劉小軍 孔 慶 徐彬彬 鄭婭娜

1.西安建筑科技大學土木工程學院 2. 西安長慶科技工程有限責任公司

0 引言

油氣田常用的壓縮機主要有往復式和離心式兩種[1]。壓縮機等動力設備在運行過程中的振動作用會對地基基礎(chǔ)及周圍環(huán)境產(chǎn)生不利影響[2-3]，地基基礎(chǔ)的穩(wěn)定性又會影響動力設備的正常運行。因此，減弱壓縮機的振動影響，合理設計壓縮機的地基基礎(chǔ)，對壓縮機的穩(wěn)定運行具有重要意義[4-6]。目前學者們對傳統(tǒng)壓縮機基礎(chǔ)形式的計算理論及優(yōu)化進行了廣泛研究，王錫康和李永錄[7]應用振型分解法推導出基礎(chǔ)水平旋轉(zhuǎn)振動的通用計算公式，對活塞式機器基礎(chǔ)合成振幅的計算進行討論并提出了新的計算方法。張劍寒和蔣通[8]在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上利用錐體模型對層狀半空間地基上明置塊式基礎(chǔ)阻抗函數(shù)的簡化計算方法進行了研究，提出的計算方法更為簡單，便于工程應用。裴欲曉等[9]指出對大型塊體基礎(chǔ)動力計算時應考慮到地基剛度系數(shù)的偏差和變化性，且應對阻尼比的取值進行限制。姚群鳳和盧國強[10]在模型試驗的基礎(chǔ)上，利用有限元法對動力機器基礎(chǔ)平臺的動力特性進行了分析，確立了一種較為合理的力學模型。唐斌等[11]建立了壓縮機—驅(qū)動電機軸系模型及氣流脈動與管道系統(tǒng)振動分析的有限元模型，進行了有限元分析。劉晶波等[12]提出了考慮土—結(jié)構(gòu)相互作用計算大型機器基礎(chǔ)動力反應的三維有限元方法，使軟件能夠用于基礎(chǔ)與成層地基的動力相互作用分析。楊巧榮等[13]對位移放大型油阻尼器的減震效應進行了分析。蔣東旗等[14]利用大型工程分析軟件ADINA對動力機器基礎(chǔ)的耦合振動進行了系統(tǒng)的數(shù)值試驗，將所得結(jié)果與多種計算方法的計算結(jié)果進行了對比分析，說明了采用數(shù)值計算方法進行動力機器基礎(chǔ)設計的可行性、優(yōu)越性及系統(tǒng)性。

無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)將機組與基礎(chǔ)分離，二者之間用一定厚度的砂石墊層連接。基礎(chǔ)槽內(nèi)的砂石墊層會吸收壓縮機振動產(chǎn)生的能量，從而減弱機器振動對地基基礎(chǔ)的影響，且具有用料少、工期短、造價低、便于遷建等優(yōu)點，該基礎(chǔ)形式已經(jīng)在實際工程中得到了較為廣泛的應用，但相關(guān)的研究甚少。依托實際工程，首先通過現(xiàn)場試驗了解無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的動力特性，然后利用ANSYS 15.0對無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)進行數(shù)值模擬，將數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗測試數(shù)據(jù)進行對比，驗證有限元模型的合理性，最后利用該模型對地基承載力及墊層厚度進行數(shù)值優(yōu)化，研究成果可為該類型壓縮機基礎(chǔ)設計提供參考。

1 無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)動力測試

無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)如圖1所示。

工程土層以砂土為主，采用換填法進行地基處理，處理后的地基承載力為200 kPa。采用ZTY630往復式壓縮機，主要設備重量為82.5 t，額定轉(zhuǎn)速為440 r/min，主要采用原位動力測試和現(xiàn)場壓力測試對無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的動力特性進行試驗研究。

