裂解炉大型吊装方案.docx
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裂解炉大型吊装方案
附图
1.编制说明
新疆独山子22万吨/年乙烯改扩建工程乙烯装置6#、7#裂解炉大型吊装是该单位工程的关键工作,设备吊装难度大、安装精度要求高且时间紧迫,为了使该吊装工作能够顺利进行,特编制此方案。
2.编制依据
2.1.《乙烯裂解炉施工图》(图号:
XN50-0354)
2.2.《引风机安装与外形尺寸图》(南阳防爆集团有限公司)
2.3.《汽包装配图及有关技术资料》(德国阿尔斯通)
2.4.《裂解炉对流段模块吊装》(ABB鲁姆斯SA6-0011-BA198)
2.5.《乙烯装置裂解炉施工技术规程》(SH/T3511-2000)
2.6.《化工工程建设起重施工规范》(HGJ201-83)
2.7.《材料力学》(天津大学材料力学教研室编)
2.8.《最新常用五金手册》(江西科学技术出版社)
2.9.《德马克TC2000吊车性能表》
2.10.《公司常用吊车性能表》(中油化建股份)
2.11《现场实际情况勘查汇报材料》(JCC)
2.12.《炼油、化工施工安全规程》
3.工程概况
3.1.大型吊装概述
3.1.1.6#、7#裂解炉大型吊装包括14个对流段模块、2个烟气收集器、2台风机、2座烟囱、2台汽包及16组辐射段盘管和8台TLE的吊装。
3.1.2.根据总进度计划安排,6#、7#裂解炉大型吊装将在2001年9月进行,与此相关的准备工作都将在吊装前完成。
3.1.3.大型吊装前钢结构主要框架必须按设计要求安装完;为节省费用、缩短施工绝对工期,裂解炉大型吊装考虑一次完成,其它吊装工作准备用160吨以下吊车完成。
3.1.4.考虑到对流段模块运输较为困难,决定将所有模块在施工现场组对,用大吊车按模块安装顺序吊装就位;随后,将收集器、汽包、风机等用拖车运到施工现场指定位置后,直接起吊就位;然后,将辐射盘管、TLE吊装就位。
将烟囱分两段运到施工现场,组对成一体后,采用辅助吊车溜尾,主吊车提吊就位。
3.1.5.此次大型设备安装要与梁、支架及有关部件的安装同步,该方案中不进行详细叙述,细节部分以技术交底形式进行补充;另外,辐射盘管外方已提供吊装方案,这里不再详细介绍。
3.2.吊装设备主要技术参数
序号
名称
规格
(m)
单重
(t)
数量
安装标高(m)
吊装高度(m)
1
模块Ⅰ
14.97×1.7×2.758
38.5
2块
20.793
37.0以下
2
模块Ⅱ
13×1.7×1.646
12.8
2块
22.439
37.0以下
3
模块Ⅲ
10.86×1.7×1.841
25.6
2块
24.28
37.0以下
4
模块Ⅳ
10.86×1.7×2.12
29.1
2块
26.4
37.0以下
5
模块Ⅴ
10.86×1.7×1.111
16.5
2块
27.511
37.0以下
6
模块Ⅵ
10.86×1.7×1.829
30.8
2块
29.34
37.0以下
7
模块Ⅶ
10.86×1.7×2.026
28.7
2块
31.366
37.0以下
8
收集器
9.24×1.7×0.805
7.0
2块
32.171
37.0以下
9
引风机
5.9×2.91×3.9
12.8
2台
33.887
38.5
10
汽包
φ1.65×9.5
38.0
2台
33.887
37.0
11
烟囱
φ1.6×16.613
15.0
2座
38.387
56.0
12
辐射盘管
265×0.8×15.958
5.2
16组
18.078
34.5
13
TLE
2.1×1.6×11.7
13.7
8台
22.4
26.0
3.3.吊装现场情况简介
施工现场和生产装置较容易隔离,施工场地相对比较宽敞,场地也较为平整,地耐力可达30t/m2以上,这对此次吊装工作非常有利。
4.施工准备
4.1.施工技术准备
4.1.1.施工前要有经过审批的吊装方案。
施工方案要下发到有关技术人员和施工人员手中,并熟悉此方案。
4.1.2.绘制好吊装平、立面吊装图,现场勘查、测量,确定对流段模块放置位置以及行车路线、站车位置和接杆方向。
4.2.施工现场准备
4.2.1.施工现场首先要做好安全防火措施,周围搭设好防火墙,并配备足量的消防器材。
