大型压力容器范文

大型压力容器范文（精选9篇）

大型压力容器 第1篇

关键词：压力容器,现场热处理,内燃法

1概述

1.1工程概况

我公司给山东某化工股份有限公司制造的, 用于低碳烷烃脱氢装置中的脱乙烷汽提塔 (C-1201) , 该设备为低碳烷烃脱氢制烯烃及综合利用项目的核心设备, 由于设备直径较大, 整体无法运输, 需要在现场进行分段组对焊接、热处理、水压等重要工序。为确保热处理质量满足设计规定的要求, 特研究制定了现场采用内燃法进行热处理的方案。

1.2主要设计参数 (见表1)

2热处理方法

2.1根据现场条件及设计要求, 采用内燃法及局部电加热的方法, 对脱乙烷汽提塔进行焊后热处理, 具体方法及流程说明如下:

脱乙烷汽提塔现场热处理部分为:筒体及下封头计划分三段。首先完成各段的热处理工作, 然后对三段间的对接环焊缝进行局部热处理, 最终实现设备整体热处理的要求。每段均在地面进行燃油内燃卧式分段热处理, 每一分段热处理完与前段焊接完成后再做局部电加热处理。

2.2脱乙烷汽提塔壳体分段整体热处理方法 (热处理示意图)

2.2.1第一段热处理方法:

第一分段热处理采用燃油内燃法, 将塔体固定在临时支座上, 具体个数和间隔距离可根据实际调整。热处理前, 需制作一个临时封头, 安装在第一分段的顶部。在热处理过程中, 燃烧器及烟囱放置位置如图1所示。

2.2.2第二段、第三段热处理方法

第二段热处理采用燃油内燃法, 将塔体固定临时支座上, 具体个数和间隔距离可根据实际调整。热处理前, 需制作2个临时封头, 安装在第二分段的顶部与底部。在热处理过程中, 燃烧器及烟囱放置位置如图2所示:

(1) 外部保温:保温材料固定在钢带上, 并用细铁丝将其封严密。

(2) 燃烧器布置:每段选用二台 (hy-09d) 燃烧器进行处理, 燃烧器布置位置大概在每节筒体的两端, 并与导流管道连接, 高温气流出口固定在塔器中心线上。

(3) 临时封头安装:热处理时, 在筒体开口一侧安装临时封头, 封头内侧覆盖一层保温材料, 封头中心处开孔。

(4) 烟囱安装在临时封头开孔处。

2.3热处理工艺规范

严格执行国家现行压力容器制造技术法规、标准及设计技术条件要求规定, 选择如下热处理工艺参数。

2.4热工计算

2.4.1热工计算参数 (以第二段为例)

表中:

Q1—塔体壁板升温所需热量

Q2—塔体壁板与保温层的传热损失

Q3—保温层的蓄热损失

Q4—燃料化学不完全燃烧损失的热量

Q5—燃料机械不完全燃烧损失的热量

Q6—废气带走的热量

B—燃料油的用量

2.6热处理质量控制

2.6.1热电偶的布置

按照NB/T47015-2011《压力容器焊接规程》和设计文件要求, 热处理时在第一段壳体上共设22个测温点 (其中封头2点;筒体20点) ;第二段筒体上共设20个测温点;第三段筒体上共设20个测温点。

2.6.2热电偶安装

热电偶应在其施焊区域的保温工作结束后用储能压力焊机进行焊接。

(1) 揭开热电偶预留位置处的保温棉, 在基体表面用磨光机磨出一块直径60~100mm的光滑区域。

(2) 用双股细铁丝将热电偶固定在光滑区域附近的钢带上, 并保证热电偶焊接端位于光滑区之内。

(3) 将热电偶焊机的吸盘吸附在磨出的光滑区域边缘内侧。

(4) 用平口钳将热电偶线焊接端修剪成平面, 并用焊钳将热电偶线弯成90度进行施焊。并保证两条热电偶线端点分开5~15mm距离。

(5) 焊接结束后轻轻覆盖上保温层, 并将热电偶冷端吊离保温层400mm以外。

(6) 热电偶补偿导线由铜-康铜导线制成。补偿导线与热电偶连接后, 固定于离壳体保温层外围300mm以远的位置上, 不得与保温层外的保温铁钉相接触。

2.6.3温度监测记录

配置盘古40通道记录仪1台, 共可记录40个测温点, 用于记录塔体的温度。

记录系统的巡检时间间隔为3秒钟, 即每3秒钟巡检一个测温点, 自动记录温度值及温度-时间曲线。另外, 还设置了人工观测记录岗, 时刻监视温度曲线的变化, 并对各测温点温度进行记录。

2.7三段之间环焊缝热处理方法

采用电加热局部热处理的方法进行热处理。

2.7.1热处理工艺规范

见2.3热处理工艺规范

2.7.2保温系统

(1) 采用双面保温, 筒体内、外焊缝上下各安装两圈钢带, 用以安装保温材料, 热处理结束时, 用角向磨光机小心磨削除去, 以免损伤筒体。

(2) 铺设保温层时, 里层铺设一层硅酸铝毡, 厚度为30㎜, 外层用厚度为40㎜的无碱玻璃棉保温被, 将保温被固定在钢带的保温钢钉上。

(3) 焊缝保温宽度每侧不得少于壁厚的5倍, 且每侧应比加热器的安装宽度增加不少于100mm;

2.7.3加热与控制系统

(1) 加热器:1) 采用专用履带式加热器加热, 焊缝一侧的加热宽度不小于钢材厚度的3-5倍;2) 加热片的安装:把局部热处理用加热片固定在环焊缝外部, 在焊缝上下500mm的位置各固定一条钢带, 用铁丝将加热片固定在钢带上, 然后用铁丝将加热片捆绑在筒体壁上, 加热片与筒体壁要贴合紧密。

(2) 控制柜。采用微机自动温度控制柜3台, 最大输出率600KW, 可准确调控温度。控制柜电源需用504KW, 应单独设置电源线及配电箱。采用单片12kw的电加热片, 共42片, 覆盖到焊缝表面, 均匀排布。

2.7.4检测温系统

检测温系统由热电偶, 补偿导线和无纸记录仪组成。

(1) 热电偶的布置:环焊缝局部热处理时共设置15个控制回路, 每个回路设置一个测温点, 共计15个测温点。测温点沿环焊缝圆周均布。

(2) 热电偶安装:热电偶安装采用捆扎法, 将热电偶测温端贴近筒体从加热片下面插入, 并顶在焊缝上, 然后和加热片一起用铁丝捆扎在筒体上且捆扎要牢固。

(3) 温度监测记录:配置40路无纸记录仪1台, 用于记录壳体的温度。

热电偶和记录仪表均应在使用前经校验合格。补偿导线的两端的编号应一致, 便于及时、迅速地确定测温部位。

2.8产品焊接试板与塔体的同步热处理

设备整体热处理过程中, 要求产品焊接试板与筒体采用相同工艺进行热处理。把试板立置于筒体内部, 与筒体同时进行热处理。

2.9热处理结果的分析

大型高压容器的结构优化及发展趋势 第2篇

大型高压容器的结构优化及发展趋势

随着科技的`快速发展,高压容器已普遍用于石油、化工、冶金、核站、宇航、医药和食品等领域.而且是这些领域的关键设备,它的应用范围越来越广,结构尺寸越来越大,结构型式和工作条件越来越复杂,操作压力和操作温度越来越高.从而对高压容器的设计要求越来越高.文章阐述了扁平绕带容器的特点,指出了大型高压容器的结构优化及其发展趋势.

