钢安全壳范文

钢安全壳范文（精选12篇）

钢安全壳 第1篇

CPR 1000 (改进型压水堆核电站) 在建造过程中磁粉检验的标准使用法标RCC-M, 穹顶在现场拼装焊接检验完成后, 需使用大型吊车进行穹顶整体一次性的吊装就位, 使其与核岛安全壳钢衬里筒身12层壁板组对焊接, 是核岛建造中较为重要部位。本文简要介绍穹顶吊装施工中所使用到相关辅件的磁粉检验工艺, 以及在检验过程中需要注意的相关事项。

核岛穹顶是核电站施工中整体吊装就位最大的钢结构焊接件, 其穹顶与安全壳12层筒身的对接精密度要求很高, 最大只允许存在3毫米的误差。由于技术装备等原因, 过去的核电站安全壳封顶, 都是分体焊接拼装后分两次完成穹顶吊装后的就位组对焊接。在对此项施工技术进行工艺改进后, 采取穹顶在现场整体拼装后对其实施一次性整体吊装。此项工作的完成, 标志着工程建设由土建施工阶段转入安装阶段, 是核电站工程建设中的一个重要里程碑。在施工中积累的经验和制定的相关检测工艺, 将大力推动核电站建设自主、国产化的发展。

2 安全壳钢衬里穹顶的作用

安全壳钢衬里是核电站防止放射性物质泄漏的重要屏障, 它能承受极限事故引起的内压和温度剧增, 抵御龙卷风、地震等自然灾害以及外来飞行物的击打与碰撞, 包括喷气式飞机坠毁产生的冲击。穹顶呈半球壳状, 是反应堆厂房顶盖的内衬部分, 内附有喷淋系统、空气监测系统、电气仪表等复杂的装置。穹顶作为反应堆厂房钢衬里的一部分, 起着对反应堆厂房密封的作用。

3 穹顶构造及安装

3.1 穹顶的构造

穹顶是安全壳钢衬里的封顶部分, 下口与钢衬里筒体12层上口直接对接。穹顶外形为球状的双曲面壳体, 由R内径=24000mm的上部球缺和R内径=6000mm的下部圆环带组成。穹顶下口直径Φ内径=37000mm, 全高H=11050mm, 壳体是由δ=6mm的钢板及其焊接在外侧的角钢∠200×100×10、∠75×50×6所组成的带肋双曲面壳体 (如图1) 。

3.2 穹顶的拼装及整体吊装

按照设计图纸, 穹顶水平分为五层, 每层按角度等分为:第一层78等分、第二层78等分、第三层39等分、第四层2等分、第五层为1块圆顶 (如图2) 。穹顶壁板上有各种类型的贯穿和非贯穿锚固件, 用于固定喷淋管道、电缆支架等。穹顶内壁的喷淋管道等设施焊接安装完成后, 即可进行与核岛安全壳筒身12层上端口组对焊接前的整体吊装工作 (如图3) 。

穹顶焊接完成后的重量为150.8T, 包括穹顶吊装构件各组件重量:

——穹顶结构重量:143T (含吊耳及内部喷淋管道的重量)

——吊装用索具重量:7.80T

根据起吊重量和国内现有大型吊机拥有情况, 采用中国核工业中原建设公司所有的德国LIEBHEER (利勃海尔) 公司生产的LR1800型履带式起重吊机, 最大起重能力为800吨, 并且具有吊载行走能力, 进行穹顶一次性整体吊装。在如此重量下的吊装工作中, 如果使用到的相关吊装辅件中存在裂纹等危险性缺陷, 将给吊装安全带来不可估量的安全隐患, 造成极其重大的危害。因此, 吊装中所使用到辅件的质量, 在该项施工环节中起到了非常重要的作用, 为了保证吊装工作处于安全可靠的状态下进行, 在使用前需要对吊具作磁粉及其它方法的无损检验。其辅件包括:均匀分布焊接在穹顶外壁钢梁上的13个吊耳焊缝及用于拴挂吊装索具的U型卡环卸扣及吊钩。

4 检验工艺及验收评定

(分为穹顶吊耳, 索具U型卡环及吊钩两部分的磁粉检验) 如图4。

4.1 穹顶吊耳磁粉检测

(1) 检验方法的选用

吊耳应在焊接完成并经目视检验合格后, 方可进行磁粉检验。根据吊耳焊接形式及需要检测出是否存在裂纹等危险性缺陷, 选择磁扼法对焊缝进行分段局部磁化检验。焊缝待检表面应清除油污、药皮、铁锈、飞贱物等有碍检测的污垢及杂物。清除方法可选用溶剂清洗、金属刷或砂轮修磨等方式进行。但不可使用有绒毛的布进行擦拭, 因为绒毛留在工件表面上会滞留磁粉, 给缺陷磁痕判断造成错觉。

检验使用到的设备及材料包括:磁扼探伤机 (由活络磁极组成的手提式电磁扼) 、喷灌式磁悬液 (黑) 、反差增强剂、磁场指示器、灵敏度试片等。磁扼探伤机的装置中, 尤其是电流表, 必须按照规定要求每6个月校验一次, 电磁扼的提升力需至少半年校验一次。吊耳磁粉检验相关参数的选用如表1。

(2) 磁痕判断

磁痕的观察和评定应在磁痕形成后立即进行, 检测中需要注意的是磁痕显示的判定。因缺陷是靠铁磁性微粒出现不均匀的堆积来显示。然而, 并不是所有的磁痕显示都表示为缺陷。被检工件几何形状的不规则、待检表面过于粗糙、磁导率变化太大、磁场强度过大、剩磁等都会形成磁痕的假显示。

缺陷显示用磁痕尺寸来表征, 对于在检测中发现的线性显示或大于4mm的线性显示均为不合格, 并应对不合格部位采取补焊或机械修磨的方式进行返修处理, 返修后的部位必须重新进行检验。

4.2 穹顶吊装索具U型卡环及吊钩磁粉检测

(1) 检验方法的选用

技术采购规格书规定, 购买进场的U型卡环卸扣及吊钩均应有出厂合格证及负荷承载试验报告, 并在使用前应进行磁粉检查, 尤其是吊钩环向面和螺纹部位及U型卡环卸扣的开口处及销孔、销轴的螺纹等部位, 必须确认在无裂纹等危险性缺陷情况下方可使用。考虑到吊索U型卡环及吊钩其工件的尺寸形状、且工件表面存在一定曲率的曲面, 为能使试片与被检工件形成良好的接触面, 因此, 选择C-8/50型灵敏度试片进行磁粉探伤设备、磁粉和磁悬液的综合性能及系统灵敏度的确定。使用绕电缆法检验工件横向缺陷、触头法检验工件纵向缺陷。鉴于该工件的钢材具有较高的保磁性, 为提高检验效率, 便于一次性全面观察被检工件螺纹部位的磁痕显示, 更好的检验出吊钩螺纹部位及U型卡环开口销螺纹部位是否存在裂纹等危险性缺陷, 选择湿剩磁法检验吊钩及卡环的螺纹部位。即在工件两端通电磁化后, 将工件浸入盛有事先搅拌均匀磁悬液的容器中, 适当浸泡后进行观察。吊钩及U型卡环的半圆形受力部位, 使用湿连续法进行磁化检验。检测前进行机械修磨待检卸扣及吊钩的表面, 去除漆层使其露出金属光泽。采用先周向、后纵向分两段磁化, 周向磁化用触头法从U型卡环及吊钩的两端通电使用连续法进行磁化检验。为防止接触不良引起火花烧伤工件, 需要安装接触垫。吊索U型卡环及吊钩磁粉检验相关参数的选用如表2。

(2) 磁痕判断

该批待检验的U型卡环卸扣及吊钩为新购买产品, 排除了工件在经多次使用后容易产生疲劳裂纹等严重缺陷存在的因素。鉴于此项因素, 通过对U型卡环卸扣及吊钩进行磁粉检验后, 发现存在于工件表面的磁痕显示多为表面的划痕所引起, 未发现吊钩及U型卡环开口销螺纹等部位及工件表面存在裂纹等危险性缺陷。但是, 考虑到该项吊装工程的重要性, 对发现存在划伤磁痕显示的工件, 采取机械修磨的方式去除, 对修磨较深还存在划痕的U型卡环卸扣及吊钩不纳入到此次的穹顶吊装中使用, 以确保吊装处于安全受控状态。

列举卸扣局部表明划伤磁痕显示图片如图5。

上图5两处划痕为修磨后经磁化检验还存在较深磁痕显示的U型卡环卸扣。

5 各项检验方法在检测过程中需要注意控制的事项

5.1 使用磁扼法进行吊耳角接焊缝磁粉检测时, 应控制好以下几点因素环节, 以确保检验实施过程的有效、可靠:

(1) 在检验中应考虑到工件上磁化场的大小取决于磁极的间距, 且磁场强度随两极距离的增大而减小的因素, 注意控制好磁极间距, 间距范围在100mm~150mm之内。

(2) 要尽量减小工件与磁扼之间的空隙, 因存在的空隙会降低磁化效果, 并且在空隙处产生相当强的漏磁场, 该漏磁场吸附着磁粉, 形成磁粉堆积, 在磁极附近形成探伤盲区, 盲区范围随着间隙的增大而增大。因此, 应使磁极与工件表面良好的接触。

(3) 在检验中为了避免形成漏检, 应对工件同一部位要进行90°相互垂直的两次磁化, 使存在于工件中不同取向的缺陷都能得到有效的显示。

(4) 在各段进行局部磁化时, 应严格控制好检验重叠区域, 避免形成漏检。同时, 要保证检验的范围应为焊缝加焊缝2倍宽度的热影响区域。

(5) 因检测焊缝为纵缝, 检测方向应选择由上而下的方式进行, 以避免磁悬液的流动而冲刷掉已检缺陷上已经形成的磁痕, 并使磁粉有足够的时间聚集在缺陷处, 便于后续的磁痕判断及磁痕记录工作。磁悬液应在被检查表明温度低于50℃的情况下使用。

5.2 使用触头法进行吊索U型卡环及吊钩纵向缺陷磁粉检测时, 应控制好以下几点因素环节, 以确保检验实施过程的有效、安全可靠:

(1) 检验中应注意, 经磁化后的U型卡环卸扣及吊钩在使用剩磁法检验螺纹部位完毕前, 不得与已经通电磁化后的吊钩及卸扣或任何铁磁性材料接触, 以免产生磁写, 造成磁痕评判困难。

(2) 使用剩磁法检验吊钩及卸扣时, 对工件通电后将U型卡环卸扣或吊钩浸入磁悬液中的浸泡时间不宜过长, 应控制在10~20秒之内, 避免产生过度背景影响磁痕判定。

(3) 使用触头法进行磁粉检验的每次通电磁化时, 一定要确保触头与工件表面的接触点必须是良好、紧密接触后, 方可通电磁化进行检验, 避免电弧打火使工件表面受损或产生飞溅火星, 烧伤检验人员的眼睛和皮肤, 检验人员应佩戴防护目镜和手套以作保护。

(4) 使用触头法进行磁粉检验的场所, 一定要远离易燃、易爆等材料存放或工作区域 (如氧气、乙炔的存放或使用场所) , 避免因触点接触不良产生电弧火花, 造成爆炸性的危险事故。

5.3 使用绕电缆法进行吊索U型卡环及吊钩横向缺陷磁粉检测时, 应控制好以下几点因素环节:

(1) 对吊索U型卡环或吊钩进行通电磁化的方式, 应采取分段磁化每一个有效磁化区, 并且要保证每次磁化时有10%的有效磁场重叠。

(2) 被检工件长度L与直径D的比值 (L/D) , 对退磁场和灵敏度有很大的影响。因此, 在确定安匝数时必须加以考虑。

(3) 连续法检验磁化电流的计算公式, 使用IN=35000/L/D+2来进行确定。

(4) 为使被检工件端部效应减至最小, 应采用“快速断电法”进行通电磁化。

6 结束语

现今同期在建多座CPR 1000堆型核电站, 我们在总结穹顶吊装检测中的相关施工经验后, 运用于其他电站核岛穹顶吊装前的检测工作中, 合理运用、安排检测的方法与时机, 大大提高了工作效率, 确保吊装环节的安全实

摘要：本文介绍了核电站穹顶吊装辅件用具的磁粉检测方法, 以及在检验过程中需要注意的相关工艺控制。

关键词：核电站,穹顶吊装辅件,磁粉检验

参考文献

[1]核工业无损检测

[2]压水堆核岛机械设备设计核建造规则RCC-M, 2000版

锅炉用钢管及钢材料安全 第2篇

锅炉用钢管及钢材料安全

锅炉用钢的选择、制造、采购、验收等环节是锅炉制造质量保证体系的重要组成部分，也是安全生产的重要保证。

1.锅炉钢板标准

锅炉钢板是锅炉制造中非常关键的材料之一，主要是指用来制造锅炉中的锅壳、锅筒、集箱端盖、支吊架等重要部件用的热轧专用碳素钢和低合金耐热钢中厚钢板材料。锅炉钢板常常处于中、高温和高压状态下工作，除承受较高温度和压力外，还受到冲击，疲劳载荷及水和气的腐蚀，工作条件较差。如果锅炉在使用过程中发生破坏性事故，将会造成严重的损失。因此锅炉钢板必须具有良好的物理性能、力学性能和可加工性，并在材料标准的技术条款中给予严格的规定，以满足其使用中的安全。

