李 純， 馬小兵， 穆哲雯

(1. 上?？岛悱h(huán)境股份有限公司， 上海 201703； 2. 中機國能電力工程有限公司， 上海 200061)

汽輪發(fā)電機組是電廠的核心組成部分，由于汽輪發(fā)電機設(shè)備本體工作時會產(chǎn)生較大振動，為保證機組的穩(wěn)定運行，汽輪發(fā)電機組基座設(shè)計時須要對基座結(jié)構(gòu)進(jìn)行動力特性分析。通?；捎每蚣苁浇Y(jié)構(gòu)[1]，并根據(jù)計算結(jié)果選擇合理的梁、柱及板截面，在保證基座結(jié)構(gòu)自身安全的情況下滿足功能需求。筆者采用MFSAP軟件，在優(yōu)化基座柱截面過程中，考察基座的模態(tài)頻率、振動線位移及轉(zhuǎn)速等參數(shù)的變化情況，從而探究汽輪發(fā)電機組基座的動力特性，并使設(shè)計方案滿足GB 50040—1996 《動力機械基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》中的動力設(shè)備基礎(chǔ)相關(guān)要求。

1 布置結(jié)構(gòu)

汽輪發(fā)電機基座的外形由設(shè)備廠家、機務(wù)專業(yè)與土建專業(yè)配合確定，框架式的汽輪發(fā)電機基座包括基礎(chǔ)底板、中間層及運轉(zhuǎn)層，其動力特性主要與上部結(jié)構(gòu)有關(guān)。

圖1為該工程基座運轉(zhuǎn)層平面結(jié)構(gòu)布置圖，從左往右依次是發(fā)電機、低壓缸及高壓缸。在發(fā)電機側(cè)基座的柱子沿汽輪發(fā)電機組中心線對稱布置，跨距為9 600 mm；在汽輪機高壓缸側(cè)基座的柱子沿汽輪發(fā)電機組中心線對稱布置，跨距為10 000 mm。

圖1 基座運轉(zhuǎn)層平面結(jié)構(gòu)布置圖

GB 50040—1996中規(guī)定框架式基礎(chǔ)的動力計算應(yīng)按振動線位移控制，計算振動線位移時須要根據(jù)設(shè)備廠家提供的擾力值，采用空間多自由度體系的計算方法，分析擾力點處x、y、z這3個方向的振動線位移。圖1中的發(fā)電機后軸承中心線、發(fā)電機前軸中心線、4號軸承中心線、3號軸承中心線、2號軸承中心線及1號軸承中心線分別與汽輪發(fā)電機組中心線相交，交點1～交點6分別為各擾力作用位置，擾力值由廠家提供，交點1、交點2為發(fā)電機擾力點位置，交點3～交點6為汽輪機擾力點位置。

圖2為基座縱向剖面圖。6 250 mm層平臺為中間層平臺，其板厚為500 mm；12 600 mm層為運轉(zhuǎn)層平臺。中間層及運轉(zhuǎn)層的橫梁和縱梁尺寸根據(jù)廠家提供資料進(jìn)行初步設(shè)計，經(jīng)過受力計算若截面尺寸滿足要求，可采用該設(shè)計截面，若不滿足可與廠家及機務(wù)專業(yè)協(xié)調(diào)，修改截面尺寸直至滿足受力要求。

圖2 基座縱向剖面圖

2 模型建立

2.1 計算模型

基座上部結(jié)構(gòu)計算分析采用MFSAP軟件，該軟件提供專門模塊“汽輪機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)分析與設(shè)計模塊”，可進(jìn)行基座的靜力分析和動力分析。在前處理程序中建立三維空間桿系模型并生成計算數(shù)據(jù)，然后在后處理程序中進(jìn)行計算，可以得出靜力和動力分析結(jié)果。

筆者將柱截面作為變量考慮，主要是基座的柱截面尺寸簡單易于量化，而基座橫梁通常為多邊形截面，差異較大所以較難對比。DL 5022—2012 《火力發(fā)電廠土建結(jié)構(gòu)設(shè)計技術(shù)規(guī)定》中要求，在滿足強度和穩(wěn)定性要求的前提下宜適當(dāng)減小柱的剛度，但柱的長細(xì)比(桿件的計算長度與桿件截面的回轉(zhuǎn)半徑之比)不宜大于14；平板式基礎(chǔ)底板的厚度可根據(jù)地基條件取底板長度的1/15～1/20，并應(yīng)不小于柱截面的邊長。故基座的結(jié)構(gòu)設(shè)計優(yōu)化主要考慮適當(dāng)減小柱截面，進(jìn)而減小基礎(chǔ)底板厚度。在基座實際設(shè)計過程中，根據(jù)工藝提供資料初步設(shè)計梁截面尺寸并參與建模計算，然后根據(jù)動力計算結(jié)果，對橫梁截面進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整。

