吳蘭英 方偉定

(1.杭州華電下沙熱電有限公司，浙江 杭州 310018; 2.浙江省電力設(shè)計院，浙江 杭州 310012)

1 概述

某2×100 MW燃機電廠采用6FA燃氣—蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組，廠家為GE公司。燃氣輪機額定轉(zhuǎn)速為5 235 rpm，發(fā)電機額定轉(zhuǎn)速為3 000 rpm，中間通過傳動裝置連接。基座為大塊式基礎(chǔ)，由13.1 m ×6.95 m ×2.6 m(部分 3 m)和 9.5 m ×4.3 m ×3.79 m長方塊組成，基礎(chǔ)總長約22.6 m。采用直徑800灌注樁基礎(chǔ)，共25根。燃機基座布置見圖1。

圖1 燃機基座平面和剖面圖

根據(jù)廠家要求，我們運用通用有限元程序ANSYS對燃機基座建模進行動力分析。以往同類工程基座的地質(zhì)條件都較好，基本采用天然地基，動力計算滿足廠家要求。本工程采用樁基，計算后發(fā)現(xiàn)等效荷載法不能滿足廠家要求。

為此需要進一步對這兩種情況進行深入分析比較。

2 建模

大塊式基礎(chǔ)與地基(或樁基)直接連接，基礎(chǔ)頂面放置設(shè)備，把大塊式基礎(chǔ)簡化為厚板單元不再合適，需實體建模，采用Solid45單元模擬。頂面設(shè)備與基座的連接支架采用剛臂模擬，程序中采用梁Beam4。設(shè)備質(zhì)量采用單元Mass21模擬。

天然地基根據(jù)動規(guī)計算地基的抗壓、抗剪和抗彎剛度，在程序中設(shè)置彈簧來模擬。

樁基礎(chǔ)可將工程樁簡化為彈簧，工程樁的水平和豎向剛度采用3個彈簧單元Combin14模擬，即水平x，y方向及豎向z方向。

重力加速度為9 810 mm/s2?；炷罜30，材料參數(shù)為:彈性模量取30 GPa，泊松比取0.2，密度取2.5 ×10－9t/mm3。

3 大塊式燃機基座動力分析比較

根據(jù)GE廠家要求，動力計算包括兩部分:一部分為等效荷載法計算，另一部分為動剛度計算。這兩部分都滿足要求了，動力計算才能滿足。

等效荷載法要求計算動力放大系數(shù)，動力放大系數(shù)對于燃氣輪機和發(fā)電機高頻設(shè)備來說，要計算出最接近0.9n～1.1n(n為設(shè)備額定轉(zhuǎn)速)且具有明顯質(zhì)量參與的自振頻率，根據(jù)這個自振頻率計算放大系數(shù)。把放大系數(shù)乘以廠家給定的動力荷載得到等效靜力荷載，然后再施加等效靜力荷載計算基礎(chǔ)頂面的位移，位移限值在發(fā)電機區(qū)域是53μm，燃機區(qū)域是46μm。

其中，λ為動力放大系數(shù);ζ為阻尼比，按德國規(guī)范DIN4024機器基礎(chǔ):具有旋轉(zhuǎn)零件的機器用柔性支承結(jié)構(gòu)第一部分取0.02;ω為基礎(chǔ)自振頻率;ωn為設(shè)備額定頻率。

3.1 等效荷載法計算

首先應(yīng)進行模態(tài)分析，主要用于確定大塊式燃機基礎(chǔ)的固有振動特性，即基礎(chǔ)的固有頻率和振型。

天然地基燃機基座(已有工程，相同機型，2010年發(fā)電)的自振頻率及各方向的質(zhì)量參與系數(shù)詳見表1。

表1 天然地基燃機基座自振頻率及各方向的質(zhì)量參與系數(shù)

從表1中可以看出，自振頻率15.43 Hz最接近45 Hz～55 Hz，且有較大的質(zhì)量參與(質(zhì)量參與系數(shù)為0.302)。代入公式，放大系數(shù)為0.105。等效靜荷載作用下位移滿足要求。

