某水电站上机架-定子机座系统受力分析及变形研究

张 帆，邓亚新，杨 斌，顾承庆

(国网新源水电有限公司新安江水力发电厂，浙江杭州311608)

0 前 言

某水电站总装机容量850 MW，机组为混流式、悬式机组，主要由上机架、定子、转子大轴及水轮机构成，单机容量95 MW，额定转速150 r/m。因机组设计制造时间较早，服役期已超50 a，机组关键承重部件上机架及定子机座缺乏详细的受力分析数据，更缺乏机组实际运行中的变形测试数据，为保证机组安全稳定运行，有必要对其进行详细的受力分析及变形测试。

文献[1-3]研究了水轮机承重机架的受力，也进行了机架优化设计，但其都将承重机架底部完全约束，未考虑到和定子机座的关系，而很多上世纪设计的机组承重机架都完全固定在定子机座上。毛子首[4]研究了承重机架-定子机座的动态特性，但并未分析其受力及变形情况，贾爱青[5]等应用有限元方法对云南阿海水电站水轮发电机定子机座和上机架结构的刚、强度进行了联合计算分析，指出了在各种运行工况运行时发电机定子机座和上机架的受力情况，但其并未进行变形或受力测试。由以上分析可知，大多数学者将精力集中于承重机架或者定子机座单个部件的研究上，未考虑二者之间的关系，部分学者虽考虑了承重机架与定子机座的关系，但也只是停留在理论分析上，并未进行有效的实际测试。

1 上机架-定子机座结构及受力分析

图1所示为上机架-定子机座三维模型，上机架为承重机架，通过螺栓固定在定子机座上，上机架有8个支臂，其最上端为10块推力轴承安装座板。定子机座由四瓣构成，每瓣之间由螺栓固定，其整体主要由上下环板及中间5层环板和40条竖直立筋构成，外壳最大直径9 980 mm，高度2 930 mm。

图1 上机架-定子机座模型

上机架-定子机座系统受力主要有结构重力、电磁扭矩、偏心磁拉力等，电磁扭矩可表示为[6]

M=9 550P/n

(1)

式中，P为功率，n为转速。

偏心磁拉力可表示为[6]

F=βπDL(B/5 000)e

(2)

式中，L、D为转子高度和直径;B为磁通密度;β为极弧系数，一般为0.2～0.5;e为相对偏心率,取最大值0.5%。

上导处所承受的载荷可表示为[4]

Fs=Fb/(a+b)

(3)

式中，a为转子中心距离上导轴承中心的距离;b为转子中心距水导轴承中心的距离。

其详细受力可分为以下几个工况：

(1)在静止工况下，上机架承受机组转动部分质量430 t。定子机座承受机架质量58 t，定子铁心及线圈质量160 t。

(2)额定发电工况下(95 MW)，上机架承受机组转动部分质量430 t，轴向水推力264 t，上导轴承座圈处受力10 t。定子机座承受电磁扭矩为6.0×106N·m，定子铁心及线圈质量160 t，偏心磁拉力1.48×105N，机架质量58 t。

(3)三相短路工况：上机架承受机组转动部分质量430 t，轴向水推力264 t，上导轴承座圈处受力10 t。定子机座承受电磁扭矩为36.0×106N·m，定子铁心及线圈质量160 t，偏心磁拉力1.48×105N，机架质量58 t。

因发电机定子铁心的固定采用浮动式鸽尾筋，机座在径向可自由伸缩，因此在分析及计算时可忽略铁心受热后对定子机座受力的影响[2，7]。

2 上机架-定子机座有限元分析

上机架材料为Q235，定子机座除鸽尾筋材料为Q345，其余材料同样为Q235，材料弹性模量为2.1×1011Pa，泊松比为0.3，密度为7.85 kg/cm3，边界条件为：上机架重量加载于定子机座上环板面，机组转动部分质量均匀加载于推力轴承10块支撑板上，定子铁心及线圈质量平均加载于5层中环板上，上导轴承座圈受力加载于座圈处，且为180°余弦力加载，定子机座承受电磁扭矩加载于定子机座立筋上，定子机座承受偏心磁拉力加载于定子机座环形板上，同样为180°余弦力加载。考虑到最恶劣工况，上导轴承座圈处受力和定子铁心承受偏心磁拉力均加载于X方向，X方向位于两支臂中间。定子机座下环板固支。

分析软件采用ANSYS Workbench，根据机组上机架和定子机座的结构特点、有限元计算求解时间以及精度等，建模时做了如下简化[2]：

(1)忽略结构中的小圆角(倒角)和细油道、加工时的退刀槽、砂轮越程槽等；

(2)忽略所有的螺栓孔，因为安装上螺栓后螺栓孔刚度得到加强，同时也避免划分网格时出现畸形网格。

经过以上简化后，Workbench建模后的单元总数102 353，节点数208 177。

静止工况下的等效应力(VonMises)云图如图2所示，推力轴承支撑板上的应力最大值为58 MPa，远小于Q235的屈服极限235 MPa。最大应力值出现在上机架推力轴承支撑板下方的立筋倒角处，此处存在应力集中现象，最大值为100 MPa，也小于Q235的屈服极限，安全系数较大。图3所示为静止工况下的综合变形云图，上机架上圆板中心处的变形最大，其值为2.37 mm。

