龍朝暉，劉天德，王小慧

（中國(guó)水電顧問(wèn)集團(tuán)成都勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，四川成都 610072）

0 前 言

液壓?jiǎn)㈤]機(jī)搖擺機(jī)架由大、小機(jī)架組成，根據(jù)鉸軸的布置高度、位置不同，大體上有兩種結(jié)構(gòu)布置形式：一種為鉸軸同層布置，優(yōu)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)布置緊湊、機(jī)架高度低，能適應(yīng)較大旋轉(zhuǎn)角度，但采用傳統(tǒng)的力學(xué)方法不易對(duì)其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析計(jì)算；另一種為鉸軸疊層布置，雖可采用傳統(tǒng)力學(xué)方法對(duì)其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析計(jì)算，但機(jī)架高度高，較大旋轉(zhuǎn)角度時(shí)需要更大的機(jī)架高度。同層布置中，根據(jù)小機(jī)架結(jié)構(gòu)形式不同，有鋼板焊接結(jié)構(gòu)和鑄鋼結(jié)構(gòu)兩種。本文采用三維有限元方法對(duì)小機(jī)架為鑄鋼結(jié)構(gòu)的搖擺機(jī)架的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了計(jì)算分析。

1 閘門(mén)及啟閉機(jī)布置

溪洛渡大壩壩身中部設(shè)置8個(gè)深孔，出口工作閘門(mén)為潛孔弧形閘門(mén)，孔口尺寸為6 m×6.7 m（寬×高），設(shè)計(jì)水頭為104 m，采用4 000 kN/1 000 kN搖擺式液壓?jiǎn)㈤]機(jī)操作。深孔閘門(mén)及啟閉機(jī)布置如圖1所示。

圖1 閘門(mén)及啟閉機(jī)布置Fig.1 Layout of gate and hoist

2 搖擺機(jī)架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

在閘門(mén)的啟閉過(guò)程中，油缸的主要運(yùn)動(dòng)形式為活塞桿的軸向伸縮與油缸在順?biāo)髌矫鎯?nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)組成的空間運(yùn)動(dòng)，同時(shí)在垂直水流平面內(nèi)亦存在閘門(mén)的側(cè)向運(yùn)動(dòng)。液壓?jiǎn)㈤]機(jī)的機(jī)架設(shè)計(jì)為同層雙向十字搖擺式（如圖2、3所示）。仿照木工結(jié)構(gòu)中常見(jiàn)的榫卯結(jié)構(gòu)，該搖擺機(jī)架的小機(jī)架由四根橫梁兩兩榫卯并輔以高強(qiáng)螺栓聯(lián)接組成，橫梁1上設(shè)有與大機(jī)架相連接的凸軸，橫梁2上設(shè)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(jī)架整體可繞其與大機(jī)架間的連接軸（J、K）轉(zhuǎn)動(dòng)，以適應(yīng)油缸在順?biāo)髌矫鎯?nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)；同時(shí)油缸上部與小機(jī)架間的軸連接（E、F）亦可做一定程度的轉(zhuǎn)動(dòng)，從而適應(yīng)油缸在垂直水流平面內(nèi)的擺動(dòng)。

圖2 搖擺機(jī)架結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)圖一Fig.2 Structural type 1 of the swing frame

圖3 搖擺機(jī)架結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)圖二Fig.3 Structural type 2 of the swing frame

3 機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有限元驗(yàn)算

小機(jī)架的四根支承橫梁為鑄鋼件，榫卯結(jié)構(gòu)的局部受力復(fù)雜，傳統(tǒng)的力學(xué)模型簡(jiǎn)化計(jì)算存在較大的困難。為驗(yàn)證該機(jī)架的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，現(xiàn)采用三維有限元方法進(jìn)行驗(yàn)算分析。

3.1 工況分析

根據(jù)啟閉機(jī)與閘門(mén)的工作特點(diǎn)可知，在啟門(mén)瞬間、啟門(mén)過(guò)程、閉門(mén)過(guò)程、閉門(mén)瞬間的工況循環(huán)中，由于啟閉荷載始終沿活塞桿軸向，本計(jì)算重點(diǎn)關(guān)注的小機(jī)架所承受的荷載始終垂直于小機(jī)架平面；根據(jù)閘門(mén)啟閉機(jī)的布置，在啟門(mén)瞬間，小機(jī)架平面與水平面最大夾角為8.376°，此時(shí)大機(jī)架承受的水平推力最大，對(duì)大機(jī)架相對(duì)不利。綜合上述分析可知，啟門(mén)瞬間工況為該搖擺機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核的計(jì)算工況。

3.2 強(qiáng)度理論與允許應(yīng)力

按DL/T5039-95《水利水電工程鋼閘門(mén)設(shè)計(jì)規(guī)范》，構(gòu)件容許應(yīng)力見(jiàn)表1，其中[σcd]為局部承壓容許應(yīng)力，[σ]為抗拉、抗壓和抗彎容許應(yīng)力。

表1 構(gòu)件允許應(yīng)力Table 1:Allowable stress of the structure

3.3 荷載計(jì)算

液壓?jiǎn)㈤]機(jī)在啟閉閘門(mén)時(shí)，傳遞到機(jī)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(dòng)摩擦所需的附加轉(zhuǎn)矩M。為安全起見(jiàn)，機(jī)架承受的拉力P需在理論啟閉力F的基礎(chǔ)上考慮動(dòng)載沖擊效應(yīng)，采用1.125的等效系數(shù)，即：