本次工程采用樁基時，發(fā)現(xiàn)自振頻率為31.73 Hz，等效靜荷載作用下最大位移為0.096 mm，大大超出位移限值0.053 mm。

為滿足廠家要求，我們通過改變大塊式基礎(chǔ)的板厚，增加板厚1 m，通過計算，等效靜荷載作用下最大位移為0.075 mm，超出位移限值0.053 mm。

根據(jù)文獻［4］的振動試驗，樁和土的參振質(zhì)量明顯，不可忽略，又根據(jù)動規(guī)3.3.19要求，計算預(yù)制樁或打入式灌注樁樁基的固有頻率和振動線位移時，可按下式計算其豎向、水平向總質(zhì)量。

其中，msz為樁基豎向總質(zhì)量;msx為樁基水平向轉(zhuǎn)向總質(zhì)量;m0為樁和土的參振質(zhì)量;lt為樁的折算長度;b為基礎(chǔ)底面的寬度;d為基礎(chǔ)底面的長度;ρ為樁和土的混合密度。

對于本次工程，樁基長都大于15 m，按動規(guī)取lt=2.4 m，ρ取2 t/m3，bd 即為底面積，則 m0=2.4 ×132 ×2=634 t。因豎向和水平的參振質(zhì)量不同，在ANSYS程序計算中，可通過底面均勻增加質(zhì)量單元Mass21來處理，通過單元實常數(shù)分別定義豎向和水平的不同質(zhì)量。

為便于分析比較，把天然地基燃機基座(已有工程)定義為方案一，本次采用樁基但未考慮樁土參振質(zhì)量的基座方案定義為方案二，把方案二增加板厚1 m的方案定義為方案三，把方案二按動規(guī)要求考慮樁土參振質(zhì)量的方案定義為方案四，表2為各方案的計算結(jié)果。圖2為方案四等效靜荷載作用下的基座的位移云圖。

圖2 方案四等效靜荷載作用下位移云圖

從表2中可以看出，頻率的計算關(guān)系到動力放大系數(shù)的大小。本方案中，天然地基的水平剪切總剛度和豎向總剛度基本相同，豎向抗壓剛度略小;樁基的豎向抗壓總剛度約為水平剪切總剛度的5倍左右。天然地基和樁基的水平剪切總剛度基本相同。從天然地基與樁基剛度比較可看出，總剛度越大，較大質(zhì)量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率越大，對高頻燃機基座動力計算越不利。在設(shè)計時，在滿足沉降及承載力等要求的前提下，可減少樁基數(shù)量或減小樁徑。

表2 各方案主要計算結(jié)果比較

根據(jù)樁基基礎(chǔ)方案，加大板厚可以減小振動響應(yīng)，但是由此引起基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的位移所占比重也越大，主要是由于加大板厚也相應(yīng)增加了擾力的擾力矩，因此這兩者需要綜合平衡。表2中基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動產(chǎn)生位移與總位移的比最大的是方案一天然地基方案，達到77.7%，天然地基豎向剛度減小后，轉(zhuǎn)動位移增加，這點可從側(cè)填土填料和壓實系數(shù)考慮，也可以增加剛性地面，以減小振動位移。

樁基基礎(chǔ)方案應(yīng)當按國內(nèi)動規(guī)要求考慮樁和土的參照質(zhì)量，這樣將更加接近基座的實際工作情況。

廠家在計算中一味要求計算較大質(zhì)量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率，然后按此自振頻率來計算放大系數(shù)，筆者認為過于局限。假設(shè)天然地基地質(zhì)條件很好，甚至為基巖，這樣豎向總抗壓剛度很大，勢必引起較大質(zhì)量參與且最接近機器額定頻率的基座自振頻率也較大。按這個頻率來計算等效靜力荷載將更大，因此53μm的位移限值不易滿足。如按發(fā)電機前端導(dǎo)向支座處等效靜力集中荷載100 kN作用在長4 300 m寬1 200高3 000的C30混凝土上，僅剪切變形就達4.6μm。這種等效靜力法相當于是動力分析中的“共振法”設(shè)計原則，但是要使高轉(zhuǎn)速機器避開基礎(chǔ)的自振頻率是不可能的［5］，特別是在機器啟停機時。應(yīng)該允許采用振幅法，即通過施加激振力來計算基礎(chǔ)實際響應(yīng)，從而達到控制振動的目的。另一方面，在計算放大系數(shù)時，系統(tǒng)阻尼比按DIN4024取0.02。而在實際樁基動剛度測試中，其樁基的阻尼比至少在0.26以上，對于大部分埋置的整個燃機基座來說，系統(tǒng)阻尼比取0.02偏小，導(dǎo)致動力放大系數(shù)計算偏大。

