溪洛渡大壩深孔液壓啟閉機搖擺機架結構設計及有限元計算分析

龍朝暉，劉天德，王小慧

（中國水電顧問集團成都勘測設計研究院，四川成都 610072）

0 前 言

液壓啟閉機搖擺機架由大、小機架組成，根據鉸軸的布置高度、位置不同，大體上有兩種結構布置形式：一種為鉸軸同層布置，優點是結構布置緊湊、機架高度低，能適應較大旋轉角度，但采用傳統的力學方法不易對其結構強度進行分析計算；另一種為鉸軸疊層布置，雖可采用傳統力學方法對其結構強度進行分析計算，但機架高度高，較大旋轉角度時需要更大的機架高度。同層布置中，根據小機架結構形式不同，有鋼板焊接結構和鑄鋼結構兩種。本文采用三維有限元方法對小機架為鑄鋼結構的搖擺機架的結構強度進行了計算分析。

1 閘門及啟閉機布置

溪洛渡大壩壩身中部設置8個深孔，出口工作閘門為潛孔弧形閘門，孔口尺寸為6 m×6.7 m（寬×高），設計水頭為104 m，采用4 000 kN/1 000 kN搖擺式液壓啟閉機操作。深孔閘門及啟閉機布置如圖1所示。

圖1 閘門及啟閉機布置Fig.1 Layout of gate and hoist

2 搖擺機架結構設計

在閘門的啟閉過程中，油缸的主要運動形式為活塞桿的軸向伸縮與油缸在順水流平面內的轉動組成的空間運動，同時在垂直水流平面內亦存在閘門的側向運動。液壓啟閉機的機架設計為同層雙向十字搖擺式（如圖2、3所示）。仿照木工結構中常見的榫卯結構，該搖擺機架的小機架由四根橫梁兩兩榫卯并輔以高強螺栓聯接組成，橫梁1上設有與大機架相連接的凸軸，橫梁2上設置與油缸上部l連接的軸孔，兩軸為同層布置（軸線共面垂直）。小機架整體可繞其與大機架間的連接軸（J、K）轉動，以適應油缸在順水流平面內的轉動；同時油缸上部與小機架間的軸連接（E、F）亦可做一定程度的轉動，從而適應油缸在垂直水流平面內的擺動。

圖2 搖擺機架結構形式簡圖一Fig.2 Structural type 1 of the swing frame

圖3 搖擺機架結構形式簡圖二Fig.3 Structural type 2 of the swing frame

3 機架結構強度有限元驗算

小機架的四根支承橫梁為鑄鋼件，榫卯結構的局部受力復雜，傳統的力學模型簡化計算存在較大的困難。為驗證該機架的結構強度，現采用三維有限元方法進行驗算分析。

3.1 工況分析

根據啟閉機與閘門的工作特點可知，在啟門瞬間、啟門過程、閉門過程、閉門瞬間的工況循環中，由于啟閉荷載始終沿活塞桿軸向，本計算重點關注的小機架所承受的荷載始終垂直于小機架平面；根據閘門啟閉機的布置，在啟門瞬間，小機架平面與水平面最大夾角為8.376°，此時大機架承受的水平推力最大，對大機架相對不利。綜合上述分析可知，啟門瞬間工況為該搖擺機架結構強度校核的計算工況。

3.2 強度理論與允許應力

按DL/T5039-95《水利水電工程鋼閘門設計規范》，構件容許應力見表1，其中[σcd]為局部承壓容許應力，[σ]為抗拉、抗壓和抗彎容許應力。

表1 構件允許應力Table 1:Allowable stress of the structure

3.3 荷載計算

液壓啟閉機在啟閉閘門時，傳遞到機架的荷載主要為沿油缸方向的拉力P，以及克服軸與軸套之間（JK處）滑動摩擦所需的附加轉矩M。為安全起見，機架承受的拉力P需在理論啟閉力F的基礎上考慮動載沖擊效應，采用1.125的等效系數，即：

