譚 蔚, 李曉琳, 吳 皓

(天津大學 化工學院，天津 300072)

塔式容器新型擾流減振方法研究

譚 蔚, 李曉琳, 吳 皓

(天津大學 化工學院，天津 300072)

基于塔式容器發(fā)生橫風向振動的原理，設(shè)計了適用于防止塔式容器橫風向振動的聲波擾流器和噴射擾流器。利用有限元分析軟件ANSYS Workbench14.0 建立三維流固耦合數(shù)值模型對比分析了兩種擾流器在不同擾流速度和擾流頻率情況下對塔體周圍邊界層的干擾效果。結(jié)論是速度取一階臨界風速，頻率取剪切層不穩(wěn)定流的脈動頻率時，兩種擾流器的擾流防振效果最好；同樣的擾流參數(shù)情況下，噴射擾流器的擾流防振效果比聲波擾流器的好。此研究結(jié)論為塔器防振措施中擾流器的設(shè)計與工程應(yīng)用提供參考和依據(jù)。

橫風向振動；擾流器；有限元分析；流固耦合

鋼制塔式容器是石油化工行業(yè)常見的一種的高聳結(jié)構(gòu)，具有剛度小、外形細長等特點。在生產(chǎn)應(yīng)用中，塔式容器多安裝在室外，非常容易受到環(huán)境風載荷的作用，在兩個方向上產(chǎn)生振動：一種是順風向的振動，振動的風向與風的流向一致；另一種是橫風向的振動，振動的方向與風的方向垂直，也稱風的誘發(fā)振動，后者往往在塔式容器的風致振動起主導(dǎo)作用[1]。

隨著工業(yè)需求的提高和科學技術(shù)的進步，塔式容器日益向著更高、更輕、更柔的方向發(fā)展，使其對風荷載的敏感性進一步增強。近幾十年來，塔振動的事故頻繁發(fā)生。我國的煉油化工廠中曾發(fā)生塔頂振幅高達1.4 m的塔設(shè)備振動事故[2]！塔設(shè)備振動事故對于整個流程的產(chǎn)品生產(chǎn)和質(zhì)量保證等方面有很大的影響。因此風誘發(fā)振動和防振的研究受到各國工程界與學術(shù)界的重視。應(yīng)用于工程設(shè)計的減振對策已被提出，其中添加擾流設(shè)備是非常重要的一種減振措施[3]。

傳統(tǒng)的擾流設(shè)備如外圍框架、螺旋式或軸向式翅片，用以干擾或破壞塔體周圍卡門渦街的形成，從塔體橫風向振動的源頭上減振或防振。已經(jīng)納入應(yīng)用的是翅片擾流法，即在塔器外壁上段1/3高度內(nèi)安裝螺旋式或軸向式翅片，但塔式容器通常有外保溫層并有多種附件，所以不便工程實施[4]。本文提出兩種新型的擾流防振裝置，并用數(shù)值模擬的方法對二者的擾流防振效果進行了對比分析，對于防止塔式容器風誘發(fā)振動的新的擾流措施的探索和研究具有一定的借鑒和指導(dǎo)意義。

1 聲波擾流器的設(shè)計

1.1 聲波擾流器的設(shè)計原理

聲波是一種傳遞在彈性媒介(例如空氣)中的振動形式。聲波的傳遞過程附帶有能量的傳遞，根據(jù)聲源振動速度和振動頻率的不同，其所傳遞的能量也不同。聲波的傳遞過程在組成媒質(zhì)的分子的雜亂運動中增加了一個有規(guī)律的運動，使組成媒質(zhì)的微元體的壓力、密度和質(zhì)點速度等有所改變，從而改變媒質(zhì)在空間和時間上的能量分配。從上個世紀60年代，國外學者們就發(fā)現(xiàn)圓柱繞流的分離邊界層對于外加擾動，例如機械振動或聲刺激，是敏感的。所以當固定于塔體上的聲波擾流器作用于塔設(shè)備周圍的空氣場時，會影響其分離剪切層中空氣微元體的能量分配，造成分離剪切層內(nèi)部不穩(wěn)定流的擾動，進而破壞了塔體下游尾流的規(guī)則性渦街，改變旋渦脫落頻率使其遠離“共振點”。

