水電站門式啟閉機多結構體系聯合承載能力分析

趙 成，丁魯川，趙春龍，高 楊，李 崗

(1.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065；2.四川岷江港航電開發有限責任公司，四川 樂山 614400)

0 前 言

門式啟閉機是水電站重要的起重設備，位于電站進水口壩頂、泄洪閘壩頂和尾水平臺處，采用起升機構啟閉鋼閘門、攔污柵等重型水利設備[1-2]。門式啟閉機按有無小車運行機構分為單向門式啟閉機與雙向門式啟閉機。本文主要以雙向門式啟閉機為分析對象，其主要由起升機構、小車架、小車運行機構、門架、大車運行機構、回轉吊結構、電氣設備和控制設備等組成。雙向門式啟閉機小車和大車具有雙向運動自由度，主鉤所受荷載由小車起升機構傳遞至小車架結構，通過小車輪和軌道作用在門架頂部，再經大車車輪將全部荷載傳遞至壩體；回轉吊所受荷載由回轉臂架傳遞至門架結構。上述3種結構體系需要聯合承載，且存在多種極限位置、工況和荷載組合，門架和小車架的受力和變形將會影響起升機械運行狀態和閘門啟閉運行安全。壩頂雙向門式啟閉機還受暴風荷載、水平行走和地震慣性力影響，對于帶回轉吊的雙向門式啟閉機，還受較大懸臂起吊荷載，因此，雙向門式啟閉機的抗傾覆穩定性關系到整個電站的運行安全。

小車架和門架作為主要的承載結構件，常規設計計算一般根據規范[3-4]及經驗，而啟閉機的設計又非標準化，設計時需要綜合考慮不同工況下的荷載組合對結構的影響，安全系數通常取值比較大，且不能明確各工況下結構件受力狀況。為確保其安全運行，現代基本采用有限元分析法進行結構分析計算[5]。本文以某水電站壩頂1600 kN-78 m/320 kN-34 m雙向門式啟閉機為例，利用ANSYS有限元軟件對小車架和門架在各工況下的結構強度、剛度和穩定性進行計算分析，并根據結果優化設計。

1 結構設計參數

雙向門式啟閉機(圖1)主要技術參數：主起升荷載為1 600 kN，揚程(軌上/總)11 m/78 m，小車起升速度2.5(滿載)/5.0(空載)m/min，小車運行速度0.5～5 m/min；回轉吊起升載荷為320 kN，揚程(軌上/總)12/34 m，起升速度2.5(滿載)/5.0(空載)m/min；門架主梁長度8 m，大車軌距8 m，小車軌距4.03 m，大車運行速度2～20 m/min。小車運行至上、下游側極限時，主鉤中心線距上、下游側軌道中心線距離為2.5 m，回轉吊運行位置見圖2。門架結構材料為Q355C，取彈性模量E=2.06 E+11Pa，泊松比σ=0.3，密度ρ=7.85×103kg/m3，屈服極限σs=220 MPa。

圖1 雙向門式啟閉機圖 單位：mm

圖2 回轉吊工作位置圖 單位：mm

2 主要載荷及工況

2.1 小車架載荷及工況

啟閉機正常運行狀況下，小車架結構受力荷載分為2類[3-4]，即第1類荷載組合、第2類荷載組合。本文小車架受力有限元計算有2種工況。工況1：起升荷載+起升機構荷載+風荷載；工況2：起升機構荷載+風荷載。計算后的鋼絲繩拉力作為起升載荷具體體現，鋼絲繩拉力及設備的重量按起升機構布置加載至小車架相應位置。小車架受力情況見圖3。

圖3 小車架施加荷載示意圖

2.2 門架載荷及工況

按啟閉機運行要求，主起升機構與回轉吊起升機構二者只能單獨工作。主起升機構與大、小車運行機構不同時工作。大車運行機構、回轉吊起升機構和回轉吊回轉機構3者中任何2種可同時工作。結構分為2類荷載組合進行計算，即第1類荷載組合驗算和第2類荷載組合驗算，并對門架在回轉吊工作時的抗傾覆能力驗算，組合主起升及回轉吊工作情況總共14種工況，見表1。

表1 計算工況表

表1中風荷載計算分為250 N/m2工作狀態風壓和600 N/m2非工作狀態風壓。將小車架迎風面風荷載加載到門架頂部軌道小車輪壓處，門架迎風面按最不利因素考慮，風荷載垂直門架軌道施加，根據規范要求，箱型門架結構，取1.3的風荷載體型系數，門架第2排迎風面乘以0.5的擋風系數。大車運行速度行走慣性加速度方向平行于軌道，取0.098 m/s2，重力加速度g取10 m/s2，地震加速度取0.27g。

3 有限元結構模型建立

依據設計圖紙在ANSYS軟件中建立小車架及門架三維模型。為計算準確、快速，對三維模型結構作一定的簡化處理，將梯子、欄桿及平臺的重量均布到其所作用的結構之中[96]。在有限元軟件中選用殼單元SHELL181來保證小車架及門架主要構件三維模型與結構原型的整體剛度一致[7]，門架結構件單元控制為150 mm×150 mm四邊形網格，小車架結構件單元劃分為80 mm×80 mm四邊形網格。選用beam188梁單元模擬簡化為梁系結構的回轉吊臂架。三維模型共分為88 117個單元，85 415個節點。小車架和門架有限元模型統計重量為115 t。考慮模型簡化后自重對輪壓的影響，計算中乘以門架簡化的自重補償系數kg(根據設計圖紙重量反算得到)。

