地震載荷下應(yīng)急發(fā)電機(jī)組柴油機(jī)主軸承運(yùn)動(dòng)副間隙及載荷分析

(中船動(dòng)力研究院有限公司，上海 200129)

某新型應(yīng)急發(fā)電機(jī)組承擔(dān)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(jī)組的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析和連接緊固件的研究[1-2]較少涉及地震工況下運(yùn)動(dòng)副的分析。發(fā)電機(jī)組各軸承摩擦副是地震工況下機(jī)組的薄弱環(huán)節(jié)，在地震載荷下過度磨損會(huì)影響主機(jī)性能的風(fēng)險(xiǎn)。因此，考慮通過仿真分析評(píng)估主機(jī)軸承在給定地震載荷譜作用下的響應(yīng)規(guī)律，確保主機(jī)軸承的間隙在合理范圍內(nèi)。采用AVL軟件模擬柴油機(jī)在額定工況下軸承潤(rùn)滑情況[3-5]，并計(jì)算出最大載荷時(shí)各主軸承的等效剛度系數(shù)，建立包含內(nèi)燃機(jī)、發(fā)電機(jī)及基座的抗震分析模型，計(jì)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(jì)算

由于載荷激勵(lì)來源為發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部氣體燃燒，并且發(fā)動(dòng)機(jī)與發(fā)電機(jī)之間通過彈性聯(lián)軸節(jié)相連，電機(jī)對(duì)曲軸的影響較小。另外公共底座的剛度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)主軸承油膜計(jì)算的影響也較小，因此，在主軸承油膜的計(jì)算中只考慮發(fā)動(dòng)機(jī)本身。

該發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)見表1。

發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸和氣缸布置見圖1?？拷敵龆藶榈?號(hào)主軸承，柴油機(jī)的發(fā)火順序?yàn)?—7—5—11—3—9—6—12—2—8—4—10。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)曲軸布置

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

圖2 柴油機(jī)軸承EHD分析模型

分析模型中考慮整機(jī)的剛度，對(duì)機(jī)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(diǎn)數(shù)約160萬，單元數(shù)約200萬。

圖3 機(jī)架有限元模型

計(jì)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(diǎn)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(jì)算出主軸承在承受最大載荷時(shí)的等效剛度系數(shù)。1號(hào)主軸承最小油膜厚度隨軸承載荷的變化見圖4。計(jì)算該曲線的斜率即為軸承的等效剛度系數(shù)。

圖4 1號(hào)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(jì)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(shí)的等效剛度

在1、2主軸承之間，曲軸與機(jī)體之間有推力軸承，經(jīng)計(jì)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(jì)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(dòng)機(jī)和發(fā)電機(jī)組，因此計(jì)算中考慮應(yīng)急發(fā)電機(jī)組發(fā)電機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)、公共底座和隔振器等部件[6]。發(fā)電機(jī)和發(fā)動(dòng)機(jī)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(jī)組有限元模型見圖5，節(jié)點(diǎn)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(duì)曲軸進(jìn)行實(shí)體建模，將活塞連桿組件的質(zhì)量采用質(zhì)量點(diǎn)的方式耦合到相應(yīng)的曲柄銷中心。

圖5 發(fā)電機(jī)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(yùn)動(dòng)副。對(duì)于發(fā)電機(jī)組的抗震計(jì)算，采用反應(yīng)譜計(jì)算方法，通過模態(tài)疊加再進(jìn)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(jì)中，通過最大值的方法進(jìn)行保守評(píng)估。設(shè)置彈簧單元的剛度為最小油膜附近時(shí)的油膜剛度值。具體操作方法是分別采用運(yùn)動(dòng)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(gè)耦合點(diǎn)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(gè)隔振器，隔振器參數(shù)見表4，發(fā)電機(jī)與柴油機(jī)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(jī)發(fā)電機(jī)組屬于核電站安全三級(jí)抗震I類設(shè)備[7],根據(jù)發(fā)電機(jī)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(gè)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(jì)算結(jié)果

地震載荷作用下，發(fā)電機(jī)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(jī)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(jī)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(shì)與曲軸相同。

圖10 軸瓦位移結(jié)果

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

圖11 耦合點(diǎn)在Y向位移結(jié)果

可以看出，曲軸耦合點(diǎn)和軸瓦耦合點(diǎn)在Y方向的位移基本重合，相差很小。曲軸整體從第1號(hào)主軸承到第7號(hào)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(dòng)，自身并未發(fā)生變形。

另外，從耦合點(diǎn)在Y方向的相對(duì)位移結(jié)果可以看出，相對(duì)位移值在微米級(jí)別，在第3號(hào)主軸承出現(xiàn)最大值約為1.3 μm，在第1號(hào)主軸承出現(xiàn)最小值約為0.1 μm。

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

圖12 耦合點(diǎn)在Z向位移結(jié)果

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

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

根據(jù)計(jì)算得到的各主軸承曲軸耦合點(diǎn)和軸瓦耦合點(diǎn)對(duì)應(yīng)的水平方向位移Uy和豎直方向位移Uz，按照如下式計(jì)算主軸承運(yùn)動(dòng)副在平面內(nèi)的位移，該位移值U即為運(yùn)動(dòng)副間隙值的變化量。

(1)

根據(jù)式(1)計(jì)算出各軸承的運(yùn)動(dòng)副相對(duì)間隙變化量結(jié)果見圖13。

圖13 耦合點(diǎn)相對(duì)位移計(jì)算結(jié)果

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

2.4 軸承載荷計(jì)算

主軸承載荷F為

F=k·U

(2)

計(jì)算得到各主軸承的載荷見表6。

表6 軸承載荷計(jì)算

由表6可見，1號(hào)軸承載荷最約為230 kN，2號(hào)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(yùn)動(dòng)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(duì)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(jìn)行固定約束，計(jì)算地震載荷工況下各主軸承位移變化，并計(jì)算出各軸承實(shí)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(duì)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(hào)主軸承放大系數(shù)最大，約為4.4倍；2號(hào)主軸承載荷放大系數(shù)最小，約為1.6倍。對(duì)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(jì)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(jìn)行模擬，可為地震載荷下運(yùn)動(dòng)副的間隙評(píng)估提供很好的方法。

2)隔振器對(duì)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(yùn)動(dòng)副的油膜特性，并在地震載荷計(jì)算中考慮到地震載荷從地軌-隔振器-主機(jī)-主軸承的整個(gè)載荷傳遞路徑，說明計(jì)算過程合理。

4)對(duì)發(fā)電機(jī)組地震載荷下運(yùn)動(dòng)副的計(jì)算分析方法可以推廣到更多的滑動(dòng)軸承運(yùn)動(dòng)副的抗震性能評(píng)估中。