1、某軸流式水輪機頂蓋有限元分析及結構優(yōu)化設計賈偉1,2，李建偉1,2，劉晶石1,2，呂桂萍1,2 (1，水力發(fā)電設備國家重點實驗室，哈爾濱 150040；2，哈爾濱大電機研究所，哈爾濱 150040） Finite Element Analysis and Improved Scheme for Head Cover of Axis Hydraulic TurbineJIA Wei1,2，LI Jian-wei1,2，LIU Jing-shi1,2，LV Gui-ping1,2(1.State Key Laboratory of Hydropower Equipment，Harbin 15004

2、0，China； 2. Harbin Institute of Large Electrical Machinery, Harbin 150040，China )ABSTRACT: The results of strength and dynamic characteristics analyses for head cover of a large axial flow turbine show that the original structure has serious structural problems and poor dynamic characteristics, so t

3、hat the resonance is most likely to occur. Proposed improvement scheme has better strength performance and dynamic characteristics, and it meets strength and dynamic characteristics of the design requirements.KEY WORD: axial flow turbine；head cover；ANSYS； dynamic characteristic摘要：運用ANSYS軟件對某大型軸流式水輪機

4、頂蓋進行剛強度及動態(tài)特性分析表明，原結構存在嚴重的結構問題，同時動態(tài)特性較差存在引起共振的可能。提出的改進方案具有更好的剛強度性能及動態(tài)特性，滿足剛強度及動態(tài)特性設計要求。關鍵詞：軸流式水輪機；頂蓋；ANSYS；動態(tài)特性基金項目：國家科技支撐計劃項目 (2012BAF12B16-1) The National Science and Technology Support Program (2012BAF12B16-1).1 引言在軸流式水電機組中，頂蓋不僅承擔著轉動部件的重量，機組運行過程中所產生的軸向推力也將通過頂蓋法蘭向周圍混凝土基礎傳遞；同時頂蓋作為過流部件，其過流面承受著水壓力的作用。

5、因此，頂蓋的剛強度性能將直接影響到整臺機組的安全運行1-2。本文運用ANSYS軟件，對某大型軸流式水輪機頂蓋中存在的結構及動態(tài)特性問題，提出合理的改進方案。2 電站基本參數(shù)該電站的水頭及相關參數(shù)如表1所示。表1 水電站主要參數(shù)Tab.1 Main data of hydropower station 參數(shù)數(shù)值額定水頭h112m額定轉速n125r/min轉輪葉片數(shù)Zr15個活動導葉個數(shù)Zg24個導葉分布圓直徑D5800mm水輪機頂蓋材料采用Q235B，根據(jù)ASME標準，其材料性能及許用應力如表2所示。表2 底環(huán)材料特性表Tab.2 Material properties table材料 屈服極限

6、/MPa強度極限/MPa許用應力/MPaYsUTS平均應力局部應力Q235B235375UTS/4=931.5UTS/4=140附加質量對頂蓋的固有頻率影響很大，為了保證計算的準確性，在分析頂蓋自振頻率時，考慮了頂蓋上的相關部件質量因素，見表3所示。表3 各部件質量Tab.3 Quality of parts 部件質量/t活動導葉2.5控制環(huán)13水導軸承15主軸密封3.63 有限元模型3.1 模型頂蓋屬于周期對稱結構，共有24個導葉孔、12個長筋板和12個短筋板。頂蓋外緣法蘭采用雙上法蘭結構把合型式，法蘭之間分布24個小筋板。在有限元模型中，考慮頂蓋結構和載荷分布的周期對稱性，切取包括兩塊幅向

7、筋板（1長筋板和1短筋板）和兩個導葉孔的1/12頂蓋扇形區(qū)域結構作為計算模型，選取每個節(jié)點具有三個自由度的20節(jié)點六面體實體單元SOLID95劃分網格以保證計算精度。頂蓋原結構如圖A 1（a）所示，經有限元計算發(fā)現(xiàn)此結構存在局部應力過高、水導處徑向剛度較低以及動態(tài)特性較差的問題。分析可以知道，長筋板高應力是由于腰孔外側倒角尺寸較小而導致，而短筋板與下環(huán)板連接處出現(xiàn)的高應力則是由于此處結構不連續(xù)所造成。針對這些問題，本文提出了降低局部應力和提高水導徑向剛度的優(yōu)化方案，將短筋板底端向內縮小90mm，輻向筋板厚度由50mm增至60mm，同時將長筋板腰孔外側R=100mm倒角增加到R=250mm，如圖

8、A1（b）所示。（a）原模型（b）優(yōu)化后模型圖A1 有限元模型及網格劃分圖Fig. 1 The finite element model and meshing diagram3.2 邊界條件在頂蓋剖切出的兩個對稱面上，為使位移協(xié)調一致，采用couple對偶約束邊界約束條件；同時約束頂蓋雙上法蘭結構中下側法蘭與座環(huán)把合螺栓分布圓節(jié)點向自由度，為防止發(fā)生剛體位移，任選一節(jié)點約束其向自由度。3.3 工況及載荷條件本次計算選取水輪機正常運行工況作為計算工況。工況中活動導葉處于全開狀態(tài)，頂蓋受到導葉下軸套的集中力與頂蓋受到的水壓力相對很小，可以忽略不計。因此，認為頂蓋只受到水壓力的作用。水壓力載荷如表

