特殊工况（精选4篇）
特殊工况 篇1
石油化工装置的原料和产品绝大多数是易燃、易爆或有毒的介质,危害性较大,因此石化装置的安全性更显得突出和重要。装置安全的基础是设计,即设计的本质安全。设计中采取的安全措施很多,其中广泛应用的是设置安全阀来保护设备,以防止因设备超压而导致爆炸或破裂,造成介质泄漏、火灾、污染环境及人身伤害。在安全阀的设计中,其选型、大小、个数等都与安全阀的泄放量有关,所以设计石化装置时,安全阀泄放量的计算非常重要。国内外有很多关于这方面的标准规范和文献。但其中只介绍了一般通用工况的计算,而对于一些特殊工况,涉及很少。随着石化工业的发展和进步,特殊工况越来越多。在特殊工况下,安全阀泄放量的计算是设计中经常遇到和必须解决的问题。介绍两种特殊的外部火灾工况下安全阀的计算,对解决设计本质安全很有意义。
1火灾工况下设备带隔热层的计算方法
火灾工况是一个很常见的工况,国内一般使用下面两个公式计算安全阀的泄放量[1] :
设备不带隔热层:
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式中:W——压力容器安全泄放量,kg/h;
F——泄放减低系数;
A——容器受热湿表面积,m2;
q——液体在泄压工况时的汽化潜热,kJ/kg。
设备有完善的绝热保温层:
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式中:W——火灾工况时安全阀泄放量,kg/h;
t——泄压工况时被泄放液体的饱和温度,℃;
λ——常温下绝热材料的导热系数, kJ/(m·h·℃);
A——容器受热湿表面积,m2;
δ——保温层厚度,m;
q——液体在泄压工况时的汽化潜热,kJ/kg。
由于装置规模的大型化,容器尺寸也越来越大。如果使用公式(1)来计算,泄放量很大,相应的火炬管线和火炬也要加大,投资很大。如果使用公式(2)来计算,则泄放量有时只相当于公式(1)计算值的1%。但是,对公式(2)使用的前提“设备带有完善的绝热保温层”,目前国内的标准或规范尚没有确切的定义,也就是说,如何使用公式(2),并不明确。所以在设计时,使用起来没有把握,不敢采用。
根据API 521,对于有隔热层的设备,火灾发生时,隔热层可以减少热量的输入,因此可采用隔热系统允许的减低系数(F)来计算[2]。计算的约束条件是:隔热材料在900 ℃的温度下,能耐受2 h,不会被烧毁脱落;在消防水的冲击下也不会脱落;外保护层和捆扎材料最好选用不锈钢材质等。
隔热的减低系数的计算公式为:
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式中:F——减低系数;
Tf——泄压工况时被泄放液体的饱和温度,℃;
λ1——绝热材料在904 ℃和泄放条件下的平均导热系数, W/(m·K);
δ——保温层厚度,m。
计算出F后,代入式(1)可得:
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根据公式(4)可得到有隔热层时安全阀的泄放量,这个泄放量是较为合理和可信的。
经过多次计算发现,公式(2)和公式(4)的计算结果相差不大。
以正丁烷罐为例,假设保温厚度是70 mm,泄放温度是100 ℃,湿表面积是100 m2,汽化热是258 kJ/kg,保温材料是玻璃棉,20 ℃时的导热系数是 0.046 4 W/(m·K),即0.167 kJ/(m·h·℃),100 ℃时的导热系数是 0.06 W/(m·K),904 ℃时的导热系数是 0.197 W/(m·K)。
