350 MW汽輪發(fā)電機(jī)基座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化

李 純， 馬小兵， 穆哲雯

(1. 上?？岛悱h(huán)境股份有限公司， 上海 201703； 2. 中機(jī)國能電力工程有限公司， 上海 200061)

汽輪發(fā)電機(jī)組是電廠的核心組成部分，由于汽輪發(fā)電機(jī)設(shè)備本體工作時(shí)會產(chǎn)生較大振動(dòng)，為保證機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行，汽輪發(fā)電機(jī)組基座設(shè)計(jì)時(shí)須要對基座結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力特性分析。通?；捎每蚣苁浇Y(jié)構(gòu)[1]，并根據(jù)計(jì)算結(jié)果選擇合理的梁、柱及板截面，在保證基座結(jié)構(gòu)自身安全的情況下滿足功能需求。筆者采用MFSAP軟件，在優(yōu)化基座柱截面過程中，考察基座的模態(tài)頻率、振動(dòng)線位移及轉(zhuǎn)速等參數(shù)的變化情況，從而探究汽輪發(fā)電機(jī)組基座的動(dòng)力特性，并使設(shè)計(jì)方案滿足GB 50040—1996 《動(dòng)力機(jī)械基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的動(dòng)力設(shè)備基礎(chǔ)相關(guān)要求。

1 布置結(jié)構(gòu)

汽輪發(fā)電機(jī)基座的外形由設(shè)備廠家、機(jī)務(wù)專業(yè)與土建專業(yè)配合確定，框架式的汽輪發(fā)電機(jī)基座包括基礎(chǔ)底板、中間層及運(yùn)轉(zhuǎn)層，其動(dòng)力特性主要與上部結(jié)構(gòu)有關(guān)。

圖1為該工程基座運(yùn)轉(zhuǎn)層平面結(jié)構(gòu)布置圖，從左往右依次是發(fā)電機(jī)、低壓缸及高壓缸。在發(fā)電機(jī)側(cè)基座的柱子沿汽輪發(fā)電機(jī)組中心線對稱布置，跨距為9 600 mm；在汽輪機(jī)高壓缸側(cè)基座的柱子沿汽輪發(fā)電機(jī)組中心線對稱布置，跨距為10 000 mm。

圖1 基座運(yùn)轉(zhuǎn)層平面結(jié)構(gòu)布置圖

GB 50040—1996中規(guī)定框架式基礎(chǔ)的動(dòng)力計(jì)算應(yīng)按振動(dòng)線位移控制，計(jì)算振動(dòng)線位移時(shí)須要根據(jù)設(shè)備廠家提供的擾力值，采用空間多自由度體系的計(jì)算方法，分析擾力點(diǎn)處x、y、z這3個(gè)方向的振動(dòng)線位移。圖1中的發(fā)電機(jī)后軸承中心線、發(fā)電機(jī)前軸中心線、4號軸承中心線、3號軸承中心線、2號軸承中心線及1號軸承中心線分別與汽輪發(fā)電機(jī)組中心線相交，交點(diǎn)1～交點(diǎn)6分別為各擾力作用位置，擾力值由廠家提供，交點(diǎn)1、交點(diǎn)2為發(fā)電機(jī)擾力點(diǎn)位置，交點(diǎn)3～交點(diǎn)6為汽輪機(jī)擾力點(diǎn)位置。

圖2為基座縱向剖面圖。6 250 mm層平臺為中間層平臺，其板厚為500 mm；12 600 mm層為運(yùn)轉(zhuǎn)層平臺。中間層及運(yùn)轉(zhuǎn)層的橫梁和縱梁尺寸根據(jù)廠家提供資料進(jìn)行初步設(shè)計(jì)，經(jīng)過受力計(jì)算若截面尺寸滿足要求，可采用該設(shè)計(jì)截面，若不滿足可與廠家及機(jī)務(wù)專業(yè)協(xié)調(diào)，修改截面尺寸直至滿足受力要求。