9、3所示。表4 正常工況載荷列表Tab.4 The load of normal operation condition載荷P1/MPaP2/MPaP3/MPaP4/MPa正常運行工況1.3120.9290.9290.213P1：蝸殼、座環(huán)與導葉之間的壓力P2：導葉與轉輪之間的壓力P3：轉輪進水半徑與上密封之間的壓力P4：轉輪上密封與主軸密封之間的水壓力4 計算結果及分析4.1 剛強度分析本文對比分析了原結構與優(yōu)化后結構在水輪機正常運行工況下的Von Mises應力結果。圖A2是兩種結構的Von Mises應力分布圖。原結構最大應力值出現(xiàn)在長筋板腰孔外側，數(shù)值是190.4MPa。同時，短筋板與下

10、環(huán)板連接處應力水平在169.5MPa左右，如圖A2（a）所示。這明顯大于材料許用應力值140MPa，不符合強度設計要求。（a）原結構Von Mises應力分布圖（b）優(yōu)化后結構Von Mises應力分布圖A2 兩結構Von Mises應力分布圖(單位/MPa)Fig. 2 Von Mises stress distribution diagram at normal operation condition（unit: MPa）圖A2（b）是優(yōu)化后結構的Von Mises應力分布圖。從圖中可知，最高應力出現(xiàn)在法蘭結構約束位置，最大值僅是67.2MPa，滿足強度設計要求。對比兩種結構綜合變形，分別

11、是1.179mm和0.979mm，而頂蓋最大變形一般不超過0.2D/1000=1.160mm3，原結構不符合剛度設計要求。而優(yōu)化后結構剛度提高了17.0%，足以說明優(yōu)化后結構剛度性能優(yōu)于原結構，且滿足設計要求。4.2 徑向剛度分析在水輪機運行過程中，水導軸承將機組運行中主軸傳來的徑向力和振擺力傳遞給頂蓋水導處，水導的徑向剛度決定著機組主軸的振動。本文運用ANSYS對兩種方案頂蓋結構進行了水導徑向剛度分析。選取一半頂蓋結構作為計算模型，對稱面上施加對稱約束，法蘭螺栓把合分布圓上約束r、z三個方向自由度。設總徑向力為單位力，在水導處節(jié)點R方向上按余弦分布規(guī)律施加徑向力。（a）原結構（b）優(yōu)化后結構

12、圖A3 頂蓋在單位徑向力作用下的徑向變形分布（單位/mm）Fig. 3 The radial deformation distribution of head cover under the unit of the radial force（unit:mm）圖A3是兩結構在單位徑向力作用下的徑向變形分布圖，從而獲得兩頂蓋徑向剛度分別為： 原結構頂蓋徑向剛度：優(yōu)化后頂蓋徑向剛度：頂蓋水導結構徑向剛度應滿足大于，顯然，原結構徑向剛度較低，不符合設計標準，優(yōu)化后結構滿足設計要求。4.3 自振頻率分析本文運用ANSYS有限元軟件，采用循環(huán)對稱子模型方法計算兩個模型頂蓋的自振頻率。在計算過程中增加了活動

13、導葉質量、控制環(huán)質量、水導軸承質量和主軸密封質量對頂蓋固有頻率的影響因素，不考慮水的附加質量對頂蓋振動的影響。通過計算得到前4階固有頻率振型，頻率值如表5所示。圖4是頂蓋原結構主要振型圖。表5 頂蓋固有頻率對比表Tab.5 Natural frequency of head cover comparison table節(jié)徑數(shù)頻率/Hz振型原始優(yōu)化原始優(yōu)化012331.545.660.396.841.363.478.6120.6軸向兩瓣四瓣六瓣軸向兩瓣四瓣六瓣（a）軸向振型（b）六瓣振型圖A4 頂蓋原結構主要振型圖（單位/Hz）Fig. 4 Main vibration mode of orig

14、inal structure of head cover（unit: Hz）由于壓力脈動的影響，整體軸向振動和節(jié)徑數(shù)為的頂蓋自振頻率是水輪機最危險的模態(tài)振動。這兩種振動頻率必須避開激振頻率，否則會引起頂蓋甚至整臺機組的共振。引起頂蓋振動的主要激振頻率是：轉頻與葉片個數(shù)的乘積；另外也應避開轉輪與葉片之間的干涉頻率，即由公式所確定頂蓋振動的模態(tài)。其中活動導葉個數(shù)是24個，轉輪葉片數(shù)是15個，可以確定關注的節(jié)徑數(shù)為。所以，主要的激振頻率是：轉頻×葉片個數(shù)=125/60×15=31.25Hz；其3倍頻為93.75Hz。從表5中可以看出，原結構軸向振動頻率與轉頻與葉片個數(shù)乘積相等，節(jié)徑數(shù)的六瓣振型頻率與3倍頻接近，這說明原結構存在極大的共振可能，動態(tài)特性較差。而優(yōu)化后結構的固有頻率能夠避開激振頻率，且避開范圍大于10%，不會引起機組共振現(xiàn)象。5 結語本文運用ANSYS軟件，對某軸流式水輪機頂蓋進行了優(yōu)化設計，從頂蓋剛強度、水導徑向剛度及動態(tài)特性三方面對原方案和改進方案做了分析對比，結果表明：優(yōu)化后方案在剛強度、徑向剛度及動態(tài)特性方面均優(yōu)于原始結構，滿足設計要求，同時固有頻率有效的避開了激振頻