杜林林, 岳方方, 王進(jìn)沛, 王 浩, 邵曉巖, 胡云霞, 李偉科

(1. 國機(jī)集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 國機(jī)集團(tuán)工程振動控制技術(shù)研究中心,北京 100080;2. 中國能源建設(shè)集團(tuán) 廣東省電力設(shè)計研究院有限公司,廣州 510663)

當(dāng)前,我國能源發(fā)展處于安全保障關(guān)鍵期和低碳轉(zhuǎn)型窗口期[1],電力作為能源安全保供和低碳轉(zhuǎn)型的關(guān)鍵領(lǐng)域,電力工程和裝備需具備低碳高效、綠色環(huán)保、性能優(yōu)良、安全可靠的特點。為了降低火電機(jī)組能耗、減少環(huán)境污染,蒸汽參數(shù)高、機(jī)組容量大的超超臨界機(jī)組,由于其同時具有發(fā)電效率高且單位容量成本低等優(yōu)點,已經(jīng)成為火力發(fā)電的重要選擇類型[2]。1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)軸系長、轉(zhuǎn)子重[3],作為電廠關(guān)鍵核心動力裝備,汽輪發(fā)電機(jī)振動控制是保障電廠安全可靠運行的重要環(huán)節(jié)。汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)作為支撐結(jié)構(gòu),合理的基礎(chǔ)選型和設(shè)計可以有效控制汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)振動響應(yīng)[4],開展基礎(chǔ)動力性能分析是指導(dǎo)基礎(chǔ)選型和優(yōu)化設(shè)計的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。

汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)型式一般有剛性框架式基礎(chǔ)和彈簧隔振基礎(chǔ)兩種型式[5]。國內(nèi)的1 000 MW單軸四缸全轉(zhuǎn)速機(jī)組絕大多數(shù)采用剛性框架式基礎(chǔ),核電半速機(jī)組和國際上的單軸五缸機(jī)組均采用彈簧隔振基礎(chǔ)[6]。目前已投運的1 000 MW超超臨界二次再熱燃煤機(jī)組,如國電泰州電廠二期工程、華能萊蕪、華電萊州、華電句容、大唐東營等2×1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)[7]均采用彈簧隔振基礎(chǔ)。

本文圍繞某1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架式基礎(chǔ)的動力性能開展研究,通過數(shù)值仿真分析和縮尺模型試驗,研究基礎(chǔ)的動力特性和動力響應(yīng),深入分析基礎(chǔ)動力性能,為1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架基礎(chǔ)的選型和設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 汽輪發(fā)電機(jī)機(jī)組和剛性框架基礎(chǔ)信息

機(jī)組采用東方電氣五缸四排氣凝汽式汽輪機(jī),額定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min。機(jī)組布置超高壓缸、高壓缸、中壓缸、二個低壓缸和發(fā)電機(jī),其中超高壓缸、高壓缸、中壓缸為落地軸承,低壓缸為座缸軸承,發(fā)電機(jī)為端蓋軸承。超高壓缸、高壓缸和中壓缸為單軸雙支點軸承,低壓缸為單軸多支點軸承。中壓缸和低壓缸間軸承為推力軸承。各軸承重量信息如表1所示。

表1 各軸承重量

基礎(chǔ)臺板總長64.17 m,寬15 m。基礎(chǔ)高度為23 m,其中,運轉(zhuǎn)層標(biāo)高+17 m,中間平臺標(biāo)高+8.6 m,底板頂標(biāo)高-6 m。在標(biāo)高+8.6 m中間平臺,汽輪機(jī)超高壓、高壓、中壓缸下方設(shè)計了鋼梁面鋪鋼格柵中間平臺,對應(yīng)發(fā)電機(jī)下方設(shè)計了混凝土中間平臺?；A(chǔ)運轉(zhuǎn)層平面圖和剖面圖如圖1、圖2所示。基礎(chǔ)底板混凝土等級為C40,基礎(chǔ)柱以及上部臺板混凝土等級為C35。

