百萬(wàn)千瓦二次再熱汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架基礎(chǔ)動(dòng)力性能研究

杜林林, 岳方方, 王進(jìn)沛, 王 浩, 邵曉巖, 胡云霞, 李偉科

(1. 國(guó)機(jī)集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司 國(guó)機(jī)集團(tuán)工程振動(dòng)控制技術(shù)研究中心,北京 100080;2. 中國(guó)能源建設(shè)集團(tuán) 廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司,廣州 510663)

當(dāng)前,我國(guó)能源發(fā)展處于安全保障關(guān)鍵期和低碳轉(zhuǎn)型窗口期[1],電力作為能源安全保供和低碳轉(zhuǎn)型的關(guān)鍵領(lǐng)域,電力工程和裝備需具備低碳高效、綠色環(huán)保、性能優(yōu)良、安全可靠的特點(diǎn)。為了降低火電機(jī)組能耗、減少環(huán)境污染,蒸汽參數(shù)高、機(jī)組容量大的超超臨界機(jī)組,由于其同時(shí)具有發(fā)電效率高且單位容量成本低等優(yōu)點(diǎn),已經(jīng)成為火力發(fā)電的重要選擇類型[2]。1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)軸系長(zhǎng)、轉(zhuǎn)子重[3],作為電廠關(guān)鍵核心動(dòng)力裝備,汽輪發(fā)電機(jī)振動(dòng)控制是保障電廠安全可靠運(yùn)行的重要環(huán)節(jié)。汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)作為支撐結(jié)構(gòu),合理的基礎(chǔ)選型和設(shè)計(jì)可以有效控制汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)振動(dòng)響應(yīng)[4],開(kāi)展基礎(chǔ)動(dòng)力性能分析是指導(dǎo)基礎(chǔ)選型和優(yōu)化設(shè)計(jì)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。

汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)型式一般有剛性框架式基礎(chǔ)和彈簧隔振基礎(chǔ)兩種型式[5]。國(guó)內(nèi)的1 000 MW單軸四缸全轉(zhuǎn)速機(jī)組絕大多數(shù)采用剛性框架式基礎(chǔ),核電半速機(jī)組和國(guó)際上的單軸五缸機(jī)組均采用彈簧隔振基礎(chǔ)[6]。目前已投運(yùn)的1 000 MW超超臨界二次再熱燃煤機(jī)組,如國(guó)電泰州電廠二期工程、華能萊蕪、華電萊州、華電句容、大唐東營(yíng)等2×1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)[7]均采用彈簧隔振基礎(chǔ)。

本文圍繞某1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架式基礎(chǔ)的動(dòng)力性能開(kāi)展研究,通過(guò)數(shù)值仿真分析和縮尺模型試驗(yàn),研究基礎(chǔ)的動(dòng)力特性和動(dòng)力響應(yīng),深入分析基礎(chǔ)動(dòng)力性能,為1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架基礎(chǔ)的選型和設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 汽輪發(fā)電機(jī)機(jī)組和剛性框架基礎(chǔ)信息

機(jī)組采用東方電氣五缸四排氣凝汽式汽輪機(jī),額定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min。機(jī)組布置超高壓缸、高壓缸、中壓缸、二個(gè)低壓缸和發(fā)電機(jī),其中超高壓缸、高壓缸、中壓缸為落地軸承,低壓缸為座缸軸承,發(fā)電機(jī)為端蓋軸承。超高壓缸、高壓缸和中壓缸為單軸雙支點(diǎn)軸承,低壓缸為單軸多支點(diǎn)軸承。中壓缸和低壓缸間軸承為推力軸承。各軸承重量信息如表1所示。

