汽輪發(fā)電機組彈簧隔振基礎(chǔ)模型動力特性試驗

張博一，李秋稷，王 偉，邵曉巖

(1.結(jié)構(gòu)工程控制與災(zāi)變教育部重點實驗室(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)振動控制技術(shù)有限公司，266108山東 青島)

汽輪發(fā)電機組是高速運轉(zhuǎn)的動力設(shè)備，也是發(fā)電廠的核心設(shè)備.汽輪發(fā)電機基礎(chǔ)的設(shè)計常采用框架式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu).圍繞汽輪發(fā)電機組框架基礎(chǔ)的動力性能已經(jīng)進行了許多有益的試驗和理論研究工作［1-4］.隨著近年來國外大型汽輪發(fā)電機組的引進，為改善基礎(chǔ)的動力性能，優(yōu)化工作環(huán)境，汽輪發(fā)電機彈簧隔振基礎(chǔ)技術(shù)逐漸發(fā)展起來，并在實際工程中得到廣泛應(yīng)用［5-6］.國外彈簧隔振基礎(chǔ)的工程實例雖然很多，但只限于汽輪發(fā)電機正常運行后的實測分析［7-8］.中國近年來對汽輪發(fā)電機基礎(chǔ)的動力性能進行了大量研究.白國良等［3］根據(jù)相似理論建立了某電廠1 000 MW汽輪發(fā)電機組框架式基礎(chǔ)的10∶1試驗?zāi)Ｐ停捎眉ふ衿骷畹姆椒▽υ摻Y(jié)構(gòu)的動力特性進行了測試;朱瑞燕等［9］通過3種動力學(xué)模型的計算分析、室內(nèi)模型試驗以及現(xiàn)場測試，對某大型燃氣機發(fā)電機組基礎(chǔ)動力特性進行了研究.

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

本文以田灣核電站3、4號機組工程項目(2×1 000 MW)為背景，利用相似原理設(shè)計制作了縮比尺寸8∶1的試驗?zāi)Ｐ停Y(jié)構(gòu)主要包括平臺板、立柱和基礎(chǔ)底板3部分.進行了激振器激振，以模態(tài)分析方法對模型結(jié)構(gòu)進行了動力特性試驗研究，通過參數(shù)識別，獲得模型的各階固有頻率、阻尼比和振型，運用模態(tài)綜合分析以及有限元數(shù)值計算結(jié)果的對比研究，預(yù)測基礎(chǔ)強迫振動響應(yīng)的一系列數(shù)據(jù)，評估基礎(chǔ)的振動狀態(tài)，還采用錘擊法對每個柱頭3個方向的隔振元件進行隔振效率檢驗.

1 試驗概述

1.1 模型設(shè)計與制作

基于模型相似理論，確定原型與模型的相似關(guān)系見表1.模型結(jié)構(gòu)的混凝土采用標(biāo)號為C35商品混凝土，試塊在同等條件下養(yǎng)護28 d后測量標(biāo)準立方體強度，計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.實驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)尺寸見圖1.

表1 模型相似關(guān)系

1.2 激振方法

采用三點空間激勵、多點空間測量的方法進行試驗，分別在垂直向(Z)、水平橫向(Y)、水平縱向(X)3個方向選3個點作為激振點.

1.3 測點布置

中國現(xiàn)行GB50040—96《動力機器基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》［11］(簡稱《動規(guī)》)定義擾力點為軸承座與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)相連接部位，本次試驗對擾力點進行重點監(jiān)測.以設(shè)備廠家提供的不平衡荷載位置圖為依據(jù)布置10個擾力點.根據(jù)模型結(jié)構(gòu)的特點，需要布置測點的位置有:1)擾力點;2)頂板及頂板下部結(jié)構(gòu)的縱、橫梁交點等處;3)柱子關(guān)鍵點;4)凝汽器的重心處.在頂板上布置了64個測點(包括擾力點10個)，柱子上布置了56個測點，下部梁24個測點，墻體中部2個測點，凝汽器上3個測點，總布置測點149個.激振點的選擇原則上不能是振動的節(jié)點，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號點(X向)、54號點(Y向)和7號點(Z向)為激振點，見圖2.

圖1 模型結(jié)構(gòu)尺寸

圖2 測點及激振點布置

2 試驗結(jié)果

2.1 基礎(chǔ)模型的自振特性

用LMS Test 7B軟件對基礎(chǔ)進行了自模態(tài)分析，試驗測得的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)35 Hz以內(nèi)的自振頻率見表2.結(jié)構(gòu)前8階的典型振型見圖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.而同類機型采用剛性基礎(chǔ)的試驗結(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立的振型.自振頻率在 2.5～6 Hz、21.5～23 Hz這 2個區(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機組的穩(wěn)定運行.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，這對25 Hz工作頻率的半速機組是非常不利的，說明采用彈簧基礎(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，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，頻率為2.57 Hz;第4階是豎向整體平動，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，脫離了汽輪機正常運行時的工作頻率段.整體振動的振型占主導(dǎo)地位，如整體平動、扭轉(zhuǎn)、搖擺等，這些振型無疑對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)更可以滿足汽輪機組的運行環(huán)境，減少軸系在運行過程中的損壞.