圖1 剛性框架基礎(chǔ)運轉(zhuǎn)層平面圖

圖2 基礎(chǔ)剖面圖

2 基礎(chǔ)動力性能數(shù)模分析

2.1 有限元模型

汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)選用SOLID95實體單元模擬,實體模型主要采用六面體單元,為保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,單元網(wǎng)格尺寸不大于1 m,模型單元數(shù)量為85 486。采用RBE3單元將質(zhì)量連接于臺板節(jié)點,采用SURF154面單元模擬具有一定分布特征的設(shè)備荷載[8]。根據(jù)我國GB 50040—2020《動力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[9](簡稱“動規(guī)”)中的相關(guān)要求,從偏于安全性的角度對柱底采用固結(jié)約束,不考慮地基底板的彈性作用[10]。實體模型如圖3(a)所示。

圖3 實體和桿系分析模型

為確保計算結(jié)果的準(zhǔn)確性并進(jìn)行相互校核,采用SAP2000建立桿系單元模型,對比實體單元有限元模型與桿系有限元模型的差異。其中框架梁柱采用梁單元模擬,中間平臺板和剪力墻采用殼單元模擬,機(jī)組設(shè)備荷載采用節(jié)點和虛桿以集中和均布荷載形式加載[11]。桿系單元剛域部分采用Body約束節(jié)點6方向的自由度,桿系模型如圖3(b)所示。

首先分析基礎(chǔ)自振頻率和振型。選用ANSYS軟件分塊法﹙Lanczos﹚和子空間﹙Subspace﹚模態(tài)提取法進(jìn)行分析,并與桿系模型計算結(jié)果進(jìn)行對比,如表2所示。

表2 剛性框架基礎(chǔ)自振頻率對比

在自振頻率和振型上,ANSYS軟件分析得到第1階振型是水平縱向(結(jié)構(gòu)長邊方向)平動,自振頻率為1.88 Hz,第2階振型為水平橫向(結(jié)構(gòu)短邊方向)平動,自振頻率為1.98 Hz,出現(xiàn)豎向振型的頻率為13.95 Hz。與SAP2000結(jié)果相比,二者數(shù)值上差異較小,比較接近,說明實體模型和桿系模型在反映基礎(chǔ)整體振型和自振頻率方面吻合良好。

2.2 強(qiáng)迫振動響應(yīng)分析

根據(jù)《動規(guī)》和設(shè)備廠家相關(guān)要求,本機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)動力響應(yīng)采用《動規(guī)》中規(guī)定的方法進(jìn)行計算。采用空間有限元模型進(jìn)行分析時,強(qiáng)迫振動響應(yīng)計算采用振型疊加法并取70 Hz頻率范圍內(nèi)的全部振型。根據(jù)GB 50040—2020《動力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》、B/T 51228—2017《建筑振動荷載標(biāo)準(zhǔn)》[12]、GB 50868—2013《建筑工程容許振動標(biāo)準(zhǔn)》[13]梳理得到關(guān)于計算標(biāo)準(zhǔn)的基本要求如表3所示,各擾力點位置如圖4所示。

圖4 擾力點位置示意圖

表3 動力響應(yīng)分析的動參數(shù)和衡量標(biāo)準(zhǔn)

經(jīng)計算得到實體和桿系模型各擾力點在豎向、橫向、推力軸承在縱向上的振動線位移響應(yīng)幅頻曲線,如圖5所示,經(jīng)統(tǒng)計可得各擾力點在正常運轉(zhuǎn)階段(37.5～62.5 Hz)的響應(yīng)峰值如表4所示。

圖5 實體和桿系模型振動響應(yīng)結(jié)果

表4 正常運轉(zhuǎn)階段振動響應(yīng)最大值統(tǒng)計-模型計算值

觀察圖5、分析表4可知:

(1) 實體模型和桿系模型計算結(jié)果表明:各擾力點在豎向和水平橫向以及推力軸承在水平縱向上的振動線位移響應(yīng)幅值均滿足位移限值要求。

(2) 0～37.5 Hz范圍內(nèi),對于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)為較明顯的縱橫梁框架體系部分(超高壓缸、高壓缸、中壓缸、發(fā)電機(jī)部分),兩模型豎向、橫向、縱向振動響應(yīng)計算結(jié)果變化趨勢基本一致,位移響應(yīng)幅值較為接近,說明實體和桿系的建模方法對于梁單元框架體系在低頻動力特性方面(即整體性振動特性方面)具有良好的一致性,誤差較小。

