优化行车梁载荷分布实现火电百万机组发电机定子吊装方案研究及实施

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印度尼西亚芝拉扎三期发电厂在工程设计阶段，汽机房桥式起重机未考虑发电机定子吊装，汽机房行车梁的强度设计为常规载荷设计，行车梁并未进行发电机定子吊装的结构加固，发电机定子净重达到494t，远超汽机房桥式起重机的吊装能力。但是在常规条件下，能考虑的其他方案只有通过汽机房内布置吊装门架装置加轨道拖运的方案或者租赁大吨位起重机（1500t级以上）在汽机房A排外进行吊装就位。但吊装门架装置加轨道拖运施工周期长，施工交叉面多，对相近专业施工影响大，需要缓装大量的安装工程量，对工程造成的影响巨大。并且大吨位起重机在印度尼西亚市场无可供租赁的资源，同时也需缓建汽机屋架等条件，从工程进度角度及设备供货角度来说没有施工时间窗口。故研究分析是否能够利用汽机房桥式起重机进行发电机定子的吊装。两台汽机房桥式起重机的基本技术参数见表1。

表1 QD135/35-31.7A3型桥式起重机主要技术参数

1 基本思路

利用汽机房行车梁进行发电机定子的吊装是所有常见方法中综合优点最多的方案。所以从这个点切入，列出基本思路解决矩阵表，详见表2。 实际上，总体的思路就是在不考虑大吨位起重机及吊装门架方案的前提下，通过研究分析及合理优化，找出能在进度可控、安全的前提下使用行车梁进行发电机定子的吊装就位。对于表2中备注①中的外部条件核验，通过计算发现，在发电机定子吊装过程中的极限轮压并未超过汽机房桥式起重机的设计轮压极限，故外部的结构条件具备发电机定子吊装的技术条件。同时，我们也征求了设计院的校核验算及施工建议。

表2 印尼芝拉扎三期发电机定子吊装方案思路矩阵

发电机定子吊装的示意图详见图1、图2及图3。使用液压提升装置进行发电机定子吊装，主要利用液压提升装置作为提升执行机构，行车梁作为承载平台，通过平衡梁主梁、平衡梁次梁及钢丝绳的连接进行吊装就位。次梁长度规格根据汽机房检修吊物孔的尺寸量身定做，故不管行车梁受力如何分配，次梁以下的组件为常规发电机定子吊装通用工装，其受力校核能够满足发电机定子吊装要求，此处不再赘述。故下部通用结构能够满足发电机定子吊装的技术要求。

剩下的就是对于备注③和备注④的分析研究了，也就是通过分析计算，找出优化行车梁受力模型，制定载荷分配方案，使行车梁的强度、刚度能够满足发电机定子吊装的要求条件。

2 研究、分析计算

2.1 研究思路

图1 发电机定子吊装示意图Ⅰ

图2 发电机定子吊装示意图Ⅱ

图3 发电机定子吊装示意图Ⅲ

汽机房桥式起重机在使用过程中，在最大吊载，小车在单边极限位置时，其对应侧的台车轮压达到最大。然而在发电机定子吊装过程中，载荷基本分布在行车梁纵向中间段，行车的各个轮压均匀分布，实际最大轮压值并不一定超过额定载荷小车在极限位置时的轮压值。假定发电机定子吊装过程轮压计算结果未超过设计轮压，那外部条件必然能够满足吊装要求；同时，因行车梁可以近似等同简支梁，行车梁的剪切强度在轮压不超过设计轮压的情况下也必然能满足剪切强度设计要求。

然后对行车梁在发电机定子吊装的工况下进行弯曲强度分析，实际行车梁承受的弯曲强度和梁截面抗弯模量大小成反比，与外界施加在行车梁截面上的弯矩成正比。而行车梁截面上所承受的弯矩可以通过梁上施加的垂直载荷点的合理分布而减少，换言之，液压提升装置4个液压缸在行车梁上的分布决定了行车梁承受的最大弯矩值，通过增大液压提升装置4个油缸纵向间距，可大大减少行车梁所承受的最大弯矩值，所以单从弯曲强度角度来分析，理论上可以达到要求。