公式(1)计算出的泄放量是43 144 kg/h(F=1),公式(2)计算出的泄放量是579 kg/h,公式(4)计算出的泄放量是956 kg/h。设计中采用泄放量956 kg/h,既有把握,又不会导致火炬和火炬管线加大太多。
2火灾工况下,容器为非湿润表面(干表面)的计算方法
非湿润表面(干表面)容器指的是容器内介质是气体、蒸汽或超临界流体,或者不管内部装有何种流体,但内壁有隔热作用的容器(设计装有内隔热层或由于焦炭或其他物质沉积)。包括容器内介质在操作情况下是气液两相,但在泄放时成为单相(临界点以上)。
在外部火灾工况时,由于从器壁向流体传递的热量有限,火焰在很短时间内就可将外部表面金属加热到足以使材料软化发生破坏的温度。25.4 mm的钢板暴露于明火时,大约12 min就可达到593 ℃[2]。
API 521中给出了此工况的计算公式,经过单位换算后如下:
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式中:W——火灾工况时安全阀泄放量,kg/h;
P1——安全阀的泄放压力(绝压),MPa;
M——气体或蒸汽的分子量;
A——容器受热表面积,m2;
Tw——设备的壁温,K;对普通碳钢板材,API推荐的最大容器壁温为593 ℃
T1——安全阀入口介质泄放温度,K。
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Tn——气体正常操作温度,K;
Pn——气体正常操作压力(绝压),MPa;
可是,使用公式(5),经常会遇到问题。
举个例子,普通碳钢的气体储罐,操作温度20 ℃,操作压力0.1 MPa(绝压),安全阀定压是0.35 MPa(绝压),计算出来的泄放温度是752.5 ℃,代入公式(5),就会得到负值。再举个极端的例子,如果计算出来的泄放温度是593 ℃,这个公式的计算结果是0,显然不能用公式(5)来计算安全阀的泄放量。
这样的例子很多,分析其原因,是由于公式(5)是以理想气体定律为基础推导出来的,推导时假设容器没有隔热,容器壁温达不到破裂应力,泄放温度不发生变化。也就是说,公式(5)的使用是有很严格的限制条件的。
根据经验,在设计中如果要进行精确的计算,需要进行动态分析。实际上,在安全阀排放时,容器的壁温和容器内气体的温度是不断增加的,压力泄放是一个不稳定的状态,而且在很多情况下,安全阀尚未达到开启压力,容器就己经被破坏了。所以在此工况下,安装安全阀起不到保护设备的作用,应采取其它的措施,如水喷淋、减压、防火等,这些措施可以给操作者赢得处理问题的时间,达到安全生产的目的。
3结论
(1)火灾工况下,设备带隔热层,GB150中的
()
计算公式过于简化,而且使用场所不确切,此时可采用隔热的减低系数来计算泄放量。
(2)火灾工况下,容器为非湿润表面时,API
521提供的公式的适用范围有严格的限制,在有些工况下,安全阀起不到保护设备的目的,应采取其它措施,以保证安全生产。
参考文献
[1]GB150-2011.钢制压力容器[S].北京:中国标准出版社.
[2]API 521-2007Pressure-relieving and Depressuring Systems.
