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印度尼西亞芝拉扎三期發(fā)電廠在工程設計階段，汽機房橋式起重機未考慮發(fā)電機定子吊裝，汽機房行車梁的強度設計為常規(guī)載荷設計，行車梁并未進行發(fā)電機定子吊裝的結(jié)構(gòu)加固，發(fā)電機定子凈重達到494t，遠超汽機房橋式起重機的吊裝能力。但是在常規(guī)條件下，能考慮的其他方案只有通過汽機房內(nèi)布置吊裝門架裝置加軌道拖運的方案或者租賃大噸位起重機（1500t級以上）在汽機房A排外進行吊裝就位。但吊裝門架裝置加軌道拖運施工周期長，施工交叉面多，對相近專業(yè)施工影響大，需要緩裝大量的安裝工程量，對工程造成的影響巨大。并且大噸位起重機在印度尼西亞市場無可供租賃的資源，同時也需緩建汽機屋架等條件，從工程進度角度及設備供貨角度來說沒有施工時間窗口。故研究分析是否能夠利用汽機房橋式起重機進行發(fā)電機定子的吊裝。兩臺汽機房橋式起重機的基本技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 QD135/35-31.7A3型橋式起重機主要技術(shù)參數(shù)

1 基本思路

利用汽機房行車梁進行發(fā)電機定子的吊裝是所有常見方法中綜合優(yōu)點最多的方案。所以從這個點切入，列出基本思路解決矩陣表，詳見表2。 實際上，總體的思路就是在不考慮大噸位起重機及吊裝門架方案的前提下，通過研究分析及合理優(yōu)化，找出能在進度可控、安全的前提下使用行車梁進行發(fā)電機定子的吊裝就位。對于表2中備注①中的外部條件核驗，通過計算發(fā)現(xiàn)，在發(fā)電機定子吊裝過程中的極限輪壓并未超過汽機房橋式起重機的設計輪壓極限，故外部的結(jié)構(gòu)條件具備發(fā)電機定子吊裝的技術(shù)條件。同時，我們也征求了設計院的校核驗算及施工建議。

表2 印尼芝拉扎三期發(fā)電機定子吊裝方案思路矩陣

發(fā)電機定子吊裝的示意圖詳見圖1、圖2及圖3。使用液壓提升裝置進行發(fā)電機定子吊裝，主要利用液壓提升裝置作為提升執(zhí)行機構(gòu)，行車梁作為承載平臺，通過平衡梁主梁、平衡梁次梁及鋼絲繩的連接進行吊裝就位。次梁長度規(guī)格根據(jù)汽機房檢修吊物孔的尺寸量身定做，故不管行車梁受力如何分配，次梁以下的組件為常規(guī)發(fā)電機定子吊裝通用工裝，其受力校核能夠滿足發(fā)電機定子吊裝要求，此處不再贅述。故下部通用結(jié)構(gòu)能夠滿足發(fā)電機定子吊裝的技術(shù)要求。

剩下的就是對于備注③和備注④的分析研究了，也就是通過分析計算，找出優(yōu)化行車梁受力模型，制定載荷分配方案，使行車梁的強度、剛度能夠滿足發(fā)電機定子吊裝的要求條件。

2 研究、分析計算

2.1 研究思路

圖1 發(fā)電機定子吊裝示意圖Ⅰ

圖2 發(fā)電機定子吊裝示意圖Ⅱ

圖3 發(fā)電機定子吊裝示意圖Ⅲ

汽機房橋式起重機在使用過程中，在最大吊載，小車在單邊極限位置時，其對應側(cè)的臺車輪壓達到最大。然而在發(fā)電機定子吊裝過程中，載荷基本分布在行車梁縱向中間段，行車的各個輪壓均勻分布，實際最大輪壓值并不一定超過額定載荷小車在極限位置時的輪壓值。假定發(fā)電機定子吊裝過程輪壓計算結(jié)果未超過設計輪壓，那外部條件必然能夠滿足吊裝要求；同時，因行車梁可以近似等同簡支梁，行車梁的剪切強度在輪壓不超過設計輪壓的情況下也必然能滿足剪切強度設計要求。

然后對行車梁在發(fā)電機定子吊裝的工況下進行彎曲強度分析，實際行車梁承受的彎曲強度和梁截面抗彎模量大小成反比，與外界施加在行車梁截面上的彎矩成正比。而行車梁截面上所承受的彎矩可以通過梁上施加的垂直載荷點的合理分布而減少，換言之，液壓提升裝置4個液壓缸在行車梁上的分布決定了行車梁承受的最大彎矩值，通過增大液壓提升裝置4個油缸縱向間距，可大大減少行車梁所承受的最大彎矩值，所以單從彎曲強度角度來分析，理論上可以達到要求。

在剛度分析方面，對于行車梁在外加載荷下的下?lián)隙龋涮匦耘c行車梁的彎曲強度類似，即行車梁在受到外來載荷影響下的下?lián)隙扰c施加在行車梁上的最大彎矩成正比。因此，同樣可通過增大液壓提升裝置4個油缸縱向間距來間接減小行車梁的吊裝工況下的下?lián)隙?，從而使行車梁的剛度能滿足吊裝要求。

