空冷風機系統運行時豎向擾力試驗研究

屈鐵軍，王獻云，張 梅

(北方工業大學 建筑工程學院，北京 100144)

空冷技術能顯著節約火電廠的用水量，一般能節水70%-80%［1-4］。空冷技術分直接空冷系統和間接空冷系統。直接空冷系統具有投資少、簡單、適應低溫環境等優點，所以在我國發展速度較快［5-6］。但國內目前已投入運營或正在建設的直接空冷電廠采用的都是國外引進的技術，國內還沒有關于直接空冷結構體系的設計規范或規程。

直接空冷結構系統的底部是大直徑鋼筋混凝土管柱，高度在40 m以上，管柱上面安裝大型鋼桁架，是直接空冷系統的主要支撐結構。鋼桁架上面安裝有風機橋，風機橋上安裝大直徑風機及其驅動裝置。風機的旋轉直徑較大，本文試驗采用的風機旋轉直徑為9.14 m。1臺風機一般有5～8片扇葉，扇葉安裝在輪轂上，扇葉、輪轂、風機軸組成了風機的轉子。通常一組直接空冷系統包含幾十臺風機，甚至百臺以上。風機驅動裝置包括電機、減速箱，通過風機軸使風機旋轉。

為了保證直接空冷結構系統能安全運行，需要對各種可能荷載作用下結構的安全性能進行研究。結構安全運行主要表現為兩個方面，一是結構在各種荷載作用下不發生破壞;二是在使用或運行過程中不能使風機設備(包括電機、減速箱、風機軸承、輪轂)的振動過大，振動位移、速度、加速度過大會影響風機設備的使用壽命。文獻［7-8］測試了風機運行時與支撐結構的共振頻率，并設計制作了結構縮尺模型，做了抗震性能試驗。文獻［9］研究了風機運行時結構的水平振動。文獻［10］對風機運行時的風機橋架的振動進行了測試，并對風機運行時產生的水平擾力進行了初步研究。

直接空冷結構系統作為工業建筑，其地震作用、風荷載等可參考現行的抗震設計規范［11］、建筑結構荷載規范［12］等進行設計，但風機運行時對結構產生的擾力目前還沒有取值依據。以往的研究取值都是參照旋轉設備的離心力(或稱不平衡力)的算法，即根據設備安裝的允許誤差、轉子的質量、風機的轉速來確定水平離心力，即風機運行擾力。但對于風機這樣的大型旋轉設備，風機運行產生的擾力遠沒有這樣簡單，風機轉子的偏心距不只取決于風機軸的安裝誤差，還與輪轂和扇葉的質量分布、風機軸的彈性變形有關，將風機軸的安裝誤差作為這種大型旋轉設備的轉子的偏心距，顯然偏小，也不安全。文獻［13-14］通過試驗對風機產生的擾力進行了測試，測試結果表明風機運行時至少同時產生4種擾力。文獻［15］對已經投入運營的空冷結構的振動進行了測試。文獻［16］用有限元方法分析了多臺風機同時運行的相互影響。

本文在以上研究的基礎上，對風機運行產生的擾力進行了深入研究，通過對風機運行時風機軸的應變測試，求得了離心力、彎矩和扭矩，并與文獻［13-14］試驗結果作對比。然后重點研究了風機運行時產生的豎向擾力，分析了豎向擾力的特性。

1 試驗模型及儀器

1.1 試驗模型

為了研究風機運行產生的擾力，本文采用1∶1試驗模型。試驗模型的主體結構采用混凝土框架，風機設備和風機橋與實際工程完全相同。與前兩次試驗［13-14］不同，前兩次試驗風機扇葉數為5片，風機最高轉速為70 r/min;本次試驗的風機扇葉數為6片，扇葉位置對稱分布，風機最高轉速為88 r/min。試驗模型如圖1所示。風機設備參數見表1。

圖1 試驗模型Fig.1 Test model

表1 風機設備參數Tab.1 Fan equipment parameters

1.2 測試儀器

風機軸是旋轉設備，測量應變常用的有線測試儀器無法測試，本文采用了新型的無線測量技術對風機軸的應變及風機轉速進行測定。

2 試驗內容及測試原理

本次試驗主要測試風機運行時對風機橋架產生的四種擾力［13-14］:① 由轉子質量偏心引起的離心力;②扇葉豎向振動及風機“擺頭”引起的彎矩;③ 豎向擾力，此擾力是本次試驗重點研究的內容;④ 風機運行時驅動扇葉轉動產生的扭矩。

