GE 大塊式燃機基座設計分析

吳蘭英 方偉定

(1.杭州華電下沙熱電有限公司，浙江 杭州 310018; 2.浙江省電力設計院，浙江 杭州 310012)

1 概述

某2×100 MW燃機電廠采用6FA燃氣—蒸汽聯合循環機組，廠家為GE公司。燃氣輪機額定轉速為5 235 rpm，發電機額定轉速為3 000 rpm，中間通過傳動裝置連接。基座為大塊式基礎，由13.1 m ×6.95 m ×2.6 m(部分 3 m)和 9.5 m ×4.3 m ×3.79 m長方塊組成，基礎總長約22.6 m。采用直徑800灌注樁基礎，共25根。燃機基座布置見圖1。

圖1 燃機基座平面和剖面圖

根據廠家要求，我們運用通用有限元程序ANSYS對燃機基座建模進行動力分析。以往同類工程基座的地質條件都較好，基本采用天然地基，動力計算滿足廠家要求。本工程采用樁基，計算后發現等效荷載法不能滿足廠家要求。

為此需要進一步對這兩種情況進行深入分析比較。

2 建模

大塊式基礎與地基(或樁基)直接連接，基礎頂面放置設備，把大塊式基礎簡化為厚板單元不再合適，需實體建模，采用Solid45單元模擬。頂面設備與基座的連接支架采用剛臂模擬，程序中采用梁Beam4。設備質量采用單元Mass21模擬。

天然地基根據動規計算地基的抗壓、抗剪和抗彎剛度，在程序中設置彈簧來模擬。

樁基礎可將工程樁簡化為彈簧，工程樁的水平和豎向剛度采用3個彈簧單元Combin14模擬，即水平x，y方向及豎向z方向。

重力加速度為9 810 mm/s2。混凝土C30，材料參數為:彈性模量取30 GPa，泊松比取0.2，密度取2.5 ×10－9t/mm3。

3 大塊式燃機基座動力分析比較

根據GE廠家要求，動力計算包括兩部分:一部分為等效荷載法計算，另一部分為動剛度計算。這兩部分都滿足要求了，動力計算才能滿足。

等效荷載法要求計算動力放大系數，動力放大系數對于燃氣輪機和發電機高頻設備來說，要計算出最接近0.9n～1.1n(n為設備額定轉速)且具有明顯質量參與的自振頻率，根據這個自振頻率計算放大系數。把放大系數乘以廠家給定的動力荷載得到等效靜力荷載，然后再施加等效靜力荷載計算基礎頂面的位移，位移限值在發電機區域是53μm，燃機區域是46μm。

其中，λ為動力放大系數;ζ為阻尼比，按德國規范DIN4024機器基礎:具有旋轉零件的機器用柔性支承結構第一部分取0.02;ω為基礎自振頻率;ωn為設備額定頻率。

3.1 等效荷載法計算

首先應進行模態分析，主要用于確定大塊式燃機基礎的固有振動特性，即基礎的固有頻率和振型。

天然地基燃機基座(已有工程，相同機型，2010年發電)的自振頻率及各方向的質量參與系數詳見表1。

表1 天然地基燃機基座自振頻率及各方向的質量參與系數

從表1中可以看出，自振頻率15.43 Hz最接近45 Hz～55 Hz，且有較大的質量參與(質量參與系數為0.302)。代入公式，放大系數為0.105。等效靜荷載作用下位移滿足要求。

本次工程采用樁基時，發現自振頻率為31.73 Hz，等效靜荷載作用下最大位移為0.096 mm，大大超出位移限值0.053 mm。

為滿足廠家要求，我們通過改變大塊式基礎的板厚，增加板厚1 m，通過計算，等效靜荷載作用下最大位移為0.075 mm，超出位移限值0.053 mm。

根據文獻［4］的振動試驗，樁和土的參振質量明顯，不可忽略，又根據動規3.3.19要求，計算預制樁或打入式灌注樁樁基的固有頻率和振動線位移時，可按下式計算其豎向、水平向總質量。

其中，msz為樁基豎向總質量;msx為樁基水平向轉向總質量;m0為樁和土的參振質量;lt為樁的折算長度;b為基礎底面的寬度;d為基礎底面的長度;ρ為樁和土的混合密度。

對于本次工程，樁基長都大于15 m，按動規取lt=2.4 m，ρ取2 t/m3，bd 即為底面積，則 m0=2.4 ×132 ×2=634 t。因豎向和水平的參振質量不同，在ANSYS程序計算中，可通過底面均勻增加質量單元Mass21來處理，通過單元實常數分別定義豎向和水平的不同質量。

為便于分析比較，把天然地基燃機基座(已有工程)定義為方案一，本次采用樁基但未考慮樁土參振質量的基座方案定義為方案二，把方案二增加板厚1 m的方案定義為方案三，把方案二按動規要求考慮樁土參振質量的方案定義為方案四，表2為各方案的計算結果。圖2為方案四等效靜荷載作用下的基座的位移云圖。