作 者：陈誉欣  作者单位：广州南沙龙沙有限公司工程部,广东,广州,511455 刊 名：中国高新技术企业 英文刊名：CHINA HIGH TECHNOLOGY ENTERPRISES 年，卷(期)： “”(13) 分类号：U418 关键词：大型高压容器   扁平绕带   结构优化   只漏抑爆  

大型压力机地脚垫板的安装应用 第3篇

关键词：冲压 压力机安装 高强无收缩灌浆料 二次灌浆

中图分类号：TH182文献标识码：A文章编号：1674-098X(2011)06(a)-0092-02

随着近几年汽车制造业的飞速发展，本公司承揽的新建、扩建汽车制造厂的设计与总承包日益增多。大型压力机地脚垫板的施工工艺一般采取膨胀水泥二次灌浆，再用钳工修磨的方式达到与设备较好的结合。而GB50272-2009 锻压设备安装工程施工及验收规范及GB50231-2009机械设备安装工程施工及验收通用规范对垫板的安装验收方案说明较为模糊，且与国内外主流的压力机制造厂商提出的要求也不一致。在项目的建设過程中，作者逐步积累了一套较为有效的垫板调平和灌浆规范，并在多个项目中获得满意的效果。

1 大型压力机垫板的承载要求

大型压力机的安装一般采取分体现场组装的方式，具体的安装顺序是地下附件-底座-工作台-4个立柱-滑块-上横梁，之后再用4条拉紧螺栓通过液压拔长预紧将底座、立柱和上横梁紧固，从而形成一个牢固的整体结构，并能承受数千吨的内压力。

由于国内的压力机制造商一般不提供设备的详细的震动载荷资料，本文以穆勒-万家顿制造的闭式四点多连杆机械压力机VK-1800为例，设备共有4块1.35x0.7m的垫板，设备自重对每块垫板的静压力为1.5MN，设计最大模具对每块垫板的静压力为0.18MN，则4块垫板中每块垫板的静载荷为1.68MN。在全吨位生产时对每块垫板的冲击载荷为0.27MN，振动频率100～140Hz，已占全部载荷的13.8%，这还没有考虑设备在使用中可能发生“闷车事故”卸荷瞬间的极端情况。通常压力机的设计遵循自身刚度1/6000～1/10000，若垫板自身的平面度和安装水平度较差，则会造成垫板的接触面积过小，从而在存在设备整体倾斜，则每根立柱的载荷不均匀，造成立柱与上横梁的形变不同，从而影响滑块运行的精度，对压力机和模具的寿命造成不良影响。另外，虽然每块垫板载荷指标低于垫板和灌浆料的屈服强度等级，但在设备长期使用后会缓慢发生疲劳屈服，从而造成设备在使用中震动，影响各类紧固件的载荷分布，造成频繁的结构部件破坏及其它故障，并严重影响压力机的精度。

2 国家相关标准和压力机制造商提供的垫板制造、施工标准

按照GB50272-2009和GB50231-2009推荐的通过塞尺等检测垫板与压力机底座接触情况的手段在大型压力机安装中并不适用。首先，压力机地脚和垫板会在压力机的重压下发生弹性变形，从而不能反映出垫板与压力机地脚的真实接触情况；其次，如果检测出接触情况不好时，二次灌浆施工已完成，此时再进行返工，不仅垫板有必要重新进行机械加工，还要重复调平灌浆的工作，会严重影响项目的进度，这时候检测的手段，并不适用于大型压力机的安装。而国内外主要的压力机制造商对垫板一般只提出上表面粗糙度和调平精度的要求，而对加工、调平等没有具体的规范，或者提供的方法根本无法在实际中实现。

3 本公司建立的压力机垫板制造、调平、灌浆的方法

制造：因该把垫板理解成设备与砼基础过渡的零件，其上表面与压力机地脚的结合应满足GB50231-2009中对设备接合面的结合要求，其下表面与二次灌浆层的结合应满足钢制预埋件的要求。垫板的加工要求上下平面的平面度达到7级，表面粗糙度达到3.2。

就位与调平：就位前先在该区域用钢筋焊牢调整螺栓，装上调整螺母；用水准仪检测垫板的四角调整到规定的标高值；再用标称0.02mm/m的框式水准仪或标称0.01mm/m的合像水准仪调平至压力机厂家的规定值。

调平的判定依据：用水准仪经24h后检测，各项数据无普遍偏离。

灌浆准备：判定合格后，用螺母从上将垫板固定，防止垫板移位。

灌浆：本公司主要采用早强型高强无收缩灌浆料灌浆。灌浆料的水分添加必须采用弹簧秤称量，严格控制加水率。灌浆过程中始终有1人手工振捣，确保垫板下的气体能够及时排空。

养护：一般市场上能够买到的早强型高强无收缩灌浆料灌浆都能适应国内大多数地区的室内气温。在5℃以上时，灌浆完毕后1～2h，先在垫板表面涂抹黄油防止生锈，之后在灌浆料初凝后应立即加盖温草袋或棉被进行3～7天阴湿养护，第二天需进行注水养护，否则极易出现宽度小于1mm的细微热裂纹。

4 典型案例

本公司2007年承接的陕西重型汽车有限公司车架工厂总承包项目中，需要完成该公司购买的日本川崎6000t汽车纵梁液压机的垫板灌浆工作。按照项目进度，该工程在2008年元月份进行垫板的二次灌浆。当时日气温在-4℃至6℃左右，为保证灌浆的强度，本公司先按照车间环境制作2块标准试压块，3天后送当地监测站进行试压检测。其中一块抗压强度38.7MPa，另一块达到42.2MPa，达到该灌浆料《施工技术手册》的强度指标，表明气温对灌浆没有影响。之后才组织灌浆工作。灌浆后将1根温度计插入灌浆料中，与环境温度进行对比，每4h记录一次温度。灌浆后2h用湿棉被对灌浆区域进行覆盖保温，4天后拆除模板。图5是根据当时的测温记录制成的对照表，可以看出，早强型高强无收缩灌浆料灌浆在灌浆初期温度急剧上升，在第二天达到最高，之后缓慢降温，在第三天基本与砼温度一致。

5 结语

与大型设备的安装、调试相比，压力机垫板的施工在整个冲压工厂的建设过程中显得微不足道，但如果不加以重视，极易对压力机的安装造成严重的拖期影响，并有可能影响到压力机日后的使用寿命和精度。正是看到这种关系，本公司才在工程实践中摸索出一套有效的施工工艺，为提升公司精益管理水平添砖加瓦。目前，该工艺已作为本公司专业技术标准在陕西重型汽车有限公司、北方奔驰重型汽车有限责任公司、陕西通家汽车有限公司、上汽通用五菱汽车股份有限公司、上海通用东岳汽车有限公司等国内主流汽车行业使用。

参考文献

[1]GB50272-2009,锻压设备安装工程施工及验收规范[S].

[2]GB50231-2009,机械设备安装工程施工及验收通用规范[S].

