支承模型（共7篇）
支承模型 篇1
目前,水泥混凝土路面正在成为软基地区高等级公路主要的路面结构类型,其占干线公路的比重日趋增大,但结构组合设计仍没有得到足够的重视,路面出现早期破坏的现象日益突出。其中地基的局部脱空范围逐渐扩大所导致板体内应力突破极限最大拉应力是造成路面板开裂破坏的主要原因之一[1,2]。
本文参考了国内外水泥混凝土脱空破坏模型的设计方法,对模型设计和模拟分析过程进行改进,通过ANSYS建立密布弹簧支承的单板模型,对不同脱空条件下路面板应力应变的变化进行分析,以期为实际工程提供参考。
1 路面板脱空分析模型
1.1 支承模型的改进
根据相关国内论文及文献[3]~[5]对温克勒地基支承单板模型的设计研究发现,通常将温克勒弹性地基模拟成水平尺寸稍大于路面板的长方体模型,地基与混凝土路面板体间粘结良好、无摩擦,并对地基底面进行刚性约束。通过分析笔者认为,若只对地基底面进行刚性约束而不对地基四周进行水平向约束,则限制过弱,会导致边界上水平位移过大;若对地基四周都进行刚性约束,则限制过强不能反映实际变形效果;再者,已有的单板模型没将接缝传荷部分考虑进去,不能体现真实的工作状况。
针对以上情况,对模型进行了改进:将温克勒地基模拟成密布弹簧单元模型,并在路面板四周使用水平弹簧模拟接缝传荷,由于弹簧本身的特性,不但可以尽量减小水平方向上的不合理误差,而且同时可以体现接缝的剪切传荷能力。改进后的初始模型如图1所示。
1.2 脱空演化模型
1.2.1 讨论与改进
脱空对路面板的影响只与脱空位置及脱空面积大小有关,与脱空形状无关[6,7]。许多研究模型表现为:脱空区平面为矩形或者以板边中点或板角为中心出发的扇形脱空区域,并且假设脱空区地基支撑失效,荷载作用下板与地基不会接触;而非脱空区地基刚度值为原始值不变[4,5,8,9,10]。
笔者认为这种假设具有不足之处。首先,软化区域的地基土仍然与路面板保持接触,仍能发挥支承作用,不应将其忽略,若将其等效成一定范围的脱空区域,则工作十分复杂而且仍无权威的科学理论基础。为了使模型与实际工作状况更为接近,对于完全脱空和局部弱支撑的界限,可以设定一个脱空临界值(文中选用了,脱空区弹簧失效,而软化区域内弹簧刚度按的原则对其进行线性插值。
1.2.2 模型构成与建立
(1)路面板模型
采用SOLID45单元,平面尺寸为5 m×4 m,厚度取0.2 m,弹性模量E=30 GPa,泊松比u=0.15,对板体采用0.2 m×0.2 m的尺寸进行单元划分。
(2)支承模型
采用COMBIN14弹簧单元,路面板板底所有单元节点处接长度为3 m、初始刚度为100 MPa/m的弹簧单元模拟密布弹簧地基;板体四边单元节点处接10 mm、刚度为300 MPa/m的水平弹簧单元模拟接缝传荷。
(3)荷载模型
于板边中部临界荷位处施加0.2 m×0.2 m的矩形面荷载,每侧的矩形面荷载中心间隔0.34 m,0.7MPa均布轮压,轴长1.8 m;施加竖向Y轴的重力加速的g=9.8 m/s。
(4)脱空演化模型
由于本模型对板体进行了0.2 m×0.2 m的网格划分,并在板体底面的网格节点上接竖向弹簧单元以模拟地基模型,所以在脱空演化过程,每次脱空的过渡推进均以0.2 m为一次增量进行扩散,分别对脱空区、脱空区边界、软化区、软化区边界所包含的弹簧单元刚度进行处理。地基脱空变化的具体规律现今仍在探索当中,本脱空模型是一个较理想的演化过程,在实际工程分析或设计计算中,根据不同情况,需对模型命令及相关参数进行修改,进行相应的网格划分并变换相匹配的脱空演化过程,流程控制简单,具有灵活的适用性。
如图2所示,以脱空中心扩散的半圆区域内,弹簧单元刚度值化为0;脱空区边界与正常工作0.2 m间的环状区域为地基软化区,脱空边界处弹簧刚度为,软化区域及边界处弹簧刚度为;以0.2 m环状区域为一次扩散面积增量。
2 模型的分析求解与验算
2.1 威斯特卡德解与相似模型解的比较验算
威斯特卡德理论解是计算水泥混凝土路面板最大拉应力的经典公式求解方法,板体的最大拉应力可根据荷载作用的3个不同位置通过以下公式进行求解[11,12]:
(1)荷载作用板中时:
(2)荷载作用板边时:
(3)荷载作用板角时:
式中:W为车轮荷载;h为板的厚度;a为车轮荷载的接地半径;l为路面板的相对刚度半径;b为断面阻力半径,可通过(1.6a2+h2)1/2-0.675h求出。
本文模型临界荷载作用位置在板边中部纵向边缘处,将相关参数代入式(2)进行计算,可求出板体最大拉应力约为1.08 MPa。
