李紅享，梁恒諾,張 陽,周 吉,李 智，石端偉

(1.水力機(jī)械過渡過程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072；2.武漢大學(xué) 動力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072；3.中國長江三峽集團(tuán)有限公司，北京 100038)

金沙江下游巨型水電站的建設(shè)可為長江黃金水道向上游延伸創(chuàng)造條件，國內(nèi)正在規(guī)劃并預(yù)研200米級高揚(yáng)程齒爬式垂直升船機(jī)。然而，其提升高度相對三峽升船機(jī)增加了近1倍，且齒爬式升船機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體積龐大、系統(tǒng)安裝精度要求高[1-2]，需要在承船廂結(jié)構(gòu)加載條件下進(jìn)行精確定位、安裝，并要求能夠適應(yīng)在空廂工況條件下承船廂結(jié)構(gòu)的變形量。對于齒爬式升船機(jī)，承船廂拼裝及廂內(nèi)設(shè)備安裝是在承船廂處于底部支承狀態(tài)下進(jìn)行的[3]，安裝精度滿足要求后，再將承船廂懸吊。承船廂不同的受力狀態(tài)，使承船廂結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不同的變形，進(jìn)而可能影響廂內(nèi)設(shè)備的安裝精度。由于承船廂結(jié)構(gòu)變形和設(shè)備自重，導(dǎo)致安裝過程中承船廂懸吊后同步軸位置精度復(fù)檢不滿足要求。所以，分析承船廂結(jié)構(gòu)及驅(qū)動系統(tǒng)安裝過程中的變形，對于指導(dǎo)200米級齒爬式升船機(jī)承船廂及驅(qū)動系統(tǒng)的安裝、提高施工效率，具有重大意義。

關(guān)于升船機(jī)的大部分研究主要集中在承船廂結(jié)構(gòu)的動力學(xué)分析以及承船廂設(shè)備的單方面研究，一些學(xué)者[4-6]研究了承船廂結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、剛度及抗震性能。彭惠等[7]、劉同欣等[8]對小齒輪托架機(jī)構(gòu)和同步軸系統(tǒng)進(jìn)行了動力學(xué)分析和設(shè)計(jì)校驗(yàn)。已建成的三峽、向家壩齒爬式升船機(jī)并沒有進(jìn)行整體的安裝施工仿真設(shè)計(jì)研究，導(dǎo)致在安裝過程中，監(jiān)測到驅(qū)動系統(tǒng)變形超出設(shè)計(jì)預(yù)估值，需要重新定位，調(diào)整安裝工藝。王宗等祿[9]、楊紅等[10]通過試驗(yàn)監(jiān)測了極端工況下船廂結(jié)構(gòu)和同步軸的撓度變形，總結(jié)三峽升船機(jī)船廂驅(qū)動系統(tǒng)安裝方法與安裝精度控制，制定有效的措施，為施工設(shè)計(jì)提供一定的參考。以上研究為齒爬式升船機(jī)的設(shè)計(jì)、設(shè)備安裝及施工提供了很好的參考，但均未將齒爬式升船機(jī)船廂結(jié)構(gòu)與驅(qū)動系統(tǒng)同時(shí)進(jìn)行分析，而且對于設(shè)計(jì)階段應(yīng)該預(yù)研的驅(qū)動系統(tǒng)安裝精度問題沒有涉及。

本文建立包括承船廂主體結(jié)構(gòu)、側(cè)翼平臺、驅(qū)動系統(tǒng)、同步軸系統(tǒng)在內(nèi)的齒爬式升船機(jī)承船廂的有限元模型，探究安裝過程中不同工況下承船廂及驅(qū)動系統(tǒng)的變形。計(jì)算結(jié)果涵蓋了承船廂主體、主縱梁和主縱梁上安全橫梁、驅(qū)動橫梁、船廂門處的變形，以及驅(qū)動系統(tǒng)和同步軸系統(tǒng)底座的變形，分析安裝過程中影響驅(qū)動系統(tǒng)安裝精度的因素，提出相應(yīng)的施工建議，可為200米級齒爬式升船機(jī)的設(shè)計(jì)施工提供參考。

