汽輪發(fā)電機(jī)組彈簧隔振基礎(chǔ)模型動(dòng)力特性試驗(yàn)

張博一，李秋稷，王 偉，邵曉巖

(1.結(jié)構(gòu)工程控制與災(zāi)變教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué))，150090哈爾濱;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，150090哈爾濱;3.隔而固(青島)振動(dòng)控制技術(shù)有限公司，266108山東 青島)

汽輪發(fā)電機(jī)組是高速運(yùn)轉(zhuǎn)的動(dòng)力設(shè)備，也是發(fā)電廠的核心設(shè)備.汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)常采用框架式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu).圍繞汽輪發(fā)電機(jī)組框架基礎(chǔ)的動(dòng)力性能已經(jīng)進(jìn)行了許多有益的試驗(yàn)和理論研究工作［1-4］.隨著近年來(lái)國(guó)外大型汽輪發(fā)電機(jī)組的引進(jìn)，為改善基礎(chǔ)的動(dòng)力性能，優(yōu)化工作環(huán)境，汽輪發(fā)電機(jī)彈簧隔振基礎(chǔ)技術(shù)逐漸發(fā)展起來(lái)，并在實(shí)際工程中得到廣泛應(yīng)用［5-6］.國(guó)外彈簧隔振基礎(chǔ)的工程實(shí)例雖然很多，但只限于汽輪發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行后的實(shí)測(cè)分析［7-8］.中國(guó)近年來(lái)對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)的動(dòng)力性能進(jìn)行了大量研究.白國(guó)良等［3］根據(jù)相似理論建立了某電廠1 000 MW汽輪發(fā)電機(jī)組框架式基礎(chǔ)的10∶1試驗(yàn)?zāi)Ｐ停捎眉ふ衿骷?lì)的方法對(duì)該結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性進(jìn)行了測(cè)試;朱瑞燕等［9］通過(guò)3種動(dòng)力學(xué)模型的計(jì)算分析、室內(nèi)模型試驗(yàn)以及現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，對(duì)某大型燃?xì)鈾C(jī)發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)動(dòng)力特性進(jìn)行了研究.

框架基礎(chǔ)采用彈簧隔振技術(shù)之后，由于隔振設(shè)備將平臺(tái)板和基礎(chǔ)立柱完全隔開(kāi)，隔振設(shè)備對(duì)整體結(jié)構(gòu)的自振特性及動(dòng)力響應(yīng)將產(chǎn)生重大影響［10］.如何對(duì)隔振設(shè)備進(jìn)行合理選擇、優(yōu)化設(shè)計(jì)是隔振框架式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵問(wèn)題之一.模型試驗(yàn)可以真實(shí)、形象、直接地反映出隔振基礎(chǔ)的自振特性及動(dòng)力響應(yīng)，從而檢驗(yàn)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)是否滿足規(guī)范要求.

本文以田灣核電站3、4號(hào)機(jī)組工程項(xiàng)目(2×1 000 MW)為背景，利用相似原理設(shè)計(jì)制作了縮比尺寸8∶1的試驗(yàn)?zāi)Ｐ停Y(jié)構(gòu)主要包括平臺(tái)板、立柱和基礎(chǔ)底板3部分.進(jìn)行了激振器激振，以模態(tài)分析方法對(duì)模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行了動(dòng)力特性試驗(yàn)研究，通過(guò)參數(shù)識(shí)別，獲得模型的各階固有頻率、阻尼比和振型，運(yùn)用模態(tài)綜合分析以及有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對(duì)比研究，預(yù)測(cè)基礎(chǔ)強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)的一系列數(shù)據(jù)，評(píng)估基礎(chǔ)的振動(dòng)狀態(tài)，還采用錘擊法對(duì)每個(gè)柱頭3個(gè)方向的隔振元件進(jìn)行隔振效率檢驗(yàn).

