株樹橋水電站水輪發(fā)電機上機架改造

裘迪林，文 虎，羅宇航（杭州杭發(fā)發(fā)電設(shè)備有限公司，浙江 杭州 311201）

株樹橋水電站水輪發(fā)電機上機架改造

裘迪林，文 虎，羅宇航
（杭州杭發(fā)發(fā)電設(shè)備有限公司，浙江 杭州 311201）

株樹橋水電站水輪發(fā)電機投運后上機架出現(xiàn)垂直振動偏大、推力瓦溫度偏高的缺陷 ，通過分析出現(xiàn)問題的原因，進行了CAE有限元分析計算、廠內(nèi)彈性試驗可行性論證之后 ，上機架改造滿足運行要求。圖16幅 ，表5個。

水輪發(fā)電機；上機架；軸承支撐結(jié)構(gòu)；彈性托盤；有限元分析；彈性試驗

1　概 述

湖南省瀏陽市株樹橋水電站原安裝3臺容量為8 MW的立式水輪發(fā)電機組，機型為SF8000—16/ 3300；機組自1992年投運以來，發(fā)電機上機架存在兩個方面的缺陷：上機架垂直振動偏大，推力瓦溫度偏高。業(yè)主提出了對上機架進行加強剛度，對推力軸承支撐結(jié)構(gòu)重新設(shè)計的改造要求。

該水輪發(fā)電機組整體布置為三支點懸式結(jié)構(gòu)，上機架為焊接結(jié)構(gòu)，由機架中心體、上下環(huán)板、4條支臂焊接而成。推力軸承置于上機架中心體內(nèi)，上機架承受水推力、水輪機轉(zhuǎn)輪和主軸、發(fā)電機轉(zhuǎn)子等軸向載荷，該軸向載荷最終由定子機座間接傳遞給混凝土基礎(chǔ)。因此，上機架是支撐著整個轉(zhuǎn)動部分的脊梁，其結(jié)構(gòu)設(shè)計強度和剛度不容忽視。

原發(fā)電機推力軸承結(jié)構(gòu)為支柱螺釘直接支撐推力瓦結(jié)構(gòu)。

2　上機架加強剛度改造可行性分析

整個上機架返廠后對本體實物進行測量和檢查，發(fā)現(xiàn)上機架運行多年后4條支腿立筋處均未出現(xiàn)嚴重變形和裂紋，但測量的中心體撐環(huán)厚度僅為15mm（常規(guī)取30mm左右），中心體上環(huán)板厚度30mm，下環(huán)板厚度25mm，支撐筋板厚度15mm（常規(guī)取25mm左右），中心體下環(huán)底面與上機架底面距離為4mm（設(shè)計圖紙為2mm ，見圖1）。

圖1　上機架中心體

根據(jù)實測數(shù)據(jù)分析，因中心體撐環(huán)和支撐筋板厚度不夠，導(dǎo)致運行時在軸向載荷力作用下上機架中心體下沉2mm左右。找到了根本原因，就可確定上機架加固方案：在原上機架中心體的上環(huán)與下環(huán)間增焊8根30mm厚度的筋板，同時利用有限元分析對比改造前后上機架剛強度的變化情況 ，為加固改造方案的成功提供理論依據(jù)。

2.1對上機架進行建模

由于整個上機架是關(guān)于中心軸線旋轉(zhuǎn)對稱的，所以可取整個負荷上機架的1/4模型，采用UG軟件NX8.5版本對改造前后的上機架進行建模，三維實體幾何模型如下所示 （見圖2），上機架材料為Q235B（見表1）。

圖2　上機架三維模型

2.2對上機架進行有限元分析計算

在NX8.5版本建?；A(chǔ)上，使用NXNASTRAN求解器和SESTATIC 101_Single Constraint模塊對上機架進行有限元分析。原上機架模型網(wǎng)格采用4節(jié)點四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小20mm，單元總數(shù)90 082，節(jié)點總數(shù)29 700。中心體加筋后模型圖網(wǎng)格采用4節(jié)點四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小 20mm，單元總數(shù)95 048，節(jié)點總數(shù)31 197；將上機架的腿固定約束，將切分面采用對稱約束。上機架承受的負荷F取總軸向負荷的1/4，即為21 t（見圖3、圖4）。