表2 模型基礎(chǔ)自振頻率試驗結(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是計算結(jié)果與試驗結(jié)果前幾階主要頻率的比較，從表3看出試驗結(jié)果大部分與計算結(jié)果接近，采用桿系單元的有限元模型計算結(jié)果能夠較好地模擬實際工程要求.

表3 自振頻率數(shù)值計算與試驗結(jié)果比較 Hz

2.2 基礎(chǔ)模型強迫振動響應(yīng)

《動規(guī)》對半速機組基礎(chǔ)的振動控制要求在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)(25 Hz±25%，18.75～31.25 Hz)振動線位移小于40μm，工作轉(zhuǎn)速范圍外(0～18.75，31.25～35 Hz)啟動過程中振動線位移小于60μm.本試驗控制指標(biāo)要求對于1 500 r/min的半速機，其擾力點預(yù)測出的振動速度均方根值應(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X、Y、Z方向的振動線位移幅頻曲線.

對于擾力點(軸承位置)的振動，在啟動過程中(0～18.75 Hz)，位于1#軸承水平橫向(X向)的最大振動線位移為23.19μm，位于6#軸承水平縱向(Y向)的最大振動線位移為18.34μm，位于1#軸承豎向(Z向)的最大振動線位移為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線位移為11.73μm，位于4#軸承水平縱向的最大振動線位移為8.19μm;位于8#軸承豎向的最大振動線位移為10.15μm，以上最大振動線位移均滿足《動規(guī)》對半速機組基礎(chǔ)的振動控制標(biāo)準.從幅頻曲線看，水平向的軸承振動在低頻出現(xiàn)很高的峰值，這個頻率上的振動基本上是水平平動及扭轉(zhuǎn)振型引起的，到15 Hz后個別軸承的振動漸漸增加，但均在10μm左右，并沒有明顯的高峰.豎向的軸承振動在低頻也有峰值，但并不突出，最大峰值多出現(xiàn)在20 Hz以后.

圖4 擾力點的振動線位移幅頻曲線

2.3 試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比

圖5、6是擾力點在X、Z方向的振動線位移幅頻曲線計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較.

從曲線的振動規(guī)律比較上看，計算結(jié)果與試驗結(jié)果在X向的曲線趨勢較接近，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，計算結(jié)果和試驗結(jié)果雖然都有許多小峰，但計算結(jié)果幅值明顯偏高.計算結(jié)果與試驗結(jié)果在Z向差別較大，計算結(jié)果高于試驗結(jié)果，特別是在計算結(jié)果中有幾個軸承(3#、5#)的振動在31.25 Hz附近超出了《動規(guī)》標(biāo)準的限值.比較結(jié)果表明，計算結(jié)果包絡(luò)于試驗結(jié)果.

圖5 X向振動線位移幅頻曲線比較

圖6 Z向振動線位移幅頻曲線比較

2.4 基礎(chǔ)模型動剛度

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

表4 擾力點在25 Hz時的動剛度值 106kN/m

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

圖7 X向動剛度曲線

圖8 Z向動剛度曲線

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線位移與靜位移之比，在忽略阻尼比的條件下，計算方法見式(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.

此次試驗采用錘擊法分別在柱頭進行3個方向的激振，分別得到3個方向相應(yīng)的傳遞率.激振時通過安裝的加速度傳感器同時測試出隔振器上部、下部結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，通過軟件分析進行頻率下的響應(yīng)比，即為傳遞率.表5是每個柱頂隔振器在25 Hz下的傳遞率與隔振效率的試驗結(jié)果.

每個隔振器的傳遞率雖不同，但除X向為0.32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%.試驗結(jié)果表明，在實際中汽輪發(fā)電機彈簧隔振基礎(chǔ)由于空間振動的效應(yīng)，每個柱頂?shù)膫鬟f率不能達到單自由度的理論計算結(jié)果，但在豎向還是可以達到80%以上.

表5 傳遞率與隔振效率的試驗結(jié)果 %

4 結(jié) 論

1)試驗結(jié)果證明，采用彈簧隔振基礎(chǔ)，豎向頻率降低為2.77 Hz，遠低于常規(guī)剛性基礎(chǔ)(一般約為25 Hz)，滿足基礎(chǔ)對豎向隔振的要求.由于彈簧的設(shè)計，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工作頻率的缺點，半速機采用彈簧基礎(chǔ)優(yōu)勢明顯.

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

3)擾力點在啟動過程中(0～18.75 Hz)最大振動線位移為23.19μm，在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)(18.75 ～31.25 Hz)最大振動線位移為11.73μm，均滿足《動力機器基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》要求.

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