无固定连接式压缩机基础的动力特性及数值优化

刘小军 孔 庆 徐彬彬 郑娅娜

1.西安建筑科技大学土木工程学院 2. 西安长庆科技工程有限责任公司

0 引言

油气田常用的压缩机主要有往复式和离心式两种[1]。压缩机等动力设备在运行过程中的振动作用会对地基基础及周围环境产生不利影响[2-3]，地基基础的稳定性又会影响动力设备的正常运行。因此，减弱压缩机的振动影响，合理设计压缩机的地基基础，对压缩机的稳定运行具有重要意义[4-6]。目前学者们对传统压缩机基础形式的计算理论及优化进行了广泛研究，王锡康和李永录[7]应用振型分解法推导出基础水平旋转振动的通用计算公式，对活塞式机器基础合成振幅的计算进行讨论并提出了新的计算方法。张剑寒和蒋通[8]在现有研究成果的基础上利用锥体模型对层状半空间地基上明置块式基础阻抗函数的简化计算方法进行了研究，提出的计算方法更为简单，便于工程应用。裴欲晓等[9]指出对大型块体基础动力计算时应考虑到地基刚度系数的偏差和变化性，且应对阻尼比的取值进行限制。姚群凤和卢国强[10]在模型试验的基础上，利用有限元法对动力机器基础平台的动力特性进行了分析，确立了一种较为合理的力学模型。唐斌等[11]建立了压缩机—驱动电机轴系模型及气流脉动与管道系统振动分析的有限元模型，进行了有限元分析。刘晶波等[12]提出了考虑土—结构相互作用计算大型机器基础动力反应的三维有限元方法，使软件能够用于基础与成层地基的动力相互作用分析。杨巧荣等[13]对位移放大型油阻尼器的减震效应进行了分析。蒋东旗等[14]利用大型工程分析软件ADINA对动力机器基础的耦合振动进行了系统的数值试验，将所得结果与多种计算方法的计算结果进行了对比分析，说明了采用数值计算方法进行动力机器基础设计的可行性、优越性及系统性。

无固定连接式压缩机基础将机组与基础分离，二者之间用一定厚度的砂石垫层连接。基础槽内的砂石垫层会吸收压缩机振动产生的能量，从而减弱机器振动对地基基础的影响，且具有用料少、工期短、造价低、便于迁建等优点，该基础形式已经在实际工程中得到了较为广泛的应用，但相关的研究甚少。依托实际工程，首先通过现场试验了解无固定连接式压缩机基础的动力特性，然后利用ANSYS 15.0对无固定连接式压缩机基础进行数值模拟，将数值模拟结果与现场试验测试数据进行对比，验证有限元模型的合理性，最后利用该模型对地基承载力及垫层厚度进行数值优化，研究成果可为该类型压缩机基础设计提供参考。

1 无固定连接式压缩机基础动力测试

无固定连接式压缩机基础如图1所示。

工程土层以砂土为主，采用换填法进行地基处理，处理后的地基承载力为200 kPa。采用ZTY630往复式压缩机，主要设备重量为82.5 t，额定转速为440 r/min，主要采用原位动力测试和现场压力测试对无固定连接式压缩机基础的动力特性进行试验研究。

1.1 原位动力测试

通过在测点布置传感器，利用信号分析处理系统进行传感器信号处理，对压缩机进行原位动力测试。为了获得压缩机底橇及基础在动力作用下的位移响应，在压缩机基础周边及底橇对应位置设置了9个测点，利用动力测试系统采集各测点在压缩机运行过程中的位移数据，无固定连接式压缩机基础平面及测点布置如图2所示，原位动力测试如图3所示。

图2 基础平面及测点布置图

1.2 现场压力测试

通过在无固定连接式压缩机地基基础不同深度处布置压力盒进行现场压力测试，对压缩机运行前后及运行后一个月进行压力测试，可以得到地基基础不同深度处的静压力值（以下简称静力值），压缩机运行过程中各层的最大压力值（以下简称最大值）以及压缩机运行一个月后各层的稳定压力值（以下简称稳定值）。无固定连接式压缩机基础剖面及压力盒剖面布置如图4所示，压力盒平面布置如图5所示。