威斯特卡德的解的前提是板边不脱空,而且板边不考虑传荷,为了使模型计算结果具有更好的可比性,在初始模型中的板边周围先不设置水平向弹簧,建模求解后得,最大层底拉应力值为1.06 MPa。
比较可得,两者误差只有1.85%,在允许误差5%以内,且模型的计算值低于解析值,是偏于安全的。由此验证了模型是得到理论上的支持的。
这时再对板边设置了水平弹簧的初始模型进行受力求解计算,最大层底拉应力为1.04 MPa,应力水平是有所改善的。给出初始模型的竖向弯沉及板底应力分布云图(见图3),可以清楚地观察到,最大弯沉及最大拉应力均出现在临界荷位中心区域附近,与实际结果相符合;取交通等级为重时,混凝土板体的弯拉强度标准值为5 MPa,在设计安全范围内。
2.2 改变主要影响参数的模型对比验证
从相关参考书[2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]以及文献[13,14]中知道,在相同参数条件下,改变板的厚度对层底拉应力的影响十分明显,所以只改变板厚为h=26 cm,其他参数不变的情况下,建立模型进行计算并进行分析对比。与20 cm初始模型进行对比,最大竖向弯沉值和最大层底拉应力值都出现了不同程度的下降:
如表1所示,其中竖向弯沉值减小了13%,最大层底拉应力更是大幅度下降了31.25%,与已有研究结果比较吻合,从而也验证了模型的可用性。
3 脱空演化模型分析
3.1 板边中部脱空模型计算与分析
以临界荷位作用的纵缝边缘中部节点为脱空中心,首先令脱空中心对应的弹簧失效,离失效弹簧单元0.2 m环状区域边界上的弹簧单元刚度变为,处于临界失效状态,但仍视为能继续工作;距离临界弹簧单元边界半径为0.2 m环状区域内弹簧刚度为,其后面部分弹簧刚度为原始刚度不变。然后根据上文描述过的脱空演化模型,逐步扩大脱空面积,并对软化区弹簧按线性插值进行刚度值的赋予,研究板体弯沉及拉应力的变化情况。
根据模型分析的数据,绘制出脱空半径与板体脱空分析值变化的关系图(如图4所示),从图中分析可知,随着脱空面积的逐步扩大,板体的最大弯沉和最大层底拉应力均显著增加,当脱空半径扩大到0.6 m时,最大层底拉应力的增长速度会逐步放慢,曲线将趋于平缓。
3.2 板角脱空模型计算与分析
将车轮荷载作用部位移至板角临界荷位处,以板角为脱空区域的中心点通过1/4圆的形式扩散,脱空区与正常工作区的0.2 m圆环区域内为软化区,然后依次以0.2 m为脱空半径增量进行脱空范围扩大。板角脱空后荷载应力的分布非常复杂,板内最大拉应力随脱空圆半径的增大而增大,最大拉应力点的位置也随脱空圆半径的变化而变化[15]。
将模型分析的数据绘制成图5,当荷载作用在板角处时,随着板角脱空区域的出现并逐步扩大,板体弯沉和板内的应力的变化十分显著,增幅明显,与板边脱空情况不同的是,因为只有单侧支承,板角脱空时随着脱空区域面积的扩大,板体的变形和受力对脱空的反应更加敏感,从图中可看出,脱空半径达到0.6 m后,最大拉应力的增长水平与脱空半径的增长基本呈现线性关系。
4 结论
通过上述改进的3维实体模型以及脱空演化模型的计算和分析,得到以下几点得结论:
(1)改进后的单板模型体现接缝的剪切传荷能力,更好地消除了水平方向上的不合理误差,对板体的工作性能起到一定的良性作用,更接近于实际工作状况。
(2)板边脱空时,随着脱空面积的扩大,弯沉及拉应力随之增加,从开始脱空到脱空半径达0.6m区间内,最大拉应力的增长水平逐渐加快,0.6 m后增长放慢,曲线开始趋于平缓。理论上当脱空区域达到一个较大的面积时,板体在较高水平应力的频繁作用下产生疲劳损坏。
(3)板角脱空时,路面板竖向位移和层顶拉应力的变化十分显著,增幅明显,脱空半径达到0.6 m后其增长与最大拉应力的增长基本呈现线性关系,每扩大0.2 m的尺寸其最大拉应力增加0.6 MPa左右,这种情况容易导致路面板产生脆性破坏,造成严重的断裂和碎裂破坏,在实际施工过程中应当特别注意,进行仔细的处理。
支承模型 篇2
高速公路的迅速发展使得桥梁的数量大幅度增加,在高等级公路桥梁中,多孔中等跨径(跨径在16~25米左右)的桥梁占很大的比重,人们一直希望将简支梁的批量预制生产和连续梁的优越性能结合起来,用梁或板批量预制生产的方式来加快连续梁的建设速度,以省去繁琐的支模工序,由此产生了将整跨梁板预制、架设就位(简支梁状态)后在端部浇筑混凝土并张拉预应力使之连续的“先简支后连续”施工法,而形成的体系则被称为“先简支后连续结构体系”。简支变连续梁施工中保证多跨桥连续的关键一步是转换支座的过程。我们希望既能将简支体系转换成连续体系,又能避免转换支座这个麻烦的过程。由此出现了“恒载简支、活载连续、支点不转换的双点支承简支变连续梁桥”的设想。双支座体系梁桥在实际工程中己有很多成功应用的实例,其中关键的就是保证双支座中的任一支座不能脱空。
