ1——大主應(yīng)力,MPa；

σ2——中主應(yīng)力,MPa；

σ3——小主應(yīng)力,MPa。

其中

SⅡ/SⅣ=σ1-σ3;

J1=Sx+Sy+Sz;

(Sx·Sy+Sy·Sz+Sx·Sz);

J3=det(Sij)

Sij為應(yīng)力空間6個(gè)分量。

根據(jù)方程的根進(jìn)一步計(jì)算得到：薄膜應(yīng)力SⅡ=33.3 MPa(Tresca應(yīng)力)，與規(guī)范計(jì)算結(jié)果相差1.8%；表面應(yīng)力SⅣ=215.1 MPa(起點(diǎn))和SⅣ=132.2 MPa(終點(diǎn))，表面應(yīng)力取二者中較大值，即215.1 MPa，與規(guī)范計(jì)算結(jié)果相差2.13%。說(shuō)明該方法的計(jì)算結(jié)果能夠很好地反映吊耳起吊引起的筒體局部應(yīng)力變化。

3 荷載參數(shù)對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響

第2節(jié)的計(jì)算及對(duì)比驗(yàn)證分析表明：有限元計(jì)算得到的設(shè)備局部應(yīng)力與規(guī)范計(jì)算結(jié)果均相近，采用該方法能夠?qū)σ?guī)范無(wú)法計(jì)算的板式吊耳進(jìn)行局部應(yīng)力分析。下面以板式吊耳APA-4【17】為例分析荷載參數(shù)對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響，其中肋板厚度為30 mm，筒體直徑為4 m，筒體厚度為30 mm，有限元分析模型如圖9所示。

圖9 板式吊耳有限元分析模型

荷載方向示意如圖10所示。首先分析荷載FL變化情況下筒體局部應(yīng)力的變化，為控制變量個(gè)數(shù)，吊索張角θ、設(shè)備提升角α均取0°。荷載大小變化情況下的筒體局部應(yīng)力計(jì)算分析結(jié)果如圖11 所示。

圖10 板式吊耳荷載示意

圖11 荷載變化對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響

由圖11可以看出，荷載大小與筒體局部應(yīng)力呈明顯線性關(guān)系，隨著荷載逐漸增加，薄膜應(yīng)力SⅡ和表面應(yīng)力SⅣ均逐漸增加，荷載為500 kN時(shí)，薄膜應(yīng)力和表面應(yīng)力分別為126 MPa和527 MPa。

進(jìn)一步分析塔式設(shè)備起吊過(guò)程中，設(shè)備提升角度α變化對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖12所示。提升角為0°，即水平狀態(tài)時(shí)，荷載與筒面垂直。由圖12可以看出：薄膜應(yīng)力與提升角呈線性關(guān)系，提升角每增加1°，增加約1.54 MPa；表面應(yīng)力與荷載呈非線性關(guān)系，隨著提升角增大，表面應(yīng)力逐漸增加，但增速逐漸降低。

在大型塔式設(shè)備實(shí)際起吊過(guò)程中，提升角的變化總會(huì)引起吊耳荷載大小變化，二者之間存在以下關(guān)系：

(10)

式中：T——吊耳荷載，N；

Wd——設(shè)計(jì)吊裝質(zhì)量，N；

L2——設(shè)備重心與頂部吊耳距離，m；

L1——頂部吊耳與尾部吊耳距離，m；

L4——吊耳孔中心與設(shè)備軸距離，m。

根據(jù)本案例計(jì)算得到的吊耳荷載與提升角關(guān)系如圖13 所示。由圖13可以看出，提升角在0°～80°之間時(shí)，設(shè)備提升角α與吊耳荷載T近似呈線性關(guān)系，隨著提升角α繼續(xù)增加，塔器尾部板式吊耳荷載急劇降低，直至為0。

圖13 吊耳荷載T與提升角α關(guān)系

再進(jìn)一步分析塔器提升角α與吊耳荷載共同變化情況下筒體局部應(yīng)力的變化，如圖14所示。由圖14 可以看出：隨著提升角α逐漸增加，吊耳實(shí)際荷載發(fā)生改變，筒體局部應(yīng)力先增加后迅速降低；在提升角α為60°時(shí)，局部應(yīng)力達(dá)到最大值，最大薄膜應(yīng)力為153.16 MPa，最大表面應(yīng)力為510.18 MPa。

