(中船動力研究院有限公司，上海 200129)

某新型應(yīng)急發(fā)電機組承擔著在地震期間為核電站提供應(yīng)急電力的任務(wù)。關(guān)于地震載荷應(yīng)急發(fā)電機組的結(jié)構(gòu)強度分析和連接緊固件的研究[1-2]較少涉及地震工況下運動副的分析。發(fā)電機組各軸承摩擦副是地震工況下機組的薄弱環(huán)節(jié)，在地震載荷下過度磨損會影響主機性能的風(fēng)險。因此，考慮通過仿真分析評估主機軸承在給定地震載荷譜作用下的響應(yīng)規(guī)律，確保主機軸承的間隙在合理范圍內(nèi)。采用AVL軟件模擬柴油機在額定工況下軸承潤滑情況[3-5]，并計算出最大載荷時各主軸承的等效剛度系數(shù)，建立包含內(nèi)燃機、發(fā)電機及基座的抗震分析模型，計算在給定軸承剛度系數(shù)情況下軸承間隙的變化規(guī)律。

1 主軸承等效油膜剛度計算

由于載荷激勵來源為發(fā)動機內(nèi)部氣體燃燒，并且發(fā)動機與發(fā)電機之間通過彈性聯(lián)軸節(jié)相連，電機對曲軸的影響較小。另外公共底座的剛度對發(fā)動機主軸承油膜計算的影響也較小，因此，在主軸承油膜的計算中只考慮發(fā)動機本身。

該發(fā)動機參數(shù)見表1。

發(fā)動機曲軸和氣缸布置見圖1?？拷敵龆藶榈?號主軸承，柴油機的發(fā)火順序為1—7—5—11—3—9—6—12—2—8—4—10。

表1 發(fā)動機參數(shù)

圖1 發(fā)動機曲軸布置

使用AVL PowerUnit軟件分析該柴油機軸承潤滑情況，創(chuàng)建的EHD分析模型見圖2。

圖2 柴油機軸承EHD分析模型

分析模型中考慮整機的剛度，對機架、油底殼、缸蓋和托架等組件建立有限元柔性體模型，見圖3。節(jié)點數(shù)約160萬，單元數(shù)約200萬。

圖3 機架有限元模型

計算得到額定工況下各主軸承最小油膜厚度見表2。

表2 軸承最小油膜厚度

重點關(guān)注主軸承的油膜厚度與軸承載荷的變化規(guī)律，形成了在最大載荷附近軸承載荷和油膜厚度的關(guān)系曲線。通過求解該曲線斜率，計算出主軸承在承受最大載荷時的等效剛度系數(shù)。1號主軸承最小油膜厚度隨軸承載荷的變化見圖4。計算該曲線的斜率即為軸承的等效剛度系數(shù)。

圖4 1號主軸承油膜厚度與載荷的關(guān)系

按照同樣的辦法得到各主軸承在最小油膜厚度附近的等效剛度系數(shù)。采用保守的計算方案，假設(shè)軸承水平方向和豎直方向均出現(xiàn)最小油膜厚度，兩者有相同剛度，軸承剛度參數(shù)見表3。

表3 軸承最小油膜厚度時的等效剛度

在1、2主軸承之間，曲軸與機體之間有推力軸承，經(jīng)計算分析推力軸承的等效剛度系數(shù)為5.9×107N/mm。

2 地震載荷計算

2.1 有限元模型建立

地震載荷通過隔振器傳遞到公共底座，然后傳遞到發(fā)動機和發(fā)電機組，因此計算中考慮應(yīng)急發(fā)電機組發(fā)電機、發(fā)動機、公共底座和隔振器等部件[6]。發(fā)電機和發(fā)動機之間通過彈性聯(lián)軸器連接，上、下層公共底座中間通過隔振器相連。機組有限元模型見圖5，節(jié)點數(shù)約280萬，單元數(shù)約270萬。為分析主軸承及推力軸承載荷，對曲軸進行實體建模，將活塞連桿組件的質(zhì)量采用質(zhì)量點的方式耦合到相應(yīng)的曲柄銷中心。

圖5 發(fā)電機組有限元模型

在仿真軟件中采用彈簧單元模擬各主軸承以及推力軸承運動副。對于發(fā)電機組的抗震計算，采用反應(yīng)譜計算方法，通過模態(tài)疊加再進行SRSS方法合成得到位移和應(yīng)力結(jié)果的最大值。在設(shè)計中，通過最大值的方法進行保守評估。設(shè)置彈簧單元的剛度為最小油膜附近時的油膜剛度值。具體操作方法是分別采用運動耦合的方式建立軸瓦內(nèi)圈耦合單元和軸頸外圈的耦合，在2個耦合點之間建立彈簧單元。主軸承彈簧單元見圖6，分別在各軸承處建立Y方向和Z方向的彈簧單元。用相同的方式建立推力軸承在X方向的彈簧單元。

圖6 主軸承彈簧單元示意

公共底座兩側(cè)分別布置8各個隔振器，隔振器參數(shù)見表4，發(fā)電機與柴油機之間彈性聯(lián)軸器參數(shù)見表5。

表4 隔振器性能參數(shù)

表5 彈性性聯(lián)軸器性能參數(shù)