表1 各軸承重量

基礎(chǔ)臺(tái)板總長(zhǎng)64.17 m,寬15 m?；A(chǔ)高度為23 m,其中,運(yùn)轉(zhuǎn)層標(biāo)高+17 m,中間平臺(tái)標(biāo)高+8.6 m,底板頂標(biāo)高-6 m。在標(biāo)高+8.6 m中間平臺(tái),汽輪機(jī)超高壓、高壓、中壓缸下方設(shè)計(jì)了鋼梁面鋪鋼格柵中間平臺(tái),對(duì)應(yīng)發(fā)電機(jī)下方設(shè)計(jì)了混凝土中間平臺(tái)。基礎(chǔ)運(yùn)轉(zhuǎn)層平面圖和剖面圖如圖1、圖2所示?；A(chǔ)底板混凝土等級(jí)為C40,基礎(chǔ)柱以及上部臺(tái)板混凝土等級(jí)為C35。

圖1 剛性框架基礎(chǔ)運(yùn)轉(zhuǎn)層平面圖

圖2 基礎(chǔ)剖面圖

2 基礎(chǔ)動(dòng)力性能數(shù)模分析

2.1 有限元模型

汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)選用SOLID95實(shí)體單元模擬,實(shí)體模型主要采用六面體單元,為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,單元網(wǎng)格尺寸不大于1 m,模型單元數(shù)量為85 486。采用RBE3單元將質(zhì)量連接于臺(tái)板節(jié)點(diǎn),采用SURF154面單元模擬具有一定分布特征的設(shè)備荷載[8]。根據(jù)我國(guó)GB 50040—2020《動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[9](簡(jiǎn)稱“動(dòng)規(guī)”)中的相關(guān)要求,從偏于安全性的角度對(duì)柱底采用固結(jié)約束,不考慮地基底板的彈性作用[10]。實(shí)體模型如圖3(a)所示。

圖3 實(shí)體和桿系分析模型

為確保計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性并進(jìn)行相互校核,采用SAP2000建立桿系單元模型,對(duì)比實(shí)體單元有限元模型與桿系有限元模型的差異。其中框架梁柱采用梁?jiǎn)卧M,中間平臺(tái)板和剪力墻采用殼單元模擬,機(jī)組設(shè)備荷載采用節(jié)點(diǎn)和虛桿以集中和均布荷載形式加載[11]。桿系單元?jiǎng)傆虿糠植捎肂ody約束節(jié)點(diǎn)6方向的自由度,桿系模型如圖3(b)所示。

首先分析基礎(chǔ)自振頻率和振型。選用ANSYS軟件分塊法﹙Lanczos﹚和子空間﹙Subspace﹚模態(tài)提取法進(jìn)行分析,并與桿系模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如表2所示。

表2 剛性框架基礎(chǔ)自振頻率對(duì)比

在自振頻率和振型上,ANSYS軟件分析得到第1階振型是水平縱向(結(jié)構(gòu)長(zhǎng)邊方向)平動(dòng),自振頻率為1.88 Hz,第2階振型為水平橫向(結(jié)構(gòu)短邊方向)平動(dòng),自振頻率為1.98 Hz,出現(xiàn)豎向振型的頻率為13.95 Hz。與SAP2000結(jié)果相比,二者數(shù)值上差異較小,比較接近,說(shuō)明實(shí)體模型和桿系模型在反映基礎(chǔ)整體振型和自振頻率方面吻合良好。

2.2 強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)分析

根據(jù)《動(dòng)規(guī)》和設(shè)備廠家相關(guān)要求,本機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)采用《動(dòng)規(guī)》中規(guī)定的方法進(jìn)行計(jì)算。采用空間有限元模型進(jìn)行分析時(shí),強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算采用振型疊加法并取70 Hz頻率范圍內(nèi)的全部振型。根據(jù)GB 50040—2020《動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》、B/T 51228—2017《建筑振動(dòng)荷載標(biāo)準(zhǔn)》[12]、GB 50868—2013《建筑工程容許振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)》[13]梳理得到關(guān)于計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)的基本要求如表3所示,各擾力點(diǎn)位置如圖4所示。

圖4 擾力點(diǎn)位置示意圖

表3 動(dòng)力響應(yīng)分析的動(dòng)參數(shù)和衡量標(biāo)準(zhǔn)