圖14 提升角α與荷載共同變化情況下筒體局部應(yīng)力的變化

由于設(shè)備配重不一、平衡梁傾斜等因素，吊裝纜索力與吊耳在筒軸向存在夾角，故需進(jìn)一步分析吊索張角θ對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響。荷載為300 kN、提升角為0°時(shí)，筒體局部應(yīng)力隨吊索張角θ的變化情況如圖15所示。由圖15可以看出：筒體局部應(yīng)力受吊索張角θ影響顯著，局部應(yīng)力與吊索張角θ近似呈線性關(guān)系；吊索張角每增加1°，薄膜應(yīng)力增加2.7 MPa，表面應(yīng)力增加14.4 MPa。

圖15 吊索張角θ變化情況下筒體局部應(yīng)力的變化

4 尺寸參數(shù)對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響

筒體及吊耳尺寸也是影響筒體局部應(yīng)力的重要參數(shù)。本節(jié)主要分析筒體直徑、筒體厚度、吊耳肋板厚度、吊耳厚度、吊耳寬度對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響，計(jì)算時(shí)荷載取300 kN，吊索張角θ、設(shè)備提升角α均取0°。筒體直徑變化對(duì)局部應(yīng)力的影響如圖16所示。

圖16 筒體直徑變化對(duì)局部應(yīng)力的影響

由圖16可知：隨著筒體直徑的逐漸增加，在起吊過(guò)程中，筒體整體剛度下降，局部應(yīng)力也相應(yīng)的增大；薄膜應(yīng)力變化幅度不大，在74～80 MPa之間，而表面應(yīng)力變化明顯，當(dāng)筒體直徑超過(guò)3 m后，直徑每增加1 m，表面應(yīng)力增加約18.8 MPa，需要合理設(shè)置內(nèi)部支撐，保證其整體剛度。

圖17所示為當(dāng)筒體壁厚變化時(shí)，吊耳與筒體連接處的局部應(yīng)力。由圖17可以看出：筒體壁厚變化對(duì)筒體局部應(yīng)力影響顯著；當(dāng)筒體較薄時(shí)，薄膜應(yīng)力和表面應(yīng)力均顯著增加，壁厚為15 mm時(shí)，筒體表面應(yīng)力高達(dá)900 MPa，遠(yuǎn)高于3倍許用應(yīng)力限值；隨著壁厚增加，筒體局部應(yīng)力逐漸降低，但下降幅度逐漸變緩。

圖17 筒體壁厚對(duì)局部應(yīng)力的影響

為提高板式吊耳的側(cè)向剛度和根部的焊接強(qiáng)度，一般在吊耳兩側(cè)增設(shè)三角形肋板。以APA-4型板式吊耳為例，分別計(jì)算肋板寬度為15、20、25、30、35和40 mm時(shí)的筒體局部應(yīng)力，結(jié)果如圖18 所示。由圖18可以看出：增加肋板后，筒體局部應(yīng)力明顯降低，其中薄膜應(yīng)力降低約29%，表面應(yīng)力降低約10%；同時(shí)隨著肋板厚度增加，筒體局部應(yīng)力中，薄膜應(yīng)力呈線性下降，肋板厚度每增加5 mm，薄膜應(yīng)力降低1.81 MPa，表面應(yīng)力呈非線性下降，速率逐漸增加。

圖18 肋板寬度對(duì)局部應(yīng)力的影響

進(jìn)一步分析吊耳厚度和寬度變化對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響,結(jié)果分別如圖19和圖20所示。由圖19和圖20可以看出：隨著吊耳厚度和寬度的逐漸增加筒體局部應(yīng)力逐漸降低；對(duì)于薄膜應(yīng)力而言，厚度每增加10 mm，應(yīng)力降低0.6 MPa；吊耳寬度變化對(duì)筒體局部應(yīng)力變化有限，寬度每增加100 mm，薄膜應(yīng)力應(yīng)力降低2.2 MPa，表面應(yīng)力應(yīng)力降低4.8 MPa。

圖19 吊耳厚度對(duì)局部應(yīng)力的影響

圖20 吊耳寬度對(duì)局部應(yīng)力的影響

5 基于正交實(shí)驗(yàn)的多參數(shù)因子分析

本節(jié)采用正交實(shí)驗(yàn)【18】對(duì)吊耳及筒體相關(guān)參數(shù)進(jìn)行分析，根據(jù)實(shí)際吊耳選型及筒體參數(shù)共設(shè)置5個(gè)因素水平，以最終有限元計(jì)算得到的薄膜應(yīng)力和表面應(yīng)力作為實(shí)驗(yàn)指標(biāo)，不考慮各因素之間的相互作用。得到的因素水平如表3所示。