1 試驗(yàn)概述

1.1 模型設(shè)計(jì)與制作

基于模型相似理論，確定原型與模型的相似關(guān)系見(jiàn)表1.模型結(jié)構(gòu)的混凝土采用標(biāo)號(hào)為C35商品混凝土，試塊在同等條件下養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)量標(biāo)準(zhǔn)立方體強(qiáng)度，計(jì)算出混凝土材料的彈性模量為3.15×1010N/m2.梁柱截面配筋率滿足相似比關(guān)系，箍筋全部選用直徑為φ8的HPB235鋼筋，梁柱縱筋分別選用直徑為φ14、φ16、φ18、φ20 的HRB335鋼筋.實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)圖1.

表1 模型相似關(guān)系

1.2 激振方法

采用三點(diǎn)空間激勵(lì)、多點(diǎn)空間測(cè)量的方法進(jìn)行試驗(yàn)，分別在垂直向(Z)、水平橫向(Y)、水平縱向(X)3個(gè)方向選3個(gè)點(diǎn)作為激振點(diǎn).

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

中國(guó)現(xiàn)行GB50040—96《動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》［11］(簡(jiǎn)稱《動(dòng)規(guī)》)定義擾力點(diǎn)為軸承座與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)相連接部位，本次試驗(yàn)對(duì)擾力點(diǎn)進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè).以設(shè)備廠家提供的不平衡荷載位置圖為依據(jù)布置10個(gè)擾力點(diǎn).根據(jù)模型結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，需要布置測(cè)點(diǎn)的位置有:1)擾力點(diǎn);2)頂板及頂板下部結(jié)構(gòu)的縱、橫梁交點(diǎn)等處;3)柱子關(guān)鍵點(diǎn);4)凝汽器的重心處.在頂板上布置了64個(gè)測(cè)點(diǎn)(包括擾力點(diǎn)10個(gè))，柱子上布置了56個(gè)測(cè)點(diǎn)，下部梁24個(gè)測(cè)點(diǎn)，墻體中部2個(gè)測(cè)點(diǎn)，凝汽器上3個(gè)測(cè)點(diǎn)，總布置測(cè)點(diǎn)149個(gè).激振點(diǎn)的選擇原則上不能是振動(dòng)的節(jié)點(diǎn)，且應(yīng)保證激振能量均布在結(jié)構(gòu)上，不偏向于某一邊，最終選擇27號(hào)點(diǎn)(X向)、54號(hào)點(diǎn)(Y向)和7號(hào)點(diǎn)(Z向)為激振點(diǎn)，見(jiàn)圖2.

圖1 模型結(jié)構(gòu)尺寸

圖2 測(cè)點(diǎn)及激振點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 基礎(chǔ)模型的自振特性

用LMS Test 7B軟件對(duì)基礎(chǔ)進(jìn)行了自模態(tài)分析，試驗(yàn)測(cè)得的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)35 Hz以內(nèi)的自振頻率見(jiàn)表2.結(jié)構(gòu)前8階的典型振型見(jiàn)圖3.

從表2可知，該結(jié)構(gòu)的自振頻率分布較密集，前69階自振頻率還未超出35 Hz.而同類機(jī)型采用剛性基礎(chǔ)的試驗(yàn)結(jié)果表明，自振頻率不到20階就已超出35 Hz［4］.由于基礎(chǔ)頂板與柱子之間設(shè)置了彈簧隔振器，增加了許多頂板與柱子相互獨(dú)立的振型.自振頻率在 2.5～6 Hz、21.5～23 Hz這 2個(gè)區(qū)域非常集中，僅6 Hz的范圍就占全部的28%.而在25 Hz左右自振頻率的分布比較稀疏，這樣的頻率分布方式非常有利于這種半速機(jī)機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行.普通剛性基礎(chǔ)在10 Hz以內(nèi)只有幾階自振頻率，然后很快就跳出10 Hz以外，而在20～35 Hz范圍內(nèi)頻率分布密集起來(lái)，這對(duì)25 Hz工作頻率的半速機(jī)組是非常不利的，說(shuō)明采用彈簧基礎(chǔ)是最佳的方案選擇.