1 简支转连续梁桥分析
简支变连续是连续梁桥施工中较为常见的一种方法。一般先架设预制主梁,形成简支梁状态;进而再将主梁在墩顶连成整体,最终形成连续梁体系。该施工方法的主要特点是施工方法简单可行,施工质量可靠,实现了桥梁施工的工厂化、标准化和装配化。概括地讲简支变连续施工法是采用简支梁的施工工艺,却可达到建造连续梁桥的目的。目前随着公路的发展,为改善桥梁行车的舒适性,简支变连续梁桥在中、小跨径的连续梁桥中得到了广泛的应用。
在简支变连续梁桥中由简支状态转换为连续梁状态的常见方法有以下几种:
a.将主梁内的普通钢筋在墩顶连续;
b.将主梁内纵向预应力钢束在墩顶采用特殊的连接器进行连接;
c.在墩顶两侧一定范围内的主梁上部布设局部预应力短束来实现连续。
第一种方法虽然简单易行,但常在墩顶负弯矩区内发生横向裂缝,影响桥梁的正常使用。方法二的效果最好,但施工很困难,故一般不采用。第三种方法不仅施工可行,并且具有方法二的优点,同时又克服了仅采用普通钢筋连续的开裂问题。所以一般简支变连续桥多采用墩顶短束与普通钢筋连续这样的构造处理来实现简支变连续。由于简支变连续梁桥在施工过程常存在体系转换,那么须依据具体的施工过程来分析结构的受力。施工的第一阶段是形成简支梁,此阶段主梁承受一期恒载自重产生的内力及在简支梁上施加的预加力;第二阶段首先浇筑墩顶连续段混凝土,待混凝土达到要求的强度后张拉墩顶负弯矩束(局部短束),最终形成连续梁。连续梁成桥状态主要承受二期恒载、活载、温度、支座沉降产生的内力以及负弯矩束的预加力、预加力的二次矩、徐变二次矩等。由上面的分析可知,简支变连续梁桥跨中正弯矩要比现浇一次落架大,而支点负弯矩要比现浇一次落架小。因此,在主梁内要配置足够数量的正弯矩束筋,以满足连续梁状态的承载要求和简支状态下承受结构自重的施工荷载的需要。简支变连续梁桥施工程序对结构内力也有一定影响。
目前施工有两种做法:一种是先将每片简支梁转换为连续梁后,再进行横向整体化;另外一种做法是先将简支梁横向整体化后,再进行结构的体系转换。前者按平面结构进行计算分析较为合理而后者转换后已属空间结构,要进行较为精确分析,比较繁杂。
2 弹性支座连续梁内力和反力的计算
双弹性支座两跨连续梁可以认为是中跨跨径很小的单弹性支座三跨连续梁,弯矩和支反力表达式:
3 单、双弹性支座等两跨连续梁内力与反力分析
在桥梁的实际工程中,使用最多的是橡胶支座,本节主要依据现有的板式橡胶支座规格,对弹性单、双支座两跨连续梁的弯矩与反力进行了分析。
根据《公路桥梁板式橡胶支座规格系列》(JT/T663-2006)中介绍的板式橡胶支座平面尺寸为100x150~d800(单位:mm)之间。
则支座竖向刚度范围
在双支座体系中,双支座间距a较小,内支点处的双支座通常置于一个墩上,故比较内支点反力时,应该用双支座时的内支点合反力RB+RC=2RB。
结构在自重、施工荷载、活载共同作用下。
由图1~图4观察到:在自重、施工荷载、活载共同作用下采用双弹性支座比采用单弹性支座,随着刚度减小,外支反力RA约减小1%~17.1%,内支反力RB约增加1.1%~21.9%,AB跨跨中正弯矩MAB约减小3%~32.8%,内支点负弯矩MB约增加1%~28.6%(时,内支点弯矩为正值)。ÁKr100 10 k N/m
4 结论
结构在自重、施工荷载、活载共同作用下两等跨连续梁中采用双弹性支座比采用单弹性支座,支座刚度Kr的变化对内反力的影响大于对外反力的影响;对AB跨跨中正弯矩的影响大于对内支点负弯矩的影响;对弯矩的影响大于对支反力的影响;Kr100 103 k N/m时,内支点弯矩为均为正值。
参考文献
[1]徐岳,王亚君,万振江.预应力混凝土连续梁桥设计[M].北京:人民交通出版社,2000
[2]陈强,黄志义.先简支后连续结构体系的概念和发展[J].铁道建筑,2005(4)
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[5]Federhofer K,Dynamik des Bogentragers und Kreisringes[M].Wien:Springer,1950.