1.2 聲波擾流器的設(shè)計

圖1聲波擾流器的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of the acoustic turbulator

聲波擾流器由三個部分組成，其結(jié)構(gòu)圖如圖1。

聲波發(fā)生器，發(fā)出與所設(shè)定聲波信號相對應(yīng)的交流電信號，并將信號通過連接線傳遞到功率放大器。通過調(diào)節(jié)輸出電壓的大小和頻率可以改變聲波的聲壓幅值和頻率。 功率放大器，在給定失真率條件下，能產(chǎn)生最大功率輸出以驅(qū)動下游的揚聲器發(fā)射所需聲波，是聲波發(fā)射器和揚聲器之間的“橋梁”。 揚聲器，將功率放大器傳遞過來的交流電信號轉(zhuǎn)化成聲波并將其發(fā)射，是聲波擾流器的直接功能部件。其數(shù)量可以根據(jù)實際需要作調(diào)整。

聲波發(fā)生器發(fā)射出的周期性聲波信號可以用聲壓方程表示為：

(1)

其中：Z代表聲阻抗，kg·m-2·s-2；Ua代表聲波的振速，m/s；ωa代表聲波的振動角頻率，ωa=2πfa，fa是聲波的頻率，Hz；u是聲波在空氣中的傳播速度，m/s。

2 噴射擾流器的設(shè)計

2.1 噴射擾流器的設(shè)計原理

塔器的誘導(dǎo)振動在本質(zhì)上還是曲面物體外部繞流的問題。繞流邊界層的分離導(dǎo)致旋渦的交替性產(chǎn)生和脫落，由此產(chǎn)生橫風向周期性的升力。在升力的作用下塔體發(fā)生橫風向受迫振動。當旋渦脫落頻率和塔體的固有頻率相同時，振幅達到最大值，系統(tǒng)便發(fā)生共振，即塔的風誘導(dǎo)振動；而當旋渦脫落頻率和塔體的固有頻率差值增大，塔體振動的振幅減小，振動減弱。 對于鈍體繞流減振的研究，重點就是對邊界層分離的控制。本文提出的噴射擾流器，是在塔體壁面的特定位置設(shè)置噴頭，噴射出周期性變化的脈沖氣流以改變邊界層內(nèi)流體的能量分配從而干擾邊界層的分離，進而改變旋渦脫落頻率，使得旋渦脫落頻率遠離塔體的固有頻率，達到減弱或防止塔設(shè)備風誘導(dǎo)振動的目的。

2.2 噴射擾流器的設(shè)計

噴射擾流器大致可分三個部分，其結(jié)構(gòu)圖如圖2。

圖2 噴射擾流器結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of the eject turbulator

ECU電控單元，內(nèi)設(shè)連通驅(qū)動回路和變換回路的微型計算機，根據(jù)負荷指令和設(shè)定的脈沖信號，確定相應(yīng)控制參數(shù)，通過驅(qū)動回路傳達信號至連接著噴氣泵的電子調(diào)速器和時間控制器，從而控制噴氣泵的氣流噴射，獲得所需要的噴射擾流效果。

噴氣控制裝置，包括電子調(diào)速器和時間控制器。電子調(diào)速器采用ECU控制電動機，電動機控制供氣齒桿，從而控制噴氣量；時間控制器內(nèi)設(shè)軸向布置的氣壓活塞，活塞帶動后續(xù)傳動系統(tǒng)改變噴氣泵的驅(qū)動軸，同時時間控制閥通過電磁閥受控于ECU，從而控制了噴氣時間。

噴氣泵，在噴氣控制裝置的控制下從周圍大氣中吸氣與噴氣，實現(xiàn)脈沖式氣流噴射。

噴射擾流器發(fā)出的周期性脈沖氣流可以表示為周期性的矩形脈沖速度激勵，在一個周期(0，Tm)內(nèi)的時域表達式為：

(2)

