李繼紅 晁利寧 徐 金 張 敏

1.西安理工大學，西安，710048 2.西安陜鼓動力股份有限公司，西安，710048

0 引言

TRT焊接機殼是在原有鑄造機殼的基礎上進行結構改進和創(chuàng)新設計后得出的新產(chǎn)品［1］。與原來的鑄造機殼相比，焊接機殼具有多方面的優(yōu)勢。但如此巨大的焊接機殼在各種工況中能否安全可靠，以及在使用過程中的強度、剛度能否滿足產(chǎn)品設計要求都是設計人員最關心的問題［2］。因此，雖然國內(nèi)外學者對這種大型結構件的應力及變形做了大量研究，應用各種有限元方法［3］進行了分析，使得對單個結構件的應力及變形分析變得更迅速和精確，但是如何對同類型的大型結構件進行系統(tǒng)的有限元分析，使生產(chǎn)者和使用者全面了解新產(chǎn)品的力學性能，為新產(chǎn)品的制造和使用提供更可靠的數(shù)據(jù)參考，仍然是一個亟待解決的問題［4］。

本文通過有限元仿真，獲得機殼在剛度和強度方面的特性參數(shù)，預知機殼焊接中的變形趨勢，分析機殼在使用工況的條件下整個機殼的應力及變形情況，找出應力及變形的最大部位，即最危險的部位，并對結構的調(diào)整提出改進性意見。

1 計算模型的建立

1.1 結構模型

TRT蝸殼結構如圖1所示。蝸殼的最大直徑為5.12m，最大厚度為70mm。以中分面法蘭為界，蝸殼分為上下兩個機殼。殼體內(nèi)部有大量防變形支撐，如加強筋、支撐柱等。

圖1 TRT蝸殼幾何模型

1.2 有限元模型

由于整個TRT蝸殼結構復雜，體積龐大，殼體上存在許多小孔和尖角，造成有限元網(wǎng)格剖分困難。因此，在不影響計算精度的前提下，忽略結構中相對尺寸很小的局部區(qū)域，例如許多小孔及倒角等，實現(xiàn)對幾何模型的簡化［5］。

進行TRT蝸殼結構場模擬分析計算時，殼體采用三維彈塑性實體結構模型。因此，選用三維結構實體單元SOLID45。SOLID45是一種由八節(jié)點組成的六面體單元，每個節(jié)點具有X、Y、Z方向的3個移動自由度。采用智能和自由網(wǎng)格劃分技術對殼體進行有限元網(wǎng)格劃分［6］，建立與結構尺寸完全相同的三維有限元模型，如圖2所示。模型單元總數(shù)為301 291，節(jié)點總數(shù)為86 753。

圖2 有限元模型

1.3 材料性能參數(shù)

在模擬計算中需要給出材料的室溫力學性能參數(shù)（彈性模量、屈服強度等）。本文計算所針對的TRT蝸殼采用同一種材料Q390C，靜力分析以及水壓試驗分析時，其室溫性能參數(shù)如表1所示。

表1 殼體材料的室溫性能參數(shù)［7-8］

1.4 邊界條件

在TRT蝸殼結構分析中，根據(jù)實際運行中的約束條件，在圖2中，限制A、B兩點Y、Z方向的自由度，限制殼體的豎向以及軸向位移。在C點導向鍵處限制X方向的自由度，以限制殼體的橫向位移。

1.5 載荷的施加

在靜力結構分析中，所施加的載荷包括殼體自重、承缸重力、靜葉調(diào)節(jié)結構重力以及轉子的重力。殼體自重以慣性力的形式加到殼體上，其他構件重力都以殼體配重的形式轉化為節(jié)點力后，施加到殼體的有限元模型上。

水壓試驗中，實際測試過程需要在進口和出口處加上擋板，因此在有限元模型上做相應的修改。載荷除了殼體自重外，還包括0.4MPa的靜水壓力及水的重力。水的重力以節(jié)點力的形式加到殼體上。

2 彈塑性有限元模型的計算

TRT蝸殼式焊接機殼實際受力狀態(tài)非常復雜，其主要載荷包括邊界約束力、上下機殼間的摩擦力、自身重力、其他構件重力、內(nèi)腔壓力、熱應力等。有限元分析中，機殼總的載荷列陣可表示為