大型压力容器 第4篇

一、传统的气密性试验方法

压力容器在耐压 (水压) 试验合格后, 排尽容器内试验介质 (一般为纯净水) 然后进行严密性试验 (对需要作气密性的压力容器) , 按压力容器的严密性压力要求, 用空气压缩机 (与试验压力相匹配) 对容器进行加压;操作程序按《检规》之规定;直至规定的气密性压力要求, 用肥皂水 (泡) 检查密封面无渗漏为合格;压缩气体是从管道进入容器内部的。对于大型带接管的压力容器来讲, 需要大型的空气 (气体) 压缩机, 同时需要很长的时间才能完成该试验;需要花费大量的电能、人力、物力, 还有大量的安全保证措施。

二、新型气密性试验方法:

1、基本原理:常见的大型球罐接口如下图

A.上人孔B.下人孔1.为气相接口2、3.接口4.放空接口5.压力表接口6.安全阀接口7.液位计接口

带接管法兰型式如下:

简图1:表示当容器内部水排尽时, 用空气压缩机从内部加压做气密性试验的情形;当试验压力达到规定值后, 用其肥皂水从外面喷涂检漏;无渗漏为合格;

简图2:表示容器下部带接管法兰外面做一个密封的腔体, 密封上、下法兰及上下接管 (其设计要求根据GB150执行) 腔体上开一个与外面加气装置相通的管路;当向腔体加压缩气体时, 那么密封面就受到的压力为P;若P为容器的气密性压力时;若密封面渗漏则气流会穿过密封面向容器内部渗漏;若容器内部的水 (或耐压试验的介质) 放至气相空间位置, 那么渗漏的气体会穿过水 (或耐压试验介质) 而浮向气相空间, 继而产生气泡上浮的响声, 由此判断该密封面渗漏, 若密封面无渗漏;气体就不会穿过密封面上浮, 就不会产生气泡;发出响声, 因此视为合格;其实际是密性试验压力为P+ΔH (液体的静柱高度) ;

2、新型气密性试验方法, 具体操作是:

(1) 上部气相空间:耐压 (水压) 试验合格后, 卸完容器内部压力;将耐压试验液体 (或水) 放至气相空间 (一般不会超过1~3M3) ;向容器注入气密性试验规定值的气体, 完毕后, 用肥皂水检漏, 无渗漏为合格;此方法可检验:气相管1, 放空管4, 上压力表5, 安全阀门6, 上液位计阀7, 上人孔密封面A的密封面;

(2) 下部液体空间;可通过简图2叙述操作;可检查液体空间2、3, 下液位计7, 和下人孔密封面;

3、为什么要带接管压力容器?

根据GB150、GB151和GB12337规定, 按管长度一般≥150MM, 而不带按管的压力容器, 一般是凸缘;凸缘高度根据GB150、GB151和GB12337规定应≤30MM, 这样的高度腔体夹持不紧, 而导致腔体外漏;因凸缘直径一般较大 (主要是用于开孔补强) 。

三、新型气密性试验方法意义;

对于大型球罐来讲;不以节约大量的人力、物力、财力和时间;例如1台5000M3液化石油气丙烷球罐;其气密性试验压力为介质的最高工作压力;1.6Mpa, 若一台B-10/30型空压机进行气密性试验;其理论气密性时间16×15÷ (60×10) =133.44小时, 除去加缩比;大致需要150小时;其电机为75KW, 其消耗的电能为75×150=11250度×0.5元/度;电费5625.00元;B-10/30压缩机造价30万元左右;加上设备租金, 力资费等每天费用在5000元, 空压机共计费4万元左右;同时还需大量的安全保障措施;做气密性试验需要放尽水;置换重新注满水共1万立米 (2元/立方米) 是1万左右;同时注水需要消耗大量电能, 或排空造成大量环境噪音, 其效率非常之低;若用新型试验方法, 整个气密性12个小时就能完成; (若压缩气体为氮气) 联通液化石油气的气相空间, 即马上可以置换储罐, 其效率与传统, 方法比较, 在检验中尤为显献;若气密性不合格;其返修时间价值更加突出;若把腔体内注满硅胶可用于不停车紧急堵漏

摘要：本文阐述了新型压力容器气密性检测方法, 供同行参考。

关键词：带接管,大型压力容器,气密性试验

参考文献

[1]压力容器安全技术监察规程. (质技监局锅发[1999]154号) .

[2]超高压容器安全监察规程 (试行) .

大型压力机产能提升综合改善 第5篇

瓶颈识别与瓶颈消除工作是工业工程领域在汽车制造业应用的一项长期课题。生产线瓶颈会随着产品结构的变更、新产品的投入、产品性状的改变等各种制造环境相关因素的改变而产生或发生瓶颈的漂移。当制造流程中出现瓶颈时,非常需要工业工程师们做出相应的改善工作,消除瓶颈对提高产能、降低成本具有重要的意义。

2、课题背景

本课题为针对设备产能提升的综合改善项目,目标设备为某重型卡车车架生产单元的大型压力机。该压力机承担该公司主流汽车车型纵梁的冲压工序。伴随该车型市场占用率的逐步提高,所投入使用的大型压力机生产能力已经不能适应市场的需求,纵梁冲压工序已经成为关键瓶颈工序,并且大批量的纵梁需要外协生产,导致生产成本激增。所以消除产能瓶颈、降低生产成本,实现产能与市场需求的对接对于该车型的市场推广有着重要的意义。

3、压力机生产现状的调研分析

3.1 压力机作业程序调研

①工人将板料吊运至上料区--②电磁铁吸盘将板料吸至上料轨道--③板料通过轨道送至压力机中--④4个气动推手将板料推置模腔中--⑤利用侧汽缸挡块进行粗定位--⑥利用导正销进行合模精定位--⑦压型--⑧气动推手将压型成型的梁推至下料轨道--⑨轨道将产品送出压力机--⑩电磁铁吸盘将成型料吸至下料区

3.2 设备工作抽样

压力机采用两班两运转工作制。通过24小时连续现场不间断对压力机工作过程进行观测。记录观测设备的运转数据以及各种效率损失的原因。

3.2.1 观测数据

工作时间:指观测期内除过计划停机时间的加工时间

作业时间:指去除计划停机时间和异常停机时间的机床运转时间

日产量:以24小时为基准的观测期内日平均产量

作业节拍:观测50组数据后计算出的CT平均值

3.2.2 观测数据细分统计

交接班及休息:1264分钟模具故障:805分钟

换模:801分钟设备故障:574分钟

产品切换及其它:432分钟

3.3 现状总体描述

经过对压力机整体作业的抽样观测,发现压力机的开动时间仅为45%,而计划停机时间和各类原因引发的异常停机时间却达到了55%,机床开动时间存在明显的不足。作为瓶颈工序,这样的效率势必影响整体的生产能力。唯有不断挖掘机床的潜力,消除产能瓶颈,才能达到整体生产能力的提升。

4、机床效率损失要因分析与改善

4.1 影响压力机效率的要因分析

通过鱼刺图分析,结合观测过程中收集到的引发停机的原因以及确定的整体改善思路,从人、机、料、法、环五方面进行要因分析,找到影响机床综合效率低下的全方位因素。

4.2. 每根鱼刺的分析与改善

4.2.1 人为因素分析改善(人)

