高朦偉 方朝陽

摘要：水電站發(fā)電機組運行時將產生激振力，機墩作為發(fā)電機組主要支撐部位，其發(fā)生的振動現象較廠房結構其他部位明顯。通過建立某水電站地下廠房三維有限元模型，采用諧響應法進行動力計算，研究實際工程中在不同機組水平動荷載施加方式下機墩各典型部位振動反應的分布規(guī)律。分析結果表明，機組水平動荷載的施加方式對機墩部位的振動影響很大，應根據機組動荷載的實際特性選取合適的施加方式才能充分考慮機組振動時產生的不利影響。

關鍵詞：機組水平動荷載；施加方式；機墩；諧響應法；振動反應

中圖分類號：TV731 文獻標志碼：A doi：10.3969/j.issn.1000-1379.2018.03.026

引起廠房結構振動的原因主要包括電磁力、機械力及水力等[1-2]，這些力相互影響、錯綜復雜，隨著水電站廠房尺寸和裝機容量的增大，在這些力的作用下，廠房結構發(fā)生整體或局部振動的可能性加大[3-7]。機墩部位剛度相對較低，更容易受到機組運行時所產生的機組動荷載的影響，從而發(fā)生較為明顯的振動現象。在實際工程中，發(fā)電機組制造廠家提供了水電站廠房結構動力計算所需要的機組動荷載參數，給出了單塊基礎板所承受的各向動荷載幅值。對于軸向和扭轉動荷載可以等效為豎向和切向力，均勻施加在各基礎板對應節(jié)點上；水平離心力的作用可以等效為各基礎板對應節(jié)點上的徑向力[8-9]。但實際運行過程中機組運行產生的離心力的方向是不斷變化的，導致各基礎板受力不均勻，并不能保證每塊基礎板上都能同時達到廠家提供的徑向荷載數值，離心力也就不能簡單地等效為均勻分布的徑向力施加在全部受力基礎板對應節(jié)點上。

1 計算模型

某水電站地下廠房主機間內安裝2臺機組，總裝機容量為246mW，機組運行額定水頭為177m，最大工作水頭為210m，機組正常轉速為250r/min，飛逸轉速為456r/min。地下廠房實際開挖尺寸為84m×21m×49m（長×寬×高）；機墩內徑為5.3m，外徑為10.1m；風罩內徑為10.6m，外徑為11.8m。筆者利用大型通用有限元計算軟件ANSYS建立相應的三維有限元模型，運用動力有限元基本理論，計算并分析在不同機組水平動荷載施加方式下機墩結構的振動反應分布規(guī)律。

為使模擬機墩部位在機組振動荷載作用下的振動反應結果更為準確，選取2#機組段建立了廠房整體結構有限元計算模型。按照實際尺寸對主廠房結構進行模擬，采用三維實體單元solid45模擬混凝土結構，殼單元she1163模擬座環(huán)、蝸殼及尾水管鋼襯，質量單元mass2l模擬主要機電設備及流道中的水，彈簧單元combine14模擬圍巖的約束作用。邊界條件：集水井底部和尾水管底板與圍巖之間的接觸按剛性連接處理，其余部位與圍巖的接觸采用彈性連接處理。計算模型采用笛卡兒直角坐標系：坐標系零點在機組安裝高程處；X軸為水平向，面向下游指向左岸為正；Y軸為豎直向，向上為正；Z軸為順水流向，指向下游為正。

采用C25混凝土，重度為25kN/m，，泊松比為0.167，動彈性模量為36.4GPa；鋼的重度為78.5kN/m3，泊松比為0.3，動彈性模量為267.8 GPa；圍巖單位抗力系數為55kPa/cm。諧響應計算中阻尼比取0.05。廠房三維整體計算模型節(jié)點總數為120239，單元總數為135021。

2 機組水平動荷載施加方式

當機組以恒定轉速運行時，產生的水平離心力實際上大小不會變化但其方向會隨偏心方向變化而變化，因此需要探討一個適當的施加方式來充分考慮機組水平動荷載對機墩結構振動產生的不利影響。諧響應法是將荷載當成簡諧荷載來計算，即認為荷載方向不會變化但其幅值會按照正弦規(guī)律變化。