圖2 基座縱向剖面圖

2 模型建立

2.1 計(jì)算模型

基座上部結(jié)構(gòu)計(jì)算分析采用MFSAP軟件，該軟件提供專門模塊“汽輪機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)分析與設(shè)計(jì)模塊”，可進(jìn)行基座的靜力分析和動(dòng)力分析。在前處理程序中建立三維空間桿系模型并生成計(jì)算數(shù)據(jù)，然后在后處理程序中進(jìn)行計(jì)算，可以得出靜力和動(dòng)力分析結(jié)果。

筆者將柱截面作為變量考慮，主要是基座的柱截面尺寸簡單易于量化，而基座橫梁通常為多邊形截面，差異較大所以較難對比。DL 5022—2012 《火力發(fā)電廠土建結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)定》中要求，在滿足強(qiáng)度和穩(wěn)定性要求的前提下宜適當(dāng)減小柱的剛度，但柱的長細(xì)比(桿件的計(jì)算長度與桿件截面的回轉(zhuǎn)半徑之比)不宜大于14；平板式基礎(chǔ)底板的厚度可根據(jù)地基條件取底板長度的1/15～1/20，并應(yīng)不小于柱截面的邊長。故基座的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化主要考慮適當(dāng)減小柱截面，進(jìn)而減小基礎(chǔ)底板厚度。在基座實(shí)際設(shè)計(jì)過程中，根據(jù)工藝提供資料初步設(shè)計(jì)梁截面尺寸并參與建模計(jì)算，然后根據(jù)動(dòng)力計(jì)算結(jié)果，對橫梁截面進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整。

工藝初步提供資料中，發(fā)電機(jī)側(cè)柱截面為2 400 mm×1 800 mm，汽輪機(jī)側(cè)柱截面為2 000 mm×1 600 mm。選取表1中5組柱截面尺寸，分別建立模型，輸入載荷后考察基座的動(dòng)力特性，以優(yōu)化基座結(jié)構(gòu)。

表1 基座柱截面尺寸

基座建模的過程包含建立基座上部結(jié)構(gòu)框架模型、分割線段、生成節(jié)點(diǎn)及梁柱單元、定義截面特性及材料特性等。圖3為基座三維結(jié)構(gòu)空間桿系模型，J1～J8為汽輪機(jī)及發(fā)電機(jī)自重的作用位置。

圖3 基座三維模型

由于建模時(shí)采用空間桿系模型，發(fā)電機(jī)前軸承自重作用點(diǎn)及4號軸承低壓缸自重作用點(diǎn)并為一點(diǎn)J2，3號軸承低壓缸自重作用點(diǎn)及2號軸承高壓缸自重作用點(diǎn)合并為一點(diǎn)J3，同時(shí)圖1中的擾力作用點(diǎn)2、3合并為一點(diǎn)J2，擾力作用點(diǎn)4、5合并為一點(diǎn)J3。由于基座運(yùn)轉(zhuǎn)層橫梁的形心與柱中心線偏離，建模時(shí)須要根據(jù)橫梁截面的形心位置去偏移橫梁軸線。

2.2 邊界條件

汽輪發(fā)電機(jī)與基座通過連接件相連，通常假設(shè)為柔性連接，分析模型中只考慮汽輪機(jī)自重及擾力對基座的影響；一般基座的底板厚度較大(2～3 m)，該基座底板采用樁基且埋入土中相對較深，可假設(shè)基座底板為剛域，基座框架柱與底板整體澆注，可認(rèn)為固接，故在基座的三維桿系模型中柱腳的邊界條件設(shè)置為固接節(jié)點(diǎn)。

2.3 載荷輸入

在MFSAP軟件[2]中，載荷可通過節(jié)點(diǎn)載荷及單元載荷輸入，包括4種載荷模式：結(jié)構(gòu)自重、單向永久載荷、雙向永久載荷、短路力矩。筆者計(jì)算的載荷為：結(jié)構(gòu)自重、設(shè)備重、額定轉(zhuǎn)矩、凝汽器真空吸力等永久載荷；自重、設(shè)備重等單向載荷；地震作用等雙向載荷；短路力矩載荷。