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[8]丁如珍,谈长庆.恒载简支活载连续支点不转换的连续桥梁设想[J].华东公路,1996(2)
支承辊液压系统改造 篇3
轧机支承辊提升缸安装在支承辊换辊装置的两侧, 主要用于更换工作辊或调整下阶梯垫, 实际安装位置如图1所示, 支承辊提升缸部分液压系统原理图如图2所示。支承辊提升缸液压系统一共由8个液压缸组成, 21 MPa的液压油经P管, 电磁阀581.1, 液压锁507.1, 在节点A处液压油分成2路, 一路经单向调速阀736.1到节点B, 液压油分别进入1#~4#提升缸的无杆腔;另一路经单向调速阀736.2到节点C, 液压油分别进入5#~8#提升缸的无杆腔, 8个油缸同时动作。由于现场提升缸液压系统的液压管路较多, 液压管路频繁发生系统大漏油造成无法换辊, 导致降拉速或断浇故障。同时由于提升缸在支承辊下方, 出现漏油也无法立即处理, 必须利用工艺停机吊出支承辊才能处理, 在这期间提升缸的漏油故障处于失控状态, 严重的影响了现场生产和作业人员的安全, 急需对液压系统进行改造。
二、系统改造
通过对提升缸液压系统原理图的分析可知, 8个液压缸同时动作顶起支承辊和工作辊, 能否将8个液压缸分成互相独立的2组, 只用4个提升缸顶起支承辊和工作辊, 如果其中一个液压回路出现漏油故障, 可以切换到另一个液压回路以确保正常更换工作辊, 减少系统漏油同时也可避免拖延更换工作辊的时间。
1. 理论计算
对提升缸的压力进行验算, 验算过程如下。提升缸顶起后, 支承辊的受力分析如图3所示。
4个提升缸能顶起支承辊的条件是4个液压缸产生的力必须大于或等于支承辊及组件和工作辊及组件的重力和, 即4F≥G1+G2。式中F是单个提升缸产生的力;G1是支承辊及组件产生的重力;G2是工作辊及组件产生的重力。根据设备图纸查得, 低压系统的压力P=210 bar, 提升缸的规格为125/80~210 mm, 支承辊的质量M支=38452.8 kg, 支承辊轴承座的质量M支座=9200 kg, 工作辊的质量M工=16698 kg, 工作辊轴承座的质量M工座=2550 kg。单个提升缸产生的力F=PA≈257.6 k N。支承辊及组件和工作辊及组件产生的总重力G=G1+G2= (M支+2M支座+M工+2M工座) g≈771 k N。所以4F=1030.4 k N>G=771 k N, 因此4个提升缸产生的力, 完全能满足顶起支承辊及组件和工作辊及组件的要求。
2. 液压系统改造
为了确保液压系统改造后, 支承辊能被平稳的顶起, 不出现单边顶起倾斜的现象, 4个提升缸应该均布支承辊轴承座下方, 即传动侧入口和出口侧两边各布置一个提升缸, 操作侧入口和出口侧两边各布置一个提升缸, 因此将提升缸1#、4#、5#、8#组成一个液压回路1, 提升缸2#、3#、6#、7#组成一个液压回路2。另外为了方便2个回路之间的相互切换, 在阀台管路出口侧, 为2个回路的进油管和出油管各增设球阀, 其中一个回路工作时, 关闭另外一个回路的球阀, 改造后的液压原理图如图4所示, 下部与改造前一样, 图4中B, F, C接图2中B, F, C。
三、改造效果及效益
通过对原液压系统的改造, 由4个液压缸完全实现之前8个液压缸的功能。同时, 出现大漏油时, 可启动备用回路实现应急需要, 很好地解决了漏油问题。
1. 减少液压油损失
改造前平均每月出现2次提升缸液压管路漏油故障, 每班漏油3桶, 每次利用工艺停机才能安排人员处理提升缸漏油故障, 平均每次漏油约间隔5个班才能得到处理, 每桶油平均价格在3000元, 因此提升缸液压系统改造后, 每年可减少液压油损失约108万元。
2. 降低生产损失
浅析大型支承辊堆焊修复技术 篇4
轧辊是轧机的易损部件。随着钢产量的增加, 轧辊消耗量迅速增加。在众多可堆焊修复的轧辊中, 值得引起大家高度关注的是支承辊。支承辊和工作辊一样对轧制生产的稳定、板带外形和表面质量产生重要影响。因此, 必须定期下线进行磨削处理, 同时修整辊形, 以消除表面硬化层并恢复辊面硬度。当辊径减小到极限尺寸后, 便无法继续使用;有的支承辊因局部剥落仅失去少量工作层而失效, 如果直接报废不但造成资源浪费, 也使钢厂辊耗居高不下, 生产成本上升。用堆焊方法修复支承辊至合格尺寸, 恢复使用性能, 甚至超过新辊的使用寿命, 无疑是一件十分有意义的事情。近年来新辊供货十分紧张, 且受到原材料价格上涨而涨价, 堆焊支承辊的使用还具有缓解供货紧张局面, 解决钢厂燃眉之急的特殊作用。