(3) 37.5 Hz以上頻段(結(jié)構(gòu)的中、高頻區(qū)段),兩模型間的響應(yīng)趨勢及響應(yīng)幅值的差異逐漸增大,反映出隨著頻率的提高,計算模型中的整體振動型態(tài)減弱,局部振動占主導(dǎo),而這種振動型態(tài)與建模方法、單元類型有著更密切的關(guān)系。

(4) 對于基礎(chǔ)兩低壓缸對應(yīng)的結(jié)構(gòu)V軸、VI軸,由于存在墻體,桿系模型將結(jié)構(gòu)V軸、VI軸位置處的梁和墻體簡化為深梁單元和板單元,而實體模型按實際設(shè)計形狀進(jìn)行建模,從而引起了這部分的計算響應(yīng)結(jié)果與有明顯梁單元特征的框架體系相比差異增大,尤其是橫向和縱向。

3 基礎(chǔ)動力性能模型試驗研究

以上通過數(shù)值仿真分析研究了剛性基礎(chǔ)的動力性能,為進(jìn)一步論證基礎(chǔ)的動力性能,接下來通過模型試驗分析剛性基礎(chǔ)動力特性并預(yù)測基礎(chǔ)振動響應(yīng),綜合評估基礎(chǔ)的動力性能[14]。

3.1 模型設(shè)計

模型外形設(shè)計以幾何尺寸相似比1∶10進(jìn)行設(shè)計,材料是與原型基座同種材料的鋼筋混凝土,混凝土強(qiáng)度等級與原型基座相同,配筋率與原型基座的配筋率相匹配。經(jīng)計算得到模型相似比如表5所示。

表5 模型各物理量相似比

3.2 動力特性測試方法

通過分析模態(tài)能夠掌握結(jié)構(gòu)的基本動力特性,模態(tài)測試采用三點空間激振、多點空間測量的方法,激勵源采用猝發(fā)隨機(jī)信號,測試系統(tǒng)如圖6所示。采用LMS SCADASIII 動態(tài)信號分析儀采集數(shù)據(jù),采用LMS Test 9A模塊進(jìn)行數(shù)據(jù)采集[15],動力測試主要儀器及參數(shù)如表6所示。

圖6 基礎(chǔ)動力特性測試方法

表6 試驗儀器及相關(guān)參數(shù)

3.3 測點布置

(1) 擾力點的布置:根據(jù)設(shè)備擾力點情況(見圖7),在結(jié)構(gòu)表面布置40個擾力點,其中包括汽輪機(jī)擾力點10個,低壓缸座缸軸承擾力點22個,發(fā)電機(jī)軸承擾力點2個,發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通過設(shè)備剛性連接傳遞到縱梁兩側(cè)的擾力點6個。

圖7 擾力點位置

(2) 臺板測點布置:在較長的縱梁中部布置測點2個;橫梁上,除擾力點外,在軸承中心線兩側(cè)各布置測點1個;在柱頂對應(yīng)的位置布置測點。

(3) 柱子測點布置:每根柱子沿高度布置了4個測點。包括中間平臺和運轉(zhuǎn)層平臺中間位置、柱子與中間層的橫梁相連處。

(4) V軸、VI軸墻體測點布置:沿結(jié)構(gòu)橫向方向,在墻體中間位置布置測點,每片墻沿高度方向布置3個測點。

動力特性測試共布置166個測點,其中臺板布置86個測點(包括擾力點40個),中間平臺布置14個測點,柱子和墻布置了66個測點。測點布置如圖8所示。

圖8 動力特性測試測點布置

為避開結(jié)構(gòu)振型節(jié)點,使激振能量盡可能均勻地分布在整個基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上,選擇B04、B23、B18點分別作為水平縱向(X向)、水平橫向(Y向)和豎向(Z向)的激振點。

3.4 基礎(chǔ)動力特性

根據(jù)模型動力特性測試數(shù)據(jù)、試驗?zāi)B(tài)分析技術(shù),運用LMS Test 9A——Spectral Testing模態(tài)分析軟件,分析可得結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型,典型振型如圖9所示。

