劉小軍 孔 慶 徐彬彬 鄭婭娜

1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院 2. 西安長(zhǎng)慶科技工程有限責(zé)任公司

0 引言

油氣田常用的壓縮機(jī)主要有往復(fù)式和離心式兩種[1]。壓縮機(jī)等動(dòng)力設(shè)備在運(yùn)行過程中的振動(dòng)作用會(huì)對(duì)地基基礎(chǔ)及周圍環(huán)境產(chǎn)生不利影響[2-3]，地基基礎(chǔ)的穩(wěn)定性又會(huì)影響動(dòng)力設(shè)備的正常運(yùn)行。因此，減弱壓縮機(jī)的振動(dòng)影響，合理設(shè)計(jì)壓縮機(jī)的地基基礎(chǔ)，對(duì)壓縮機(jī)的穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義[4-6]。目前學(xué)者們對(duì)傳統(tǒng)壓縮機(jī)基礎(chǔ)形式的計(jì)算理論及優(yōu)化進(jìn)行了廣泛研究，王錫康和李永錄[7]應(yīng)用振型分解法推導(dǎo)出基礎(chǔ)水平旋轉(zhuǎn)振動(dòng)的通用計(jì)算公式，對(duì)活塞式機(jī)器基礎(chǔ)合成振幅的計(jì)算進(jìn)行討論并提出了新的計(jì)算方法。張劍寒和蔣通[8]在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上利用錐體模型對(duì)層狀半空間地基上明置塊式基礎(chǔ)阻抗函數(shù)的簡(jiǎn)化計(jì)算方法進(jìn)行了研究，提出的計(jì)算方法更為簡(jiǎn)單，便于工程應(yīng)用。裴欲曉等[9]指出對(duì)大型塊體基礎(chǔ)動(dòng)力計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮到地基剛度系數(shù)的偏差和變化性，且應(yīng)對(duì)阻尼比的取值進(jìn)行限制。姚群鳳和盧國(guó)強(qiáng)[10]在模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用有限元法對(duì)動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)平臺(tái)的動(dòng)力特性進(jìn)行了分析，確立了一種較為合理的力學(xué)模型。唐斌等[11]建立了壓縮機(jī)—驅(qū)動(dòng)電機(jī)軸系模型及氣流脈動(dòng)與管道系統(tǒng)振動(dòng)分析的有限元模型，進(jìn)行了有限元分析。劉晶波等[12]提出了考慮土—結(jié)構(gòu)相互作用計(jì)算大型機(jī)器基礎(chǔ)動(dòng)力反應(yīng)的三維有限元方法，使軟件能夠用于基礎(chǔ)與成層地基的動(dòng)力相互作用分析。楊巧榮等[13]對(duì)位移放大型油阻尼器的減震效應(yīng)進(jìn)行了分析。蔣東旗等[14]利用大型工程分析軟件ADINA對(duì)動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)的耦合振動(dòng)進(jìn)行了系統(tǒng)的數(shù)值試驗(yàn)，將所得結(jié)果與多種計(jì)算方法的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，說明了采用數(shù)值計(jì)算方法進(jìn)行動(dòng)力機(jī)器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的可行性、優(yōu)越性及系統(tǒng)性。

無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)將機(jī)組與基礎(chǔ)分離，二者之間用一定厚度的砂石墊層連接。基礎(chǔ)槽內(nèi)的砂石墊層會(huì)吸收壓縮機(jī)振動(dòng)產(chǎn)生的能量，從而減弱機(jī)器振動(dòng)對(duì)地基基礎(chǔ)的影響，且具有用料少、工期短、造價(jià)低、便于遷建等優(yōu)點(diǎn)，該基礎(chǔ)形式已經(jīng)在實(shí)際工程中得到了較為廣泛的應(yīng)用，但相關(guān)的研究甚少。依托實(shí)際工程，首先通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)了解無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的動(dòng)力特性，然后利用ANSYS 15.0對(duì)無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行數(shù)值模擬，將數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證有限元模型的合理性，最后利用該模型對(duì)地基承載力及墊層厚度進(jìn)行數(shù)值優(yōu)化，研究成果可為該類型壓縮機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)提供參考。

1 無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)動(dòng)力測(cè)試

無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)如圖1所示。

工程土層以砂土為主，采用換填法進(jìn)行地基處理，處理后的地基承載力為200 kPa。采用ZTY630往復(fù)式壓縮機(jī)，主要設(shè)備重量為82.5 t，額定轉(zhuǎn)速為440 r/min，主要采用原位動(dòng)力測(cè)試和現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試對(duì)無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的動(dòng)力特性進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1.1 原位動(dòng)力測(cè)試

