王思淼　王文全　閆妍　王秀

摘要：基于雙向流固耦合分析方法，對某混流式水輪發(fā)電機(jī)上導(dǎo)軸承進(jìn)行動力學(xué)特性分析。討論軸瓦數(shù)、軸承間隙和主軸偏心距離對軸瓦和主軸應(yīng)力和形變量的影響。研究發(fā)現(xiàn)：適當(dāng)?shù)卦黾訉?dǎo)軸承瓦塊個(gè)數(shù)，可以使單個(gè)瓦片所受到的峰值應(yīng)力降低，形變量減小，當(dāng)軸瓦從4塊增加到8塊時(shí)，應(yīng)力峰值可以降低31%，位移峰值降低33.5%;軸瓦應(yīng)力對主軸與軸瓦之間的軸承油膜間隙厚度變化不敏感;主軸偏心距離增大，會使軸瓦的應(yīng)力位移顯著增加，增長趨勢呈線性增長。主軸發(fā)生偏心時(shí)，軸瓦中心部位主要承載主軸偏心時(shí)的徑向力。

關(guān)鍵詞：導(dǎo)軸承;軸瓦數(shù);軸承間隙;主軸偏心距;應(yīng)力;流固耦合

中圖分類號：TK730.3文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

水力發(fā)電是可再生能源的重要組成部分，約占全球發(fā)電量的20%[1]。水力發(fā)電具有產(chǎn)電量大，產(chǎn)能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，在能源供給中占據(jù)十分重要的位置。我國山川河流較多，水頭落差大，水能資源豐富[2-3]，截至2020年底，我國常規(guī)水電裝機(jī)達(dá)到3.38億kW，年發(fā)電量1.35萬億kW·h，在建規(guī)模約4 800萬kW;抽水蓄能裝機(jī)3 149萬kW，在建規(guī)模5 373萬kW[4]。我國目前機(jī)電排灌保有量居世界第一，但仍有巨大的水力資源待開發(fā)利用[5-7]。

水力發(fā)電機(jī)組是水力發(fā)電站的核心動力機(jī)械設(shè)備，能夠?qū)⑺鳑_擊的能量轉(zhuǎn)換為旋轉(zhuǎn)機(jī)械能，通過主軸帶動發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動產(chǎn)生電能。而水輪發(fā)電機(jī)組作為大型旋轉(zhuǎn)機(jī)械，在運(yùn)行中存在振動和擺動問題。水輪發(fā)電機(jī)組軸系的穩(wěn)定性和振動特性是反映機(jī)組運(yùn)行質(zhì)量的重要指標(biāo)，同時(shí)會影響到機(jī)組的安全運(yùn)行和使用壽命[8]。過大的主軸振動會引起機(jī)組動靜碰摩、加速零部件的磨損、造成構(gòu)件疲勞損傷等故障，當(dāng)機(jī)組的振動非常嚴(yán)重時(shí)，發(fā)電站輕則停機(jī)停產(chǎn)，重則毀壞機(jī)組，造成嚴(yán)重的破壞性事故，最終影響電網(wǎng)的安全運(yùn)行[9]。所以，保證水輪發(fā)電機(jī)組安全穩(wěn)定地運(yùn)行是當(dāng)前研究的重要課題。目前，水力發(fā)電電站大多是采用機(jī)組豎直安裝的方式，即主軸系部分為鉛垂方向安裝，整個(gè)軸系包括主軸、安裝在主軸上的轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)輪等部件，工作狀態(tài)下主軸所受到的外界載荷均由主軸上的導(dǎo)軸承承擔(dān)[10]。水電站所使用的大部分機(jī)組均采用三導(dǎo)軸承布置，即只有上導(dǎo)、下導(dǎo)和水導(dǎo)3個(gè)導(dǎo)軸承，用來約束及承載整個(gè)軸系的工作載荷。導(dǎo)軸承則需要承擔(dān)主軸上的全部徑向載荷，導(dǎo)軸承的動力特性是關(guān)乎主軸軸系安全的關(guān)鍵因素之一[9，11-12]。所以，確保軸承擁有足夠的承載能力和強(qiáng)度是導(dǎo)軸承研究的重要內(nèi)容。