在刚度分析方面，对于行车梁在外加载荷下的下挠度，其特性与行车梁的弯曲强度类似，即行车梁在受到外来载荷影响下的下挠度与施加在行车梁上的最大弯矩成正比。因此，同样可通过增大液压提升装置4个油缸纵向间距来间接减小行车梁的吊装工况下的下挠度，从而使行车梁的刚度能满足吊装要求。

2.2 解决措施

根据行车梁所承受的弯曲强度和下挠度的特性，结合印尼芝拉扎三期火电厂工程汽机房检修吊物孔的尺寸，将发电机定子吊装装置的主梁长度尺寸放大到载荷间距为13m，如图4和图5所示。

增加主梁的长度，主要是为了优化行车梁上载荷点的分布，达到减小行车梁所受最大弯矩的目的。

同时，为了尽量减少行车梁所受最大弯矩，将两台行车上的小车予以拆除，这样可大大减少行车梁所受到的最大弯矩。

以下是通过计算（计算过程采用近似简化模型，未考虑行车小车的均布以及搁置梁的均布，但不影响计算结果对比）对比行车在跨中正常吊装额定载荷、常规5m吊装平衡梁吊装定子、改进用13m平衡梁主梁吊装定子3种工况下，汽机房行车梁的最大弯矩对比情况，见图 6、图 7、图 8及表 3。

图4 吊装扁担组拼装示意图

图5 发电机定子吊装平衡梁主梁和次梁示意图

图6 正常跨中额定载荷吊装行车梁最大弯矩

图7 采用5m扁担主梁吊装定子行车梁最大弯矩

图8 采用改进13m扁担主梁吊装定子行车梁最大弯矩

对3种工况行车梁承受的最大弯矩进行统计分析，可以发现，通过13m扁担梁对行车梁的载荷进行优化，可大大减少行车梁在吊装发电机定子时承受的弯矩。从计算结果分析，已经非常接近行车正常额定载荷使用时行车梁承受的弯矩，方案具有很强的可行性。

表3 各种情况行车梁跨中最大弯矩＊

这样带来的变化主要是平衡梁主梁长度变大以后，增加了平衡梁主梁所受的最大弯矩，对梁的抗弯强度提出了更高的要求，但是相较行车梁弯矩的减少是非常有必要的，通过平衡梁主梁的重新设计，完全可以解决。