1.1 原位動力測試

通過在測點布置傳感器，利用信號分析處理系統(tǒng)進行傳感器信號處理，對壓縮機進行原位動力測試。為了獲得壓縮機底橇及基礎(chǔ)在動力作用下的位移響應，在壓縮機基礎(chǔ)周邊及底橇對應位置設置了9個測點，利用動力測試系統(tǒng)采集各測點在壓縮機運行過程中的位移數(shù)據(jù)，無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)平面及測點布置如圖2所示，原位動力測試如圖3所示。

圖2 基礎(chǔ)平面及測點布置圖

1.2 現(xiàn)場壓力測試

通過在無固定連接式壓縮機地基基礎(chǔ)不同深度處布置壓力盒進行現(xiàn)場壓力測試，對壓縮機運行前后及運行后一個月進行壓力測試，可以得到地基基礎(chǔ)不同深度處的靜壓力值（以下簡稱靜力值），壓縮機運行過程中各層的最大壓力值（以下簡稱最大值）以及壓縮機運行一個月后各層的穩(wěn)定壓力值（以下簡稱穩(wěn)定值）。無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)剖面及壓力盒剖面布置如圖4所示，壓力盒平面布置如圖5所示。

圖3 原位動力測試圖

圖4 基礎(chǔ)剖面及壓力盒剖面布置圖

圖5 壓力盒平面布置圖

1.3 測試結(jié)果分析

現(xiàn)場試驗包括原位動力測試和壓力測試，分別得到了無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)在振動荷載作用下的位移響應和應力響應，通過對測試數(shù)據(jù)進行分析可以了解基礎(chǔ)和底橇的動力特性。

1.3.1 原位動力測試結(jié)果分析

原位動力測試得到了壓縮機底橇及基礎(chǔ)在動力荷載作用下各個方向（x、y、z）的位移，測試數(shù)據(jù)如表1所示。

由表1可知，壓縮機基礎(chǔ)豎向位移遠小于底橇位移，大致為底橇位移的1/10，說明壓縮機與基礎(chǔ)之間的砂石墊層具有良好的減振效果；基礎(chǔ)除測點3、測點4的x、y向位移大于底橇外，其余均小于底橇，由圖2可以看出，測點3、測點4處未設置墊層，壓縮機底橇與基礎(chǔ)直接接觸而其他測點處均設有墊層，說明側(cè)邊墊層也具有減振作用。

1.3.2 現(xiàn)場壓力測試結(jié)果分析

通過在無固定連接式壓縮機地基基礎(chǔ)不同深度及基槽側(cè)邊處布置壓力盒，分別對壓縮機運行前后進行連續(xù)測試，可以得到各測點的靜力值、最大值和穩(wěn)定值，測試數(shù)據(jù)如圖6所示。

表1 原位動力測試的各測點位移表

由圖6可以看出，第1～5層的靜力值、最大值及穩(wěn)定值之間的差異隨深度的增加逐漸減小，說明振動的影響隨深度的增加而減弱；第5層的壓力最大值明顯大于靜力值及穩(wěn)定值，振動對第5層的影響較大，第1～4層的壓力最大值與穩(wěn)定值及靜力值的差異較小，結(jié)合圖4可知，第5層與壓縮機底橇直接接觸，而其他層均位于砂石墊層的下部，說明底橇下部的墊層具有良好的減振效果；整體來看，所有豎向壓力值均小于50 kPa?；蹅?cè)邊壓力的靜力值、最大值及穩(wěn)定值相差較小說明側(cè)邊墊層也具有較好的減振效果；同時發(fā)現(xiàn)側(cè)壁的壓力值整體較小，說明壓縮機底橇的水平位移不大，與動測結(jié)果吻合。

2 數(shù)值模型的建立與驗證

壓縮機自身存在的不平衡力是引起機組及其基礎(chǔ)振動的原因，主要外界激勵頻率為第一諧頻率和第二諧頻率，因此僅模擬第一和第二諧頻率下壓縮機底橇及基礎(chǔ)的位移響應和應力響應。