圖9 剛性框架基礎(chǔ)典型模態(tài)振型

統(tǒng)計汽機(jī)基礎(chǔ)動力特性數(shù)模計算和模型測試結(jié)果,如表7所示。

群眾就業(yè)問題。潿洲島旅游產(chǎn)品開發(fā)程度較低，同質(zhì)化現(xiàn)象突出，休閑度假產(chǎn)品較少，沒有形成具有潿洲島地方特點和清晰明確的旅游產(chǎn)品體系。仍以旅游觀光產(chǎn)品為主，游客當(dāng)天往返，刺激島上經(jīng)濟(jì)發(fā)展和帶動島內(nèi)居民就業(yè)及收入提高的作用不強(qiáng)。

表7 剛性基礎(chǔ)數(shù)模計算與試驗結(jié)果的自振頻率比較

對比測試和計算結(jié)果可得:

(1) 基礎(chǔ)主要振型特點一致,說明在反映基礎(chǔ)整體平動方面試驗結(jié)果和計算結(jié)果吻合良好。

(2) 自振頻率試驗結(jié)果整體小于計算結(jié)果,這是由于計算中柱底采用固結(jié)約束,而實際物模試驗中,地基和底板約束達(dá)不到固結(jié)的情況,從而產(chǎn)生誤差。

3.5 基礎(chǔ)強(qiáng)迫振動響應(yīng)

利用結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)測試結(jié)果,根據(jù)模態(tài)疊加法預(yù)測結(jié)構(gòu)在不同荷載工況下的動態(tài)響應(yīng)特性。基于Virtual.Lab Rev 13.7——Modal-based forced response,結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)要求,分析得到擾力作用下基礎(chǔ)振動響應(yīng)。

經(jīng)計算得到各擾力點在豎向、橫向、推力軸承在縱向上的振動響應(yīng)幅頻曲線,如圖10所示。經(jīng)統(tǒng)計可得各擾力點在正常運轉(zhuǎn)階段(37.5～62.5 Hz)的響應(yīng)峰值如表8所示。

圖10 強(qiáng)迫振動下基礎(chǔ)動力響應(yīng)幅頻曲線

表8 正常運轉(zhuǎn)階段振動響應(yīng)最大值統(tǒng)計-試驗

觀察圖10、分析表8可知:

(2) 對比圖5和圖10、表4和表8可知:物模測試值總體小于數(shù)模計算值。

(3) 關(guān)于擾力點振動響應(yīng)計算結(jié)果和試驗結(jié)果有一定的誤差,主要涉及以下影響因素:①試驗?zāi)Ｐ椭邪瑥椥缘鼗突A(chǔ)底板的作用,而計算模型柱底采用固結(jié)約束,忽略了彈性地基底板的作用,使得擾力點振動響應(yīng)偏大;②由于在計算中擾力作用點位置、響應(yīng)提取點位置都是軸承中心,而模型試驗中因無法模擬軸承,軸承點響應(yīng)的測點布置在對應(yīng)的結(jié)構(gòu)梁上,二者擾力作用點和響應(yīng)輸出點的位置均有一定的不同,因此,試驗和計算會引起一定的誤差,特別是在水平橫向、縱向。

4 結(jié) 論

本文圍繞1 000 MW超超臨界二次再熱汽輪發(fā)電機(jī)組剛性框架基礎(chǔ)動力性能開展研究,通過數(shù)值分析和模型試驗研究發(fā)現(xiàn):

(1) 1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架式基礎(chǔ)動力性能良好,正常運轉(zhuǎn)階段,基礎(chǔ)在豎向和水平橫向以及推力軸承在水平縱向上的振動線位移小于20 μm,滿足GB 50868—2013《建筑工程容許振動標(biāo)準(zhǔn)》的控制要求。

(2) 基礎(chǔ)前幾階振型主要為基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體振動,如縱向平動、橫向平動、扭轉(zhuǎn),結(jié)構(gòu)整體振動情況方面,試驗結(jié)果與計算結(jié)果吻合良好。

(3) 擾力點振動響應(yīng)試驗結(jié)果與計算結(jié)果有一定誤差,物模測試值總體小于數(shù)模計算值;這一方面是由于計算模型中柱底采用固結(jié)約束,忽略了底板和地基的彈性作用;另一方面是由于在計算中擾力作用點位置、響應(yīng)提取點位置都是軸承中心,而模型試驗中無法模擬軸承,軸承點測點布置在對應(yīng)的結(jié)構(gòu)梁上,二者擾力作用點和響應(yīng)輸出點的位置均有一定的不同,因此,試驗和計算會引起一定的誤差,特別是在水平橫向、縱向。