WSM50C等低合金高强度钢 它仅使结构在很小范围内的应力或应变发生变化 structural ＋Q＋F算得 经生产实践检验的各种容积壳体厚度是确定今后壳体结构设计厚度的基础 本条提出的“高炉壳体应采用自立式结构” 当某一点应力状态的等效应力达到某一与应力状态无关的定值时 ≥1.5S 但因相邻部分之间的约束 由于高炉炉壳不需要进行疲劳评定 stress） 高风温 并考虑壳体各处的受力状况 m ll 3 热风炉炉壳有应力循环 并经过了几十年的实践检验证明是可靠的 开孔率一般都大于70％ 在一定的变形条件下 Von·Mises屈服准则也可以表述为 炉内气体压力 壳体厚度t（mm）作为纵坐标 对此段壳体的截面参数（壳体厚度 结果如下 如各种壳体中平衡内压或分布荷载所引起的薄膜应力 ）的上限为σ 本标准的壳体结构均不需要进行疲劳分析 高炉在正常工作状态时 弹性区力图使塑性区恢复原状 铁水压力以及壳体内外温差引起的作用力等 约（1/3）t 即使荷载不再增加 根据塑性强度理论分析 m 2）对壳体总体结构不连续部位（壳体转折处以及壳体接管处 填料层 以Sa或2Sa作为疲劳分析时的控制指标 平衡压力或其他机械荷载所需的沿截面厚度线性分布的弯曲应力 a 并引起塑性变形 理论分析必将占据更加重要的地位 从而在塑性区中出现残余压缩应力 第3部分 炉喉段和煤气封罩段等 对壳体结构的工作年限提出了新的要求 中面当量应力的许用极限值取1.0 3 两者结合方能反映出设计的严谨性和科学性 将引起塑性疲劳或塑性变形逐次递增而导致破坏 ≤3 且以环向应力为主 ＝3S 宜按壳体的实际尺寸和开孔建立实体模型 6.2.7 两端受有均匀拉力q的矩形薄板 （4）本标准关于当量应力的许用极限取值规定 s 高炉壳体结构应采用大型有限元程序分析 1）对壳体结构连续部位（远离结构不连续部位 日本《压力容器构造——特定标准》JIS 铁水侧压等产生的环向应力等 控制局部塑性区的范围 如平盖中心部位由压力引起的弯曲应力 应进行局部弹塑形应力分析 当材料的单位体积形状改变的弹性位能（又称弹性形变能）达到某一常数时 6.2.6 国家财产 炉底板应支承于基墩上 壳体孔洞边缘的局部当量应力已超过屈服强度 m 回归直线是一条已有高炉炉壳壁厚的近似平均值线 并受周围弹性材料所包围得到缓和 壳体结构整体弹性应力分析时 法兰 6.2.4 但由于其他大部分区域仍然处于弹性范围能有效地控制塑性连通区的发展 但弹性分析时其虚拟弹性应力往往会超过材料的屈服强度 如果单元的最大边长不大于壳体壁厚的5倍时 ＋t 外表面当量应力的许用极限值应取1.5 s 当结构第一次加载时 壳体的形状要求应与炉体类型 第三部分 竖向和环向应力的比值是变化的 高炉冶炼过程是在壳体密封的炉内运行 2003 使壳体总应力分布和变形产生显著的不均匀性 炉身处K值为2.40～3.40 第二折线的刚度值可取为初始刚度值的2％～3％ T 在进行单元划分时 并对68段壳体厚度与直径进行一元线性回归（图1～图9） 这些应力将重新分布 若不加以限制 的大小简单分析结构处于安定状态的条件 壳体与封头连接处的薄膜应力 孔与孔之间的壳体将产生过量塑性变形使壳体结构失稳而导致破坏 炉喉 6.2 当应力超过钢材的屈服强度时 总体结构不连续引起的局部薄膜应力 s 高度为h t为该区域内的最小壁厚） 第3部分 1）对壳体结构连续部位（远离结构不连续部位 壳体的局部应力主要发生在炉壳总体结构不连续部位和局部结构不连续部位 即当结构内的塑性区扩展到使之变成几何可变的机构时 例如 孔的存在削弱了壳体强度 1 因此 在部分孔的边缘出现不同程度的应力集中 （primary b 在压力容器的分析设计中 炉料荷重 一次应力加二次应力强度的极限为3S 结合生产实践经验并考虑一代炉役15年工作年限等因素后提出的 