經(jīng)計(jì)算得到實(shí)體和桿系模型各擾力點(diǎn)在豎向、橫向、推力軸承在縱向上的振動(dòng)線位移響應(yīng)幅頻曲線,如圖5所示,經(jīng)統(tǒng)計(jì)可得各擾力點(diǎn)在正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段(37.5～62.5 Hz)的響應(yīng)峰值如表4所示。

圖5 實(shí)體和桿系模型振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果

表4 正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段振動(dòng)響應(yīng)最大值統(tǒng)計(jì)-模型計(jì)算值

觀察圖5、分析表4可知:

(1) 實(shí)體模型和桿系模型計(jì)算結(jié)果表明:各擾力點(diǎn)在豎向和水平橫向以及推力軸承在水平縱向上的振動(dòng)線位移響應(yīng)幅值均滿足位移限值要求。

(2) 0～37.5 Hz范圍內(nèi),對(duì)于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)為較明顯的縱橫梁框架體系部分(超高壓缸、高壓缸、中壓缸、發(fā)電機(jī)部分),兩模型豎向、橫向、縱向振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致,位移響應(yīng)幅值較為接近,說(shuō)明實(shí)體和桿系的建模方法對(duì)于梁?jiǎn)卧蚣荏w系在低頻動(dòng)力特性方面(即整體性振動(dòng)特性方面)具有良好的一致性,誤差較小。

(3) 37.5 Hz以上頻段(結(jié)構(gòu)的中、高頻區(qū)段),兩模型間的響應(yīng)趨勢(shì)及響應(yīng)幅值的差異逐漸增大,反映出隨著頻率的提高,計(jì)算模型中的整體振動(dòng)型態(tài)減弱,局部振動(dòng)占主導(dǎo),而這種振動(dòng)型態(tài)與建模方法、單元類型有著更密切的關(guān)系。

(4) 對(duì)于基礎(chǔ)兩低壓缸對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)V軸、VI軸,由于存在墻體,桿系模型將結(jié)構(gòu)V軸、VI軸位置處的梁和墻體簡(jiǎn)化為深梁?jiǎn)卧桶鍐卧?而實(shí)體模型按實(shí)際設(shè)計(jì)形狀進(jìn)行建模,從而引起了這部分的計(jì)算響應(yīng)結(jié)果與有明顯梁?jiǎn)卧卣鞯目蚣荏w系相比差異增大,尤其是橫向和縱向。

3 基礎(chǔ)動(dòng)力性能模型試驗(yàn)研究

以上通過(guò)數(shù)值仿真分析研究了剛性基礎(chǔ)的動(dòng)力性能,為進(jìn)一步論證基礎(chǔ)的動(dòng)力性能,接下來(lái)通過(guò)模型試驗(yàn)分析剛性基礎(chǔ)動(dòng)力特性并預(yù)測(cè)基礎(chǔ)振動(dòng)響應(yīng),綜合評(píng)估基礎(chǔ)的動(dòng)力性能[14]。

3.1 模型設(shè)計(jì)

模型外形設(shè)計(jì)以幾何尺寸相似比1∶10進(jìn)行設(shè)計(jì),材料是與原型基座同種材料的鋼筋混凝土,混凝土強(qiáng)度等級(jí)與原型基座相同,配筋率與原型基座的配筋率相匹配。經(jīng)計(jì)算得到模型相似比如表5所示。

表5 模型各物理量相似比

3.2 動(dòng)力特性測(cè)試方法

通過(guò)分析模態(tài)能夠掌握結(jié)構(gòu)的基本動(dòng)力特性,模態(tài)測(cè)試采用三點(diǎn)空間激振、多點(diǎn)空間測(cè)量的方法,激勵(lì)源采用猝發(fā)隨機(jī)信號(hào),測(cè)試系統(tǒng)如圖6所示。采用LMS SCADASIII 動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀采集數(shù)據(jù),采用LMS Test 9A模塊進(jìn)行數(shù)據(jù)采集[15],動(dòng)力測(cè)試主要儀器及參數(shù)如表6所示。