3.2 動剛度計算

根據(jù)廠家要求，為了檢驗基礎(chǔ)的動剛度，需要在燃機、傳動齒輪或發(fā)電機關(guān)于軸對稱的支座上分別施加激振力來計算。

豎向為FT=5 kN ×sin［2π(nt/60)t］，橫向Fv=5 kN ×sin［2π(nt/60)t+π/2］。nt為燃機或發(fā)電機的額定轉(zhuǎn)速。

限值為橫向位移3.5 μm，豎向2.0 μm。

圖3中方案四發(fā)電機前端對稱支座點水平擾力作用，圖4，圖5分別為方案四發(fā)電機前端對稱支座點(9 629和9 654節(jié)點)在水平和豎向擾力作用下的振動線位移幅值與頻率曲線(簡稱幅頻曲線)圖。從曲線可以看出，在廠家要求的擾力作用下，在發(fā)電機額定工況50 Hz時，擾力點的水平向振動線位移為0.3μm，小于限值3.5 μm，豎向振動線位移為0.042 μm，小于限值2.0 μm，滿足要求。其他對稱支座在給定的擾力作用下均滿足要求，在此省略。

圖3 方案四發(fā)電機前端對稱支座點水平擾力作用

圖4 方案四X向幅頻曲線

圖5 方案四Z向幅頻曲線

4 結(jié)語

1)大塊式燃機基礎(chǔ)直接支承在天然地基或樁基上，地基土的參振質(zhì)量不可忽略，特別是樁基基礎(chǔ)，樁和土的參振質(zhì)量應(yīng)按國內(nèi)動規(guī)要求考慮，使計算模型更接近燃機基座的實際情況。

2)對于燃機等高頻機器的大塊式基礎(chǔ)，基礎(chǔ)的基頻小于燃機的額定頻率，特別是采用樁基時，地基剛度取低，結(jié)果將會偏不安全，設(shè)計時可在滿足沉降和承載力等前提下，采取盡量減少或減小樁基等方式，降低地基剛度，而此時在啟動或停機時也需滿足動力要求。

3)為減少大塊式燃機基礎(chǔ)振動，可通過適當加高基礎(chǔ)埋深，增加阻尼，但是增加基礎(chǔ)厚度后也增加了擾力矩，二者需要綜合考慮。設(shè)計時可從側(cè)填土的材料和壓實密度以及增加剛性地坪等方面來考慮，以消散機器動能，有效控制基礎(chǔ)在擾力作用下的動力響應(yīng)。

4)樁基阻尼比按樁基動剛度試驗報告可知最小為0.26，對于與測試條件相同的埋置燃機基座，系統(tǒng)阻尼比取0.02將導(dǎo)致動力計算與實際情況相差較大。

5)建議廠家對于此類大塊式燃機基座增加振幅法計算原則，通過強迫激振計算來滿足動力要求，而不是一味要求基礎(chǔ)自振頻率避開機器額定頻率從而避開共振。

［1］GB 50040-96，動力機器基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范［S］.

［2］E1132000-CG010，GENERALDOCUMENTATION-CIVILGUIDE INTERFACE DOCUMENTCALCULATION CRITIERIA FOR GTG PEDESTAL，2008.

［3］DIN 4024 PART1 1988，機器基礎(chǔ)——支承帶轉(zhuǎn)動部件的機器的柔性結(jié)構(gòu)［S］.

［4］王錫康，張新山，劉國美，等.樁基礎(chǔ)的參振質(zhì)量及其阻尼性能［J］.工業(yè)建筑，1994(12):16-41.

［5］王錫康.動力機器基礎(chǔ)振動學科在我國的發(fā)展及需研究的若干問題［J］.工業(yè)建筑，2007，37(6):83-90.