皮带通廊端部支点反力和煤气上升管重量等都是通过炉顶刚架和炉体框架传给高炉基础 6.2 ＋P m 封罩6部分 6.2.4 在一定的变形条件下 如总体热应力和总体结构不连续处（筒体与封头 高风压发展 当量应力的许用极限值取1.0 传热及渣铁反应等过程 允许的许用应力极限应为2S 系指几何形状或材料的不连续 例如 壳体上开有1m以上的风口数十个 （1）确定壳体结构弹性分析当量应力许用极限值所依据的相关标准 壳体承受双向应力 中冶赛迪工程技术股份有限公司与重庆大学合作开展了“1000m 高炉 弹性分析时往往会超过材料屈服强度的数倍 由材料力学可知 3 应力水平大于一次总体薄膜应力 当承受多种荷载工况组合而不能准确判断其控制工况时 基于这种复杂性和重要性 会产生过量塑性变形而导致破坏 ll 壳体结构弹性分析时当量应力的许用极限 m 计 卸载时 8266 ”在美国《压力容器建造另一规则》ASME 如壳体接管连接处由于局部结构不连续所引起的应力增量中沿厚度非线性分布的应力 根据塑性强度理论分析 对总体结构的应力与应变状态不会产生太大的影响 根据数理统计的基本概念 计算不考虑应力集中 如新日铁在20世纪80年代为宝钢设计4063m 本标准给出的当量应力许用极限值 也就是说 并根据美国《压力容器建造另一规则》ASME 当结构局部发生塑性流动时 2）安定性分析 m 炉腰 2 R为铁口转角处圆弧半径 复杂应力状态下的失效准则应采用Von·Mises各向同性硬化法则 PL 有壳体自重和附属物重 这个极限值是通过理论分析确定的 1 一次局部薄膜应力的实例 20世纪90年代以来 对结构总的应力分布和变形无显著影响 local 这些荷载将引起竖向应力和环向应力 3） 与t 由疲劳曲线得到 铁口处0.15R～0.18R 设 风口（1/3）t 这是欧盟分析设计的新的设计方法和最大特点 它保证在应力循环重复几次后安定到弹性行为 热风炉是在加热和送风交替循环工作的 6.2.2 Ⅷ-2-2019和欧盟《非直接接触火焰压力容器 有限元计算结果偏差较小 系数K值有所提高 结构不连续区）的许用极限 中面的当量应力限值为1.5S 壳体一旦损坏将会酿成重大事故 membrane 2018 3）一次应力（primary 因壳体经线曲率发生突变 就是协同考虑炉壳 结构的塑性分析可以充分利用钢材的蕴藏能力 式中 炉料 按冶炼工艺流程高炉炉型由若干部分组成 残余压缩应力的大小与虚拟应力有关 13445-3-2014在附录B和附录C中给出了两种分析设计法 一次弯曲应力P 工作条件十分恶劣 固定冷却设备 若不加以限制 6.2.3 S 孔洞对壳体断面的削弱 风口段 局部薄膜应力和弯曲应力）加二次应力（总体结构不连续处的弯曲应力 这一荷载即为塑性失效时的极限荷载 2）对壳体总体结构不连续部位（壳体转折处 系指几何形状或材料的不连续 级高炉68座 t＝（t ～5000m 其危害性在于可能导致疲劳裂纹或脆性断裂 不考虑应力集中） ） a——钢材的线膨胀系数（以每摄氏度计） ≤S 或说材料处于塑性状态时 局部薄膜应力强度和一次薄膜加一次弯曲应力强度的极限规定为1.5S 6.2.8 壳体结构在特殊的工作条件下 这种小的局部屈服区 v——钢材的泊松比 复合板容器中复层的热应力 高炉壳体结构的主要作用是保证高炉内衬砌体的稳定 我国是世界上的产铁大国 4）二次应力Q（secondary 采用的是英国标准《非直接火焊接压力容器规范》PD 孔边的应力分布和应力集中程度也不相同 苏联的公式已不适应于现代化大型高炉壳体结构使用寿命的要求 〉2σ s 矩形截面梁在弹性情况下[图10（b）] 一次总体薄膜当量应力（由P 塑性屈服区迅速扩大 单元的尺寸不宜太大 但目前的能力尚不能实现 ALK490 m 竖向应力较小 与一般压力容器和钢结构有所不同 筒体与法兰 S 其数量众多 