其中，Um代表的是周期性脈沖信號的速度幅值，m/s；Tm代表脈沖周期，s；對應(yīng)的脈沖頻率為fm=1/Tm，Hz。

3 擾流防振的數(shù)值模擬

本文利用ANSYS Workbench14.0軟件對某二甲苯塔[5]進行擾流防振的數(shù)值模擬，以期分析兩種擾流器的防振效果?？紤]到塔式容器的擾流防振涉及到流體域和固體域的相互耦合作用，所以選擇三維ANSYS-CFX耦合。本文模擬的塔式容器繞流問題的雷諾數(shù)為5.67×106，屬于超臨界區(qū)范圍，此時的繞流場具有明顯的三維特征，需要考慮復(fù)雜的湍流渦動影響，所以湍流模型選用大渦模型(LES)。采用的亞格子尺度模型為wale模型，其中常數(shù)Cw為0.325。

3.1 模型幾何和邊界條件

塔在空塔工況下最容易發(fā)生誘導(dǎo)振動，所以本文的防風振模擬是以空塔狀態(tài)進行分析的，流固耦合模型的主要參數(shù)如表1，幾何結(jié)構(gòu)及邊界條件設(shè)定如圖3。聲波擾流器在數(shù)值模擬中已被證實可以簡化為余弦速度激勵[6]，而噴射氣流可以簡化為脈沖速度激勵，在軟件中可以通過CEL語言編入。

表1 模型的基本參數(shù) (單位：m)

圖3 計算模型結(jié)構(gòu)及邊界設(shè)置Fig.3 Computation model structure and boundary conditions

圖4 塔體壁面聲波擾流器布置圖Fig.4 Position of turbulators on column surface

圖5 網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing

本文設(shè)計三組六個擾流器分別被安置在塔體表面0.93、0.85和0.77塔高處來激勵柱體周圍的分離剪切層。每組擾流器在橫截面的位置如圖4所示，擾流器與來流方向的夾角為90°，該方向被證實是最優(yōu)擾流方向[7]。

3.2 網(wǎng)格劃分

數(shù)值計算

的網(wǎng)格劃分如圖5所示，模型全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以保證精度，并對塔周邊網(wǎng)格進行了局部細化。網(wǎng)格總數(shù)118萬。

4 結(jié)果與討論

為了考察增加擾流器前后的擾流效果，數(shù)值模擬對設(shè)置擾流器前后塔體繞流場的旋渦脫落頻率fv、塔體壁面壓力系數(shù)分布Cp和邊界層分離角θs這三個主要流場特征量進行了對比和分析。邊界層分離角θs對應(yīng)塔壁面摩擦系數(shù)為0的分布角的值。

(3)

其中:Ff是塔體所受的壁面摩擦力，N；p為流場靜壓，Pa；p0為入口來流靜壓，Pa；A為塔體的參考特征面積，一般取A=H×d，m2；H為塔體的高度，m；fv，旋渦脫落頻率，Hz；St為斯特羅哈數(shù)，在Re=5.67×106時接近0.27；U為來流速度，m/s。

為了描述方便，定義聲波頻率或脈沖頻率與不設(shè)擾流器時繞流場旋渦脫落頻率的比值為擾流頻率比fr，擾流頻率比的取值是由Bloor、Wei & Smith、Kourta、Norberg等實驗回歸曲線總結(jié)的剪切層頻率經(jīng)驗公式[8]確定；聲波振速或脈沖速度幅與來流速度的比值為擾流速度幅值比Vr，考慮擾流速度幅值比太大會影響擾流器穩(wěn)定性，速度比控制在0～1的范圍內(nèi)。

由JB4710-2005《鋼制塔式容器》[9]中相應(yīng)的公式計算可知塔頂處的最高風速為52.3 m/s。模態(tài)分析可得塔的一階固有頻率為0.443 Hz，塔的二階固有頻率為2.69 Hz，其對應(yīng)的臨界速度分別為12 m/s和72.8 m/s。塔可能受到的最大風速小于二階臨界風速，所以計算中只考慮一階共振。數(shù)值模擬設(shè)置來流分別為0.692*12*z0.16(按JB4710中B類地面風速設(shè)定)和均勻來流12 m/s，設(shè)置時間步長0.001 s，總模擬時間34 s。其中，z為離開地面的高度，m。對比兩種進口速度條件下的三個主要流場特征量，可知兩者的旋渦脫落頻率、壓力系數(shù)和分離角分別只相差0.05%、2.19%和1.65%。由于本文研究的塔器高度較高，總體而言塔上部速度變化不大，所以設(shè)置進口速度為均勻來流已可以反映繞流場特征。