圖3　上機架應(yīng)力云圖

圖4　上機架位移云圖

從分析計算結(jié)果看，中心體加筋后上機架支腿立筋處的應(yīng)力由60 MPa減小為35 MPa，加固前后上機架腿筋板應(yīng)力降低了40%，應(yīng)力集中處的最大應(yīng)力為128.18 MPa，遠遠小于Q235B的屈服強度225 MPa，原模型上機架最大位移為1.141mm，中心體加筋后上機架最大位移為0.873mm，上機架剛度提高了23%。

3　推力軸承支撐結(jié)構(gòu)改造可行性分析

目前，筆者所在單位采用的推力軸承支撐結(jié)構(gòu)有2種型式：一是推力瓦直接由支柱螺釘球面支撐的無托盤結(jié)構(gòu)，該軸承支撐結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于推力負荷較小的、容量在10 MW以下的發(fā)電機中；該支撐結(jié)構(gòu)簡單、運行可靠、價格低廉，運用較廣泛。二是推力瓦借助于托盤放置于支撐球面上的結(jié)構(gòu)，該軸承支撐結(jié)構(gòu)應(yīng)用于容量在10 MW及以上、推力負荷在100 t以上的水輪發(fā)電機，稱為有托盤結(jié)構(gòu)。3.1 無托盤結(jié)構(gòu)和有托盤結(jié)構(gòu)的推力瓦變形分析對比

無托盤結(jié)構(gòu)的推力瓦承載后，推力瓦支柱螺釘偏心支承點A處受力最大，推力瓦的機械變形呈凸面 （見圖5中曲線1）；軸承在運行過程中，推力瓦的熱變形呈凸面 （見圖5曲線2）。兩種變形都呈凸面，疊加后是瓦的總變形，適合推力負荷較小的機組。

圖5　無托盤推力瓦受力變形示意

有托盤結(jié)構(gòu)的推力瓦承載后，推力瓦的機械變形呈凹面 （見圖6中曲線1）；推力瓦的熱變形與無托盤結(jié)構(gòu)的推力瓦熱變形情況相同 ，呈凸面 （見圖6中曲線2）；推力瓦自身的機械變形和熱變形兩者方向相反，其變形可相互抵消一部分。托盤上平面加工出的凹平面對推力瓦形成環(huán)面支承 ，推力瓦承載后直接傳到托盤的外緣環(huán)面B處，故托盤的機械變形呈凸面 （見圖6中曲線3）。

有托盤結(jié)構(gòu)的托盤和支撐材料有兩種情況：一種是采用合金鋼材料，另一種是采用彈簧鋼材料。當(dāng)托盤和支撐采用彈簧鋼材料時，具有在負荷不均勻時能夠自動平衡各瓦負荷的顯著優(yōu)點 ，使發(fā)電機軸承運行更加安全可靠，但制造成本相對高。

從上述分析可看出：有托盤結(jié)構(gòu)可改變推力瓦的變形狀態(tài)和改善推力瓦的變形，且在托盤應(yīng)力允許狀況下，托盤變形越大 ，對軸承性能越佳 ，適合推力負荷較大的機組。

株樹橋水電站發(fā)電機推力軸承負荷較大 ，通過對上述兩種不同支撐結(jié)構(gòu)的推力瓦變形分析 ，確定該電站推力軸承支撐結(jié)構(gòu)重新設(shè)計為有彈性托盤結(jié)構(gòu) （見圖7）。

圖6　有托盤推力瓦受力變形示意

圖7　推力軸承有托盤支撐結(jié)構(gòu)

