前蘇聯TΠ-170-2型鍋爐汽包更換強度校核計算

代淑香

(黑龍江華電能源富拉爾基發電廠,黑龍江 齊齊哈爾 161041)

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前蘇聯TΠ-170-2型鍋爐汽包更換強度校核計算

代淑香

(黑龍江華電能源富拉爾基發電廠,黑龍江 齊齊哈爾 161041)

針對富拉爾基發電廠1號鍋爐汽包吊裝存在的廠房內空間狹小、汽包無法直接吊運、無升降口等問題,筆者根據該廠設計圖紙及實際勘察,選擇了吊裝路徑和吊裝方案,校核計算了吊裝中鍋爐主要承重鋼梁螺栓及新汽包吊耳強度應力,對強度校核計算不合格的鍋爐部件采取了相應的補強改造措施。實踐證明,母管式運行機組采用該種吊裝路徑、吊裝程序和重點部件強度核算方法,能夠保證老式小機組汽包安全更換,滿足了吊裝中材料強度要求。

前蘇聯生產的TΠ-170-2鍋爐汽包吊裝;強度核算;補強改造;吊裝程序

富拉爾基發電廠1號鍋爐為前蘇聯生產的TΠ-170-2型鍋爐,目前該爐汽包內部件老化損壞嚴重,飽和蒸汽水質水量不合格,造成水系統結垢、汽輪機側汽蝕,嚴重影響機組安全經濟運行[1]。本文通過更換1號爐汽包工程實例,對更換汽包無法直接吊裝的問題進行了分析,選擇了相應的吊裝路徑及方案,校核計算了吊裝中關鍵部件的強度應力,對核算結果不合格的部件采取了補強措施,保證了機組滿負荷安全運行。

1　汽包更換吊裝方案選擇

1號鍋爐汽包更換需要整體吊裝,正常情況下應在1號爐直接吊到原汽包位置就位,因為該熱電廠8爐9機采用母管式運行,1號爐無升降口,所以將2號3號爐之間作為升降口[2]。將1號鍋爐汽包從0 m地面經2號3號爐之間的升降口,由QD-30橋式吊鉤、HSZ-10t手拉葫蘆合力使汽包在空中傾斜通過升降口吊至8 m平臺。由于8 m平臺以上存在鍋爐設備、管道及輔機系統,沒有直走路線，因此有兩種起吊方式可供選擇[3],一種起吊方式是用雙鉤吊汽包到就位平面,旋轉90°就位;另一種起吊方式是在8 m運轉層地面處用30 t釣鉤單鉤吊到支座處直接就位。經過綜合分析,前一種起吊方式復雜、費用高,除要在汽包就位平面搭建旋轉平臺外,還要拆除和恢復更多的固定設施,操作復雜且部分特殊設施難以恢復,不宜采用。后一種起吊方式較之經濟、簡便,需要拆除和恢復的設施少。但是,8 m地面鍋爐主要承重鋼梁能否支撐汽包重量,需要對相應關鍵部件進行強度核算,這是后一種起吊方式得以采用的關鍵。

2　鍋爐主要承重鋼梁、螺栓強度校核

鍋爐主要承重鋼梁42號梁強度核算對汽包更換吊裝完成具有重要意義。汽包吊到8 m平臺,停放位置距汽包乙側支座跨距1400 mm,大部分重量落到42號鋼梁,下面重點對42號梁的強度進行分析計算[4]。

2.142號梁受力分析

當汽包落到8 m平臺后,汽包及其內部裝置總重G=26 634.8 kg(汽包重25 280 kg,汽水分離裝置重1354.8 kg)。其重量由相距8500 mm兩支座支撐,每個支座受力如圖1所示。

圖1　42號支撐鋼梁受力圖

P1=1.1G/2=143 560.2 N,此力由支座兩支撐分別傳到41號、42號梁上。42號梁受力為P=2×P1/L×915/1615=81 340 N

2.242號鋼梁強度校核計算

42號鋼梁受力P=81 340 N,42號梁全長L=7790 mm,受力P距A端距離a=1820 mm,受力P距B端距離b=5970 mm,水泥地面均布載荷q=531 748 Pa,鋼梁扭轉截面系數Wx=1.43×10-3m3,鋼梁基本許用應力[σ]=156.8 MPa。