从材料上来分，锅炉钢板可分为专用碳素钢板和低合金耐热钢板两类。锅炉钢板所用的材料对化学成分，特别是对磷、硫等有害元素和铬、镍、铜等残余元素有严格的控制；冶炼时还应进行良好的脱氧和去除非金属夹杂物，以保证良好的塑性和韧性；组织结构要求均匀，晶粒度控制在一定范围内（通常希望晶粒度在3～7级之间）；对表面质量和内部缺陷也有严格的要求；此外常温和高温力学性能必须保证。在GB713-1997《锅炉用钢板》标准中明确规定应采用炉外精炼方法冶炼锅炉用钢。

根据工作条件不同，锅炉钢板又可分为制造室温及中温承压部件钢板和制造高温承压部件钢板两大类。

室温及中温（蠕变温度以下）用锅炉钢板，大多采用碳素钢，包括碳钢、碳锰钢、碳锰硅钢等，即GB713-1997《锅炉用钢板》中的20g、22Mng、16Mng、19Mng钢，以及ASME SA-515/SA-515M《中高温压力容器用碳钢板》、SA-299/SA-299M《压力容器用碳锰硅钢板》等。主要用于制造锅炉的锅筒、中温以下集箱端盖等承压部件。要求其应具有较高的室温强度；良好的冲击韧性和较低的缺口敏感性；由于锅筒等部件在加工时需要大量的冷变形，因此还要具有良好的时效韧性；另外还要具备良好的加工工艺性和焊接性能；以及良好的低倍组织等。

高温（蠕变温度以上）用锅炉钢板，一般采用低合金耐热钢，常用有铬钼钢、铬钼钒钢、铬钼钨钢等。例如GB713-1997《锅炉用钢板》中的15CrMog、12Cr1MoVg，以及ASME SA-387/SA387-M《压力容器用铬-钼合金钢板》中的Gr22、Gr91和ASME SA-1017/SA1017-M《压力容器用铬-钼-钨合金钢板》中的Gr23、Gr911、Gr122钢等。主要是用以制造高温集箱封头端盖、蒸汽管道堵板等高温承压部件。要求其必须具有足够的高温持久强度和持久塑性；良好的高温组织稳定性；良好的高温抗氧化性（耐热性）；以及良好的冷热加工工艺性（主要指冷弯变形和可焊接性）等。

用于室温及中温（蠕变温度以下）的碳锰系列锅炉钢板，GB713共收纳了5个牌号，可以满足亚临界以下火电机组锅炉中汽包锅筒、水冷壁集箱端盖、以及低温过热器和省煤器集箱端盖、支吊架等零部件的需要。用于高温（蠕变温度以上）的铬钼系列锅炉钢板，GB713-1997中牌号只有2个。其中15CrMog最高使用温度为550℃，12Cr1MoVg最高使用温度为565℃。而目前超临界火电机组锅炉中的高温过热器和再热器集箱等部件的金属壁温已经达到600℃以上，预计标准修订过程中将考虑把ASME标准中那些可以使用在600℃及以上的材料SA-387Gr22/22L、SA-387Gr91、SA-387Gr911、SA-1017Gr122等，纳入我国的锅炉用钢板标准，以适应超临界火电机组锅炉技术的发展，提升我国冶金和机电产品的整体水平。

GB713-1997《锅炉用钢板》标准规定：对厚度大于20mm的钢板可进行高温拉伸试验，试验温度从200℃～450℃与高温规定残余伸长应力的最小值也有一定的要求，针对产品质量迈出了更高的一步。

2．锅炉钢管标准

钢管标准在一定程度上发挥了技术导向作用，引导了钢管制造业资金流动方向和市场取向，使其技术和产品较好地满足了我国经济和产业结构调整目标的实现。我国制定的大部分钢管标准通常是规定了产品品种、规格技术要求、质量性能指标、试验检验方法、判定规则等内容，是产品合格与否的依据，是产品能否获得市场准入的关键。

我国的钢管标准体系分基础标准：一是GB/T2102标准，该标准规定了包括无缝钢管、焊接钢管的验收、包装、标志和质量证明书的内容；二是GB/T 17395标准，该标准规定了无缝钢管尺寸、外形、重量及允许偏差等内容、适用于各个与钢管有关的各个领域的一般规定，具有普遍的实际应用意义。钢管标准体系还分为：无缝钢管、焊接钢管及特殊形状、特殊工艺制造的钢管主要产品制造方法、技术质量指标要求等标准，对指导组织钢管生产、加工、利用具有一定的指导意义。另外与产品标准质量关联的标准有：反映钢管产品制造和质量性能相关的试验方法的各种测试方法标准，其中力学性能测定有：金属管拉伸、高温拉伸、管环拉伸、冲击等4项，包括GB/T228、GB/T229、GB/T4338、GB/T17104标准；工艺性能试验有：金属管液压试验、扩口试验方法、弯曲试验方法、卷边试验方法、压扁试验方法等5项，包括GB/T241、GB/T242、GB/T244、GB/T245、GB/T246标准；无损探伤检测有：钢管超声波探伤检验方法、涡流探伤检验方法、漏磁探伤检验方法以及用于确认焊接水压密实性的超声波探伤检验方法等4项，包括GB/T5777、GB/T7735、GB/T12606、GB/T18256标准。

我国锅炉压力容器钢管标准近年正在陆续修订。GB5310高压锅炉管标准已于95年修订完成。95年新版和85年旧版相比，删除用户很少使用或钢厂并未真正组织批量生产过的钢种，而增加了20MnG(SA-210 A1)，25MnG(SA-210C)，20MoG(SA-209T1a)，12CrMoG(SA-213 T2)，12Cr2MoG(SA-213T22)，10Cr9Mo1VNb(SA-213T91)等6种新的碳钢管和铁素体管，还有1Cr18Ni9(SA-213 TP304H)，1Cr19Ni11Nb(SA-213 TP347H)两种奥氏体钢管子。这8种钢管材料原本都是引进技术考核机组上原设计所用的ASME材料。GB5310-95代表了我国材料标准与国际接轨的方向。

在GB5310-95标准中还强制要求对成品钢管进行超声波和涡流两种无损探伤检验方法，从而保证钢管质量达到设计要求。

3．不锈钢管标准

火电机组三大主机之一的锅炉中的过热器与再热器部件，是承受工作环境最为恶劣的受热部件，面临高温高压水蒸汽氧化、高温烟气中煤粉颗粒的腐蚀，所以也是对材料要求最高的部件。在选用材料上，既要考虑材料的高温性能，又要考虑材料的工艺性和综合经济性。

过热器与再热器所用的管子材料，其蠕变强度必须足够高，在其运行的压力与温度范围内，有充足的安全裕度，同时还要考虑管子对蒸气侧和烟气侧的抗氧化与抗腐蚀的要求。当锅炉内热交换管的金属温度在620℃以上时，一般选用奥氏体不锈钢管。奥氏体不锈钢管主要应用在过热器/再热器管的出口段。在这一管段，除了蠕变强度外，抗蒸汽氧化和烟气腐蚀成为重要考虑的因素。

目前有关锅炉用的奥氏体不锈钢管的标准主要有两个，即GB5310-96《高压锅炉无缝钢管》和GB/T13296-91《锅炉、热交换器用不锈钢无缝钢管》。

GB5310-95《高压锅炉无缝钢管》中列入了两个奥氏体不锈钢管牌号，它们是1Cr18Ni9和1Cr18Ni11Nb，相当于美国ASMESA213中的TP304和TP347级别。TP304容易被敏化的缺点，已经逐渐被锅炉行业排除出主力钢种之列。在SA213标准中，有TP347、TP347H和TP347HFG等多个级别，它们使用的条件不一样，而GB5310-96《高压锅炉无缝钢管》没有给出具体的说明，因此，2004年对GB/T13296《锅炉、热交换器用不锈钢无缝钢管》的内容修订中纳入了GB5310-95中不锈钢钢种和牌号，并规定了高温性能等要求，使其名称和内容上均成为锅炉用奥氏体不锈钢管的专用标准，使产品质量也达到锅炉行业的要求。

四．检验标准与安全

一般来说，工程上常用的结构钢均会产生冷脆断裂现象，即当环境温度低于某一温度TK时，材料将转变为脆性状态，这种现象称为冷脆。

由于冷脆而造成的船舶、桥梁、化工储罐、锅炉、储水装置等大型结构的脆性断裂事故，曾在世界各国多次发生，造成了巨大的损失。尤其是今天，愈来愈多的人们感觉到了金属材料的冷脆性对机械构件影响的重要性，例如有些电厂用户特别强调用于锅炉汽包等部件上的特厚锅炉钢板的冷脆转变温度问题。因此认识钢的冷脆断裂原因和影响冷脆转变的因素，掌握冷脆转变温度的评定方法和正确理解其含义，具有非常大的意义。

1.影响材料冷脆转变的因素

促使材料冷脆转变和脆化的主要因素是温度，随着温度的降低，材料的脆断倾向增加。

其次，材料尺寸增大，韧性下降，冷脆转变温度提高。这是因为材料的尺寸愈大，内部出现缺陷的几率愈大，内部裂纹等缺陷的前缘三向拉应力状态加剧，促使材料发生脆性断裂的倾向加大。对钢板来说，板厚的增加容易出现平面应变状态，使脆断抗力下降而发生脆性断裂。

锅炉中的汽包部件，采用特厚钢板加工制造。特厚钢板相对于相同材质的普通中、薄板来说，更容易产生脆性断裂倾向。一旦发生上述情况，势必影响到汽包的运输、安装、检修、水压等。例如安装或检修后水压试验的用水温度，规定应不低于大气的露点温度，并应高于所用钢种的脆性转变温度。这些问题使得现在有许多电厂用户要求锅炉制造商提供汽包用特厚钢板的冷脆转变温度。

另外，还要考虑材料缺陷的影响，当材料内部存在裂纹等缺陷时，缺陷处的裂纹愈尖锐，应力集中愈严重，冷脆转变温度也愈高。在实验室中是采用缺口试样来模拟材料的缺陷，缺口的作用就是保证在缺口附近造成应力集中，使塑性变形局限在缺口附近不大的体积范围内，并保证在缺口处发生破断。

2．冷脆转变的评定 材料在温度变化时的冷脆转变趋势，可以通过测定其冷脆转变温度来进行评定。工程上常用的结构钢均会产生冷脆断裂现象，在特定的使用条件下，要求选择的材料必须具有较高的低温韧性和较低的冷脆转变温度。因此测定材料的冷脆转变温度非常重要。

实验室中有许多测定材料冷脆转变温度的方法。我国有一些相关的国家标准规定，国际上例如美国ASTM标准等，也有相关的规定。表2所示是常用的一些冷脆转变温度测定的试验方法，其中应用比较广泛的有冲击试验断口形貌法和落锤试验法等。

表2 常用测定材料冷脆转变温度的试验方法

试验方法

能量准则法

冲击试验 断口形貌法

膨胀法 落锤试验 落锤试验法 落锤撕裂试验

标记 ETTn FATTn LETT NDT SA%

从表2可以看出：GB/T229《金属夏比缺口冲击试验方法》、GB/T12778《金属夏比冲击断口测定法》、GB/T6803《铁素体钢的无塑性转变温度落锤试验方法》等标准均采用不同试验方法测定材料冷脆转变温度。实践证明冷脆转变温度的高低，往往反映出常规检测手段所检测不出的内在质量问题。因为冷脆转变温度随材料的化学成分、微量元素、冶炼工艺、锻造工艺、热处理工艺、金相组织等各种因素的变化而变化。任何一个环节上的失误都会导致冷脆转变温度的明显变化。锅炉钢板冷脆转变温度的高低是随材料的化学成分、微量元素、冶炼、锻造、热处理、金相组织等各种因素的变化而变化的，它是一个帮助分析、判断材料的工艺和质量水平的有效方法。另外，当锅炉运行一段时间后，通过材料的冷脆转变温度的变化情况，还可以帮助预测锅炉的运行寿命。因此在GB713当中，应将落锤试验或系列冲击试验，以及铬钼钢的硬度试验等作为协议条款给出，方便用户在不同的使用条件下进行选择。

评定材料冷脆转变温度的许多方法中，有些方法比较容易实现，过程也并不复杂（如冲击试验的断口形貌法FATTn等）。如果我们能够熟练掌握材料的冷脆转变温度的评定方法，正确理解它们的含义，一方面可以使我们更加全面地掌握所使用材料的性能，另一方面又可以满足用户的特殊要求，同时还可以提升我们的产品质量与技术水平。