炉缸段厚度 确定各应力强度许用值是依据极限分析 又有数千个冷却壁（板）的安装孔 高炉壳体的整体应力是遍布于整个壳体的基本应力 保障壳体结构的整体安全 炉壳材质为Q345C 约（1/3～1/2）t 卸载循环中 得到化学成分与温度较为理想的液态铁水 以确定壳体转折处和孔边的塑性区发展过程 在这些连接处 分析设计标准中取一次弯曲应力（P 假定结构所用材料为理想弹塑性材料 若虚拟应力超过材料屈服点 炉料与煤气在逆流运行过程中完成化学反应和物理变化 ～5000m 本标准针对高炉壳体处在特殊的工作条件下 以及未全熔透的焊缝等 各部位K值取法不一样 还不能使壳体失去承载力 欧盟《非直接接触火焰压力容器 其特点是在高温 在这些局部区域 一次应力所引起的总体塑性流动是非自限的 1978年 塑性区被弹性区包围 随着荷载增大 将一次加二次应力强度限制在2σ t——壳体钢板厚度（mm） 另外还起密封作用 耐材膨胀 m 高炉壳体各段的厚度可按下列公式计算 为进一步摸清高炉壳体在荷载工况作用下的应力大小及分布规律和孔边应力集中程度 对炉身取K值为2.00～2.20 2 具有可靠性和可操作性 max 安定性分析及疲劳分析 在局部区域应力高度集中 对于全幅度的脉动循环 σ 2）美国《压力容器建造另一规则》ASME 1）极限分析 当高炉炉壳连续部位的当量应力远小于钢材的屈服强度时 的一次局部薄膜应力区在经线方向的距离应不小于2.5 1-2-2019及《钢制压力容器——分析设计标准》JB stress） 根据所作的专项研究结果总结如下 钢铁工业取得了巨大的成就 级大型高炉的设计和实践经验 这类应力将重新分布 即局部屈服和小量变形就可以使约束条件或变形连续要求得到满足 6.2.2 如图11所示 冶炼强度的提高和一代炉役寿命的延长 给人身安全 l 钢铁工业是支撑我国经济高速发展的脊梁 不考虑应力集中） 对理想塑性材料 受弯矩M作用 壳体结构连续部位 可按下式验算 最后导致壳体钢板丧失承载能力 在进行壳体结构的有限元分析时 根据美国《压力容器建造另一规则》ASME 在C点发生反向压缩屈服而到达D点 σ 经济效益 L （此处R是该区域内壳体中面的第二曲率半径 K——系数 m 材料就屈服 对炉腰 风口0.05R 2）局部结构不连续（local 外表面当量应力的许用极限值取3 设有一矩形截面梁 l 炉腹段 L 且根据其经验能证明不需要做疲劳分析者 分析手段采用大型有限元程序ADINA和ANSYS 4732-1995分析设计方法相同 将产生剪力和弯矩 分别为所考虑两个区域的壳体中面第二曲率半径 不考虑应力集中） 对于壳体局部结构不连续处 discontinuity） 但循环次数也较少 由于壳体钢板内表面温度高 ＝1.5S 其中附录B分析设计-直接法 2 内 为满足外部约束条件或结构自身变形连续要求所须的法向应力或剪应力 影响范围遍及整个结构的一次薄膜应力 s 如炉顶封板K值为3.60～4.00 群孔汇集 截面宽度为b 若屈服强度的安全系数取1.5 炉腹 炉腰段 有限元分析的精度在很大程度E依赖于单元类型的选择及单元尺寸的大小 接管 虽具有二次应力的性质 形成壳体结构的薄弱点 中面当量应力的许用极限值应取1.5 日本《压力容器构造——特定标准》JIS BB503 即上下表面处应力最大 美国《压力容器建造另一规则》ASME 虽然其分布在很小的范围内 熔化的铁水等存在 有利于生产操作和高炉大修 随着强化冶炼技术的发展 孔的形状 卸载时沿BC线下降 2 应力便自动地限制在一定的范围内 壳体所受的荷载复杂 目前壳体厚度主要还是以实践经验来确定 高炉壳体结构的有限元分析应包括整体弹性应力分析 炉腰 1）总体结构不连续（gross 甚至超过壳体材料的屈服强度 不会出现新的塑性变形 相当于该处壳体厚度的1/3～1/2 根据公式可以初步确定炉壳厚度 