百万千瓦二次再热汽轮发电机刚性框架基础动力性能研究

杜林林, 岳方方, 王进沛, 王 浩, 邵晓岩, 胡云霞, 李伟科

(1. 国机集团科学技术研究院有限公司 国机集团工程振动控制技术研究中心,北京 100080;2. 中国能源建设集团 广东省电力设计研究院有限公司,广州 510663)

当前,我国能源发展处于安全保障关键期和低碳转型窗口期[1],电力作为能源安全保供和低碳转型的关键领域,电力工程和装备需具备低碳高效、绿色环保、性能优良、安全可靠的特点。为了降低火电机组能耗、减少环境污染,蒸汽参数高、机组容量大的超超临界机组,由于其同时具有发电效率高且单位容量成本低等优点,已经成为火力发电的重要选择类型[2]。1 000 MW超超临界二次再热机组汽轮发电机轴系长、转子重[3],作为电厂关键核心动力装备,汽轮发电机振动控制是保障电厂安全可靠运行的重要环节。汽轮发电机基础作为支撑结构,合理的基础选型和设计可以有效控制汽轮发电机基础振动响应[4],开展基础动力性能分析是指导基础选型和优化设计的关键环节。

汽轮发电机基础型式一般有刚性框架式基础和弹簧隔振基础两种型式[5]。国内的1 000 MW单轴四缸全转速机组绝大多数采用刚性框架式基础,核电半速机组和国际上的单轴五缸机组均采用弹簧隔振基础[6]。目前已投运的1 000 MW超超临界二次再热燃煤机组,如国电泰州电厂二期工程、华能莱芜、华电莱州、华电句容、大唐东营等2×1 000 MW超超临界二次再热机组汽轮发电机基础[7]均采用弹簧隔振基础。

本文围绕某1 000 MW超超临界二次再热机组汽轮发电机刚性框架式基础的动力性能开展研究,通过数值仿真分析和缩尺模型试验,研究基础的动力特性和动力响应,深入分析基础动力性能,为1 000 MW超超临界二次再热机组汽轮发电机刚性框架基础的选型和设计提供指导。

1 汽轮发电机机组和刚性框架基础信息

机组采用东方电气五缸四排气凝汽式汽轮机,额定转速为3 000 r/min。机组布置超高压缸、高压缸、中压缸、二个低压缸和发电机,其中超高压缸、高压缸、中压缸为落地轴承,低压缸为座缸轴承,发电机为端盖轴承。超高压缸、高压缸和中压缸为单轴双支点轴承,低压缸为单轴多支点轴承。中压缸和低压缸间轴承为推力轴承。各轴承重量信息如表1所示。

表1 各轴承重量

基础台板总长64.17 m,宽15 m。基础高度为23 m,其中,运转层标高+17 m,中间平台标高+8.6 m,底板顶标高-6 m。在标高+8.6 m中间平台,汽轮机超高压、高压、中压缸下方设计了钢梁面铺钢格栅中间平台,对应发电机下方设计了混凝土中间平台。基础运转层平面图和剖面图如图1、图2所示。基础底板混凝土等级为C40,基础柱以及上部台板混凝土等级为C35。

图1 刚性框架基础运转层平面图

图2 基础剖面图

2 基础动力性能数模分析

2.1 有限元模型

汽轮发电机基础钢筋混凝土结构选用SOLID95实体单元模拟,实体模型主要采用六面体单元,为保证计算结果的准确性,单元网格尺寸不大于1 m,模型单元数量为85 486。采用RBE3单元将质量连接于台板节点,采用SURF154面单元模拟具有一定分布特征的设备荷载[8]。根据我国GB 50040—2020《动力机器基础设计标准》[9](简称“动规”)中的相关要求,从偏于安全性的角度对柱底采用固结约束,不考虑地基底板的弹性作用[10]。实体模型如图3(a)所示。

图3 实体和杆系分析模型

为确保计算结果的准确性并进行相互校核,采用SAP2000建立杆系单元模型,对比实体单元有限元模型与杆系有限元模型的差异。其中框架梁柱采用梁单元模拟,中间平台板和剪力墙采用壳单元模拟,机组设备荷载采用节点和虚杆以集中和均布荷载形式加载[11]。杆系单元刚域部分采用Body约束节点6方向的自由度,杆系模型如图3(b)所示。