式中，N、B、、Ve分別為單元的形狀函數(shù)矩陣、幾何矩陣、應力矩陣以及單元力。

機殼的總剛度矩陣K可表示為

式中，D為彈性系數(shù)矩陣。

機殼總體有限元方程為

求解式（7）即可獲得機殼的綜合變形a。通過綜合變形a得到單元節(jié)點e的位移列向量ae，則單元的應變和應力可通過下式求出：

3 計算結果及分析

3.1 靜力結構分析的計算結果

圖3～圖7給出了整個TRT蝸殼在靜態(tài)載荷作用下的應力及變形。從圖3可以看出，在室溫靜力工況下，整體機殼的應力不大，平均在1.2MPa左右，最大等效應力為19.1MPa，遠小于材料的屈服強度420MPa，位置如圖示3。等效應力主要集中分布在法蘭的約束處，這是約束和應力集中的綜合效果。

從圖4可以看出，機殼的最大合位移為77.6μm，主要位于下機殼支撐柱處，滿足變形量小于0.1mm的設計要求。

圖3 TRT蝸殼的應力分布結果

圖4 TRT蝸殼的合位移分布結果

圖5 TRT蝸殼X方向位移分布結果

圖6 TRT蝸殼Y方向位移分布結果

圖7 TRT蝸殼Z方向位移分布結果

焊接機殼不同方向位移的最大值如表2所示，各向相對位移值均小于1mm，如圖5～圖7所示。通過分析可知，在室溫靜力作用下結構尺寸未發(fā)生顯著的變化。

表2 焊接機殼不同方向位移最大值 μm

3.2 整體機殼水壓試驗計算結果

利用有限元的方法，對TRT蝸殼在承受一定水壓作用時，機殼的應力及變形分布情況進行計算，得到的應力和變形如圖8～圖12所示。從圖8可以看出，在水壓試驗階段，機殼上的應力大部分布在40～85MPa之間，最大值產(chǎn)生在上機殼中，范圍很小，最大值達382MPa。具體位置出現(xiàn)在焊縫處的局部尖角處，屬于應力集中。

圖8 TRT蝸殼的應力分布結果

圖9 TRT蝸殼的合位移分布結果

圖10 TRT蝸殼X方向位移分布結果

由以上分析結果可知，水壓試驗時，機殼應力遠未達到材料屈服應力（420MPa），所以機殼變形可以認為是彈性變形。有部分區(qū)域應力較大，但分布區(qū)域很小，對結構無大的影響。

圖11 TRT蝸殼Y方向位移分布結果

圖12 TRT蝸殼Z方向位移分布結果

機殼在生產(chǎn)實際運行過程中，并不加擋板。而水壓試驗中，整體機殼的最大變形量為1.511mm，最大值出現(xiàn)在擋板上，如圖9所示。而機殼的設計要求殼體的變形量不大于5mm。整體機殼受水壓作用時，機殼排氣腔端板處變形及進氣腔的側板變形較大，且進氣腔的側板有外凸變形，這主要與機殼內(nèi)所受水壓大小不同及側板的最大變形處的強度有關。X、Y、Z方向的相對變形如圖10～圖12所示。整體焊接機殼不同方向位移見表3。

表3 焊接整體機殼不同方向位移最大值 mm

可以看出，水壓試驗中，在水壓的作用下，整個殼體的最大合位移是1.511mm，滿足變形量小于5mm的設計要求。最大位移是Z向（軸向）的位移，為1.338mm，出現(xiàn)在擋板處。這是由水壓所造成的，而焊接機殼本身變形不大。

4 結論

（1）整個焊接機殼受到靜力載荷的作用分析結果顯示，整體機殼的應力均不大，平均在1.2MPa左右，最大等效應力為19.1MPa，遠小于材料的屈服強度420MPa，等效應力最大值主要集中在法蘭的約束處。整體機殼的最大合位移為77.6μm，位于下機殼支撐柱處。通過分析得出，整個機殼在室溫靜力作用下，結構強度和剛度均能滿足要求。

（2）通過對整體機殼進行水壓試驗，得出整體機殼的應力均處于85MPa以下，機殼的應力遠未達到材料的屈服強度420MPa，局部應力較大，但分布區(qū)域很小，屬于應力集中。因此，機殼在水壓試驗中的強度足夠。在水壓作用下，殼體的整體合位移最大值為1.511mm，最大位移出現(xiàn)在出口擋板處，機殼上的變形并不大，滿足變形量小于5mm的設計要求。因此，機殼在水壓試驗中的剛度足夠。

（3）建議在水壓試驗中，采用在內(nèi)部加柱子的方式，進行變形的約束。

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