高温高压等特殊工况温度解决方案 篇2
煤化工行业中实践工作技术分析:在实践研究过程中, 我们分别以德士古、壳牌, 两种在煤化工行业中最为常见品牌的气化炉, 开展实践工作技术研究, 为整体研究工作提供数据支持。
1 德士古气化炉实践研究
1.1 主要运行技术数据及问题分析
在实践研究中, 我们对德士古急冷流程、全废锅流程性气化炉产品进行分析。这一气化炉产品在实际的运行过程中, 技术特点主要包括了以下几点:一是高温、高压;二是氧化性和还原性气氛共存;三是具有温度压力骤变等特殊工艺技术。在实际的气化炉运行过程中, 其主要的技术数据包括了以下内容。首先在燃烧过程中, 燃烧室温度数据为l350~1500℃, 其操作压大约为8.7 MPa。其次在燃烧过程中, 产生的气体具有氧化性与还原性较强的特点。最后实际检测过程中, 煤灰的熔点大约为1340℃左右。
这一炉体在实际工作中主要技术问题出现在以下几点:一是燃烧室壳体与内衬耐火砖在运行中容易出现相互剪切的情况。二是在实际运行中炉体内冲刷磨损极为严重, 进而使炉体出现逐渐减薄的情况, 影响气化炉的整体寿命。
1.2 温度测试装置性能要求分析
为了达到以上的技术要求, 我们对气化炉温度测试装置的要求如下:能承受1 600℃以上温度以及8.7 MPa压力;具有较好的抗氧化与还原性气体腐蚀;具有较好的可调节控制性, 对炉体厚度变化和扭曲剪切的情况具有适应性要求。
1.3 实践技术方案
在实际的温控技术研究中我们发现, 气化炉可调防振热电偶技术可以很好地实现以上的技术要求。第一是采用了自动调整测温装置。在实际应用中, 这一技术采用了可调防振技术理念, 在气化炉炉壁变薄的过程中, 热电偶可以在技术控制范围内完成自动调节, 保证温度测量部件处于测温的最佳位置。同时电偶装置在炉体发生剪切状况时, 其万向转动结构可以保证测温装置进行自动调整旋转, 保证测温装置保持在正确位置上。这种技术设计的实现, 可以很好地保证测温装置在工作过程中, 避免因炉体内部剪切问题造成测温装置折断的情况出现。第二是采用了先进的材料技术。在这一技术实践中, 我们采用了进口碳化硅材料, 作为保护管的制作材料。这一材料具有以下优势。首先其可以在1750℃温度状态下保持稳定状态, 且其与氧化铝等物质相比较具有良好的导热性, 其次是这一材料的硬度远远高于其他类似材料, 具有良好的物理性能;最后是这一材料因其结晶微小, 经过气体压力测试其气体密封性极强。这就使得这一材料在实际的应用中, 和好的减轻氧化气体与还原性气体对测量装置内部的腐蚀性。这是因为这一技术具有以上优势, 保障了其测温设备在复杂环境状态下的正常使用。
2 壳牌气化炉实践研究
2.1 主要运行技术问题分析
在壳牌气化炉的实际应用调研中我们发现, 这一气化炉设施受到其结构特点影响, 造成了炉体温度不能直接测定的问题出现。在实际的炉体运行中, 这一问题的出现主要是因为, 气化炉内因结构问题形成了“环形空间”, 而这种环形空间的的存在容易造成壳体超温的情况出现。所以在实际运行中, 技术人员只能通过间接方法实现温度的测量与控制过程。如通过间接手段, 包括以“环形空间”水冷壁的温度为参考, 进行温度的分析测量是我们经常采取的工作方法。所以在这类气化炉温度测试中, 我们一般采用多点采集的测量方式。利用综合测试分析的方式测了解炉体是否正常运行。
2.2 温度测试装置性能要求分析
在对这一结构气化炉的实际使用情况进行分析后, 我们对其温度测试装置提出了以下要求。一是这一装置在实际应用中必须具有抗受2MPa以上的压力, 同时在1500℃温度下可以正常工作。二是因为这一气化炉具有较为灵活与复杂的使用性, 所以温度测试装置应具有较为方便的拆卸、更换功能。三是在实际应用中, 温度测试装置必须多点式测试功能的要求。