通過在測(cè)點(diǎn)布置傳感器，利用信號(hào)分析處理系統(tǒng)進(jìn)行傳感器信號(hào)處理，對(duì)壓縮機(jī)進(jìn)行原位動(dòng)力測(cè)試。為了獲得壓縮機(jī)底橇及基礎(chǔ)在動(dòng)力作用下的位移響應(yīng)，在壓縮機(jī)基礎(chǔ)周邊及底橇對(duì)應(yīng)位置設(shè)置了9個(gè)測(cè)點(diǎn)，利用動(dòng)力測(cè)試系統(tǒng)采集各測(cè)點(diǎn)在壓縮機(jī)運(yùn)行過程中的位移數(shù)據(jù)，無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)平面及測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，原位動(dòng)力測(cè)試如圖3所示。

圖2 基礎(chǔ)平面及測(cè)點(diǎn)布置圖

1.2 現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試

通過在無固定連接式壓縮機(jī)地基基礎(chǔ)不同深度處布置壓力盒進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試，對(duì)壓縮機(jī)運(yùn)行前后及運(yùn)行后一個(gè)月進(jìn)行壓力測(cè)試，可以得到地基基礎(chǔ)不同深度處的靜壓力值（以下簡(jiǎn)稱靜力值），壓縮機(jī)運(yùn)行過程中各層的最大壓力值（以下簡(jiǎn)稱最大值）以及壓縮機(jī)運(yùn)行一個(gè)月后各層的穩(wěn)定壓力值（以下簡(jiǎn)稱穩(wěn)定值）。無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)剖面及壓力盒剖面布置如圖4所示，壓力盒平面布置如圖5所示。

圖3 原位動(dòng)力測(cè)試圖

圖4 基礎(chǔ)剖面及壓力盒剖面布置圖

圖5 壓力盒平面布置圖

1.3 測(cè)試結(jié)果分析

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)包括原位動(dòng)力測(cè)試和壓力測(cè)試，分別得到了無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)在振動(dòng)荷載作用下的位移響應(yīng)和應(yīng)力響應(yīng)，通過對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析可以了解基礎(chǔ)和底橇的動(dòng)力特性。

1.3.1 原位動(dòng)力測(cè)試結(jié)果分析

原位動(dòng)力測(cè)試得到了壓縮機(jī)底橇及基礎(chǔ)在動(dòng)力荷載作用下各個(gè)方向（x、y、z）的位移，測(cè)試數(shù)據(jù)如表1所示。

由表1可知，壓縮機(jī)基礎(chǔ)豎向位移遠(yuǎn)小于底橇位移，大致為底橇位移的1/10，說明壓縮機(jī)與基礎(chǔ)之間的砂石墊層具有良好的減振效果；基礎(chǔ)除測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4的x、y向位移大于底橇外，其余均小于底橇，由圖2可以看出，測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4處未設(shè)置墊層，壓縮機(jī)底橇與基礎(chǔ)直接接觸而其他測(cè)點(diǎn)處均設(shè)有墊層，說明側(cè)邊墊層也具有減振作用。

1.3.2 現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試結(jié)果分析

通過在無固定連接式壓縮機(jī)地基基礎(chǔ)不同深度及基槽側(cè)邊處布置壓力盒，分別對(duì)壓縮機(jī)運(yùn)行前后進(jìn)行連續(xù)測(cè)試，可以得到各測(cè)點(diǎn)的靜力值、最大值和穩(wěn)定值，測(cè)試數(shù)據(jù)如圖6所示。

表1 原位動(dòng)力測(cè)試的各測(cè)點(diǎn)位移表

由圖6可以看出，第1～5層的靜力值、最大值及穩(wěn)定值之間的差異隨深度的增加逐漸減小，說明振動(dòng)的影響隨深度的增加而減弱；第5層的壓力最大值明顯大于靜力值及穩(wěn)定值，振動(dòng)對(duì)第5層的影響較大，第1～4層的壓力最大值與穩(wěn)定值及靜力值的差異較小，結(jié)合圖4可知，第5層與壓縮機(jī)底橇直接接觸，而其他層均位于砂石墊層的下部，說明底橇下部的墊層具有良好的減振效果；整體來看，所有豎向壓力值均小于50 kPa?；蹅?cè)邊壓力的靜力值、最大值及穩(wěn)定值相差較小說明側(cè)邊墊層也具有較好的減振效果；同時(shí)發(fā)現(xiàn)側(cè)壁的壓力值整體較小，說明壓縮機(jī)底橇的水平位移不大，與動(dòng)測(cè)結(jié)果吻合。

2 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

壓縮機(jī)自身存在的不平衡力是引起機(jī)組及其基礎(chǔ)振動(dòng)的原因，主要外界激勵(lì)頻率為第一諧頻率和第二諧頻率，因此僅模擬第一和第二諧頻率下壓縮機(jī)底橇及基礎(chǔ)的位移響應(yīng)和應(yīng)力響應(yīng)。