观测发现,该压力机采用2班2运转工作制,每班12小时。每班中间有1.5小时午休吃饭时间。在班组交接班时,存在管理不善,浪费时间较多。根据统计,每24小时内午休及交接班时间平均为4.32小时。作为瓶颈工序,根据TOC理论,应该保持满负荷运转才能保证整体效率的最大化。

改善措施:将班组班次由2班2运转制改为3班4运转制,每班工作6小时,同时强化班组管理,施行无缝交接班管理,降低停工时间。

4.2.2 设备、模具因素分析改善(机)

设备与模具故障造成停机占到总停机时间的20%,是异常发生的最主要原因。

设备故障分析

设备故障占总观测时间的8%,在观测期间,发现设备的主要异常原因是液压垫油缸漏油,油封损坏。

改善措施:对设备维修与管理人员以及班组作业员进行TPM技能培训,同时针对压力机制定专有的TPM保全措施,建立专项抢修小组与快速反映机制,根据设备巡点检、故障统计分析结果制定预防性检修计划并执行。

模具故障分析

模具故障时间占据总观测时间的12%,模具的主要异常原因有两个。一是模具的侧定位挡块易受损,二是模具精定位时使用的导正销易断裂。故对模具上此两个零部件的改进是消除模具故障的主要方法。

改善措施:侧定位挡块的改进

侧定位挡块损坏原因分析及改善:板料由推手推入模腔时侧定位挡块弹起将板料挡住,推手感知挡块阻力后自动缩回,挡块为螺栓式紧固结构,由于频繁受力导致螺栓其螺纹孔损坏。

经过技术改进,将侧定位挡块的螺栓式固定结构改为一个料厚的焊接固定挡块。

同时发现挡块易受损也与推手推力过大有关,改善组通过试验合理调整了设备的参数,使得推手的推力降低,也一定程度上降低了挡块受损的机率。

改善措施:导正销的改进

导正销损坏的原因分析与改善

导正销在机床的作业中起精确定位的作用,通过深入板料导正孔将板料拉正,在此作业过程中,销体与板料发生摩擦受力,时常出现断裂的现象。经过分析发现销体在作业过程中受力集中在体与上模连接处,所以经过数次试验,对导正销结构进行了改进,使得销体能够分散受力,达到降低其损害的目的。

4.2.3 板料因素分析改善(料)

板料精度对于压力机的作业起着关键的作用。压力机及其配备的模具对板料的质量要求非常高。板料的翘曲弯折及毛刺等因素将导致板料定位不准,模腔划伤等一系列的问题,而这些问题将导致压力机的停机。改善组通过5W1H分析来找到原因和改善措施。

怎么消除码放不整齐和毛刺?

改善措施一:规范板料供应厂家运输过程中的包装与码放,制作新的转运器具,保证板料平整

改善措施二:上工序增加打磨毛刺工步

改善措施三:对板料进行100%全检

4.2.4 工艺方法的分析改善(法)

工艺方法的改进方向为压缩压力机作业节拍改进

压缩压力机作业节拍改进我们遵循ECRS原则,分析整个压力机的作业程序,同时找到能够取消和重组的步骤,达到节拍缩减的目的。

压力机作业程序:①工人将板料吊运至上料区--②电磁铁吸盘将板料吸至上料轨道--③板料通过轨道送至压力机中--④4个气动推手将板料推置模腔中--⑤利用侧汽缸挡块进行粗定位--⑥利用导正销进行合模精定位--⑦压型--⑧气动推手将压型成型的梁推至下料轨道--⑨轨道将产品送出压力机--⑩电磁铁吸盘将成型料吸至下料区

在程序中,经过分析发现,第6步利用导正销进行合模精定位可以取消。因为合模过程不完成压型作业,只完成板料的导正工作。而压型的过程,导正销同样要进入板料孔位,那么压力机相当于完成了两次导正。经过试验评估,最终将第6步作业取消。

通过对整个程序的调查,发现上料、压型、下料的过程为串行的作业方式。依据工作方法研究中的ECRS原则,如果能够重组作业程序,使得作业能够同时并行完成,则节拍时间能够缩减。那么在通过对压力机上下料机构、推手推力的调整、以及挡块的改进后,压力机的可以完成上述取消与并行的作业,则压力机的作业程序改变为:

压力机作业程序:①工人将板料吊运至上料区--②电磁铁吸盘将板料吸至上料轨道--③板料通过轨道送至压力机中/轨道将产品送出压力机/压型--④4个气动推手将板料和成型梁推置模腔中--⑤利用侧焊接固定挡块进行粗定位--⑥电磁铁吸盘将成型料吸至下料区

压力机作业程序最终由10步改为6步,大大缩减了节拍时间。

4.2.5 作业环境的分析改善(法)

现状:备品备件不足导致停机无法修理同时换料停机时间较长

改善措施:通过现场5S,定置储备合理数量的备品备件。同时改变现场定置,使得换料距离变短,从而降低一系列停机时间。

5、效果确认

改善后观测压力机运转效果确认

其中,

净工作时间由日均10.8小时提升至16.6小时,由45%提升至69%。

设备停机时间由日均1.92小时下降至0.96小时,由8%下降至4%

模具停机时间由日均2.9小时降低至1.4小时,由12%下降至6%

换模停机时间日均2.64小时降低至1.92小时,由11%下降至8%

其它停机时间由日均1.44小时降低至1.2小时,由6%下降至5%

改善后产能提升效果确认

通过观测,改善后产能由263根/日提升至500根/日,日产量得到大幅度提升,产能瓶颈得以消除。

摘要：应用人、机、料、法、环的分析方法以及工业工程手法,以生产线中的瓶颈设备为研究对象,采用工作抽样的方法。以生产现场作业时间构成测定、生产节拍测定、作业程序观测为依据,结合设备实际问题进行系统分析,提出了可行的产能提升改进方案,并对改进前后的方案进行了对比分析,达到了提升产能、消除瓶颈工位的目的,实际效果明显。

大型压力容器 第6篇

1工程概况

江西铜业集团武山铜矿主井井筒直径为5.6m, 井筒设计深度760m, 井口标高+146m, 井下卸载位置标高-540m, 主提升机安装在井塔楼8层。井筒中布置的提升设施设计为:提升钢丝绳6根 (6v×37s+NF-35-1770, L=810m) ;尾绳3根 (35×7+FC-48-1470, L=790m) ;钢丝绳罐道8根 (22Z+19Z+IWS-42-NAT-1370特, L=820m) ;2个30.8t箕斗, 箕斗长13200mm。

2施工准备

2.1天轮平台布置:天轮平台布置在井塔三层, 用4根I63c工字钢作为天轮梁, 并用2根I32工字钢将4根I63c工字钢连接在一起, 形成一个整体的稳定结构, 天轮梁上安装4个φ1000mm天轮, 两个为主动天轮, 两个为导向天轮。

2.2稳车检修和加固:箕斗下放采用2台16t稳车进行, 2台16t稳车布置在井筒同一侧, 使用前对两台稳车进行全面的检查, 确保稳车完好。特别是稳车的工作闸、安全闸、减速箱中的蜗轮蜗杆磨损程度以及减速机油是否充足。同时在16t稳车四个方向外侧靠近稳车底座处各打4个φ36mm的锚杆孔, 深度2000m, 安装4根φ32mm×2500mm的锚杆, 露出地面部分与稳车底座焊接牢固。