目前，國內(nèi)外對導(dǎo)軸承的研究主要以軸瓦靜力分析或單獨(dú)分析油膜壓力為主。楊曉明、馬震岳等[13]采用有限元方法分析了立式可傾瓦導(dǎo)軸承的動力特性;張雷克等[14]討論了密封間隙對軸系的影響;張金劍等[15]分析了質(zhì)量偏心對軸系運(yùn)動的影響。導(dǎo)軸承對主軸軸系的約束作用主要取決于導(dǎo)軸承的幾何尺寸，而本文中采用雙向流固耦合動力學(xué)計(jì)算方法，討論軸瓦數(shù)、油膜間隙厚度和偏心距對軸瓦和軸頸應(yīng)力分布的影響，得出較為貼近真實(shí)工況下的數(shù)值結(jié)果，為水輪發(fā)電機(jī)導(dǎo)軸承的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供有益的參考。

1控制方程及數(shù)值模型建立

1.1流固耦合控制方程

1.2導(dǎo)軸承模型的建立

本次計(jì)算所建立的模型參考立式水輪發(fā)電機(jī)組（水輪機(jī)組HLA551-LJ-43，發(fā)電機(jī)SF55-10/740），導(dǎo)軸承參數(shù)參考機(jī)組的上導(dǎo)軸承尺寸。為模擬主軸運(yùn)轉(zhuǎn)過程中發(fā)生偏心時(shí)軸瓦的受力情況，模型中軸系轉(zhuǎn)動部分只取主軸部分長度，研究軸段全長取軸承高度的11倍長度，軸承位置設(shè)置于主軸所取軸段部分的中點(diǎn)處。

分塊瓦油潤滑導(dǎo)軸承三維模型結(jié)構(gòu)和軸承瓦片布置結(jié)構(gòu)見圖1。

計(jì)算所用導(dǎo)軸承模型尺寸如下：軸瓦包角為40°，軸瓦瓦片厚度15 mm，支撐的楔板高度為4 mm，主軸與導(dǎo)軸承接觸的軸頸部分直徑100 mm，主軸直徑90 mm，導(dǎo)軸承高度為80 mm。

導(dǎo)軸承潤滑所使用的油膜材料參數(shù)設(shè)置：潤滑油密度為960 kg/m³，動力粘度為0.048 Pa·s，不考慮溫度變化。

為后續(xù)結(jié)果顯示方便，這里對軸瓦進(jìn)行編號，如圖1（b）所示，以圖示位置左邊軸瓦編號為1，順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)編號，軸瓦編號依次為2、3、4、…，所有軸瓦沿圓周方向均勻分布安裝，后文提到偏心方向均為沿半徑指向1號瓦中心，圖中表示瓦片均用“WA”字母表示。

1.3模型假設(shè)和邊界條件

1）模型假設(shè)

根據(jù)實(shí)際模擬條件限制，對所分析的導(dǎo)軸承進(jìn)行適當(dāng)?shù)哪Ｐ秃喕僭O(shè)。

（1）軸瓦楔板支撐位置假設(shè)為與楔板固結(jié)，即瓦片為固定瓦;

（2）油膜假設(shè)為牛頓液體，動力粘度沿油膜厚度方向穩(wěn)定;

（3）油膜與主軸接觸的壁面之間、油膜表面與主軸表面沒有相對位移，不考慮由于摩擦而產(chǎn)生的熱能。

2）邊界條件

（1）支撐軸瓦的楔板固定端表面設(shè)置為混合固定邊界，即該表面不存在變形與位移;

（2）油膜內(nèi)表面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)邊界，旋轉(zhuǎn)速度與軸頸轉(zhuǎn)速均為600 rpm;

（3）油膜除內(nèi)表面外的其他表面設(shè)置為固定無滑移壁面;

（4）對偏心方式進(jìn)行簡化處理，偏心運(yùn)動距離施加于研究軸段的上下兩端面，模擬運(yùn)轉(zhuǎn)總時(shí)長設(shè)置為0.4 s，0～0.1 s主軸運(yùn)轉(zhuǎn)期間不發(fā)生偏心，0.1～0.2 s期間主軸軸線向1號軸瓦方向發(fā)生線性徑向偏心，0.2～0.3 s期間主軸于設(shè)置的偏心距離位置運(yùn)行，0.3～0.4 s期間主軸偏心線性回歸與軸承同心位置。

3）模型網(wǎng)格數(shù)