首先分析基础自振频率和振型。选用ANSYS软件分块法﹙Lanczos﹚和子空间﹙Subspace﹚模态提取法进行分析,并与杆系模型计算结果进行对比,如表2所示。

表2 刚性框架基础自振频率对比

在自振频率和振型上,ANSYS软件分析得到第1阶振型是水平纵向(结构长边方向)平动,自振频率为1.88 Hz,第2阶振型为水平横向(结构短边方向)平动,自振频率为1.98 Hz,出现竖向振型的频率为13.95 Hz。与SAP2000结果相比,二者数值上差异较小,比较接近,说明实体模型和杆系模型在反映基础整体振型和自振频率方面吻合良好。

2.2 强迫振动响应分析

根据《动规》和设备厂家相关要求,本机组汽轮发电机基础动力响应采用《动规》中规定的方法进行计算。采用空间有限元模型进行分析时,强迫振动响应计算采用振型叠加法并取70 Hz频率范围内的全部振型。根据GB 50040—2020《动力机器基础设计标准》、B/T 51228—2017《建筑振动荷载标准》[12]、GB 50868—2013《建筑工程容许振动标准》[13]梳理得到关于计算标准的基本要求如表3所示,各扰力点位置如图4所示。

图4 扰力点位置示意图

表3 动力响应分析的动参数和衡量标准

经计算得到实体和杆系模型各扰力点在竖向、横向、推力轴承在纵向上的振动线位移响应幅频曲线,如图5所示,经统计可得各扰力点在正常运转阶段(37.5～62.5 Hz)的响应峰值如表4所示。

图5 实体和杆系模型振动响应结果

表4 正常运转阶段振动响应最大值统计-模型计算值

观察图5、分析表4可知:

(1) 实体模型和杆系模型计算结果表明:各扰力点在竖向和水平横向以及推力轴承在水平纵向上的振动线位移响应幅值均满足位移限值要求。

(2) 0～37.5 Hz范围内,对于基础结构为较明显的纵横梁框架体系部分(超高压缸、高压缸、中压缸、发电机部分),两模型竖向、横向、纵向振动响应计算结果变化趋势基本一致,位移响应幅值较为接近,说明实体和杆系的建模方法对于梁单元框架体系在低频动力特性方面(即整体性振动特性方面)具有良好的一致性,误差较小。

(3) 37.5 Hz以上频段(结构的中、高频区段),两模型间的响应趋势及响应幅值的差异逐渐增大,反映出随着频率的提高,计算模型中的整体振动型态减弱,局部振动占主导,而这种振动型态与建模方法、单元类型有着更密切的关系。

(4) 对于基础两低压缸对应的结构V轴、VI轴,由于存在墙体,杆系模型将结构V轴、VI轴位置处的梁和墙体简化为深梁单元和板单元,而实体模型按实际设计形状进行建模,从而引起了这部分的计算响应结果与有明显梁单元特征的框架体系相比差异增大,尤其是横向和纵向。

3 基础动力性能模型试验研究

以上通过数值仿真分析研究了刚性基础的动力性能,为进一步论证基础的动力性能,接下来通过模型试验分析刚性基础动力特性并预测基础振动响应,综合评估基础的动力性能[14]。

3.1 模型设计

模型外形设计以几何尺寸相似比1∶10进行设计,材料是与原型基座同种材料的钢筋混凝土,混凝土强度等级与原型基座相同,配筋率与原型基座的配筋率相匹配。经计算得到模型相似比如表5所示。

表5 模型各物理量相似比

3.2 动力特性测试方法

通过分析模态能够掌握结构的基本动力特性,模态测试采用三点空间激振、多点空间测量的方法,激励源采用猝发随机信号,测试系统如图6所示。采用LMS SCADASIII 动态信号分析仪采集数据,采用LMS Test 9A模块进行数据采集[15],动力测试主要仪器及参数如表6所示。

图6 基础动力特性测试方法

表6 试验仪器及相关参数

3.3 测点布置

(1) 扰力点的布置:根据设备扰力点情况(见图7),在结构表面布置40个扰力点,其中包括汽轮机扰力点10个,低压缸座缸轴承扰力点22个,发电机轴承扰力点2个,发电机转子通过设备刚性连接传递到纵梁两侧的扰力点6个。