五、结束语

二十一世纪初期，世界发电行业在发展进程中所面临的几个技术热点，即：①大型燃煤蒸汽轮机电站将普遍采用超临界技术；②燃用天然气或液体燃料的“燃气—蒸汽”联合循环发电技术将被广泛应用；③燃煤的“燃气-蒸汽”联合循环发电技术趋于成熟，并在一定范围内获得商业应用；④某些新能源和再生能源发电技术走向商业化；⑤独立发电站（IPP）的兴起和扩大使用。这些技术进步将改变世界发电行业的格局。“高效、洁净、经济、可靠、安全”的方针将得到更全面的体现。

锅炉压力容器标准的技术内容综合体现了锅炉压力容器行业的技术水平和管理水平，不仅影响产品质量及其

试验标准

金属夏比缺口冲击试验方法 GB/T229 金属夏比冲击断口测定法 GB/T12778 铁素体钢的无塑性转变温度 GB/T6803

ASTM E208 落锤试验方法

铁素体钢落锤撕裂试验方法 GB/T8363 安全性，而且对产品的经济性和市场竞争力也有重要影响。

“世界钢王”抱中国钢企取暖 第3篇

一个季度净亏11亿美元，对于英籍印度人拉克希米·尼沃斯·米塔尔(Lakshmi Niwas Mittal)而言，即便他身上环绕着“世界钢王”的光环，全球头号钢铁巨头——安赛乐米塔尔集团的糟糕成绩足以震动其神经。

没有人能逃过全球经济危机这一劫数，米塔尔也不例外。这位连续四年在英国富人排行榜上名列首位的钢铁大腕儿，也在几个月前无奈宣布将裁减9000余个岗位，实行产业“瘦身”。

“我们公司在全球的生产量下降了50％”，需求的萎靡，让企业更加重视成本。2009年7月4日，北京，全球智库峰会主论坛现场，占全球钢铁生产量10％的米塔尔公司副总裁罗兰·威斯宣称“将与中国成立铁矿石合资公司”。

自此，陷入金融危机困境中的米塔尔集团，正式吹响了中国市场“翻身仗”的号角。

在罗兰·威斯看来，眼下，中国钢铁业正面临着技术改造、产品结构调整、附加值不高及二氧化碳减排等多项压力，而降低铁矿石采购价格，才是化解这一瓶颈的利器。

现实中，中国钢企在铁矿石供应方面则一直受制于世界“三大”矿企。尽管前者和米塔尔也是生死对手，但“两害相权取其轻”，在铁矿石这一钢铁上游的原材料市场，双方有着共同利益点。因为他们明白：多拿捏一分上游的话语权，钢铁产业的利润就会增加一分。

从表面看，合资似乎对中方企业十分有利，但分析师纷纷表态：在这份邀请的背后，米塔尔肯定有着自己的意图，中方尚需慎重考虑。而深处经济危机困顿的眼下，中国钢企也必须着手自家的打算。

合资建厂幕后借船出海

危机中，在中国市场合资建厂来打一个翻身仗，多数人看来这是对米塔尔眼下和中方合资建厂的最佳解释。

米塔尔官方宣称，与中国成立铁矿石合资公司，将为中方提供资金和技术，这将助力中国解决铁矿石问题。

长久以来，作为钢铁上游资源的铁矿石，其在炼钢的成本中占有很大比重。目前，其成本已占到生铁总成本的55％以上，而生铁成本约占钢材成本的80％。作为钢铁巨头，米塔尔则一直对铁矿石牢牢地掌控着话语权。

据消息报道，米塔尔计划在未来将自身矿石自给率提高到75％。在去年的“中国钢铁并购重组论坛”期间，米塔尔就曾豪言，2012年有望成为世界第四大铁矿石生产商。而现实中的中国钢企也正要拓展多元化的铁矿石进口渠道，此时铁矿石大亨米塔尔的邀请似乎很好的满足了双方的各自需求。

但在一些专家看来，在中国钢铁协会与全球铁矿石厂商谈判陷入僵持之际，“米塔尔帮助中国解决铁矿石问题恐是忽悠，其连自己的铁矿石问题似乎都未能妥善解决，又何以帮助中国解决铁矿石问题呢?”透过铁矿石建厂的背后，借船出海中国市场才是米塔尔的深一层打算。

作为全球钢铁巨头，米塔尔在欧美市场的粗钢市场份额占据第一，但在亚洲市场的势力还很有限。特别是在中国，因为“国有大中型钢企不允许外资控股”的政策规定一直紧紧扼住米塔尔的资本喉舌，其虽然觊觎中国钢企已久，但少有实质性作为。

之前，米塔尔入股莱钢的尝试宣告失败。2007年11月，其又出资6.47亿美元控股中国东方集团28％的股份，以求间接控股河北省唐山市津西钢铁股份有限公司。但经济危机使得其收购无果而终，而中国市场确实是一块肥肉，眼看到手的肥肉却迟迟吃不到嘴，米塔尔自然对此耿耿于怀，并一直不曾放弃控股中国钢铁企业的梦想。

从产业角度来看，发展到目前，对上游资源的控制力已逐渐成为决定一个企业竞争力的关键因素，钢企也不例外。为此，中国企业已经蜂拥至澳大利亚寻求铁矿投资机会。而此次米塔尔提出建立铁矿石合资公司，开始采取“从上游资源领域进入”的方式，这比直接收购中国钢厂的难度要小，以此达到曲线控制中国钢企的最终目的。而如果能成功曲线控股中国东方集团，这也必然能在一定程度上助其渡过经济困境。

此外，在眼下全球钢铁行业都不太景气的大情势下，由于中国4万亿政策刺激计划，中国钢铁产量不降反升，这使得中国也成为米塔尔发展战略优先考虑的地区，为此，米塔尔还调高了在中国市场的销售预期。

钢价遭遇冲击

需长期过冬钢厂过早调高出厂价，进一步加剧了市场价格快速上涨，但现实中的市场需求并没有得到根本好转。

曾连涨9周之后遭遇狙击，也曾连续下跌11周后再反弹，这是目前国内钢价所面临的“冰火两重天”现实。在米塔尔图谋中国市场的同时，国内钢企的日子也过得并不安生。

之前，经济危机中，铁矿石谈判和国家大规模刺激经济计划带动了钢价上涨，但谈判在最终的时间节点上没有谈妥，钢厂开始调高出厂价，从而进一步加剧了市场价格快速上涨。但现实中的市场需求并没有得到根本好转。此种情况下，上涨势态必然又会逐渐凸显出疲惫之态。

另外，一方面，眼下高温和大雨影响了建筑施工，成为钢材需求的传统淡季；另一方面，产能过剩、库存上升等因素不可忽视。据数据显示：目前,中国钢铁业过剩产能超过20％,库存是往年正常水平的5倍。加上其他国家货币贬值,俄罗斯、乌克兰、韩国等都低价向中国出口钢材，这对中国钢企造成了一定程度的冲击。

罗兰·威斯本认为，危机给了中国钢铁行业加速提高行业集中度的机会，也给了外国投资者参与行业整合，分享中国市场的契机。

今年6月22日，印度安塞勒－米塔尔公司接受了淡水河谷此前同日本、韩国钢企签订的2009年铁矿石长协价格，这使得中国钢铁业再度陷入“孤军奋战”的境地。有分析家表示，如果澳矿“断供”，再没有其他原料补充，这可能意味着中国40％的钢铁生产线停产。

眼下，在资本市场，主流观点认为钢铁行业今后将面临供大于求的不利格局,产业结构调整不可避免,短期内看淡钢铁类企业。专家们也预计，今年下半年全球钢铁产量仅会出现微弱的技术性反弹。

危机中，米塔尔开始减产，并实行优化产品结构，减产，延缓投资计划、裁员等等。有观察家坦承，如果危机继续蔓延下去，不排除全球范围内的钢铁企业以并购甚至破产来面对危机。

现实中，中国的钢企也深陷亏损泥潭。据日信证券研究所的统计,2009年第1季度,钢铁板块实现营业收入2003.2亿元,同比下降27.1％;毛利率仅为2％,扣除费用及公允价值变动后,钢铁板块整体亏损,亏损额为45.6亿元,同比降幅为129.7％。在钢价出现跌涨互现的同时，国内钢企要做好长期“过冬”的准备。

近期，国务院提出要淘汰落后产能，推动企业兼并重组。工信部也再次发文强调，要推进钢企跨区域重组，突破地方保护主义坚冰。

钢安全壳 第4篇

青岛港一期油码头是一座栈桥式码头,栈桥长370.4 m,为三角形负管桁架结构,共10跨,每跨桥长51.2m,典型截面见图1。该工程于1974-02开工,至今运行已经达35年,由于处于海洋环境之中,钢结构腐蚀比较严重,青岛港有限公司曾于1997年委托交通部天津港湾工程质量检测中心对码头钢桥腐蚀状况开展调查和检测,检测结果表明钢桥经20余年使用,杆件均有不同程度锈蚀,特别是处于浪溅区的下弦杆底部和横梁;中交第一航务工程勘察设计院有限公司核算钢桥在各种计算工况下的应力和变形,结果表明,各杆件的最大应力值满足规范要求。钢桥应力、稳定和刚度均能满足规范要求。2001年青岛港有限公司根据栈桥钢结构的腐蚀状况,更换了码头4#、5#、6#钢栈桥的部分构件,以确保钢栈桥能够安全运行。近10年来虽然不断加强了日常维护工作,但钢栈桥腐蚀现象有蔓延趋势。因此,急需通过现场检测和试验,结合有限元分析等手段,全面掌握青岛港一期油码头钢桥钢结构等的运行状况,为结构维修加固或改造工作提供可靠依据。

2 检测与试验内容

采用普查和重点检测相结合的方法,普查主要是查清主要构件的外形尺寸与变形情况、锈蚀构件的分布。在对普查的基础上,选取具有代表性跨度作重点检测和试验。开展结构性态的有限元分析,主要工作内容有:

(1)设计和施工资料调查。通过对工程图纸、施工记录、竣工报告、施工和运行等资料调查,和现行《港口工程钢结构设计规范》(JTJ28399)相对照,初步分析钢桥材料各种材料是否符合现行规范要求,确定现场检测工作重点。根据运行和管理记录,确定分析特殊荷载工况等。

(2)外观检查与变形调查。以目测为主,配合使用量测工具,对钢桥外观形态和锈蚀状况等进行检查,详细记录检测情况。必要时可配以图片、照片、摄像等加以说明。

(3)腐蚀状况检测。采用CTS-300型超声测厚仪测量构件的剩余厚度,蚀坑深度和坑径采用改进的游标卡尺或百分表测定。重点检测上弦杆、下弦杆、腹杆、横梁和容易积水、积尘的部件。开展构件表面锈蚀程度、蚀坑深度和分布等调查。

(4)无损检测。采用金属超声波检测仪,检查加工、制作、安装过程中的各种缺陷,检查使用过程中的各种局部损伤和破坏现象。重点检测主要受力构件的裂纹开展宽度、深度和长度;节点焊缝焊接质量和焊缝裂纹。

(5)脉动试验。在桥面无任何行车荷载以及附近无规则振源情况下,采用随机环境振动方法,测定桥跨结构由于风荷载、地脉动、水流等随机荷载引起的桥跨微幅振动响应。确定钢桥结构的固有频率、阻尼比和振型。

(6)结构应力测试。采用大型有限元分析软件ANSYS和现场试验相结合的办法,开展钢桥结构应力测试,现场结构试验在钢构件表面粘贴传感器,拟采用钢构件表面微破损测试,以达到应力释放的目的,通过测定应变片读数变化确定构件承受的应力大小。

3 检测结果与分析

3.1 外观检查与变形调查

上弦杆、下弦杆、腹杆和横梁组成了钢桥的主要受力体系,四者外观和变形情况涉及到结构安全性。木板、人行道纵梁、纵横向连接系和检修梁等组成了桥面系,确保码头结构正常运行。

上弦杆除顶面部分涂层剥落、锈蚀外,出现大小不一的蚀坑,未见其他明显变形。下弦杆除在端部出现严重锈蚀和管身出现大小不一的腐蚀坑和锈包外,下弦杆未见明显变形。腹杆除第2跨腹杆发生明显变形,管身出现大小不一的腐蚀坑外,腹杆未见明显变形。根据加固钢板腐蚀状况判断,该处结构变形发生的年代应基本和钢桥大致相当。横梁除第2跨和第3跨钢横梁局部发生较大范围的变形,未见明显的变形。连接板除第2跨下弦杆2号节点板扭曲变形,其他未见明显变形。支座未见明显变形,但因锈蚀原因,纵向转动支座已经转动不灵。桥面系因外部荷载相对较小,除检修梁外,未见明显变形。

