4712.3-2007耳式支座计算

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附塔再沸器支承耳座的设计

附塔再沸器支承耳座的设计曹晓玲，曹皓闻（中石化南京工程有限公司，江苏南京 211100）[摘要] 在设计附塔再沸器的支承耳座时，不能不加分析地直接选用JB/T 4712.3-2007《容器支座第3部分：耳式支座》中提供的耳座型号，因两种耳座的受力模型不同，会造成耳座实际承受的不同的支座反力，应通过合理的受力分析验算耳座的承载能力。

[关键词] 附塔再沸器；支承耳座；承载力验算作者简介：曹晓玲（1972—），女，江苏盐城人，1994毕业于南京化工学院化工设备与机械专业，本科学历，主任工程师，主要从事化工设计工作。

在化工工艺布置中，精馏塔与塔底再沸器之间宜按工艺流程顺序靠近布置，对于立式再沸器，可布置在塔侧并利用塔体直接支撑，具有紧凑、无需支撑钢架及基础、安装方便的优点，而此时需要在塔体与再沸器之间设置支承耳座，见图1。

图11 耳座设计中存在的问题以往耳式支座的设计，一般可参考J B /T 4712.3-2007《容器支座第3部分：耳式支座》中提供的耳座形式进行选用，但对于附塔再沸器的耳座，如直接选用则存在以下问题：(1)JB/T 4712.3-2007中耳座的受力模型与附塔再沸器支承耳座的受力模型不相同；(2)由水平地震力产生的偏心弯矩作用于耳座上的荷载与水平地震力产生的、作用于附塔再沸器耳座上的荷载不同，JB/T 4712.3-2007提供的耳座实际承受载荷公式不适用于附塔再沸器耳座承受的荷载计算；(3)JB/T 4712.3-2007中未提供耳座的承载力验算方法。

对此，本文针对附塔再沸器的支承耳座提出了设计方法及算例。

2 设计原则2.1 塔体与再沸器之间的距离在安装与配管允许的情况下，应尽量缩短塔体与再沸器之间的距离，以避免耳座受到较大的弯曲应力，造成耳座材料的浪费及在塔壁上产生过大的局部应力。

2.2 水平地震作用计算原则NB/T 47041-2014《塔式容器》中提供了高度H 与直径D 之比大于5的裙座自支承塔器的基本自振周期计算公式及多质点体系的基本振型水平地震力计算公式，但以此计算出的水平地震力并不能作为附塔再沸器耳座上的荷载，原因在于：(1)立式再沸器作为塔的附属结构，其支承结构形式可简化为单质点简支支承，不同于塔器的立式悬臂结构；(2)附塔再沸器的高度H 与直径D 之比在一般情况下均小于5，造成再沸器支承结构的刚度较大、基本自振周期较小。

JBT4712.3耳式支座计算软件

耳式支座计算
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序号
数值名称
符号单位
公式
计算
数值
JB/T4712.3-2007支承式支座载荷计算适用：PN0～1.6MPa，DN300～4000mm,L/DN≤5,且H0≤10m 容器设计压力设计温度圆筒材料设计温度下许用应力 [σ ]t MPa 圆筒厚度附加量设备总重重力加速度地震影响系数 C m0 g a mm kg m/s2 7度：0.08、0.12 8度：0.16、0.24 容器内径容器外径 10m高处的基本风压水平力至底板高度 Di D0 q0 h mm mm N/m2 mm 有保温层时取保温层外径用户提供或查GB50009表D.4及及其他 9度：0.32 0.12 1200 1220 400 0 C1+C2 壳体+附件+内部介质+保温 Ps t MPa 0.88 70 Q345R 189 3.3 1895 9.80665
m0g Ge 4(Ph GeSe) 103 kn nD
Q<[Q],满足要求
支座处圆筒支座弯矩筒体有效厚度支座处筒体许用弯矩
ML δ e
kN.m Q(L2-S1)/1000 mm δ n-C
[ML] kN.m 以δ e和P查JB/T4712.3表B.1～B.4 ML<[ML],满足要求以上均满足要求，所选支座可行。
(Di 2 n 2 3 ) 2 b2 2( L2 S1 )
2
b2 L2 S1 δ n D Ge Se Pe Pw P [Q] Q
1541.1 0 0 2230.0 1095.1 2503.8 30.0 5.6 通过 0.87 6.7 4.71 通过