可以根据开孔率的大小 此时的壳体结构已经失去承载力 高压作用下 ＋P 壳体接管连接处 钢板产生塑性变形 如壳体及其附属物的自重 本条提出的确定壳体厚度的回归方程式和简化方法是总结我国几十年高炉冶炼技术的综合成果 孔的几何形状相同 我国炼铁技术经历了70多年的发展 设计》EN 它保守地保证了防止由极限分析原理所确定的垮塌 保证结构安定的条件是σ primary 8266 根据弹性理论 如图12所示 对中心开有圆孔 3）对壳体局部结构不连续部位（冷却壁开孔处 13445-3-2014以及现行行业标准《钢制压力容器——分析设计标准》JB 6 设计》EN 约28mm 已不能满足高炉生产使用的要求 （general 研究表明 ＜2σ 对结构总的应力分布与变形产生显著影响 达到极限状态 冷却设备的结构形式相适应 本标准第5.1节推荐选用的钢材都是塑性性能非常良好的钢材 ＜2σ b 由平衡关系可得极限荷载为 不考虑应力集中） 于是在以后的加载 板壳单元的最大边长不宜大于壁厚的5倍 当整体弹性应力分析不满足要求时 ≤1.5 当σ 高炉壳体（图6.2.2）的外形尺寸应根据炼铁工艺和炉容设计的要求确定 s 内 因此高炉炉壳的应力循环次数很少 外表面当量应力的许用极限值取1.5 这些标准的取值如下 一次总体薄膜应力P 2007年的钢产量是4.89亿t 是指带炉体框架和炉顶刚架的结构 一次总体薄膜应力和一次局部薄膜应力是按薄膜应力沿经线方向的作用长度来划分的 并应根据生产过程中在壳体上可能同时作用的荷载进行组合 支座等与壳体的连接处 内压力是周期作用的 而外加应力状态不同 因此规定单元的最大边长不宜大于该处壳体厚度的1/3 如果薄膜应力超过1.1S （5）冷却壁开孔处 随着外荷载的增加 塑性区中应力-应变关系按OAB线变化 当达到全截面塑性状态时[图10（d）] 钢材局部发生塑性流动 炉壳开孔和转折部位的应力集中 得到本次修订的经验公式（6.2.3-1）～公式（6.2.3-7） 关于是否需要进行疲劳分析 由P ＋R 式中 炉身段厚度 内衬荷重 m 考虑应力集中） 6.2.6 以简化计算 总体结构不连续的实例 当采用局部弹塑性应力分析时 一次局部薄膜当量应力（由P 由于σ 应力将分别沿CB 一个使用周期的循环次数远远小于10 还有一些螺栓孔和检测孔 内 炉身 单元的最大边长不宜大于0.15R 小的过渡圆角处 鉴于壳体承受荷载工况的复杂性和高炉破坏后果的严重性 受计算机容量及内存的限制 因此 3） 5）峰值应力F（peak 当弹性分析的许用应力超过标准规定的许用极限值时 承受炉内气体压力 内衬膨胀力 13445-3-2014和日本《压力容器构造一一特定标准》JIS 梁内弹性区减少 固体炉料 13445-3-2014 且种类繁多 内 或说不再出现渐增的非弹性变形 n.k 炉体支撑结构由完全自主式发展到大框架自立式体系 本条提出塑性区域的扩展不应大于孔边净间距的1/3 （1）大型高炉炉壳整体弹塑性分析（陶修） 单元的最大边长不宜大于壳体厚度的1/3 需要进一步开展研究 作为弹性分析时极限状态的控制指标 出现局部塑性区连通的现象 对于壳体总体结构不连续处 即反复出现拉伸屈服和压缩屈服 应力高度集中 相邻孔间的塑性区有逐渐汇合的趋势 3 炉壳冷却壁开孔处）的许用极限 在高炉冶炼技术方面 对高炉壳体结构的受力状态进行了弹塑性计算分析 避免壳体孔间塑性区的连通 设 l 应力集中区以外的所有应力）的许用极限 壳体转折处单元的最大边长不宜大于板厚 仍产生不可限制的塑性流动 如果完全按实际开孔情况进行整体有限元建模 6 一般每天的换炉次数少于20次 壳体结构局部弹塑性应力分析时 Ⅷ-2-2019 2003以及现行行业标准《钢制压力容器一一分析设计标准》JB 其最大应力为 在标准编制中 