蒲石河抽水蓄能电站机墩结构刚度分析

JournalofWaterResourcesandArchitecturalEngineeringVol.8No.6Dec.,2010󰀁

蒲石河抽水蓄能电站机墩结构刚度分析

张宏战,谭杰骥,马震岳

(大连理工大学建设工程学部水利工程学院,辽宁大连116024)

摘󰀁要:机墩结构是水轮发电机组的主要支承构件,其刚度对于机组的运行稳定性有重要的控制作用。以蒲石河抽水蓄能电站地下厂房为计算实例,建立包括机墩结构的厂房整体三维有限元模型,对机墩结构的静力刚度和动力刚度进行了复核。复核结果表明,机墩的水平静力刚度和动力刚度均满足设计要求。计算结果还表明,随着机组荷载频率的变化,机墩的动力刚度,动力刚度和静力刚度的大小关系,最大动位移(或最小动力刚度)出现的荷载组合均出现了变化,说明机墩的动力刚度与荷载频率密切相关,因此机墩动力刚度是十分必要的。

关键词:抽水蓄能电站;地下厂房;机墩;动力刚度中图分类号:TV331;TV743󰀁󰀁󰀁󰀁文献标识码:A󰀁文章编号:1672 1144(2010)06 0008 03

StudyonStiffnessofGeneratorPedestalsinPushihePumpedStoragePowerStation

ZHANGHong󰀁zhan,TANJie󰀁ji,MAZhen󰀁yue

(HydraulicEngineeringCollegeofConstructionEngineeringFaculty,DalianUniversityofTechnology,Dalian,Liaoning116024,China)

Abstract:Thegeneratorpedestalisamainmembersupportingthehydraulicturbinegeneratorunit,whosestiffnessplaysadeci󰀁

siveeffectontheoperationstabilityofhydroelectricsets.TakingPushihePumpedStoragePowerStationforexample,athree󰀁di󰀁mensionalmodelofthewholehydropowerhouseincludingthegeneratorpedestalstructureiscreated,andthestaticstiffnessanddynamicstiffnessofthegeneratorpedestalarechecked.Theresultsindicatethatboththestaticstiffnessanddynamicstiffnessofthegeneratorpedestalstructurecouldmeetthedesignrequirements.Theresultsalsoshowthatthedynamicstiffnessvalue,therelativerelationbetweenthestaticstiffnessanddynamicstiffnessandtheloadcombinationsinducingthemaximumdynamicdis󰀁placement(ortheminimumdynamicstiffness)wouldvarywiththeloadfrequencywithoutexception.Itisprovedthatthedynam󰀁icstiffnessofthegeneratorpedestaliscloselyrelatedtotheloadfrequency,thereforethedynamicstiffnessofthegeneratorpedestalisnecessary.

Keywords:pumpedstoragepowerstation;undergroundpowerhouse;generatorpedestal;dynamicstiffness

󰀁󰀁机墩结构作为承受水轮发电机组设备荷载的主要受力部位,承受了机组、楼板等传递过来的巨大荷载(包括水流、机械及电气等产生的振动荷载),同时机墩又与各层楼板、风罩、蜗壳及尾水管等相互连接成整体复杂的空间组合结构。机墩的边界条件和受力情况都比较复杂,其刚度对于机组的运行稳定性有重要的控制作用,因此机墩结构的刚度保证一直是设计中极为关注的问题[1]。

而抽水蓄能电站水头高,转速高,运行工况复杂,振动问题尤为突出[2]。我国抽水蓄能电站建设起步虽晚,但起点较高,发展很快。随着常规水电站建设速度放缓,核电、风电、太阳能等清洁能源建设速度的加快,为抽水蓄能电站建设提供了新的契机,在我国抽水蓄能电站又将迎来新一轮的建设高峰[3]。因此针对抽水蓄能电站的振动稳定性开展深入研究显得尤为必要。

