某核电汽轮机及其弹簧基础的抗震性能分析

胡志强，徐嗣华，王 威

(1.上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院土木工程系，上海 200240;2.上海电气电站设备有限公司汽轮机厂，上海 200240)

近年来，随着经济的高速发展，对传统能源的过度开发和粗放利用使得我国面临日益严峻的能源危机。一方面，能源面临短缺，环境污染问题严重，而太阳能、风能、地热能等绿色新能源因技术仍在继续完善、成本过高而未大规模产业化;另一方面，生产和生活的用电需求仍在增长，每年全国仍有相当数量的地区需要在高峰期进行拉闸限电。在这种情况下，核电作为一种清洁、稳定，并有助减缓气候变化影响，且已有相当成熟的技术及经验的能源利用方式，再一次迎来了发展高峰，我国也提出了“积极发展核电”的政策。2011年日本地震引发的福岛核泄漏事件引发了社会对核电的质疑、抗拒和不理解，但政府仍没有改变建造核电的初衷，只是态度更加审慎。鉴于核电的重要性以及人们对核电意外事故的恐慌，建设更加安全、可靠的核电显得尤为重要。在此背景下，本文以某核电站汽轮机及其弹簧基础为对象进行整体抗震性能分析研究，以期为核电设备的抗震性能计算提供一种较为简便的方法。

1 研究对象及方法

汽轮机是核电站常规岛中最重要的设备之一，是精密度很高的大型设备，其本身结构复杂、尺寸大、质量重而且分布不均、安装高度高、与外部结构的连接多且复杂。这些因素使得对其进行整体抗震分析时不能仅孤立地考虑汽轮机本身，还必须考虑到其它结构的影响，最典型的是直接支撑机组的基础。基础的动力特性在一定程度上决定或影响了其支撑的设备在地震条件下的反应［1-3］，但设备的结构特性又反过来制约和影响着基础类型的选择和具体设计［4］。为充分考虑基础及设备在外力作用情况下的相互影响，最好是将基础与设备一起纳入整体的计算模型进行耦合［5］，然后对整个耦合系统进行时程分析，从而得到在完整的时程下考虑彼此相互作用的位移和载荷分布结果，并在此基础上对系统各组成部分进行独立的分析评估，结果将更加可靠和准确。

需要说明的是，核电设备的抗震分析并不等同于核电厂的抗震分析，前者包含在后者内，而又与常规理解的后者内容有所差别。众所周知，核电站由于其存在潜在放射性扩散的风险，其抗震分析及设计标准都受到相当严苛的考验，然而，这与针对不同安全级别的组成部分的抗震需求还是有区别的。根据美国核管会(NRC)的导则RG1.29［6］推荐的方法，按承受安全停堆地震效应要求，核电厂构筑物、系统和设备各物项可划分为抗震I 类(C-I)、抗震II 类(C-II)、非抗震类(NS)等3类。基本定义如下:

1)抗震I 类:在地震条件下既要保持功能又必须保证完整性的物项。

2)抗震II 类:在地震条件下只须保证完整性而无需执行功能的物项。

3)非抗震类:不属于C-I 和C-II 的物项均为非抗震类，核电站厂区的非核设施，如压水堆核电站的汽轮机厂房及其它辅助设施均属于此类。对于此类物项，美国规定直接按通用建筑规范(UBC)进行设计。而我国则规定，按民用建筑规范的方法进行设计，但其设防烈度应比厂址区域的基本烈度提高1 度［7］。

鉴于上述规定，同时为更好地探讨汽轮机整体抗震动力分析方法，本文按我国对核电站非抗震类物项的规定，参考民用建筑设计的方法，以《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)为指导，借鉴使用其中的一些设计思想和验算方法:

“三水准两阶段”设计思想:即设防目标按小震不坏、中震可修、大震不倒分为三级水准;设计过程则按对构件在多遇地震作用下进行弹性变形分析及在罕遇地震作用下进行弹塑性变形验算两阶段来完成。

时程分析法:将建筑物作为弹性或弹塑性振动系统，将地震时地面运动产生的位移、速度、加速度直接作用在该系统上，然后用动力学的方法进行分析，对运动方程直接积分，从而获得系统各质点位移、速度、加速度和结构构件地震剪力的时程变化曲线。这是一种能准确反映地震作用下结构的动力反应的方法。