4.1 設(shè)置擾流器前后的旋渦脫落頻率

來流速度為12 m/s時，在塔體表面增設(shè)頻率比fr固定為522.54，擾流速度幅值比變化的兩種擾流器。圖6是未增加擾流器和在塔體分別增加不同速度的聲波擾流器升力系數(shù)的功率譜分析圖，由圖可知隨著擾流速度比從0增大到1，旋渦脫落頻率降低，減振效果增強。在塔體分別增加不同速度的噴射擾流器升力系數(shù)的功率譜分析圖和不同頻率比的聲波擾流器和噴射擾流器的功率譜分析圖與圖6類似，不予贅述。圖7是綜合功率譜分析所得的不同速度比情況下旋渦脫落頻率對比圖。

圖6 不同速度比工況的功率譜密度Fig.6 Comparison of power spectral density for cases with different Vr

圖7 不同速度比工況的旋渦脫落頻率Fig.7 Comparison of vortex shedding frequency for cases with different Vr

同樣來流速度，增設(shè)速度幅比值Vr固定為0.75而擾流頻率比變化的兩種擾流器。圖8是綜合頻譜分析和功率譜分析所得不同頻率比情況下旋渦脫落頻率對比圖。

圖8 不同頻率比工況的旋渦脫落頻率Fig.8 Comparison of vortex shedding frequency for cases with different fr

未設(shè)置擾流器時，由本文流固耦合模型計算所得的繞流場旋渦脫落頻率為0.439 5，與塔體的固有頻率是非常接近的，本文數(shù)值模型可以準確模擬繞流情況。

分析圖6～8可知，設(shè)置兩種擾流器能夠有效減小繞流場旋渦脫落頻率。并且隨著擾流速度比和擾流頻率比的增加，設(shè)置兩種擾流器的情況下旋渦脫落頻率的變化規(guī)律是一致的。擾流速度比增大，旋渦脫落頻率減?。活l率比fr為771.11時旋渦脫落頻率最小。同樣，對于特定的一個工況，設(shè)置噴射擾流器比聲波擾流器情況下旋渦脫落頻率更小。

4.2 設(shè)置擾流器前后繞流場的摩擦系數(shù)分布

圖9是來流速度為12 m/s時不設(shè)置任何擾流裝置的塔體外壁面的摩擦系數(shù)分布曲線。由摩擦系數(shù)分布曲線計算得分離角為138.3°。

圖9 設(shè)置擾流器前摩擦因數(shù)分布Fig.9 Distribution of friction coefficient without disturbances

來流速度為12 m/s時，在塔體增設(shè)擾流頻率比fr固定為522.54，擾流速度幅值比變化的兩種擾流器。未增加擾流器和在塔體分別增加不同速度的聲波擾流器和噴射擾流器的分離角對比如圖10所示；同樣來流速度，在塔體增設(shè)速度幅比值Vr固定為0.75而擾流頻率比變化的兩種擾流器。未增加擾流器和分別增加不同頻率比的聲波擾流器和噴射擾流器的分離角對比如圖12所示。由圖10、11分析可知，擾流器干擾了塔體周圍流場，導(dǎo)致邊界層的提前分離。分離角隨擾流速度比和擾流頻率比的變化規(guī)律與繞流場旋渦脫落頻率的相同。

4.3 設(shè)置擾流器前后繞流場的壓力系數(shù)分布

來流速度為12 m/s時，在塔體表面增設(shè)頻率比fr固定為522.54，擾流速度幅值比變化的兩種擾流器。未增加擾流器和在塔體分別增加不同速度的聲波擾流器和噴射擾流器的壓力系數(shù)分布對比如圖12所示；同樣來流速度，增設(shè)速度幅比值Vr固定為0.75而擾流頻率比變化的兩種擾流器。

