水泵水輪機頂蓋螺栓強度特性研究

趙 強,曹佳麗,羅永要,高洪軍

(1.國網新源控股有限公司抽水蓄能技術經濟研究院,北京 100053;2.水圈科學與水利工程全國重點實驗室(清華大學),北京 100084;3.清華大學能源與動力工程系,北京 100084;4.哈爾濱電機廠有限責任公司,哈爾濱 150040)

0 前言

抽水蓄能電站在電力系統中承擔著舉足輕重的作用,抽水蓄能機組的發展也越來越趨向于高水頭化、大容量化。頂蓋和座環是抽水蓄能電站水泵水輪機的重要部件,頂蓋上所有的外載荷幾乎都通過頂蓋聯接螺栓傳遞給座環,頂蓋聯接螺栓是水泵水輪機最重要的螺栓連接之一。頂蓋聯接螺栓的失效往往會造成嚴重的經濟損失甚至重大傷亡事故,震驚世界的俄羅斯薩揚舒申斯克水電站機毀人亡事故,就是由多個頂蓋聯接螺栓斷裂導致[1-2]。黃河中游某大型水電站3 號機組檢修期間進行頂蓋解體檢查時,發現數條頂蓋把合螺栓斷裂,是典型的疲勞斷裂[3]。國內某抽水蓄能電站機組在甩負荷過程中頂蓋聯接螺栓斷裂,頂蓋抬起,高壓水從水車室頂蓋處大量涌出,最終導致水淹廠房。事故后挑選斷裂的35 支螺栓送檢,其中21 支存在疲勞裂紋,且裂紋均起源于螺紋根部(如圖1所示)[4-5]。因此,深入理解復雜外部激勵載荷下的頂蓋螺栓的強度特性,是蓄能機組長期安全運行的重要保障。

高強度聯接螺栓對結構的安全穩定非常重要,國內外學者對其強度性能開展了深入研究。Ajaei 等[6]對大型風力機塔筒聯接螺栓在預緊力和工作載荷作用下的應力特性進行分析,發現螺栓彎曲應力隨著預緊力的增大而增大,動應力隨著預緊力的增大而減小。Kang 等[7]對某2.5MW 大型風機主軸和輪轂聯接螺栓進行了整體建模,對其在多軸隨機疲勞荷載作用下的應力和疲勞壽命進行了預測分析。Raquel 等[8]考慮螺栓和螺母螺紋之間的不同摩擦系數,研究了預緊力對海上風機M72 聯接螺栓應力分布的影響。董瑾等[9]對汽輪機高溫緊固螺栓所受應力特別是附加彎曲應力進行了全面的分析,采用平均應力Morrow 修正式對彎曲應力對疲勞特性的曲線的影響進行了研究。熊永俊等[10]針對白蓮河抽水蓄能電站導葉套筒螺栓的工作載荷狀態及工作應力進行分析,確認了導葉套筒螺栓的斷裂原因。Casanovaa 等[11]對混流式水輪機主軸聯接螺栓進行了疲勞原因分析,發現螺紋根部劃痕和預緊力不足是造成其失效的主要原因。何柏靈等[12]在考慮水輪機頂蓋螺栓預緊力的基礎上,對水輪機頂蓋的變形進行了研究。張續鐘等[13]參考VDI2230 基準,確定了頂蓋螺栓的預緊荷載和工作荷載,進行了螺栓的安全性設計和校核。熊欣等[14]分別采用《機械設計手冊》、VDI 2230 基準以及有限元仿真3 種方法,進行了水輪機頂蓋螺栓強度分析。孫立賓等[15]采用變量參數化方法分析了頂蓋和連接螺栓結構參數對螺栓應力幅的影響。葛新峰等[16-17]基于靜力學基本方程及有限單元法對水輪機五種運行工況下頂蓋螺栓的剛強度進行了計算分析,比較了內外頂蓋螺栓的受力特點,發現機組在最大水頭、額定出力時頂蓋螺栓應力最大。練繼建等[18]建立了頂蓋及螺栓的有限元模型,結合實測振動數據與有限元動力分析,反演了頂蓋水壓脈動荷載,對頂蓋螺栓進行了疲勞壽命分析。趙俊杰等[19-20]利用電站實測甩負荷數據,采用有限元方法研究了頂蓋聯接螺栓的應力分布和疲勞壽命。

本文建立了某水泵水輪機頂蓋-頂蓋螺栓-座環非線性有限元分析模型,通過流固耦合算法將轉輪上冠間隙腔內壓力映射到頂蓋過流面上,研究頂蓋聯接螺栓在典型工況和不同預緊力作用下的應力分布和相對剛度變化規律,為蓄能機組頂蓋螺栓的設計提供參考。