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

該附加轉(zhuǎn)矩由橫梁二、四的受力不一致產(chǎn)生，故作用在橫梁二、四的上的附加力偶為：

EF處的轉(zhuǎn)動(dòng)是為了適應(yīng)機(jī)架、油缸、閘門(mén)的安裝誤差引起的橫向擺動(dòng)，在啟閉機(jī)安裝完成之后，啟閉操作過(guò)程中，可忽略該處的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。

橫梁榫卯聯(lián)接處的螺栓組存在較大的預(yù)緊力，按照M30螺栓60%保證荷載計(jì)算的預(yù)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(xiàng)荷載情況如下：

（1）油缸作用于機(jī)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(jī)架橫梁榫卯部位的聯(lián)接螺栓螺桿上的預(yù)緊力，按照M30螺栓60%保證荷載計(jì)算的預(yù)緊力為：

本模型的約束：選擇大機(jī)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(wǎng)格劃分

為減少非線性有限元的迭代計(jì)算規(guī)模，網(wǎng)格劃分的全局尺寸設(shè)置為較大100 mm以簡(jiǎn)化模型，同時(shí)在各個(gè)容易導(dǎo)致應(yīng)力集中的部位進(jìn)行細(xì)化。整個(gè)模型的有限元網(wǎng)格包含313 229個(gè)節(jié)點(diǎn)，170 653個(gè)實(shí)體單元，如圖5所示。

3.6 計(jì)算結(jié)果典型云圖

綜合圖6、圖7、圖8分析可知，小機(jī)架的應(yīng)力整體分布較為合理，最大集中應(yīng)力為265.54 MPa，出現(xiàn)于高強(qiáng)螺栓孔的孔周局部，應(yīng)力性質(zhì)為局部緊接承壓應(yīng)力；橫梁一、三的應(yīng)力較橫梁二、四為大，其跨中彎應(yīng)力約為98 MPa，軸孔邊緣的局部承壓應(yīng)力約為217 MPa；重點(diǎn)關(guān)注的榫卯部位集中應(yīng)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(yīng)力，其余部位的應(yīng)力均小于許用應(yīng)力，小機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足相關(guān)規(guī)范要求。

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

圖6 小機(jī)架von-Mises應(yīng)力云圖Fig.6 Von-mises stress distribution of the small frame

圖7 小機(jī)架橫梁一、三von-Mises應(yīng)力云圖Fig.7 Von-mises stress distribution of crossbeam 1 and 3 of the small frame

圖8 小機(jī)架橫梁二、四von-Mises應(yīng)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(jī)架的應(yīng)力整體分布較為合理，最大集中應(yīng)力為342 MPa，出現(xiàn)于軸承座附近筋板位置，應(yīng)力性質(zhì)為局部緊接承壓應(yīng)力（實(shí)際結(jié)構(gòu)中此處布置有螺栓架，此處簡(jiǎn)化模型計(jì)算結(jié)果偏大）；大機(jī)架座板處的最大集中應(yīng)力約為328 MPa，應(yīng)力性質(zhì)為局部的緊接承壓應(yīng)力；大機(jī)架橫梁跨中彎應(yīng)力介于114～152 MPa。綜合判斷，大機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足規(guī)范要求。

圖9 大機(jī)架von-Mises應(yīng)力云圖Fig.9 Von-mises stress distribution of the big frame

圖10 軸承座von-Mises應(yīng)力云圖Fig.10 Von-mises stress distribution of the bearing block

由圖11分析可知，大、小機(jī)架之間的連接轉(zhuǎn)軸最大應(yīng)力約為136 MPa，位于軸肩處，分布較為合理，強(qiáng)度滿足規(guī)范要求。

圖11 轉(zhuǎn)軸von-Mises應(yīng)力云圖Fig.11 Von-mises stress distribution of the shaft

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

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

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

3.7 計(jì)算結(jié)果列表

經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算分析，該搖擺機(jī)架的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 搖擺機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果Table 2:Calculation result of structural strength of the swing frame

4 結(jié) 語(yǔ)

（1）本文提出的液壓?jiǎn)㈤]機(jī)搖擺機(jī)架的小機(jī)架設(shè)計(jì)仿照木工結(jié)構(gòu)的榫卯型式，為雙向搖擺同層布置，與錯(cuò)層布置相比，可在一定程度上降低機(jī)架自身高度，結(jié)構(gòu)空間有限時(shí)，對(duì)啟閉機(jī)的布置及設(shè)計(jì)較為有利，豐富了搖擺機(jī)架的設(shè)計(jì)型式。

（2）本文采用三維有限元方法對(duì)機(jī)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了驗(yàn)算，由計(jì)算結(jié)果可知，結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布較為合理，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度能滿足現(xiàn)行規(guī)范要求，同時(shí)，計(jì)算結(jié)果指出了結(jié)構(gòu)的薄弱部位，為設(shè)計(jì)者的后續(xù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了參考。

（3）對(duì)于受力復(fù)雜的結(jié)構(gòu)部位，采用三維有限元方法進(jìn)行計(jì)算能夠更加直觀、詳細(xì)及精確地反映設(shè)計(jì)者所關(guān)心的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問(wèn)題，是一次有意義的探索，對(duì)基于傳統(tǒng)力學(xué)方法的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有現(xiàn)實(shí)可行的輔助意義，有利于提高結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性、先進(jìn)性，能較大程度地提高設(shè)計(jì)單位的設(shè)計(jì)水平。