未增加擾流器和在塔體分別增加不同頻率比的聲波擾流器和噴射擾流器的壓力系數(shù)對比如圖13所示。

圖10 不同速度比工況的分離角對比Fig．10ComparisonofseparatedangleforcaseswithdifferentVr圖11 不同頻率比工況的分離角對比Fig．11Comparisonofseparatedangleforcaseswithdifferentfr圖12 不同速度比工況的壓力分布對比Fig．12ComparisonofpressurecoefficientforcaseswithdifferentVr

圖13 不同頻率比工況的壓力分布對比Fig.13 Comparison of pressure coefficient for cases with different fr

由圖12、13分析可知，擾流器的干擾作用使得塔體周圍流場的壓力差減小。壓力系數(shù)分布隨擾流速度比和擾流頻率比的變化規(guī)律與前兩個流場特征量的相同。

綜合以上三個流場特征量的變化來看，設(shè)置聲波擾流器和噴射擾流器后塔體繞流場的邊界層分離角、塔體表面壓力差和旋脫脫落頻率都減小，這說明擾流器對塔體繞流場有顯著的干擾作用。且擾流速度幅值比為1，擾流頻率比為711.11時，擾流效果最佳；速度比和頻率比取同一值時，噴射擾流器的擾流作用強于聲波擾流器。

5 結(jié) 論

本文在對塔式容器的風誘發(fā)振動理論和工程實踐防振措施進行研究分析的基礎(chǔ)上，提出兩種新型的擾流防振方法，并且設(shè)計了聲波擾流器和噴射擾流器的結(jié)構(gòu)。在此基礎(chǔ)上建立了三維雙向流固耦合模型來對比分析兩種擾流器在塔式容器防風振的作用，得到以下結(jié)論：

兩種新型擾流器都能夠有效擾流防振，塔體繞流場邊界層分離角越小，旋渦脫落頻率越小，距離塔體的固有頻率就越遠，則引發(fā)共振的可能性也越小。同時，設(shè)置擾流器以后塔體表面的壓力差也有明顯的減小，這樣會使得塔體壁面的合力減小，阻力系數(shù)和升力系數(shù)也相應(yīng)地減小。

在一階臨界風速范圍內(nèi)，擾流速度增大，聲波擾流器和噴射擾流器的擾流振效果都加強。所以在實際應(yīng)用中，擾流器的擾流速度取一階臨界風速時，防風振效果最好。在本文確定的頻率比范圍內(nèi)，擾流器的擾流頻率取771.11倍的無擾流旋渦脫落頻率時的擾流防振效果最佳，這是因為此時擾流頻率最接近塔體分離剪切層中不穩(wěn)定流的脈動頻率。

總體來看，在擾流速度和擾流頻率相同的情況下，噴射擾流器比聲波擾流器的的防振效果好。首先，氣流擾動和聲波擾動對于塔體分離邊界層的作用原理是不同的；其次，擾動信號的不同對于擾流防振效果也有影響。工程應(yīng)用中應(yīng)根據(jù)實際情況選用合適的擾流器和合適的參數(shù)。

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Vibration suppression of towers by using new types of turbulators

TAN Wei, LI Xiao-lin, WU Hao

(Tianjin University, Tianjin 300072, China))

Acoustic turbulator and eject turbulator were designed based on the mechanics of vibration to suppress the across-wind vibration of towers.3D numerical models were set up to analyse the effect of the two new turbulators with varying parameters in wind field around the tower. It is found that under the turbulent velocity equaling to the first critical velocity and the turbulent frequency corresponding to the instability criterion of shear layer, the two new types of turbulators can get the most anti-vibration effect and the eject turbulator with the same parameters as the acoustic turbulator is proved to be more effective. The conclusions provide reference and gist to the design and application of the turbulators.

across-wind vibration; turbulator; finite element analysis; fluid-structure interaction

2013-11-08 修改稿收到日期：2014-04-10

譚蔚 女，博士，教授，1965年1月生

TH113.1；TH122

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.09.013