從振型上判斷，第1階為水平縱向整體平動(dòng)，頻率為0.68 Hz;第2階是繞基礎(chǔ)豎向中心軸的扭轉(zhuǎn)，扭轉(zhuǎn)中心靠近發(fā)電機(jī)一側(cè)，頻率為0.90 Hz;第3階是繞水平縱向中心軸豎向搖擺的振動(dòng)，頻率為2.57 Hz;第4階是豎向整體平動(dòng)，頻率為2.77 Hz.結(jié)果表明彈簧隔振基礎(chǔ)較普通剛性基礎(chǔ)的自振頻率明顯降低，尤其是豎向自振頻率，脫離了汽輪機(jī)正常運(yùn)行時(shí)的工作頻率段.整體振動(dòng)的振型占主導(dǎo)地位，如整體平動(dòng)、扭轉(zhuǎn)、搖擺等，這些振型無(wú)疑對(duì)軸系的影響比彎曲或局部振型要小，隔振基礎(chǔ)比剛性基礎(chǔ)更可以滿足汽輪機(jī)組的運(yùn)行環(huán)境，減少軸系在運(yùn)行過(guò)程中的損壞.

表2 模型基礎(chǔ)自振頻率試驗(yàn)結(jié)果

圖3 典型振型圖

利用SAP2000 v15.1.1有限元軟件，采用桿系單元建立有限元整體模型.表3是計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果前幾階主要頻率的比較，從表3看出試驗(yàn)結(jié)果大部分與計(jì)算結(jié)果接近，采用桿系單元的有限元模型計(jì)算結(jié)果能夠較好地模擬實(shí)際工程要求.

表3 自振頻率數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果比較 Hz

2.2 基礎(chǔ)模型強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)

《動(dòng)規(guī)》對(duì)半速機(jī)組基礎(chǔ)的振動(dòng)控制要求在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)(25 Hz±25%，18.75～31.25 Hz)振動(dòng)線位移小于40μm，工作轉(zhuǎn)速范圍外(0～18.75，31.25～35 Hz)啟動(dòng)過(guò)程中振動(dòng)線位移小于60μm.本試驗(yàn)控制指標(biāo)要求對(duì)于1 500 r/min的半速機(jī)，其擾力點(diǎn)預(yù)測(cè)出的振動(dòng)速度均方根值應(yīng)小于2.8 mm/s，頻率控制范圍為25 Hz±20%.圖6分別是擾力點(diǎn)X、Y、Z方向的振動(dòng)線位移幅頻曲線.

對(duì)于擾力點(diǎn)(軸承位置)的振動(dòng)，在啟動(dòng)過(guò)程中(0～18.75 Hz)，位于1#軸承水平橫向(X向)的最大振動(dòng)線位移為23.19μm，位于6#軸承水平縱向(Y向)的最大振動(dòng)線位移為18.34μm，位于1#軸承豎向(Z向)的最大振動(dòng)線位移為6.98μm;在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)(18.75～31.25 Hz)，位于 3#軸承水平橫向的最大振動(dòng)線位移為11.73μm，位于4#軸承水平縱向的最大振動(dòng)線位移為8.19μm;位于8#軸承豎向的最大振動(dòng)線位移為10.15μm，以上最大振動(dòng)線位移均滿足《動(dòng)規(guī)》對(duì)半速機(jī)組基礎(chǔ)的振動(dòng)控制標(biāo)準(zhǔn).從幅頻曲線看，水平向的軸承振動(dòng)在低頻出現(xiàn)很高的峰值，這個(gè)頻率上的振動(dòng)基本上是水平平動(dòng)及扭轉(zhuǎn)振型引起的，到15 Hz后個(gè)別軸承的振動(dòng)漸漸增加，但均在10μm左右，并沒(méi)有明顯的高峰.豎向的軸承振動(dòng)在低頻也有峰值，但并不突出，最大峰值多出現(xiàn)在20 Hz以后.

圖4 擾力點(diǎn)的振動(dòng)線位移幅頻曲線

2.3 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖5、6是擾力點(diǎn)在X、Z方向的振動(dòng)線位移幅頻曲線計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較.