幾何模型采用采笛卡兒坐標系，垂直水流方向為X軸，指向左岸；豎直方向為Y軸，向上為正；順水流方向為Z軸，指向下游。

門架行走梁與臺車架支撐座連接部位施加3個方向平移自由度約束。門架與小車架整體建模，支承部位即小車行走部位與小車軌道節點自由度耦合，這樣可以模擬小車架荷載向門架傳遞。小車架及門架空間幾何有限元模型如圖4所示。

圖4 小車架及門架空間幾何有限元模型圖

4 結果分析

計算結果中，最大豎向位移為整體坐標下結構的最大絕對位移，最大應力為結構最大Von-mises等效應力。剛度校核時，構件撓度值計算需將絕對位移值轉化為各梁相對支座變形的位移值。

4.1 小車架計算結果分析

經計算得出兩工況下小車架應力和位移結果，由圖5可知，在額定載荷下小車架結構中定滑輪支座梁產生最大豎向位移，位移量為4.1 mm，小車架行走梁豎向位移量為2.6 mm，行走梁端部豎向位移量為2.2 mm。行走梁垂直撓度y行=2.6 mm-2.2 mm=0.4 mm<3600/2000=1.8，滿足剛度要求；定滑輪支座梁垂直撓度y定=4.1 mm-2.6 mm=1.5 mm<4030/2000=2.02，滿足剛度要求。小車架整體最大等效應力值103 MPa(工況1)，主要集中在P3(圖3)支座梁處及P4定滑輪梁處，等效應力值小于220 MPa，滿足強度要求。

圖5 小車架工況1計算結果圖 單位：位移，mm;應力，MPa

圖5顯示額定荷載下小車架除過局部有集中應力外，整體結構剛度及強度均滿足要求。對于部分應力集中處，設計中增加貼板或肋板，降低結構應力。

4.2 門架計算結果分析

(1) 計算結果表

經計算得出各工況下門機應力和位移結果，以及大車輪組各工況位置支反力結果。

表2 門架計算結果表

表3 大車輪組各工況位置支反力計算結果表

(2) 工況2下門架應力結果

工況2下，主起升載荷對門架影響最為突出，在此附圖，其它工況不在此單獨列舉，從計算結果得出門架最大位移發生在主梁小車架輪壓位置，在主梁內增加縱向長筋板及橫向小筋板降低應力集中。雙向門式啟閉機中行走梁及中橫梁應力較小，設計時應用適當厚度的板材。

(3) 剛度校核

額定荷載作用下，門架主梁跨中的垂直撓度f1=2.6 mm<[f]=L/800=8000/800=10 mm(工況2：小車跨中起升額定載荷)，滿足規范要求。

(4) 強度校核

額定荷載作用下，門架結構強度σ=128 MPa<[σ]=220 MPa(工況1：小車上游極限位起升額定荷載),滿足規范要求。

回轉吊工作狀態下，門架結構回轉吊上、下支承梁出現應力集中現象，與結構模型簡化有關，峰值應力結果不作參考。

(5) 抗傾覆穩定性校核

抗傾覆穩定性驗算分暴風侵襲下的整機非工作狀態及回轉吊工作狀態2種工況。計算中考慮各類載荷對啟閉機穩定性影響程度，對各荷載力矩分別乘以荷載系數，整機非工作狀態暴風侵襲下風荷載乘1.15倍系數，無風靜載工況外荷載乘1.4倍系數，有風動荷載工況外荷載乘1.2倍系數[8-9]；回轉吊工作時，小車位于上游極限位置。

抗傾覆穩定性驗算結果顯示，主起升機工作狀態下，各工況中門腿支座反力均為正，雙向門式啟閉機不會出現傾覆現象。暴風侵襲下以及地震工況下的非工作狀態，門腿支座反力均為正，雙向門式啟閉機不會出現傾覆現象。回轉吊工作狀態下，工況6(回轉角度位于0°位置)和工況9(回轉角度位于90°位置)，且小車此時均位于上游極限位置，下游右岸側門腿位置分別出現負的支座反力-16 kN、-39 kN。門架優化設計，即對該門腿側行走梁配重，最大配重量10 t，配重后該啟閉機不會出現傾覆現象。

圖6 門架工況2計算結果圖 單位：位移，mm;應力，MPa

5 結 論

(1) 運用有限元軟件ANSYS，對某壩頂雙向門式啟閉機小車架、門架結構，按實際多種運行工況進行了動態、靜態分析計算，得到應力應變結果，根據啟閉機設計規范校核了小車架和門架強度及剛度，均滿足設計要求。

(2) 小車架行走梁部分結構及門架主梁上翼緣小車輪壓處有應力集中，對此處增加筋板，調整筋板間距等方式降低應力。

(3) 雙向門式啟閉機整體結構抗傾覆穩定性校核中，2種工況下門腿出現負向力，通過對下游右岸側行走梁增加配重，消除了負向支座反力。

有限元分析為雙向門式啟閉機的設計提供了一個直觀的、現代化的校核手段，同時根據應力應變圖，可以準確的找到結構應力集中點及最大變形位置，為設計優化提供了可靠的理論依據。