2.2.142號鋼梁C截面下表面拉應力

42號梁C截面是梁承受的最大彎矩,此截面是梁的最危險點。

需計算σc=MC/Wx,如σc<[σ], 則合格。

MC為42號鋼梁C點彎矩,其計算為

MC=abP/L+abq/2-a2bP/L2-(2ab3P-

ab2LP)/L3-qL2/12=42.62×103,N·m

σc=MC/Wx=29.792 MPa

可見σc?[σ],合格。

2.2.242號鋼梁A端連接

42號鋼梁A端彎矩為

MA=-qL2/12-a2bP/L2=-53.4×103N·M

42號鋼梁A端支座反力為

RA=qL/2+Pa/L+abP/L2-2ab2P/L3=31 957.8 N

2.2.342號鋼梁B端強度

42號鋼梁B端彎矩為

MB=-qL2/12-ab2P/L2=-11.3876×104N·M

42號鋼梁B端支座反力為

RB=qL/2+Pa/L-abP/L2+2ab2P/L3=90 806.8 N2.342號鋼梁A、B兩端連接的螺栓強度校核計算

2.3.142號鋼梁A端連接的螺栓強度

42號鋼梁在MA、RA兩個力作用下,與鋼柱連接的10個螺栓受拉(壓)力和剪切力。同42號梁A端連接的5個螺栓受剪切力(兩個剪切面)。設螺栓距中性軸距離分別為r=70 mm,2r=140 mm,螺栓力為Px、Py。螺栓基本許用應力[σ]=209.916 MPa。螺栓受剪切力的基本許用應力[τ]=189.92 MPa, 螺栓直徑d=20 mm。

根據內力平衡條件[5]:

4(2rPx+Pxr)+4(2rPx+Pxr)=MA

則PX=MA/24r=31 781.4 N

Py=RA/(10+2×5)=1597.4 N

42號梁A端連接的5個受剪螺栓最大合力為

Q=(PX2+Py2)0.5=31 820.6 N

其安全裕度為

η=πd2/4[τ]/Q=1.87,τ?[τ],強度合格。

42號梁A端鋼柱連接的10個螺栓屬拉伸與剪切聯合作用時,其應力為

拉伸應力σx=PX/(πd2/4)=101.234 MPa

剪切應力τa=Py/(πd2/4)=5.096 MPa

當量應力為

σ=(σx2+3τx2)0.5=101.626 MPa

其安全裕度為

η=[σ]/σ=2.07,σ?[σ],強度合格。

2.3.242號鋼梁B端螺栓強度校核

42號鋼梁在MB、RB上述兩個力作用下,與鋼柱連接的10個螺栓受拉(壓)力和剪切力,同42號梁B端連接的5個螺栓受剪切力(兩個剪切面)。設螺栓距中性軸距離分別為r=70 mm,2r=140 mm,螺栓力為Px、Py。螺栓基本許用應力[σ]=209.916 MPa,螺栓受剪切力的基本許用應力[τ]=189.92 MPa,螺栓直徑d=20 mm。

那么,按內力平衡條件[5],有

4(2rPx+Pxr)+4(2rPx+Pxr)=MB

PX=MB/24r=67 786.6 N

Py=RB/(10+2×5)=4537.4 N

42號梁連接的5個受剪螺栓最大合力為

Q=(PX2+Py2)0.5=67 933.6 N

其安全裕度

η=πd2/4[τ]/Q=0.87, 螺栓τ?[τ],強度不合格。

與鋼柱連接的10個螺栓屬拉伸與剪切聯合作用,其應力為

拉伸應力σx=PX/(πd2/4)=215.894 MPa

剪切應力τb=Py/(πd2/4)=14.406 MPa

當量應力為

σ=(σx2+3τb2)0.5=217.364 MPa

其安全裕度為

η=[σ]/σ=0.96,σ>[σ],強度不合格。

2.4新汽包吊耳強度校核

新汽包的吊耳為305 mm×170 mm×46 mm,是沿汽包環向焊接的,水平起吊強度足夠。在吊裝新汽包時,穿過8 m平臺吊裝口,靠乙側單吊耳垂直起吊,強度是否合格應進行分析,不合格要進行適當補強。將汽包吊起離開地面后,汽包的重心應與吊繩在一條垂直線內,如圖2所示。汽包的重心至吊點距離L=4635 mm,吊點至汽包外壁距離h=180 mm,汽包外壁半徑R=740 mm。