圖2 方案四等效靜荷載作用下位移云圖

從表2中可以看出，頻率的計算關系到動力放大系數的大小。本方案中，天然地基的水平剪切總剛度和豎向總剛度基本相同，豎向抗壓剛度略小;樁基的豎向抗壓總剛度約為水平剪切總剛度的5倍左右。天然地基和樁基的水平剪切總剛度基本相同。從天然地基與樁基剛度比較可看出，總剛度越大，較大質量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率越大，對高頻燃機基座動力計算越不利。在設計時，在滿足沉降及承載力等要求的前提下，可減少樁基數量或減小樁徑。

表2 各方案主要計算結果比較

根據樁基基礎方案，加大板厚可以減小振動響應，但是由此引起基礎轉動產生的位移所占比重也越大，主要是由于加大板厚也相應增加了擾力的擾力矩，因此這兩者需要綜合平衡。表2中基礎轉動產生位移與總位移的比最大的是方案一天然地基方案，達到77.7%，天然地基豎向剛度減小后，轉動位移增加，這點可從側填土填料和壓實系數考慮，也可以增加剛性地面，以減小振動位移。

樁基基礎方案應當按國內動規要求考慮樁和土的參照質量，這樣將更加接近基座的實際工作情況。

廠家在計算中一味要求計算較大質量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率，然后按此自振頻率來計算放大系數，筆者認為過于局限。假設天然地基地質條件很好，甚至為基巖，這樣豎向總抗壓剛度很大，勢必引起較大質量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率也較大。按這個頻率來計算等效靜力荷載將更大，因此53μm的位移限值不易滿足。如按發電機前端導向支座處等效靜力集中荷載100 kN作用在長4 300 m寬1 200高3 000的C30混凝土上，僅剪切變形就達4.6μm。這種等效靜力法相當于是動力分析中的“共振法”設計原則，但是要使高轉速機器避開基礎的自振頻率是不可能的［5］，特別是在機器啟停機時。應該允許采用振幅法，即通過施加激振力來計算基礎實際響應，從而達到控制振動的目的。另一方面，在計算放大系數時，系統阻尼比按DIN4024取0.02。而在實際樁基動剛度測試中，其樁基的阻尼比至少在0.26以上，對于大部分埋置的整個燃機基座來說，系統阻尼比取0.02偏小，導致動力放大系數計算偏大。

3.2 動剛度計算

根據廠家要求，為了檢驗基礎的動剛度，需要在燃機、傳動齒輪或發電機關于軸對稱的支座上分別施加激振力來計算。

豎向為FT=5 kN ×sin［2π(nt/60)t］，橫向Fv=5 kN ×sin［2π(nt/60)t+π/2］。nt為燃機或發電機的額定轉速。

限值為橫向位移3.5 μm，豎向2.0 μm。

圖3中方案四發電機前端對稱支座點水平擾力作用，圖4，圖5分別為方案四發電機前端對稱支座點(9 629和9 654節點)在水平和豎向擾力作用下的振動線位移幅值與頻率曲線(簡稱幅頻曲線)圖。從曲線可以看出，在廠家要求的擾力作用下，在發電機額定工況50 Hz時，擾力點的水平向振動線位移為0.3μm，小于限值3.5 μm，豎向振動線位移為0.042 μm，小于限值2.0 μm，滿足要求。其他對稱支座在給定的擾力作用下均滿足要求，在此省略。

圖3 方案四發電機前端對稱支座點水平擾力作用

圖4 方案四X向幅頻曲線

圖5 方案四Z向幅頻曲線

4 結語

1)大塊式燃機基礎直接支承在天然地基或樁基上，地基土的參振質量不可忽略，特別是樁基基礎，樁和土的參振質量應按國內動規要求考慮，使計算模型更接近燃機基座的實際情況。

2)對于燃機等高頻機器的大塊式基礎，基礎的基頻小于燃機的額定頻率，特別是采用樁基時，地基剛度取低，結果將會偏不安全，設計時可在滿足沉降和承載力等前提下，采取盡量減少或減小樁基等方式，降低地基剛度，而此時在啟動或停機時也需滿足動力要求。

3)為減少大塊式燃機基礎振動，可通過適當加高基礎埋深，增加阻尼，但是增加基礎厚度后也增加了擾力矩，二者需要綜合考慮。設計時可從側填土的材料和壓實密度以及增加剛性地坪等方面來考慮，以消散機器動能，有效控制基礎在擾力作用下的動力響應。

4)樁基阻尼比按樁基動剛度試驗報告可知最小為0.26，對于與測試條件相同的埋置燃機基座，系統阻尼比取0.02將導致動力計算與實際情況相差較大。

5)建議廠家對于此類大塊式燃機基座增加振幅法計算原則，通過強迫激振計算來滿足動力要求，而不是一味要求基礎自振頻率避開機器額定頻率從而避開共振。

［1］GB 50040-96，動力機器基礎設計規范［S］.

［2］E1132000-CG010，GENERALDOCUMENTATION-CIVILGUIDE INTERFACE DOCUMENTCALCULATION CRITIERIA FOR GTG PEDESTAL，2008.

［3］DIN 4024 PART1 1988，機器基礎——支承帶轉動部件的機器的柔性結構［S］.

［4］王錫康，張新山，劉國美，等.樁基礎的參振質量及其阻尼性能［J］.工業建筑，1994(12):16-41.

［5］王錫康.動力機器基礎振動學科在我國的發展及需研究的若干問題［J］.工業建筑，2007，37(6):83-90.