自十三陵和广州抽水蓄能电站开始,科研人员已就抽水蓄能电站振动稳定性问题开展研究,并取得了一定的研究成果[4~7]。王俊红等[4]结合广蓄二期工程研究了不同的边界

条件对机墩组合结构静力刚度的影响,认为机墩组合结构的边界约束条件非常重要,约束条件越多,对组合结构越有利。

杨静等[5]结合张河湾抽水蓄能电站,分别复核了机墩组合结构的静力刚度和动力刚度,认为动力刚度存在与荷载频率的相关性,其结果更为可靠。本文即结合我国在建的抽水蓄能电站-蒲石河水电站的数值分析,对机墩结构的静力刚度和动力刚度分别进行复核,以保证机组的安全稳定运行,以期对其他抽水蓄能电站设计提供参考。

1󰀁计算模型及方案

蒲石河抽水蓄能电站位于辽宁省宽甸满族自治县境内,距丹东市约60km,该电站是我国东北的第一座大型纯抽水蓄能电站,总装机容量为1200MW,单机容量为300MW,共4台机组。

1.1󰀁有限元计算模型

选取3#机组段进行模拟计算。模型上下游方向取至与围岩连接的边墙,高度从尾水管底板至发电机层。上下游边

收稿日期:2010󰀁08󰀁31󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁修回日期:2010󰀁09󰀁29

基金项目:国家自然科学基金资助项目󰀂水电站主厂房与机组耦合系统动力学问题(50679009);大连理工大学博士启动项目󰀂不同配筋方

案的钢纤维混凝土连梁抗剪性能研究(893325)

作者简介:张宏战(1975 ),男(汉族),河北定州人,讲师,工学博士,主要从事水电站建筑物静动力分析研究。

第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁张宏战,等:蒲石河抽水蓄能电站机墩结构刚度分析9

界与围岩之间考虑为三向弹性支撑,尾水管底部与基础刚性连接,上部为自由端。水轮机坑内径6.90m,机墩厚度2.90m~4.00m。

模型中,混凝土实体结构采用八节点六面体单元,楼板、边墙和风罩结构采用板壳单元,立柱采用三维梁单元。计算模型共28229个节点,36412个单元。厂房单机组段有限元模型和机墩的单体模型分别见图1和图2。计算模型的总体坐标系取Z轴为垂直竖向,以机组的安装高程-2.00m为原点,向上为正。X轴和Y轴为水平坐标,以机组中心为原点,X轴为纵向,正方向指向左侧;Y轴为横向,正方向指向上游侧。混凝土材料采用C20,静态弹模25.5GPa,泊松比为0.167。动力计算时,混凝土的动态弹性模量取为静态弹性模量的1.3倍,结构的阻尼系数取0.05。

图3󰀁定子和下机架基础板编号和荷载组合

2󰀁计算结果分析

2.1󰀁三维有限元静力刚度分析

各工况下机墩定子基础截面和下机架基础截面上沿力的作用方向最大位移值及相应的水平最小刚度见表1、表2。

表1󰀁定子基础截面水平最大位移和最小刚度

荷载组合

P/4基础板编号1,22,33,44,55,66,77,88,1

P/8基础板编号3,4,7,84,5,8,15,6,1,26,7,2,37,8,3,48,1,4,51,2,5,62,3,6,7

最大位移/mm0.3360.3500.3240.2920.2980.3400.3410.289

刚度发生位置

(板编号)/(MN∀mm-1)

23346778

29.7628.5730.8634.2533.5629.4129.3334.60

图1󰀁厂房整体模型网格图

#∃%&∋()∗

表2󰀁下机架基础截面水平最大位移和最小刚度

荷载组合

P/4基础板编号a,bb,cc,dd,ee,ff,gg,hh,a

P/8基础板编号c,d,g,hd,e,h,ae,f,a,bf,g,b,cg,h,c,dh,a,d,ea,b,e,fb,c,f,g

最大位移/mm0.6040.6360.6480.5960.6010.6140.6250.609

发生位置刚度(板编号)/(MN∀mm-1)