2.2 解決措施

根據(jù)行車梁所承受的彎曲強度和下?lián)隙鹊奶匦?，結(jié)合印尼芝拉扎三期火電廠工程汽機房檢修吊物孔的尺寸，將發(fā)電機定子吊裝裝置的主梁長度尺寸放大到載荷間距為13m，如圖4和圖5所示。

增加主梁的長度，主要是為了優(yōu)化行車梁上載荷點的分布，達到減小行車梁所受最大彎矩的目的。

同時，為了盡量減少行車梁所受最大彎矩，將兩臺行車上的小車予以拆除，這樣可大大減少行車梁所受到的最大彎矩。

以下是通過計算（計算過程采用近似簡化模型，未考慮行車小車的均布以及擱置梁的均布，但不影響計算結(jié)果對比）對比行車在跨中正常吊裝額定載荷、常規(guī)5m吊裝平衡梁吊裝定子、改進用13m平衡梁主梁吊裝定子3種工況下，汽機房行車梁的最大彎矩對比情況，見圖 6、圖 7、圖 8及表 3。

圖4 吊裝扁擔組拼裝示意圖

圖5 發(fā)電機定子吊裝平衡梁主梁和次梁示意圖

圖6 正?？缰蓄~定載荷吊裝行車梁最大彎矩

圖7 采用5m扁擔主梁吊裝定子行車梁最大彎矩

圖8 采用改進13m扁擔主梁吊裝定子行車梁最大彎矩

對3種工況行車梁承受的最大彎矩進行統(tǒng)計分析，可以發(fā)現(xiàn)，通過13m扁擔梁對行車梁的載荷進行優(yōu)化，可大大減少行車梁在吊裝發(fā)電機定子時承受的彎矩。從計算結(jié)果分析，已經(jīng)非常接近行車正常額定載荷使用時行車梁承受的彎矩，方案具有很強的可行性。

表3 各種情況行車梁跨中最大彎矩＊

這樣帶來的變化主要是平衡梁主梁長度變大以后，增加了平衡梁主梁所受的最大彎矩，對梁的抗彎強度提出了更高的要求，但是相較行車梁彎矩的減少是非常有必要的，通過平衡梁主梁的重新設計，完全可以解決。