耳式支座处圆筒局部应力的另外一种计算方法

耳式支座处圆筒局部应力的另外一种计算方法杨洋【摘要】按照JB/T4712设计的耳式支座,当不能采用许用弯矩进行评定时,除了按标准释义采用AD规范对支座处圆筒局部应力进行计算评定外,提出还可以按照HG20582对支座处圆筒局部应力进行计算,并用AD规范验证了该方法的可行性.【期刊名称】《机械研究与应用》【年(卷),期】2017(030)003【总页数】3页(P84-86)【关键词】耳式支座;许用弯矩;AD规范;HG20582【作者】杨洋【作者单位】东方电气股份有限公司核设备设计所,四川成都 611731【正文语种】中文【中图分类】TQ053化工设备进行耳式支座设计时，一般按照设备结构特点及安装要求进行耳式支座选型，然后计算支座承受的载荷，并与JB/T4712推荐的许用载荷进行比较，以判断选定的支座能否满足承载要求。

同时，还应对支座处圆筒所受的弯矩进行评定，其许用弯矩可由JB/T4712.3附录表B获得。

当由于结构尺寸、内压等参数超出附表B的范围，无法获得许用弯矩时，可以按照标准释义中的方法对支座处圆筒局部应力进行计算、评定，局部应力按照AD规范S3/4中的方法进行计算。

针对支座处圆筒局部应力的计算，采用另外一种计算方法，即按照HG20582-1998第26部分《外载荷对圆筒引起的局部应力计算》进行计算。

下面以工程实际中的一台压力容器为例，来介绍此种计算方法，并通过AD规范S3/4验证此种计算方法。

1.1 基本参数及支座选型设计压力：2.5 MPa，设计温度：530 ℃。

设备外径：D0=273 mm，设备高度：H0=1 347 mm，设备总质量：m0=374 kg。

筒体名义厚度：Tn=18 mm，筒体有效厚度：T=16.2 mm，筒体平均半径：Rm=128.4 mm。

偏心载荷：Ge=0 N，水平力作用点至底板高度：h=324 mm；支座安装尺寸：D=536 mm地震影响系数：a=0.24(8级地震烈度)，10 m高度处的基本风压值：q0=550N/mm2。

耳式支座安装尺寸及选用计算表(JBT4712.3)

支座重量规格 kg M20 1.7 M20 3 M24 6 M24 11.1 M24 21.6 M30 42.7 M30 69.8 M30 123.9
盖板 B4 50 50 50 70 70 100 100 100 δ 4 14 16 18
地脚螺栓 d 24 24 30 30 30 36 36 36
适用容积高公称直径度 L1 B1 δ 1 S1 L2 B2 δ 2 L3 DN H 300~600 125 100 60 6 30 80 70 4 160 500~1000 160 125 80 8 40 100 90 5 200 700~1400 200 160 105 10 50 125 110 6 250 1000~2000 250 200 140 14 70 160 140 8 315 1300~2600 320 250 180 16 90 200 180 10 400 1500~3000 400 320 230 20 115 250 230 12 500 1700~3400 480 375 280 22 130 300 280 14 600 2000~4000 600 480 360 26 145 380 350 16 720 量以表中的垫板厚度δ 3计算的，如果δ 3的厚度改变，则支座的质量应相应的改变。 B型支座系列参数尺寸底板筋板
垫板 B3 125 160 200 250 320 400 480 600 δ 3 6 6 8 8 10 12 14 16 e 20 24 30 40 48 60 70 72
C型支座系列参数尺寸底板筋板适用容积高公称直径度 L1 B1 δ 1 S1 L2 B2 δ 2 L3 DN H 300~600 200 130 80 8 40 250 80 6 260 500~1000 250 160 80 12 40 280 100 6 310 700~1400 300 200 105 14 50 300 130 8 370 1000~2000 360 250 140 18 70 390 170 10 430 1300~2600 430 300 180 22 90 430 210 12 510 1500~3000 480 360 230 24 115 480 260 14 570 1700~3400 540 440 280 28 130 530 310 16 630 2000~4000 650 540 360 30 140 600 400 18 750 量以表中的垫板厚度δ 3计算的，如果δ 3的厚度改变，则支座的质量应相应的改变。

JBT4712.2-2007-腿式支座载荷计算(带公式)

