朱文吉， 李 源， 陳昌林， 鄧建安

(東方電氣集團(tuán) 東方電機(jī)有限公司， 四川 德陽 618000)

0 引 言

蝸殼作為水輪機(jī)組關(guān)鍵的受力部件和引水部件，其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)對機(jī)組安全運(yùn)行具有重要意義[1].而蝸殼在充水后引起的機(jī)墩位置混凝土基礎(chǔ)抬升會傳遞到發(fā)電機(jī)軸承，進(jìn)而影響機(jī)組的運(yùn)行狀態(tài)，隨著大型水電機(jī)組向高水頭、大容量的趨勢發(fā)展，蝸殼直徑愈加巨大，蝸殼充水對混凝土層的作用也更加明顯[2].在實(shí)際工程中，為了減小蝸殼向混凝土基礎(chǔ)傳力，通常會在大型水輪機(jī)組蝸殼上側(cè)敷設(shè)彈性墊層，以達(dá)到改善蝸殼外圍混凝土層應(yīng)力狀態(tài)的目的[3].而墊層的敷設(shè)范圍和厚度選擇，直接關(guān)系到土建結(jié)構(gòu)和發(fā)電機(jī)部件的安全穩(wěn)定.近年來，墊層蝸殼受到了科研與工程人員的廣泛關(guān)注，并對相關(guān)問題進(jìn)行了探討[4-9].在此基礎(chǔ)上，本研究利用ANSYS-Workbench有限元分析工具，建立了墊層蝸殼—混凝土相互作用模型，模擬了多種工況蝸殼充水引起的下機(jī)架和定子機(jī)座基礎(chǔ)不平衡抬機(jī)問題，計(jì)算數(shù)據(jù)可用于發(fā)電機(jī)軸承精細(xì)化設(shè)計(jì)，也可為軸系安裝調(diào)試提供相關(guān)依據(jù).

1 建模與計(jì)算

1.1 機(jī)組墊層參數(shù)

作為研究對象的某水輪機(jī)組額定出力784 MW，蝸殼進(jìn)口直徑7.74 m，蝸殼厚度36～80 mm，最大水頭229.4 m，升壓水頭287 m.其蝸殼彈性墊層敷設(shè)方案為：蝸殼墊層平面布置范圍從蝸殼延伸段進(jìn)口至蝸殼135 °，內(nèi)側(cè)距機(jī)坑里襯1 500 mm起，外側(cè)至導(dǎo)水中心線高程，并覆蓋集水箱，彈性墊層厚度為20 mm.計(jì)算模型以單臺機(jī)組作為分析對象，上游取至廠壩分縫處，下游取至下游墻外表面，兩側(cè)以機(jī)組段永久縫為界，高度范圍從尾水管直錐段底部取至發(fā)電機(jī)定子基礎(chǔ)層.

1.2 計(jì)算模型建立

在對蝸殼座環(huán)、固定導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算中，需要建立相對詳盡的幾何模型以體現(xiàn)實(shí)際結(jié)構(gòu)的細(xì)節(jié).實(shí)際工程中的大型水輪機(jī)組蝸殼相鄰截面之間多個(gè)方向存在較大厚度差異，蝸殼與過渡板連接位置也有大范圍的厚度差，這給有限元建模帶來一定難度.用實(shí)體單元建立蝸殼模型技術(shù)上固然可行，但與混凝土及墊層接觸效果不理想.對此，本研究將蝸殼和過渡板用板殼單元模擬，其余結(jié)構(gòu)仍采用實(shí)體單元模擬.

根據(jù)機(jī)組設(shè)計(jì)參數(shù)，本研究編寫了用于高效建立蝸殼模型的APDL命令流，座環(huán)和固定導(dǎo)葉采用整體建模，在Workbench工具中建立倒角模擬焊縫，并根據(jù)設(shè)計(jì)方案為蝸殼和過渡板各截面定義厚度，這樣可完全真實(shí)反映機(jī)組結(jié)構(gòu)特征.座環(huán)蝸殼模型與混凝土做布爾運(yùn)算后，用蝸殼建模類似方法可以方便地切分出彈性墊層實(shí)體模型，完全能夠適用于變厚度的墊層敷設(shè)方案.

在模型計(jì)算中， 混凝土參數(shù)為:彈性模量2.8×104N/mm2，泊松比0.18，密度2.548×10-6kg/mm3.聚氨酯軟木墊層材料參數(shù)為:彈性模量2.5 N/mm2，泊松比0.2.蝸殼、座環(huán)和固定導(dǎo)葉材料參數(shù)如表1所示.