塑性区域的扩展不应大于孔边间距的1/3 第3部分 周围宜设置炉体框架 钢材的应力-应变曲线应符合实际材料的应力应变关系 m 峰值应力的特征是同时具有自限性与局部性 s （3）风口带开孔多且截面削弱很大 一次应力分为以下三类 6.2.5 ～5000m 通过几座2000m 占全球产量的40％ 2003标准以及现行行业标准《钢制压力容器——分析设计标准》JB 底板K值为3.70 共统计了各设计公司1000m 其孔边平行于拉应力的集中应力等于q的3倍 当为圆锥壳时 与板厚相当 为此 转折处和管道连接处（包括冷却壁开孔处） 塑性区域继续扩展 包括壳体转折区以及壳体接管处 卸载循环中 对壳体结构开孔周边的塑性发展及应力重分布 其塑性分布区域也满足本标准的规定 按照以上标准的限值 峰值应力（由P 6.2.9 风口处K值为5.60 因此 1 3 ―次局部薄膜应力P 其变形趋于稳定 采用大端直径 2 一次应力（包括总体薄膜应力 而R 分析设计标准中 重力除尘器的应力循环次数比热风炉更少 外表面当量应力的许用极限值取3 “当所设计的容器与已有成功使用经验的容器有可类比的形状与载荷条件 壳体的实际温度均在150℃以下 它是在结构不连续区由压力或其他机械荷载引起薄膜应力和结构不连续效应产生的薄膜应力 structural 这种状态即为塑性失效的极限状态 计 就可以不进行局部应力分析 例如壳体开孔处的孔洞周边 从中找出最不利内力控制值 20世纪80年代以来 一座热风炉每天循环次数约为6次 算得 造渣 高炉壳体的炉身 折合尺寸约27mm～61mm 约7t（t为分析部位的炉壳厚度 （primary 应分别按可能存在的最不利荷载工况进行组合后再进行计算 如封头 可按公式（6.2.9）计算 理论分析结果表明 等效应力始终是一不变的定值 B 炉腹 Ⅷ-2-2019 ≤ ≤S 炉腰和炉腹处通常开有许多冷却板（壁）的安装孔 二次应力不会导致结构破坏 占全球产量的53.3％ 式中 其他荷载如钟阀式炉顶大小料钟等重量或无料钟炉顶料仓和受料斗以及密封阀等重量 将各段壳体直径D（m）作为横坐标 （ 在周围弹性区的作用下 炉缸 截面刚度等）乘以相应的折减系数后按连续结构进行分析 是广大工程技术人员和科技工作者经过比较 6.2.7 对回归直线进行适当调整 根据《钢制压力容器——分析设计标准》JB 5500 m （3）压力容器标准所涉及的名词和举例 这个屈服准则被称为Von·Mises屈服准则 壳体承受钟阀式炉顶装料设备的大小料斗和布料器等重量或无料钟炉顶的旋转溜槽部分和中心喉管等重量 4732所给出的许用应力极限值 自1996年以来一直保持钢产量世界排名第一的位置 外表面当量应力的许用极限值应取3.0 整个壳体的应力也逐渐向高应力转变 discontinuity） 相应的壳体就分成炉缸段 6.2.1 ＝σ 其内外表面的温度差在10℃以内 占全球产量的4.4％ ——环向热应力（N/mm 设计》EN 该点就开始进入塑性状态 （4）铁口开孔边缘等应力集中部位 stress） 两个方向的比值不同 设结构由理想弹塑性材料制造 的应力作用区沿经线方向延伸的距离不大于1.0 大小以及分布状态等变化繁多 炉喉与外封板 外表面温度低 高炉壳体由不同直径和不同厚度的锥体组成 局部高应力区由塑性区和弹性区两部分组成 4732-1995第3.10.1条的使用经验 应力集中系数也是变化的 使局部区域的应力显著增加 系数K是经验数据 孔与孔之间 根据实际工程经验和理论分析结果 直至破坏 气体压力等的共同作用 S 耐材 热应力和热疲劳的存在以及砌体的烧蚀和冷却设备的损坏等诸多因素后 PS 这些标准规定的当量应力许用极限如下 D——计算部位外壳弦带直径（m） 它不会引起明显的变形 b b 我国钢铁工业以每年增长600万t～700万t的速度大幅度增长 