1 有限元模型建立

1.1 承船廂結(jié)構(gòu)建模

采用ANSYS軟件建立齒爬式升船機(jī)承船廂廂體結(jié)構(gòu)有限元模型。升船機(jī)設(shè)計(jì)通航3 000噸級貨船，最大提升高度為200 m。承船廂外形尺寸為115 m×23 m×11.2 m(長×寬×高)，廂內(nèi)有效水域尺寸為112 m×18.4 m×4.7 m(長×寬×深)，設(shè)計(jì)水深為4.7 m。

承船廂為槽形薄壁鋼質(zhì)焊接結(jié)構(gòu)，由主縱梁、次縱梁、安全橫梁、驅(qū)動橫梁、底鋪板、廂頭及側(cè)翼平臺等構(gòu)成承船廂的主承載結(jié)構(gòu)；主縱梁貫穿整個(gè)承船廂，為承船廂的主要承重構(gòu)件。主縱梁的內(nèi)腹板、底鋪板及兩頭船廂門構(gòu)成承船廂的盛水結(jié)構(gòu)。兩側(cè)主縱梁外腹板外側(cè)伸出兩對側(cè)翼平臺，用于布置承船廂驅(qū)動機(jī)構(gòu)與事故安全機(jī)構(gòu)及相關(guān)電氣設(shè)備。由于承船廂的結(jié)構(gòu)部分相對于前后、左右是完全對稱，故本文只建立1/4有限元模型(未顯示電氣室頂)，見圖1。

圖1 200米級齒爬式升船機(jī)承船廂結(jié)構(gòu)有限元模型

采用SHELL單元模擬承船廂主體鋼結(jié)構(gòu)和小齒輪托架機(jī)構(gòu)，SOLID單元模擬主減速器、同步軸底座和角減速器，BEAM單元模擬同步軸，總單元達(dá)2 697 535個(gè)。承船廂結(jié)構(gòu)主要材料為Q235鋼，密度為7.83 t/m3，彈性模量為207 GPa，泊松比為0.3。

1.2 驅(qū)動系統(tǒng)建模

驅(qū)動系統(tǒng)耦合約束見圖2。在萬向聯(lián)軸的兩個(gè)半球處(B1～B4點(diǎn))釋放所有轉(zhuǎn)動位移，模擬鉸接結(jié)構(gòu)。萬向聯(lián)軸的中間重疊部分(B1與B2間和B3與B4間的結(jié)構(gòu))釋放Z方向的位移(UZ)，模擬花鍵結(jié)構(gòu)。為了進(jìn)行設(shè)備預(yù)安裝的位移分析，全約束四處底座的左上螺栓(A1～A4點(diǎn))，對于底座其他部分，僅約束垂向位移(UY)。

圖2 驅(qū)動系統(tǒng)耦合約束

同步軸系統(tǒng)由同步軸Ⅰ～Ⅳ組成，見圖3。內(nèi)側(cè)主減速器通過輸出軸把轉(zhuǎn)速特性傳遞到同步軸系統(tǒng)中，內(nèi)側(cè)主減速器的輸出端與同步軸的連接點(diǎn)(A1點(diǎn))采用全約束方式。

圖3 內(nèi)側(cè)主減速器與同步軸系統(tǒng)的連接

根據(jù)錐齒輪嚙合與傳動的特性，對同步系統(tǒng)輸入軸與錐齒輪箱的輸入點(diǎn)釋放E1點(diǎn)X方向轉(zhuǎn)動位移(RX)，其他方向進(jìn)行約束。同理，E2點(diǎn)僅釋放Z方向轉(zhuǎn)動位移(RZ)，見圖4a)。

同步軸系統(tǒng)除了φ160 mm的分段空心軸主體外，在承船廂主縱梁側(cè)板和盛水艙底板上還安裝有軸承安裝平臺。軸承與同步軸間通過節(jié)點(diǎn)耦合C1點(diǎn)釋放Z方向的位移(UZ)和轉(zhuǎn)動位移(RZ)，模擬調(diào)心軸承與同步軸間的接觸和約束，見圖4b)。