進(jìn)行動(dòng)力分析時(shí)，影響汽輪發(fā)電機(jī)基座動(dòng)力特性主要有擾力及附加質(zhì)量的大小及其分布位置。擾力點(diǎn)的振幅是由多個(gè)擾力在該點(diǎn)產(chǎn)生的強(qiáng)迫振動(dòng)線位移疊加，直接作用在擾力點(diǎn)上的擾力是對振動(dòng)線位移影響最直接的因素，若擾力點(diǎn)附近的附加質(zhì)量越大，那么該處的振幅就越小[3]。通常將附加質(zhì)量根據(jù)擾力作用范圍集中，以確保擾力點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)布置合理的附加質(zhì)量，以減小局部振動(dòng)的可能。

擾力資料通常由廠家提供資料提供，若廠家提供資料未明確給出擾力點(diǎn)作用位置及大小，可按GB 50040—1996中所述，根據(jù)廠家提供的發(fā)電機(jī)及汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子的質(zhì)量分布，按照下式進(jìn)行計(jì)算。

Fxi=0.10Wi

(1)

Fyi=0.20Wi

(2)

Fzi=0.20Wi

(3)

式中：Fxi為x方向(縱向)縱向擾力；Fyi為y方向(橫向)擾力；Fzi為z方向(豎向)擾力；i為擾力作用位置節(jié)點(diǎn)號；Wi為節(jié)點(diǎn)i處轉(zhuǎn)子重力。

筆者進(jìn)行計(jì)算時(shí)基座的附加質(zhì)量及擾力采用廠家提供的資料，表2為基座不同節(jié)點(diǎn)上的附加質(zhì)量及擾力。

表2 附加質(zhì)量及擾力

擾力值集中在汽輪機(jī)發(fā)電機(jī)基座機(jī)組中心線處，J1、J4處的擾力分別為發(fā)電機(jī)及汽輪機(jī)對應(yīng)處擾力，J2處的擾力為發(fā)電機(jī)及汽輪機(jī)低壓缸相應(yīng)位置的合力，J3處的擾力為汽輪機(jī)低壓缸及高壓缸相應(yīng)位置的合力；發(fā)電機(jī)設(shè)備自重分布在周圍的縱、橫梁上，而筆者考察的汽輪機(jī)設(shè)備自重主要分布在汽輪機(jī)發(fā)電機(jī)基座機(jī)組中心線與橫梁的交點(diǎn)處。

3 結(jié)果分析

筆者得出的動(dòng)力計(jì)算結(jié)果有不同柱截面分組下基座的模態(tài)頻率、擾力點(diǎn)處的轉(zhuǎn)速與振動(dòng)線位移，通過對比分析來考察基座的動(dòng)力特性。

3.1 自振頻率

模態(tài)分析采用靜力及動(dòng)力分析的三維模型及其邊界條件，通常結(jié)構(gòu)的前三階模態(tài)為主要模態(tài)。表3為不同柱截面尺寸下，基座前三階模態(tài)的自振頻率。由表3可以看出：基座的自振頻率隨著階數(shù)增大而增大；隨著柱截面尺寸的減小，基座各階模態(tài)的自振頻率均減小。該工程汽輪機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，即50 Hz，而基座前三階模態(tài)自振頻率最大值為2.91 Hz，頻率相差較大，故汽輪機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)不會與基座發(fā)生共振現(xiàn)象。

表3 基座前三階模態(tài)的自振頻率 Hz

3.2 振動(dòng)線位移

在基座的動(dòng)力計(jì)算時(shí)，主要通過控制振動(dòng)線位移幅值來滿足動(dòng)力設(shè)計(jì)規(guī)范要求。GB 50040—1996規(guī)定汽輪機(jī)工作轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時(shí)，其最大振動(dòng)線位移為20 μm。

表4為5組柱截面下各擾力點(diǎn)處x、y、z方向的最大振動(dòng)線位移，其值均小于20 μm，滿足規(guī)范要求。

表4 各擾力點(diǎn)振動(dòng)線位移 μm

由表4可以看出：隨著柱截面尺寸逐漸減小，x、y、z方向的線位移幾乎全部呈增大趨勢； J1～J4處的z方向線位移均高于x、y方向，也印證了DL 5022—2012中所述，一般情況下汽輪發(fā)電機(jī)基座的動(dòng)力計(jì)算，只須要計(jì)算擾力作用點(diǎn)的豎向振動(dòng)線位移。