網(wǎng)格劃分采取分區(qū)域劃分，油膜部分切分為圓環(huán)部分與軸瓦間油膜部分。圓環(huán)部分為主軸與軸瓦內(nèi)面之間間隙區(qū)域。由于這部分幾何尺寸很小，故單獨(dú)劃分網(wǎng)格，劃分后網(wǎng)格單元數(shù)為378 840。固體部分網(wǎng)格單元數(shù)為635 026。模型總網(wǎng)格數(shù)為1 101 946。E5A545AB-5E52-4087-8057-AFF7EEBA172A

1.4計(jì)算模擬參數(shù)

改變導(dǎo)軸承3個(gè)主要參數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算，分別是：瓦片數(shù)、油膜間隙厚度、不同主軸偏心距。對于瓦片數(shù)，選取5種瓦片數(shù)進(jìn)行計(jì)算模擬（4塊瓦片、5塊瓦片、6塊瓦片、7塊瓦片、8塊瓦片）;對于油膜間隙厚度，選取間隙分別為0.12、0.15、0.18 mm進(jìn)行對比計(jì)算。根據(jù)瓦片數(shù)和油膜間隙的結(jié)果進(jìn)行對比分析，最后選取油膜間隙0.15 mm，6塊瓦片數(shù)的組合參數(shù)進(jìn)行5種不同偏心距離的計(jì)算模擬。

2結(jié)果與討論

2.1不同軸瓦數(shù)對導(dǎo)軸承動力特性的影響

模擬不同瓦塊數(shù)時(shí)，油膜間隙取用0.12 mm。由于主軸發(fā)生偏心時(shí)，會對偏心方向的軸瓦產(chǎn)生最大壓力，故只取最危險(xiǎn)瓦片（即1號瓦片）結(jié)果為評斷標(biāo)準(zhǔn)。圖2為軸承瓦片數(shù)不同的情況下，主軸發(fā)生偏心時(shí)1號瓦片的應(yīng)力大小?？梢钥闯?，主軸產(chǎn)生相同偏心距的情況下，軸承瓦片增加，可以使1號瓦片的最大應(yīng)力值和平均應(yīng)力值下降;當(dāng)瓦片數(shù)從4增加到5、6、7、8時(shí)，相對于瓦片數(shù)為4的1號瓦片的應(yīng)力峰值分別下降了4.71%、11.82%、20.96%、31.14%，應(yīng)力均值分別下降了3.41%、8.78%、12.74%、19.16%。 應(yīng)力峰值的顯著下降可以使軸瓦在工作狀態(tài)下更安全穩(wěn)定。

圖3是不同瓦片數(shù)情況下，1號瓦片受力發(fā)生位移的最大值和平均值。從圖中可以看出，從5塊瓦片增加到6塊瓦片時(shí)，可以顯著降低危險(xiǎn)瓦片的最大位移值，但6塊瓦片增加為7片時(shí)，形變量減小相對不明顯;當(dāng)瓦片數(shù)從4增加到5、6、7、8時(shí)，相對于瓦片數(shù)為4的1號瓦片的位移峰值分別下降了5.82%、19.17%、22.50%、33.50%，位移均值分別下降了12.33%、24.24%、29.26%、36.86%。

2.2油膜間隙厚度對導(dǎo)軸承動力特性的影響

關(guān)于油膜間隙這一參數(shù)，對不同的瓦塊數(shù)都進(jìn)行3種油膜間隙（0.12、0.15、0.18 mm）的模擬分析。與上文2.1一樣，1號瓦片受最大壓力，為最危險(xiǎn)瓦片，所以以1號瓦片峰值應(yīng)力和軸瓦最大變形量作為參考標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行分析，結(jié)果如表1所示。由表1和表2中結(jié)果可以看出：油膜間隙的變化對軸瓦所受應(yīng)力和變形影響較小;但軸瓦數(shù)目變多，會使整體偏心產(chǎn)生的力分解為多個(gè)分力，減小單塊瓦片所受的應(yīng)力峰值，有利于防止軸瓦因應(yīng)力過大發(fā)生破壞。

2.3主軸發(fā)生不同偏心距離對導(dǎo)軸承動力特性的影響為探究不同偏心距離對軸瓦應(yīng)力變形的影響，對油膜間隙0.15 mm、瓦塊數(shù)為6的軸承模型，進(jìn)行5個(gè)不同的偏心參數(shù)的模擬計(jì)算，偏心距離分別為0.01、0.02、0.03、0.04、0.05 mm。結(jié)果中提取6塊瓦所受應(yīng)力的最大值和平均值（圖4），形變的最大值和平均值（圖5）。