0.8878 合格
1422.2 2
20.752 2 3
263.6 85.6 147
2019/8/12
腿式支座计算
共6页码第5页
序号
数值名称
符号单位
公式
计算
σ bt ≤[σ bt]
2 地脚螺栓的剪切应力：
地脚螺栓的剪切应力： τ bt Mpa (FH-0.4W1)/(NnbtAbt) τ bt Mpa 当计算的值τ bt小于0时，其值填为0
2 6.70
16
1 支腿装配焊缝的弯曲应力：
每条装配焊缝的计算长度 hf1 ㎜ hf-10
钢管为2(hf-10)
350
焊缝的焊脚高度
tf1 ㎜
12
焊缝的抗弯截面模量
Z ㎜3 2(hf12/6)(tf1/20.5)
346482.3
支腿装配焊缝的弯曲应力 σ f Mpa RL1/Z
35.70
焊缝系数
φ
0.49
地脚螺栓的内径
d1 ㎜
地脚螺栓的腐蚀裕量 Cbt ㎜
地脚螺栓的螺距
tb ㎜
一个螺栓的有效截面积 Abt ㎜2 π /4(d1-Cbt-0.866tb/6)2
地脚螺栓的拉应力
σ bt Mpa 1/(NnbtAbt)(4FHHC/Db-W1)
碳钢地脚螺栓许用应力 [σ bt] Mpa 常温下
182.54 235 通过
L1
㎜
H+hf/2+50
数值
1.04 63 通过
360 2130
壳体外壁至支柱形心的距离 e ㎜对H型钢支柱
W/2+垫板厚
102
㎜对钢管支柱
20
㎜对角钢支柱

压力容器设计耳式支座设计计算

t ℃D i mm [σ]t MPa δn mm C mmδe mmm 0kgH 0mmH 1mmh mmq 0N/m 2f i δis mm D o mm a G e N S e mm [M L ]kN·m 支座-Ⅰδ3mm [Q]kN b 2mm n pcs l 2mm k S 1mm P e N P w N P N Dmm Q kN M L KN·m 计算Q245R 支座材料Q235A 支座本体允许载荷150支座处圆筒所受的支座弯矩壳体保温层厚度0支座安装尺寸偏心距00支座实际承受载荷水平力水平风载荷水平地震载荷支座不均匀系数容器外径（包括保温层）支座处壳体的允许弯矩支座数量设备总质量1950048613500设计温度壳体内径壳体材料壳体设计温度下的许用应力筒体有效厚度150支座底板离地面高度2100140筒体名义厚度10厚度附加量1设备总高度结论Q≤[Q]合格ML≤[ML]合格基本数据4支座筋板间距230支座筋板宽度P w = 1.2f i q 0D o H 0×10-6 =6801.51取较大值支座底板螺栓孔位置1159750地面粗糙度类别B 18.8238010m高度处的基本风压值水平力作用点至支座底板高度550支座垫板厚度1219.890.83风压高度变化系数10.2471.02120地震设防烈度8地震影响系数偏心载荷45910.8047611.18P= P w 或 P= P e +0.25P w =P e = am 0g =2661.6选用支座型号B6=-+-++=)(2)22(122223S l b D D n i δδ=⨯+++=-3010])(4[nDS G Ph kn G g m Q e e e =-=31210)(S l Q M Lt ℃D i mm [σ]t MPa δn mm C mmδe mmm 0kgH 0mmH mmq 0N/m 2f i δis mm D o mm a G e N S e mm [F]kN [Q]kN n pcs k δ3mm D r mm P e N P w N P N Q kN 计算水平地震载荷P e =am 0g=2971.25水平风载荷P w =1.2f i q 0D o H 0×10-6=4989.42水平力P=P w 或P=P e +0.25P w =4989.42支座实际承受载荷17.8封头名义厚度1600基本数据支座安装尺寸1200壳体保温层厚度0偏心载荷0偏心距0设计温度50壳体内径1设备总质量2524设备总高度465512椭圆形封头的允许垂直载荷149厚度附加量 1.3封头有效厚度10.7地震影响系数0.12风压高度变化系数选用支座型号水平力作用点至支座底板高度248010m高度处的基本风压值550支座数量4支座材料Q235A支座本体允许载荷地震设防烈度7封头材料Q345R 封头设计温度下的许用应力189地面粗糙度类别B 支座A312容器外径（包括保温层）162460Q≤[Q]合格Q≤[F]合格取较大值结论支座不均匀系数0.83支座垫板厚度=⨯+++=-3010])(4[r e e e nD S G PH kn G g m QP c MPa t ℃DN mm [σ]t MPa δn mm C mmδe mmδhn mmm 0kgH 1mH 0mmH mmL mmh mmq 0N/m 2δis mmD o mm a H c mm f i [M L ]kN·m C bt mm 支腿C7-1900-63[Q]kN [τ]t MPa [σ]t MPa δa mm n pcs δb mm W mm C b mm t 2mm Dmm L o mm ηh f mm 支座数量4支座底板厚度22支座垫板厚度105支腿H型钢高度支座底板腐蚀裕度2支腿H型钢翼板厚度12角钢支腿中心圆参数1166180壳体总长度6456支座处壳体的允许弯矩24.26支座材料Q235A 支腿许用剪切应力M2433地脚螺栓规格地脚螺栓腐蚀裕度263支座型号8封头名义厚度16壳体切线距封头直边高度582440支座本体允许载荷壳体设计温度下的许用应力113筒体名义厚度设计压力0.6计算简图地面粗糙度类别B 风压高度变化系数1地震设防烈度地震影响系数设计温度200适用范围：①、DN400～1600mm；②、L/DN≤5；③、对角钢和钢管支柱H1≤5m，对H型钢H 1≤8m；④、设计温度t=200℃；⑤、设计基本风压q o =800Pa，地面粗糙度为A类；⑥、地震设防烈度8度（Ⅱ类场地上），设计基本地震加速度0.2g14厚度附加量1筒体有效厚度13容器公称直径1200壳体材料Q235B 壳体保温层厚度100H型钢70支腿型式钢管支腿底板螺栓孔距设备重要度系数1支腿与壳体装配焊缝长度360基本数据12设计温度下支腿许用应力容器外径（包括保温层）142847720.16设备质心高度H c =H-h+L/2=支承高度190010m高度处的基本风压值800设备总质量13395设备总高度8。