圖4為各擾力點(diǎn)z方向最大振動(dòng)線位移在不同柱截面尺寸下的變化趨勢圖。

結(jié)合表3和圖4分析可知：在5組柱截面尺寸下，J1處的z方向最大振動(dòng)線位移由14.01 μm

圖4 z方向最大振動(dòng)線位移變化

增大到14.81 μm，且均大于J2～J4處，一是J1處橫梁截面存在工藝洞口導(dǎo)致該處橫梁剛度較弱，二是J1處的擾力為58 kN相對較大，是影響振動(dòng)線位移最直接的因素，故應(yīng)適當(dāng)增大該軸橫梁截面； J2、J3處的z方向最大振動(dòng)線位移較為接近，都在10 μm左右，可知該處橫梁截面尺寸適中；J4處z方向最大振動(dòng)線位移較小，在8 μm左右，主要是該擾力點(diǎn)處的擾力為29.88 kN，相對較小； J1～J3處的z方向最大振動(dòng)線位移呈增大趨勢，J4處的z方向最大振動(dòng)線位移呈減小趨勢，其值均在規(guī)范要求以內(nèi)。

通過對比基座靜力特性分析得出：第1組、第2組柱配筋較小，第3組～第5組柱配筋相對較大。綜合考慮基座框架柱的振動(dòng)線位移、長細(xì)比及柱配筋結(jié)果，建議選取表1中第2組的柱截面尺寸。

在設(shè)計(jì)中，通常須要考慮機(jī)組從啟動(dòng)到工作階段，汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速對最大振動(dòng)線位移的影響。

圖5為選用第2組柱截面尺寸時(shí)， J1～J4處z方向最大振動(dòng)線位移隨著汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速增大的變化。

圖5 z方向最大振動(dòng)線位移與轉(zhuǎn)速的關(guān)系

由圖5可知：汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速增大時(shí)，各節(jié)點(diǎn)處的z方向最大振動(dòng)線位移并非線性增大，在啟動(dòng)階段和工作階段均存在最大值。J1～J3處z向最大振動(dòng)線位移在工作階段出現(xiàn)，對應(yīng)轉(zhuǎn)速約為3 000 r/min(頻率為50 Hz)；J4處z向最大振動(dòng)線位移在啟動(dòng)階段出現(xiàn)，對應(yīng)轉(zhuǎn)速約為1 200 r/min(頻率為20 Hz)。最大振動(dòng)線位移出現(xiàn)時(shí)汽輪機(jī)頻率與基座前三階自振頻率相差較大，符合未產(chǎn)生共振的實(shí)際情況。

4 結(jié)語

筆者采用MFSAP軟件，選取5組不同柱截面尺寸，分別建立模型并進(jìn)行基座動(dòng)力特性分析，對基座上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出主要結(jié)論如下：

(1) 基座各擾力點(diǎn)的z方向振動(dòng)線位移均高于x、y方向，證實(shí)了所述基座的動(dòng)力計(jì)算只須要計(jì)算擾力作用點(diǎn)的豎向振動(dòng)線位移；對于相對薄弱的橫梁截面，可以適當(dāng)增加截面尺寸，減小其振動(dòng)線位移。

(2) 綜合考慮基座框架柱的振動(dòng)線位移、長細(xì)比及柱配筋，選取發(fā)電機(jī)側(cè)柱截面尺寸為2 200 mm×1 800 mm，汽輪機(jī)側(cè)柱截面尺寸為1 800 mm×1 600 mm。

(3) 基座的自振頻率隨著模態(tài)階數(shù)增大而增大，隨著柱截面尺寸的減小而減?。蛔畲笳駝?dòng)線位移對應(yīng)的汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速與基座的自振頻率相差較大；汽輪機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)不會與基座產(chǎn)生共振；隨著基座柱截面尺寸減小，各擾力點(diǎn)處的振動(dòng)總體呈增大趨勢。