2.3 实践技术方案
在实际的技术实践中, 我们为了实现以上的技术要求, 采用了多点可抽芯阻漏式气化炉专用热电偶技术方案, 开展了温度测试技术保障工作。
一是在实际设计中, 我们在炉体内设置了3至4个温度测试点, 利用多点式热电偶测温装置, 实现对炉体内不同点位的同时测温要求。
二是在安装过程中, 我们根据现场特点, 使用特制的法兰安装部件进行测温装置的安装工作。在实际安装过程中, 这一部分测温装置与测温的主体部分采用了可分离结构安装。这一技术方法的采用保证了法兰一次性安装完成后, 在测温装置的日常的维修与养护中, 只需要部分更换配件, 提高了测温装置安装的灵活性。同时测温装置中大部分是可独立更换的配件, 维修中可以单独替换, 减少了测温设备的维护成本, 提高了工作效率。
三是在设备运行中, 在炉内介质中存在着较多的腐蚀性物质, 所以我们在测温设备制作中采用了具有较高抗腐蚀性的Incoloy、Inconel以及Inconel600合金, 确保复杂环境下测温设备的正常使用。
四是为了提高测温装置的密封性, 在在实际设计中采用了多级阻漏的密封结构技术。这一技术的采用保证了炉体“环形空问”内存在着的高温高压气流不出现泄漏问题, 保证了气化炉设计中的安全与环保理念的实现。
摘要：本文介绍了气化炉的种类, 气化炉温场特点, 并提出了测温的解决方案。
特殊工况 篇3
随着冲击式机组制造水平的提高,国内外开始出现大容量的冲击式水轮发电机组,单机容量已达到120 MW[1]。目前国内正在建设的冲击式水电站的机组采用了六喷针结构[2],比过去的同类机组无论是机组容量和复杂程度都有了较大提高。
冲击式水轮发电机组的核心是冲击式水轮机(水斗式和斜击式水轮机),这种水轮机利用高速水流(射流)冲击转轮叶片作功,其射流中心线与转轮节圆相切(水斗式)或与转轮平面呈斜射角度(斜击式)。水斗式水轮机的最高效率稍低于混流式水轮机,但机组负荷变化时效率曲线平坦,采用多喷嘴结构时更为突出;这一机型适用于高水头小流量电站,与混流式水轮机相比结构简单,检修维护方便,而且空蚀和磨损小;机组甩负荷时折向器(偏流器)快速切断射流,喷针可缓慢关闭,这样既可减小机组的转动惯量和避免过高的机组速率上升,又可降低引水管道的压力上升[3]。当甩满负荷折向器切断射流或喷针完全关闭时,与混流式水轮机相比,机组的阻力矩甚小,机组转速至最高瞬态转速后,机组减速缓慢导致机组从甩负荷开始到转速稳定的调节时间较长,这会导致特殊的控制问题[4]。
大型冲击式机组多采用立式多喷嘴结构[5]。冲击式水轮机采用折向器及喷针的双重调节,其控制包括折向器控制、喷针控制、机组启动时喷嘴数及动作方式的选择、机组带负荷时喷嘴数的选择及切换。
除满足常规水轮机调速器的相同技术要求外,冲击式水轮机组还应满足一些特殊技术要求[6]:如在稳定工况下,多喷嘴冲击式水轮机的对称两喷针的位置偏差,在整个范围内均不大于2%;冲击式水轮机喷针和折向器控制机构应使喷针和折向器在整个运行范围内,任何两个喷针或两个折向器之间的偏差应小于全行程的1%;等等。
过去,国内没有与这样的大型冲击式机组配套生产调速器的经验,对于此类机组的运行控制问题,也没有较为深入的研究。本文针对多喷嘴冲击式水轮机组的控制策略与特殊工况运行问题,提出了基于9区图的PID控制增益自适应调节方法,解决其空载并网问题,并研究了冲击式机组的负载运行和小网运行时的特殊工况问题,为冲击式机组运行品质的提高提供了新的技术手段。
1 适应多喷嘴冲击式机组运行特性的PID控制增益自适应调节方法
1.1 PID控制及其应用于水轮机调速时的局限性