采用时程分析法对结构进行动力分析通常包括以下几个步骤:(1)建立结构的几何模型;(2)对模型进行前处理，包括定义载荷或约束等边界条件，定义各构件的单元类型和材料类型等;(3)输入适合的地震波，开始计算;(4)计算完成后，对结果数据进行处理，对结构整体的可靠度作出评估［8］。

2 模型建立及前处理

本文以某核电站汽轮发电机机组及其基础为研究对象。汽轮机由1 个高压缸、2 个低压缸组成，做功后的乏汽经由2 个低压缸两端向下排入凝汽器，在凝汽器中冷凝成水后继续循环利用。由于凝汽器和低压缸以及基础的连接较为复杂而不容忽视，所以我们将凝汽器也纳入分析范围。机组采用的是弹簧基础，由钢筋混凝土顶板、柱子、中间层和底板组成，顶板上依次安装高压缸、1号低压缸、2 号低压缸、发电机等。低压内缸的猫爪穿出外缸支撑在基础(预埋件)上，外缸则由下半侧板上的支架支撑在基础台板上。凝汽器与低压缸下部刚性连接位于台板以下，通过弹簧坐落于基础的底板上。

本文采用Unigraphics NX 软件进行三维实体建模，利用HYPERMESH 进行网格划分等前处理，最后由LS-DYNA 进行求解计算并输出分析结果。

在建模过程中，为了避免由于计算内容太过庞大而引起相应的问题，本次研究对汽轮机高压缸及发电机进行了简化，即将其转子部件按等效梁单元进行建模，而静子部件如外缸等部件按载荷的形式分布在相应的基础或结构上，整体布置结构示意模型如图1 所示。

图1 整体布置图

本文依托于工程实际项目进行研究，各部件材料及特性参数均按实际定义。基础部分除底板采用C40 混凝土外，其余柱子、顶板等均采用C50混凝土。汽轮机低压外缸和凝汽器水室采用Q235B 钢材，低压内缸采用P265GH(20g)钢材，转子采用等效参数。由于弹性及弹塑性地震时程分析的区别仅在于所用的材料本构模型以及地震波的不同，为避免重复和累赘，本文仅考虑罕遇地震下的弹塑性分析，相应的各材料本构模型为弹塑性模型，其主要性能参数如表1 所示。

表1 材料主要性能参数

各实体部件之间的连接均按工程实际情况定义。例如，低压内缸通过四周的支撑猫爪支撑于预埋在基础中的支座上，约束Z 方向的相对位移，除轴向定位处外，其余猫爪沿X、Y 方向可以自由热胀。外缸与基础的连接设置与此相同，凝汽器喉部与外缸底部定义为刚性连接，而转子的支撑轴承采用水平和竖向刚度来等效。

由于本文模型整体相当复杂，存在各种子结构，在定义单元格类型时，采用了多种不同类型单元混用的方法来求解:主结构采用六面体单元;低压内缸和水室内部支撑结构采用一维杆单元;凝汽器外壳、水室、底板及隔板等采用壳单元，其内部支撑及冷却水管采用梁单元等。此外，由于凝汽器结构复杂，内部支撑架和冷却水管尺寸小而数量多，为顺利进行网格划分和方便计算，在建模时对其进行了适当的简化，忽略冷却水管中水的晃动产生的作用，将其以等效质点的形式分布于水管节点处。

本次分析模型节点378 882 个，单元338 955个。由于模型复杂、单元节点数量巨大，为确保计算收敛以及结果可靠准确，本文通过以下方法对弹簧基础、低压外缸和凝汽器模型进行了验证分析:加速度响应分析的结果表明，地震下弹簧基础顶部的加速度比输入的加速度大大降低，也就是说弹簧基础起到了隔震的效果，符合弹簧基础的性能特点;模态分析的结果则表明，低压外缸和凝汽器具有良好的整体刚度和各阶模态，说明单元间的连接是有效的，所建立的模型是合理可靠的。划分网格后的整体有限元模型如图2 所示。

