趙雄飛，胡龍兵，劉 飛

(1.海軍裝備部駐沈陽地區(qū)軍事代表局，遼寧沈陽110031;2.中國船舶重工集團公司第七O 三研究所無錫分部，江蘇無錫214151)

0 引言

目前，國內中小型燃氣輪機產業(yè)蓬勃發(fā)展，為了測試和驗證燃氣輪機的性能，同時，也為了加強對燃氣輪機質量的保證，必須在相應試驗臺上對其進行規(guī)范性的考核試驗。試驗臺系統(tǒng)主要包括:燃氣輪機、高速水力測功器及其它保障系統(tǒng)，燃氣輪機與水力測功器均安裝在相應基架上，發(fā)動機產生的推進功率由彈性軸傳遞到水力測功器進行吸收并測量。試驗過程中，燃氣輪機機組在運轉過程中由于轉子等部分存在不平衡將會產生離心力，進而使機組及其基架產生強迫振動，同時，由于轉子腔中的湍流迫使水力測功器承受巨大的水力激振力，其頻率范圍寬廣，為保障燃氣輪機和水力測功器等主設備的安全，試驗過程中不允許出現(xiàn)有害振動，這就對試驗臺主設備基架結構設計提出了一定的固有特性要求。因此，試驗臺主設備基架結構設計必須經過靜、動力學分析，以保證其具有足夠的剛度與強度，避免基架與其相應設備產生共振。

國內外學者圍繞機組基架計算分析模型的研究主要集中在設備載重的處理、機組基架中螺栓連接的處理以及機組基架系統(tǒng)動力學建模等方面［1-5］。本研究對于設備載重的處理則通過在相應主設備重心處創(chuàng)建質量單元來模擬［6］，質量單元點與基架上面板的連接則通過在螺栓安裝孔中心建立MPC 約束。螺栓鋼化模型在大型設備基架有限元分析過程中可以明顯提高計算效率，但螺栓鋼化模型難以反映螺栓連接的剛性、阻尼以及預緊力等對其動態(tài)特性的影響，因此，上、下層基架之間的螺栓連接結合面分別采用彈簧單元法和鋼化模型進行比較處理。

基于ANSYS14.0，本研究對中小型燃氣輪機試驗臺主設備基架進行考慮預應力狀態(tài)下的模態(tài)計算以及動態(tài)響應特性計算，完成基架結構動力學特性的有限元分析，不僅可確立螺栓連接鋼化模型處理方法的適用范圍，而且還可驗證試驗臺基架的結構設計滿足使用要求，為試驗的安全運行提供保障。

1 基架的結構設計

考慮到場地導軌布置方式、機組安裝與運行要求、設備布置要求以及操作空間要求等因素，主設備基架都采用雙層焊接型結構，并通過角撐板和加強肋進行加強，以便在各向上滿足要求。其中，水力測功器基架上層是一整體結構，下層是兩個鏡像布置的下基架，上、下基架之間用螺栓連接，下基架通過地腳螺栓與試車平臺固定;而燃氣輪機基架上層由兩個結構類似的基架組成，下層則有4 個結構相同的基架陣列布置組成。主設備均通過螺栓與其相應上層基架直接相連。

所有基架均由材料為Q235B 的鋼板焊接而成。基架上下面板厚度為50 mm，立板與筋板厚30 mm，各基架幾何模型如圖1所示。其中，基架與設備連接處用數字進行了標記，如:1#、2#等。

2 基架計算模型

圖1 各基架幾何模型圖

本研究采用如下坐標系統(tǒng)(X、Y、Z)建立計算模型:取機組軸線方向為X 軸方向(軸向)，與軸線垂直的水平方向為Z 軸方向(橫向)，豎直方向為Y 軸方向(垂向)。

本研究采用10 節(jié)點Solid187 單元進行模擬，地腳螺栓進行固支約束，上、下基架螺栓結合面分別采用彈簧單元法和鋼化模型，為避免螺栓結合面出現(xiàn)較多的局部模態(tài)，彈簧單元法建模示意圖如圖2所示。即:相應螺栓孔處分別創(chuàng)建A、B 兩點，A 點與B 點進行自由度耦合，在B 點位置處創(chuàng)建C 點，B 點與C 點建立彈簧單元。筆者采用Spring-damper14 模擬彈簧單元，依據螺栓的擰緊力矩添加各向剛度值?？紤]到螺栓質量的影響，在點A 和點B(C)之間須創(chuàng)建質量點。

為充分考慮到機組載重狀態(tài)對于基架振動模態(tài)的影響，本研究依據機組設備的質量與重心，通過采用3D Mass21 單元對機組載重狀態(tài)進行模擬。質量單元與上層基架各支點間建立MPC 約束。燃氣輪機基架整體計算模型總計單元數1 028 735，測功器基架整體計算模型總計單元數462 246。

計算步驟:本研究針對各整體基架，首先進行結構靜力學計算，以查看基架的整體剛度;其次，進行預應力作用下的模態(tài)計算，以確定整體基架的基頻與振型;最后，完成基架的動態(tài)響應特性計算。

圖2 彈簧單元法建模示意圖

3 基架有限元計算結果

3.1 模態(tài)計算結果

本研究對整體基架進行預應力作用下的模態(tài)計算，計算結果如表(1 ～3)所示。從表中可以看出，不同螺栓處理方法對于燃氣輪機整體基架模態(tài)計算結果的影響可以忽略;帶箱裝體后，燃氣輪機整體基架的振型特征有所不同，主要表現(xiàn)在第三階上，其原因在于帶箱裝體基架整體載重狀態(tài)發(fā)生了相對變化。對于測功器整體基架的模態(tài)結果來說，不同螺栓處理方法處理得到的頻率值相差較大，而振型較接近，其原因則是由測功器上、下層基架的連接剛度造成的。