JBT4712.4-2007支撑式支座计算校核

：
支承式支座强度校核（标准支座 JB/T4712.4-2007）
设备图号：XXXX
计算单位：四川科新机电股份有限公司
设备名称：
附录A例题
支座型号： B6
一、输入数据
符号意义及计算公式 p —设计压力 t —设计温度 DN —公称直径（标准规定DN800mm～DN4000mm） L —圆筒长度（上下封头切线间距离） D o —壳体外径（有保温层时取保温层外径） δ n — 封头名义厚度 δmin— 成形封头最小厚度 C2— 封头腐蚀裕量 δ e — 封头有效厚度 (δ e = δ min —C 2 ) g —重力加速度 m 0 —设备总质量 H 0 —容器总高度 (标准规定H0 ≤10m) 2S2或Dr（S2或Dr—支座底板中心线至容器中心线距离）
[Q ]—支座的许用载荷 n—支座数量 k —不均匀系数（安装3个支座时取 k=1，3个支座以上时取 k=0.83）地面粗糙度类型（A、B、C、D共四类） H —水平力作用点至底板的距离(本程序限定H≤10m) fi —风压高度变化系数（按设备质心所处高度取） q 0 —设置地区10米高度处的基本风压值地震设防烈度(7度、8度、9度) 设计基本地震加速度[0.10(0.15)、0.20(0.30)、0.40] α — 地震影响系数 [0.08(0.12)、0.16(0.24)、0.32] [F ]— 椭圆形封头的允许垂直载荷
g ——
kN MPa kg mm
——
mm
数值 0.3 50 2800 5076 2824 12 11
1 10 9.8 35000 6500 1820 450 4 0.83 B 3568 1.00 550 7 0.15 0.12
225.2
170 10000 2000

设备支座设计规范

支座.1耳式支座：一般用于之承在钢架或梁上的以及穿越楼板的立式容器，按JB/T4712.3-2007《容器支座第3部分：耳式支座》标准选用，支座数量一般应采用4个均布，但容器直径小于等于700mm时，支座数量允许采用2个。

支座与筒体连接处是否带垫板，应根据容器材料和容器与支座连接处的强度和刚度决定。

对低温容器的支座一般要加垫板，垫板尺寸一般按JB/T4712.3-2007标准选取。

支座型式有A（或AN）型、B（BN）型，选取原则按JB/T4712.3-2007标准规定。

10.2支承式支座：多用于安装在距地坪或基础面较近的具有椭圆或碟形封头的立式容器，按JB/T4712.4-2007《容器支座第4部分：支承式之座》标准选用。

支承式支座的数量一般采用3个或4个均布，支承式支座与封头连接处是否加垫板，应根据容器材料和容器与支座连接处的强度和刚度决定，支承式支脚用于带夹套容器时，，如夹套不能承受整体重量，应将支脚用于带夹套容器时，如夹套不能承受整体重量，应将支脚焊接在容器的下封头上。

