樁基數量對燃機基座動力性能影響的對比分析

吳蘭英，方偉定，鐘金周

（1.杭州華電半山發電有限公司，杭州 310015；2.浙江省電力設計院，杭州 310012）

1 概述

某350 MW天然氣熱電聯產工程采用燃氣—蒸汽聯合循環熱電聯產機組，燃機采用GE公司生產的單軸9F級重型燃機。燃機、汽輪機、發電機基礎單軸布置，燃機基座上布置的設備主要包括：燃機、汽輪機、發電機、凝汽器、排氣管及進氣管。汽輪機與發電機座布置在11.00 m運轉層，燃機及其附屬設備布置在6.45 m中間層。燃機、汽輪機、發電機軸系為同一軸系，基座全長55.82 m。燃機機組的額定頻率為50 Hz。燃機基座布置如圖1所示。

電廠一期基座由外方設計，設置228根PHC500管樁，樁基間距過密，對樁基施工影響較大，造價也較高。因此考慮在滿足沉降的前提下盡量減少樁基數量，使基座既滿足動力要求又便于施工，同時也能適當降低造價。為此，需要對燃機基座的動力特性進行深入分析。

在燃機基座能滿足廠家給定要求的條件下，優化思路主要從邊界條件和結構本身出發，邊界條件主要考慮樁基數量及布置，上部結構需要根據激振力和結構的振型來綜合考慮。

基座底板厚度在水管坑處為2 m，局部過渡段板厚4 m，其余均為2.8 m。因底板厚度主要根據規程規范及經驗來確定，因此不考慮改變。根據美國《大型汽輪發電機基座設計導則》，對較大的機組，底板厚度達2.4～2.7 m，底板的質量至少應等于運轉平臺板的質量與汽輪機及發電機質量之和；參考德國DIN規范，其底板厚度取機組長度的1/10，即5 585 mm；按國內動規要求，平板式基礎的厚度取基礎底板長度的1/15～1/20，即3 723.3～2 792.5 mm；按DL 5022-2012《火力發電廠土建結構設計規范技術規程》（簡稱土規）要求，底板厚度根據地基土的性質而定，在滿足基礎柱嵌固的前提下，可取基礎相鄰柱凈距的1/5～1/3.5，即2 233～3 190 mm。根據美國導則，建議至少要滿足上述準則中的1項（詳見美國規范設計導則），否則要進行更詳細的分析和設計。根據土規要求，底板厚度需滿足柱的嵌固要求，如果底板厚度不夠，將會參與振動，當底板厚度減到一定程度時，底板的面外彎曲振動也將參與，這時整個體系的振動會跟柱子的布置及樁位的布置有較大關系，因而優化的工程量很大，必要時需進行物模驗證。為簡化動力優化影響因素，同時滿足進度要求，本次優化將不改變底板厚度，僅考慮樁的數量變化。

為便于比較，1號樁基方案采用滿足沉降要求的133根PHC500管樁，可以滿足樁基規范樁間距4d（d為管樁直徑）要求；2號方案采用一期228根PHC500管樁，樁間距無法滿足4d要求，基本上為3d間距；3號方案假設樁頂為剛接，即基座底板與地基固結。

根據廠家動力響應要求，采用通用有限元程序ANSYS對燃機基座建模動力進行分析。

2 建模

2.1 有限元模型單元選取

底板厚度對整體結構而言，其高度比例有限，屬于中厚板，采用中厚板SHELL181單元模擬時，不必按實體單元，可以節約計算資源，加快計算速度，其精度也可以滿足工程要求。

其余單元模擬均參照美國和德國規范及廠家要求。上部結構采用SHELL43單元進行離散，適合模擬線性、彎曲及中厚度的殼體單元。在結構中，設備與基座的連接支架、底板中心到樁頂的連接采用剛臂梁BEAM4模擬。設備質量對基座的自振特性影響很大，為考慮設備質量，采用MASS21單元模擬。將工程樁簡化為彈簧，在其水平和豎向剛度上以3個彈簧單元COMBIN14模擬，即水平x，y方向及豎向z方向。

2.2 材料參數

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

圖1 燃機基座平面和剖面圖

工程樁剛度選取是分析的關鍵。根據樁基動剛度試驗報告，單樁水平動剛度為Kh，Dynamic=1.83×108N/m， 豎向動剛度 Kv，Dynamic=1.95×109N/m。

3 基座動力分析

根據廠家GEK63383B要求，在擾力豎向和水平作用下，基座的振動線速度需滿足額定頻率50 Hz下小于限值1.5 mm，超20%額定頻率即51～60 Hz時小于3.8 mm。首先按照廠家要求從模態分析入手。

3.1 模態分析

模態分析主要用于確定結構或構件的固有振動特性，即結構的固有頻率和振型，它們是承受動荷載結構設計的重要參數，也是相應動力分析的重要基礎。對于給定的結構系統，其振型與固有頻率取決于結構的物理參數，是結構系統所固有的。如果已知結構的固有頻率，便可以在設計和改進時使結構的固有頻率避開其在使用過程中的外部激振頻率。