表3 因素水平

根據(jù)因素水平，不考慮因素間的相互作用，選擇正交表L25(56)，由于實(shí)驗(yàn)因素為5個(gè)，故1列設(shè)置為空列。按照實(shí)驗(yàn)需要進(jìn)行有限元仿真計(jì)算并提取結(jié)果如表4所示。

表4 L25(56)正交實(shí)驗(yàn)

(續(xù)表4)

方差分析可以將實(shí)驗(yàn)指標(biāo)數(shù)據(jù)總的波動(dòng)分解為反映水平變化引起的波動(dòng)和反映隨機(jī)因數(shù)引起的波動(dòng)2個(gè)部分。具體操作是將數(shù)據(jù)總的偏差平方和SST分解為反映必然性的各個(gè)因素的偏差平方和SS(SSA，SSB，…，SSE)與反映偶然性的誤差偏差平方和SSe，并計(jì)算它們的平均偏差平方和MS，再由此獲得各因素的均偏差平方和誤差均偏差平方和的比值F。

采用SPASS計(jì)算各參數(shù)變化情況下的局部應(yīng)力方差，薄膜應(yīng)力方差和表面應(yīng)力方差分析結(jié)果分別如表5和表6所示。

表5 薄膜應(yīng)力方差分析

利用多因素方差分析研究吊耳厚度、吊耳寬度、肋板厚度、筒體半徑和筒體壁厚這5項(xiàng)參數(shù)對(duì)于薄膜應(yīng)力和表面應(yīng)力的差異性影響關(guān)系，模型R2分別為0.999和0.998。由表5可知，各參數(shù)對(duì)薄膜應(yīng)力的權(quán)重影響順序?yàn)橥搀w壁厚、筒體半徑、肋板厚度、吊耳厚度、吊耳寬度。由表6可知，各參數(shù)表面應(yīng)力的權(quán)重影響順序?yàn)橥搀w壁厚、筒體半徑、吊耳厚度、吊耳寬度、肋板厚度。由此可以看出，吊耳寬度、肋板厚度變化對(duì)筒體局部應(yīng)力不會(huì)產(chǎn)生明顯影響。

表6 表面應(yīng)力方差分析

4 結(jié)論

為分析吊裝環(huán)境下塔類設(shè)備局部應(yīng)力及相關(guān)參數(shù)對(duì)局部應(yīng)力的影響，建立吊裝環(huán)境下筒體局部應(yīng)力精細(xì)化計(jì)算模型，并與規(guī)范方法相對(duì)比，主要結(jié)論如下：

1) 分析筒體局部應(yīng)力時(shí)，為保證計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性，同時(shí)提高計(jì)算效率，筒體可采用半模型對(duì)稱邊界建模。過(guò)于簡(jiǎn)化可能導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生較大誤差。

2) 采用有限元計(jì)算吊裝引起的筒體局部應(yīng)力，將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行應(yīng)力線性化處理，并將所得薄膜應(yīng)力、表面應(yīng)力與規(guī)范計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果顯示，誤差均在5%以內(nèi)。上述結(jié)論表明，可以將有限元建模分析與規(guī)范規(guī)定相結(jié)合，指導(dǎo)設(shè)計(jì)與施工。

3) 荷載工況下，荷載大小與局部應(yīng)力呈正線性關(guān)系，而隨著提升角的增加，薄膜應(yīng)力變化緩慢，表面應(yīng)力則迅速增大。實(shí)際吊裝過(guò)程中，提升角60°左右時(shí)，筒體局部應(yīng)力達(dá)到最大值；同時(shí)筒體局部應(yīng)力受吊索張角變化影響明顯。

4) 通過(guò)正交實(shí)驗(yàn)，采用多因子方差分析方法確定了不同尺寸變化對(duì)筒體局部應(yīng)力的影響權(quán)重，結(jié)果表明，筒體壁厚和半徑對(duì)局部應(yīng)力影響顯著。吊耳寬度、肋板厚度變化對(duì)筒體局部應(yīng)力不會(huì)產(chǎn)生明顯影響。