三臺巨型離心機基礎振動相互影響與分縫隔振效能研究

郭德昌， 聶柏松， 王鴻振， 黃 維

(中國電建集團 華東勘測設計研究院有限公司，杭州 310000)

某科學裝置主要包括重載機、高速機和模型機三臺超大型離心機，其中高速機轉速達668 r/min，轉臂端部最大速度達到200 m/s以上，可以營造1 500g的超重力場；重載機最大容量為1 900 Gt，最大負載達32 t，三臺離心機運行指標均達到世界領先水平。三臺離心機均為巨型動力設備，對基礎結構的振動要求極為嚴格，運行時不平衡力大[1-2]。場地地質條件差，淤泥質土厚度達13 m，基礎結構的振動控制難度極大。

離心機基礎作為一種特殊的大型動力設備基礎，目前國內外相關的振動特性研究較少，且以單機組段振動響應研究為主[3]；涉及多個大型離心機間的相互干擾分析和評價還沒有可供借鑒的工程實例也缺少相應的多機組振動響應研究成果[4]。尤其是軟土地層中大容量離心機基礎結構的振動響應及相互影響研究更鮮見。為研究動力基礎結構的振動特性，闡明不同轉速機組振動的傳遞影響，確保設備正常穩定運行[5-6]，有必要研究機組相互影響下的振動響應，并據此選擇合適的基礎結構抗振方案。

1 工程概況及計算模型

1.1 工程概況

某科學裝置包括重載機、高速機和模型機三臺超大型離心機，三臺主機呈“一字型”布置，自南向北依次為：模型機、重載機、高速機，主機室地下結構外輪廓尺寸為101.0 m×29.0 m×26.3 m(長×寬×深)。根據運行功能需求，主機室地下部分自下而上設置了三個功能層：驅動層、機室層和管廊層。

主機室地下結構采用明挖順作法施工，結構基礎面高程為-26.3 m，基礎位于圓礫層。重載機、模型機基礎采用鉆孔灌注樁嵌入中風化巖層，高速機下部采用低標號混凝土換填至中風化層。基礎最外側用1 m厚的混凝土地下連續墻環繞包圍，并采用兩墻合一的方式與內部結構連接。

1.2 荷載及材料參數

根據主機的荷載資料，高速機受到的不平衡擾力為500 kN，重載機和模型機受到的不平衡擾力均為600 kN，作用于各自對應的上、中、下基座處，主機動荷載參數如表1所示。

表1 主機動荷載參數Tab.1 Dynamic load parameters

其中，各主機下機架受到的荷載與上機架和中機架相位相反。以高速機為例，高速機受到的水平合力為500 kN，則作用在三個機架上的合力滿足

Fsj+Fzj-Fxj=500 kN

(1)

有限元計算中，將基座部位的荷載分解為X，Y方向[7-9]，以上機架基座的荷載為例。

Fx1=Fsj×cos(ωt)
Fy1=Fsj×sin(ωt)

(2)

式中：Fsj為上機架分擔的不平衡擾力荷載值；Fzj為中機架分擔的不平衡擾力荷載值；Fxj為下機架分擔的不平衡擾力荷載值。

根據工程地質勘察報告，確定地層動彈模參數及瑞利阻尼參數[10-12]，分別如表2、表3所示。

表2 典型地層的動彈模參數Tab.2 Dynamic elastic modulus parameters of typical soil layer

表3 典型地層的瑞利阻尼參數Tab.3 Rayleigh damping parameters of typical soil layer

1.3 分析模型及工況

根據地質勘察報告，適當簡化建立地基概化土層，建立離心機地基+基礎結構有限元模型如圖1所示。模型中定義南北方向即離心機基礎模型長軸方向為X方向，東西方向即離心機短軸方向為Y方向，豎直方向為Z方向。基礎結構有限元模型如圖2所示。

圖1 整體有限元模型Fig.1 Integral finite element model

根據離心機工作特點，設置如表4所示的典型工況，計算離心機基礎的振動響應及相互影響[13]。四個計算工況均基于三臺機組之間不設置結構縫的布置方案，并在三臺機組結構中設置了振動響應分析監測點，如圖3所示。