在工业过程控制中,目前采用最多的控制方式依然是PID方式。一方面是由于PID控制器具有简单固定的形式,在很宽的操作条件范围内,都能保持较好的鲁棒性;另一方面是因为PID控制器允许工程技术人员以一种简单而直接的方式来调节系统。现今的绝大多数水轮机调速器采用的都是PID控制规律[7]。常规的PID控制系统原理框图如图1所示。
PID控制器是一种线性控制器,它根据给定值r(t)与实际输c(t)构成控制偏差:e(t)=r(t)-c(t),将偏差的比例(P)、积分(I)、和微分(D)通过线性组合构成控制量,对被控对象进行控制,故称PID。控制器其控制规律写成传递函数形式为:
式中:KP为比例增益;为积分增益;KD=K P TD,TD为微分增益。
从上面的分析中可看出,当水轮机调节系统一旦产生误差,控制器立即就发挥控制作用,使被控制量朝着减少误差方向变化。PID控制的作用是通过KP、KI、KD这三个系数起作用的。这三个系数取值的大小不同,就是比例、积分、微分作用强弱的变化。
根据不同的被控对象适当地整定PID的三个参数,可以获得比较满意的控制效果。这种整定参数的过程实际上是对比例、积分、微分三部分控制作用的折衷。
同时,不难发现,PID控制系统的稳定性和准确性之间存在着矛盾,加大控制作用可使误差减少,准确性得以提高,但降低了系统的稳定性。反之,为保证系统的稳定性,限制控制的作用,又降低了控制的准确性。
对于大容量水电机组,水流惯性时间常数,水头的变化、尾水的波动以及蜗壳中不均匀流场引起的脉动,都是影响机组稳定的重要因素。
水电机组在空载或负载,小负荷或大负荷等运行工况,由于引水管的水压、流向及尾水的波动等因素会造成涡壳压力大幅度成不规则周期变化,机组的空载自平衡能力非常差,当接力器开度不变的情况下,机组频率摆动有时高达2 Hz以上[8]。如果采用一般的PID算法是不可能满足空载快速同期并网的要求,也就是为了解决机组的稳定问题,本文对PID算法进行了优化,提出适应系统运行特性的PID增益自适应调节方法,以解决机组的空载稳定性或小电网的调节品质。
1.2 基于9区图的PID增益自适应调节
该方法的基本原理是根据系统状态和某些预先确定的超平面之间的关系来改变系统控制结构,当系统(受控对象)状态穿越系统状态方向空间的预先设定的切换超平面时,控制系统从一个结构自动转向另外一个确定的结构,以保证系统状态变量达到并约束在给定的滑模流形上,并使之自始自终沿着滑模流形滑行至系统状态空间的平衡点,从而使系统达到某个期望的指标。
依据偏差和偏差变化率来调整输出的多点偏差增益控制法;r(t)定为系统给定的偏差输入,c(t)为其输出响应,则定义偏差e=r(t)-c(t),偏差变化率为e′=(ei-ei-1)/∆t,∆t为采样周期,i和i-1分别为本次的采样和上次的采样的偏差值,设±e0为系统允许偏差(其中:+e0为误差上限,-e0为误差下限,限内为零带),±e′0为系统允许偏差变化率(其中:+e′0为误差上限,-e0′为误差下限,限内为零带)。
系统的运行特性表征为系统偏差及偏差变化率的大小。将系统偏差及偏差变化率的大小各自分类为3种情况。这样的组合变化就有多种情况,每种情况都代表系统的一种工况。根据工况的不同采用相应的控制策略。根据这些由偏差、偏差变化率的组合而形成的多种工况采取相应的控制策略,及时向控制对象进行增益增加或减少,从而达到控制目的和跟踪性能要求。而每一时刻仅对应一种控制策略,因此根据偏差和偏差率实时变化所确定的工况,不断在多种控制策略中切换,直至系统的偏差被控制在预定的范围内。
本文将不同的工况根据偏差及偏差变化率的大小及组合分为9个区,类比电压无功控制的9区图法,提出下列控制策略,见图2。