4.2.2.裂解炉钢结构框架安装找正达到规范要求并经监理公司签字确认,且基础二次灌浆完,具备大型吊装条件;对流段模块在指定位置按要求组装好并经监理公司确认合格。
4.2.3.施工现场场地按要求整平,并清理干净,做到“四通一平”。
4.2.4.吊装框架、机索具按要求准备好,并经检查合格。
4.2.5.吊车经施工单位、建设单位等安全部门进行全面检查,合格后方可进车和站车以及进行接杆、吊装等作业。
5.施工方法
5.1.对流段模块主要参数描述
5.1.1.模块外形结构示意图
2758
5.1.2.模块重量明细表
名称
项目重量
模块Ⅰ
(kN)
模块Ⅱ
(kN)
模块Ⅲ
(kN)
模块Ⅳ
(kN)
模块Ⅴ
(kN)
模块Ⅵ
(kN)
模块Ⅶ
(kN)
收集器
(kN)
管束
101.0
―
100.0
81.0
54.0
117.0
85.0
-
翅片
16.0
-
25.5
75.0
34.0
71.0
70.5
-
管板
36.7
-
19.5
12.6
8.2
12.9
14.3
-
侧墙框架
76.0
28.4
23.1
25.1
15.2
22.9
24.4
10.3
墙板
28.7
18.3
13.6
15.7
8.2
13.5
15.0
19.7
侧墙衬里
82.0
75.0
52.2
60.1
31.5
51.9
57.5
40.0
西侧管箱
19.8
-
7.6
7.3
3.8
6.3
7.0
-
东侧管箱
16.7
-
9.0
8.4
4.4
7.2
8.0
-
平衡框架
8.1
6.3
5.5
5.8
5.7
5.3
5.3
-
总计
385.0
128.0
256.0
291.0
165.0
308.0
287.0
70.0
5.2.对流段模块捆绑型式选择
60º
绳长
按图示进行吊装,由于模块中心线两侧不完全对称,模块吊装时在管箱上产生了一偏重:
模块Ⅰ在东侧3.09kN,模块Ⅲ在西侧1.36kN,模块Ⅳ在西侧1.03kN,模块Ⅴ在西侧0.54kN,模块Ⅵ在西侧0.88kN,模块Ⅶ在西侧0.98kN。
但上述偏重不会影响吊装。
2100
模块Ⅰ
tgα=8273/4620;α=60.82ºctgβ=1050/9475.6;β=83.64
2100
模块Ⅱ-Ⅶ
(括号内用于收集器)
tgα=4534/2320;α=62.9º(tgα=4488.56/2320;α=62.67º)
ctgβ=1050/5093.1;β=78.1º(ctgβ=1000/5052.68;β=78.58º)
5.3.对流段模块吊耳设计及核算
5.3.1.模块Ⅰ吊耳设计
5.3.1.1.模块Ⅰ吊耳结构型式
“A”
5.3.1.2.模块Ⅰ吊耳强度校核
取动荷系数k=1.5
吊装总负荷Q=385×1.5=577.5kN
每个起吊点负荷Q1=577.5/4=145kN
吊耳环板处:
σSH=167.4/[(20-6.03)2.0]=6.0kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
(σSH-拉应力、Fy-屈服强度σS)
在螺栓位置“A”处
竖直方向拉力σ=145/[(20-2×2.6)2.0]=4.9kN/cm2
水平方向剪切力τ1=81.63/[(20-2×2.6)2.0]=2.76kN/cm2
由于弯矩引起的水平剪切力τ2=(81.63×220/200)/[(20-2×2.6)2.0]=3.03kN/cm2
剪切总应力τ=τ1+τ2=2.76+3.03=5.79kN/cm2
总应力σr=(4.92+5.792)½=7.58kN/cm2<0.66Fy=0.66×23.5=15.5kN/cm2
5.3.1.3.模块Ⅰ联接螺栓校核
螺栓选6×M248.8级
联接板摩擦面受力分析
垂直方向摩擦力:
T1=145/6=24.17kN
水平方向摩擦力:
T2=81.62/6=13.6kN
由于扭矩引起水平方向摩擦力:
T3=(81.63×220)/(2×200)=44.9kN
总摩擦力:
T=[24.172+(13.6+44.9)2]½=63.29kN<170×0.45=76.5kN
5.3.2.模块Ⅱ-Ⅶ吊耳设计
“A”
5.3.2.1.模块Ⅱ-Ⅶ吊耳结构型式
5.3.2.2.模块Ⅵ吊耳强度校核
取动荷系数k=1.5
吊装总负荷Q=308×1.5=462kN
每个起吊点负荷Q1=462/4=115.5kN
吊耳环板处:
σSH=133.37/[(20-6.03)2.0]=6.365kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
在螺栓位置“A”处
竖直方向拉力σ=115.5/[(20-2×2.6)1.5]=5.51kN/cm2
水平方向剪切力τ1=60.75/[(20-2×2.6)1.5]=2.89kN/cm2
由于弯矩引起的水平剪切力τ2=(60.75×170/100)/[(20-2×2.6)1.5]=4.93kN/cm2
剪切总应力τ=τ1+τ2=2.89+4.93=7.82kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
总应力σr=(5.512+7.822)½=9.5kN/cm2<0.66Fy=0.66×23.5=15.5kN/cm2
5.3.2.3.模块Ⅵ吊耳联接处H钢翼缘板强度校核
H型钢规格为:
H200×204×12×9
竖直方向拉力σ=115.5/72.28=1.598kN/cm2
水平方向剪切力τ1=60.75/[(20-2×2.6)1.2]=3.42kN/cm2
由于弯矩引起的水平剪切力τ2=(60.75×170/100)/[(20-2×2.6)1.2]=5.815kN/cm2
剪切总应力τ=τ1+τ2=3.42+5.815=9.24kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
总应力σr=(1.5982+9.242)½=9.367kN/cm2<0.66Fy=0.66×23.5=15.5kN/cm2
所以H型钢翼缘板无需加强。
5.3.2.4.模块Ⅵ联接螺栓校核
螺栓选4×M248.8级
联接板摩擦面受力分析
垂直方向摩擦力:
T1=115.5/4=28.87kN
水平方向摩擦力:
T2=60.75/4=15.18kN
由于扭矩引起水平方向摩擦力:
T3=(60.75×170)/(2×100)=51.64kN
总摩擦力:
T=[28.872+(15.18+51.64)2]½=63.29kN<170×0.45=76.5kN
5.3.3.收集器吊耳设计
5.3.3.1.收集器吊耳结构型式
Ф18
5.3.3.2.收集器吊耳强度校核
取动荷系数k=1.5
吊装总负荷Q=70×1.5=105kN
每个起吊点负荷Q1=105/4=26.25kN
吊耳环板处:
σSH=30.31/[(15-6.03)1.5]=2.25kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
在螺栓位置“A”处
竖直方向拉力σ=26.25/[(15-2×1.8)1.5]=1.53kN/cm2
水平方向剪切力τ1=13.92/[(15-2×1.8)1.5]=0.814kN/cm2
由于弯矩引起的水平剪切力τ2=(13.92×150/150)/[(15-2×1.8)1.5]=0.814kN/cm2
剪切总应力τ=τ1+τ2=0.814+0.814=1.628kN/cm2<0.4Fy=0.4×23.5=9.4kN/cm2
总应力σr=(1.532+1.6282)½=2.2kN/cm2<0.66Fy=0.66×23.5=15.5kN/cm2
5.3.3.3.模块Ⅵ联接螺栓校核
螺栓选4×M168.8级
联接板摩擦面受力分析
垂直方向摩擦力:
T1=26.25/4=6.56kN
水平方向摩擦力:
T2=13.92/4=3.48kN
由于扭矩引起水平方向摩擦力:
T3=(13.92×150)/(2×150)=6.96kN
总摩擦力:
T=[6.562+(3.48+6.96)2]½=12.33kN<75×0.45=33.75kN
5.4.对流段模块吊装平衡框架设计及核算
5.4.1.模块Ⅰ平衡钢框架设计
5.4.1.1.模块Ⅰ顶部平衡钢架及底部拉杆示意图
∠75×75×7
拉杆直径为Φ12,两端有150mm的螺纹部分,并在两端带2个螺帽和垫片。
模块安装完后拆掉拉杆。
为了拆卸方便,该框架和模块之间联接点采取螺栓联接型式,框架其它节点采取焊接型式。
见螺栓联接节点简图:
5.4.1.2.模块Ⅰ顶部平衡钢架强度和稳定性校核
由吊装角引起的X、Y向力按全部由模块顶部角钢框架承担计算:
Y
框架受力简图:
C节点
BC′杆受压:
惯性半径i=(I/A)½=(98.71/10.16)错误!