表1 座環(huán)蝸殼材料機(jī)械特性表

本研究的實(shí)體模型和有限元網(wǎng)格如圖1所示.其中，蝸殼與座環(huán)環(huán)板綁定接觸，蝸殼與彈性墊層及混凝土的接觸面采用標(biāo)準(zhǔn)接觸單元.模型的計(jì)算程序?yàn)锳NSYS-Workbench，Z向?yàn)榇怪毕蛏?

(a)墊層蝸殼混凝土實(shí)體模型

(b)墊層蝸殼混凝土有限元模型

(c)座環(huán)蝸殼實(shí)體模型

(d)座環(huán)蝸殼有限元模型

1.3 約束條件與計(jì)算工況

在有限元計(jì)算時(shí)，約束條件為：座環(huán)與基礎(chǔ)連接面給予完全約束，蝸殼進(jìn)水口進(jìn)行水流方向和環(huán)向位移約束；所取的混凝土區(qū)域底部進(jìn)行全約束，其余邊界自由.

計(jì)算模型的受力情況為：下機(jī)架所受力由下機(jī)架重量、轉(zhuǎn)動(dòng)部分重量及水推力組成；定子機(jī)座受力來自定子機(jī)座和上機(jī)架重量.該機(jī)組墊層蝸殼充水基礎(chǔ)抬升計(jì)算工況如表2所示.

表2 墊層蝸殼充水基礎(chǔ)抬升計(jì)算工況

1.4 計(jì)算結(jié)果

根據(jù)電機(jī)層實(shí)際布置情況，在模型中切分出下機(jī)架支腿和定子機(jī)座支腿位置，分別如圖2、3所示.

圖2混凝土基礎(chǔ)層下機(jī)架支腿布置示意圖

圖3混凝土基礎(chǔ)層定子機(jī)座支腿布置示意圖

1)計(jì)算3種工況下，蝸殼、混凝土變形情況以及下機(jī)架和定子機(jī)座各支腿Z向絕對變形.以升壓水頭工況為例，圖4給出了蝸殼、混凝土、下機(jī)架基礎(chǔ)和定子基礎(chǔ)Z向位移云圖，下機(jī)架和定子機(jī)座各支腿Z向抬升計(jì)算結(jié)果見表3、4.計(jì)算結(jié)果表明，3種工況下，蝸殼最大Z向位移依次為2.749 mm、2.733 mm和3.431 mm，混凝土最大Z向位移依次為1.184 mm、1.169 mm和1.475 mm.

(a)蝸殼Z向位移云圖(mm)

(b)混凝土Z向位移云圖(mm)

(c)下機(jī)架基礎(chǔ)Z向位移云圖(mm)

(d)定子基礎(chǔ)Z向位移云圖(mm)

表4 升壓水頭工況定子機(jī)座支腿Z向抬升量計(jì)算結(jié)果(mm)

2)3種工況下，下機(jī)架和定子機(jī)座各支腿基礎(chǔ)抬升分布規(guī)律如圖5、6所示.

圖5各工況下機(jī)架支腿Z向抬升曲線

圖6各工況定子機(jī)座支腿Z向抬升曲線

計(jì)算結(jié)果顯示，3種計(jì)算工況下機(jī)架基礎(chǔ)和定子機(jī)座基礎(chǔ)各支腿上抬量規(guī)律一致，抬升量最大的是壓力載荷居首的升壓水頭工況，其次是充水工況，最小出現(xiàn)在最大水頭工況.原因是充水工況尚未產(chǎn)生沿Z軸向下的水推力，上抬量較正常運(yùn)行工況偏大，說明機(jī)墩抬升受水壓力和基礎(chǔ)載荷共同影響.下機(jī)架和定子機(jī)座各支腿最大抬升量均出現(xiàn)在+X方向順時(shí)針45°左右區(qū)域，該區(qū)域蝸殼被墊層覆蓋，雖然蝸殼變形遠(yuǎn)小于墊層厚度，但仍有較大的作用力通過墊層傳遞到混凝土造成不平衡抬機(jī)所致.

2 結(jié) 論

本研究表明，機(jī)墩不平衡抬升受到水壓力和基礎(chǔ)載荷共同作用，各運(yùn)行工況下的下機(jī)架和定子機(jī)座各支腿Z向不平衡抬升量分布規(guī)律基本一致，最大抬升量均出現(xiàn)在+X方向順時(shí)針45°區(qū)域.實(shí)際工程中，應(yīng)注意充水狀態(tài)的參數(shù)收集和分析，以保證運(yùn)行狀態(tài)的機(jī)組穩(wěn)定性.本研究的方法和結(jié)果對墊層蝸殼的設(shè)計(jì)計(jì)算和發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化調(diào)節(jié)具有一定的參考價(jià)值.