其中,K4+到K1-等带下标的Ki将影响比例增益的大小。即利用它们对比例增益进行修正,达到根据不同工况进行调节的目的。K4+代表很大的正向修正量,K1-代表微小的反向修正量,其余Ki的含义类似。
±e0、±e′0为系统允许的偏差及偏差变化率,它们取决于系统精度,要求根据具体调节过程决定。系统动态响应时,K3+影响系统的延迟时间,K2+影响系统的上升时间,K4-影响系统超调,K2-影响系统的振荡次数,一般在确定了K2+,K2-,K4-之后,K4+来调节的值达到减小调整时间的目的。在Ki均满足运行条件的情况下,K0与系统的稳态误差有关。一般情况下,K 4+≥K 3+≥K 2+≥K1+,K4-≥K3-≥K2-≥K1-,K0取较小值使得系统稳态时的振荡频率较小。
将机组的转速和喷嘴反馈的变化速率用一个函数来描述,作为PID的被调节量进行运算,达到超前控制机组转速的目的。
本方法具有控制结构自适应和参数自适应的调节功能,自动按工况改变运行参数、PID调节参数及整机放大系数,使调速系统始终工作在较佳的工况点。
2 冲击式机组的运行问题
2.1 冲击式机组的负载运行
冲击式机组调速器具有负载频率调节模式、负载定开度运行模式和负载恒功率运行模式,负载频率调节模式包括一次调频和小电网运行模式。
2.1.1 负载频率控制
在频率控制状况时采用并联PID调节模式,其PID调节原理框图如图3所示。被调节的信号为频率偏差:
或者
其中:fg为频率给定(一般为50 Hz);fj为机组频率,fw为电网频率。
2.1.2 负载恒功率运行模式
如图4所示,在负载恒功率运行模式下,有功功率给定信号与机组的实际功率信号的偏差值并且叠加频率偏差信号作为被调节信号进行比例积分PI运算。另外,有功功率给定信号经功率/开度折算后直接开环作用到输出环节:
其中:Pg为有功功率给定;Pa为机组实际功率;E为频率人工失灵区。
2.1.3 负载定开度运行模式
如图5所示,在负载定开度运行模式下,开度给定信号与机组喷嘴接力器的实际开度信号的偏差值并且叠加频率偏差信号作为被调节信号进行比例积分PI运算。另外,开度给定值直接开环作用到输出环节:
其中:Yg为开度给定值;Ya为机组喷嘴实际开度;E为频率人工失灵区。
2.1.4 负载运行模式切换及大小网、孤网判定
在这种运行模式下,可通过转速的变化率为依据准确判断机组在大、小电网中运行,并且自动切换运行工况和调节参数,当线路故障或线路开关跳闸,能自动平稳地运行在大、小电网,孤网,厂用电及空载工况。
判断方法是:负载运行时,根据频率的变化以及负荷或开度的调整对频率引起的变化作为判断大小电网的依据,自动改变运行模式:在开度调节或功率调节模式下,当判断为小电网或电网故障自动切换到频率调节模式运行。
当转速变化率超过频率失灵区N个周期后,自动切入频率调节模式,并转至小网运行。当频率变化率在频率失灵区范围内,一段时间后(可设定)自动切入开度调节或者功率调节模式,并转至大电网运行。
2.2 冲击式机组的小网运行
由于冲击式机组在运行过程中在不同的负荷下投入的喷针数不同,而喷针的投切是根据主机厂家或设计院的要求在程序中设定好,而且喷针开关机速度非常慢,所以一般冲击式机组不适应小电网运行。冲击式机组在小网运行时必须采用以下两种方法。
2.2.1 喷嘴小网运行
当小网的负荷<30%时,调速器程序中自动将全喷嘴投入,闭锁喷针的切换,以避免由于喷嘴的切换引起负荷的波动,导致小网运行不稳定,折向器设置为最大,并且将喷嘴的最大开度进行限制,小网PID的调节参数选择应该使被控机组的频率控制在50±0.5 Hz以内。
2.2.2 折向器弃水控制