2.3 大車輪壓驗算

吊重產(chǎn)生的輪壓：

P1=G/N=590/16=36.875t

式中：P1——吊裝發(fā)電機定子載荷的每個大車輪壓；

G——發(fā)電機定子吊裝載荷，包括發(fā)電機定子、液壓提升裝置、泵站、液壓缸擱置架、鋼絞線、鋼絲繩、主次梁、吊鉤等所有吊裝時候的載荷總重，G=590t。

N——輪子數(shù)量，N=16。

橋機自重產(chǎn)生的輪壓：

P2=G1/N=68/8=8.5t

式中：G1為去掉小車的行車自重，G1=68t。

因此，吊裝發(fā)電機定子工況下行車的最大輪壓：

P=P1+P2=36.875+8.5（t）≈445kN＜475kN（行車設計最大輪壓）。

因此，在預設工況下進行發(fā)電機定子吊裝時，汽機房屋架、汽機房柱頭基礎等外部受力均能滿足要求。同時，行車梁的剪切強度也滿足發(fā)電機定子吊裝要求。

2.4 行車梁強度校核計算

2.4.1 行車梁截面特征

行車梁截面特征見圖9，圖中各參數(shù)說明見表4。

圖9 行車梁截面示意圖

表4 行車梁截面參數(shù)表 mm

行車梁截面特性為：

質(zhì)心處的慣性矩：I=5.62E+10×1010

抗彎截面模量：W=5.6×107

2.4.2 行車梁在定子吊裝載荷下的彎曲正應力計算

動載系數(shù)：φ1=1.1

材料為Q345-B，σE=325MPa

額定載荷下系數(shù)VE=1.5

橋機跨度：L=31700mm

主梁自重：q=28t

材料的基本許用應力：

因此，行車梁強度在定子吊裝過程中的彎曲應力在許用應力范圍之內(nèi)，行車主梁的抗彎能力滿足要求。

2.5 行車梁在定子吊裝時靜剛度計算

行車梁在跨中的垂直靜剛度：

式中：fx ——定子吊裝時行車梁跨中下?lián)隙龋?/p>

M——定子吊裝時行車梁受到最大彎矩：

主梁剛度：fx

2.6 發(fā)電機定子吊裝平衡梁主梁設計剛度校核

由于重新設計定子吊裝平衡主梁，相較原先主梁，跨度變大，新的平衡梁主梁的設計尺寸見圖10。

圖10 定子吊裝平衡梁主梁設計尺寸圖

平衡梁主梁的強度校核在本文中不作為重點，主要由于跨度的增大，造成了主梁的剛度下降，下面應用有限元分析軟件重點對扁擔主梁的剛度進行分析校核。

撓度計算過程如下：

對13m平衡梁主梁進行了PRO/E建模，由于有限元分析需要，去掉了內(nèi)部加強筋板及吊鉤附板，建模及分析過程見圖11—圖14。

圖11 平衡梁主梁建模示意圖

圖12 平衡梁主梁網(wǎng)格劃分結(jié)果

圖13 施加約束情況

圖14 撓度ansys有限元分析結(jié)果

中心位置在發(fā)電機定子吊裝時最大向下?lián)隙葹?3.853mm≈L/939，這個下?lián)隙戎颠h大于行車主梁的下?lián)现怠Ｒ虼?，平衡梁主梁的剛度滿足定子吊裝要求。

對于平衡梁次梁以下工裝，包括次梁、吊鉤組、鋼絲繩等的計算校核與通用百萬機組發(fā)電機定子吊裝一致，本文不再贅述。

2.7 分析計算總結(jié)

通過研究、計算分析可以發(fā)現(xiàn)，在使用13m平衡梁主梁對行車梁上載荷進行分配優(yōu)化后，其輪壓、行車梁強度均能滿足設計要求。但是在行車梁在吊裝定子工況下的靜剛度計算結(jié)果約為L/468，從表面上來看，這與橋式起重機靜剛度要求小于L/700相差較多，但是需要注意的是，橋式起重機定義中的靜剛度是去除了小車機構(gòu)以及行車梁自重以后的靜剛度，所以這里相差了一個小車和行車梁自重帶來的靜剛度修正值，計算出該修正值見表3。同時從定子吊裝作業(yè)的性質(zhì)來看，不能單純把定子吊裝過程看作是傳統(tǒng)起重機的傳統(tǒng)工作作業(yè)，無論從機構(gòu)動作速度還是工作頻繁程序，都不能等同。GB/T3811-2008《起重機設計規(guī)范》也規(guī)定：橋架型起重機中的手動起重機垂直靜撓度f≤L/400；對采用低起升速度和低加速度能達到可接受定位精度要求的起重機，垂直靜撓度f≤L/500。ISO 22986：2007規(guī)定：起重機配置調(diào)速控制系統(tǒng)越完善程度越高，對結(jié)構(gòu)靜態(tài)剛性要求可以越低，適用于采用低起升速度和低加速度能達到可接受定位精度要求的起重機，只要求靜態(tài)剛性滿足L/750～L/250。也不妨從另一個角度來分析這個問題，橋式起重機在載荷試驗階段，必須進行110%動載荷全行程、全工況運行作業(yè)，這個作業(yè)過程中對行車大梁的考驗，遠超定子吊裝工況，下面就分析對比在這兩種工況下，行車梁的彎矩、靜剛度數(shù)據(jù)。

行車梁靜剛度：

式中，M為外部載荷對行車大梁施加的最大彎矩，包括吊裝載荷及行車梁均布自重帶來的彎矩；L、E、I在本案例中為常量。

因此，行車梁的靜剛度與行車梁跨中所受的最大彎矩成正比，計算出兩種工況下行車梁的最大彎矩和靜剛度進行對比，見表5。

表5 動載荷試驗與定子吊裝工況計算分析表

計算結(jié)果顯示，在定子吊裝工況下，行車梁的定義靜剛度約為L/648，略微高于橋式起重機靜剛度要求，但是略低于動載荷試驗極限工況的L/635。

因此，可得出如下結(jié)論：無論從靜力學分析還是工作動載系數(shù)方面考慮，定子吊裝工況下，行車大梁受到的考驗要小于動載荷試驗中受到的考驗，在安全技術(shù)方案落實到位的情況下，加強過程監(jiān)控，該方案進行定子吊裝的風險完全可控。

3 驗證實施

通過上述計算分析，我們設計了新的平衡梁主梁并實施了印尼芝拉扎三期電廠工程的發(fā)電機定子吊裝。為了驗證分析結(jié)果并確保吊裝的安全實施，在吊裝的各個環(huán)節(jié)制定了嚴密的安全技術(shù)措施。在吊裝過程中對行車梁的靜剛度進行了監(jiān)測紀錄。同時，為了驗證計算分析數(shù)據(jù)，整理行車載荷試驗期間數(shù)據(jù)進行對比分析，見表6。

表6 行車大梁下?lián)隙葦?shù)據(jù)統(tǒng)計分析

從實施結(jié)果來看，實際測量的數(shù)據(jù)與理論計算數(shù)據(jù)基本一致，定子吊裝過程的實際數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)偏差值略大于動載荷試驗工況的實際與理論偏差值。這個與未考慮擱置架在行車梁上的分載效應有一定關(guān)系。

本案例的實施，可以為同類型火電百萬機組發(fā)電機定子吊裝提供參考借鑒，在特定的條件下，合理利用行車梁的載荷優(yōu)化，達到預期的效應，這也是載荷優(yōu)化在工程應用上的一個很好案例。