链接无效。
=3.12cm
柔度λ=μl/i=1×173.1/3.12=55.5
查表得,折减系数φ=0.864
BC′杆所受压应力σ=N/A0=118.94/10.16=11.7kN/cm2<Φ[σ]=0.864×14=12.1kN/cm2
CC′杆受拉:
CC′杆所受拉应力σ=N/A0=132.2/10.16=13.01kN/cm2<[σ]=14kN/cm2
5.4.1.3.模块Ⅰ底部拉杆强度校核
σ=(18.55×20/265.8)/[3π(0.6)2]=0.411kN/cm2<[σ]=14kN/cm2
5.4.1.4.模块Ⅰ与平衡框架联接螺栓的选择
选3×M16×508.8级
摩擦面最大摩擦力f=μF=0.45×75×3=101.25kN
联接点所受剪切力T=(81.632+18.552)1/2=83.7kN<f
5.4.2.模块Ⅱ-Ⅶ平衡钢框架设计
5.4.2.1.模块Ⅱ-Ⅶ顶部平衡钢架及底部拉杆示意图
∠70×70×6
5.4.2.2.模块Ⅵ顶部平衡钢架强度和稳定性校核
由吊装角引起的X、Y向力按全部由模块顶部角钢框架承担计算。
框架受力简图:
Y
AB′杆受压:
惯性半径i=(I/A)½=(68.73/8.16)错误!
链接无效。
=2.9cm
柔度λ=μl/i=1×143.8/2.9=49.6
查表得,折减系数φ=0.888
AB′杆所受压应力σ=N/A0=75.31/8.16=9.23kN/cm2<Φ[σ]=0.888×14
=12.43kN/cm2
BB′杆受拉:
BB′杆所受拉应力σ=N/A0=89.02/8.16=10.9kN/cm2<[σ]=14kN/cm2
5.4.2.3.模块Ⅵ底部拉杆强度校核
σ=(27.5×20/179.29)/[2π(0.6)2]=1.357kN/cm2<[σ]=14kN/cm2
5.5.对流段模块稳定性核算
模块侧墙受力情况可简化为受均布载荷的重力(按承受全部重量计算)和集中载荷的支反力。
5.5.1.模块Ⅰ稳定性核算
q
侧墙受力分析简图:
9240
均布载荷集度:
q=1.5×385/(2×13)=22.2kN/m
板5
α=1098/1485=0.74
К=(0.74+1/0.74)2×(2.1/1.1)=8.35
许用应力[σ]=8.35×(1378×0.5/148.5)2
=179.7kg/cm2=1.79kN/cm2>1.001kN/cm2
5.5.2.模块Ⅴ强度核算
侧墙受力分析简图:
q
均布载荷集度:
q=1.5×165/(2×9.24)=13.39kN/m
惯性矩I=1/12×0.5×107.13+2×861+2×23.71
×(110/2)2=196294cm4
最大弯矩Mmax=1/8×13.39×4.642=36kN/cm2
弯曲应力σmax=(3600×110/2)/196294=1.0kN/cm2
773
5.5.3.模块Ⅵ强度核算
侧墙受力分析简图:
q
均布载荷集度:
q=1.5×308/(2×9.24)=25kN/m
1829
α=773/914.5=0.845
К=(0.845+1/0.845)2×(2.1/1.1)=7.85
许用应力[σ]=7.85(1378×0.5/91.45)2=445kg/cm2
=4.45kN/cm2>0.96kN/cm2
5.6.对流段模块刚度核算
由于钢件和耐火浇注料弹性模量的不一致,模块的挠曲变形会引起两者结合面处产生一定的内应力,故模块的挠度必须控制在一定范围内。
5.6.1.模块Ⅴ侧墙受力分析
q
载荷集度q=1.5×165/(924×2)=0.1339kN/cm
侧墙惯性矩I=196294cm4
弹性模量E=21000kN/cm2
EI=21000×196294=4.122×109kN·cm2
5.6.2.模块Ⅴ挠度计算
弯矩图:
M[kNcm]
MA=1/2×0.1339×230.02=3542kN•cm
ME=1/8×0.1339×464.02-1/2×13.39×2302=3604-3542=62kN•cm
ME′=1/8×0.1339×464.02=3604kN•cm
C处挠度(单位力法计算)
单位力弯矩图:
-2300
M1A′=1×2300=230.0cm
l
0
δC=MM1′(dx/EI)=1/4×(-3542)×(-230.0)×230.0/EI+1/2×(-3542)×(-230.0)×464.0/EI+1/3×(+3604)×(-230.0)×464.0/EI
