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        優(yōu)化行車梁載荷分布實(shí)現(xiàn)火電百萬機(jī)組發(fā)電機(jī)定子吊裝方案研究及實(shí)施

        2019-07-31 06:08:50
        石油化工建設(shè) 2019年3期
        關(guān)鍵詞:汽機(jī)行車撓度

        中國能源建設(shè)集團(tuán)浙江火電建設(shè)有限公司 浙江杭州310016

        印度尼西亞芝拉扎三期發(fā)電廠在工程設(shè)計(jì)階段,汽機(jī)房橋式起重機(jī)未考慮發(fā)電機(jī)定子吊裝,汽機(jī)房行車梁的強(qiáng)度設(shè)計(jì)為常規(guī)載荷設(shè)計(jì),行車梁并未進(jìn)行發(fā)電機(jī)定子吊裝的結(jié)構(gòu)加固,發(fā)電機(jī)定子凈重達(dá)到494t,遠(yuǎn)超汽機(jī)房橋式起重機(jī)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(jī)房內(nèi)布置吊裝門架裝置加軌道拖運(yùn)的方案或者租賃大噸位起重機(jī)(1500t級以上)在汽機(jī)房A排外進(jìn)行吊裝就位。但吊裝門架裝置加軌道拖運(yùn)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(jī)在印度尼西亞市場無可供租賃的資源,同時(shí)也需緩建汽機(jī)屋架等條件,從工程進(jìn)度角度及設(shè)備供貨角度來說沒有施工時(shí)間窗口。故研究分析是否能夠利用汽機(jī)房橋式起重機(jī)進(jìn)行發(fā)電機(jī)定子的吊裝。兩臺(tái)汽機(jī)房橋式起重機(jī)的基本技術(shù)參數(shù)見表1。

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

        1 基本思路

        利用汽機(jī)房行車梁進(jìn)行發(fā)電機(jī)定子的吊裝是所有常見方法中綜合優(yōu)點(diǎn)最多的方案。所以從這個(gè)點(diǎn)切入,列出基本思路解決矩陣表,詳見表2。 實(shí)際上,總體的思路就是在不考慮大噸位起重機(jī)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(jìn)度可控、安全的前提下使用行車梁進(jìn)行發(fā)電機(jī)定子的吊裝就位。對于表2中備注①中的外部條件核驗(yàn),通過計(jì)算發(fā)現(xiàn),在發(fā)電機(jī)定子吊裝過程中的極限輪壓并未超過汽機(jī)房橋式起重機(jī)的設(shè)計(jì)輪壓極限,故外部的結(jié)構(gòu)條件具備發(fā)電機(jī)定子吊裝的技術(shù)條件。同時(shí),我們也征求了設(shè)計(jì)院的校核驗(yàn)算及施工建議。

        表2 印尼芝拉扎三期發(fā)電機(jī)定子吊裝方案思路矩陣

        發(fā)電機(jī)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(jìn)行發(fā)電機(jī)定子吊裝,主要利用液壓提升裝置作為提升執(zhí)行機(jī)構(gòu),行車梁作為承載平臺(tái),通過平衡梁主梁、平衡梁次梁及鋼絲繩的連接進(jìn)行吊裝就位。次梁長度規(guī)格根據(jù)汽機(jī)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(jī)定子吊裝通用工裝,其受力校核能夠滿足發(fā)電機(jī)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(jī)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(jì)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(qiáng)度、剛度能夠滿足發(fā)電機(jī)定子吊裝的要求條件。

        2 研究、分析計(jì)算

        2.1 研究思路

        圖1 發(fā)電機(jī)定子吊裝示意圖Ⅰ

        圖2 發(fā)電機(jī)定子吊裝示意圖Ⅱ

        圖3 發(fā)電機(jī)定子吊裝示意圖Ⅲ

        汽機(jī)房橋式起重機(jī)在使用過程中,在最大吊載,小車在單邊極限位置時(shí),其對應(yīng)側(cè)的臺(tái)車輪壓達(dá)到最大。然而在發(fā)電機(jī)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(gè)輪壓均勻分布,實(shí)際最大輪壓值并不一定超過額定載荷小車在極限位置時(shí)的輪壓值。假定發(fā)電機(jī)定子吊裝過程輪壓計(jì)算結(jié)果未超過設(shè)計(jì)輪壓,那外部條件必然能夠滿足吊裝要求;同時(shí),因行車梁可以近似等同簡支梁,行車梁的剪切強(qiáng)度在輪壓不超過設(shè)計(jì)輪壓的情況下也必然能滿足剪切強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

        然后對行車梁在發(fā)電機(jī)定子吊裝的工況下進(jìn)行彎曲強(qiáng)度分析,實(shí)際行車梁承受的彎曲強(qiáng)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(diǎn)的合理分布而減少,換言之,液壓提升裝置4個(gè)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(gè)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(qiáng)度角度來分析,理論上可以達(dá)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?,其特性與行車梁的彎曲強(qiáng)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(gè)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(qiáng)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(jī)房檢修吊物孔的尺寸,將發(fā)電機(jī)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(diǎn)的分布,達(dá)到減小行車梁所受最大彎矩的目的。