当小网的负荷较大时,并且负荷突变频繁,负荷经常大幅度变化,由于喷针接力器开、关动作较慢,喷针接力器不可能跟随负荷的大幅度变化,所以,一般将所有喷针投入并固定在某一较大的开度运行,依靠折向器接力器开、关动作快的条件,当小网负荷大幅度变化时,折向器接力器能快速跟随,从而使折向器起到调节负荷的作用。
闭锁喷针的切换,全部喷嘴开启到某一较大的开度,将小网PID的计算值来控制折向器的开度,小网PID的调节参数应该选择使被控机组的频率控制在50±1 Hz以内。
3 结论
论文研究了多喷嘴冲击式机组的PID控制规律,从提高并网及小网运行的稳定性出发,提出了基于9区图增益自适应调节的PID控制策略。并针对冲击式机组在运行时需要注意的问题进行了分析,并针对性地提出了解决方法。目前,所提的方法已经在实际的调速器得到实现,并通过了静模测试,在近期即将投入现场试运行。需要指出,相关定值的整定需要在现场根据实际工况完成,才能达到最佳的控制性能。
参考文献
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特殊工况 篇4
近些年来, 随着我国社会科学技术的发展, 门式起重机使用的安全性能在不断地提高, 但是, 由于在使用门式起重机的过程中, 由于多种因素的共同作用, 像起重机本身的机重过重问题、操作不当以及其他因素导致门式起重机的安全性能依然堪忧。尤其是门式起重机在特殊危险工况处于较为危险的状态, 如果安全性能过低, 将会造成巨大的人员伤亡, 也会造成较大的经济损失, 严重的影响到门式起重机的安全使用。因此, 通过采取有效的方法对门式起重机在特殊危险工况下的安全情况进行评价, 以便于及时的采取解决措施, 进一步提高门式起重机的安全性能, 确保门式起重机的安全运行。
1 对门式起重机所处的特殊危险工况分析
门式起重机所处的特殊危险工况种类较多, 其运行环境较为复杂, 在对门式起重机在特殊危险工况下的安全性能评价的过程中, 需要对门式起重机所处的特殊危险工况进行全面的分析。其具体包括如下几种特殊的危险工况。 (1) 吊物碰撞支腿。门式起重机在日常工作的时候, 时常会吊运超长的工件, 而超长的工件在吊运中存在着较大的危险, 常常会由于钢丝绳的旋转而出现吊物碰撞支腿的情况, 甚至会出现门式起重机倒塌的情况, 严重的影响到门式起重机使用的安全性能[1]。 (2) 防风抗滑装置的失效。门式起重机常常在大风天气作业, 甚至会遇到台风, 而在台风的环境下作业很容易导致防风抗滑装置的失效, 进而导致门式起重机出现脱轨的情况, 很容易造成巨大的人员伤亡。 (3) 大车碰撞轨道端部止挡。门式起重机在正常运行的过程中, 大车的前端会有止挡装置, 但是, 在实际运行中, 如果出现电机失电的情况, 常常会导致大车碰撞轨道端部止挡, 最终造成门式起重机的脱轨或者是倾覆, 甚至诱发更为危险的问题, 影响到门式起重机的安全使用和安全作业。 (4) 吊重突然卸载。吊重突然卸载主要就是指吊重意外脱离取物装置, 导致吊重的意外脱落。而出现此种情况的主要原因在于传动装置的实效、钢丝绳的断裂以及防脱钩装置失效等, 吊重的意外脱落可能导致起重机整体反向倾覆, 起重机支腿有失稳的可能性。起重机在日常工作的时候, 常常在上述的特殊危险工况中运行, 严重的影响到门式起重机的作业安全, 甚至造成不可挽回的经济损失和生命[2]。因此, 需要对门式起重机在上述特殊危险工况中的安全性能进行科学的评价, 积极的寻找突破点, 最大程度的确保门式起重机在特殊危险工况下的安全性能, 实现门式起重机的安全作业。
2 门式起重机在特殊危险工况下的安全性能评价策略
门式起重机在特殊危险工况下的安全性能问题堪忧, 因此, 需要对其安全性能进行评价, 具体的评价策略如下。