工藝初步提供資料中，發(fā)電機側(cè)柱截面為2 400 mm×1 800 mm，汽輪機側(cè)柱截面為2 000 mm×1 600 mm。選取表1中5組柱截面尺寸，分別建立模型，輸入載荷后考察基座的動力特性，以優(yōu)化基座結(jié)構(gòu)。

表1 基座柱截面尺寸

基座建模的過程包含建立基座上部結(jié)構(gòu)框架模型、分割線段、生成節(jié)點及梁柱單元、定義截面特性及材料特性等。圖3為基座三維結(jié)構(gòu)空間桿系模型，J1～J8為汽輪機及發(fā)電機自重的作用位置。

圖3 基座三維模型

由于建模時采用空間桿系模型，發(fā)電機前軸承自重作用點及4號軸承低壓缸自重作用點并為一點J2，3號軸承低壓缸自重作用點及2號軸承高壓缸自重作用點合并為一點J3，同時圖1中的擾力作用點2、3合并為一點J2，擾力作用點4、5合并為一點J3。由于基座運轉(zhuǎn)層橫梁的形心與柱中心線偏離，建模時須要根據(jù)橫梁截面的形心位置去偏移橫梁軸線。

2.2 邊界條件

汽輪發(fā)電機與基座通過連接件相連，通常假設(shè)為柔性連接，分析模型中只考慮汽輪機自重及擾力對基座的影響；一般基座的底板厚度較大(2～3 m)，該基座底板采用樁基且埋入土中相對較深，可假設(shè)基座底板為剛域，基座框架柱與底板整體澆注，可認(rèn)為固接，故在基座的三維桿系模型中柱腳的邊界條件設(shè)置為固接節(jié)點。

2.3 載荷輸入

在MFSAP軟件[2]中，載荷可通過節(jié)點載荷及單元載荷輸入，包括4種載荷模式：結(jié)構(gòu)自重、單向永久載荷、雙向永久載荷、短路力矩。筆者計算的載荷為：結(jié)構(gòu)自重、設(shè)備重、額定轉(zhuǎn)矩、凝汽器真空吸力等永久載荷；自重、設(shè)備重等單向載荷；地震作用等雙向載荷；短路力矩載荷。

進(jìn)行動力分析時，影響汽輪發(fā)電機基座動力特性主要有擾力及附加質(zhì)量的大小及其分布位置。擾力點的振幅是由多個擾力在該點產(chǎn)生的強迫振動線位移疊加，直接作用在擾力點上的擾力是對振動線位移影響最直接的因素，若擾力點附近的附加質(zhì)量越大，那么該處的振幅就越小[3]。通常將附加質(zhì)量根據(jù)擾力作用范圍集中，以確保擾力點的節(jié)點布置合理的附加質(zhì)量，以減小局部振動的可能。

擾力資料通常由廠家提供資料提供，若廠家提供資料未明確給出擾力點作用位置及大小，可按GB 50040—1996中所述，根據(jù)廠家提供的發(fā)電機及汽輪機轉(zhuǎn)子的質(zhì)量分布，按照下式進(jìn)行計算。

Fxi=0.10Wi

(1)

Fyi=0.20Wi

(2)

Fzi=0.20Wi

(3)

式中：Fxi為x方向(縱向)縱向擾力；Fyi為y方向(橫向)擾力；Fzi為z方向(豎向)擾力；i為擾力作用位置節(jié)點號；Wi為節(jié)點i處轉(zhuǎn)子重力。

筆者進(jìn)行計算時基座的附加質(zhì)量及擾力采用廠家提供的資料，表2為基座不同節(jié)點上的附加質(zhì)量及擾力。

表2 附加質(zhì)量及擾力

擾力值集中在汽輪機發(fā)電機基座機組中心線處，J1、J4處的擾力分別為發(fā)電機及汽輪機對應(yīng)處擾力，J2處的擾力為發(fā)電機及汽輪機低壓缸相應(yīng)位置的合力，J3處的擾力為汽輪機低壓缸及高壓缸相應(yīng)位置的合力；發(fā)電機設(shè)備自重分布在周圍的縱、橫梁上，而筆者考察的汽輪機設(shè)備自重主要分布在汽輪機發(fā)電機基座機組中心線與橫梁的交點處。