表4 典型計算工況Tab.4 Typical calculation cases

注：G為高速機；Z為重載機；M為模型機。圖2 基礎結構有限元模型Fig.2 Detail finite element mode of structure

圖3 振動響應分析典型位置Fig.3 Location of vibration response monitoring point

2 機組振動相互影響

2.1 單機組運行工況

工況1～工況3為單臺機運行工況，各工況下運行機組段及相鄰結構典型部位振動總位移幅值，分別如圖4～圖6所示。

圖4 高速機單獨運行典型部位振動總位移幅值(工況1)Fig.4 Total vibration displacement amplitude of typical parts under case 1

圖5 重載機單獨運行典型部位振動總位移幅值(工況2)Fig.5 Total vibration displacement amplitude of typical parts under case 2

(1) 工況1高速機基礎主體各部位的振動位移均在10 μm以下；工況2重載機基礎主體各部位的振動位移均在16 μm以下，大部分節點的振幅在10～16 μm；工況3模型機基礎主體各部位的振動總位移的幅值在15～25 μm。總體上，當重載機、模型機單獨運行時，各自相應的中機架基礎部位的振動總位移幅值最大，這是由于與高速機相比較，重載機、模型機的振動荷載大，同時基礎結構剛度相對高速機小。總體上，頂層樓板振動最為強烈，振動位移呈現隨著高程的增大而逐漸增強的特點。

圖6 模型機單獨運行典型部位振動總位移幅值(工況3)Fig.6 Total vibration displacement amplitude of typical parts under case 3

(2) 對相鄰機組振動影響方面，當各機組段單獨運行時，該機組的中機架位置位移幅值與另兩臺機組中機架位移幅值的比值，如表5所示。可見運行機組對相鄰機組振動影響呈現出隨與振源距離增大而衰減的趨勢：當重載機運行時，相鄰機組振動的影響最大；當工況2重載機單獨運行時，高速機中機架基礎總位移幅值為8.57 μm；當超過工況1高速機單獨運行時，中機架基礎總位移幅值為4.82 μm。這是由于重載機位于三臺機組中間，且振動荷載較大，其運行時對相鄰兩臺機組均有較大的影響[14-15]。

表5 中機架位置位移幅值及比值Tab.5 The displacement amplitude and ratio of the middle frame position

2.2 三臺機組同時運行工況

在三臺機同時運行工況下，各機架基礎的振動位移曲線不再是標準的簡諧曲線形式，而是表現為多種振動的疊加。仍取1.0～4.5 s內的穩定振動數據，計算各向振動位移幅值如表6所示。離心機基礎在三機聯合運行工況下典型時刻的振動位移云圖，如圖7所示。將三向位移幅值采用SSR(平方和的平方根)方式進行合成，得到總位移的幅值如圖8所示。重載機中機架基座的各向振動位移頻譜圖，如圖9所示。從表6、圖7～圖9可以看出：

表6 各機架基座振動位移幅值Tab.6 Vibration displacement amplitude of foundation structure

圖7 三機聯合運行工況下的振動位移云圖(4.335 s時刻)Fig.7 Vibration displacement nephogram under the condition of three units combined operation (at 4.335 s)

注： G為高速機；Z為重載機；M為模型機。圖8 各機架基礎結構的振動總位移幅值Fig.8 The total vibration displacement amplitude of frame foundation structure

圖9 重載機中機架基座的各向振動位移頻譜圖Fig.9 The spectrum of vibration displacement of middle foundation structure

(1) 模型機基座振動最為強烈，基座的振動位移總幅值為25～31 μm；重載機次之，基座的振動位移總幅值為21～25 μm；高速機振動最弱，基座的振動位移總幅值為17～20 μm。這主要是由于高速機結構剛度較大，且不平衡力相對較小，因此振動響應相對較小。

(2) 各主機基座結構振動位移均呈現隨著高程的增大逐漸增強的規律，即振動位移幅值方面，上機架基礎>中機架基礎>下機架基礎。

(3) 基座振動位移頻譜基本都存在三個主頻，分別為3.56 Hz，4.22 Hz和11.11 Hz，這與各主機的不平衡擾力頻率基本是對應的。

(4) 模型機和重載機產生的相對低頻的振動(3.56 Hz和4.22 Hz)是聯合運行時基礎振動最顯著的主頻，尤其是體現在振動比較強烈的X向和Y向水平振動中。與高速機轉頻接近的11.11 Hz的主頻僅在振動較弱的Z向振動中作為最大的主頻。