图3 原位动力测试图

图4 基础剖面及压力盒剖面布置图

图5 压力盒平面布置图

1.3 测试结果分析

现场试验包括原位动力测试和压力测试，分别得到了无固定连接式压缩机基础在振动荷载作用下的位移响应和应力响应，通过对测试数据进行分析可以了解基础和底橇的动力特性。

1.3.1 原位动力测试结果分析

原位动力测试得到了压缩机底橇及基础在动力荷载作用下各个方向（x、y、z）的位移，测试数据如表1所示。

由表1可知，压缩机基础竖向位移远小于底橇位移，大致为底橇位移的1/10，说明压缩机与基础之间的砂石垫层具有良好的减振效果；基础除测点3、测点4的x、y向位移大于底橇外，其余均小于底橇，由图2可以看出，测点3、测点4处未设置垫层，压缩机底橇与基础直接接触而其他测点处均设有垫层，说明侧边垫层也具有减振作用。

1.3.2 现场压力测试结果分析

通过在无固定连接式压缩机地基基础不同深度及基槽侧边处布置压力盒，分别对压缩机运行前后进行连续测试，可以得到各测点的静力值、最大值和稳定值，测试数据如图6所示。

表1 原位动力测试的各测点位移表

由图6可以看出，第1～5层的静力值、最大值及稳定值之间的差异随深度的增加逐渐减小，说明振动的影响随深度的增加而减弱；第5层的压力最大值明显大于静力值及稳定值，振动对第5层的影响较大，第1～4层的压力最大值与稳定值及静力值的差异较小，结合图4可知，第5层与压缩机底橇直接接触，而其他层均位于砂石垫层的下部，说明底橇下部的垫层具有良好的减振效果；整体来看，所有竖向压力值均小于50 kPa。基槽侧边压力的静力值、最大值及稳定值相差较小说明侧边垫层也具有较好的减振效果；同时发现侧壁的压力值整体较小，说明压缩机底橇的水平位移不大，与动测结果吻合。

2 数值模型的建立与验证

压缩机自身存在的不平衡力是引起机组及其基础振动的原因，主要外界激励频率为第一谐频率和第二谐频率，因此仅模拟第一和第二谐频率下压缩机底橇及基础的位移响应和应力响应。

2.1 模拟目的

图6 不同状态压力对比图

建立适用于无固定连接式压缩机基础的有限元模型，可进一步研究无固定连接式压缩机基础在不平衡力作用下的动力响应，然后通过该模型对基础设计进行优化，为无固定连接式压缩机基础的设计提供参考。

2.2 模型及假设

建立无固定连接式压缩机基础的有限元模型，首先提出如下假设：①压缩机底橇底部完全跟砂石接触；②地基和砂石垫层都认为是理想弹性体。

采用有限元软件ANSYS 15.0进行分析，有限元模型如图7所示。

图7 有限元模型图

2.3 数值模拟结果对比分析

现场试验中，原位动力测试得到了各测点（9个点）在振动荷载作用下的位移响应（表1），利用有限元模型可以得到一谐力及二谐力作用下相应测点的位移响应；现场压力测试得到了压缩机运行前后压缩机基槽侧壁及基础底部的压力变化，有限元模型也可对响应部位的压力变化进行计算，将数值计算的各测点在振动荷载作用下的位移响应、基槽侧壁及基础底部在动力荷载作用前后的压力变化分别与原位动力测试数据及现场压力测试数据进行对比，可验证数值模型的合理性。

2.3.1 位移响应对比分析

将一谐力与二谐力单独作用时数值计算的位移进行叠加后得到压缩机底橇及基础的总位移（表2）。

对比表1、表2可知，数值模拟得到的底橇位移与原位动力测试的结果吻合较好，二者整体上在一个数量级，数值相差不大且最大值较为接近。数值模拟得到的基础位移与动力测试结果吻合较好，得到的基础x向位移相近；基础y向位移有相同的变化规律，较大值主要集中在测点2、测点3、测点4、测点8和测点9附近；基础z方向位移与动力测试数据同为一个数量级，且数值计算结果较动力测试数据稍大。

表2 数值计算的各测点位移表

2.3.2 数值模拟的应力响应分析

将一谐力与二谐力单独作用的应力响应进行叠加，得到基础底部压力增量为0.911 kPa，侧边x方向压力增量为0.478 kPa，侧边y方向压力增量为8.68 kPa。现场测试得到的基底压力平均增量为0.946 kPa，基础y向侧边压力明显大于x向。数值模拟结果与现场测试数据吻合较好，两种方法得到的基底压力均较小，基础y向侧边压力均大于x向侧边压力。