1 計算模型和邊界條件

本文的研究對象為某水泵水輪機組的頂蓋、96 個頂蓋螺栓和座環組成的多體結構,上下法蘭每間隔2 個螺孔布置1 塊肋板,如圖2所示。其中在頂蓋和座環、頂蓋和螺帽之間建立接觸單元;本文未建立螺紋細節,采用ANSYS 提供的螺栓截面法模擬螺柱與座環和螺柱與螺帽之間的螺紋連接行為。在機組運行過程中,頂蓋螺栓除了受到預緊力F0的作用,還受到頂蓋軸向水推力F的作用,受力重新分配后,螺栓所受的總力為Fz=F0+ΔF,螺栓的相對剛度φ=ΔF/F,螺栓的夾緊力系數δ=F1/F,螺栓和被連接件的受力如圖3所示。相對剛度代表了工作載荷“分配” 給螺栓和被連接件的比例。相對剛度越大,工作載荷分配給螺栓的比例越大,分配給被連接件的比例越小,夾緊力下降就越小,螺栓連接越安全可靠。相對剛度與頂蓋和座環的尺寸、材料等因素有關。實際工作過程中,頂蓋和座環等零部件的接觸將隨時間、載荷等的變化發生非線性變化,因此螺栓的相對剛度并非定值,會在工作過程中發生變化。

圖2 頂蓋-頂蓋螺栓-座環非線性模型

頂蓋-頂蓋螺栓-座環非線性模型的水壓力耦合作用面如圖4 中紅色線條所示,在本文中,開展了水輪機額定工況、水泵零流量工況和雙機甩100%負荷過程頂蓋水推力峰值工況(簡稱雙甩工況)下的頂蓋螺栓受力計算,三種工況下頂蓋流固耦合作用面上的水壓力分布如圖5所示(水力計算本文不展開)。從圖5可以看出,額定工況下,隨著半徑的減小,各面上的壓力逐漸減小,導葉頭部為高壓區。水泵零流量工況下,由于導葉開度極小,因此水流流過導葉間的縫隙時,流速加大,壓力降至極低;水流過縫隙后,流速大幅降低,導致導葉后出現高壓區,之后隨著半徑的減小,各面上的壓力逐漸減小。在雙甩工況下,隨著半徑的減小,各面上的壓力逐漸減小,活動導葉分布圓前后的壓力分布沿圓周方向呈現很明顯的不均勻性。從整體的壓力分布可以看出,水輪機額定工況下頂蓋承受的水推力最小,水泵零流量工況下頂蓋承受的水推力居中,而雙甩工況下頂蓋承受的水推力最大。

圖4 水壓力耦合作用面示意圖

2 計算結果及分析

2.1 不同工況下頂蓋螺栓的強度特性

在450MPa 的頂蓋螺栓預緊力作用下,開展了水輪機額定工況、水泵零流量工況和雙甩工況下頂蓋-頂蓋螺栓-座環非線性模型的強度特性分析。雙甩工況下整體模型的應力分布如圖6所示,在預緊力的作用下,雙層法蘭相互靠近,上法蘭上面不再保持平面,兩個肋板中間的法蘭面凹陷,法蘭肋板受到擠壓作用;而在頂蓋水推力的作用下,頂蓋法蘭內側上鼓,在預緊力和頂蓋水推力的作用下,除了軸向應力,頂蓋螺栓還承受著較大的彎曲應力。

圖6 雙甩工況整體應力分布

單個螺柱的應力分布如圖7所示,應力集中出現在螺紋面與光桿面的過渡區域,與頂蓋螺栓的實際斷裂位置吻合。螺柱在預緊力和頂蓋水推力的作用下被拉長,但由于法蘭內側與外側剛度相差較大,上下法蘭間肋板的存在也造成了法蘭不同位置的剛度不同,使得螺柱受到彎矩作用,向法蘭盤剛度較弱的一側彎曲變形。在螺柱的光桿上,選擇5 個不同的高度做截面,分別命名為A、B、C、D和E,截面的應力分布如圖7所示,5 個截面沿圓周方向的應力變化曲線如圖8所示。從截面應力分布圖和截面圓周方向的應力變化曲線可以看出,截面距離螺帽越近,彎曲效應越大,A截面的最大應力差值達到了應力均值的1/3 以上。

圖7 單個螺柱和截面的應力分布

圖8 螺柱截面沿圓周方向的應力變化曲線

本文研究的多體結構中,96 個螺栓在圓周方向上均布,而頂蓋及座環的結構在圓周方向上并非完全軸對稱,因此不同方位的螺柱雖然變形相似,載荷變化趨勢相同,但承受的總拉力和相對剛度各不相同。