2.1 模擬目的

圖6 不同狀態(tài)壓力對(duì)比圖

建立適用于無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的有限元模型，可進(jìn)一步研究無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)在不平衡力作用下的動(dòng)力響應(yīng)，然后通過該模型對(duì)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，為無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)提供參考。

2.2 模型及假設(shè)

建立無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的有限元模型，首先提出如下假設(shè)：①壓縮機(jī)底橇底部完全跟砂石接觸；②地基和砂石墊層都認(rèn)為是理想彈性體。

采用有限元軟件ANSYS 15.0進(jìn)行分析，有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型圖

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中，原位動(dòng)力測(cè)試得到了各測(cè)點(diǎn)（9個(gè)點(diǎn)）在振動(dòng)荷載作用下的位移響應(yīng)（表1），利用有限元模型可以得到一諧力及二諧力作用下相應(yīng)測(cè)點(diǎn)的位移響應(yīng)；現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試得到了壓縮機(jī)運(yùn)行前后壓縮機(jī)基槽側(cè)壁及基礎(chǔ)底部的壓力變化，有限元模型也可對(duì)響應(yīng)部位的壓力變化進(jìn)行計(jì)算，將數(shù)值計(jì)算的各測(cè)點(diǎn)在振動(dòng)荷載作用下的位移響應(yīng)、基槽側(cè)壁及基礎(chǔ)底部在動(dòng)力荷載作用前后的壓力變化分別與原位動(dòng)力測(cè)試數(shù)據(jù)及現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，可驗(yàn)證數(shù)值模型的合理性。

2.3.1 位移響應(yīng)對(duì)比分析

將一諧力與二諧力單獨(dú)作用時(shí)數(shù)值計(jì)算的位移進(jìn)行疊加后得到壓縮機(jī)底橇及基礎(chǔ)的總位移（表2）。

對(duì)比表1、表2可知，數(shù)值模擬得到的底橇位移與原位動(dòng)力測(cè)試的結(jié)果吻合較好，二者整體上在一個(gè)數(shù)量級(jí)，數(shù)值相差不大且最大值較為接近。數(shù)值模擬得到的基礎(chǔ)位移與動(dòng)力測(cè)試結(jié)果吻合較好，得到的基礎(chǔ)x向位移相近；基礎(chǔ)y向位移有相同的變化規(guī)律，較大值主要集中在測(cè)點(diǎn)2、測(cè)點(diǎn)3、測(cè)點(diǎn)4、測(cè)點(diǎn)8和測(cè)點(diǎn)9附近；基礎(chǔ)z方向位移與動(dòng)力測(cè)試數(shù)據(jù)同為一個(gè)數(shù)量級(jí)，且數(shù)值計(jì)算結(jié)果較動(dòng)力測(cè)試數(shù)據(jù)稍大。

表2 數(shù)值計(jì)算的各測(cè)點(diǎn)位移表

2.3.2 數(shù)值模擬的應(yīng)力響應(yīng)分析

將一諧力與二諧力單獨(dú)作用的應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行疊加，得到基礎(chǔ)底部壓力增量為0.911 kPa，側(cè)邊x方向壓力增量為0.478 kPa，側(cè)邊y方向壓力增量為8.68 kPa?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試得到的基底壓力平均增量為0.946 kPa，基礎(chǔ)y向側(cè)邊壓力明顯大于x向。數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)吻合較好，兩種方法得到的基底壓力均較小，基礎(chǔ)y向側(cè)邊壓力均大于x向側(cè)邊壓力。

將數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比后可知，數(shù)值計(jì)算的壓縮機(jī)位移響應(yīng)、應(yīng)力響應(yīng)均與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)吻合較好，說明有限元模型較為合理。

3 地基承載力及墊層厚度優(yōu)化

工程處理后的地基承載力為200 kPa，而現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試數(shù)據(jù)顯示基底壓力最大值不足50 kPa，遠(yuǎn)小于處理后的地基承載力，有較大的優(yōu)化空間；對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析后得知，砂石墊層具有良好的減振效果，但對(duì)如何選取合理的墊層厚度尚不清楚，需作進(jìn)一步研究。

3.1 地基承載力優(yōu)化

在不同的地基承載力下模擬壓縮機(jī)基礎(chǔ)的振動(dòng)，根據(jù)壓縮機(jī)基礎(chǔ)在不同地基承載力下的動(dòng)力響應(yīng)優(yōu)化地基設(shè)計(jì)。數(shù)值模擬采用的地基承載力為250 kPa、200 kPa、150 kPa、100 kPa、80 kPa、60 kPa 和 50 kPa這7個(gè)等級(jí)，墊層厚度取值為400 mm。由表2可知基礎(chǔ)豎向位移明顯大于其他方向，故地基優(yōu)化時(shí)以基礎(chǔ)豎向位移進(jìn)行研究。