圖4 同步軸系統(tǒng)的約束與連接

1.3 荷載、約束及計(jì)算工況

為簡化起見，部分非關(guān)鍵設(shè)備未建立實(shí)體模型，其等效質(zhì)量以荷載形式施加在承船廂相應(yīng)部位，見表1。

表1 設(shè)備等效質(zhì)量

承船廂本體除機(jī)房頂棚之外的結(jié)構(gòu)全部安裝、焊接完成且驗(yàn)收合格之后，開始安裝驅(qū)動機(jī)構(gòu)，所有驅(qū)動平臺區(qū)機(jī)械設(shè)備在加載前完成粗定位。其余縱梁腹板區(qū)、底鋪板區(qū)的同步軸機(jī)構(gòu)(包括底座、軸承座、同步軸、錐齒輪箱)在承船廂加載期間吊裝和安裝。減速箱、錐齒輪箱、同步軸精定位在承船廂加載期間進(jìn)行。不同安裝工況下的載荷及約束條件見表2。

表2 不同安裝工況下的載荷及約束條件

由于承船廂結(jié)構(gòu)在支承、水泄空及設(shè)計(jì)水深等條件下的變形量不同，驅(qū)動系統(tǒng)應(yīng)在設(shè)計(jì)水深(承船廂加載)條件下進(jìn)行精確定位安裝，并在水泄空工況下對驅(qū)動系統(tǒng)的適應(yīng)性進(jìn)行驗(yàn)證復(fù)核。

2 仿真結(jié)果與分析

承船廂處于工況1時(shí)的綜合變形為0～47.95 mm；承船廂處于工況2時(shí)的綜合變形為0～50.56 mm，UY最大為50.55 mm，UX最大為12.74 mm；承船廂處于工況3時(shí)的綜合變形為0～47.47 mm。3種工況下，承船廂的變形均小于施工規(guī)范要求的承船廂整體縱向撓度不宜大于承船廂長度的1/1 000(115 mm)，橫向撓度不宜大于承船廂寬度的1/750(31 mm)[11-12]。承船廂驅(qū)動系統(tǒng)和同步軸系統(tǒng)變形結(jié)果見表3。

表3 3種工況下承船廂驅(qū)動系統(tǒng)和同步軸系統(tǒng)變形

2.1 承船廂結(jié)構(gòu)變形

3種工況下主縱梁、安全橫梁和主縱梁上安全橫梁安裝處、驅(qū)動橫梁和主縱梁上驅(qū)動橫梁安裝處、主縱梁上臥倒門安裝處綜合變形見圖5。

圖5 3種工況下承船廂結(jié)構(gòu)綜合變形

根據(jù)圖5a)，當(dāng)承船廂處于工況3時(shí)，平衡重質(zhì)量不變，缺少水體載荷后，平衡重與承船廂重力差由承船廂本體承擔(dān)，此時(shí)主縱梁在安裝過程中最大綜合變形為41.78 mm，滿足精度要求。

根據(jù)圖5b)，安全橫梁的最大綜合變形為16.80 mm，小于施工規(guī)范所規(guī)定的變形值。安全橫梁與主縱梁上安全橫梁安裝處綜合變形的差值均相差不大(0～0.98 mm)，表明安全橫梁與主縱梁在安裝過程中能夠保持施工規(guī)范的結(jié)構(gòu)變形要求。

根據(jù)圖5c)，3種工況下的驅(qū)動橫梁和主縱梁上驅(qū)動橫梁安裝處綜合變形的差值小于5 mm，但安裝過程中須注意在承船廂處于工況3時(shí)，驅(qū)動橫梁的最大綜合變形由梁內(nèi)近船廂中心處轉(zhuǎn)移到與主縱梁連接處。

根據(jù)圖5d)，當(dāng)承船廂處于工況3時(shí)，主縱梁上臥倒門安裝處最大綜合變形為41.78 mm，滿足施工規(guī)范，安裝過程中能夠使臥倒門與主縱梁保持結(jié)構(gòu)變形要求。

2.2 驅(qū)動系統(tǒng)變形

工況2下內(nèi)外側(cè)主減速器底座綜合變形云圖見圖6a)。兩臺主減速器安裝位置由于船廂結(jié)構(gòu)自然變形存在高度差，內(nèi)側(cè)主減速器底座的實(shí)際水平位置高度比外側(cè)主減速器底座低-0.71～11.37 mm。外側(cè)主減速器底座存在向右上角傾斜的趨勢，應(yīng)在底座加工時(shí)將右上角抬高12.32 mm；內(nèi)側(cè)主減速器底座存在向遠(yuǎn)離承船廂中心一端傾斜的趨勢，應(yīng)在底座加工時(shí)將遠(yuǎn)離承船廂中心一端抬高7.40 mm。