2.1 模擬目的

圖6 不同狀態(tài)壓力對比圖

建立適用于無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的有限元模型，可進一步研究無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)在不平衡力作用下的動力響應，然后通過該模型對基礎(chǔ)設計進行優(yōu)化，為無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的設計提供參考。

2.2 模型及假設

建立無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的有限元模型，首先提出如下假設：①壓縮機底橇底部完全跟砂石接觸；②地基和砂石墊層都認為是理想彈性體。

采用有限元軟件ANSYS 15.0進行分析，有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型圖

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果對比分析

現(xiàn)場試驗中，原位動力測試得到了各測點（9個點）在振動荷載作用下的位移響應（表1），利用有限元模型可以得到一諧力及二諧力作用下相應測點的位移響應；現(xiàn)場壓力測試得到了壓縮機運行前后壓縮機基槽側(cè)壁及基礎(chǔ)底部的壓力變化，有限元模型也可對響應部位的壓力變化進行計算，將數(shù)值計算的各測點在振動荷載作用下的位移響應、基槽側(cè)壁及基礎(chǔ)底部在動力荷載作用前后的壓力變化分別與原位動力測試數(shù)據(jù)及現(xiàn)場壓力測試數(shù)據(jù)進行對比，可驗證數(shù)值模型的合理性。

2.3.1 位移響應對比分析

將一諧力與二諧力單獨作用時數(shù)值計算的位移進行疊加后得到壓縮機底橇及基礎(chǔ)的總位移（表2）。

對比表1、表2可知，數(shù)值模擬得到的底橇位移與原位動力測試的結(jié)果吻合較好，二者整體上在一個數(shù)量級，數(shù)值相差不大且最大值較為接近。數(shù)值模擬得到的基礎(chǔ)位移與動力測試結(jié)果吻合較好，得到的基礎(chǔ)x向位移相近；基礎(chǔ)y向位移有相同的變化規(guī)律，較大值主要集中在測點2、測點3、測點4、測點8和測點9附近；基礎(chǔ)z方向位移與動力測試數(shù)據(jù)同為一個數(shù)量級，且數(shù)值計算結(jié)果較動力測試數(shù)據(jù)稍大。

表2 數(shù)值計算的各測點位移表

2.3.2 數(shù)值模擬的應力響應分析

將一諧力與二諧力單獨作用的應力響應進行疊加，得到基礎(chǔ)底部壓力增量為0.911 kPa，側(cè)邊x方向壓力增量為0.478 kPa，側(cè)邊y方向壓力增量為8.68 kPa。現(xiàn)場測試得到的基底壓力平均增量為0.946 kPa，基礎(chǔ)y向側(cè)邊壓力明顯大于x向。數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)吻合較好，兩種方法得到的基底壓力均較小，基礎(chǔ)y向側(cè)邊壓力均大于x向側(cè)邊壓力。

將數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)對比后可知，數(shù)值計算的壓縮機位移響應、應力響應均與現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)吻合較好，說明有限元模型較為合理。

3 地基承載力及墊層厚度優(yōu)化

工程處理后的地基承載力為200 kPa，而現(xiàn)場壓力測試數(shù)據(jù)顯示基底壓力最大值不足50 kPa，遠小于處理后的地基承載力，有較大的優(yōu)化空間；對現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)分析后得知，砂石墊層具有良好的減振效果，但對如何選取合理的墊層厚度尚不清楚，需作進一步研究。

3.1 地基承載力優(yōu)化

在不同的地基承載力下模擬壓縮機基礎(chǔ)的振動，根據(jù)壓縮機基礎(chǔ)在不同地基承載力下的動力響應優(yōu)化地基設計。數(shù)值模擬采用的地基承載力為250 kPa、200 kPa、150 kPa、100 kPa、80 kPa、60 kPa 和 50 kPa這7個等級，墊層厚度取值為400 mm。由表2可知基礎(chǔ)豎向位移明顯大于其他方向，故地基優(yōu)化時以基礎(chǔ)豎向位移進行研究。