=(46.84+189.00+128.21)×106/EI
=107.63×106/(4.122×109)=0.02611cm
E处挠度
单位力弯矩图:
D
l
M2E′=1/4×1×464.0=116.0cm
0
δE=MM2′(dx/EI)=1/2×(-3542)×(+116.0)×464.0/EI+1/3×(+3604)
×(+116.0)×[(4642+2322)/(464×EI)]
=(-95.32+80.83)×106/EI
=-14.49×106/(4.122×109)=-0.00352cm
5.6.3.模块Ⅴ挠度曲线
0.04mm
挠度最大的模块Ⅴ经计算其端部最大挠度为0.26mm,另外衬里浇注料并不是一直连续在整个板面上的,而是在管板处断开,浇注料最大连续长度仅为2320mm。
基于上述原因,鲁姆斯认为0.26mm的挠度可以接受。
5.7.烟囱强度及刚度核算
5.7.1.烟囱强度核算
烟囱受力分析简图
830.65cm
载荷集度q=1.5×15×9.81/1661.03=0.1329kN/cm
M[kN·cm]
弯矩图:
45849.1
最大弯矩Mmax=1/8×0.1329×1661.32=45849.1kN·cm2
弯曲应力σmax=45849.1/[π(161.63-1603)/32]=3.76kN/cm2<[σ]=14kN/cm2
5.7.2.烟囱刚度核算
E=21000kN/cm2
I=π(D4-d4)/16=π×(161.64-1604)/64=1305565cm4
EI=2.742×1010kN·cm2
单位力(C点加力)弯矩图:
1
M[kN·cm]
B
A
C
415.3
Mc=1/8×0.1329×1661.32=45849.1kN·cm2
Mc′=-1661.3/4=415.3cm
C点处挠度:
0
l
δC=MCMC′(dx/EI)
=-[1/3×45849.1×415.3×(1661.32+830.652)/1661.3]/2.742×1010
=0.48cm
烟囱吊装挠度曲线:
C
由于烟囱衬里厚度仅为50mm,鲁姆斯认为该挠度值是可以接受的。
5.8.大型吊装平衡梁的设计及核算
5.8.1.烟囱和TLE吊装扁担的设计
k·G/2
5.8.1.1.烟囱吊装示意图及受力分析图
5.8.1.2.TLE吊装示意图
尾部吊耳
5.8.1.3.烟囱和TLE扁担结构图(括号内为TLE扁担长度)
4×M168.8
5.8.1.4.烟囱扁担稳定性校核
扁担惯性半径:
i=[πr3t/(2πrt)]½=r/
(2)½=10/
(2)½=7.071cm
扁担柔度:
λ=μl/i=1×160/7.071=22.63
查表得:
折减系数φ=0.975
则φ[σ]=0.975×14=13.65kN/cm2
扁担所受压力:
N=(1.5×15×9.81/2)tg30°=63.718kN
扁担所受压应力:
σ=N/A=63.718/[π(10.82-102)/4]=4.878kN/cm2<φ[σ]
5.8.2.辐射段盘管吊装框架
该吊装框架鲁姆斯已有详细设计,这里不再进行论证。
吊装框架简图(见下页图)
H200×204×56.2
5.9.大型吊装钢丝绳的选择
5.9.1.模块吊装钢丝绳的选择
5.9.1.1.模块Ⅰ吊装钢丝绳的选择
取安全系数k=5
选公称抗拉强度1550Mpa、φ43.0,6×37股单股,则:
钢丝绳总破断拉力:
Pp=1080000×0.82/5=177kN>T=167.4kN
钢丝绳长度:
选四根时l≥9245mm,选两根时l≥18490mm。
5.9.1.2.模块Ⅱ-Ⅶ吊装钢丝绳的选择
选公称抗拉强度1550Mpa、φ47.5,6×37股单股,则:
钢丝绳总破断拉力:
Pp=1305000×0.82/5=214.0kN>T=133.37kN
钢丝绳长度:
选两根,l=13000mm。
5.9.1.3.收集器吊装钢丝绳的选择
选公称抗拉强度1550Mpa、φ14.5,6×37股双股,则:
钢丝绳总破断拉力:
[k·G/2]
Pp=152500×0.82/5=25.0kN>T=30.31/2=15.2kN
钢丝绳长度:
选四根,l≥4922×2=9844mm。
5.9.2.烟囱吊装钢丝绳的选择
选公称抗拉强度1550Mpa、φ28
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