由圖4可以看出，偏心距離越大，對軸瓦的壓力會變大，相對于偏心距0.01 mm的應(yīng)力峰值2.016 8 MPa，當(dāng)偏心距增加至0.02、0.03、0.04、0.05 mm時(shí)，應(yīng)力峰值分別增加了97.28%、195.25%、294.11%、397.82%，應(yīng)力峰值增加量隨偏心距離的增加大致呈線性增長;偏心距為0.01 mm時(shí)應(yīng)力均值為0.355 051 MPa，偏心距增加后應(yīng)力均值增長量為100.67%、192.92%、302.07%、405.15%，同樣呈線性增長。如圖5，隨著主軸偏心距離的增大，軸瓦的位移也隨之增加，偏心距為0.01 mm時(shí)最大位移為0.000 134 mm，偏心距增加至0.02、0.03、0.04、0.05 mm時(shí)，相對于0.01 mm位移最大值分別增加98.36%、178.60%、295.84%、397.26%。

圖6為1號瓦片在主軸偏心0.01、0.03、0.05 mm時(shí)的應(yīng)力云圖對比圖。從圖中可以看出，軸瓦受到應(yīng)力最大值主要集中分布在軸瓦中心的兩側(cè)位置處，靠近瓦面邊緣和中心的位置受力很小。圖7為軸頸表面在主軸偏心0.01、0.03、0.05 mm時(shí)的應(yīng)力云圖對比圖?？梢钥闯?，軸瓦所對應(yīng)的軸頸位置應(yīng)力較大，軸瓦之間空隙位置對應(yīng)的軸頸區(qū)域應(yīng)力相對較小。

3結(jié)論

基于雙向流固耦合分析方法，分析了軸瓦數(shù)、油膜間隙厚度、主軸偏心距離對軸瓦和軸頸應(yīng)力和形變量的影響規(guī)律。主要結(jié)論如下：

1）當(dāng)主軸發(fā)生偏心、對軸瓦產(chǎn)生過大的壓力時(shí)，可以考慮采用適當(dāng)增加瓦塊數(shù)的方式來改善單個(gè)瓦塊所承載的應(yīng)力峰值。

2）軸瓦應(yīng)力對油膜間隙厚度變化不敏感。

3）主軸偏心距離增大，會對軸瓦局部造成較大壓力;偏心越大，會使軸瓦的形變峰值顯著增加，應(yīng)預(yù)防軸瓦變形過大而引起破壞。

4）主軸軸系發(fā)生偏心時(shí)，主要對軸瓦的中心產(chǎn)生較大的壓力，對軸瓦邊緣的壓力很小，軸瓦中心主要承載主軸偏心時(shí)的徑向力。參考文獻(xiàn)：

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（責(zé)任編輯：曾晶）

Numerical Simulation of Dynamic Characteristics of Bidirectional

Fluid-solid Coupling of Block-segment Guide Bearing

WANG Simiao WANG Wenquan YAN Yan WANG Xiu

（1.Faculty of Civil Engineering and Mechanics， Kunming University of Science and Technology， Kunming 650500， China;

2.School of Water Resources and Hydropower， Sichuan University， Chengdu 610065， China;

3.State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering， Sichuan University， Chengdu 610065， China）Abstract： Based on the bidirectional fluid-solid coupling analysis method， the dynamic characteristics of the guide bearing of a Francis hydro-generator set are analyzed. The effects of the bearing bush number， the bearing clearance and the eccentricity of the spindle on stress and deformation of the bearing bush and the spindle are discussed. The study found that appropriately increasing the number of guide bearing bushes can reduce the peak stress and deformation of a single bearing bush. When the bearing bushes are increased from 4 to 8， the peak stress can be reduced by 31% and the peak displacement can be reduced by 33.5%; the stress of the bearing bush is insensitive to the thickness change of bearing clearance between the spindle and the bearing bush; the increase in the eccentricity of the spindle will cause linear growth in local pressure on the bearing bush. When the spindle is eccentric， the center of the bearing bush mainly bears the radial force.

Key words： guide bearing; number of bearing bush; bearing clearance; spindle eccentricity; stress; fluid-solid couplingE5A545AB-5E52-4087-8057-AFF7EEBA172A