圖2　汽包吊耳受力圖

吊離地面后,汽包軸線與垂線夾角為：

β=arctg(R+h)/L=11.2°

汽包軸線與地面夾角為：α=90°-β=78.8°

2.4.1吊耳根部受力

汽包殼體重量G1=25 280 kg,分離裝置重G2=1354.8 kg。

吊裝系數f=1.1,則

吊耳根部受力G=f(G1+G2)=29 298 kg,F=G。

該力對吊耳根部產生一個使其上部受壓、下部受拉的彎矩為

M=F·hcosβ=29 298×18.0×cos 11.2=

50 697.36 N·M

2.4.2吊耳截面積Ω和慣性矩J

吊耳寬H=170 mm, 厚度δ=46 mm,則

吊耳截面積Ω=H·δ=17.0×4.6=78.2 cm2

慣性矩J=H·δ3/12=138 cm4

2.4.3吊耳受的內應力

取y=0.5δ,則

正應力σ=M·y/J=517 320×2.3/138=844.956 MPa

剪應力τ=F/Ω=29 298/78.2=36.75 MPa

2.4.4強度校核

當量應力為

σd=(σ2+3τ2)0.5=(86222+3×3752)0.5=847.308 MPa

20號鋼板常溫下的許用應力[σ]=156.8 MPa,顯然σd?[σ],故強度不合格,需進行補強處理。

3　鍋爐汽包吊運核算不合格項補強方法及應用

3.142號鋼梁B端補強

通過上述計算分析,42號梁本身強度足夠,A端(與85號梁相連的立柱連接端)連接結構也滿足強度要求,唯獨B端(與88號梁相連的立柱連接端)連接結構不能滿足強度要求,為使新汽包安全吊運,該端必須進行補強。42號鋼梁B端連接結構改造焊接補強如圖3所示。

圖3　42號鋼梁B端連接結構改造焊接圖

在圖3中,用E5015φ3.2 mm焊條對角鐵四周進行填角焊接,焊角高度不得小于10 mm,焊后經過廠方驗收合格后,才可以進行汽包吊裝工作。

3.2吊耳補強

3.2.1吊耳補強核算

從吊耳強度分析可知,剪應力對當量應力影響很小,可忽略不計,只要正應力滿足強度要求即可。δ′為補強板尺寸,有

My/J≤[σ],y=0.5δ′

M·0.5δ′/(H·δ3/12)≤[σ]

δ′≥(6M/H·[σ])0.5=(6×517 320/17·

1600)0.5=107 mm

3.2.2乙側吊耳補強焊接

汽包吊耳補強板設計圖如圖4所示。將補強板設計成在乙側吊耳兩側貼補形式,按等強度理論,補強板應是有斜度的,用20號鋼板加工成如圖4所示結構,即寬為170 mm,高為140 mm的楔形件兩塊。先用J422φ3.2焊條,使焊接補強板與耳板相連。注意圖4中10 mm部分暫不焊,當兩個補強板均與耳板焊接后,這時耳板部位的汽包壁有一定的溫度,借助該溫度用萬能303焊條把補強板與汽包焊接。同時將剩余的10 mm長補焊好。焊好后,用MT進行探傷,表面不得有裂紋和咬邊。

圖4　汽包吊耳補強板設計圖

4　汽包吊裝程序

在汽包吊裝前,先進行模擬汽包吊裝,即制造一個外形尺寸完全相同的模型汽包,根據模擬吊運中遇到問題及解決辦法完善吊裝方案,最后進行真實汽包吊裝[6]。

4.1吊裝準備

在新汽包向上吊裝過程中,廠房內有些附屬設備、部件及走梯平臺限制了汽包上行空間,需要臨時拆除。原則上在焊接或法蘭處解列,對拆移的設備做好記錄及連接劃線,以備恢復。對割除的承重鋼梁所承擔的部分要設立臨時支撐。對所有移動設備位置需設圍欄、懸掛警示牌,夜間還需紅燈警示。

1) 在8 m地面鋪設汽包支承,即36號及86號鋼梁上布置汽包支撐面。支撐地面鋪輸煤皮帶和12 mm厚的鋼板1 m×3.6 m各兩塊(防滑和增大接觸面),工字鋼搭接處用J422焊條焊固,并用10號槽鋼與附近鋼柱、橫梁等相連牢固,防止支撐傾倒。