2.3加工制作一个直径1000mm的平衡轮, 用于箕斗下放, 主要作用是在箕斗下放过程中程中平衡钢丝绳的受力。其主要由轮、轴和支架几部分组成。其强度能满足下放重物的需要。

2.4准备一根35W×7-34 1700米钢丝绳下放箕斗使用。

2.5进行井筒井口的临时封闭。

3施工工艺

箕斗下放, 以2台16t稳车承担下放任务。2台稳车共用1根钢丝绳, 钢丝绳一端缠绕在1台16t稳车上, 另一端穿过平衡轮缠绕在另一台16t稳车上, 箕斗用卸扣、钢丝绳扣固定在平衡轮下部孔洞位置。

箕斗本体重25.8吨, 自动平衡悬挂装置重4吨, 箕斗悬挂三角板组件重0.5吨, 尾绳悬挂装置重0.5吨共计30.8吨。箕斗箱体中衬板为δ20㎜厚的耐磨钢板。下放前拆除箕斗内部分衬板 (提升设施安装完毕后, 将箕斗升到井口时再安装) , 箕斗拆除的衬板后重20.5吨。

3.1将箕斗运到井口, 吊放到临时井口平台上布置的两根50#工字钢上。将箕斗上的罐耳卸开, 把相应罐道绳纳入其中, 再将卸掉的罐耳重新安装好, 确保箕斗下放时的平稳性, 并不会发生旋转。

3.2将平衡轮装置吊起防止在箕斗顶部, 并将下放的箕斗用钢丝绳扣悬挂在平衡轮装置下部, 拆除箕斗内部衬板部分, 做好下放的准备。

3.3开动2台16t稳车, 将箕斗慢慢提起, 使箕斗离开50#工字钢顶部约100mm, 稳定20min, 全面检查检查下放系统各部位的情况。无问题后, 拆除支撑梁及临时封口, 将箕斗正式下放井底。整个下放过程中稳车保持慢速运行。

4.新旧方法对比

4.1旧的施工工艺的优缺点

4.1.1旧的施工工艺在进行的立井提升容器安装中或大型设备下放时, 往往用一台大型的稳车或多台型号相同的较小的稳车进行。用一台设备时, 由于受现场条件和国内现有的设备等因素影响不容易实现或施工成本较高, 且下放容器最大重量受限。

4.1.2使用多台稳车下放时, 钢丝绳直接与下放设备连接, 各钢丝绳之间不存在直接的联系, 在容器下放过程中, 容易出现钢丝绳的受力不均匀的现象, 必须使用单独调整各条钢丝绳的方式保证下放钢丝绳的受力基本平衡。因此在施工中必须使同一型号的稳车, 对稳车要求较高 (同一型号稳车转速也不同) 。同时为保证下放安全必须派人全程监护, 监视下放提升容器钢丝绳受力状态, 如钢丝绳受力相差较大, 必须停车进行调整。较频繁停车调整, 对设备、钢丝绳及稳车要求较高, 人员的现场指挥、监护也增加了一些不确定性。

4.1.3使用多台稳车同时下放, 稳车需要带负荷长时间运行, 并频繁调整, 电机和容易发热发烫, 温度过高造成设备的损坏, 为保证设备的安全, 必须在设备温度过高时停止运行, 温度下降时再进行。多台稳车同时进行时, 只要有一台稳车温度高, 就得全部停下了, 影响施工的进度。

4.1.4多台稳车下放大型设备的施工工艺的优点, 因为增加了悬吊设备及钢丝绳数, 所以能够下放特大型设备。

4.2新的施工工艺的优缺点

4.2.1新的施工工艺可以就地取材, 直接使用矿建施工留下的设备进行施工, 对设备的相同性要求不高, 如设备的型号等。

4.2.2使用2台稳车进行下放, 2台稳车共用1根钢丝绳, 钢丝绳通过平衡轮进行平衡, 改善了稳车和钢丝绳的受力, 钢丝绳受力均匀, 在下放过程中不需要停车进行调整。

4.2.3两台稳车同时下放, 在下放过程中, 如有一台稳车温度过高, 可以停止温度高的稳车。另一台稳车正常运行, 也可以两台稳车交替进行运行, 从而提高设备的使用效率。

4.2.4该工艺的缺点是因受力钢丝绳数量只有2根, 下放大件重量受限。

5.结束语

本文提供了一种立井下放大型设备施工工艺的新思路, 通过使用2台稳车, 且2台稳车共用一根钢丝绳进行大型容器的下放, 确保了在下放过程中稳车及悬吊钢丝绳的受力平衡, 避免了稳车绳的频繁调整, 简化了施工现场指挥流程, 能很好地确保施工的安全性。

参考文献

大型压力容器 第7篇

结构物砰击入水问题是一类包含动边界、结构空气水三者复杂耦合的强非线性、非定常问题, 广泛存在于船体航行砰击、水上飞机降落等研究领域, 其中结构的强度在入水砰击中由于瞬时强大的砰击压力会受到严重的威胁, 继而可能导致结构局部失效。因此, 砰击入水问题的研究具有重要的工程应用价值。

当前人们在楔形体、平底体等结构入水砰击响应研究中已取得了颇丰的成果[1,2], 并广泛地应用到船舶、鱼雷等结构设计中, 而对于结构砰击入水继而沉入水底的情形比较少关注, 更少关注砰击后引起的水面波动及水下压力变化等流场动力特性对周围其他结构的影响程度。随着大型跨海桥梁工程等建设的日益增多, 建设和使用过程中难免会发生大块重物落水现象, 如近期发生的九江大桥事故。因此, 针对此特殊情形下引起的水面兴波及压力特性研究进而评价其对周围其他结构的影响显得颇为重要, 它极有可能构成周围其他结构物 (如附近桥墩) 的安全隐患。本文通过物理模型试验方法研究了广东九江大桥被撞坍塌处某段桥梁结构由一定高度坠落砰击入水继而沉入水底引起的水面兴波及砰击压力特性, 得到了具有一定工程意义的试验分析结果。

1物理模型试验

1.1试验模型设计

试验在华南理工大学港口航道实验室波浪水池中进行, 水池的尺寸为32m (长) 18m (宽) 1m (高) 。根据试验要求及相关的物理模型试验理论[3], 采用1∶30的Froude模型比尺, 试验水深为d=0.67m。采用钢筋混凝土制作了箱型实心结构的桥梁模型, 模型断面如图1 (a) 所示, 模型总长1.67m, 单位长度质量为117.5kg/m。为了动态测量砰击压力时间历程, 在箱型结构内沿长度方向等间距对称安放了10个用于固定压力传感器的螺帽, 并在这些位置处依照稍大于传感器直径制作成通孔以安装压力传感器, 传感器的位置如图1 (b) 所示。另外, 在水池内沿模型长度方向 (横向) 及宽度方向 (纵向) 分别设置了3个等间距 (0.5m) 的波高测点, 其分布如图1 (c) 所示。

1.2试验装置及仪器

试验装置示意图如图2所示。

桥梁模型通过钢丝绳跟安装在顶部固定刚性支架上的吊装葫芦连接起来, 操作吊装葫芦调整模型距水面的高度并使其达到试验高度。

试验中采用奥地利Dewetron公司研制的DEWEBOOK16数据采集系统来采集各测量仪器的输出信号, 最高采样频率为500kHz (试验中使用10kHz的采样频率) , 最多可同时采得16个通道的信号;压力传感器采用PTB703型压力传感器, 波高仪则采用由中国水利水电科学院水力研究所研发的BG系列电容式波高仪。