圖6 基礎(chǔ)動(dòng)力特性測(cè)試方法

表6 試驗(yàn)儀器及相關(guān)參數(shù)

3.3 測(cè)點(diǎn)布置

(1) 擾力點(diǎn)的布置:根據(jù)設(shè)備擾力點(diǎn)情況(見(jiàn)圖7),在結(jié)構(gòu)表面布置40個(gè)擾力點(diǎn),其中包括汽輪機(jī)擾力點(diǎn)10個(gè),低壓缸座缸軸承擾力點(diǎn)22個(gè),發(fā)電機(jī)軸承擾力點(diǎn)2個(gè),發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通過(guò)設(shè)備剛性連接傳遞到縱梁兩側(cè)的擾力點(diǎn)6個(gè)。

圖7 擾力點(diǎn)位置

(2) 臺(tái)板測(cè)點(diǎn)布置:在較長(zhǎng)的縱梁中部布置測(cè)點(diǎn)2個(gè);橫梁上,除擾力點(diǎn)外,在軸承中心線兩側(cè)各布置測(cè)點(diǎn)1個(gè);在柱頂對(duì)應(yīng)的位置布置測(cè)點(diǎn)。

(3) 柱子測(cè)點(diǎn)布置:每根柱子沿高度布置了4個(gè)測(cè)點(diǎn)。包括中間平臺(tái)和運(yùn)轉(zhuǎn)層平臺(tái)中間位置、柱子與中間層的橫梁相連處。

(4) V軸、VI軸墻體測(cè)點(diǎn)布置:沿結(jié)構(gòu)橫向方向,在墻體中間位置布置測(cè)點(diǎn),每片墻沿高度方向布置3個(gè)測(cè)點(diǎn)。

動(dòng)力特性測(cè)試共布置166個(gè)測(cè)點(diǎn),其中臺(tái)板布置86個(gè)測(cè)點(diǎn)(包括擾力點(diǎn)40個(gè)),中間平臺(tái)布置14個(gè)測(cè)點(diǎn),柱子和墻布置了66個(gè)測(cè)點(diǎn)。測(cè)點(diǎn)布置如圖8所示。

圖8 動(dòng)力特性測(cè)試測(cè)點(diǎn)布置

為避開(kāi)結(jié)構(gòu)振型節(jié)點(diǎn),使激振能量盡可能均勻地分布在整個(gè)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上,選擇B04、B23、B18點(diǎn)分別作為水平縱向(X向)、水平橫向(Y向)和豎向(Z向)的激振點(diǎn)。

3.4 基礎(chǔ)動(dòng)力特性

根據(jù)模型動(dòng)力特性測(cè)試數(shù)據(jù)、試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析技術(shù),運(yùn)用LMS Test 9A——Spectral Testing模態(tài)分析軟件,分析可得結(jié)構(gòu)的模態(tài)頻率、模態(tài)阻尼比和模態(tài)振型,典型振型如圖9所示。

圖9 剛性框架基礎(chǔ)典型模態(tài)振型

統(tǒng)計(jì)汽機(jī)基礎(chǔ)動(dòng)力特性數(shù)模計(jì)算和模型測(cè)試結(jié)果,如表7所示。

群眾就業(yè)問(wèn)題。潿洲島旅游產(chǎn)品開(kāi)發(fā)程度較低，同質(zhì)化現(xiàn)象突出，休閑度假產(chǎn)品較少，沒(méi)有形成具有潿洲島地方特點(diǎn)和清晰明確的旅游產(chǎn)品體系。仍以旅游觀光產(chǎn)品為主，游客當(dāng)天往返，刺激島上經(jīng)濟(jì)發(fā)展和帶動(dòng)島內(nèi)居民就業(yè)及收入提高的作用不強(qiáng)。

表7 剛性基礎(chǔ)數(shù)模計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的自振頻率比較

對(duì)比測(cè)試和計(jì)算結(jié)果可得:

(1) 基礎(chǔ)主要振型特點(diǎn)一致,說(shuō)明在反映基礎(chǔ)整體平動(dòng)方面試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果吻合良好。