3.2 腐蚀状况检测

以目测为主,配合使用量测工具,对钢桥上弦杆、下弦杆、腹杆、横梁、桥面系的外观形态和锈蚀状况等进行检查,详细记录调查与检测情况。为方便统计,构件腐蚀程度一般按以下5种情况描述:轻微腐蚀Ⅰ:涂层基本完好,没有明显的锈迹;一般腐蚀Ⅱ:涂层局部脱落,构件表面有少量明显的锈斑锈坑,但深度较浅,或有零星较深的锈坑,构件厚度未明显削弱;较严重腐蚀Ⅲ:涂层大片脱落,翘皮,浅锈坑密集成片或麻面现象较重,局部锈坑较深,构件有一定程度削弱;严重腐蚀Ⅳ:涂层已全部损坏、剥落失效,较深锈坑密布成片,构件断面已严重削弱;腐蚀损坏Ⅴ:深锈坑密布,构件断面严重削弱并局部已穿孔或锈损。

根据以上分级标准,对钢桥结构的腐蚀状况进行了调查,调查结果见表1。从腐蚀严重程度看,管道支架>桥面系>支座>下弦杆>横梁>连接板>腹杆>上弦杆,其中管道支架和桥面系腐蚀最严重,属腐蚀损坏等级,因两者非主要受力构件,不至于产生结构性破坏,但会影响码头正常使用和运行;钢桥支座为铸铁结构,承受钢桥、上部油气管道、管道支架及污水管线等外部荷载,绝大部分支座发生严重腐蚀,极易造成了活动支座纵向转动不灵,从而产生附加温度应力。上弦杆、下弦杆、腹杆、横梁和连接板是钢桥受力体系组成部分,虽然上弦杆表面涂层部分剥落、钢管锈蚀,但表面水分不易积聚,所以腐蚀程度相对最轻,为轻微腐蚀;腹杆腐蚀相对较严重,腐蚀坑分布以水分容易积聚的部位为主;下弦杆和横梁离水面相对较近,腐蚀较重,特别是下弦杆临近水面侧的腐蚀尤为厉害。

通过对钢板蚀余厚度检测,并和原设计厚度相比较,得到各构件蚀余率,结果表明腹杆蚀余率为70%～80%,个别构件低于70%;上、下弦杆蚀余率在80%～90%,但下弦杆明显比上弦杆和腹杆腐蚀严重,这和外观腐蚀程度检查分类结论一致。

3.3 涂层检查和检测

上弦杆、下弦杆、腹杆、横梁和连接板等钢桥主要构件虽然经过多次涂层防腐处理,但在检测中发现涂层虽然完好,但表面已经形成锈包,经检查表明,内部钢板已经发生锈蚀。出现这种现象的原因,是由于涂层二次施工时没有彻底除锈,导致钢管内部腐蚀产物体积膨胀,形成锈包,逐渐扩大,最后涂层起泡脱落。构件涂层平均厚度腹杆为473μm,下弦杆797μm,上弦杆491μm。在完好部位检测得到的附着强度在0.7～2.3 MPa,平均强度为1.4 MPa,标准差为0.46 MPa,结果表明附着强度大小不一。

3.4 焊缝检查与无损探伤

钢桥无损检测主要检查钢构件加工、制作、安装后存在的各种缺陷,以及使用过程中产生的局部损伤和破坏现象。测试对象包括部件钢板、上弦杆、下弦杆、斜腹杆、直腹杆、横梁、联系杆,各杆件的节点和焊接缝。测试内容有钢材无损探伤和焊缝无损探伤,主要指重要构件的裂缝开展宽度、深度、长度,焊缝中裂纹和未熔合等危险缺陷。测试方法兼合采用巡检、重点检查和超声波探伤,

焊缝外观检查参考《钢结构工程质量检验评定标准》(GB5022195),对钢桥的焊缝进行了全面检查,结果表明,焊缝观感质量较好,无严重外观缺陷。

3.5 钢桥脉动试验

测试分析钢桥的主要固有频率、阻尼比和振型等动力特性参数;风荷载等随机荷载引起的桥跨微幅振动响应。分别对5#、6#和7#和8#跨钢桥开展检测,在钢栈桥下弦杆1同时布置4个水平向和4个垂直向的891-2型测震传感器,测点布置见图2。识别出的结构自振频率、阻尼比见表2,环境激励下钢桥试验跨的动力反应,振动位移峰值见表3。

采用ANSYS通用有限元计算软件,栈桥桁架构件多为钢管,在模态计算时桥面恒载当成相应质量的质点分布在下弦杆上,单元类型选3D-PIPE16管单元和3D-MASS21,各管件截面(外径、壁厚、单位长度质量)对应于不同的实常数(R,OD,TKWALL,,,MWALL),钢管弹性模量取2.1105 MPa,泊松比0.3,密度7 800 kg/m3,节点数26个,单元数79个。模态求解采用子空间法。采用ANSYS软件计算得到的自振频率计算结果见表4。结合桥梁结构动力测试和理论分析表明,钢栈桥结构自振频率较低,属低频振动。实测频率小于计算值,表明钢栈桥实际刚度小于理论刚度,在测试工况下钢栈桥结构刚度偏小,可能和构件存在腐蚀和节点板刚度偏小有一定关系。

3.6 结构应力测试

采用小孔法应力释放法测定钢桥结构构件现存内力,并和ANSYS通用有限元计算分析相结合,实测和计算分析结果见表5。结果表明所有杆件的实测平均应力大于理论计算值,其中3根门杆平均测试应力为-41.8 MPa,理论计算值为-31.4 MPa。结果表明,实测应力偏大是由于钢管杆件残余应力造成的。从实测结果看,测试工况下钢桥应力水平相对较低,钢桥结构在测试工况下强度方面具有安全性。

MPa

4 强度复核

钢桥在实际测试工况下应力水平较低,需要对设计工况下的钢桥强度进行复核,核算钢桥各构件应力时,各杆件材料厚度采用检测后现存厚度。

设计工况下的钢桥结构强度及整体挠度计算结果见表6,即钢桥在各种计算情况下,各杆件的最大应力值满足规范要求,但已接近允许应力值;值得说明的是,不同构件上、下弦杆的应力有所不同,主要原因是本次复核计算没有考虑管线上70%的水平荷载(推力)。结果表明本次复核计算结果和1997年中交第一航务工程勘察设计院有限公司分析结果基本一致,即钢桥在设计工况下,各杆件的最大应力值满足规范要求,但已接近允许应力值,不宜再增加桥面荷载。钢桥结构强度、稳定性和刚度尚能满足《港口工程钢结构设计规范》(JTJ28399)要求。

MPa

5 结论与建议

(1)上弦杆、下弦杆、腹杆和横梁组成了钢桥主要受力体系,除1根腹杆、横梁第2跨、第3跨因意外出现较大变形外,其他主要受力构件未见明显变形。木板、人行道纵梁、纵横向连接系和检修梁等组成了桥面系,除检修梁出现少量变形外,其他构件未见明显变形。

(2)钢栈桥腐蚀状况随构件位置不同而不同。管道支架和桥面系腐蚀最严重,属腐蚀破坏等级,建议予以更换;钢桥支座绝大部分发生严重腐蚀,建议予以更换;上弦杆虽涂层部分剥落严重、钢管锈蚀,但腐蚀程度相对最轻,为轻微腐蚀;腹杆腐蚀相对较严重,腐蚀坑分布以水份容易积聚的部位为主;下弦杆和横梁离水面相对较近,腐蚀在受力构件中最为严重,特别是下弦杆临近水面侧和横梁腐蚀尤为严重,部分横梁钢板因腐蚀出现了层裂。建议对腐蚀严重部位补强加固,特别是上弦杆、下弦杆、腹杆、横梁和连接板等主要受力构件,以确保钢桥主要受力构件的结构强度不至于削弱。

(3)因部分涂层钢桥腹杆涂层经过多次施工,造成涂层附着强度和厚度大小不一,测试结果差别较大。为确保涂层能够有效防护,建议铲除原涂层,涂刷新涂层。

(4)除个别杆件焊缝表面存在局部纵向裂纹,无焊瘤、烧穿、弧坑等缺陷,无表面气孔、夹渣。焊缝外形较均匀,成型较好,焊道与焊道、焊道与基本金属之间过渡较平滑,焊渣和飞溅物基本清除干净,焊缝外观质量合格。在雨水侵蚀或雾水汇集的焊缝处,防腐涂层起皮剥离,焊缝周边起锈,氧化物呈红褐色。经超声波检测表明,根据超声波探测缺陷的当量和指示长度,未发现熔合、裂纹等危险性缺陷。

(5)钢栈桥结构自振频率较低,属低频振动。实测频率小于计算值,表明实际刚度小于理论刚度,在测试工况下的结构刚度偏小,可能和钢栈桥存在腐蚀和节点板刚度偏小有一定关系。

(6)钢桥在设计工况下,各杆件的最大应力值满足规范要求,但已接近允许应力值,不宜再增加桥面荷载。钢桥结构强度、稳定性和刚度满足《港口工程钢结构设计规范》(JTJ28399)要求。

摘要：青岛港一期油码头的钢栈桥为三角形负管桁架结构,由于长期处于海洋环境中,结构腐蚀严重,安全状况不明。采用普查和重点检测相结合方法,查清主要构件外形尺寸与变形情况、锈蚀构件分布情况;选取具有代表性跨别作重点检测,进行脉动试验和结构应力测试;结合结构性态的有限元分析,得出了钢引桥结构腐蚀严重的结论,建议对腐蚀严重部位补强加固,结构整体实施防腐处理。

关键词：钢栈桥,安全评价,检测

参考文献

[1]柯敏勇,刘海祥,蔡伟成,等.青岛港一期油码头全面调查与检测[R].南京水利科学研究院,2007.

[2]洪晓林,柯敏勇,金初阳.水闸安全检测与评估分析[M].北京:中国水利水电出版社,2007.

承钢建立安全监管长效机制的探讨 第5篇

承钢建立安全监管长效机制的探讨

根据承钢矿山企业地质条件复杂、作业环境特殊及安全监管现状,本文从规范化管理,制度化建设,宣传教育培训,企业安全文化的`培育等方面进行分析研究,探讨如何营建高效的安全监管长效机制,以达到有效控制危险源,及时消除事故隐患,减少事故发生,实现安全生产的目的.

作 者：张淑艳 沈宝承 ZHANG Shu-yan SHEN Baoc-heng  作者单位：承德钢铁集团有限公司安全环保部,承德,067002 刊 名：中国安全生产科学技术  ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF SAFETY SCIENCE AND TECHNOLOGY 年，卷(期)： 1(5) 分类号：X92 关键词：规范化管理   制度化建设   宣传教育培训   安全文化   安全监管长效机制  

钢琴弦轴漫谈 第6篇

【关键词】钢琴弦轴；纹牙；尾端倒角；工艺改进

文章编号：10.3969/j.issn.1674-8239.2014.04.011

所有以弦为音源的乐器，均有弦轴。其功能包括固定和张挂琴弦，以及调整琴弦张力，以达到调整音高、音准的目的。在乐器制造中，“弦轴”是技术含量最低的部件之一，只要能挂弦、调音、保持音高即可。然而，钢琴的弦轴就没那么简单。

1 前言

钢琴在引进我国之前，历经了从古钢琴到现代钢琴近一百多年的改进，已趋于完美。近百年来，钢琴总体结构上基本没有变化，但在原料的采用、工艺加工手段方面仍在不断地改进。钢琴原料、工艺改进的“话语权”均在钢琴强国，对国人提出的改进多有重重顾虑。就普及钢琴而言，我国既是生产大国，也是生产强国。只要改革不触及钢琴的演奏功能和声学品质，对部件的原料工艺则可以在有必要改进之处进行大胆尝试。例如，2013年10月在杭州召开的第18届国际钢琴制造技师调律师年会（IAPBT 2013 Convention）上，某钢琴公司提出的多项独创性的改进意见受到好评。所以，只要对钢琴制造的改进是以提高质量为前提，并着眼于环保，以较低成本为目标，那么其方向就不会错，就应予以提倡。

我国钢琴的国标及生产工艺都是参照国际标准制定的，其质量品级的不同是由生产的精细程度和组装“手艺”不够精湛造成的。随着社会的发展以及新材料、新工艺的出现，对原有的原料工艺加以改进是必然的，如日产钢琴中塑料击弦机、化纤对纯毛织物的替代，大大节约了木材，改善了产品的耐候性，同时，提高了产品质量、降低了成本，还减轻了调律师的维修工作量。因此，我们不但要学习推广这些新工艺、新材料，更要学习这种精神。