10.3腿式支座：适用于安装在刚性基础上的立式容器，按JB/T4712.2-2007《容器支座第2部分：腿式之座》标准选用。

支腿容器焊接时应避免重叠。

10.4鞍式支座：使用于卧式容器的支承，按JB/T4712.1-2007《容器支座第1部分：鞍式支座》标准选用。

卧式容器应优先考虑双支座，支座中心线的位置按标准执行容器因操作温度变化，固定侧应采用固定鞍座F 型，滑动侧采用滑动鞍座S型。

固定鞍座通常设在接管较多的一侧。

采用三个“鞍座时中间鞍座宜选用F型”，两侧的鞍座宜选用F型，两侧的鞍座可选用S型。

10.5裙式支座：裙座有圆筒形和圆锥形两种型式，适用于高大型或重型立式容器的支承，裙座与容器的焊接一般推荐用对接结构，并采用连续的圆滑过渡焊，裙座与封头的连接及设计、制造技术要求应执行标准JB/T4710-2005《钢制塔式容器》的规定。

JB4712-2007各种支座自动计算校核(附件含自动计算excel版本)

Cb= 2
7. 支腿装配焊缝的强度计算： 7.1 支腿装配焊缝的弯曲应力σf：σf=RL1/Z， M
式中： Z-焊缝的抗弯截面模量，mm^3；
σf= 35.71 Z= ########
校核
hf1-每条装配焊缝的计算长度，mm； hf1=hf-10 tf1-焊缝的焊角高度，mm； [B]-支腿装配焊缝的抗弯、抗剪许用应力，MPa； φ-焊缝系数，mm；（对于角焊缝受剪切时）
σf≤[B]
hf1= 350 tf1= 12.0 [B]= 77.18 φ= 0.49
安全
7.2 支腿装配焊缝的剪切应力σf：τ1=FL2/A1， M 式中： A1-焊缝的横截面积，mm^2；
校核
τ1≤[B]
ห้องสมุดไป่ตู้
τ1= 18.66 A1= 5939.70
安全
7.3 支腿装配焊缝的当量应力σz：
校核
σZ≤[B]
H0-容器壳体总长度（mm)；
PW= 8850.40 fi= 1
q0= 800 D0= 1428 H0= 6456
2. 水平地震作用标准值计算 Pe：
Pe=aem0g
ae-地震影响系数；
设防烈度
7
计基本地震加速 0.98
1.47
地震影响系数a 0.08
0.12
m0-设备操作质量；（kg）
8
1.96
2.94
0.16
0.24
Pe= 21024.79 ae= 0.16
9 3.92 0.32
m0= 13395
3. 载荷的确定：
3.1 水平载荷 FH（N）
—取风载荷PW和（地震载荷Pe+0.25PW）的较大
3.2 垂直载荷载荷 W1（N）—取设备最大操作重力

容器支座计算(JB4712-2007)

支撑式支座载荷计算计算数据依据：按JB/T4712.4-2007附录A 设备质量m 0 重力加速度g 偏心载荷G e 支座数量n 地震系数a c （7，8，9分别为0.08(0.12)，0.16(0.24)，0.32）水平力作用点至底板高度H 容器高度H 0 10米高度处的基本风压值q 0 偏心距S e 风压高度变化系数f i 容器内径D i 壳体厚度δ n 所选支座的允许载荷圆筒厚度附加量C 圆筒有效厚度δ e 容器外径D 0 安装尺寸D 计算过程
20000 kg 9.81 10000 4 0.12 50300 mm 1 2380 mm 10 350 2 8 2400 1470 mm kN mm mm mm mm
支座载荷计算
不均匀系数k （3个为1，3个以上为0.83）水平地震力水平风载荷水平力P 实际承受的载荷结论 0.83 23544 N 6859 N 25259 N
Pe m0 g
Pw 1.2 fi q0 Do H0 106
m g Ge 4( Ph Ge Se ) Q 0 103 nD kn
156.9 kN 支座安全