3 結(jié)果分析

筆者得出的動力計算結(jié)果有不同柱截面分組下基座的模態(tài)頻率、擾力點處的轉(zhuǎn)速與振動線位移，通過對比分析來考察基座的動力特性。

3.1 自振頻率

模態(tài)分析采用靜力及動力分析的三維模型及其邊界條件，通常結(jié)構(gòu)的前三階模態(tài)為主要模態(tài)。表3為不同柱截面尺寸下，基座前三階模態(tài)的自振頻率。由表3可以看出：基座的自振頻率隨著階數(shù)增大而增大；隨著柱截面尺寸的減小，基座各階模態(tài)的自振頻率均減小。該工程汽輪機運行轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，即50 Hz，而基座前三階模態(tài)自振頻率最大值為2.91 Hz，頻率相差較大，故汽輪機穩(wěn)定運行時不會與基座發(fā)生共振現(xiàn)象。

表3 基座前三階模態(tài)的自振頻率 Hz

3.2 振動線位移

在基座的動力計算時，主要通過控制振動線位移幅值來滿足動力設(shè)計規(guī)范要求。GB 50040—1996規(guī)定汽輪機工作轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時，其最大振動線位移為20 μm。

表4為5組柱截面下各擾力點處x、y、z方向的最大振動線位移，其值均小于20 μm，滿足規(guī)范要求。

表4 各擾力點振動線位移 μm

由表4可以看出：隨著柱截面尺寸逐漸減小，x、y、z方向的線位移幾乎全部呈增大趨勢； J1～J4處的z方向線位移均高于x、y方向，也印證了DL 5022—2012中所述，一般情況下汽輪發(fā)電機基座的動力計算，只須要計算擾力作用點的豎向振動線位移。

圖4為各擾力點z方向最大振動線位移在不同柱截面尺寸下的變化趨勢圖。

結(jié)合表3和圖4分析可知：在5組柱截面尺寸下，J1處的z方向最大振動線位移由14.01 μm

圖4 z方向最大振動線位移變化

增大到14.81 μm，且均大于J2～J4處，一是J1處橫梁截面存在工藝洞口導(dǎo)致該處橫梁剛度較弱，二是J1處的擾力為58 kN相對較大，是影響振動線位移最直接的因素，故應(yīng)適當(dāng)增大該軸橫梁截面； J2、J3處的z方向最大振動線位移較為接近，都在10 μm左右，可知該處橫梁截面尺寸適中；J4處z方向最大振動線位移較小，在8 μm左右，主要是該擾力點處的擾力為29.88 kN，相對較小； J1～J3處的z方向最大振動線位移呈增大趨勢，J4處的z方向最大振動線位移呈減小趨勢，其值均在規(guī)范要求以內(nèi)。

通過對比基座靜力特性分析得出：第1組、第2組柱配筋較小，第3組～第5組柱配筋相對較大。綜合考慮基座框架柱的振動線位移、長細(xì)比及柱配筋結(jié)果，建議選取表1中第2組的柱截面尺寸。

在設(shè)計中，通常須要考慮機組從啟動到工作階段，汽輪機轉(zhuǎn)速對最大振動線位移的影響。

圖5為選用第2組柱截面尺寸時， J1～J4處z方向最大振動線位移隨著汽輪機轉(zhuǎn)速增大的變化。

圖5 z方向最大振動線位移與轉(zhuǎn)速的關(guān)系

由圖5可知：汽輪機轉(zhuǎn)速增大時，各節(jié)點處的z方向最大振動線位移并非線性增大，在啟動階段和工作階段均存在最大值。J1～J3處z向最大振動線位移在工作階段出現(xiàn)，對應(yīng)轉(zhuǎn)速約為3 000 r/min(頻率為50 Hz)；J4處z向最大振動線位移在啟動階段出現(xiàn)，對應(yīng)轉(zhuǎn)速約為1 200 r/min(頻率為20 Hz)。最大振動線位移出現(xiàn)時汽輪機頻率與基座前三階自振頻率相差較大，符合未產(chǎn)生共振的實際情況。

4 結(jié)語

筆者采用MFSAP軟件，選取5組不同柱截面尺寸，分別建立模型并進(jìn)行基座動力特性分析，對基座上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，得出主要結(jié)論如下：

(1) 基座各擾力點的z方向振動線位移均高于x、y方向，證實了所述基座的動力計算只須要計算擾力作用點的豎向振動線位移；對于相對薄弱的橫梁截面，可以適當(dāng)增加截面尺寸，減小其振動線位移。

(2) 綜合考慮基座框架柱的振動線位移、長細(xì)比及柱配筋，選取發(fā)電機側(cè)柱截面尺寸為2 200 mm×1 800 mm，汽輪機側(cè)柱截面尺寸為1 800 mm×1 600 mm。

(3) 基座的自振頻率隨著模態(tài)階數(shù)增大而增大，隨著柱截面尺寸的減小而減??；最大振動線位移對應(yīng)的汽輪機轉(zhuǎn)速與基座的自振頻率相差較大；汽輪機穩(wěn)定運行時不會與基座產(chǎn)生共振；隨著基座柱截面尺寸減小，各擾力點處的振動總體呈增大趨勢。