2.1 门式起重机在吊物碰撞支腿危险工况下的安全性能评价
门式起重机在日常作业的过程中, 常常由于吊运超长的工件而碰撞支腿, 进而出现危险情况。对于此类危险情况的安全性能评价主要从门式起重机结构存在的局部应力着手, 如果门式起重机的局部应力超出了安全范围, 说明门式起重机在此种危险工况下的安全性能非常低。需要及时的停止作业[3]。此外, 从外在表现上看, 如果门式起重机大车的车轮有抬起的情况, 也说明门式起重机在此种情况下的安全性能非常低。通过门式起重机在吊物碰撞支腿危险工况下的安全性能评价, 能够及时的发现危险的情况, 进而避免重大安全事故的发生, 确保门式起重机的作业安全。
2.2 门式起重机在防风抗滑装置的失效危险工况下的安全性能评价
门式起重机在防风抗滑装置的失效危险工况下的安全性能是较低的, 其主要的原因在于门式起重机的大车车轮与轨道的摩擦力非常有限, 在出现台风或者是特大风暴的情况下, 常常会由于防风装置的消失而出现打滑的情况, 而出现此种情况是非常危险的[4]。门式起重机在此种情况下的安全性堪忧, 在评价的过程中, 主要是应结合小车车轮作用力和钢丝绳作用力的动载因数, 起重机中的最大应力和挠度远大于许用值, 起重机将发生强度破坏, 甚至会出现重大的倾倒, 造成较为危险的情况。因此, 在实际的工作中, 如果门式起重机在防风抗滑装置失效的情况下, 应立即停止作业, 确保门式起重机的安全性。
2.3 门式起重机在大车碰撞轨道端部止挡工况下的安全性能评价
门式起重机在大车碰撞轨道端部止挡工况下作业也是非常危险的, 其外在表现为门式起重机大车车轮被抬起, 并且存在着较大的倾斜, 情节较为严重的, 可能会出现门式起重机的倒塌。在此种情况下, 主要应该对门式起重机的应力进行分析, 并且主要对屈曲稳定因数进行核定, 如果屈曲稳定因数的数值接近于1.33, 说明门式起重机存在着较为危险的情况, 其主梁的稳定性严重不足, 主梁作为门式起重机的核心结构, 一旦主梁出现运行问题, 将会给起重机的整体运行安全性、可靠性等造成极大地影响, 因此, 在评价结果分析中, 如果门式起重机的主梁出现问题, 则需要及时的调整, 确保门式起重机的运行安全[5,6]。此外, 在调整之后, 还需要对屈曲稳定因数进行从新计算, 了解调整后的屈曲稳定因数是否处于正常数值范围内, 最大程度的维护门式起重机的安全, 实现最佳的运行效果。
2.4 门式起重机在吊重突然卸载工况下的安全性能评价
在众多的特殊危险工况中, 吊重突然卸载是非常常见的危险工况, 也是发生率最高的危险工况。此种情况主要发生在吊重非常重的情况下, 由于门式起重机结构弹性变形的强烈反弹, 小车与主梁之间产生很大的相互作用力, 导致门式起重机结构中出现较大的应力和挠度, 最终会导致大车车轮抬起脱离轨道, 起重机处于危险状态[7]。针对于此种情况进行安全性能评价的时候, 主要是应该从门式起重机结构应力和最大挠度着手, 如果结构应力的数值和最大挠度的数值超出了正常的数值, 说明门式起重机处于危险状态, 需要及时的采取措施进行解决。
3 结束语
通过文章的研究发现, 门式起重机在正常使用的过程中, 经常处于特殊危险工况的情况下作业, 像, 吊物碰撞支腿、防风抗滑装置的失效、大车碰撞轨道端部止挡、吊重突然卸载等, 而在实际的应用中, 通过对其安全性能的评价, 及时的了解到门式起重机的实际安全情况, 如果安全性能过低, 通过采取紧急措施, 能够避免危险情况的发生, 确保对门式起重机的安全使用, 实现最佳的使用效果。
参考文献
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