图2 静止工况下VonMises应力(单位：MPa)

图3 静止工况下综合变形(单位：mm)

图4 额定发电工况等效应力(单位：MPa)

额定发电工况下的等效应力云图如图4所示，推力轴承支撑板上的最大应力为90 MPa，远小于Q235的屈服极限。最大应力值同样出现在上机架推力轴承支撑板下方的立筋倒角处，最大值为167 MPa，也小于Q235的屈服极限，安全系数较大。图5所示为额定发电工况下的综合变形云图，上机架上圆板中心处的变形最大，其值为3.92 mm，因承受电磁扭矩，定子机座立筋出现了一定的扭转变形，其变形量约为0.16 mm。额定发电工况，因偏心力都叠加在X方向，故X方向出现较大的变形，其最大变形量为0.1 mm，所有变形均为塑性变形。定子及转子单边气隙设计值为30 mm，从综合变形及X方向变形看，对定子铁心圆度的影响基本可以忽略，对发电机的电磁计算来讲，完全可以忽略。

图5 额定发电工况综合变形应力(单位：mm)

三相短路工况下的等效应力云图如图6所示，推力轴承支撑板上的最大应力与额定发电工况相同，为90 MPa。而最大应力值出现在定子机座下环上方壁开孔的拐角处(如图6 Max所示)，最大值为194 MPa。图7所示为三相短路下的综合变形云图，上机架上圆板中心处的变形最大，其值为3.92 mm，因承受短路电磁扭矩较大，定子机座立筋出现了一定的扭转变形，其变形量约为0.3 mm。三相短路工况下，因偏心力都叠加在X方向，故X方向出现较大的变形，其最大变形量为0.46 mm。三相短路属于极端工况，作用时间短，虽然X方向变形量大，因未超过材料屈服极限，故障消除后，所有变形均可恢复。

图6 三相短路工况等效应力(单位：MPa)

图7 三相短路工况综合变形(单位：mm)

3 上机架变形测试

上机架变形测量时利用厂房行车吊起约300 kg的平台，百分表表座安装在吊起的平台上，与机组本身无任何关联，保证了百分表测量的准确性。因上机架上方有受油器，百分表表针很难深入到上圆板内部中心测量，测点选在距离受油器外壁最近的地方，表针垂直于上圆板表面(因表针极细，可认为是测量垂直方向变形)，距离外边缘约为100 mm。测量时在同一工况下，分别测量两支臂之间同一位置，然后取其平均值。因无法测定极限工况，故只测定静止工况和额定发电工况。

在静止工况下，测点1～8的变形值分别为1.40、1.41、1.40、1.42、1.39、1.40、1.41、1.40 mm。上机架的平均变形值为1.40 mm，方向为竖直向下，在workbench模型计算中测得相同位置的Z方向变形为1.31 mm，误差为6.43%。

额定发电工况下，测点1～8的变形值分别为2.0、2.1、1.95、2.0、2.1、2.2、2.0、2.1 mm。上机架的平均变形值为2.06 mm，方向为竖直向下，在workbench模型计算中测得相同位置的Z方向变形为2.12 mm，误差为2.91%。

4 结 论

上机架变形测试结果与数值计算结果最大误差6.43%，证实了CAE建模的准确性。从而可知上机架-定子机座系统在静止工况、额定发电工况及三相短路工况下的强度计算结果也是可信的，无论何种工况下，上机架和定子机座都可安全稳定运行。采用变形测试结果对比，印证CAE建模的准确性，具有较高的可信度，是一种较为理想的提高CAE建模精度及可信度的方法。

参考文献：

[1] 李燕军, 张志艳, 刘文进. 水轮发电机承重机架下沉量的结构参数敏感度分析[J]. 大电机技术, 2015(5): 16- 19．

[2] 徐超. 基于ANSYS 水轮发电机组关键部件有限元分析[D]. 长沙： 湖南大学, 2013．

[3] 吕桂萍. 水轮发电机组大部件刚强度及动态特性研究[D]. 沈阳： 沈阳工业大学, 2004．

[4] 毛子首. 水轮发电机组上机架-定子系统刚度及动态特性研究[D]. 大连： 大连理工大学, 2010．

[5] 贾爱青, 张修寰, 林雪成. 阿海定子机座和上机架联合刚强度计算[J]. 机械工程师, 2011(3): 110- 111．

[6] 赵玺, 赖喜德, 苟秋琴. 混流式水轮发电机组上机架疲劳寿命分析[J]. 水电能源科学, 2015, 33(8): 140- 143．

[7] 张翀, 林长宏. 那邦电站发电机主要部件有限元分析[J]. 水电能源科学, 2013, 31(9): 174- 177．