從曲線的振動(dòng)規(guī)律比較上看，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在X向的曲線趨勢(shì)較接近，均是在自振頻率的第一階處有較高的峰值，且幅值也較接近，但隨著頻率的增加，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果雖然都有許多小峰，但計(jì)算結(jié)果幅值明顯偏高.計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在Z向差別較大，計(jì)算結(jié)果高于試驗(yàn)結(jié)果，特別是在計(jì)算結(jié)果中有幾個(gè)軸承(3#、5#)的振動(dòng)在31.25 Hz附近超出了《動(dòng)規(guī)》標(biāo)準(zhǔn)的限值.比較結(jié)果表明，計(jì)算結(jié)果包絡(luò)于試驗(yàn)結(jié)果.

圖5 X向振動(dòng)線位移幅頻曲線比較

圖6 Z向振動(dòng)線位移幅頻曲線比較

2.4 基礎(chǔ)模型動(dòng)剛度

動(dòng)剛度是指在不同頻率下構(gòu)件能夠抵抗變形的能力，表4列出了各軸承座對(duì)應(yīng)的橫梁在25 Hz時(shí)的動(dòng)剛度值，由于發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子是通過(guò)設(shè)備連接在縱梁兩側(cè)的，所以9#、10#軸承的動(dòng)剛度值是兩側(cè)縱梁的平均結(jié)果.參考東方汽輪機(jī)有限公司(DEC)的相關(guān)要求，機(jī)組在額定轉(zhuǎn)速頻率范圍內(nèi)(22.5～28.75 Hz)，汽輪機(jī)輪模塊在支撐處的動(dòng)剛度大于4×106kN/m，發(fā)電機(jī)縱梁的動(dòng)剛度大于5×106kN/m.圖 7、8 是這些點(diǎn)的動(dòng)剛度曲線，其中，虛線為DEC的標(biāo)準(zhǔn)線.

表4 擾力點(diǎn)在25 Hz時(shí)的動(dòng)剛度值 106kN/m

除個(gè)別軸承座在極小部分頻率下略低于標(biāo)準(zhǔn)限值，大部分軸承座的動(dòng)剛度值均能滿足標(biāo)準(zhǔn)，盡管汽機(jī)基礎(chǔ)是彈簧隔振基礎(chǔ)，并沒(méi)有降低動(dòng)剛度特性.

圖7 X向動(dòng)剛度曲線

圖8 Z向動(dòng)剛度曲線

3 彈簧隔振元件傳遞率

傳遞率是指隔振體系在擾力作用下的輸出振動(dòng)線位移與靜位移之比，在忽略阻尼比的條件下，計(jì)算方法見(jiàn)式(1)，式(2)是相應(yīng)的隔振效率［12-13］:

式中:η是傳遞率，ω0是擾力頻率，ωn是自振頻率，T是隔振效率.

此次試驗(yàn)采用錘擊法分別在柱頭進(jìn)行3個(gè)方向的激振，分別得到3個(gè)方向相應(yīng)的傳遞率.激振時(shí)通過(guò)安裝的加速度傳感器同時(shí)測(cè)試出隔振器上部、下部結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，通過(guò)軟件分析進(jìn)行頻率下的響應(yīng)比，即為傳遞率.表5是每個(gè)柱頂隔振器在25 Hz下的傳遞率與隔振效率的試驗(yàn)結(jié)果.

每個(gè)隔振器的傳遞率雖不同，但除X向?yàn)?.32外，Y、Z向平均在0.16左右;Y、Z向的隔振效率約為84%，X向約為68.4%.試驗(yàn)結(jié)果表明，在實(shí)際中汽輪發(fā)電機(jī)彈簧隔振基礎(chǔ)由于空間振動(dòng)的效應(yīng)，每個(gè)柱頂?shù)膫鬟f率不能達(dá)到單自由度的理論計(jì)算結(jié)果，但在豎向還是可以達(dá)到80%以上.

表5 傳遞率與隔振效率的試驗(yàn)結(jié)果 %

4 結(jié) 論

1)試驗(yàn)結(jié)果證明，采用彈簧隔振基礎(chǔ)，豎向頻率降低為2.77 Hz，遠(yuǎn)低于常規(guī)剛性基礎(chǔ)(一般約為25 Hz)，滿足基礎(chǔ)對(duì)豎向隔振的要求.由于彈簧的設(shè)計(jì)，使自振頻率的分布在工作頻率25 Hz附近比較稀疏，彈簧隔振基礎(chǔ)克服了剛性基礎(chǔ)自振頻率接近半速機(jī)工作頻率的缺點(diǎn)，半速機(jī)采用彈簧基礎(chǔ)優(yōu)勢(shì)明顯.