图7 扰力点位置

(2) 台板测点布置:在较长的纵梁中部布置测点2个;横梁上,除扰力点外,在轴承中心线两侧各布置测点1个;在柱顶对应的位置布置测点。

(3) 柱子测点布置:每根柱子沿高度布置了4个测点。包括中间平台和运转层平台中间位置、柱子与中间层的横梁相连处。

(4) V轴、VI轴墙体测点布置:沿结构横向方向,在墙体中间位置布置测点,每片墙沿高度方向布置3个测点。

动力特性测试共布置166个测点,其中台板布置86个测点(包括扰力点40个),中间平台布置14个测点,柱子和墙布置了66个测点。测点布置如图8所示。

图8 动力特性测试测点布置

为避开结构振型节点,使激振能量尽可能均匀地分布在整个基础结构上,选择B04、B23、B18点分别作为水平纵向(X向)、水平横向(Y向)和竖向(Z向)的激振点。

3.4 基础动力特性

根据模型动力特性测试数据、试验模态分析技术,运用LMS Test 9A——Spectral Testing模态分析软件,分析可得结构的模态频率、模态阻尼比和模态振型,典型振型如图9所示。

图9 刚性框架基础典型模态振型

统计汽机基础动力特性数模计算和模型测试结果,如表7所示。

群众就业问题。涠洲岛旅游产品开发程度较低，同质化现象突出，休闲度假产品较少，没有形成具有涠洲岛地方特点和清晰明确的旅游产品体系。仍以旅游观光产品为主，游客当天往返，刺激岛上经济发展和带动岛内居民就业及收入提高的作用不强。

表7 刚性基础数模计算与试验结果的自振频率比较

对比测试和计算结果可得:

(1) 基础主要振型特点一致,说明在反映基础整体平动方面试验结果和计算结果吻合良好。

(2) 自振频率试验结果整体小于计算结果,这是由于计算中柱底采用固结约束,而实际物模试验中,地基和底板约束达不到固结的情况,从而产生误差。

3.5 基础强迫振动响应

利用结构模态参数测试结果,根据模态叠加法预测结构在不同荷载工况下的动态响应特性。基于Virtual.Lab Rev 13.7——Modal-based forced response,结合标准要求,分析得到扰力作用下基础振动响应。

经计算得到各扰力点在竖向、横向、推力轴承在纵向上的振动响应幅频曲线,如图10所示。经统计可得各扰力点在正常运转阶段(37.5～62.5 Hz)的响应峰值如表8所示。

图10 强迫振动下基础动力响应幅频曲线

表8 正常运转阶段振动响应最大值统计-试验

观察图10、分析表8可知:

(2) 对比图5和图10、表4和表8可知:物模测试值总体小于数模计算值。

(3) 关于扰力点振动响应计算结果和试验结果有一定的误差,主要涉及以下影响因素:①试验模型中包含弹性地基和基础底板的作用,而计算模型柱底采用固结约束,忽略了弹性地基底板的作用,使得扰力点振动响应偏大;②由于在计算中扰力作用点位置、响应提取点位置都是轴承中心,而模型试验中因无法模拟轴承,轴承点响应的测点布置在对应的结构梁上,二者扰力作用点和响应输出点的位置均有一定的不同,因此,试验和计算会引起一定的误差,特别是在水平横向、纵向。

4 结 论

本文围绕1 000 MW超超临界二次再热汽轮发电机组刚性框架基础动力性能开展研究,通过数值分析和模型试验研究发现:

(1) 1 000 MW超超临界二次再热机组汽轮发电机刚性框架式基础动力性能良好,正常运转阶段,基础在竖向和水平横向以及推力轴承在水平纵向上的振动线位移小于20 μm,满足GB 50868—2013《建筑工程容许振动标准》的控制要求。

(2) 基础前几阶振型主要为基础结构整体振动,如纵向平动、横向平动、扭转,结构整体振动情况方面,试验结果与计算结果吻合良好。

(3) 扰力点振动响应试验结果与计算结果有一定误差,物模测试值总体小于数模计算值;这一方面是由于计算模型中柱底采用固结约束,忽略了底板和地基的弹性作用;另一方面是由于在计算中扰力作用点位置、响应提取点位置都是轴承中心,而模型试验中无法模拟轴承,轴承点测点布置在对应的结构梁上,二者扰力作用点和响应输出点的位置均有一定的不同,因此,试验和计算会引起一定的误差,特别是在水平横向、纵向。