螺柱承受總拉力周向分布如圖9所示,可見,圓周方向上總拉力基本呈現周期性變化,越靠近支撐肋板的螺柱承受的總拉力越大,遠離支撐肋板的螺柱總拉力較小。由于合縫面上肋板最厚,剛度最大,因此在其附近的螺柱總拉力也要大于其他支撐肋板附近的螺柱。而進人門處由于沒有環形肋板,頂蓋在此處剛度大大減弱,相比其他螺柱,此處螺柱承受的總拉力是最小的?？傮w來說,96 個螺柱的總拉力分布以合縫面和進人門肋板為兩個對稱軸,呈現軸對稱分布?？偫ψ畲蟮穆葜鶠?3 號螺柱,最小的為69 號螺柱。

頂蓋和座環的接觸法蘭面上的接觸壓力分布如圖10所示,可見,在頂蓋水推力的作用下,法蘭面的徑向內側接觸壓力較小,而法蘭面的徑向外側接觸壓力較大;從周向來看,由于頂蓋法蘭2 孔1 肋的布置結構,肋板對應的位置接觸壓力明顯更大。通過對每個螺孔所在的扇形區域積分可以得到每個螺柱的夾緊力,從而可以求得每個螺柱承受的工作載荷和相對剛度,三種工況下螺柱的夾緊力周向分布如圖11所示,可見夾緊力沿周向的分布規律與螺柱承受總拉力的分布規律剛好相反,越靠近支撐肋板的螺柱其夾緊力越小,遠離支撐肋板的螺柱其夾緊力越大,進人門附近的螺柱其夾緊力最大。三種工況下螺柱承受的工作載荷周向分布如圖12所示,可見,工作載荷在圓周方向也是非均布的,其分布規律與螺柱承受的總拉力分布規律類似,但其變化幅度很大,如水輪機額定工況螺柱的工作載荷在630～1520kN 之間變化;水泵零流量工況螺柱的工作載荷在770～1800kN 之間變化;雙甩工況螺柱的工作載荷在990～2200kN 之間變化。

圖12 螺柱承受的工作載荷周向分布

螺柱的相對剛度周向分布如圖13所示,其變化趨勢和螺柱承受的總拉力變化趨勢相同,螺柱的相對剛度沿周向變化幅度非常大,為0.06～0.14,隨著頂蓋軸向水推力的增大,各個螺柱的相對剛度基本不變,可見頂蓋螺柱的空間位置對其相對剛度影響較大,而頂蓋承受的軸向水推力對螺柱的相對剛度影響較小。

圖13 螺柱的相對剛度周向分布

2.2 預緊力對頂蓋螺栓強度的影響

螺柱的預緊力大小除了影響螺柱的總拉力及應力集中數值以外,還會造成相對剛度和夾緊力系數的改變,影響頂蓋與座環連接的緊密程度。本文進行了頂蓋螺栓預緊力為350MPa、450MPa 和550MPa 條件下雙甩工況頂蓋-頂蓋螺栓-座環非線性模型的強度特性分析。

圖14 為不同預緊力下雙甩工況螺柱相對剛度的變化曲線。隨著預緊力的增加,單個螺柱的相對剛度減小,由于接觸問題的非線性特征,這種減小并不是線性的,預緊力越大,相對剛度減小的幅度越慢。

圖14 雙甩工況螺柱的相對剛度隨預緊力的變化曲線

圖15 為不同預緊力下雙甩工況螺柱夾緊力系數的變化曲線。隨著預緊力的增加,單個螺柱的夾緊力系數快速增加;由于頂蓋肋板的存在,螺柱夾緊力系數在周向呈周期性變化,且其變化幅度較大,350MPa 預緊力時,夾緊力系數約為0.1～1.0,450MPa 預緊力時,夾緊力系數約為0.3～1.8,550MPa 預緊力時,夾緊力系數約為0.6～2.6。

圖15 雙甩工況螺柱的夾緊力系數隨預緊力的變化曲線

3 結論

本文以某水泵水輪機頂蓋-頂蓋螺栓-座環多體系統為研究對象,基于流固耦合算法將轉輪上冠間隙腔內壓力映射到頂蓋過流面上,定量分析了不同頂蓋軸向水推力和預緊力對連接螺栓強度特性的影響,結論如下:

(1)頂蓋雙法蘭1 肋2 螺孔結構導致法蘭剛度不均勻,在預緊力和頂蓋水推力的作用下,除了軸向應力,頂蓋螺柱還承受著較大的彎曲應力,距離螺帽越近,螺柱截面彎曲應力越大。

(2)頂蓋圓周方向的剛度不均勻導致96 個螺柱承受的總拉力、工作載荷、螺柱的夾緊力系數和相對剛度沿圓周方向基本呈周期性變化,并以合縫面和進人門肋板為兩個對稱軸,呈現軸對稱分布,且其變化幅度較大。隨著頂蓋軸向水推力的增大,各個螺柱的相對剛度基本不變。

(3)隨著預緊力的增加,單個螺柱的相對剛度減小,且預緊力越大,相對剛度減小的幅度越慢。