2)在彈簧基礎(chǔ)中整體振動(dòng)的型式占主導(dǎo)地位，如整體平動(dòng)、扭轉(zhuǎn)、搖擺，這些振型無(wú)疑對(duì)軸系的影響比彎曲或局部振型要小，說(shuō)明彈簧基礎(chǔ)提高了機(jī)組軸系的運(yùn)行環(huán)境，使各段軸承間的應(yīng)力有所降低.

3)擾力點(diǎn)在啟動(dòng)過(guò)程中(0～18.75 Hz)最大振動(dòng)線位移為23.19μm，在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)(18.75 ～31.25 Hz)最大振動(dòng)線位移為11.73μm，均滿足《動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》要求.

［1］梅德慶，何聞，沈潤(rùn)杰，等.大型汽輪發(fā)電機(jī)組框架式基礎(chǔ)的動(dòng)力特性研究［J］.動(dòng)力工程，2001，21(1):1014-1018.

［2］梅德慶，何聞，陳子辰.汽輪發(fā)電機(jī)組框架式基礎(chǔ)模型的模態(tài)試驗(yàn)研究［J］.動(dòng)力工程，2001，21(6):1523-1527.

［3］白國(guó)良，劉煦，劉寶泉，等.大型汽輪機(jī)組混合框架式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析［J］.西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2007，39(3):297-302.

［4］邵曉巖，代澤兵，陳錚，等.玉環(huán)電廠1000MW超超臨界汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)自振特性實(shí)測(cè)分析［J］.武漢大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版，2007(S1):494-497.

［5］尹學(xué)軍，王偉強(qiáng)，沙曾炘.汽輪發(fā)電機(jī)組彈簧隔振基礎(chǔ)分析［J］.電力建設(shè)，2003，24(8):35-39.

［6］徐綠野，張漢英.大型汽輪發(fā)電機(jī)組彈簧隔振基礎(chǔ)探討［J］.發(fā)電設(shè)備，2005，19(2):69-72.

［7］朱上，陳新鈺，劉兆華.大型核電機(jī)組彈簧隔振基礎(chǔ)［J］.發(fā)電設(shè)備，1994，20(4):229-233.

［8］尹學(xué)軍，王偉強(qiáng)，沙曾炘.汽輪發(fā)電機(jī)組和汽動(dòng)給水泵組彈簧隔振基礎(chǔ)振動(dòng)實(shí)測(cè)的討論［J］.電力建設(shè)，2005，26(8):37-40.

［9］朱瑞燕，童建國(guó).大型發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)動(dòng)力特性有限元分析及試驗(yàn)研究［J］.武漢大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版，2007，40(1):498-503

［10］張愛(ài)中，張?zhí)m春.彈簧隔振技術(shù)應(yīng)用于汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)探討［C］//山東建筑學(xué)會(huì)建筑結(jié)構(gòu)專業(yè)委員會(huì)、山東土木工程學(xué)會(huì)工程設(shè)計(jì)及電算專業(yè)委員會(huì)2006年學(xué)術(shù)交流會(huì)論文集.濟(jì)南:山東建筑學(xué)會(huì)建筑結(jié)構(gòu)專業(yè)委員會(huì)、山東土木工程學(xué)會(huì)設(shè)計(jì)及電算委員會(huì)，2006:49-52

［11］GB 50040—1996.動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范 ［S］.北京:國(guó)家質(zhì)檢總局(CN-GB).1996.

［12］IRRETIER H.History and development of frequency domain methods in experimental modal analysis［J］.Journal De Physique IV，2002，12(11):11-91.

［13］IRRETIER H. Mathematical foundations of experimental modal analysis in rotor dynamics［J］.Mechanical Systems and Signal Processing，1999，13(2):183-191.