3種工況下外側(cè)主減速器底座和內(nèi)側(cè)主減速器底座最大綜合變形見圖6b)。外側(cè)主減速器底座和內(nèi)側(cè)主減速器底座最大綜合變形差值變化不大(-1.21 ～3.95 mm)。當(dāng)承船廂由工況1到工況2時(shí)，內(nèi)外側(cè)主減速器底座的最大綜合變形差值由正變負(fù)。主減速器底座的前后高度變化，應(yīng)在設(shè)備預(yù)安裝工況下，主減速器底座加工時(shí)給予補(bǔ)償，將內(nèi)側(cè)主減速器底座抬高5.16 mm。

圖6 內(nèi)外側(cè)主減速器底座綜合變形云圖和最大綜合變形

工況2下小齒輪托架底座和液氣彈簧底座綜合變形云圖見圖7a)。小齒輪托架底座和液氣彈簧底座由于船廂結(jié)構(gòu)自然變形存在高度差，小齒輪托架底座的實(shí)際水平位置高度比液氣彈簧底座的低-0.05～4.19 mm。小齒輪托架底座存在向右上角傾斜的趨勢，應(yīng)在底座加工時(shí)將小齒輪托架底座右上角抬高4.72 mm。

3種工況下小齒輪托架底座和液氣彈簧底座綜合變形見圖7b)。當(dāng)承船廂由工況1到工況2時(shí)，小齒輪托架底座與液氣彈簧底座綜合變形差值變化不大，小齒輪托架底座加工完畢時(shí)應(yīng)比液氣彈簧底座高4.19 mm。

圖7 小齒輪托架底座和液氣彈簧底座綜合變形

3種工況下同步軸Ⅰ～Ⅳ最大綜合變形見圖8。同步軸的最大綜合變形變化不大，均能滿足施工規(guī)范。由于錐齒輪箱、同步軸在承船廂加載期間完成吊裝、安裝和精定位，所以主要觀察其在工況2下的變形：1)由于內(nèi)側(cè)主減速器隨船廂結(jié)構(gòu)發(fā)生沉降，同步軸Ⅰ靠近內(nèi)側(cè)減速器端有最大位移UY=10.74 mm，內(nèi)側(cè)主減速器的安裝按照建議施工后，此處變形會相應(yīng)減小;2)同步軸Ⅱ豎直排布，主要觀察其X方向位移，錐齒輪箱處有最大位移UX=1.79 mm，變形不大;3)同步軸Ⅲ分布于承船廂底部，主要觀察其Y方向位移，錐齒輪箱處有最大位移UY=16.32 mm，可將同步軸Ⅲ靠近承船廂中心的錐齒輪箱安裝底座抬高10.49 mm;4)同步軸Ⅳ在靠近承船廂中心端有最大位移UY=30.89 mm，可將離此處最近的固定自調(diào)心軸承底座和錐齒輪箱底座抬高24.32 mm。

圖8 3種工況下同步軸Ⅰ～Ⅳ最大綜合變形

3 結(jié)論

1)驅(qū)動系統(tǒng)安裝過程中，會發(fā)生不對稱及傾斜現(xiàn)象。建議將外側(cè)主減速器底座右上角抬高12.32 mm；內(nèi)側(cè)主減速器底座遠(yuǎn)離承船廂中心一端抬高7.40 mm；小齒輪托架底座右上角抬高4.72 mm。同時(shí)，底座加工完畢時(shí)，內(nèi)側(cè)主減速器底座應(yīng)比外側(cè)主減速器底座高5.16 mm。小齒輪托架底座應(yīng)比液氣彈簧底座高4.19 mm。

2)同步軸Ⅲ安裝過程中，兩端變形差異較大。建議將同步軸Ⅲ靠近承船廂中心的錐齒輪箱安裝底座抬高10.49 mm。同步軸Ⅳ末端靠近承船廂中心的部分變形較大，可將離此處最近的固定自調(diào)心軸承底座和錐齒輪箱底座抬高24.32 mm。