二、支承辊常见失效形式及产生原因
1. 辊面磨损
支承辊上机服役运行一个规定的周期后, 就必须下机修磨, 修磨后方可再上机使用。这是由于辊面经受磨损后, 其纵向截面显现呈凹、凸状, 如果再超期服役继续使用, 就特别容易引发严重的辊面两端部位的端剥落。
支承辊与工作辊辊面直接接触, 所以导致辊面磨损主要有两个原因:由于铁粒、氧化铁皮引起的高应力辗碎式磨粒磨损;在高负荷循环弹性变形作用下的表面接触疲劳磨损。下支承辊的辊面磨损程度通常比上支承辊大。
2. 辊面局部或周向环状剥落
辊面局部剥落或周向环状局部剥落, 在服役周期内就会发生, 其剥落形式多为局部的块状剥落。原因如下。
(1) 接触疲劳。由支承辊与工作辊滚动接触过程中产生。辊身表面金属局部经受反复压力作用, 使在次表层中某些缺陷引发生成初始裂纹源, 其中某些裂纹源会不断扩展, 最终造成辊面局部剥落。
(2) 接触应力裂纹。产生原因是硬颗粒或碎金属物通过支承辊和工作辊接触区, 使辊面局部承受甚至高于辊体基材抗拉强度的高应力点负荷, 此时往往在次表层会瞬间生成裂纹而剥落。
接触疲劳与接触应力裂纹在本质上十分相近, 只是在引发原因、产生过程及剥落形式上有所不同。显然, 提高辊体材质质量、改善辊形受力情况及确保轧机处于良好的运行状态, 是预防局部剥落的有效途径。
3. 辊面端剥落
端剥落通常被称之为“掉肩”, 表现形式是在辊面两端大块剥落, 特点是剥落块的厚度大约等于辊身硬化工作层厚度, 底部近似于平行表面, 侧面则近似于垂直表面。
端剥落产生条件首先是辊面磨损, 并且由于磨损导致辊身纵截面形成凸形或凹形辊面, 结果使支承辊在这个服役周期内, 有一个较长时间阶段支承辊不是整个辊身与工作辊相接触, 而仅仅是辊面两端端部的局部接触。这样, 使距离辊身端部大约100~150mm处两端部承受循环载荷应力成倍增加, 使硬化层中的疲劳裂纹源更易产生, 也更易扩展, 大块端剥落也由此发生。
三、支承辊堆焊修复技术
1. 支承辊材质发展趋势
为提高支承辊辊身工作层的耐磨性和耐滚动接触疲劳性, 锻钢支承辊辊体材质大体上沿着含铬量不断提高和含碳量不断降低的方向发展。大致经历三代材料。
第一代为高碳铬钢, 含碳量0.80%~0.95%, 含铬量约2%, 典型牌号有9Cr2Mo和86CrMoV7等。
第二代是含铬量3%左右的中碳钢, 含碳量为0.40%~0.70%, 代表性钢种有70Cr3Mo、60Cr3Mo和40Cr3Mo等。
第三代是含铬量4%~5%、含碳量0.35%~0.55%的中碳铬钢, 该系列钢的淬硬性、抗疲劳强度、耐磨性与抗剥落性较以前支承辊均有明显提高。
辊体材质的发展趋势值得引起高度重视, 它表明对于支撑辊堆焊材料, 焊层硬度不是唯一重要的技术质量指标。
2. 支承辊堆焊层的质量要求
国内对于支承辊堆焊层的质量要求虽无统一意见和标准, 但是依据支承辊的工况条件, 至少应符合下列目标值。
(1) 在整个厚度堆焊层中, 无支承辊验收标准中的超标缺陷;
(2) 堆焊辊面硬度及硬度均匀性符合图纸或用户要求;
(3) 堆焊层具有良好的塑韧性。堆焊工作层的延伸率和断面收缩率笔者认为应达到或超过同等抗拉强度级别的复合铸钢辊;
(4) 堆焊层具有较高的疲劳极限与弹性模量值, 能满足支承辊对刚性和抗剥落性能的需求。
3. 堆焊工艺中的三个温度
三个温度指预热温度、层间温度和焊后消除应力的热处理温度。
预热温度必须高于辊体基材和选用堆焊材料的马氏体转变温度Ms点, 否则在焊道熔池基体一侧热影响区会产生脆性的马氏体组织, 同时也会导致堆焊过程中后一道焊道对前一道焊道的淬火回火效应。当焊后回火不能彻底清除上述问题时, 则在日后使用过程中, 前者易发生堆焊层大块或局部剥落, 后者在辊面易产生搓板状起皱。
起焊后, 层间温度可适当地在低于预热温度20~40℃范围内控制, 过高或过低均会产生焊层质量问题。如过高, 焊层金相显微组织会出现不希望的铁素体、珠光体组织, 而且给堆焊作业带来困难。反之, 则焊道中易产生如前所述的淬火回火效应。
焊后热处理的目的主要是最大限度地消除焊层及基体热影响区残余应力、调整焊层金相显微组织与硬度、扩散除氢与提高韧性。热处理温度应事先通过小样模拟试验确定。焊后热处理通常在480~560℃范围内进行。