1.3试验方法

利用上述的试验模型及设备, 我们共进行了模型由h=0.07m, 0.15m, 0.20m, 0.30m和0.47m五组初始高度坠落入水砰击试验。每次试验时, 必须做好以下准备工作:

(1) 测量仪器的率定。试验前必须对所使用的测量仪器 (包括各传感器及波高仪) 进行零点率定, 以消除初始误差给测量结果带来的影响;

(2) 砰击试验。操作吊装葫芦将模型升至试验高度, 待各仪器准备就绪后开始入水砰击试验, 并用摄像机记录结构整个入水过程。

2试验结果分析

2.1兴波特性分析

图3描述了摄像机记录的模型由0.47m高度坠落入水砰击继而沉入池底引起的兴波时间历程。

从图3中可以清晰地观察到, 随着时间的推移由砰击引起的自由表面波动从发展到衰减的演变过程:模型由高空坠落以一定的速度撞击水域时, 水体在冲击力的压迫下形成了一个凹坑, 同时在模型四周溅起了速度较高的射流, 纵向 (模型宽度方向) 溅出量要比横向 (模型长度方向) 大, 在此过程中形成了第一次波向四周传播 (t=0.28s) , 我们把它称为初始兴波;随着结构继续下落, 水面凹坑愈发变得明显 (t=0.60s) , 此时结构砰击挤开的水体在重力作用下迅速回流以填满结构上方的凹坑, 一方面减弱了初始兴波向外传播的趋势, 另一方面迅速回流的水体在中心处由于对流相撞形成了巨大的水柱并向上喷溅 (t=0.76s) , 随后, 水柱在重力作用下回落扰动水面激起了更大的波浪向四周传播 (t=1.24s) , 我们把它称为后续兴波, 至此, 模型已沉入池底, 整个入水过程到此结束。

图4则统计了模型由不同高度坠落入水砰击造成的横向及纵向各波高测点最大波高值随离开砰击压力中心距离变化的曲线图。从图中结果我们可以得知, 一定质量的结构撞击水面时, 影响砰击作用下水面兴波的主要因素是结构的初始坠落高度 (也即入水速度) , 初始坠落高度越高, 兴波也就越大。经分析得知后续兴波在数值上要比初始兴波大, 因此可以初步判定后续兴波是影响周围其他结构的主要兴波要素。很明显, 由流体粘性及底摩擦等因素引起的波能耗散作用下, 兴波波高随着离开砰击压力中心距离的增加在逐渐衰减, 特别地当结构坠落高度增加时 (h>0.2m) 波高衰减似乎呈现出一定的非线性特征。从图中我们还可以看出纵向兴波在量值上要比横向兴波大, 且衰减特性也呈现出一定的差异, 纵向衰减幅度相对比较平缓, 因而影响范围更广, 这主要是由于模型长度方向和宽度方向不等造成的。

2.2砰击压力特性分析

结构由高空坠落以一定的速度撞击水面时会受到水体瞬时强烈的砰击压力, 同时结构也会对水体产生等量的冲击作用, 因此, 研究砰击作用下结构受到的砰击压力大小、分布及持续时间有助于了解水下压力场变化情况进而评价其对结构本身或周围其他结构的破坏能力强弱。图5描述了模型由0.47m的高度坠落入水砰击引起的610号测点砰击压力时间历程。

从图5中我们可以看出, 不同测点上的压力峰值出现的时刻大体相同, 但数值上有较大差异, 位于结构底部中间位置的8号测点受到的砰击压力峰值最大, 两侧边缘处的6、10号测点压力次之, 而位于结构四分之一长度处的7、9号测点压力峰值最小;图6则统计了结构由不同高度坠落入水砰击引起的610号测点压力峰值分布曲线, 从图中可以明显地看出砰击面上压力峰值的分布规律;必须指出, Chuang[4,5]试验结果及陈震等[6]数值模拟结果均得出了平底结构的压力峰值分布:砰击面上的压力峰值分布是不均匀的, 中心处压力峰值最大, 逐渐向两侧边缘减少, 显然, 试验得出的桥梁结构受到的砰击压力峰值分布不同于平底结构的情形, 结构两侧边缘的压力峰值要比四分之一长度处的大, 且随着结构初始坠落高度的增加, 这种差别更加明显;另外, 通过仔细分析压力时间历程可以得知, 各测点在砰击入水过程中均出现了多个量值递减的压力峰值 (多于2个) , 其中结构中心处的8号测点表现的尤为突出, 这种特性对于需要考虑强度的结构设计显得颇为关键, 它关系到结构砰击入水时会否因为砰击压力的震荡而疲劳破损, 从而影响到结构的正常工作状态。笔者分析认为引起上述特殊现象的原因主要是由于桥梁结构具有特殊的底表面 (图1 (a) ) , 使得模型在砰击入水过程中捕获了相对较多的空气层, 且空气层的分布也很不均匀, 在入水过程中空气层一次又一次地被压缩破碎直至全部逃逸, 从而引起了模型底部特有的压力峰值分布和多个峰值的产生。

图7给出了模型由不同高度坠落撞击水面产生的峰值压力随入水速度的变化曲线及其与已有一些研究成果[4,6]的比较。从图中我们可以看出, 砰击压力峰值随入水速度的变化趋势大致相同, 结构入水速度越大, 底部受到的压力峰值也就越大, 但试验结果变化的幅度相对较小, 分析认为这主要是由于入水砰击引起的压力峰值变化并非完全由入水速度决定的, 空气垫等非线性因素对砰击压力也有一定的影响, 陈震等[7]通过数值模拟也指出了存在于结构与水面之间的空气层及结构的质量等因素均对砰击压力大小有显著的影响。

图8则统计了模型由0.47m高度坠落入水砰击中110号测点砰击压力的持续时间分布。由图中的结果可以看出, 砰击压力的持续时间极短, 约在40ms内完成, 且呈现由模型中间向两边递减的趋势, 模型对称位置处压力持续时间的差异反映了结构两侧轻微的不对称。其他高度砰击作用下引起的压力持续时间分布规律大致相同, 且随着入水速度的增大, 压力持续时间会缩短, 这与平底结构的情形是相同的[6]。

3结论

本文通过物理模型试验方法研究了广东九江大桥被撞坍塌处某段桥梁结构由一定高度坠落砰击入水继而沉入水底引起的砰击压力特性及水面兴波特性, 对于评价在桥梁修复中受损桥面高空坠落入水砰击引起的流场动力特性对周围桥墩或其他结构的影响具有一定的工程意义, 得出的主要结论如下:

(1) 结构入水砰击继而沉入水底的整个过程中产生了两次兴波 (即初始兴波和后续兴波) , 后续兴波在数值上要比初始兴波大, 是影响周围其他结构的主要兴波要素;

(2) 砰击引起的兴波波高随着离开砰击压力中心距离的增加而逐渐衰减, 且衰减幅度较大, 水面兴波作用主要对接近砰击位置的水域影响较大;