由局部结构不连续或局部热应力影响而引起的附加于一次加二次应力的应力增量 壳体大部分的应力都在许用应力范围内 3 4732-1995 约（1/3～1/2）t 当承受多种荷载工况组合而不能准确判断其控制工况时 当壳体局部弹性虚拟应力满足标准的极限值时 壳体结构的有限元分析宜采用板壳单元 它将直接导致结构破坏 4732 在塑性流动过程之中一次总体薄膜应力不会发生重新分布 使壳体计算分析得到进一步的发展 使变形趋向协调而不再继续发展 对壳体局部结构不连续部位（冷却壁开孔处） 高炉壳体应采用自立式结构 风口段及铁口框周围局部厚度 一般为180mm～350mm 尚应进行局部弹塑性应力分析 △S （2）确定许用应力强度极限的理论依据 环境保护等带来不可弥补的损失 -ε 则当荷载从结构的某一部分（高应力区）传递到另一部分（低应力区）时 从中找出最不利内力控制值 结构连续区）的许用极限 bending 往往很难实现 当受力物体内一点的等效应力达到某一定值时 ） 6.2.10 △T——内外温差（℃） 这种结构的特点是 直至贯通 S 根据测试结果 以下同） 90年代以来 适应多风口的需要 6.2.1 级别高炉的弹性和弹塑性计算分析表明 非高度局部性的应力 中面当量应力T的许用极限值应取1.0 即分为炉缸 材料就屈服 相邻区域仍处在弹性状态 B l 在炉壳上还有复杂的冷却设备 但影响范围仅限于结构局部区域的一次薄膜应力 a 设置炉体框架 炉内有高温煤气 单元划分时 即上下表面屈服时 （2）在壳体转折处有应力集中现象 是根据理论分析结果 它的内容是 我国钢产量仅为3178万t 算得 变形将无限制地增大 其荷载工况和受力状况十分复杂 炉腹处K值为3.70 与美国《压力容器建造另一规则》ASME 20世纪80年代以前我国高炉壳体厚度的计算几乎都采用苏联的经验计算公式 炉喉段厚度 3 根据弦带部位选择 3 工艺炉炉壳钢材性能指标及分析设计方法”理论分析 尤其在冷却壁开孔边缘较为突出 风口带及开孔多且截面削弱大的区域以及冷却壁开孔密集区域 2019年的钢产量约10亿t ） l 以3 两个超过1.1S （4）高炉炉壳开孔率对其强度及稳定性影响分析（雷雨） 2003标准以及《钢制压力容器——分析设计标准》JB 第一次加载时 BC线变化 1 炉身与炉腰 则有限元计算结果会严重失真 其最新版本是PD 与R 单元的最大边长不宜大于该处壳体厚度 membrane D——壳体的内直径（m） alt 二次应力的基本特征是具有自限性 则认为此结构是安定的 高炉的休风率一般低于2％ 在新的状态下保持弹性行为 便可得到许用应力S 内衬膨胀等荷载 随着外荷载的继续增加 为灵活布置出铁场提供了方便等 选择 1 煤气风罩开孔和铁口开孔处 在孔边产生局部应力集中 炉身段 冷却壁0.3R 中面当量应力的许用极限值取1.5 造成壳体结构局部不连续 本标准的许用极限确定如下 一次薄膜（总体或局部）加一次弯曲当量应力（由P 外表面的当量应力限值为3Sm 在某一载荷下结构进入整体或局部区域的全域屈服后 5 但从方便与稳妥考虑仍归入一次局部薄膜应力 （1）对于壳体连续部位 7 4 t——计算部位壳体厚度（mm） 壳体结构不连续部位 弯曲应力只考虑结构连续区）的许用极限 3 只要不反复加载 在弹性分析时 2 高炉壳体钢板内外面存在温度差△T 内 根据宝钢2号高炉实时检测 壳体钢板内外表面的环向热应力 即σ 煤气封罩段厚度 Ⅷ-2-2019 6.2.10 Von·Mises于1913年提出了一个屈服准则 否则应划为一次总体薄膜应力 根据研究 塑性区不断扩展 塑性区扩大 塑性区便存在了残余压缩应力E（ε Ⅷ-2-2019中也有类似的免做疲劳分析的筛分准则 后两个因素仅在进行疲劳评定时考虑 算得 外表面产生拉应力 但不包括严重的局部结构不连续或局部热应力区域 l 且平行于OA 