将数值模拟结果与现场试验数据对比后可知，数值计算的压缩机位移响应、应力响应均与现场测试数据吻合较好，说明有限元模型较为合理。

3 地基承载力及垫层厚度优化

工程处理后的地基承载力为200 kPa，而现场压力测试数据显示基底压力最大值不足50 kPa，远小于处理后的地基承载力，有较大的优化空间；对现场试验数据分析后得知，砂石垫层具有良好的减振效果，但对如何选取合理的垫层厚度尚不清楚，需作进一步研究。

3.1 地基承载力优化

在不同的地基承载力下模拟压缩机基础的振动，根据压缩机基础在不同地基承载力下的动力响应优化地基设计。数值模拟采用的地基承载力为250 kPa、200 kPa、150 kPa、100 kPa、80 kPa、60 kPa 和 50 kPa这7个等级，垫层厚度取值为400 mm。由表2可知基础竖向位移明显大于其他方向，故地基优化时以基础竖向位移进行研究。

通过数值分析可以得到不同地基承载力对应的最大位移值，基础最大位移随不同地基承载力的变化曲线如图8所示；同理可得出不同承载力时最大位移对应的自振频率，基础自振频率随地基承载力的变化曲线如图9所示。

图8 基础位移随地基承载力的变化图

图9 基础自振频率随地基承载力的变化图

由图8可知，基础位移随承载力的增加是一条先增后减再增的曲线。由图9可知，基础自振频率随地基承载力的变化规律与基础位移的变化规律相同，具体分析如下：地基承载力从50 kPa增加至60 kPa时，基础自振频率增加至7.4 Hz，与激振力的频率7.3 Hz接近，所以基础位移增加；当承载力增加至80 kPa时，自振频率为5.0 Hz，远离激振频率，故位移下降；承载力再次增加时，自振频率也在增加，使其接近激振频率，故位移也随之增加。由以上分析可知，基础的自振频率离压缩机的激振频率越远，基础的动力响应越弱，故基础设计时应使其自振频率远离激振频率。由图8可以看出，地基承载力为100 kPa时基础位移最小，由现场压力测试结果得知基底最大压力小于50 kPa，考虑施工因素后建议地基承载力取为120 kPa。

3.2 垫层厚度优化

无固定连接式的压缩机基础将机器和基础分离，两者之间采用垫层进行连接，可通过有限元模型对垫层厚度如何影响压缩机底橇进行研究，然后得到机组底橇竖向位移随垫层厚度的变化规律，以找到合理的垫层厚度。垫层优化时地基承载力取现场实际值，为200 kPa。有限元模型中砂石垫层被简化为具有一定刚度的弹簧，垫层厚度的改变会影响机组的自振频率，通过数值计算结果得到机组自振频率随垫层厚度的变化如图10所示。

图10 机组自振频率随垫层厚度的变化图

基础设计时应使机组的自振频率远离激振频率7.3 Hz，由图10可知，机组自振频率随垫层厚度的变化为一条先增后减再增的曲线，垫层厚度为200 mm和400 mm时机组自振频率均为6.3 Hz，由于垫层厚度越大，耗能效果越好，结合设计经验垫层厚度可取为400 mm。

4 结论

1）依托实际工程，采用原位动力测试及现场压力测试对无固定连接式压缩机基础的动力特性进行了试验研究，结果表明：压缩机机组与基础之间的砂石垫层具有良好的减振效果，振动的影响随深度的增加而减弱。

2）利用有限元模型对无固定连接式压缩机基础进行了数值模拟，数值计算得到的压缩机位移响应及应力响应与原位动力测试及现场压力测试数据吻合较好，模型较为合理。

3）通过设置不同的地基承载力获得了基础自振频率及竖向位移随地基承载力的变化规律。压缩机的激振频率为7.3 Hz，当地基承载力为80 kPa时，基础自振频率最小为5.0 Hz；当地基承载力为100 kPa时，基础自竖向位移最小为0.092 mm，依据远离激振频率及位移最小的原则，同时考虑施工风险因素，优化后的地基承载力可取为120 kPa。

4）机组自振频率随垫层厚度的变化是一条先增后减再增的曲线，垫层厚度为200 mm和400 mm时自振频率均为6.3 Hz，为保证垫层的减振效果建议垫层厚度取为400 mm。

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