通過數(shù)值分析可以得到不同地基承載力對(duì)應(yīng)的最大位移值，基礎(chǔ)最大位移隨不同地基承載力的變化曲線如圖8所示；同理可得出不同承載力時(shí)最大位移對(duì)應(yīng)的自振頻率，基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化曲線如圖9所示。

圖8 基礎(chǔ)位移隨地基承載力的變化圖

圖9 基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化圖

由圖8可知，基礎(chǔ)位移隨承載力的增加是一條先增后減再增的曲線。由圖9可知，基礎(chǔ)自振頻率隨地基承載力的變化規(guī)律與基礎(chǔ)位移的變化規(guī)律相同，具體分析如下：地基承載力從50 kPa增加至60 kPa時(shí)，基礎(chǔ)自振頻率增加至7.4 Hz，與激振力的頻率7.3 Hz接近，所以基礎(chǔ)位移增加；當(dāng)承載力增加至80 kPa時(shí)，自振頻率為5.0 Hz，遠(yuǎn)離激振頻率，故位移下降；承載力再次增加時(shí)，自振頻率也在增加，使其接近激振頻率，故位移也隨之增加。由以上分析可知，基礎(chǔ)的自振頻率離壓縮機(jī)的激振頻率越遠(yuǎn)，基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)越弱，故基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)使其自振頻率遠(yuǎn)離激振頻率。由圖8可以看出，地基承載力為100 kPa時(shí)基礎(chǔ)位移最小，由現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試結(jié)果得知基底最大壓力小于50 kPa，考慮施工因素后建議地基承載力取為120 kPa。

3.2 墊層厚度優(yōu)化

無固定連接式的壓縮機(jī)基礎(chǔ)將機(jī)器和基礎(chǔ)分離，兩者之間采用墊層進(jìn)行連接，可通過有限元模型對(duì)墊層厚度如何影響壓縮機(jī)底橇進(jìn)行研究，然后得到機(jī)組底橇豎向位移隨墊層厚度的變化規(guī)律，以找到合理的墊層厚度。墊層優(yōu)化時(shí)地基承載力取現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際值，為200 kPa。有限元模型中砂石墊層被簡(jiǎn)化為具有一定剛度的彈簧，墊層厚度的改變會(huì)影響機(jī)組的自振頻率，通過數(shù)值計(jì)算結(jié)果得到機(jī)組自振頻率隨墊層厚度的變化如圖10所示。

圖10 機(jī)組自振頻率隨墊層厚度的變化圖

基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)使機(jī)組的自振頻率遠(yuǎn)離激振頻率7.3 Hz，由圖10可知，機(jī)組自振頻率隨墊層厚度的變化為一條先增后減再增的曲線，墊層厚度為200 mm和400 mm時(shí)機(jī)組自振頻率均為6.3 Hz，由于墊層厚度越大，耗能效果越好，結(jié)合設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)墊層厚度可取為400 mm。

4 結(jié)論

1）依托實(shí)際工程，采用原位動(dòng)力測(cè)試及現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試對(duì)無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)的動(dòng)力特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：壓縮機(jī)機(jī)組與基礎(chǔ)之間的砂石墊層具有良好的減振效果，振動(dòng)的影響隨深度的增加而減弱。

2）利用有限元模型對(duì)無固定連接式壓縮機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值計(jì)算得到的壓縮機(jī)位移響應(yīng)及應(yīng)力響應(yīng)與原位動(dòng)力測(cè)試及現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試數(shù)據(jù)吻合較好，模型較為合理。

3）通過設(shè)置不同的地基承載力獲得了基礎(chǔ)自振頻率及豎向位移隨地基承載力的變化規(guī)律。壓縮機(jī)的激振頻率為7.3 Hz，當(dāng)?shù)鼗休d力為80 kPa時(shí)，基礎(chǔ)自振頻率最小為5.0 Hz；當(dāng)?shù)鼗休d力為100 kPa時(shí)，基礎(chǔ)自豎向位移最小為0.092 mm，依據(jù)遠(yuǎn)離激振頻率及位移最小的原則，同時(shí)考慮施工風(fēng)險(xiǎn)因素，優(yōu)化后的地基承載力可取為120 kPa。

4）機(jī)組自振頻率隨墊層厚度的變化是一條先增后減再增的曲線，墊層厚度為200 mm和400 mm時(shí)自振頻率均為6.3 Hz，為保證墊層的減振效果建議墊層厚度取為400 mm。

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