通過數(shù)值分析可以得到不同地基承載力對應的最大位移值，基礎(chǔ)最大位移隨不同地基承載力的變化曲線如圖8所示；同理可得出不同承載力時最大位移對應的自振頻率，基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化曲線如圖9所示。

圖8 基礎(chǔ)位移隨地基承載力的變化圖

圖9 基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化圖

由圖8可知，基礎(chǔ)位移隨承載力的增加是一條先增后減再增的曲線。由圖9可知，基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化規(guī)律與基礎(chǔ)位移的變化規(guī)律相同，具體分析如下：地基承載力從50 kPa增加至60 kPa時，基礎(chǔ)自振頻率增加至7.4 Hz，與激振力的頻率7.3 Hz接近，所以基礎(chǔ)位移增加；當承載力增加至80 kPa時，自振頻率為5.0 Hz，遠離激振頻率，故位移下降；承載力再次增加時，自振頻率也在增加，使其接近激振頻率，故位移也隨之增加。由以上分析可知，基礎(chǔ)的自振頻率離壓縮機的激振頻率越遠，基礎(chǔ)的動力響應越弱，故基礎(chǔ)設計時應使其自振頻率遠離激振頻率。由圖8可以看出，地基承載力為100 kPa時基礎(chǔ)位移最小，由現(xiàn)場壓力測試結(jié)果得知基底最大壓力小于50 kPa，考慮施工因素后建議地基承載力取為120 kPa。

3.2 墊層厚度優(yōu)化

無固定連接式的壓縮機基礎(chǔ)將機器和基礎(chǔ)分離，兩者之間采用墊層進行連接，可通過有限元模型對墊層厚度如何影響壓縮機底橇進行研究，然后得到機組底橇豎向位移隨墊層厚度的變化規(guī)律，以找到合理的墊層厚度。墊層優(yōu)化時地基承載力取現(xiàn)場實際值，為200 kPa。有限元模型中砂石墊層被簡化為具有一定剛度的彈簧，墊層厚度的改變會影響機組的自振頻率，通過數(shù)值計算結(jié)果得到機組自振頻率隨墊層厚度的變化如圖10所示。

圖10 機組自振頻率隨墊層厚度的變化圖

基礎(chǔ)設計時應使機組的自振頻率遠離激振頻率7.3 Hz，由圖10可知，機組自振頻率隨墊層厚度的變化為一條先增后減再增的曲線，墊層厚度為200 mm和400 mm時機組自振頻率均為6.3 Hz，由于墊層厚度越大，耗能效果越好，結(jié)合設計經(jīng)驗墊層厚度可取為400 mm。

4 結(jié)論

1）依托實際工程，采用原位動力測試及現(xiàn)場壓力測試對無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)的動力特性進行了試驗研究，結(jié)果表明：壓縮機機組與基礎(chǔ)之間的砂石墊層具有良好的減振效果，振動的影響隨深度的增加而減弱。

2）利用有限元模型對無固定連接式壓縮機基礎(chǔ)進行了數(shù)值模擬，數(shù)值計算得到的壓縮機位移響應及應力響應與原位動力測試及現(xiàn)場壓力測試數(shù)據(jù)吻合較好，模型較為合理。

3）通過設置不同的地基承載力獲得了基礎(chǔ)自振頻率及豎向位移隨地基承載力的變化規(guī)律。壓縮機的激振頻率為7.3 Hz，當?shù)鼗休d力為80 kPa時，基礎(chǔ)自振頻率最小為5.0 Hz；當?shù)鼗休d力為100 kPa時，基礎(chǔ)自豎向位移最小為0.092 mm，依據(jù)遠離激振頻率及位移最小的原則，同時考慮施工風險因素，優(yōu)化后的地基承載力可取為120 kPa。

4）機組自振頻率隨墊層厚度的變化是一條先增后減再增的曲線，墊層厚度為200 mm和400 mm時自振頻率均為6.3 Hz，為保證墊層的減振效果建議墊層厚度取為400 mm。

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