bcddfggh

16.5615.7215.4316.7816.6416.2916.0016.42

图2󰀁机墩结构模型网格图

1.2󰀁计算方案和组合

机墩刚度设计要求,在定子基础截面7.28m高程和下机架基础截面6.07m高程分别作用P=10MN荷载时,结构相应截面的最大水平位移!1.00mm。

定子基础和下机架基础各有8个基础板,编号为1~8,见图3。对定子基础截面水平刚度(静刚度和动刚度)复核时考虑了支撑荷载分布的不均匀性,假设8个基础板只有6个承受水平向荷载,其中中间2个基础板承担P/4,另外4个基础板各承担P/8,因此当荷载向量水平旋转一周时,便有8种荷载工况组合,如图3和表1所示。同样,进行下机架基础截面水平刚度计算时也有类似于图3所示的8种荷载组合。#∃%&∋()∗

󰀁󰀁从计算结果中可以看出:+各荷载组合下定子基础截面及下机架基础截面处沿力的作用方向的水平最大位移值均位于荷载值较大荷载作用点处,且均小于允许值1mm。,沿力的作用方向,定子基础截面最大水平位移值为0.35010󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁水利与建筑工程学报󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第8卷mm,产生于荷载组合∃,其次为荷载组合)和荷载组合(;而荷载组合∗下最大位移最小,为0.289mm,其次为荷载组合&和荷载组合∋。对照图3可以发现机墩定子基础截面的横向刚度相对较大,纵向刚度相对较小。−下机架基础截面在荷载组合%下沿力的作用方向位移值最大,位移值为0.648mm,其次为荷载组合∃。而荷载组合&的最大位移最小,位移值为0.596mm,其次为荷载组合∋。同样说明机墩结构的横向刚度较纵向刚度大。机墩结构的横向刚度比纵向刚度大的原因在于,机墩结构的上下游侧通过楼板与围岩连接,围岩对其有一定的约束作用,而左右侧位机组分缝,对机墩约束较弱。.当水平力作用时,定子基础、下机架基础截面位移分布随荷载变化而变化的规律相同,即随荷载的旋转而旋转。

核的目的在于确保水轮发电机轴系统的稳定运行,因此分析机墩结构在运行工况下的动力刚度具有更为重要的实际意义。下面将采用谐响应法对机墩的动态刚度进行复核,假定机组动荷载为简谐荷载,荷载幅值为厂家提供的动荷载标准值(同静力刚度计算荷载标准值)。取与静力刚度分析相同的荷载组合,计算不同频率(1Hz~50Hz,频率间隔为1Hz)的机组荷载作用下,定子基础截面和下机架基础截面沿力的方向最大振动位移。

表3给出了各工况下,机墩结构定子基础截面和下机架基础截面的最大动位移(振幅)值。计算结果表明,在各工况下,机墩结构的频率响应曲线在频率为18.0Hz时均有明显的峰值,在更高频率范围,虽存在其他的共振点,但位移反应幅值较小。图4给出了集中荷载作用在定子基础截面工况∃下和下机架基础截面工况%下,相应截面上最大振动位移随频率的变化关系。

2.2󰀁三维有限元动力刚度分析

以上计算是假定作用力为静力。而机墩刚度设计和复

图4󰀁频率响应曲线

表3󰀁各工况下上、下机架基础沿力的作用方向最大位移mm

荷载组合频率/Hz

#∃%&∋()∗

定子基础截面

00.3360.3500.3240.2920.2980.3400.3410.289

5.550.2670.2910.2650.2380.2430.2810.2740.234

8.050.2790.3070.2760.2450.2530.2970.2870.241

180.6761.1010.7010.3590.5731.1680.8110.350

500.2270.2090.1660.1480.1580.2510.1780.139

00.6040.6360.6480.5960.6010.6140.6250.609

5.550.2420.2700.2720.2430.2390.2530.2820.255

下机架基础截面

8.050.2490.2820.2840.2570.2460.2650.2950.262

180.3870.7940.8220.4140.3660.7620.9050.448

500.1750.2090.1640.1420.1660.1550.1610.129

󰀁󰀁由表3和图4可以看出,

(1)当荷载的振动频率为转频(5.55Hz)、飞逸转速频率(8.05Hz)以及电磁振动频率(50Hz)时,集中力分别作用在定子基础截面和下机架基础截面上,机墩对应高程沿力的作用方向最大动位移(振幅)均未超过允许值1.0mm。且动态位移小于静态位移,说明在这些频率的荷载作用下,机墩的动态刚度高于静态刚度。