2.3 大车轮压验算

吊重产生的轮压：

P1=G/N=590/16=36.875t

式中：P1——吊装发电机定子载荷的每个大车轮压；

G——发电机定子吊装载荷，包括发电机定子、液压提升装置、泵站、液压缸搁置架、钢绞线、钢丝绳、主次梁、吊钩等所有吊装时候的载荷总重，G=590t。

N——轮子数量，N=16。

桥机自重产生的轮压：

P2=G1/N=68/8=8.5t

式中：G1为去掉小车的行车自重，G1=68t。

因此，吊装发电机定子工况下行车的最大轮压：

P=P1+P2=36.875+8.5（t）≈445kN＜475kN（行车设计最大轮压）。

因此，在预设工况下进行发电机定子吊装时，汽机房屋架、汽机房柱头基础等外部受力均能满足要求。同时，行车梁的剪切强度也满足发电机定子吊装要求。

2.4 行车梁强度校核计算

2.4.1 行车梁截面特征

行车梁截面特征见图9，图中各参数说明见表4。

图9 行车梁截面示意图

表4 行车梁截面参数表 mm

行车梁截面特性为：

质心处的惯性矩：I=5.62E+10×1010

抗弯截面模量：W=5.6×107

2.4.2 行车梁在定子吊装载荷下的弯曲正应力计算

动载系数：φ1=1.1

材料为Q345-B，σE=325MPa

额定载荷下系数VE=1.5

桥机跨度：L=31700mm

主梁自重：q=28t

材料的基本许用应力：

因此，行车梁强度在定子吊装过程中的弯曲应力在许用应力范围之内，行车主梁的抗弯能力满足要求。

2.5 行车梁在定子吊装时静刚度计算

行车梁在跨中的垂直静刚度：

式中：fx ——定子吊装时行车梁跨中下挠度；

M——定子吊装时行车梁受到最大弯矩：

主梁刚度：fx

2.6 发电机定子吊装平衡梁主梁设计刚度校核

由于重新设计定子吊装平衡主梁，相较原先主梁，跨度变大，新的平衡梁主梁的设计尺寸见图10。

图10 定子吊装平衡梁主梁设计尺寸图

平衡梁主梁的强度校核在本文中不作为重点，主要由于跨度的增大，造成了主梁的刚度下降，下面应用有限元分析软件重点对扁担主梁的刚度进行分析校核。

挠度计算过程如下：

对13m平衡梁主梁进行了PRO/E建模，由于有限元分析需要，去掉了内部加强筋板及吊钩附板，建模及分析过程见图11—图14。

图11 平衡梁主梁建模示意图

图12 平衡梁主梁网格划分结果

图13 施加约束情况

图14 挠度ansys有限元分析结果

中心位置在发电机定子吊装时最大向下挠度为13.853mm≈L/939，这个下挠度值远大于行车主梁的下挠值。因此，平衡梁主梁的刚度满足定子吊装要求。

对于平衡梁次梁以下工装，包括次梁、吊钩组、钢丝绳等的计算校核与通用百万机组发电机定子吊装一致，本文不再赘述。

2.7 分析计算总结

通过研究、计算分析可以发现，在使用13m平衡梁主梁对行车梁上载荷进行分配优化后，其轮压、行车梁强度均能满足设计要求。但是在行车梁在吊装定子工况下的静刚度计算结果约为L/468，从表面上来看，这与桥式起重机静刚度要求小于L/700相差较多，但是需要注意的是，桥式起重机定义中的静刚度是去除了小车机构以及行车梁自重以后的静刚度，所以这里相差了一个小车和行车梁自重带来的静刚度修正值，计算出该修正值见表3。同时从定子吊装作业的性质来看，不能单纯把定子吊装过程看作是传统起重机的传统工作作业，无论从机构动作速度还是工作频繁程序，都不能等同。GB/T3811-2008《起重机设计规范》也规定：桥架型起重机中的手动起重机垂直静挠度f≤L/400；对采用低起升速度和低加速度能达到可接受定位精度要求的起重机，垂直静挠度f≤L/500。ISO 22986：2007规定：起重机配置调速控制系统越完善程度越高，对结构静态刚性要求可以越低，适用于采用低起升速度和低加速度能达到可接受定位精度要求的起重机，只要求静态刚性满足L/750～L/250。也不妨从另一个角度来分析这个问题，桥式起重机在载荷试验阶段，必须进行110%动载荷全行程、全工况运行作业，这个作业过程中对行车大梁的考验，远超定子吊装工况，下面就分析对比在这两种工况下，行车梁的弯矩、静刚度数据。

行车梁静刚度：

式中，M为外部载荷对行车大梁施加的最大弯矩，包括吊装载荷及行车梁均布自重带来的弯矩；L、E、I在本案例中为常量。

因此，行车梁的静刚度与行车梁跨中所受的最大弯矩成正比，计算出两种工况下行车梁的最大弯矩和静刚度进行对比，见表5。

表5 动载荷试验与定子吊装工况计算分析表

计算结果显示，在定子吊装工况下，行车梁的定义静刚度约为L/648，略微高于桥式起重机静刚度要求，但是略低于动载荷试验极限工况的L/635。

因此，可得出如下结论：无论从静力学分析还是工作动载系数方面考虑，定子吊装工况下，行车大梁受到的考验要小于动载荷试验中受到的考验，在安全技术方案落实到位的情况下，加强过程监控，该方案进行定子吊装的风险完全可控。

3 验证实施

通过上述计算分析，我们设计了新的平衡梁主梁并实施了印尼芝拉扎三期电厂工程的发电机定子吊装。为了验证分析结果并确保吊装的安全实施，在吊装的各个环节制定了严密的安全技术措施。在吊装过程中对行车梁的静刚度进行了监测纪录。同时，为了验证计算分析数据，整理行车载荷试验期间数据进行对比分析，见表6。

表6 行车大梁下挠度数据统计分析

从实施结果来看，实际测量的数据与理论计算数据基本一致，定子吊装过程的实际数据与理论数据偏差值略大于动载荷试验工况的实际与理论偏差值。这个与未考虑搁置架在行车梁上的分载效应有一定关系。

本案例的实施，可以为同类型火电百万机组发电机定子吊装提供参考借鉴，在特定的条件下，合理利用行车梁的载荷优化，达到预期的效应，这也是载荷优化在工程应用上的一个很好案例。