2 钢琴弦轴

以下就国外引进的钢琴弦轴，谈谈笔者的认识和改进意见。

2.1 弦轴的纹牙（丝）

弦轴纹牙的功能：一是增加轴与孔壁的摩擦力；二是有利于弦轴的退出。凡有纹牙的螺纹均为“尖角”，原因是利于旋进和退出，而钢琴弦轴的旋进、退出均非主要目的，其主要功能是增加扭转摩擦力，即增加旋轴回转阻力矩，以达到稳定音准的目的。从图1中的弦轴纹牙示意图可以看出，若弦轴表面纹牙为“尖角”，在扭转时会切断弦轴板的木材纤维，导致后期逐渐松动；而圆角纹牙不但不会伤及木材，还可通过木材的弹性紧紧压握住弦轴，达到既可旋转又增加回转阻力矩的目的。

从图1还可看出，当弦轴直径与轴孔径的配比适度时，轴板的孔壁木材纤维未受到过度挤压，不但木材纤维未被破坏，且孔壁的木材仅与弦轴纹牙表面约三分之一的轴板接触，在不断调律的过程中，轴与轴板的接触面不断加深，而致摩擦面积不断加大，因而该轴不会因扭转而松动。反之，当弦轴孔径过小、轴的过盈量过大时，初始轴的纹牙便与孔壁全面或大部分接触，这就使弦轴板的木材纤维受到不同程度的损伤，导致初始弦轴过紧，后期弦轴反而易松动。

钢琴的弦轴作为保持音准的关键部件，理应给予足够的重视。对弦轴纹牙的认识已基本统一，但弦轴与孔的配比尚待加深认识：弦轴过紧绝不是调律时“费点力气”或者“紧了比松了强”那么简单。

2.2 弦轴尾端倒角

我国钢琴弦轴的标准为长65 mm，直径6.9 mm～7.0 mm（另有直径7.2 mm～7.4 mm，为维修使用），前端在15 mm处冲压成有锥度的方形，与调律扳子头配合，用来扭转弦轴，达到调音的目的。在距轴顶端方头以下15 mm处钻有1.5 mm左右的穿弦孔，弦孔以下有8 mm～10 mm的轴作为缠绕琴弦和调整弦圈的部分，再向下42 mm的部分栽入轴孔内，在弦轴尾端有7 mm倒角，见图2。

通常张弦总成的铁板（骨）用来栽弦轴的部位称为“甲板”，厚度为10 mm，按弦列的排布钻直径为10 mm的孔，孔内嵌厚度为10 mm、直径为10 mm的木圈。由于工艺问题，此木圈只能制成木材纤维走向，与弦轴走向相同，所以强度较低，能保证弦轴回转阻力矩的仅为弦轴板。由于弦轴栽进轴孔的长度为42 mm（早期有无铁板木圈的作法），所以弦轴板的厚度制成32 mm。如图2中所示，轴尾7 mm的倒角既无螺纹，也不与弦轴接触，属于“无功能”区域。

轴的穿弦孔与木圈中间留有8 mm的长度，是为缠绕琴弦。为加工方便，还留有4 mm为“挑弦圈”所用。个别弦轴松动时，有的调律师会以手锉将弦轴往里冲2 mm～3 mm，尽管这是不正确的“凑合”办法，短期内也比较有效。这证明增加2 mm～3 mm弦轴纹牙与轴板的摩擦面，对加大阻力矩是有益的。

鉴于上述问题，笔者建议将现用弦轴的倒角由7 mm改为3 mm，相应地将弦轴长度由65 mm改为61 mm（早期三角琴铁板无甲板，轴直接栽在轴板上，轴长仅57 mm；笔者修过30多年前生产的日本二手琴，弦轴长度为62 mm），弦轴板可相应改为28 mm。即使如此，改进后轴板的厚度仍比弦轴纹牙的部分长3 mm，必要时往里冲3 mm也无任何妨碍。

按照以上建议，弦轴的回转阻力矩未受到任何影响，弦轴的缩短、轴板的减薄，减去的仅是“无功能”部分，同时，侧板、顶盖亦可相应收窄4 mm。这个改进执行起来无需改变任何工艺，只要将相关图纸改变尺寸即可。如此，虽然每架琴节约的优质木材净料很少，但以年产40万台钢琴来计算，全国每年可节约木材净料超过6 000 m3，那么，每年就可以少砍1 000多棵有百年树龄的大树；不仅如此，生产弦轴的盘条钢亦可节约1 600 m（以40万架琴计），这样不但可以降低成本，而且节能环保。

（未完待续）

钢安全壳 第7篇

承钢作为大型国有企业,与同类型的其它企业相比,安全管理水平多年来一直徘徊于中下游。1992年至2002年10年间,承钢工伤事故死亡了59人,平均每年约6人,尽管1999年实现了全年无工亡,并创造了承钢无工亡最长周期573天,但总体上工伤事故仍然居高不下。在如此严峻的安全生产形势下,承钢公司于2002年12月适时启动了职业健康安全管理体系,希望通过开展此活动,改善公司的本质安全管理水平,整合安全管理的基础工作,实现安全生产绩效的持续改进和安全管理水平的全面提升。

2 实施职业健康安全管理体系的做法

2.1 成立组织,确保资源支持

承钢在贯标伊始,首先成立了由总经理任组长的贯标认证领导小组,负责对贯标认证工作的组织领导,核准各阶段的工作计划并提供资源支持;领导小组下设贯标认证推进办公室,负责起草贯标认证工作各阶段的具体工作计划,定期召开贯标例会,对贯标认证工作进行具体部署、指导、检查、总结、评比。各贯标认证单位、部门也都相应成立了以厂长或经理为组长的贯标认证工作组织,严格按照公司的要求完成各阶段工作。

2.2 领导重视,全体员工参与

承钢贯标首先从责任上抓住各层次的负责人,层层动员,使其充分认识管理体系的科学性、先进性和贯标的必要性,使其带头在本单位、部门的工作中贯彻实施标准要素要求,规范不符合标准的管理行为,并依此带动全单位、部门贯标工作的顺利开展。在具体操作上,先从思想认识抓起,通过动员、宣传和培训,使其认识到:对于工业复杂系统,完全依靠安全技术的可靠性和人的可靠性,不足以完全杜绝事故,直接影响安全技术系统和人的可靠性的管理因素,才是导致事故发生的最深层原因;同时,贯标是全员的过程,只有全体员工都理解体系建立的重要性及个人在其中的作用、了解体系标准的内容、熟知贯标认证的过程及内容,才能有效地提高全体员工的参与意识,主动参与贯标活动。承钢的贯标工作正式由于得到了各级领导的大力支持和全体员工的主动参与,从而保证了贯标工作的顺利开展。

2.3 遵循标准,结合实际,分阶段按步骤建立体系

2.3.1 标准宣贯与培训

承钢在建立体系之初,多次邀请中国安全生产科学研究院的专家进行培训,包括领导及员工在内的200余名同志接受过专家的培训,各单位、部门内部也组织过多次培训,员工培训率达到95%以上。同时利用板报、橱窗、报纸、广播、电视等多种形式大力宣传贯标认证的内容及意义,努力营造贯标认证的环境氛围。

2.3.2 初始状态评审

贯彻实施职业健康安全管理标准,危险源是管理核心,全面辨识危险源、准确评价风险、有效实施控制是建立和实施体系的关键。公司在初评阶段,明确了适用的职业健康安全法律、法规、标准和其他要求;评价了职业健康安全法律、法规和现有安全规章制度的遵循情况;评审了过去的事故经验和有关职业健康安全方面的赔偿经验及失败结果;进行了危险源辨识、风险评价及风险控制策划;找出了现存管理体系与标准之间的差距;研究探讨了急需解决的优先项问题;提出了改进意见和建议。

2.3.3 体系策划和文件编写

体系策划合理与否将对所建立体系的运行效果产生巨大影响,公司在专家的指导下,针对初始评审的结果,结合原有组织机构和原有安全生产责任制对分工和责任的界定等现实情况,策划了体系的文件结构,出台了“关于文件编写工作安排的通知”;确定了职业健康安全方针,制定了职业健康安全目标和管理方案;对机构与职责按标准要求进行了明确的界定;形成了承钢适用于公司、分厂、工段和班组不同层面,多层次相互关联支持的管理体系文件;设计了“管理手册-程序文件-作业文件”的文件结构框架。

2.3.4 体系试运行

试运行阶段,公司主要从六个方面严格监测体系的运行情况,对不符合采取及时、有效的纠正与预防措施。

一是危险源的辨识、评价和控制方面。

在原有危险源辨识与风险评价的基础上,重新进行辨识与评价,对不合理的部分进行修订,使管理者和员工都知道身边存在的风险和控制的方法,达到标准关于“全部风险处于受控状态”的要求。

二是法律法规的识别和评价方面。

在初评阶段工作的基础上,检查法律、法规及其它要求是否及时获取、识别、传达和更新等。

三是目标和管理方案的实施方面。

通过运行,查看公司制定的目标和管理方案是否考虑了危险源识别的结果、法律法规的要求,是否结合了公司实际现状,是否可行?对不适合的部分及时进行了修订。

四是文件方面。

通过运行,从PDCA的运行机制和风险控制的角度检验文件的完整性、符合性、一致性和协调性。

五是记录方面。

提出各单位和相应岗位应保留的记录清单,指导并要求员工实施工作后及时填写留存,使员工意识到工作必须按照标准和文件要求进行。

六是加强专业检查指导。

在试运行阶段多次进行现场安全检查,在各岗位认真进行反违章、查隐患、整现场、明标志等工作,对查出的问题,要求立即整改,一时不能整改的隐患,必须做到责任、措施、资金、时间、预案“五落实”,限期整改到位。

2.4 稳步推进,讲求实效,不断追求新目标

公司通过职业健康安全管理体系认证后,仍然坚持体系建立之初的“时间、进度服从质量”的原则,不断加强对标准的培训、学习,持续改进不足,逐步完善体系,不断降低风险,不断追求更高的目标,为广大员工的安全与健康及承钢的可持续发展提供安全保障。

3 绩效分析

承钢公司2002年12月启动职业健康安全管理体系,2005年6月通过认证。选取体系建立前和体系通过认证后各三年的工伤事故数据进行对比分析,计算体系通过认证后由于工伤事故减少给企业带来的经济效益,工伤事故数据见表1。

3.1 体系建立前3年的工伤事故损失

3.1.1直接经济损失

3.1.1.1 人身伤亡所支出的费用(包括医疗费用、丧葬及抚恤费用、补助及救济费用、歇工工资)。其中:医疗费用(含护理费用):780.3万元;丧葬及抚恤费用:144万元;歇工工资=受伤害职工的日工资(事故结案前的歇工日+事故结案后的延续歇工日),约为50.2万元。合计:974.5万元。

3.1.1.2 善后处理费用(包括处理事故的事务性费用、现场抢救费用、清理现场费用、事故罚款和赔偿费用)。其中:处理事故的事务性费用(包括交通费、差旅费、接待亲属费用、调查处理事故所需的聘请费、器材费、尸体处理费):约36.5万元;现场抢救费用和清理现场费用:28.5万元,事故罚款和赔偿费用:197万元。合计:262万元。

3.1.1.3 财产损失价值(包括固定资产损失价值和流动资产损失价值):约61.8万元。合计:直接经济损失=974.5+262+61.8=1298.3万元。

3.1.2间接经济损失

间接经济损失包括停产、减产损失价值、工作损失价值、资源损失价值、处理环境污染的费用、补充新职工的培训费用、其它损失费用。其中:

停产、减产损失:按公司实际情况,每次轻伤事故造成停产或生产不正常相当于2小时,每次重伤或死亡事故造成停产或生产不正常相当于4小时。根据我公司当年实际生产水平,每起轻伤事故停产、减产损失约4万元,每起重伤或死亡事故停产、减产损失约8万元。则停产、减产损失共计720万元。

工作损失价值:380万元。

补充新职工的培训费用:技术工人按每人2000元算,共计4.0万元。

合计:间接经济损失=720+380+4.0=1104万元。

3.1.3

体系建立前3年的工伤事故损失=直接经济损失+间接经济损失=1298.3+1104=2402.3万元。

3.2 体系通过认证后3年的工伤事故损失直接经济损失804.6万元间接经济损失844.2万元

体系通过认证后3年的工伤事故损失=直接经济损失+间接经济损失1648.8万元

所以,建立职业健康安全管理体系后,由于工伤事故减少给企业带来的经济效益为:

体系建立前3年的工伤事故损失-体系通过认证后3年的工伤事故损失753.5万元。

4 结束语

安全生产关系到社会的稳定,关系到职工的切身利益,关系到职工队伍的士气,关系到职工家属的家庭幸福,关系到企业的经济效益,关系到承钢的健康发展。公司实施职业健康安全管理体系后,安全管理逐步走向科学化、规范化、系统化的轨道,工伤事故逐步减少,为职工创造了良好的工作环境,使职工得以全身心地投入到生产经营活动中,真正实现了以人为本的安全管理理念。

摘要：本文简要介绍了承钢公司建立职业健康安全管理体系的经验、做法,并对体系建立前后的伤亡事故进行了对比分析。结果表明,建立职业健康安全管理体系后,公司伤亡事故造成的直接、间接经济损失大幅度下降,给企业带来了较好的经济效益。