除上述三个温度外, 实际上还有一个中间热处理问题。中间热处理主要目的是消除焊接应力。故可在480~500℃较低范围内进行。中间热处理次数根据堆焊总厚度而定, 一般每堆焊厚度30mm (单边) 左右需进行中间热处理一次。
4. 支承辊修复实例
以湖南华菱涟钢支承辊为例:
修复前尺寸为准1 413.81mm×1 800mm×5 330mm, 辊体材质为Cr4复合铸钢;修复后尺寸为准1 500mm×1 800mm×5 330mm, 硬度为HSD60-65;辊身表面硬度均匀性小于±2.5HSD。
修复方案:根据辊体材质及修复后硬度要求, 堆焊材料采用Cr Ni Mo V系列埋弧堆焊药芯焊丝, 采用自动堆焊。堆焊前辊身尺寸车削至准1 355mm (支承辊报废直径) , 预热温度为阶段升至400℃, 并随炉冷却至350℃;堆焊层分为打底层、过渡层、工作层, 采用不同牌号的焊丝焊剂将辊身堆焊至准1 435mm, 堆焊过程中保证层间温度为280±10℃;中间热处理过程为阶段升温至490℃, 并随炉冷却至350℃后, 继续堆焊至成品尺寸准1 517.8mm。焊后热处理过程为阶段升温至540℃, 并随炉冷却至40℃以下出炉, 经后期加工达到使用尺寸。
以上为支承辊堆焊修复的工艺过程, 重点指出了堆焊中三个温度的控制, 根据不同焊丝的选择, 数据会有所变化。堆焊修复支承辊经过上机使用后, 过钢量对比新制辊使用经验, 修复支承辊使用寿命能达到新制辊性能, 生产成本降低30%以上, 具有良好的经济效益。
四、结束语
支承辊在钢厂中是十分重要的重型轧辊, 其应用量大面广。由于工况条件十分苛刻, 故对辊体材质要求具有很高的综合机械性能。尽管支承辊堆焊修复在我国已有10余年历史, 但目前情况仍然是面对不同强度级别支承辊, 较难在现有国产堆焊材料系列中选择相应级别材料进行堆焊修复, 钢厂对此也非常谨慎, 这是一个高难度的技术问题。
堆焊修复大型支承辊是一项系统工程, 需要一支训练有素的职工队伍。大型支承辊堆焊工作量大、周期长, 不仅要求操作人员有过硬的技术水平, 更要求他们具有高度的工作责任心和对质量一丝不苟的精神。另外, 供电保证、设备保驾、后勤保障都要周密安排, 做到万无一失, 丝毫的疏漏都会造成严重的后果。少数堆焊辊的提前失效充分说明大型热轧支承辊堆焊修复技术的高难度和复杂性。需要通过进一步研究、实践, 使大型支承辊的堆焊修复技术不断改进、完善和提高。
参考文献
天面排水通气管支承方法 篇5
关键词：硬聚氯乙烯管道,刚性,变形,支承
1 前言
GB50242-2002《建筑给水排水及采暖工程质量验收规范》5.2.10规定排水通气管“在经常有人停留的平屋顶上,通气管应高出屋面2m……”,目的是使臭气在高出人的大气中散发。
目前建筑工程中排水通气管普遍采用硬聚氯乙烯管道(PVC-U)。硬聚氯乙烯管道是塑料制品,重量较轻,只有铸铁管的1/5,刚性远不及铸铁管,如高出屋面2m,其强度不能经受人们活动的碰撞、拴绑,容易折断,加上其膨胀系数大,在露天环境下易产生变形,因此,必须合理地选择支承。笔者介绍几种可行的支承形式,供大家借鉴。
2 利用角钢支架支承
利用角钢支架作支承,制作简便,效率高,成本低。但要注意做好角钢本身的防锈蚀措施,支架本体刷两道防锈漆,再刷面漆,支架根部可做水泥护墩,保护根部不锈蚀,如图1、图2所示。
3 联排管道连接支承
屋面联排通气管道可采用连体管卡,将两根联排的管道连接成一整体,使PVC-U管的强度和刚度均能增加,管卡间可用10mm圆钢连接,是一种简单可靠的支承方式。如图3所示。
4 利用砌体包封支承
排水系统的屋面通气管下段用砌体包封、装饰。既能满足管段固定和根部防水的要求,又与整体建筑装饰协调,美观实用。注意砌体外部所贴瓷片与屋面女儿墙内面瓷片和屋面地砖在色彩、图案方面的协调性。如图4所示。
5 增设外围式型钢护套架支承
对屋面独立的单根通气管,增设外围式型钢护套架,也是一种可行的支承方法。护套架材质可采用不锈钢制作,既美观又耐用。如图5、图6所示。
当屋面单根通气管离墙较远,不便设支架管卡时,可将穿越屋面的钢套管延长,既能起到套管原有的作用,又能对通气管起到增加强度、刚度和保护的作用。钢套管口处灌填油膏类防水材料,钢套管根部做成贴砌瓷砖的护脚墩台。如图7所示。
6 利用支撑管支承