表1 不同螺栓結合面處理方法下不帶箱裝體燃氣輪機基架的模態(tài)特性

表2 不同螺栓結合面處理方法下帶箱裝體燃氣輪機基架的模態(tài)特性

表4 不同螺栓結合面處理方法下水力測功器基架的模態(tài)特性

彈簧單元法下不帶/帶箱裝體載重狀態(tài)下燃氣輪機基架前三階模態(tài)振型圖如圖(3 ～5)所示。其中，不帶箱裝體載重狀態(tài)下的燃氣輪機基架振型圖如圖3(a)、4(a)、5(a)所示，帶箱裝體載重狀態(tài)下的燃氣輪機基架振型圖如圖3(b)、4(b)、5(b)所示。從圖中可以看出，帶箱裝體后，燃氣輪機基架二、三階振型特征區(qū)別較大，即:橫向擺動幅度明顯增大，繞垂直軸扭動幅度變大。

圖3 彈簧單元法下燃氣輪機基架第1 階模態(tài)振型圖

圖4 彈簧單元法下燃氣輪機基架第2 階模態(tài)振型圖

圖5 彈簧單元法下燃氣輪機基架第3 階模態(tài)振型圖

不同螺栓處理方法下水力測功器載重狀態(tài)下基架前三階振型圖如圖6、圖7所示。從圖中可以看出，采用鋼化模型后，上、下層基架連接剛度很大，基架振型主要體現(xiàn)在上層基架下面板以上部分，而實際安裝中，考慮到多種因素的影響，上、下層基架之間的連接剛度與彈簧單元法處理條件下較接近。

圖6 鋼化模型下水力測功器基架前三階模態(tài)振型圖

圖7 彈簧單元法下水力測功器基架前三階模態(tài)振型圖

3.2 動態(tài)響應計算結果

基架在給定動載荷激勵下所產生的動態(tài)響應是評價其動態(tài)性能優(yōu)劣的重要指標，在設計階段，本研究綜合各種因素的限制，采用有限元法揭示基座的動態(tài)性能很有必要。計算基座在激振力作用下的振動響應時，涉及到激振力大小、加載方式和阻尼等問題，其中，激振力方面，即，動態(tài)載荷:由主設備轉子的動不平衡力產生，一般不超過轉子重量的十分之一，本研究中燃氣輪機動態(tài)載荷大小取其設備重量的20%，水力測功器動態(tài)載荷大小取10%［7］;基架動態(tài)響應的阻尼主要由結構阻尼構成，有限元建模完成后，結構阻尼與其他參數無關，結構阻尼系數取0.05［8］。激振力作用下的系統(tǒng)運動方程如下式:

式中:［C］—阻尼矩陣;{x}—位移向量;{F(t)}—載荷向量，位移和載荷是簡諧的，頻率為w。將位移和載荷的附屬表達式代入上式，得到諧響應分析運動方程［9］，如下式:

筆者在燃氣輪機機組設備與基架的安裝孔水平中心處施加垂向載荷，其頻率變化范圍為10 Hz ～200 Hz，計算該節(jié)點的位移響應，得到各安裝孔處幅頻響應曲線如圖8所示。從圖8 中可以看出，各安裝孔處幅頻特性呈橫向對稱性，即，螺栓1#－5#與螺栓6#－10#一一對應，同時，4#、9#螺栓響應值最大，其次是5#和10#螺栓。

圖8 燃氣輪機機組基架不同安裝孔處幅頻響應特性

同樣，本研究在水力測功器上層基架上安裝孔處施加垂向載荷，計算得到各安裝孔處幅頻響應曲線，水力測功器基架不同安裝孔處幅頻響應特性如圖9所示。從圖9 中可以看出，各螺栓幅頻響應特征沿橫向呈對稱性，其中，5#、6#螺栓處響應值最大，隨后依次是1#、7#以及2#、8#，這是由水力測功器上、下層基架中與5#、6#螺栓對應區(qū)域無連接件引起的。

圖9 水力測功器基架不同安裝孔處幅頻響應特性

4 結束語

本研究對燃氣輪機試驗臺主設備基架進行了考慮預應力狀態(tài)下的模態(tài)計算以及動態(tài)響應特性計算，完成了基架結構動靜力學特性的有限元分析，驗證了試驗臺基架的結構設計滿足使用要求，為試驗的安全運行提供了保障。結論如下:

(1)通過對螺栓連接結合面的不同處理方法結果可以看出，由于燃氣輪機機組上、下層基架之間的螺栓數量眾多，彈簧單元法與鋼化模型的計算結果比較接近;而水力測功器上、下層基架之間由于螺栓數量較少，其兩種方法的計算結果差別較明顯。理論上來說，鋼化模型難以有效反映螺栓連接結構中的剛性連接、阻尼連接以及預緊力對其動力學參數的影響，而基于試驗庫確定的彈簧剛度則可以有效計算出基架的固有特性，因此，在數量眾多的螺栓連接結構中，為了提高計算的效率，可以采用鋼化模型;

(2)通過基架的計算結果可以看出，燃氣輪試驗臺主設備基架的模態(tài)頻率可以避開相關設備的轉頻，動態(tài)性能良好，因而，試驗臺主設備基架的結構設計滿足要求。

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