(2)当荷载频率为共振频率18.0Hz时,定子基础截面上的最大水平振动位移发生在工况(,动位移幅值为1.168mm,其次为工况∃,动位移幅值为1.101mm,均超过了1.00mm的允许值。其他工况下,定子基础截面的振动位移均未超过允许值。下机架基础截面上的最大水平振动位移均未超过允许值,最大值发生在工况),动位移幅值为为0.905mm,其次为工况%,动位移幅值为0.822mm。

(下转第15页)第6期󰀁󰀁󰀁󰀁参考文献:

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󰀁󰀁(上接第10页)

󰀁󰀁由厂房的整体模态分析可知[8],18.44Hz为厂房结构的第一阶自振频率,对应的振型为厂房蜗壳层以上部分纵向振动。当机组振动荷载的频率为18Hz时,荷载激励频率与厂房结构的第一阶自振频率接近,因此结构的动力反应幅值较大。特别是在荷载作用方向与厂房第一阶振型振动方向接近的工况下,共振效应非常明显,振动位移均超过了对应工况的静态位移。但机组以18Hz的频率运行,仅出现在瞬时过渡过程,可不作为问题考虑。

(3)定子基础截面刚度复核结果表明,当机组荷载的频率为转频(5.55Hz)和飞逸转频(8.05Hz)时,定子基础截面最大振动位移产生于工况∃,与静力刚度计算结果一致。而当荷载频率为共振频率18.0Hz和电磁振动频率时,最大值出现在工况(。荷载频率的变化导致最大动位移出现的工况发生了变化。

下机架基础截面刚度复核结果表明,各特征频率下,最大动位移出现的工况均不同于静力刚度的计算结果。当机组荷载的频率为转频(5.55Hz)、飞逸转频(8.05Hz)和共振频率18.0Hz时,下机架基础截面最大振动位移产生于工况)。当荷载频率电磁振动频率时,最大动位移出现在工况∃。

以上分析结果表明,机墩的动力刚度与荷载频率密切相关,复核在不同频率荷载作用下机墩的动力刚度是必要的。

机架基础截面上最大动位移(振幅)动态位移小于静态位移。说明在这些频率的荷载作用下,动态刚度高于静态刚度。而在共振频率18.0Hz时,荷载频率与厂房结构的第一阶自振

频率接近,特别是在荷载作用方向与厂房第一阶振型振动方向接近的工况下,振动位移均超过了对应工况的静态位移,机墩的动态刚度小于静态刚度。

(3)动态刚度复核时,定子基础截面和下机架基础截面上最大水平动位移出现的工况,与最大水平静位移出现的工况并不完全一致。并且最大动位移出现的工况随着荷载频率的变化而改变。

(4)随着振动频率的变化,机墩的动力刚度,动力刚度和静力刚度的大小关系,最大动位移(或最小动力刚度)出现的荷载组合均出现了变化,说明机墩的动力刚度与荷载频率密切相关,因此复核在不同频率荷载作用下机墩的动力刚度是必要的。参考文献:

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(1)机墩定子基础截面及下机架基础截面的水平静力刚度和动力刚度均满足设计要求。无论是在定子基础截面还是在下机架基础截面,机墩的水平刚度均表现为横向刚度大于纵向刚度。其原因在于,机墩结构的上下游侧通过楼板与围岩连接,围岩对其有一定的约束作用,而左右侧位机组分缝,对机墩约束较弱。

(2)当荷载的振动频率为转频(5.55Hz)、飞逸转速频率(8.05Hz)以及电磁振动频率(50Hz)时,定子基础截面和下