上述四種擾力都會使風機軸產生應變，現將應變分離原理介紹如下。

沿風機軸四周等間距粘貼8片應變片及一組應變花，如圖2所示。等間距粘貼的應變片每隔180°的兩片為一組，共4組。每片應變片測得的應變用εi表示。風機運行時，一片應變片同時測得如下三種擾力產生的應變:① 轉子質量偏心產生水平面內的徑向離心力，使風機軸受彎，這種彎曲應變用ε'表示;② 風機運行時扇葉豎向振動和“擺頭”，使風機軸受彎，這種彎曲應變，用ε″表示;③ 風機產生強大的氣流，其反作用力使風機軸產生軸向應變，用ε?表示。應變花用于測定扭矩產生的剪應變。

圖2 應變片布置Fig.2 Arrangement of foil gages

2.1 離心力F和彎矩M

各個應變片測得的應變包括軸向應變和彎曲應變。由于各個應變片由豎向擾力在風機軸上產生的軸向應變都相同，所以每組(相距180°的兩片應變片為一組)應變片的應變用式(1)消除軸向應變，得到風機軸彎曲產生的應變:

轉子因質量偏心產生的離心力與轉速、偏心距、轉子的質量有關。偏心距、轉子質量是常量，風機勻速運行時，F應該是常量。對彎曲應變x在平穩運行段(轉速不變)做平均，濾掉應變的波動，由式(2)得到 ε'［4］。

于是，離心力F可由式(3)求得:

彎矩M產生的應變ε″可由式(4)求得:

彎矩M由式(5)求得:

式中:E是風機軸的彈性模量;I是風機軸截面慣性矩;R是風機軸截面半徑;l是應變片幾何中心到風機轉子重心的距離，本次試驗l為0.437 5 m。

2.2 豎向擾力FV

為了消除水平離心力F和彎矩M產生的彎曲應變，每組應變片豎向擾力(即風機軸的軸向力)產生的應變用式(6)求得:

豎向擾力FV可由式(7)求得:

式中:A為風機軸截面面積。

2.3 扭矩T

扭矩T使風機軸產生扭轉。應變花測得的軸向應變用 ε0表示，45°方向的應變用 ε45°表示，于是，由式(8)可求得扭矩［17］:

式中，v為風機軸的泊松比，G為風機軸的剪切彈性模量。

3 工況

本次試驗共采用以下三種工況:

工況1:風機由靜止開始，轉速增至20 r/min，平穩運行約30 s;再增至39 r/min，平穩運行約30 s;再增至59 r/min，平穩運行約30 s;再增至78 r/min，平穩運行約30 s;再增至88 r/min，平穩運行約30 s;然后降至78 r/min，平穩運行約30 s;降至59 r/min，平穩運行約30 s;降至39 r/min，平穩運行約30 s;降至20 r/min，平穩運行約30 s;最后靜止。

工況2:風機由靜止開始，轉速增至29 r/min，平穩運行約30 s，再增至59 r/min，平穩運行約30 s;再增至88 r/min，平穩運行約30 s;然后降至59 r/min，平穩運行約30 s;降至29 r/min，平穩運行約30 s;最后靜止。

工況3:風機由靜止開始，轉速增至49 r/min，平穩運行約30 s;再增至88 r/min，平穩運行約30 s;然后降至49 r/min，平穩運行30 s;最后靜止。

4 試驗數據及應變分離

本次試驗的三種工況，每種工況運行兩次，每次12個通道(8個應變片通道，3個應變花通道，一個轉速通道)，測得的原始記錄共72條。限于篇幅，本文僅給出部分原始測試記錄，見圖3～圖8。

遠處，有朵云就像海浪一樣翻滾著，一下子撲到了我的眼前；有的云像長長赤鏈蛇一樣游動著；還有的云似皇冠般，四周是炫目的金黃色。

圖3 工況1 1#應變片測得的應變時程Fig.3 Strain time history of 1#foil gage in working condition 1

圖4 工況1應變花測得的45°方向應變Fig.4 Strain of strain rosette in the direction of 45°in working condition 1

圖5 工況2 1#應變片測得的應變時程Fig.5 Strain time history of 1#foil gage in working condition 2

圖6 工況2應變花測得的45°方向應變Fig.6 Strain of strain rosette in the direction of 45°in working condition 2

圖7 工況3 1#應變片測得的應變時程Fig.7 Strain time history of 1#foil gage in working condition 3

圖8 工況3應變花測得的45°方向應變Fig.8 Strain of strain rosette in the direction of 45°in working condition 3