下面以纯弯曲梁为例（图10）进行说明 应力将沿DEBCD回线变化 2 随着外加荷载的进一步增加 则极限荷载下的虚拟应力为 铁口2个～4个 在壳体的不同高度上 ≤S 对于壳体开孔周边更能够反映壳体实际的应力分布情况及壳体内的应力水平 虚拟应力-应变线为OAB＇ ～4000m 6.2.9 其中面当量应力的许用极限值取1.5 塑性区中的应力-应变关系按OAB线变化（虚拟应力为OAB＇） 应分别按可能存在的不利荷载工况组合计算 我国已成为全球名副其实的钢铁生产大国 孔洞边缘应力集中 经过试算 附录C分析设计-基于弹性应力分析 炉壳厚度计算最为精确的方法 再加上热应力 内 壳体在弹性阶段 是纳入标准内容的基本前提 t 导致内表面产生压应力 1 ＋P 分析的综合研究成果 若网格划分太大 丧失安定后的结构会在反复加载卸载中引起新的塑性变形 塑性区中的应力沿BC线下降 则此应力作用区可以认为是局部薄膜应力 PL 把炉壳各段的直径和厚度绘在上述坐标系中 单元的最大边长不宜大于板厚的1/3 为平衡压力与其他机械荷载所必须的法向应力或剪应力 使结构在较大范围内的应力或应变发生变化 ≤ 这时结构是不安定的 若荷载大小不变 b L 一边受拉 s 以及不等直径或不等壁厚的壳体连接处等 高炉向大容积 欧盟《非直接接触火焰压力容器 ）/2 在永久性支座或接管连接处由外荷载和力矩在壳体内引起的薄膜应力 ＜σ σ 即完成还原 政为每一所考虑区域的最小厚度］ 炉衬厚度 ＋Q算得 6.2.8 为保证计算精度 某些当量应力的许用极限在按弹性计算的最大应力允许超过屈服强度 借鉴了奥钢联为宝钢设计的C-3000熔融还原炉计算书 中冶赛迪工程技术股份有限公司和重庆大学开展了以下专项分析 为设计温度下的许用应力） 则以后的加载 均采用以应力分析为基础的设计 s L 其他区域0.5m 而把理论计算作为一种辅助手段 随着科学技术的发展和计算机容量的提升 对应的荷载为弹性失效荷载 欧盟《非直接接触火焰压力容器 以及壳体不同厚度和曲率连接处等 本标准第6.2.3条给出了不同部位初步确定壳体厚度的计算公式 由于环向拉应力的作用 5500 通过散点图发现壳体厚度与直径之间存在近似的线性关系 即纵坐标上的OC值 改革开放以来 是我国几十年来炼铁技术中高炉设计和生产实践经验的总结 a 筒体与接管以及不同厚度筒体连接处）的弯曲应力 8266 3 可分为上中下三段分别计算 如果一个结构经几次反复加载后 当量应力的许用极限值应符合下列规定 设计》EN ）/2 并可能因塑性疲劳或大变形而发生破坏（棘轮现象） 2 L ≤1.5 炉料产生的竖向应力以及气体内压 ≤S （3）大型高炉炉壳风口孔洞边缘应力及塑性区发展的影响因素（周红莲） 梁达到了弹性失效状态[图10（c）] 且可采用具有一定强化刚度的二折线模型 B 结构达到了它的极限承载能力 因此在满足弹性分析规定的许用极限时 ≥1.5S 炉腰与炉腹壳体连接处 stress） 炉腰段厚度 S 6.2.3 以内 壳体与小附件连接处 R为铁口转角的曲率半径 从而变形不再继续增大 应力集中点出现较小的塑性屈服区 截面应力呈线形分布 根据虚拟应力σ 如果不引起显著变形者也属于此类 炉底为2.70 复杂应力状态下的失效准则应采用Von·Mises屈服条件 但因其分布在很小的范围内 炉腹段厚度 因此 E——钢材的弹性模量（N/mm 即塑性失效时的极限荷载为弹性失效时荷载的1.5倍 6.2.5 stress） 1）奥钢联为宝钢设计的C-3000熔融还原炉计算书 一边受压 stress） 积累了1000m 如此多次循环 这时结构是安定的 Von·Mises屈服准则的物理意义 对比原规范经验公式 炉料和渣的软熔体 ［此处R＝（R 若按弹性应力分布 （2）大型高炉炉壳出铁口受力性能及其影响因素分析（赵岩） s 4732