图2 整体网格模型

3 地震参数输入及结果分析

在采用时程分析法对结构进行地震反应计算时，需要输入地震波加速度的时程曲线。理论和实践证明，输入不同的地震波，所得出的地震反应相差甚远。因此选择合适的地震波相当重要。一般选用的地震波有以下三种:(1)拟建场地的实际地震记录;(2)典型的强震记录;(3)人工地震波。

本文地震波的记录基于EL-centro 波，该波加速度南北分量最大峰值amax=0.33 g，其记录主要周期为0.25～0.6 s。加速度反应谱主峰点对应的周期为0.55 s。这一记录由于加速度峰值较大，且波频范围较宽，因此多年来被工程界作为大地震的典型例子加以广泛应用。本文在其基础上进行人工调整以满足设防烈度为8 度的需求。根据GB50011-2010《建筑抗震设计规范》规定，8 度设防烈度下罕遇地震时程分析(弹塑性分析)所用的地震加速度最大值为4 m/s2，因此调整后的加速度谱如图3 所示。

分析时地震波分别沿X、Y 方向从基础底板输入，除地震波输入方向外，基础底部约束其它方向自由度。同时模型跨度相对地震波而言很小，故忽略行波效应，地震波采用一致性输入，即同一时刻基础底部各处输入的地震加速度是一样的。

图3 弹塑性分析加速度时程曲线

由于汽轮机内部结构的精密性，尤其是通流间隙往往只有几毫米，地震引起的部件相对位移过大则可能会引起动、静叶片碰磨。有关核电站和火电站汽轮机震害调查的研究表明［2-3，9］，地震引起的动静碰磨是造成汽轮发电机组损坏的一大原因，因此，本文就转子和静子部件间相对位移方面进行分析说明。

3.1 转子与台板的位移响应

图4 和图5 分别表示了转子和台板的绝对位移以及它们间的相对位移。从中可以看出，在地震波加速度峰值对应的2 s 左右，转子和基础台板的位移响应在10～15 mm 范围，相对位移约为5 mm;在经历了地震的整个时程后，基础台板顶部的最大位移响应超过了150 mm，转子相对台板的位移约为21 mm。仅仅这2 处数据尚不能直接说明问题，还必须考虑台板与外缸、外缸与内缸、内缸与转子的相对位移情况。由于本文研究的机组低压内缸直接支撑在基础上而不是由低压外缸支撑，因此将台板与外缸、外缸与内缸的相对位移合并成台板与内缸的相对位移。由于各部位的判断方法是一样的，为避免累赘，下文仅以转子与1 号低压缸调阀端排汽侧位置为例来说明。

图4 转子与台板的位移

3.2 内缸相对于台板的位移响应

图6 所示为内缸与基础台板间的相对位移，从图中可见，在2 s 左右，内缸相对于基础台板的位移约为2 mm，而在经历了完整的地震时程之后，内缸与台板的相对距离又基本恢复到了初始值。整个时程中内缸最大相对位移约4.2 mm。结构上，内缸在支撑猫爪处被设计成可以沿X、Y方向自由热胀，有足够的空间容纳内缸的相对位移，可以判断此处结构在地震作用下是安全的。

图6 内缸的相对位移

3.3 转子相对于内缸的位移响应

图7 所示为转子与内缸之间的相对位移，从图中可以看出，在2 s 左右，转子相对于内缸的位移约为2 mm，在经历了完整的地震时程之后，相对位移增大到约11 mm。整个时程中转子相对内缸的最大位移约11 mm。

图7 转子的相对位移

由于低压缸通流间隙从第一级到最末级相差较大，即从最小3 mm 到最大16 mm，根据实际结构确定上述最大位移所处位置，并与该处通流间隙相比即可确定是否发生动静碰磨。如果碰磨发生，还可进一步分析碰磨的原因，如轴承在地震作用下失稳失效、汽缸发生了塑性变形等，在此基础上对部件进行改进设计。

4 结论

本文通过将汽轮机及基础模型耦合在一起并对其进行完整的时程分析，得出了某些重点部位的位移响应，在某种程度上直接评估了汽轮机的抗震能力。此种分析方法也可以得出系统内各具体位置的加速度响应以及应力分布状况等，这些内容可以作为输入数据来设计和考核设备部套，这将比常规的做法更加可靠和准确。由于篇幅有限，此次分析计算的其它结果以及在此基础上对设备各部件进行的分析评估工作将留待日后探讨。

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