当屋面离墙较远的通气管,在其旁边竖立仿通气管式的支承管(无透气作用),与通气管用管卡连结,互相支持。如图8所示。这是通气管支承一种新的工艺措施。但要注意在通气管和支承管上设文字标识,以便于维护保养。
7 结束语
支承式锅筒的安装 篇6
以上检验合格后，开始对锅筒进行画线。以锅筒下降管座中心线位置为准，画出锅筒的纵向中心线，以此线为基准，测量出锅筒横向中心线及两侧的四等分线，并打上铳眼。按图纸上尺寸和热膨胀的要求，由下降管座位置中心沿锅筒纵向中心线测量出支座中心点。再以该点为中心点，用圆规作垂线的方法，即可画出支座的十字中心线，并打上铳眼，作出标记。要仔细测量锅筒径向椭圆度和纵向弯曲。
1 锅筒椭圆度的测量
一般是通过测量锅筒水平外径尺寸与垂直外径尺寸求得。其水平外径的测量可在汽包两侧悬挂线锤的方法测量。如下图：
锅筒垂直外径的测量可用玻璃管水平仪测量。其方法是：在锅筒一侧适当距离设一线，位置选取在中部剖面位置。上部采用玻璃管水平仪，将锅筒中剖面顶部某标高位置引至垂线，下部用玻璃管水平仪将锅筒中剖面底部某标高位置引至垂线，测量其间垂线长度为则锅筒直径：D=L-(a+b)图示如下：
计算出的椭圆度要满足如下规范要求：
锅筒垂直直径与图纸尺寸不符，在安装中要做相应的调整，以保持汽泡中心标高的准确。例如锅筒垂直直径小8MM，则在安装中要把锅筒支座抬高4mm。
2 锅筒弯曲度的测量
用水准仪测量，沿锅筒长度方向每隔1m测量1次，如果锅筒较高，可用土筑一小平台，扎实，把水准仪放在小平台上。如图：
锅筒允许弯曲度为锅筒长度的2‰，但弯曲度不能大于15mm。
锅筒支座的检查，将支座解体开，用游标卡尺检测滚柱直径，误差不得大于2mm，圆锥度允许误差为±0.8mm，同一支座的各滚住间直径允许误差±0.8mm。检测各滚柱与平板的接触情况，其接触长度应不小于全长的70%，接触点为1cm2一点。把孤形支柱拿到锅筒下检验吻合情况。其接触长度不得小于80%。
锅筒支座安装位置的测定，首先要测量出柱顶面的对称中心线。根据柱子的安装记录，查出每根立柱的前后、左右的垂直度误差。在柱顶放线时，把每根柱顶面1/2画线用垂直度偏差值进行修正。修正后的每个柱顶面中心与基础中心点相重合，用拉对角线的方法，复检柱顶面对称中心线的平行与垂直度。误差在规范之内。从支撑锅筒的四根立柱中，抽出与基准标高点误差最小的1M标高线为准，向上测量出锅筒中心线标高，在柱顶立一角铁，把锅筒中心标高标示清晰。以测量出的柱顶锅炉纵横中心线为基准，测量出锅筒支座的纵横对称中心线位置，打上铳眼，用白漆标志清晰。然后在该位置预装支座，用玻璃管水平计检验支座标高。用在支座下增减垫铁厚度的方法，调整其标高。待标高线找正完毕，正式组装支座，上排滚柱组装时，要考虑到锅筒的膨胀数值，把滚柱向汽包中心线偏移出膨胀量。然后将滚柱临时点焊在一起，待锅筒安装就位后再割开。以上找正完毕，把支座与横梁点焊在一起，为锅筒吊装做好准备。
锅筒的吊装，大都采取汽车吊，这样安全经济。只有在一些场地比较狭窄的扩建工程中，才使用拔杆吊装。这种吊装方法特别要注意安全工作，锅筒在吊装的过程中，要提防撞伤管口。整个吊装过程要设一名专业起重工统一指挥。做到有条不紊。禁示喧宾夺主乱指挥。
锅筒吊装到位，用线锤测量锅筒的纵横中心线与柱顶所画的纵横中心线相重合后，吊车再松钩。然后以柱顶角铁标高点为准。用玻璃管水平仪测量锅筒四等分点的水平情况，并察看锅筒与支座的接触情况。如有偏差，通过手动葫芒与千斤顶找正。达到规范要求，方准配管。
摘要：锅筒又称汽包, 是锅炉的重要组成部件, 也是单件质量最大的部件。它与下降管系、水冷壁、饱和蒸汽管系、省煤器、过热器等部件组成锅炉的汽水循环系统。
关键词：外观,径向椭圆度,纵向弯曲,位置的测定
参考文献
综放面侧向支承压力分布研究 篇7
采空区形成前后, 煤层需承担的岩层重量是不变的[1];采空区形成前, 覆岩重量均匀地分布在煤层上, 采空区形成后, 覆岩重量转移至采空区外侧的媒体上, 也可能有一部分转移到采空区矸石上[2,3]。下面依据覆岩重量转移的特点建立静态支承压力计算模型。
1.1 关键层载荷转移
根据关键层理论, 关键层载荷包括关键层自重和由其控制的岩层组的重量。在工作面开采之前, 关键层载荷均匀地传递给下位岩层, 如图1 (a) 所示;在采空区形成之后, 关键层悬露部分的载荷转移至采空区前、后的下位岩体上, 如图1 (b) 所示;关键层破断后, 其载荷转移给前方下位岩体和后方矸石上, 如图1 (c) 所示, 转移的载荷大小与关键层破断步距有关。下面分别讨论后两种情况时关键层传递的载荷大小。