关键词：职业健康安全管理体系,经验,做法,绩效分析

参考文献

[1]国家安全生产监督管理局安全科学技术研究中心.职业健康安全管理体系培训教程,北京:企业管理出版社,2003

[2]董曲志,屈鹏,杨睛睛.安太堡露天煤矿职业健康安全管理体系绩效分析.中国安全生产科学技术,2007,3(1):102~105

[3]国家标准局.企业职工伤亡事故经济损失统计标准.GB6721-86.1986.8.22

某钢桁架结构皮带通廊安全性分析 第8篇

钢桁架结构由于自重轻, 承载力高, 适用于大跨度结构, 现在在实际工程中的应用越来越多, 但由于钢结构易锈蚀, 抗腐能力差, 同时桁架结构杆件在外部因素作用下易变形, 而导致结构产生安全隐患, 因此对工作中钢桁架结构的定期检测很重要。

1 工程概况

该选煤厂皮带通廊建设于20世纪90年代, 其中皮带通廊机头第一跨钢桁架结构通廊长约25 m, 该段皮带通廊的主要结构形式为钢桁架结构, 杆件为镀锌焊接钢管, 节点选用焊接空心球。由于该通廊使用过程中振动过大, 且年久失修, 钢桁架构件存在腐蚀情况, 存在一定的安全隐患, 所以决定对该结构进行结构安全鉴定。该段皮带通廊现状见图1和图2所示。

2 计算分析

结合现场检测结果和原设计图纸, 并按照现场实际荷载, 建立该钢桁架结构的计算模型, 对其承载能力进行分析。

2.1 结构计算模型

根据现场检测结果, 采用MIDAS Gen结构计算分析软件对该桁架结构承载力进行验算校核。计算模型见图3所示。模型中结构自重由软件自动计算, 荷载及计算参数依据现场检测结果及《建筑结构荷载规范》、《钢结构设计规范》、《空间网格结构技术规程》选取, 详细参数见表1。

2.2 桁架结构验算结果

未考虑锈蚀等损伤的情况下, 经计算, 该通廊有30根构件的强度验算应力比及长细比不满足要求, 其余构件均满足要求。且现有结构下弦杆件已锈蚀严重, 对杆件截面尺寸明显削弱, 考虑截面损伤的情况下, 构件验算结果见图4。

通过图4与图5的对比, 我们可认为该锈蚀损伤已对结构构件的强度和稳定性能产生不利影响。

3 结构可靠性评价

根据《工业建筑可靠性鉴定标准》GB50144-2008, 通廊可靠性等级按照构件、结构系统、鉴定单元三个层次分四级由下而上逐层评定。单元一般指由变形缝所划分的构筑物区段, 根据本次鉴定对象的特点, 通廊只有一个鉴定单元。

3.1 承重结构体系

3.1.1 承重结构安全性等级评定

根据《工业建筑可靠性鉴定标准》GBJ50144-2008中第7.3.1条安全性等级应按结构整体性和承载功能两个项目进行评定。

1) 结构整体性。

通廊结构现场变形测试及计算分析, 结构整体外观完好, 结构布置合理, 传力路径明确, 支撑杆件长细比符合现行国家标准规范的要求, 但下弦杆件漆膜剥落严重、部分构件存在较大锈蚀等耐久性损伤, 构件锈蚀厚度普遍在0.5~1.0 mm, 对结构整体性影响较大, 支撑系统连接评级较低, 综上所述该通廊的整体性综合评级可定为C级。通廊结构的整体性评级结果见表2。

2) 承重功能。

根据钢桁架承载力验算结果可知, 该结构的承载力不满足正常使用要求;且根据现场检测该通廊结构下弦杆件普遍存在锈蚀, 节点位置连接存在缺陷, 已对结构承重能力及稳定性产生不利影响。

综上所述, 依据《工业建筑可靠性鉴定标准》GB50144-2008第7.3.3条的规定, 该通廊上部承重结构的承载功能应评定为D级。

3.1.2 上部承重结构使用性等级评定

钢构件的使用性等级应按变形、偏差、一般构造和腐蚀等项目进行评定, 并取其中最低等级作为构件的使用性等级。下弦杆件、节点全部锈蚀严重, 上弦及腹杆底漆基本完好, 但边角处可能有锈蚀, 易锈部位的平面上有少量点蚀。所以对通廊上部承重结构的使用性等级评定为下弦及下弦支座全部评为C级, 上弦及腹杆评为B级, 其结果见表3。

依据《工业建筑可靠性鉴定标准》GB50144-2008第7.36条的规定, 由于上部承重结构产生的振动对人体健康产生不利影响, 应考虑振动对该结构系统的正常使用性影响。由于该通廊使用过程中振动过大, 人体在振动环境下有不舒适感, 生产功效降低, 因此该通廊上部承重结构的使用性等级综合评为C级。

3.1.3 上部承重结构可靠性等级评定

综上所述, 该通廊上部承重结构的安全性等级评为D级, 使用性评为C级, 因此上部承重结构的可靠性等级应评为D级。

3.2 围护结构系统

该通廊的屋面及墙体波纹压型钢板构造合理, 符合国家现行标准规范要求, 无变形或损坏;连接方式正确连接构造符合国家现行标准规范要求;对主体结构的安全没有影响, 因此通廊的围护结构体系级为B级。

3.3 综合鉴定评级

综合上述评定结果, 依据《工业建筑可靠性鉴定标准》 (GB50144-2008) 第9.4节中的相关规定, 该廊的可靠性评为四级, 即可靠性极不符合国家现行标准规范要求, 已严重影响整体安全, 必须立即采取措施。

4 结论及建议

该段通廊结构目前的可靠性等级为四级, 属于最低级别, 这表明现有结构极不符合国家现行标准规范要求, 已严重影响通廊结构的使用安全, 必须立即采取措施。有鉴于上述的鉴定结果, 提出以下几点处理意见及建议。

考虑到该段通廊实际情况且设备运转过程中产生较大振动, 建议对该段通廊结构进行加固处理。

1) 针对锈蚀杆件, 建议采用喷砂结合电动钢刷除锈工艺, 彻底除去以前的漆皮和铁锈, 后刷高质量防腐漆。

2) 针对通廊结构振动过大及承载力不足的情况, 建议对整个通廊结构进行加固, 提高通廊结构的刚度及承载力, 保证结构的正常使用。

3) 通廊钢桁架加固完成后, 应加强对结构变形的检测, 并定期对结构、构件进行检查、维护。

摘要：以某选煤厂钢桁架皮带通廊为例, 利用Midas有限元结构分析软件对该段皮带通廊主要结构构件的承载力进行建模验算, 从构件承载力、构造连接、构件变形等几个方面对该结构进行鉴定评级, 并对不符合规范要求的部分构件提出相应的加固措施和处理意见。为类似结构受力研究和鉴定分析提供一定的参考。

钢安全壳 第9篇

千斤顶液压整体提升技术目前已广泛的适用于现代钢结构施工中[1,2],相比传统的高空散拼法,整体提升技术的主要拼装、焊接及油漆等工作可以在地面的拼装胎架上进行,极大地减少了高空吊装工作量,提高了施工效率,易于保证施工质量。同时,液压提升设备体积、重量小,机动性强,也极大地方便了施工的进行[3]。北京西客站主站房钢结构门楼[4]、上海大剧院钢屋架[5]、北京国家图书馆二期钢结构[6]以及首都机场A380飞机维修库钢屋盖[7]等工程均是采用千斤顶液压整体提升方法完成的钢结构提升就位。

随着整体提升法施工的工程实例越来越多,其理论研究也逐渐深入[8,9,10];但随着需要提升钢结构的重量、跨度不断增大,结构形式也越来越复杂,进行整体提升时需要针对单体结构进行专门的分析,评估提升方法的安全性。因此本文针对某大跨重型高空钢连廊结构整体提升工程,通过有限元计算,对其提升施工过程的安全性进行评估,并通过连续施工监控,证明了提升施工的有效性和安全性。

1工程概况

某金融中心南北两座塔楼的26层至31层之间(高度为102m至124.4m之间)设置钢桁架连廊,如图1所示,连廊共有六层,跨度41m,宽25.2m,高21.4m。其中连廊一层和二层为主桁架结构,由四榀钢组合桁架(以下简称ZHJ)组成,ZHJ主梁截面主要规格为□1200×500×75;ZHJ支撑截面主要规格为□650×650×50。连廊三至六层为普通楼面层,主要由立柱和次梁组成,次梁主要截面形式为Ⅰ500×250×12×16,连廊总重约700吨。

由于连廊安装高度为102m~124.4m,体积较大,且拼装焊接工艺复杂,考虑到工程进度及现场施工条件,采用千斤顶液压整体提升,能大大减少高空作业和构件吊装工程,有效提高工作效率;因此确定采用“地面散拼,整体提升就位”的施工方案。

2施工方案

根据现场施工平面布置,在地面采用焊接和栓接的方式进行钢连廊的拼装,地面拼装完成效果如图2所示。为保证吊装过程中的受力合理性,经计算,在连廊主桁架的主梁间设置提升辅助立柱,而三至六层与塔楼连接用的次梁在提升就位后安装,整体提升过程中共设置八个吊点,分别位于四榀ZHJ主梁的端部,如图3所示。在提升过程中采用八个吊点同步提升的方法,提升速度为0.15m/min。连廊提升就位后,ZHJ主梁的端部与塔楼预留的牛腿采用焊接的方式连接,三到六层通过次梁与塔楼采用螺栓连接的方式连接,连接完成后拆除提升辅助立柱和液压千斤顶;安装就位后,浇筑连廊楼面混凝土。

3提升过程安全性分析

由于本工程提升高度高(102m~124.4m),提升时间长(10~12小时),提升吊点多(8个),在提升过程中难以做到完全同步,因此除了要验算完全同步提升的情况下,钢连廊在提升过程中的安全性;还必须考虑连廊在提升过程中发生了吊点不同步的情况,分析其在这种情况下结构的力学特性及其提升过程中的安全性。因此本节基于MIDAS CIVIL程序建立钢连廊的有限元模型,通过模拟考虑不同情况整体提升的过程,分析其安全性。

3.1有限元模型

利用MIDAS CIVIL程序建立钢连廊的有限元模型,构件均采用梁单元模拟,有限元构件截面尺寸均与实际相符,材料均考虑其为弹性材料,按现行规范取值,钢连廊整体有限元模型如图4所示。提升过程中的环境风速、提升时的动力效应等因素通过调整重力加速度g=9.8×1.2=11.76m/s2来考虑[11]。

3.2模拟工况

提升过程的模拟计算工况如表1所示,背景工程钢连廊整体提升中需要8个吊点,若把所有吊点不同步的情况均考虑周全,则需要计算上百种不同步提升工况,计算量庞大;因此本文借鉴以往大量的施工经验及使用的设备参数,把不同步提升工况简化为两大类工况。第一类工况假设连廊所在平面仍处在水平面上,仅有部分吊点产生位移差,这类工况包括单个吊点产生位移差和两个吊点产生位移差的情况,这类工况主要是考虑千斤顶在提升过程中不会完全同步运行,根据千斤顶起吊行程的最大误差确定不同吊点的最大位移差为20mm。第二类工况是考虑在整体提升过程中连廊所在平面与水平面发生旋转的情况,旋转轴如图5所示包括X轴和Y轴,这类工况主要是考虑同侧吊点同时产生位移差的情况,通过稳定计算可知,当旋转角度大于10°时候,结构在提升的时候就容易产生失稳现象,不受强度控制,因此规定此类工况的旋转角度为0-10°,共有2个工况。

3.3有限元模拟结果分析

在CASE-1工况作用下,即8个吊点完全同步提升的情况下,结构的应力分布图如图4所示。由图可知,结构在同步提升的情况下,ZHJ吊点处的上下弦的内力最大,最大拉应力在上弦吊点处发生达到27.8MPa,最大压应力在下弦吊点处,达到-27.8MPa,结构整体变化均匀,应力水准较低。若在提升过程中保持完全同步起吊,则钢连廊的使用性能满足安全提升的要求。

图5为提升过程中,不同吊点发生位移差的提升工况的最大应力响应值。单个或两个吊点与其他吊点不同步的情况下,不同步吊点处的应力响应相比同步提升的情况有所增大,但对连廊整体结构的应力响应变化不大,其中CASE-1-4,即2、3吊点不同步的情况下结构的内力响应最大,达到42.6MPa。相对同步提升的情况,部分吊点不均匀提升(位移差小于等于20mm)的情况结构的不均匀吊点处应力响应略有增大,但应力水平仍然较低,钢连廊的使用性能能满足安全提升的要求。