JK處軸與軸套之間考慮0.15的摩擦因數ξ，軸徑為300 mm，則克服滑動摩擦所需的附加轉矩為：

該附加轉矩由橫梁二、四的受力不一致產生，故作用在橫梁二、四的上的附加力偶為：

EF處的轉動是為了適應機架、油缸、閘門的安裝誤差引起的橫向擺動，在啟閉機安裝完成之后，啟閉操作過程中，可忽略該處的相對轉動。

橫梁榫卯聯接處的螺栓組存在較大的預緊力，按照M30螺栓60%保證荷載計算的預緊力為：

3.4 荷載與約束的施加

有限元模型中需施加的各項荷載情況如下：

（1）油缸作用于機架上的拉力P、附加力偶P△，采用軸承分布力（Bearing load）施加于E、F兩軸孔圓柱面，疊加后的軸承力大小如下：

（2）施加于小機架橫梁榫卯部位的聯接螺栓螺桿上的預緊力，按照M30螺栓60%保證荷載計算的預緊力為：

本模型的約束：選擇大機架的A支座施加固定約束，B、C、D支座施加豎向約束。最終，模型的邊界條件施加效果如圖4所示。

圖4 有限元模型邊界條件示意Fig.4 Sketch of boundary conditions for the FEM model

3.5 網格劃分

為減少非線性有限元的迭代計算規模，網格劃分的全局尺寸設置為較大100 mm以簡化模型，同時在各個容易導致應力集中的部位進行細化。整個模型的有限元網格包含313 229個節點，170 653個實體單元，如圖5所示。

3.6 計算結果典型云圖

綜合圖6、圖7、圖8分析可知，小機架的應力整體分布較為合理，最大集中應力為265.54 MPa，出現于高強螺栓孔的孔周局部，應力性質為局部緊接承壓應力；橫梁一、三的應力較橫梁二、四為大，其跨中彎應力約為98 MPa，軸孔邊緣的局部承壓應力約為217 MPa；重點關注的榫卯部位集中應力約為101 MPa。除了由螺栓孔附近的局部模型失真引起的集中應力，其余部位的應力均小于許用應力，小機架結構強度滿足相關規范要求。

圖5 三維有限元網格剖分效果示意Fig.5 Sketch of the grid generation for the 3-d FEM model

圖6 小機架von-Mises應力云圖Fig.6 Von-mises stress distribution of the small frame

圖7 小機架橫梁一、三von-Mises應力云圖Fig.7 Von-mises stress distribution of crossbeam 1 and 3 of the small frame

圖8 小機架橫梁二、四von-Mises應力云圖Fig.8 Von-mises stress distribution of crossbeam 2 and 4 of the small frame

由圖9、圖10分析可知，大機架的應力整體分布較為合理，最大集中應力為342 MPa，出現于軸承座附近筋板位置，應力性質為局部緊接承壓應力（實際結構中此處布置有螺栓架，此處簡化模型計算結果偏大）；大機架座板處的最大集中應力約為328 MPa，應力性質為局部的緊接承壓應力；大機架橫梁跨中彎應力介于114～152 MPa。綜合判斷，大機架結構強度滿足規范要求。

圖9 大機架von-Mises應力云圖Fig.9 Von-mises stress distribution of the big frame

圖10 軸承座von-Mises應力云圖Fig.10 Von-mises stress distribution of the bearing block

由圖11分析可知，大、小機架之間的連接轉軸最大應力約為136 MPa，位于軸肩處，分布較為合理，強度滿足規范要求。

圖11 轉軸von-Mises應力云圖Fig.11 Von-mises stress distribution of the shaft

由圖12、13分析可知，大機架的豎向剛度和水平撓度值均小于2 mm（1‰），滿足規范要求。

圖12 大機架豎向變形位移云圖Fig.12 Vertical deformation distribution of the big frame

圖13 大機架橫向變形位移云圖Fig.13 Horizontal deformation distribution of the big frame

3.7 計算結果列表

經過有限元計算分析，該搖擺機架的結構強度計算結果如表2所示。

表2 搖擺機架結構強度計算結果Table 2:Calculation result of structural strength of the swing frame

4 結 語

（1）本文提出的液壓啟閉機搖擺機架的小機架設計仿照木工結構的榫卯型式，為雙向搖擺同層布置，與錯層布置相比，可在一定程度上降低機架自身高度，結構空間有限時，對啟閉機的布置及設計較為有利，豐富了搖擺機架的設計型式。

（2）本文采用三維有限元方法對機架結構強度進行了驗算，由計算結果可知，結構的應力分布較為合理，結構強度能滿足現行規范要求，同時，計算結果指出了結構的薄弱部位，為設計者的后續結構優化提供了參考。

（3）對于受力復雜的結構部位，采用三維有限元方法進行計算能夠更加直觀、詳細及精確地反映設計者所關心的結構強度問題，是一次有意義的探索，對基于傳統力學方法的結構設計具有現實可行的輔助意義，有利于提高結構設計的合理性、先進性，能較大程度地提高設計單位的設計水平。