2.2 載荷邊界

柴油機發(fā)電機組屬于核電站安全三級抗震I類設(shè)備[7],根據(jù)發(fā)電機組所在的廠房位置的樓層反應(yīng)譜作為地震載荷輸入，地震在3個方向的樓層加速度反應(yīng)譜見圖7。

圖7 樓層反應(yīng)譜

2.3 計算結(jié)果

地震載荷作用下，發(fā)電機組的位移結(jié)果見圖8。從圖8可以看出，由于隔振器的支撐剛度較弱，整機底座被抬升約40.0 mm。在增壓器側(cè)產(chǎn)生最大位移，約為107.2 mm。

圖8 機組位移結(jié)果

曲軸的位移結(jié)果見圖9，曲軸整體位移約為55 mm。最大位移出現(xiàn)在增壓器側(cè)，約為63 mm。

圖9 曲軸的位移結(jié)果

主軸承軸瓦位移結(jié)果見圖10，軸瓦整體位移約55 mm。最大位移出現(xiàn)在增壓器側(cè)，約63 mm。整體趨勢與曲軸相同。

圖10 軸瓦位移結(jié)果

整理曲軸各軸頸耦合點、軸瓦耦合點Y方向的位移以及相應(yīng)耦合點在Y方向的相對位移見圖11。

圖11 耦合點在Y向位移結(jié)果

可以看出，曲軸耦合點和軸瓦耦合點在Y方向的位移基本重合，相差很小。曲軸整體從第1號主軸承到第7號主軸承在Y方向的位移依次增加，并呈線性關(guān)系。由此判斷，曲軸整體在沿Z軸旋轉(zhuǎn)的擺動，自身并未發(fā)生變形。

另外，從耦合點在Y方向的相對位移結(jié)果可以看出，相對位移值在微米級別，在第3號主軸承出現(xiàn)最大值約為1.3 μm，在第1號主軸承出現(xiàn)最小值約為0.1 μm。

整理曲軸各軸頸耦合點、軸瓦耦合點Z方向的位移以及相應(yīng)耦合點在Z方向的相對位移見圖12。

圖12 耦合點在Z向位移結(jié)果

從耦合點Z方向的位移可以看出，曲軸在沿Y軸旋轉(zhuǎn)方向有擺動，另外收到飛輪重量的影響，曲軸自身在第1、2和3號主軸承處有局部變形。

另外耦合點相對位移最大值出現(xiàn)在第1號主軸承約為2.3 μm，最小值出現(xiàn)在第2號主軸承，約為-0.1 μm。

根據(jù)計算得到的各主軸承曲軸耦合點和軸瓦耦合點對應(yīng)的水平方向位移Uy和豎直方向位移Uz，按照如下式計算主軸承運動副在平面內(nèi)的位移，該位移值U即為運動副間隙值的變化量。

(1)

根據(jù)式(1)計算出各軸承的運動副相對間隙變化量結(jié)果見圖13。

圖13 耦合點相對位移計算結(jié)果

由圖13可見，在第1、3號主軸承處產(chǎn)生了較大的位移，約為2.4 μm，其余主軸承運動副相對位移量在1 μm左右，可以看出，地震載荷工況下，主軸承運動副的間隙值變化均小于EHD計算中得到的最小油膜厚度，因此地震載荷工況下主軸承運動副的間隙變化在要求范圍內(nèi)。

2.4 軸承載荷計算

主軸承載荷F為

F=k·U

(2)

計算得到各主軸承的載荷見表6。

表6 軸承載荷計算

由表6可見，1號軸承載荷最約為230 kN，2號主軸承載荷最小約為79.5 kN。其余各軸承載荷在100 kN左右。

另外，推力軸承運動副在X方向的位移約為6.9 μm，推力軸承的載荷約為407.1 kN。

3 隔振器對軸承載荷的影響

刪除隔振器模型及相關(guān)的支撐底座，將公共底座底面隔振器連接處進行固定約束，計算地震載荷工況下各主軸承位移變化，并計算出各軸承實際載荷，見圖14。從圖14可見，增加隔振器后，各軸承載荷都放大作用。

圖14 軸承載荷對比

各主軸承載荷放大系數(shù)見圖15。從圖15可以看出，整體放大倍數(shù)在3倍左右。其中7號主軸承放大系數(shù)最大，約為4.4倍；2號主軸承載荷放大系數(shù)最小，約為1.6倍。對于推力軸承所承受載荷由407.1 kN變?yōu)?14.5 kN，放大系數(shù)約為1.3倍。

圖15 各主軸承載荷放大系數(shù)

4 結(jié)論

1)通過計算曲軸主軸承與推力軸承在最小油膜厚度附近的剛度值，并采用彈簧單元進行模擬，可為地震載荷下運動副的間隙評估提供很好的方法。

2)隔振器對主軸承載荷和推力軸承的載荷均有放大作用，地震工況下需要關(guān)注隔震器剛度參數(shù)的影響作用。

3)在現(xiàn)有條件下，已充分考慮到軸承運動副的油膜特性，并在地震載荷計算中考慮到地震載荷從地軌-隔振器-主機-主軸承的整個載荷傳遞路徑，說明計算過程合理。

4)對發(fā)電機組地震載荷下運動副的計算分析方法可以推廣到更多的滑動軸承運動副的抗震性能評估中。