3.2對彈性托盤和軸承墊進行建模

由于是改造機組，高度和徑向尺寸受限制，根據(jù)原電站推力軸承裝配圖建立彈性托盤和支柱螺釘模型 （見圖8、表2、表3）。

圖8　彈性托盤和軸承墊三維模型

表2　設(shè)計主要參數(shù)

表3　機械性能

3.3 對彈性托盤和軸承墊進行有限元分析計算

在NX8.5版本建模基礎(chǔ)上，使用NXNASTRAN求解器和SESTATIC 101_Single Constraint模塊進行有限元分析。托盤網(wǎng)格采用10節(jié)點四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小1.5mm，單元總數(shù) 229 245，節(jié)點總數(shù)336 801，材料采用60Si2MnA。軸承墊網(wǎng)格采用20節(jié)點六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小為0.8mm，單元數(shù)39 128，節(jié)點數(shù)173 542，材料采用60Si2MnA。軸承墊底面采用固定約束，托盤和軸承墊之間采用面與面接觸約束。

機組運行時，彈性托盤承受的總軸向負荷為84 t，每個托盤承受的軸向負荷為14 t。施加5個不同軸向載荷F分別為60、90、114、126、137 kN在彈性托盤上 （見圖9～圖13）。

圖9　載荷60 kN 時位移云圖和應(yīng)力云圖

圖10　載荷90 kN 時位移云圖和應(yīng)力云圖

圖11　載荷114 kN 時位移云圖和應(yīng)力云圖

圖12　載荷126 kN 時位移云圖和應(yīng)力云圖

圖13　載荷137 kN時位移云圖和應(yīng)力云圖

對上述不同軸向載荷下彈性托盤的位移云圖和應(yīng)力云圖進行統(tǒng)計，最大位移、最大應(yīng)力、平均應(yīng)力值統(tǒng)計結(jié)果如下所示 （見表4）。

表4　彈性托盤的最大位移、最大應(yīng)力、平均應(yīng)力值

3.4傳統(tǒng)Excel變形計算，廠內(nèi)試驗位移數(shù)據(jù)與UG分析數(shù)據(jù)對比

在彈性托盤應(yīng)力允許狀況下，托盤變形越大，對軸承性能越佳。準確了解在推力負荷下推力瓦的變形趨勢，正確計算彈性托盤和軸承墊變形數(shù)據(jù)至關(guān)重要；故設(shè)計時進行了傳統(tǒng)Excel變形計算，并對彈性托盤和軸承墊在廠內(nèi)進行壓力變形試驗。傳統(tǒng)Excel變形計算、試驗位移數(shù)據(jù)與UG分析數(shù)據(jù)與對比如下所示 （見表5），試驗裝置如下所示（見圖14）。

表5　數(shù)據(jù)對比

圖14　試驗裝置

從上述分析計算、對比結(jié)果來看，在總軸向負荷84 t力作用下，彈性托盤和軸承墊最大應(yīng)力和平均應(yīng)力均遠遠小于材料的屈服強度 ，3種方法所得的位移量比較接近，總位移量在變形范圍0.35～0.45mm之內(nèi)，滿足設(shè)計要求。

4　上機架改造后電站實際運行數(shù)據(jù)

從電站運行數(shù)據(jù)上可看出 （見圖15、圖16），機組運行后上機架水平、垂直方向的振動值和推力瓦的瓦溫均滿足國家標準 《水輪發(fā)電機基本技術(shù)條件要求》，發(fā)電機上機架改造是成功的。

圖15　3號水輪發(fā)電機組振動、擺度測量值

圖16　3號水輪發(fā)電機組穩(wěn)定運行溫度記錄

［1］ 白延年.水輪發(fā)電機設(shè)計與計算 ［M］，北京：機械工業(yè)出版社，1982.

［2］ 耿國山，武中德.水輪發(fā)電機推力軸承瓦的熱變形和彈性變形 ［J］.大電機技術(shù)，2009（9）：71_73.

責(zé)任編輯 吳 昊

2016-05-10

裘迪林 （1976-），女，工程師，主要從事發(fā)電機設(shè)計方面的研究工作。

E_mail：qiudilin@126.com