图6为在提升过程中,结构绕Y轴产生转角,连廊ZHJ及整体结构最大应力响应及转角角度的相关关系。由图可知,随着转角的增大,连廊ZHJ及整体结构的最大应力响应均有所增大,当旋转角度小于等于4度时,连廊整体的最大应力发生在主桁架上下弦吊点处,结构的应力分布与同步提升的应力分布相似。当旋转角度大于4度时,连廊整体的最大应力发生在连接主桁架的2层的边立柱底部,且随着旋转角度的增大,其应力值越来越大,当旋转角度为10度时,连廊整体结构的最大应力达到37.6MPa,相对同步提升的情况应力响应略有增大,对连廊内力分布的影响较小,应力水平仍然较低,在吊装过程中结构产生绕Y轴的整体转角(角度小于等于10度)时,钢连廊的使用性能能满足安全提升的要求。

图7为在提升过程中,结构绕X轴产生转角,连廊ZHJ及整体结构最大应力响应及转角角度的相关关系。由图可知,随着转角的增大,连廊ZHJ及整体结构的最大应力响应均有所增大,当旋转角度小于等于2度时,连廊整体的最大应力发生在主桁架上下弦吊点处,结构的应力分布与同步提升的应力分布相似。当旋转角度大于2度时,连廊整体的最大应力发生在连接主桁架的横梁端部,且随着旋转角度的增大,其应力值越来越大,当旋转角度为10度时,连廊整体结构的最大应力达到148.4MPa,当连廊在提升过程中发生了绕X轴的旋转且旋转角度大于3度时,相对同步提升的情况应力响应有所增大,且对连廊内力分布的影响较大,虽然结构的应力未达到材料的屈服强度,但应尽量避免。

4提升过程中的施工监控

为了保证提升过程中结构的安全性,在提升过程中对钢连廊ZHJ的应力及竖向挠度进行全程监测,测点布置主要根据有限元分析的结果确定,准确反映连廊的受力情况和安全状况;挠度监测结果可反映连廊实际变形情况,通过监测结果判断整体提升施工是否安全有效。

4.1测点布置

通过分析结果可知,提升过程中应力较大的部位主要集中在ZHJ的上下弦端部及其跨中部位,因此在ZHJ上下弦的端部及跨中部分均粘贴了振弦式应变片,测点布置如图8所示,通过无线接收系统实时监控提升过程中钢结构连体ZHJ的应变变化。

除了在提升过程中对钢结构连体ZHJ进行应变监测,还在ZHJ上下弦设置竖向挠度监测测点,测点布置如图9所示。采用激光挠度仪来观测其挠度变化,通过测点的位移差值判断ZHJ上下弦在提升过程中的变形情况;同时在提升过程中还对八个吊点的同步性进行监控。

4.2监控结果

钢连廊的提升全过程共耗时11小时13分,通过在提升过程中对8个吊点提升同步性的监测可知,在提升过程中,不同吊点之间的最大位移差为11.32mm,在提升过程中也未发生结构整体倾斜的现象,提升过程中未出现上文模拟计算考虑范围以外的工况。

通过对提升过程中ZHJ上下弦应力变化值的监测可知:上弦跨中应力变化以受压为主,最大应力变化值为-11.3MPa,上弦端部应力变化以受拉为主,最大应力变化值为19.7MPa;下弦跨中应力变化以受拉为主,最大应力变化值为11.4MPa,下弦端部应力变化以受压为主,最大应力变化值为-17.7MPa。其应力变化规律与有限元计算结果相符,且各部位最大应变均小于理论计算值,提升过程中钢连廊主要构件均处于弹性状态。

表2为提升过程中理论计算和实测得到的ZHJ上、下弦端部和跨中挠度测点的位移差值,由表可知,在提升过程中,ZHJ上、下弦跨中与端部最大位移差值为0.662mm,各测点实测值均小于计算值,说明在提升过程中钢连廊最主要的受力构件ZHJ上下弦变形量较小,处于安全稳定状态。

综上位移及应力监测结果表明,钢连廊整体提升过程中其应变变化及挠度变化均小于理论计算值,提升过程安全有效。

5提升后施工过程监控

按上文所述的整体提升方案,在钢连廊安全、平稳且精确地完成了整体提升及其与塔楼的连接工作后,还需在钢结构连廊上施加楼面混凝土等恒荷载。为确保后续钢连廊施工工程中的安全性,对楼面混凝土浇筑过程中连廊主桁架的挠度变化值及应力变化值也进行了监测,通过监测可以了解钢连廊整体提升后的使用性能是否满足设计要求。

钢连廊楼面混凝土的浇筑顺序为从连廊的顶楼一次往下浇筑,每浇筑一层即对连廊的挠度和应力值进行一次观测,此次测点位置与提升过程监控布置的测点相同。

图10为ZHJ-C的挠度变化趋势图,其中T-1-T-6分别代表监测数据的采集时间,详见表3。由图可知,对于单榀桁架,不同施工阶段的数据均呈现出跨中挠度较大,越靠近端部挠度越小的特点,且随着浇筑楼面层的增加,ZHJ的上弦和下弦相对应测点的挠度基本相同,挠度的分布趋势和增加趋势也基本相同,与主桁架的受力特性相符,ZHJ-A、ZHJ-B及ZHJ-D的挠度特点与ZHJ-C相似不做赘述。图11为不同ZHJ跨中测点挠度的比较图,由图可知,ZHJ-B与ZHJ-C的SX及XX的跨中挠度均大于ZHJ-A与ZHJ-D,与主桁架的受力特性相符。监测结果表明,随着楼面混凝土浇筑量的增加,挠度较为平稳的增加,没有明显的突变。

通过对ZHJ上下弦应力变化值的监测可知:上弦跨中应力变化以受压为主,最大应力变化值为-16.54MPa,上弦端部应力变化以受拉为主,最大应力变化值为23.54MPa;下弦跨中应力变化以受拉为主,最大应力变化值为16.54MPa,下弦端部应力变化以受压为主,最大应力变化值为-26.72MPa。其应力变化规律与主桁架结构特性基本相符,同时各测点应力在施工各阶段变化较为平稳,无应力激增现象,应力变化值较低,说明ZHJ主要受力构件仍处于弹性状态。整体提升完成后,钢连廊的使用性能可符合设计要求。

6结论

本文通过考虑连廊整体提升过程吊点完全同步与不同步的情况,借鉴大量的施工经验及使用的设备参数,把不同步提升工况简化为两大类工况。有限元模拟结果表明,钢连廊整体提升过程使用性能可满足安全提升的要求;施工监控结果表明,钢连廊在整体提升过程中起应力变化值和挠度变化值均小于理论计算值,提升就位后连廊楼面混凝土浇筑过程中其使用性能仍符合设计要求,证明了该大跨重型钢桁架高空连廊结构整体提升施工的有效性和安全性。本文对钢桁架连廊整体提升施工,所采用的有限元计算分析和施工全过程连续监控相结合的安全性分析方法,对于相关人员处理同类工程问题具有借鉴作用。

参考文献

[1]郑晖,邵凯平,俞宏,等.大跨度钢通廊整体提升施工技术[J].施工技术,2009,38(11):32-33,57.

[2]成海荣.大跨度钢结构门廊桁架整体液压提升技术[J].结构施工,2015,37(5).

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[5]李耀梁.上海大剧院6075吨钢屋盖整体提升施工技术[J].建筑施工,1996,18(5):4-8.

[6]王建平,蔡志东,刘宏宇.上海大剧院6075吨钢屋盖整体提升施工技术[J].建筑施工,1996,18(5):4-8.

[7]游大江,乔聚甫.首都机场A380机库屋盖整体提升施工技术[C].第二届全国钢结构施工技术交流会议文集,2008.

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[10]胡鸿志.超高层钢结构桁架整体提升测量控制技术[J].建筑技术,2004,35(11)::835-837.

钢安全壳 第10篇

桥梁作为道路的重要组成部分, 是交通工程中的关键性枢纽, 在交通和交通的发展中起到非常重要的作用[1]。近些年来, 我国桥梁工程无论在建设规模还是科技水平上, 已跻身世界先进行列。随着桥梁工程领域相关研究的不断深入, 新的施工工艺不断涌现, 桥梁的跨度越来越大。连续梁桥作为其中一个典型代表, 其整体预应力体系和施工工艺完全的研究已经相当透彻, 已被我们所掌握[2,3]。虽然连续梁桥整体的施工工艺被我们掌握, 但是施工现场环境复杂多变, 难免出现各种突发状况。由于突发情况类型众多, 每次不尽相同, 目前国内面对各种突发事件的解决方法的研究, 仍比较薄弱。为了填补突发事件解决方法的空白, 进一步完善连续梁桥体系, 该领域已成为众多学者和高工研究的热点和难点。本文以某客货共线铁路连续梁桥为基础, 左边跨底板B11预应力钢束锚固端由2#块移到3#块, 在借鉴以往的研究成果及参考相关文献后, 通过利用桥梁分析与设计软件Madis/civil[4]建立有限元模型, 对此进行了仿真分析与计算。

1 工程概况

本客货共线铁路连续梁桥, 采用悬灌法施工法, 纵向跨度为 (32+48+32) m, 边支座中心线至梁端0.6m, 边跨直线段长12.8m, 中跨跨中直线段长8.4m, 梁全长113.2m, 梁底高度沿纵向按二次抛物线变化。主梁采用C50高强混凝土, 预应力钢束使用1860低松弛钢绞线。但是左边跨底板B11预应力钢束锚固端由于施工不慎由2#块移到3#块, 因此对桥梁内力造成了一定影响。B11预应力钢束正常情况下如图1所示, 缩短后如图2所示。

2 模型建立

针对钢束变化前后分别建立模型进行仿真分析, 两个模型除了钢束位置和长度不同外, 其他参数均相同。B11的预应力钢束正常情况下模型如图3所示, 缩短后如图4所示。在模型建立时考虑了自重、二期荷载、挂篮荷载、湿重荷载和预应力荷载, 其中自重参数为-1.04, 二期荷载为104k N/m, 挂篮荷载为400k N, 湿重荷载为相应梁段的重量, 预应力荷载均为两端张拉。并在合理的情况对模型作如下简化:忽略桥墩的变形影响, 假设0#块梁底直接作用在刚性平面上[5]。

3 应力分析

由于B11预应力钢束锚固端从2#块移至3#块, 所以该部分成为连续桥梁发生变化的关键部位, 故该位置进行了重点验算。为进一步提高模型的计算精度, 对连续桥梁每个梁块的单元进行细入划分, 每个单元的长度约为1m。其中2#块包括的单元有23#-25#, 3#块包括的单元为20#-22#。进行验算项目包括:1左边跨合拢时2#块和3#块内部应力;2成桥和运营10年后2#块和3#块内部应力;3PSC设计验算。

3.1 左边跨合拢时20#-25#单元应力验算

7 B11变化前后的应力

从图7中可以看出在左边跨合拢时, B11预应力钢束变化后23#-25#单元的应力与正常情况下相比, 产生了一个突变, 比正常情况下约小3MPa。同时可以看出B11预应力钢束变化后, 2#块上的20#-22#单元应力比正常情况下也小, 约为0.5MPa。造成此情况的原因有如下几点:1由于B11的锚固端由2#块移至3#块, 2#块本身缺失了B11预应力钢束的压力作用, 缩短后B11预应力钢束又对2#块上的混凝土产生了一定拉力作用, 因此2#块上的单元压应力减少的比较多。2虽然B11的锚固端由2#块移至3#块, 但移位后3#块仍在B11预应力钢束的作用之下, 所以3#块上的单元应力减少的程度相对比较小。但总体来讲该位置整体预应力损失过大, 安全储备降低的也越大, 这不但影响桥梁的使用寿命, 而且还有可能存在重大的安全隐患[6]。

3.2 成桥时及收缩徐变10年后在最不利工况下20#~25#单元的应力验算

按照《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》 (TB10002.3—2005) 进行荷载组合, 总计为12种组合。其中最不利荷载组合工况为c LCB9。

c LCB9支座沉降10mm (1.000) +合计 (1.000) +火车 (1.000) +顶板升温 (1.000) +整体降温 (1.000) .