經式(2)濾波得到的離心力F產生的各組應變片的應變曲線如圖9～圖11所示。

圖9 工況1離心力產生的應變Fig.9 Strain produced by centrifugal force in working condition 1

圖10 工況2離心力產生的應變Fig.10 Strain produced by centrifugal force in working condition 2

圖11 工況3離心力產生的應變Fig.11 Strain produced by centrifugal force in working condition 3

圖12 工況1第1組應變片分離后彎矩產生的應變Fig.12 Strain produced by bending moment after separation of group 1 foil gages in working condition 1

圖13 工況2第1組應變片分離后彎矩產生的應變Fig.13 Strain produced by bending moment after separation of group 1 foil gages in working condition 2

圖14 工況3第1組應變片分離后彎矩產生的應變Fig.14 Strain produced by bending moment after separation of group 1 foil gages in working condition 3

圖15 工況1第1組應變片分離后豎向擾力產生的應變Fig.15 Strain produced by vertical oscillation force after separation of group 1 foil gages in working condition 1

圖16 工況2第1組應變片分離后豎向擾力產生的應變Fig.16 Strain produced by vertical oscillation force after separation of group 1 foil gages in working condition 2

圖17 工況3第1組應變片分離后豎向擾力產生的應變Fig.17 Strain produced by vertical oscillation force after separation of group 1 foil gages in working condition 3

經式(4)求得的彎矩M產生的彎曲應變如圖12～圖14所示。

經式(6)求得的豎向擾力FN引起的風機軸的軸向應變如圖15～圖17所示。

5 數據分析

5.1 離心力F

離心力F隨轉速增大而增大，各工況下最大轉速時離心力產生的應變的平均值及其對應的離心力見表2。

表2 離心力及其應變平均值Tab.2 Centrifugal force and its strain average

5.2 扇葉豎向振動及風機“擺頭”的彎矩M

扇葉豎向振動及風機“擺頭”產生的彎矩M隨轉速的增大而增大，最大值發生在轉速最高的時段。風機扇葉豎向振動及風機“擺頭”產生的最大應變及其對應的彎矩值見表3。

表3 應變的最大值及其對應的彎矩Tab.3 Strain maximum and its corresponding bending moment

5.3 豎向擾力FV

豎向擾力FV隨著風機轉速的增加而增加，轉速越快，豎向擾力產生的應變越大。不同工況下最大轉速時豎向擾力產生的應變平均值及其對應的豎向擾力見表4。

表4 豎向擾力及其應變平均值Tab.4 Vertical oscillation forces and its strain average

5.4 扭矩T

表5 扭矩產生的應變的最大值及其對應的扭矩Tab.5 Strain maximum produced by torque and its corresponding torque

6 結論

本文重點研究了風機運轉對風機支撐結構產生的擾力。由于風機運行產生的擾力比較復雜，無法直接量測，所以，本文根據各個擾力的不同特點，通過分離各個擾力產生的應變，求得了離心力、彎矩、豎向擾力和扭矩。經過分析，并與以往的研究結果比較可得到以下結論。

(1)關于豎向擾力問題。以往有近似采用離心力的1/2的計算方法。從本次試驗研究的結果看，豎向擾力與水平方向的離心力沒有直接關系，豎向擾力的大小，與風機的轉速有關，轉速越快，產生的風速越大，豎向擾力也越大。且當風機高速運行時，豎向擾力可能大于水平離心力。

(2)關于風機水平擾力問題。風機運行產生的水平擾力(即水平離心力)與風機的轉速有關，風機轉速越快，擾力值越大，當轉速最大時，水平擾力達到最大值。與以往根據風機軸承安裝允許誤差、風機轉子的質量、風機轉速等參數求得的水平離心力比較，本次試驗得到的結果遠大于以往的計算結果。

(3)關于扇葉數的影響問題。本試驗采用的風機為6片扇葉，位置對稱，而文獻［13-14］采用的風機為5片扇葉。從試驗結果看，在轉速增大的情況下，由扇葉豎向振動和“擺頭”產生的彎矩，6片扇葉的風機小于5片扇葉的風機，即扇葉位置對稱的風機產生的彎矩擾力較小。

(4)關于風機轉速的影響問題。本次試驗風機轉速加快到88 r/min，以往的試驗風機轉速最高為70 r/min。本次試驗測得的豎向擾力、水平擾力、彎矩、扭矩，除彎矩小于以往的實驗結果外，其它擾力都大于以往的試驗結果，可見風機轉速是影響風機運行擾力最重要而且最敏感的參數之一。

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