3個方案的模態分析結果比較見表1。

表1 各方案主要頻率比較

3個方案的前三階振型均相同，第一階為橫向一致振動，第二階為縱向一致振動，第三階為平面一階扭轉振動。

從表1中可以看出，隨著底部邊界條件變化即剛度加大，結構的前三階自振頻率越來越大，從底板邊界條件的有限剛度到無限剛度，前三階的自振頻率變化有限，可見上部結構較柔，較多參與振動，不像大塊式基礎，因而試圖通過增加底板邊界條件的剛度來改變上部結構的振動響應是不可取的。在燃機的額定頻率50 Hz附近和超20%額定轉速即60 Hz附近時，上部結構均有此轉速附近的振動，圖2—4為50 Hz附近的振型云圖。從振型序號來看，隨著底板邊界剛度增加，底板參與振動越來越少，主要表現為上部結構振動。相比柱子的總動剛度，樁的總動剛度大很多，即使是樁數量較少的1號方案，柱子參與的振動也較多，因此底板樁基數量改變難以改變結構上部的自振特性。

圖2 1號方案的50.1 Hz振型云圖

圖3 2號方案的50.2 Hz振型云圖

圖4 3號方案的49.9 Hz振型云圖

3.2 擾力作用下的基座動力響應分析

從以上3種方案的模態分析可以看出，基座上部結構的固有頻率無法避開燃機的額定轉速，根據廠家要求，需要施加擾力進行動力響應分析。

廠家GEK 63383B要求，3號—8號軸承座處轉子所在點的擾力幅值均為53.4 kN。根據德國規范DIN 4024《機器基礎：具有旋轉零件的機器用柔性支承結構》要求，當不知道擾力相位時，可以假定各軸承上的擾力按同一方向作用，然后再按相反的方向作用進行分析計算。阻尼比根據廠家說明取0.02。

圖5—7分別是3個方案各擾力點在水平擾力（擾力同向）作用下的振動線位移幅值和頻率曲線（簡稱幅頻曲線）。

圖5 1號方案Y向幅頻曲線

圖6 2號方案Y向幅頻曲線

從圖中可以看出，3種方案的幅頻曲線趨勢相近，由于基座柱子與樁基的總動剛度相差較大，樁基的數量即底板邊界條件的剛度對振動響應的影響比較有限，只在一定程度上調整了峰值。水平擾力（擾力同向）作用工況下，把振動線位移轉換為振動速度，在50 Hz時小于限值1.5 mm/s，超20%額定頻率工況即51～60 Hz時小于3.8 mm/s，滿足要求。

圖7 3號方案Y向幅頻曲線

表2為1號方案在額定頻率50 Hz工況下各擾力點的豎向振動響應幅值。

表2 1號方案在額定頻率50 Hz工況下的豎向振動響應

3個方案的其他工況計算不再一一列出，其動力響應結果均滿足要求。

對于1號和2號軸承，雖然廠家沒有要求核算強迫振動下的動力響應，但仍然按廠家在其他軸承處施加的擾力來進行驗算。

從1號方案的驗算結果看，額定工況下，擾力水平橫向作用時，1號軸承處的振動幅值最大，最大振動速度為1.48 mm/s，小于廠家限值1.5 mm/s，滿足要求。1號軸承水平振動較大，從振型圖（圖2）可以看出，在50 Hz自振頻率時，存在局部振動，可通過調整混凝土支墩厚度及減小軸承中心與支墩幾何中心的偏心值或調整此混凝土支墩的扭轉剛度等措施來優化。超過20%額定頻率即51～60 Hz時，1號、2號軸承處的振動幅值都較大，最大振動速度在2號軸承，為2.47 mm/s，但仍小于廠家限值3.8 mm/s，滿足要求。從振型來看，振動較大的主要原因為軸承相對混凝土支墩中心偏心較大，設計優化時，可以調整混凝土支墩的厚度或適當減小偏心來減小超過額定轉速工況下的振動幅值。

2號方案和3號方案的情況與1號方案類似，均可通過調整基座上部結構剛度特別是柱子和支墩的剛度（包括它們的布置）來避免振動響應過大問題。

4 結語

（1）通過模態分析，在滿足沉降和強度要求且樁的總動剛度比基座上部結構柱子總動剛度大時，燃機基座的底板邊界條件即樁的數量對基座上部結構振動影響有限，基座上部結構的固有頻率很難通過調整樁的數量來避開機器的額定頻率。因此可在滿足沉降和強度前提下盡量減少樁的數量，減少施工難度，降低造價。

（2）在對基座施加擾力計算其動力響應的過程中，可根據振型分析來調整局部結構的剛度和布置，以此來調整結構的振動響應，達到動力優化的目的。

（3）本期基座樁基是一期基座樁基的0.58倍，節省樁基成本約60萬元。

[1]GB 50040-96動力機器基礎設計規范[S].北京：中國計劃出版社，2003.

[2]DL 50022-2012火力發電廠土建結構設計技術規定[S].北京：中國計劃出版社，2012.

[3]博弈創作室.APDL參數化有限元分析技術及其應用實例[M].北京：中國水利水電出版社，2004.