在成桥时B11预应力钢束变化前后20#-25#单元的应力如图8所示, 运营10年后20#-25#单元的应力如图9所示。

由图8和9可知, B11预应力钢束缩短后, 20#-25#单元处的压应力在无论成桥时还是运营10年后均比正常情况下小。这种特征表现的与左边跨合拢时几乎相同。成桥时2#块上单元的应力减少约为3MPa, 3#块上的单元应力减少约1.5MPa;运营10年后23#单元且出现了约为0.5MPa的拉应力, 因此不能够满足全预应力要求。

3.3 PSC检算

考虑到PSC设计验算包括的项目众多, 限于篇幅的要求未能一一列出, 仅将不满足条件的验算列于文中, 其中包括预应力度的验算和正截面抗裂的验算。预应力度和正截面抗裂的验算分别如下表1、表2所示。由表1可以看出在23#单元左端点处, 即3#块与2#块交界面位置的预应力度不满足规范[7]要求。规范要求λ<-0.7, 然而实际计算结果却为-0.6328, 比规范值大, 因此不能满足要求。其中NG的含义为Not Good、λBR为底部右侧、λBL为底部左侧、λB为底部中间。

由表2可知23#单元的左截面处的应力也不能满足规范[7]要求。因为该截面处出现了约为0.5MPa的拉应力。

通过以上分析, 分别从左边跨合拢、成桥、运营10年后及PSC设计验算, 这4个方面验证了B11预应力钢束缩短后造成了2#、3#梁段压应力减少, 预应力损失过大, 安全储备较低, 从而不能满足规范要求的事实。但为确保桥梁后期的安全使用, 故需要进行加固处理。

4 结论

1) B11预应力钢束缩短后, 在左边跨合拢、成桥及运营10年后, 2#和3#梁段上的应力表现出的特征基本相同, 即2#块和3#梁块上压应力均比正常情况下均有所减小, 且2#块比3#块表现的更为明显;甚至运营10年后2#块上23#单元还出现了拉应力, 因此使得构件不能满足规范要求。

2) 经PSC设计验算后, 2#块上的23#单元的预应力度和正截面抗裂的验算不能满足要求, 进而进一步验证了B11预应力钢束缩短后, 2#和3#梁块上单元的应力整体均比正常情况下小的事实。

摘要：某客货共线铁路连续梁桥, 左边跨底板B11预应力钢束的锚固端, 由于施工不慎由2#移至3#块, 故对桥梁结构的整体受力造成了一定影响。为探究这种变化对桥梁整体受力的影响程度, 特采用桥梁设计与分析软件Midas/Civil分别对桥梁在左边跨合拢、成桥时及运营10年后, 这三个时期的桥梁受力进行验算。结果表明:这三个时期, 桥梁只有在锚固端位置发生变化处, 即2#和3#梁块处, 压应力比正常情况下有所减小;其他部位应力变化甚小, 均可以忽略不计。这种压应力减小具体表现为在左边跨合拢及成桥时、2#梁块上的压应力比正常情况减小约为3MPa, 在运营10年后该部位甚至出现了约为0.5MPa的拉应力。因此不能满足规范要求, 需要加固处理。经加固后满足了要求, 从而保证了该连续梁桥的安全使用。

关键词：预应力钢束,连续梁桥,MIDAS/Civil,PSC,加固处理

参考文献

[1]《中国公路学报》编辑部.中国桥梁工程学术研究综述·2014[J].中国公路学报, 2014, 27 (5) :2-2.

[2]上海市土木工程学会.桥梁工程学科发展报告[R].上海:上海市土木工程学会, 2013.

[3]项海帆, 肖汝诚.现代桥梁工程六十年[A].中国土木工程学会桥梁及结构工程分会、天津市建设管理委员会.第十八届全国桥梁学术会议论文集 (上册) [C].中国土木工程学会桥梁及结构工程分会、天津市建设管理委员会:, 2008:7.

[4]葛俊颖.桥梁工程软件Midas/Civil使用指南[M].北京:人民交通出版社, 2013

[5]谭逢刚.预应力混凝土连续梁桥的静力有限元仿真分析[D].西南交通大学, 2010.

[6]邵华英, 刘旋云, 周德.预应力混凝土连续梁桥维修加固技术的对比研究[J].中外公路, 2010, 03:198-202.

好钢用到刀刃上 第11篇

“信息化创新与跨越式发展”是CIO年会的主题定位，同时也是我国企业在信息化进程中遇到的共性问题，是CIO和CEO心目中当然的关注点，因此引起了与会的众多CIO、CEO们的强烈共鸣也就顺理成章。

把握信息革命的大势，我国的企业就有机会和发达国家的企业站在同一个起跑线上，不仅可以缩小和它们的差距，甚至可以后来居上。这个道理人人都可以说出一大套，但如何使信息化发挥作用？真正提高企业的核心竞争力？通俗点儿讲就是要把IT系统用起来，“好钢用到刀刃上”，这可就不那么简单了。

从20世纪80年代开始的企业信息化，已经近20个年头，那么现在大中型企业信息化的现状如何呢？在此次会议上发布了由国资委信息中心和计算机世界传媒集团合作开展的“企业信息化状况和趋势的调查”报告，当公布到只有3.7%的大型企业信息化应用进入了成熟期时，令笔者大感意外，开始还以为是自己听错了。但接下来的几个数字好像是在为其做注解，“72.1%的企业完成了财务系统，60%的企业完成了办公管理系统，只有24.2%企业正在进行生产计划控制系统的建设，21.1%的企业正在进行生产管理系统建设，但大多数企业的核心业务系统都处于建设阶段，离实际应用产生效益尚有很大的距离”。

仔细想想也就明白了，在某些行业的企业评比中，信息化与否成为条件之一，这就难以避免企业做表面文章；地方政府为推动信息化拨款立项，导致个别企业为了资金而上项目；更有花拳绣腿、迎接检查的样板工程。

想到所有这些，以上那些数字的由来也就不难理解了。企业信息化首先是企业领导观念的务实化和现代化，绝不是成立个信息部门，拨些款就可水到渠成的。更有些企业领导将信息部门看成是只花钱、不挣钱的后勤部，对其要求不高，只要财务能做账、办公室能打报表就可以了。

荣获国际信息技术应用大奖（CHP）“决赛提名奖”的招商银行可以说是依靠信息化后来居上的代表，从马蔚华行长的演讲中对IT部门提出的高标准可见一斑。用马行长的话说：要求招商银行从事IT技术的工作人员的业务知识要比专业管理部门的人员还要丰厚、还要实际。不光要注重IT技术的发展，更要注重金融业的发展对IT的需求。

马行长的要求决定了在招行只有财务的电算化和办公自动化是绝对不够的，正是IT人员与金融业务的高度融合，才使得“一卡通”、“一网通”等IT应用成为全国知名的金融品牌。

钢安全壳 第12篇

日照钢铁高速线材厂于2006年建成投产, 该线广泛应用了国内外先进技术与装备, 1#、2#线通过技术升级改造, 先后增设了由意大利Danieli公司设计制造的双模块机组 (TMB) 、变频风机、高压水除磷等设备, 生产效率及产品质量都有了很大程度的提升。生产钢种大部分为:普通碳素结构钢、优质碳素结构钢 (包括钢帘线、预应力钢丝及钢绞线) 、冷镦钢、弹簧钢、焊条钢, 合金结构钢等。

1 生产工艺流程

高速线材车间生产规模为1×60万吨/年及2×70万吨/年, 产品规格为:圆钢ф5.5-ф16mm光面线材, 螺纹钢ф6.0-ф14mm螺纹钢筋。从专业化角度出发, 生产钢种一般可以划分成合金结构钢、碳素结构钢、弹簧钢、优质碳素结构钢、焊条钢、低合金钢以及冷镦钢等, 成品均为一火成材。连铸坯90%以上热装。加热后的钢坯通过粗、中、预精、精轧机组20~32道次轧制后, 被轧成成品尺寸, 1#2#生产线速度最高可达120米/秒, 3#生产线速度最高可达90米/秒。轧线主要设备包括粗轧机组 (由6架平—立交替二辊轧机组成) 、中轧机组 (由6架平—立交替二辊轧机组成) 、预精轧机组 (由6架平—立交替二辊轧机组成) 、精轧机组 (由10架45o摩根轧机组成) 。

2 粗中轧区事故原因与对策分析

(1) 轧件咬入后机架间堆钢。从故障原因上进行分析, 常见的有轧件咬入后机架间堆钢, 具体来说有轧制速度以及轧辊直径设定情况不合理、钢温波动相对较大、换辊 (槽) 之后的张力设定相对较小、轧辊出现突然断裂现象、因电控系统方面的故障所引发的架轧机电机升速或者是降速。

从处理措施角度出发:主要包括准确设定好相应的轧制速度以及辊径和张力、保温待轧然后通知加热炉进行调火工、详细检查相应的电气系统以及更换断辊等。

(2) 轧件头部在机架咬入时堆钢。粗中轧区出现故障的原因存在多样化的特点, 第一, 轧件尺寸不能完全符合标准化要求;第二, 轧槽当中存在一定异物或者是出现打滑现象;第三, 导卫安装不科学, 存在磨损严重的现象或者是导卫中夹有相应氧化铁皮等的异物;第四, 坯料内部有分层以及夹杂等缺陷所造成的轧件“劈头”;第五, 上、下辊径存在差异, 出现因磨损不均匀或者是不同步而引起的轧件头部弯曲问题;第六, 头部钢温较低引起咬入困难或者是头部开裂;第七, 轧机机架刚性不好, 轧制过程中存在跑偏现象;第八, 坯料“脱方”严重;第九, 轧件出粗轧机架后翘头导致不能顺利咬入下架次或头部冲导卫, 简单来说就是翘头。

具体的处理措施如下:第一, 合理调整轧机辊缝;第二, 详细检查以及清理或者是打磨相应轧槽;第三, 检查、清理、调整或者是更换导卫;第四, 认真检查坯料情况;第五, 检查传动部件相互间的间隙情况或者是对轧辊进行更换;第六, 改善出钢条件;第七, 关掉除鳞用高压水;第八, 对轧机机架进行加固;第九, 在1#轧机前加装一个滑动导卫。

(3) 轧件卡在机架内造成堆钢。发生故障的具体原因包括钢温过低或者是轧制速度过高引发的电机过载跳闸以及出现设备或者是安全事故过程中的紧急停车。

具体处理措施需要按照实际情况进行针对性处理。

3 预精轧区事故原因分析及对策

(1) 机架间堆钢。故障原因分析如下:1) 辊径以及辊缝的设定出现错误;2) 在导卫安装过程中存在不合理问题, 出现导卫被堵塞或者是被冲掉的问题;3) 粗以及中轧的张力相对较大, 其轧件在预精轧存在“甩尾”问题;4) 轧机或辊箱轴承烧, 导致次架次料型变化;5) 压下装置自锁性能坏, 在轧制时因振动, 料型产生变化。

处理措施如下:1) 必须要对辊径以及辊缝进行重新设定;2) 仔细检查与更换, 然后认真调整对中导卫;3) 合理控制好来料尺寸;4) 最大限度消除张力;5) 电气人员或机械人员进行检查, 维修或更换设备。

(2) 预精轧自动停车。故障原因:1) 润滑系统故障;2) 电机跳闸;处理措施:1) 检查润滑系统;2) 电气检查。

4 精轧区事故原因分析及对策

(1) 精轧后废品箱内堆钢。故障原因:1) 精轧后导槽内留有遗物;2) 精轧机组与双模块机组速度不匹配;3) 精轧末架进口导卫问题;4) 水冷导槽磨损严重;5) 精轧机后某水箱或某水阀调整过大, 造成水阻力大或水箱内有残留水;6) 吐丝管安装或设计出现问题;7) 精轧机辊径输入错误, 导致精轧机速度实际与反馈差距大, 与吐丝机之间速度不匹配。

处理措施包括:1) 检查、清理导槽;2) 正确调整好堆拉关系;3) 根据钢在废品箱后的抖动情况, 均匀稳定开水阀;4) 更换设计稳定, 工艺成熟的吐丝管;5) 确认精轧机辊径。

(2) 精轧内机架间堆钢。故障原因包括:1) 导卫夹铁堵塞;2) 配辊出现错误;3) 辊缝存在设定有误的问题;4) 有原料破料夹杂物;5) 前面机组有张力, 在精轧机内留尾;6) 轧件冲出口。

处理措施:1) 检查、更换导卫;2) 重新配辊、设定辊缝;3) 把飞剪切头切尾加长, 粗中轧岗位工认真检查1#飞剪处的半成品料是否有夹杂, 有就与2#台联系2#飞剪碎断掉;4) 控制来料尺寸。

5 飞剪处的堆钢分析

出现故障的原因包括切头 (尾) 太长进而卡到导槽内部、存在比较严重的剪刃与转辙器磨损现象, 或者是位置不正确。

处理措施包括重新设定相应的切头 (尾) 实际长度以及具体张力情况, 然后对剪刃、飞剪前以及后导槽进行详细检查。

6 活套处堆钢

故障原因: (1) 活套动作时间不正确; (2) 套量过大或速度设定不正确; (3) 活套起套辊或轧件导向板磨损严重; (4) 活套扫描器故障或前面热检信号被挡; (6) 活套因电气或机械问题突然落套。

处理措施: (1) 重新设定参数; (2) 更换相关备件; (3) 检查以上相关设备及其动作 (4) 在热检信号合适位置加挡板、加风扇; (5) 电气人员或机械人员进行检查, 维修或更换设备。

7 结语

在线材生产过程中, 促钢堆钢事故难免发生。至今, 随着操作熟练程度的越来越高, 堆钢事故日益减少, 损失也日益减少。

摘要：介绍了日钢高速线材厂生产线工艺生产过程, 轧钢过程中前常见事故, 并对这些事故的产生原因进行了分析和总结, 同时针对存在的问题提出了相应的处理措施。