筒體吊裝系統校核計算

譚 武 楊恩民 孟和蘇樂德

1.巨力索具股份有限公司 河北保定 072550;2.大連益利亞工程機械有限公司 遼寧大連 116023

1 吊裝系統

筒體吊裝系統專門用于某壓力容器筒體(圖1)的吊裝、就位過程中連接起重機吊鉤與筒體本體。筒體吊裝系統包括主吊梁及緊固螺栓、過渡連桿、吊索具等構件(圖2)。以該筒體自身結構為基礎,根據筒體吊裝工藝過程、吊裝作業現場環境情況,對吊裝作業中本體、主吊梁、過渡連桿等主要構件進行受力分析和校核計算。

2 筒體吊裝系統

圖1 某壓力容器筒體

筒體的吊裝、就位過程采用主吊車和溜尾吊車協同完成。主吊車吊點通過連接桿連接在主吊梁上(圖2)。主吊梁通過2組7×M140螺栓與筒體上口法蘭面聯接,螺栓組在主吊梁上的布置見圖3,連接桿結構見圖4。

筒體本體上設計有吊耳,吊裝過程中可作為副吊鉤(溜尾吊車)掛點(圖1)。

圖2 筒體吊裝系統的連接

圖3 主吊梁及連接螺栓

圖4 連接桿

3 主吊梁緊固螺栓計算

3.1 緊固螺栓聯接

圖5 緊固螺栓分布圖

根據筒體設計圖,筒體一端有76×M140螺紋孔,主吊梁與筒體聯接時,借用其中部分螺紋孔,通過緊固螺栓(雙頭螺柱)與筒體聯接。為便于計算分析,將螺栓群分為上部、下部2組,每組7顆,共14顆,如圖5所示。

3.2 螺栓組受力分析

根據主吊梁的安裝工藝,每顆螺栓上施加T=1800N·m的擰緊力矩。則每顆螺栓上預緊力為［3］:

式中:

d——緊固螺栓公稱直徑,140mm。

對筒體吊裝狀態進行受力分析,筒體主要受結構自重G0(含吊裝系統)、主吊點力Fzd和溜尾吊點力Flw作用。

圖6 筒體吊裝受力分析

如圖6所示,筒體(含吊具)重心到主吊點水平距離Lzd和筒體重心到溜尾吊點水平距離Llw可根據作圖放樣求得。對主吊點力Fzd、溜尾吊點力Flw,根據受力平衡、力矩平衡有:

因此求得主吊點力:

將主吊點力Fzd向法蘭的法向和切向分解,得到Fzdx和Fzdy,如圖7所示,有:

式中:

θ——筒體水平仰角(圖6)。

假定Fzdy均勻作用在各個螺栓上,使螺栓受拉;假定筒體水平狀態時,上部螺栓和下部螺栓到筒體中軸線的距離全部相等(圖7),取值為Lx=2942mm。

基于以上假定,可求得上部單個螺栓受外力為:

圖7 主吊梁螺栓群受力分析

而下部單個螺栓受外力為:

因而上部、下部單個螺栓總拉力Fbs2、Fbx2分別為:

因而上部、下部單個螺栓殘余預緊力Fbs1、Fbx1分別為:

根據螺栓聯接原理,若殘余預緊力F1＞0且接合面摩擦系數μ1＞0,則表示被聯接件接合面仍有擠壓作用,因而能夠產生摩擦力。因此緊固螺栓法蘭聯接面總摩擦力［2］為:

式中:

μ——法蘭接合面摩擦系數。

由于筒體尺寸遠大于主吊梁結構尺寸,在筒體吊裝過程中,筒體自重(包括吊裝系統)在法蘭面上的分力近似等于主吊點力Fzd在法蘭面切向上的分量Fzdx,吊裝系統只有提供大小相等、方向相反的反力才能使筒體保持靜力平衡。而根據吊裝系統具體結構,能夠提供的反力分為兩部分,一是緊固螺栓所聯接的法蘭面產生的總摩擦力fsum,二是主吊梁上的內限位圓弧承壓所提供的法蘭切向反力Fhb,因此筒體整體靜力平衡條件為:

因而有:

對筒體吊裝的整個過程,即θ=0～90°范圍內,分別通過上式進行計算,可得到最大值出現在筒體仰角θ=0°的狀態,具體計算結果詳見表1。

3.3 螺栓強度計算

當筒體吊裝到豎直狀態(θ=90°)時,緊固螺栓受拉力最大。

表1 緊固螺栓聯接受力計算

此時單顆螺栓受拉力平均值為:

考慮到實際吊裝過程中的不利因素,以及主吊梁、筒體局部剛度的影響,多個緊固螺栓之間可能受力不均衡,對平均受力Fmax乘以不均衡系數K=2,則單顆螺栓最大受力為:

此時螺栓總拉力為［2］:

式中:

K0——螺栓預緊系數,取K0=1.2;

Kc——螺栓相對剛度系數,取Kc=0.2。則螺栓拉伸強度為:

式中:

A——螺栓小徑截面積;

d1——螺栓小徑,135.67mm;

［σ］bolt——螺栓許用應力,根據螺栓材質求得［σ］bolt=327MPa。

因此,螺栓強度滿足要求。

3.4 小結

綜上,主吊梁緊固螺栓在筒體豎直狀態受力最大且僅受拉力,經校核,其拉伸強度合格。

由以上計算可知,主吊梁圓弧限位板必須承受2111.9kN的剪力(方向:在豎直平面內垂直于筒體中軸線),才能保證筒體在吊裝過程中保持靜力平衡,主吊梁與筒體法蘭聯接面不會產生滑移,工藝上可通過調整主吊梁與筒體聯接處法蘭止口的間隙實現。而對主吊梁圓弧限位板處的強度需要進行有限元分析和焊縫校核。

4 有限元分析

4.1 計算工況及載荷

根據筒體吊裝就位過程,以及吊裝系統的受力特點,確定以下工況對主要結果進行有限元分析,見表1。表中工況1、工況2、工況3分別為筒體吊至0°、45°、90°狀態,對吊裝系統與筒體本體聯合建模分析;工況4是主吊梁與筒體法蘭聯接面剪力最大工況,考慮到實際吊裝過程可能發生的狀況,將該剪力全部施加到主吊梁圓弧限位板處,以校核其局部強度情況,該工況僅對主吊梁主體結構進行建模分析。

有限元分析中,除構件自重外,吊裝過程中風載荷取6級風計算［1］,風向按照對吊裝系統受力最不利的方向施加。

圖8 有限元模型(工況2)

根據上一節的計算,工況4中主吊梁與筒體法蘭聯接面剪力為,以集中力形式,按照相應的方向,施加在主吊梁圓弧限位板與筒體內表面相接觸處的若干節點上。

4.2 有限元分析

有限元分析材料屬性設置見表3。

表3 有限元分析材料屬性設置

筒體吊裝整體有限元模型見圖8。

4.3 計算結果

工況2有限元分析結果見圖9,工況4有限元分析結果見圖10。

對4個計算工況的有限元分析結果進行匯總,見表4。由結果可見,所計算的4個工況中,主吊梁、連接桿結構應力均小于許用應力,強度合格。

圖9 工況2應力云圖

圖10 工況4應力云圖

此外,根據分析結果,筒體本體及吊耳的強度也滿足吊裝工況強度要求,在此不做贅述。

表4 有限元分析結果匯總

5 焊縫計算

5.1 筒體水平狀態

根據前文的分析,筒體在水平狀態起吊時,主吊梁與筒體連接處的圓弧限位板可承受剪力,剪力是最大是筒體處于水平吊裝狀態,此時剪力值為。據此校核主吊梁主要焊縫受剪強度。

主吊梁圓弧板抗剪焊縫最小長度［4］:

式中:

［τ］hf——焊縫許用應力;

Lfmin——焊縫最小長度;

hhf——焊縫高度,根據具體結構,該處焊縫母材厚度50mm,焊縫雙面坡口全熔透對接焊縫,圓弧板內側25mm角焊縫,外側焊平。

根據圓弧限位板具體結構,其焊縫長度總和遠大于188.5mm,因此主吊梁焊縫抗剪強度滿足要求。

5.2 筒體豎直狀態

筒體豎直狀態時,主吊梁主立板與橫板間的焊縫受剪力最大,剪力值取(第3.1節):

式中:

mtt——筒體質量,564.6t;

mzl——主吊梁質量,43.5t;

mlg——連接桿質量,9.5t。

因此,該處焊縫最小長度為:

式中:

Lfmin——焊縫最小長度;

hhf——焊縫高度,根據具體結構,該處焊縫母材厚度90mm、120mm,焊縫為雙面20mm坡口外加25mm角焊縫。

根據主吊梁具體結構,焊縫長度總和遠大于486.1mm,因此主吊梁焊縫抗剪強度滿足要求。

6 結論

綜上,對某壓力容器吊裝系統進行了受力分析,對主要螺栓聯接、焊縫連接進行校核計算,選擇必要的計算工況對主要構件進行有限元強度分析,吊裝系統各構件強度合格。目前,該吊裝系統已成功應用于某壓力容器的吊裝施工(圖11),通過實踐驗證了吊裝系統理論計算正確性。

圖11 某壓力容器筒體吊裝現場