破断前关键层的运动状态如图1 (b) 所示[4]。此时, 关键层悬露部分载荷的一半转移到采空区一侧煤体上。设第i个关键层悬露部分承担的岩层组重量为q i, 则转移到采空区一侧煤体上的重量Q i=q i/2。q i的计算方法如图2所示。
设第i个关键层到煤层的距离为H i, 其控制的岩层组由m i个岩层组成, 由下至上记为ci/j, j=1, 2, …mi, 并设其厚度为hi/j, 容重为γ, 则
关键层破断后, 破断块载荷的一半转移到采空区一侧煤体上。设第i个关键层的破断块长度为L, i
其控制的岩层重量为q i′, 则转移到采空区一侧煤体上的重量Q i=q i′/2。q i′的计算方法如图3所示。
1.2 支承压力计算
采空区一侧煤体的支承压力σ由自重应力σ和q应力增量Δσ等两部分组成[5], 即
每个关键层悬露部分传递到采空区一侧煤体的重量所形成的应力增量呈等三角形分布, 如图4所示。图中x i为应力增量峰值位置到煤壁的距离;
根据图4所示的关系, 可得
当覆岩中有多个关键层时, 每个关键层产生应力增量进行叠加 (见图5) , 得到Δσ。
由自重产生的应力σ为q
可见, 静态支承压力的计算公式为一组分段函数;静态支承压力分布特征与岩层断裂角、关键层数、关键层位置及其控制的岩层组厚度、岩层破断块长度等有关。
2 支承压力计算分析
2.1 计算条件
厚表土层工作面及厚基岩工作面的岩层赋存条件如表1所示。对于厚表土层工作面, 将岩层破裂范围以上的岩层简化为一个岩层组;对于厚基岩工作面, 将岩层破裂范围以上的岩层简化为以关键层为控制岩层的多个岩层组, 每个岩层组由关键层及其上方的载荷层组成。计算条件:M=9.0 m, H=800 m, I=220 m, γ=25 k N/m 3, θ=82°, f=0.2, ψ=28.5°, λ=0.5, k=2, 煤壁支承力N 0采用静态支承压力计算公式计算。
2.2 侧向支承压力计算
将上述参数代入式 (1) 、 (2) , 可得到工作面侧向静态支承压力曲线, 如图6所示。从图中可以看出, 煤壁支承力N 0为2.75 MPa。将N 0=2.75 MPa, x 0=21.3 m, x t=52.4 m。获得侧向动态支承压力曲线, 如图6所示。
从图6中可以看出, 厚表土层工作面侧向静态支承压力峰值约为58 MPa, 峰值位置到采空区的距离约为65 m支承压力影响范围约为130 m, 低应力区宽度约为22 m;厚基岩工作面侧向静态支承压力峰值约为41 MPa, 峰值位置到煤壁的距离约为30 m, 支承压力影响范围约为190 m, 低应力区宽度约为14 m;侧向动态支承压力峰值约为40 MPa, 峰值位置到采空区的距离为21.3 m, 支承压力影响范围为52.4 m, 低应力区宽度为15.7 m。可见, 与厚基岩工作面相比, 厚表土层工作面静态支承压力分布特征具有峰值大、峰值位置到煤壁的距离大、低应力区宽度大和影响范围小的特点;与侧向动态支承压力相比, 侧向静态支承压力分布具有峰值位置到煤壁的距离大、影响范围大等特点。
3 结语
根据静支承压力的理论, 综放工作面侧向静态支承压力影响范围为52.4 m, 低应力区宽度为15.7 m, 留设区段煤柱的宽度应该在此范围以内。
摘要：为了确定综放面侧向支承压力分布, 为沿空留巷煤柱宽度的确定提供参考, 文章建立了计算模型。同时结合某矿2302工作面地质条件为背景, 计算了工作面侧向支承压力计算, 验证模型的正确性, 分别计算厚表土层工作面、厚基岩工作面的侧向支承压力。结果表明, 模型的提出能够准确地指导煤柱的留设, 提高了生产效率。
关键词：综放面,侧向,支承压力分布
参考文献
[1]孙恒虎, 赵炳利著.沿空留巷的理论与实践[M].北京:煤炭工业出版社, 1993.
[2]钱鸣高.采场上覆岩层岩体结构模型及其应用[J].中国矿业大学学报, 1982 (2) :1-11.
[3]钱鸣高, 李鸿昌.采场上覆岩层活动规律及其对矿山压力的影响[J].煤炭学报, 1982 (2) :1-12.
[4]钱鸣高, 缪协兴, 许家林, 等.岩层控制的关键层理论[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2000:10-63.