根據廠家提供的機組振動荷載資料，選取機組正常運行工況下的機組動荷載作為計算荷載（見表1），為研究其中的一般規(guī)律，對不同計算方案施加的荷載是相同的。

同時，為研究激勵頻率對結構振動的影響，選取荷載振動頻率范圍為0～4.17Hz（正常轉頻），分為4個子步（即1.00、2.00、3.00、4.17Hz）進行計算。因本文主要研究機組水平徑向力的作用方式對結構動力特性的影響，故將切向和豎向荷載平均施加在6塊基礎板對應的節(jié)點上。將徑向荷載按照以下3種計算方案施加：①方案一，假設徑向力作用均勻分布在6塊基礎板上，各基礎板均承受徑向力，方向指向外側；②方案二，假設徑向力作用分布不均勻，只有靠近上游側4塊基礎板承受徑向力，方向指向外側；③方案三，假設各基礎板徑向力分布極不均勻，只有靠近上游側2塊基礎板承受徑向力，方向指向外側。

馬震岳等[10]結合國內外抗振標準，提出了水電站廠房振動控制標準，見表2，本文計算結果將以此作為評價標準。

3 廠房結構振動反應分析

選取定子基礎、上下機架基礎及機墩底部截面等振動反應較明顯的部位作為典型部位進行研究，由于各施加方案區(qū)別只在于考慮徑向力作用方式的不同，因此只分析各典型部位的水平最大振動位移（見表3）。

從表3可以看出，各方案在4種振動頻率下典型部位的水平振動位移均小于0.2mm，滿足振動控制標準要求。隨著振動頻率的增大，各典型部位的最大振動位移逐漸增大，說明荷載振動頻率對振動位移影響較大，處于4.17Hz轉頻下的機組動荷載更有可能引起機墩部位出現較大振動反應。同一振動頻率下，基礎板位置不同時徑向動荷載施加方案的計算位移最大值排序為方案三>方案二>方案一。由于方案一將機組運行過程中產生的離心力分散為全部受力基礎板上360°不同方向上的徑向力，大大削弱了離心力對機墩部位產生的破壞影響，因此方案一的振動位移計算結果較方案二和方案三的結果小。方案二缺失下游兩塊基礎板上的徑向力，從而對機墩部位不平衡受力產生了貢獻，因此在4種振動頻率下，方案二各典型部位最大振動位移比方案一增大了30%以上，說明方案二的加載方式相比簡單的將徑向力施加到全部基礎板上的做法更能充分考慮到離心力的不平衡性，對機墩部位的振動影響更大。方案三進一步考慮到徑向力分布的不均勻性對廠房結構產生的不利影響，但其各典型部位各向最大振動位移在不同計算頻率下相比方案二增大不多?？紤]到方案三加載方式在實際運行中發(fā)生的可能性較小且相對于方案二對機墩部位振動位移的貢獻提升不大，因此方案二的加載方式兼顧了實際運行過程中的概率和不利性，更為合理。各施加方案中，基礎板位置處的最大振動位移要遠大于機墩底部截面的，其中定子基礎位置附近的最大振動位移較大。機墩底部截面的振動位移相對較小，說明基礎板上直接承受機組動荷載的影響傳遞至機墩這種下部較大塊體結構時會被直接削弱。

各典型部位水平振動的最大均方根速度及均方根加速度見表4、表5。

從表4可以看出，各典型部位水平振動的最大均方根速度與相應最大振動位移分布規(guī)律一致。不同振動頻率下各典型部位的最大振動速度排序為方案三>方案二>方案一。因為振動速度與振動頻率成正比關系，所以4.17Hz轉頻下的振動速度最大。由表5可知，不同機組水平動荷載施加方案下最大均方根加速度與最大均方根速度的排序關系一致，最大值出現的位置也相同。4.17Hz轉頻中最大均方根加速度相比其他振動頻率對應計算值大得多，說明機組動荷載的計算頻率對結構振動速度和加速度影響很大。當計算荷載振動頻率取4.17Hz時，徑向最大均方根加速度為0.0508m/s2，出現在定子基礎位置，切向最大均方根加速度為0.0558m/s2，同樣出現在定子基礎位置，均遠小于水電站主廠房振動控制標準建議值（1.0m/s2）。

4 結論

針對實際工程中機組制造廠家提供單塊基礎板上受力荷載的情況，重點計算并分析了不同機組水平動荷載施加方式對機墩部位振動反應的影響，得出以下結論：

（1）考慮機組運行產生的離心力的不同等效作用方式對機墩部位的動力響應有很大影響。在實際工程中，可以將廠家提供的基礎板上切向和豎向動荷載等效施加在對應的全部受力基礎板上，而徑向動荷載應考慮各基礎板上荷載不均勻分布的特性選取較為合理的施加方式。

（2）在機組動荷載作用下廠房結構動力有限元計算中，動荷載的計算頻率對計算結果影響很大。各典型部位水平振動的最大均方根速度與最大動位移分布規(guī)律一致，振動速度與振動頻率成正相關關系，最大均方根加速度與最大均方根速度之間也有類似關系。

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