(3) 试验验证了空气垫等非线性因素对砰击压力峰值变化具有显著的影响, 结构底部特殊的压力峰值分布规律从某种意义上说明了非线性因素不可忽略:中心位置压力峰值最大, 两侧边缘次之, 而结构四分之一长度处压力峰值最小, 这与平底结构压力峰值分布规律有所不同。

参考文献

[1] May.A review of water-entry theory and data.Journal of Hydronau-tics, 1970;4 (4) :140—144

[2] Seddon C M, Moatamedi M.Review of water entry with applicationsto aerospace structures.International Journal of Impact Engineering, 2006;32 (7) :1045—1067

[3]屠兴.模型实验的基本理论与方法.西安:西北工业大学出版社, 1989:1—63

[4] Chuang S L.Experiments on Flat-Bottom lamming.Journal of ShipResearch, 1966;10 (1) :10—27

[5] Chuang S L.Experiments on slamming of wedge-shapes bodies.Jour-nal of Ship Research, 1967;11 (3) :190—198

[6]陈震, 肖熙.平底结构砰击压力的分布.中国造船, 2005;46 (4) :97—102

大型压力容器 第8篇

一、建设大型LNG储罐的内部模型

对大型LNG储罐的内部压力及蒸发率的影响因素进行研究, 需要建立大型LNG储罐内部构造的虚拟化模型, 然而虚拟化模型受实际的储罐温度影响, 储罐的温度由储罐中的实际压力决定。通常情况下, 预测的LNG储罐压力往往都会不符合实际检测出的储罐的压力。为了不增加LNG储罐检测系统的运用资金, 对储蓄罐的蒸发率及内部压力的研究非常少, 本次研究建立了LNG储罐的内部模拟模型, 对储罐内部压力及蒸发率的影响要素进行分析。

LNG储罐的内部蒸发率主要表示其内部受到一定程度的预热后, 温度达到一定的平衡点时, 所蒸发的液化天然气的体积值与实际储罐内部的整体液化气的体积值之比[2]。

由于大多数的LNG储罐的外部都是由隔热性能非常好的材料制成, 因此, 为了能方便的推出LNG储罐的内部温度, 需要省略LNG储罐外部保温层的热量, 而将所有储罐的热量视为一个整体, 进行合理的计算后, 分析的出实际的温度值。

对于危险系数极大的LNG储罐内部压力及蒸发率进行测量, 是一项非常危险的工作。因此, 人们建立了LNG储罐内部构造模型, 这种模型适用于不同的LNG储罐。通过对不同外部环境情况下的LNG储罐进行测量, 得出不同的内部压力值及实际的蒸发值, 并研究其在不同情况下的变化。应用可以改变LNG储罐的设备改变其温度, 运用压力感应设备测量出储罐内部的实际压力, 通过提高储罐内部系统的压力, 计算出实际储罐内部的蒸发量。

二、影响LNG储罐中内压力及蒸发率的主要因素

大型LNG储罐的内部压力及蒸发率是储罐内部性能的重要决定因素, 而对于内部压力及蒸发率的影响因素有很多种, 不同的影响因素决定不同的蒸发率及压力, 但主要的影响因素有初始充满率因素、外部的环境温度、储罐的保温能力等[3]。下面针对储罐的这些影响因素进行分析。

1. 影响LNG储罐中内压力及蒸发率的初始充满率因素

通过实际的实验验证, LNG储罐内部的蒸发率主要由储罐内部的初始充满率决定。随着初始充满率的增大, 内部蒸发在逐渐减少。而且在初期, 内部蒸发的液化气减少的速度相对大一些。而在初始的蒸发率达到一定值时, 液化天然气停止蒸发, 并且内部原有的其他气体开始液化, 形成液化天然气。这种情况的产生是由于, LNG储罐的内部同时出现了气体液化和气化两种情况, 在两种物理现象的融合作用下, 容易导致实际储罐内部蒸发率的变化。

当LNG储罐在进行工作的时候, 实际的LNG储罐内部压力小于原定的储罐压力时, 储罐上的压力阀将自动打开, 使储罐开始提高内压, 在气流的作用下, 将气体转变为液化天然气, 从而使气体的压力增大, 将气罐内部的压力保持在合理的范围内, 使LNG气罐可以正常的运行工作。由于气罐中的液化天然气不断从气体阀门中释放出来, 导致其罐内的液化气不断减少, 内部其余的空间逐渐增大, 因此, 内部的压力就会不断减小。而运用增压设备对罐内的气体进行加压, 使罐内的压力始终保持在一定的范围内。

2. 影响LNG储罐中内压力及蒸发率的温度及性能因素

LNG储罐的外部温度的大小及保温能力的大小也影响着储罐的内部压力及蒸发率。随着外部温度的增加, LNG储罐的内部压力也随之升高, 而且随着时间的不断延长, 其内部压力升高的越来越快。但当LNG储罐的内部压力升高到一定值时, 其压力比储罐可以承受的值大, 就会导致由内部压力过大而造成的爆炸现象。

总结

随着人们生活水平的不断提高, 对LNG储罐的应用也越来越广, 因此, 对储罐的要求也在逐渐提高。我国的大型LNG储罐逐渐增加, 对储罐的性能要求也越来越多, 储罐的内部压力及蒸发率是影响储罐正常工作的重要因素, 应该进行合理的测量。而影响储罐内部压力及蒸发率的要素也非常多, 人们需要根据不同的要素进行合理的分析, 从而应用有效的方法使LNG储罐正常的运行。

参考文献

[1]汪荣顺, 高鲁嘉, 徐芳.低温容器无损储存规律[J].低温工程, 2010, 4 (3) :48-53.

[2]潘俊兴.低温容器的绝热性能指标及其估算[J].2010, 5 (3) :82-86.

大型压力容器 第9篇

彭水电站在建设过程中共设立了五条压力钢管, 这些钢管在布置环节中也比较巧妙, 布置在五条引水隧洞的下平段。管内径从连接厂房蜗壳的9.74m渐变到接下弯的14m, 编号为3-2#的施工支洞 (断面尺寸宽高为86m) 从5条洞的锥管渐变段处贯穿整个下平段, 其断面尺寸只能满足瓦片运输要求。5条引水隧洞共有2~2.4m长的压力钢管143节, 具体分布详见下表:

钢管最大设计水头140m, 合计长为328.47米, 总重约为4259吨, 单节钢管最重为46.23吨。钢管由主管、加劲环等组成, 主管材质为600N/mm2级钢材, 管壁厚度为40和45mm两种。

2 钢管起重运输的主要难点

1) 压力钢管最大直径14米, 无法整节通过下平段施工支洞运输;受电站整体工期制约。只能采用瓦片通过下平段施工支洞运输、洞内组圆后再进行安装。要在钢管主洞内因地制宜设计布置组圆车间, 利用简单的设备组合 (天锚、滑车组、卷扬机) 安全可靠地将钢管翻身, 难度较大。2) 由于钢管的直径大、重心偏高, 洞内运输采用有轨台车呈安装状态“立运”, 没有其它更先进的施工办法, 安全风险较大。而且由于施工支洞轴线与主洞轴线呈不垂直交叉状态 (夹角79°) , 加大了钢管运输的难度, 运输台车要采用特殊设计, 用来克服上述困难。