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Ge Se
DO
NUMBER OF SUPPORTS n NONUNIFORM VOEFFICIENT k
0 1020 4 0.83
JB/T4712.3-2007
14-2、CALCULATION
14-2-1.INSTALLATION DIMENSION CALCULATION FOR SUPPORT
D
DISTANCE BETWEEN BASEPLATE TO GROUND LEVEL DISTANCE BETWEEN BASEPLAT TO C.G. h
GROUND ROUGHNESS
WIND PRESSURE HEIGHT COEFFICIENT OF VARIATION WIND PRESSURE SEISMIC FORTIFICATION INTENSITY EFFECT COEFFICIENT OF SEISMIC a ALLOWABLE STRESS AT DESIGN TEMP. [σ] t YIELD STRESS AT DESIGN TEMP. σy SHELL NOMINALTH'K TH'K DEVIATION ACTUAL TH'K OPERATING MASS ECCENTRIC LOAD ECCENTRIC DISTANCE b2 l2 s1 L1 δ3 b3 t INSULATION TH'K OUTER DIAMETER δn C δe m0
14-1、 DATA INPUT
DESIGN PRESSURE DESIGN TEMP. INSIDE DIAMETER TOTAL HEIGHT p t Di H0 MPa ℃ mm mm mm mm 1.7 80 1000 2450 2000 50 B fi N/m2 0 0 6 0 MPa MPa mm mm mm kg N mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm 138 245 10 0.3 9.7 2793 0 0 110 125 50 250 10 200 8
ZJPEC
JY14-ASM-C01-CAL
R0
CALCULATION FOR LUG SUPPORT
The following calculation for each part all according to JB/T4712.3-2007"VESSEL SUPPORTS PART 3 LUG SUPPORT APPENDIX A" to carry on the design calculation
8.244398
kN
14-2-3.BENDING MOMENT ON SHELL WHERE JOINT SUPPORTS
ML
Q l 2 s1 10 3
kN m
14-3、CHECK THE LUG SUPPORT
ALLOWABLE LOAD FOR SUPPORT kN [Q] ALLOWABLE BENDING MOMENT ON kN m SHELL WHERE JOINT SUPPORTS [ML] BECAUSE:Q<[Q] AND M L<[ML]，
B 1.00 1.00 1.14 1.25 1.42 1.56 1.67 1.77 1.86 1.95 2.02 2.09 2.38
C 0.74 0.74 0.74 0.84 1.00 1.13 1.25 1.35 1.45 1.54 1.62 1.70 2.03
D 0.62 0.62 0.62 0.62 0.62 0.73 0.84 0.93 1.02 1.11 1.19 1.27 1.61
7 0.1g 0.08 0.15g 0.12 0.2g 0.16
8 0.3g 0.24
9 0.4g 0.32
21
1
2
Q A M Z
η : Welding Coefficient Judgement :
σc1+σc2
≤
0.49
σy /1.5
= 80.03333333 MPa
THEREFOR
OKΒιβλιοθήκη 20ZJPECJY14-ASM-C01-CAL
R0
DISTANCE FROM GROUND LEVEL H it
ATACHED LIST 2 EFFECT COEFFICIENT OF SEISMIC α max
SEISMIC FORTIFICATION INTENSITY BASIC ACCELERATION OF SEISMIC MAX EFFECT COEFFICIENT OF SEISMIC α max
A 2tL1b3 2 / 2tL1b3
Z: Section Coefficier
1365685
mm2
Z
tL1b3 tL1b3 3 3 2
364273.4
mm3
M: Moment 618.3298 kN 0.006037 1.697433 Mpa Mpa
σ1: σ2:
Tensile Stress Tensile Stress
ATTACHED LIST 1 WIND PRESSURE HIGH COEFFICIENT OF VARIATION fi TYPE OF GROUND ROUGHNESS
5 10 15 20 30 40 50 60 70 80 90 100 150
A 1.17 1.38 1.52 1.63 1.80 1.92 2.03 2.12 2.20 2.27 2.34 2.40 2.64
HORIZONTAL FORCE P= THE LARGER PW OR Pe+0.25P W，N
Pe+0.25P W =
0
N
SO
P=
0
N
ACTUAL LOAD FOR SUPPORT
m g Ge 4Ph GeSe 3 Q 0 10 nD kn
0.618329819
30 6.69 OK
(AS PER JB/T4712.3-2007 TABLE3)
(AS PER δe AND p TO CHECK JB/T4712.3-2007 TALBE B.2)
THEREFOR 14-4、CHECK THE WELD LINE STRESS A: Area of section
Di 2 n 2 3 2 b22
2l 2 s1
1184.17
mm
19
ZJPEC
14-2-2.LOAD CALCULATION SEISMIC LOAD WIND LOAD
JY14-ASM-C01-CAL
R0
Pe am 0 g
0
N 0 N
Pw 1.2f i q 0 D 0 H 0 10 6