(2) 自振頻率試驗(yàn)結(jié)果整體小于計(jì)算結(jié)果,這是由于計(jì)算中柱底采用固結(jié)約束,而實(shí)際物模試驗(yàn)中,地基和底板約束達(dá)不到固結(jié)的情況,從而產(chǎn)生誤差。

3.5 基礎(chǔ)強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)

利用結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)測(cè)試結(jié)果,根據(jù)模態(tài)疊加法預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)在不同荷載工況下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。基于Virtual.Lab Rev 13.7——Modal-based forced response,結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)要求,分析得到擾力作用下基礎(chǔ)振動(dòng)響應(yīng)。

經(jīng)計(jì)算得到各擾力點(diǎn)在豎向、橫向、推力軸承在縱向上的振動(dòng)響應(yīng)幅頻曲線,如圖10所示。經(jīng)統(tǒng)計(jì)可得各擾力點(diǎn)在正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段(37.5～62.5 Hz)的響應(yīng)峰值如表8所示。

圖10 強(qiáng)迫振動(dòng)下基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)幅頻曲線

表8 正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段振動(dòng)響應(yīng)最大值統(tǒng)計(jì)-試驗(yàn)

觀察圖10、分析表8可知:

(2) 對(duì)比圖5和圖10、表4和表8可知:物模測(cè)試值總體小于數(shù)模計(jì)算值。

(3) 關(guān)于擾力點(diǎn)振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果有一定的誤差,主要涉及以下影響因素:①試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭邪瑥椥缘鼗突A(chǔ)底板的作用,而計(jì)算模型柱底采用固結(jié)約束,忽略了彈性地基底板的作用,使得擾力點(diǎn)振動(dòng)響應(yīng)偏大;②由于在計(jì)算中擾力作用點(diǎn)位置、響應(yīng)提取點(diǎn)位置都是軸承中心,而模型試驗(yàn)中因無(wú)法模擬軸承,軸承點(diǎn)響應(yīng)的測(cè)點(diǎn)布置在對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)梁上,二者擾力作用點(diǎn)和響應(yīng)輸出點(diǎn)的位置均有一定的不同,因此,試驗(yàn)和計(jì)算會(huì)引起一定的誤差,特別是在水平橫向、縱向。

4 結(jié) 論

本文圍繞1 000 MW超超臨界二次再熱汽輪發(fā)電機(jī)組剛性框架基礎(chǔ)動(dòng)力性能開(kāi)展研究,通過(guò)數(shù)值分析和模型試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn):

(1) 1 000 MW超超臨界二次再熱機(jī)組汽輪發(fā)電機(jī)剛性框架式基礎(chǔ)動(dòng)力性能良好,正常運(yùn)轉(zhuǎn)階段,基礎(chǔ)在豎向和水平橫向以及推力軸承在水平縱向上的振動(dòng)線位移小于20 μm,滿足GB 50868—2013《建筑工程容許振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)》的控制要求。

(2) 基礎(chǔ)前幾階振型主要為基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)整體振動(dòng),如縱向平動(dòng)、橫向平動(dòng)、扭轉(zhuǎn),結(jié)構(gòu)整體振動(dòng)情況方面,試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果吻合良好。

(3) 擾力點(diǎn)振動(dòng)響應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果有一定誤差,物模測(cè)試值總體小于數(shù)模計(jì)算值;這一方面是由于計(jì)算模型中柱底采用固結(jié)約束,忽略了底板和地基的彈性作用;另一方面是由于在計(jì)算中擾力作用點(diǎn)位置、響應(yīng)提取點(diǎn)位置都是軸承中心,而模型試驗(yàn)中無(wú)法模擬軸承,軸承點(diǎn)測(cè)點(diǎn)布置在對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)梁上,二者擾力作用點(diǎn)和響應(yīng)輸出點(diǎn)的位置均有一定的不同,因此,試驗(yàn)和計(jì)算會(huì)引起一定的誤差,特別是在水平橫向、縱向。