3 結構分縫方案

根據工程設計經驗，一般認為設置抗振縫可以切斷傳遞路徑，是降低相鄰機組運行的振動影響干涉的一種有效措施。綜合結構布置特點，同時考慮結構振動控制需求，擬定四種分縫方案進行對比分析研究，如表7所示。各方案的抗振縫寬度均取5 cm。

表7 結構分縫方案Tab.7 Structural joint scheme

表7中：方案一的基礎結構整體性最弱，高速機基礎、重載機基礎和模型機基礎之間相對獨立；方案二、方案三相應整體性遞增；方案四基礎結構剛度最大。從第2章的計算可以看出，重載機位于主機室中部，其運行時的振動對高速機和模型機的影響最為顯著。以重載機最大轉速單獨運行工況進行基礎結構分析計算，對比研究上述分縫方案。分析計算結果表明，對于重載機，隨著方案一～方案四結構整體性的增強，重載機各典型部位的振動位移均有所減小，但減小程度并不顯著。以重載機中機架基座振動位移為例，整體性最強的方案四與原方案一的降低幅度為0.9 μm。同時，對于人員活動較多的頂層樓板位置，其振動幅值從15.5 μm降低至13.5 μm，降低幅度為2.0 μm，如圖10所示。

圖10 重載機中機架基礎和頂層樓板振動位移隨方案變化趨勢Fig.10 Variation trend of vibration displacement of middle frame foundation and top floor of heavy-duty machine

隨著方案一～方案四結構整體性的增強，高速機和模型機各典型部位的振動位移基本沒有變化，個別位置略有增強，且幅度很小。其中最顯著的是模型機頂層樓板，方案四(12.9 μm)相比方案一(12.4 μm)增大0.5 μm。將高速機或模型機相對于重載機同一基座位置的位移幅值比例作為傳遞比例，并將上述上、中、下基座及頂層樓板四個位置的傳遞比例取平均值，如表8所示。隨著方案整體性的增強，振動傳遞比例增大，但振動位移的絕對量值并沒有顯著變化，振動傳遞比例的增大主要是由于重載機基礎自身的響應隨著結構整體性增強而減小導致的。

表8 高速機和模型機各典型部位振動位移幅值Tab.8 Vibration displacement amplitude of typical parts of high speed machine and model machine

四種分縫方案對于基礎各典型位置的振動位移影響并不顯著，經分析這是由于離心機基礎的結構型式和邊界條件所決定的。離心機基礎處于13 m厚的軟土地基中，基礎最外側用1 m厚的混凝土地下連續墻環繞包圍，并采用兩墻合一的方式與內部結構連接，地連墻的剛度遠大于周圍的軟基邊界，這使地連墻內部的基礎結構形成一個整體，在動力荷載作用下保持較高的整體性；即使內部存在著分縫，但由于底板和周邊地連墻的包裹和連接作用，三個主機基礎在振動時仍表現出較強的一致性和同步性，不會出現振動位移和變形的顯著差異。因此，分縫的影響對于基礎結構的振動并不顯著[16-18]。

從振動分析的角度看，采用完全整體式方案，即三臺主機基礎間不設置分縫，是一種相對較優的方案。該方案可以在不對相鄰主機基礎造成更大影響的前提下，在一定程度上降低運行主機所在基礎的振動響應[19-20]，對主機運行和結構安全更有利。

4 結 論

(1) 在單機組運行工況下，對相鄰機組的影響呈現隨與振源距離增大而衰減的趨勢，重載機運行時對相鄰機組振動的影響最大；垂直方向上隨著高程的上升振動位移逐漸增大。

(2) 當三臺機組同時運行時，各機架基座的振動位移表現為多種振動的疊加。模型機基座振動最為強烈、重載機次之、高速機振動相對最小。各基座的振動基本都存在三個主頻，分別與各主機的不平衡擾力荷載的作用頻率對應。模型機和重載機產生的相對低頻的振動是三臺機聯合運行時基礎振動最顯著的主頻。

(3) 基于本工程離心機基礎結構的特點，基礎結構被外側地下連續墻包圍，三臺主機基座振動呈現出明顯的一致性，基礎結構內部分縫對臨近機組振動相互影響的控制效果并不顯著。

(4) 對于基礎結構振動控制而言，整體基礎結構不分縫是一種較優的方案，可在不對相鄰主機基礎造成更大影響的前提下，在一定程度上降低運行主機基座結構的振動響應。