        同時(shí),為了盡量減少行車梁所受最大彎矩,將兩臺(tái)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(jì)算(計(jì)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(jì)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(jìn)用13m平衡梁主梁吊裝定子3種工況下,汽機(jī)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(dān)組拼裝示意圖

        圖5 發(fā)電機(jī)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(dān)主梁吊裝定子行車梁最大彎矩

        圖8 采用改進(jìn)13m扁擔(dān)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(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析,可以發(fā)現(xiàn),通過13m扁擔(dān)梁對行車梁的載荷進(jìn)行優(yōu)化,可大大減少行車梁在吊裝發(fā)電機(jī)定子時(shí)承受的彎矩。從計(jì)算結(jié)果分析,已經(jīng)非常接近行車正常額定載荷使用時(shí)行車梁承受的彎矩,方案具有很強(qiáng)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(qiáng)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(shè)計(jì),完全可以解決。

        2.3 大車輪壓驗(yàn)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(jī)定子載荷的每個(gè)大車輪壓;

        G——發(fā)電機(jī)定子吊裝載荷,包括發(fā)電機(jī)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(shí)候的載荷總重,G=590t。

        N——輪子數(shù)量,N=16。

        橋機(jī)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(jī)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(shè)計(jì)最大輪壓)。

        因此,在預(yù)設(shè)工況下進(jìn)行發(fā)電機(jī)定子吊裝時(shí),汽機(jī)房屋架、汽機(jī)房柱頭基礎(chǔ)等外部受力均能滿足要求。同時(shí),行車梁的剪切強(qiáng)度也滿足發(fā)電機(jī)定子吊裝要求。

        2.4 行車梁強(qiáng)度校核計(jì)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(yīng)力計(jì)算

        動(dòng)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(jī)跨度:L=31700mm

        主梁自重:q=28t

        材料的基本許用應(yīng)力:

        因此,行車梁強(qiáng)度在定子吊裝過程中的彎曲應(yīng)力在許用應(yīng)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(shí)靜剛度計(jì)算

        行車梁在跨中的垂直靜剛度:

        式中:fx ——定子吊裝時(shí)行車梁跨中下?lián)隙龋?/p>

        M——定子吊裝時(shí)行車梁受到最大彎矩:

        主梁剛度:fx

        2.6 發(fā)電機(jī)定子吊裝平衡梁主梁設(shè)計(jì)剛度校核

        由于重新設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)尺寸見圖10。

        圖10 定子吊裝平衡梁主梁設(shè)計(jì)尺寸圖

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

        撓度計(jì)算過程如下:

        對13m平衡梁主梁進(jìn)行了PRO/E建模,由于有限元分析需要,去掉了內(nèi)部加強(qiáng)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(jī)定子吊裝時(shí)最大向下?lián)隙葹?3.853mm≈L/939,這個(gè)下?lián)隙戎颠h(yuǎn)大于行車主梁的下?lián)现?。因此,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(jì)算校核與通用百萬機(jī)組發(fā)電機(jī)定子吊裝一致,本文不再贅述。

        2.7 分析計(jì)算總結(jié)

        通過研究、計(jì)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(jìn)行分配優(yōu)化后,其輪壓、行車梁強(qiáng)度均能滿足設(shè)計(jì)要求。但是在行車梁在吊裝定子工況下的靜剛度計(jì)算結(jié)果約為L/468,從表面上來看,這與橋式起重機(jī)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(jī)定義中的靜剛度是去除了小車機(jī)構(gòu)以及行車梁自重以后的靜剛度,所以這里相差了一個(gè)小車和行車梁自重帶來的靜剛度修正值,計(jì)算出該修正值見表3。同時(shí)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(jī)的傳統(tǒng)工作作業(yè),無論從機(jī)構(gòu)動(dòng)作速度還是工作頻繁程序,都不能等同。GB/T3811-2008《起重機(jī)設(shè)計(jì)規(guī)范》也規(guī)定:橋架型起重機(jī)中的手動(dòng)起重機(jī)垂直靜撓度f≤L/400;對采用低起升速度和低加速度能達(dá)到可接受定位精度要求的起重機(jī),垂直靜撓度f≤L/500。ISO 22986:2007規(guī)定:起重機(jī)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(dá)到可接受定位精度要求的起重機(jī),只要求靜態(tài)剛性滿足L/750~L/250。也不妨從另一個(gè)角度來分析這個(gè)問題,橋式起重機(jī)在載荷試驗(yàn)階段,必須進(jìn)行110%動(dòng)載荷全行程、全工況運(yùn)行作業(yè),這個(gè)作業(yè)過程中對行車大梁的考驗(yàn),遠(yuǎn)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(jì)算出兩種工況下行車梁的最大彎矩和靜剛度進(jìn)行對比,見表5。

        表5 動(dòng)載荷試驗(yàn)與定子吊裝工況計(jì)算分析表

        計(jì)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(jī)靜剛度要求,但是略低于動(dòng)載荷試驗(yàn)極限工況的L/635。

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

        3 驗(yàn)證實(shí)施

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

        表6 行車大梁下?lián)隙葦?shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析

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

        本案例的實(shí)施,可以為同類型火電百萬機(jī)組發(fā)電機(jī)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(dá)到預(yù)期的效應(yīng),這也是載荷優(yōu)化在工程應(yīng)用上的一個(gè)很好案例。

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