2) 在41號、42號鋼梁上布置汽包支撐面。支撐地面鋪輸煤皮帶和12 mm厚的鋼板1 m×2.5 m兩塊(防滑和增大接觸面),工字鋼搭接處用J422焊條焊固,并用10號槽鋼與附近鋼柱、鋼梁連上斜支撐,防止傾倒。

3) 將1臺JJM—5卷揚機、兩臺HSZ-10t手拉鏈條葫蘆安裝就位。

4.2模擬汽包吊裝方法及實際應用

按吊裝方案步驟實際預演,記錄有關監測數據(吊車梁撓度監測)。

1) 將模擬汽包運到6號爐,用卷揚機將汽包沿通道拖運至2號3號爐間吊裝口處。

2) 模擬汽包吊耳位置與新汽包相同,安裝封頭保護裝置。解開固定用手拉葫蘆緩緩吊起,觀察汽包及鐵車的移動方向和距離。

3) 隨汽包與水平面傾斜角度的增大,鐵車逐漸向3號爐方向移動,當角度達到80.9°時,模擬汽包離開鐵車。檢查吊裝口,吊鉤找正垂直起吊,將模擬汽包吊過8 m地面1 m高[7]。

4) 在汽包正上方應沒有妨礙垂直起吊設備、管路,如有割除。將模擬汽包下側封頭轉90°,對準8 m地面西側支撐,移動汽包,使夾具底板中心對準膠板十字中心,然后緩慢下落。當觸到膠板后,吊鉤再反向移動且慢慢下落0.2 m,落實不滑動后,停止下落。檢查支座狀態后繼續緩慢下落,直至模擬汽包完全落實。

5)將模擬汽包呈水平狀態,垂直緩慢起吊直至最高點,觀察此時汽包能否旋轉90°,最低點是否高于2號爐主蒸汽管和安全排氣管道最高點[8]。將甲側封頭旋轉90°,使模擬汽包縱向線與2號爐汽包縱向線平行。將模擬汽包吊至1號爐前,適當降低高度,查看就位有無障礙。

模擬就位后,將模擬汽包按上述程序逆向吊運到廠房外指定地點存放。

4.3舊汽包拆除和新汽包吊裝就位

拆除舊汽包時,在拆除1號爐汽包的頂護板、保溫及與其連接的管路后,測量原舊汽包的安裝位置,按照切割線分三段切割拆除舊汽包。舊汽包支座需要拆除、加工、回裝。

按照模擬吊裝步驟對新汽包進行真實吊裝,監測吊裝數據及計算數據,數據分析結果表明真實吊裝結果與模擬吊裝符合。

5　結　論

1) 老式小機組鍋爐汽包吊裝中危險點主要是承重鋼梁、螺栓及汽包吊耳,其強度核算不合格的需要采取補強改造措施。

2) 富拉爾基發電廠1號鍋爐汽包吊裝時選擇的吊裝路徑和吊裝方案實用合理,便于吊裝,采用的鍋爐承重鋼梁的螺栓及新汽包吊耳強度核算方法正確,提出的補強措施與實際應用相符合,制造模型試吊為真實吊裝安全可靠創造了必要條件。

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(責任編輯侯世春)

Calculation of drum replacement strength check for TΠ-170-2 boiler manufactured by the former Soviet Union

DAI Shuxiang

(Heilongjiang Huadian Energy Fulaerji Power Plant, QiqiHar 161041, China)

Aiming at the problems found in the factory for No.1 boiler drum hoisting in Fulaerji Power Plant, such as narrow space, failure in directly hoisting and no hatchway, the author selected the path and plan of hoisting according to the design drawing and reconnaissance of this plant, checked the strength stress of the bolt of main bearing beam and the new drum hoisting lug, and made the reinforcement and reconstruction of the unqualified boiler components. The practice proves that the strength check mentioned, for hoisting path, process and important components, adopted in main pipe unit, can guarantee the safe replacement of drum for old type units, which meets the requirements of material strength.

drum hoisting of TΠ-170-2 boiler manufactured by the former Soviet Union; strength check; reinforcement and reconstruction; hoisting process

2015-09-25;

2016-03-16。

代淑香(1963—),女,工程師,從事電廠動力設備檢修工作。

TK223.1

A

2095-6843(2016)03-0253-04