3 洞内组圆车间布置及钢管翻身

3.1 洞内组焊平台的扩挖

为避免与土建竖弯段衬砌发生干扰, 组焊平台选址在1、2#洞位于3-2#施工支洞上游侧的下平段处, 平台上游顶点距离下弯起点7m以上, 在平台上游侧设置钢结构安全屏风, 封闭下半部洞室, 遮当土建施工掉物, 确保平台上的钢管组焊人员安全, 平台下游距支洞上游侧边线4m以上, 满足瓦片卸车和支洞内正常行车对安全距离的要求。共扩挖出2个组焊平台, 均满足最大直径的钢管组装要求;每个组装平台的正上方设置天锚4组和16T桥机1台, 用于瓦片吊装和钢管翻身。将3-2#施工支洞顶部扩挖, 能满足成品大节钢管置于台车上沿轨道运输到各条洞的安装位置。具体布置情况详见钢管洞内组装扩挖示意图:

3.2 天锚的埋设

在大组圆平台横向中心线上下游侧各2米处正对的洞顶部左右边墙两侧各埋设一组天锚, 共四组, 做为卷扬机钢丝绳吊点, 用于与桥机配合对钢管进行空翻。天锚使用φ36圆钢埋设;每组6根、与两侧岩壁垂直埋设;打孔φ42mm, 埋深6m, 圆钢尾端劈倒楔打入洞壁, 最后高压灌浆;圆钢外露部分200~300mm, 用一块钢板 (-24800800mm) 与6根天锚底部焊连, 再在钢板的中心位置焊接吊耳板, 确保6根圆钢联合受力;每组天锚设计承载吨位30T。

在埋设天锚前与设计单位的有关地质专家充分沟通协调, 必须确定埋设地点的岩石强度。本方案将天锚分成两组埋设于左右洞壁, 避免了埋设于洞顶正中的翻身后吊高不足的问题, 而且将洞顶正中集中承载60t变成了左右侧墙各自承担30t, 同时将天锚受拉拔力的方式改成了借助岩壁的抗剪力方式, 大大提高了安全性。

3.3 桥机的安装

桥机轨道布置:在每个大组场地的洞壁边墙腰线位置开挖两条0.8m宽、2m高的桥机轨道凹槽 (单边长18~16m) ;每间隔1m斜向打入洞壁一组共3根φ28锚筋, 深4.5m;铺设轨道和钢筋网后, 浇筑成岩壁梁。在敷设轨道时利用水平仪精确控制轨道的高程, 使用钢琴线钢盘尺控制水平波浪度及轨道跨距。保证桥机安全顺利的安装和使用。桥机利用25T汽车吊整体吊装就位。

3.4 钢管翻身

钢管在组圆平台上制作完成后, 主要利用布置在平台上、下游两侧的天锚进行翻身, 各布置两组天锚, 共四组, 与16t桥机进行辅助空翻, 翻身过程中尽快要缓慢操作, 以观察翻身过程中天锚及桥机的安全。

如果钢管要运输至上游的安装位置:桥机行驶至平台下游侧, 然后配合上游的两组天锚重复上述过程进行空翻。在空中翻身的过程中钢管有内支撑, 首先要将支撑牢牢固定在钢管内壁的灌浆孔上, 以免在翻身的过程中内支撑吊落, 造成重大安全事故。翻身的过程中人员必须离开钢管翻身所覆盖的范围, 两台10T卷扬也必须布置在翻身覆盖范围以外, 以防万一。翻身示意如下图:

4 成品钢管的洞内倒运

4.1 洞内运输轨道布置

钢管主洞运输轨道的间距与选用的运输方式有关, 一般8m以下直径钢管采用安装台车压缝, 不设内支撑, 钢管洞的开挖断面多为圆形, 采取钢管下部焊接铁鞋, 在轨道上拖运就位, 这种运输状态要求轨距最好选取2D/π (D为钢管直径) , 确保钢管两半圆弧的重心位于轨道的正上方, 这样钢管就不会发生椭圆度变形。对于8m以上直径钢管, 大多要求设计内支撑, 而且由于钢管的重量比较重, 重心增高, 铁鞋滑移不再满足运输要求, 一般都采用带轮子的台车运输, 并要加上配重防止重心过高发生倾翻, 运输过程也需缓慢移动, 防止由于惯性作用发生安全事故。

4.2 运输台车设计及钢管的转向运输

彭水压力钢管主洞与支洞的轴线设计成79°夹角斜线相交, 相应的主支洞轨道也呈79°夹角, 这给台车的运输转向带来了极大的困难。

钢管运输台车要在两套轨道系统上运行, 所以台车轮架与车体之间使用螺栓连接, 可进行0~360°转向 (台车轮架底座中心设置旋转轴一根, 直线行走时将底座螺栓与台车把紧, 交叉换向时松开螺栓, 车轮绕着轴旋转) 。

钢管与台车加固焊接后, 利用5t卷扬机牵引到达主洞与支洞交叉转弯处。因支洞轨道和主洞轨道呈79°夹角斜线相交, 不能象垂直交叉一样直接将台车顶起车轮换向就可以了。为便于台车转向用1m0.5m的钢板3块垫在3个轨道交叉口上, 以一个车轮固定在未放钢板的交叉口上作为旋转中心, 其余3个轮子在钢垫板上绕着该中心由主洞轨道旋转到支洞轨道上, 完成台车的不垂直转向, 再用千斤顶将台车顶起, 抽出钢板并把车轮转向固定后开始在支洞内运输, 钢管从平台起要经过两次转向才能到达安装位置。

5 安全注意事项

运输前, 检查各线路轨道埋设件紧固情况、卷扬机同步操作试车情况、电源线及相关的电气设备、元件等洞内设施布置与管节运输有无干涉。完成以上工作后, 按照运输路线进行模拟运输试车检查, 确认无误后开始管节运输。起重吊装钢丝绳的安全系数不得小于5倍, 对洞内吊装的重量和运输时的摩擦阻力进行精确计算后, 在选用钢丝绳及钢丝绳卡时注意以下几点:

1) 钢丝绳上10倍直径长度范围内断丝根数不得大于总根数的5%, 定期检查钢丝绳的磨损情况, 外表有无硬伤, 对有损坏的钢丝绳要及时更换, 不能再投入施工使用。

2) 采用绳卡固定钢丝绳应符合相关规定, 其绳卡间距不得小于钢丝绳直径的6倍, 绳头距安全绳卡的距离不得小于140mm, 绳卡安放在钢丝绳受力一侧, 不得正反交错设置绳卡。

3) 应定期检查卷扬机设备情况、地锚有无松动、滑轮装置运转是否灵活无卡阻现象、钢丝绳磨损情况、电气元件有无漏电现象, 并定期对各润滑部位进行润滑, 确保运输设施的完好性与可靠性。

6 结语

本套方案通过常用的简单起重工器具和设备的组合, 因地制宜地解决了彭水超大型压力钢管洞内起重运输困难, 确保了施工安全, 符合土办法起重运输“简单快速、安全可靠”的野外施工宗旨, 而且也很实用, 在各大水电站、以及运输行业中起到了明显的作用效果, 值得与彭水水电站压力钢管类似条件的水电站压力钢管洞内起重运输过程中借签和推广。

参考文献

[1]陈继深, 谷鸿飞.压力钢管制造安装的实践与探讨.

[2]霍立兴.焊接结构工程强度.北京:机械工业出版社, 1995.