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并排塔器流致振動特性及預(yù)測模型研究

2022-04-14 09:42樊顯濤唐博文
壓力容器 2022年2期
關(guān)鍵詞:尾流振幅間距

樊顯濤,唐博文,譚 蔚

(天津大學(xué) 化工學(xué)院,天津 300350)

0 引言

塔器是化工操作單元中的重要設(shè)備,在化工裝置中占據(jù)了相當(dāng)大的投資比例[1]。伴隨著化工行業(yè)高效化及精細(xì)化,單座塔器的分離和提純效果已無法滿足產(chǎn)品需求,例如提純硅、甲醇的工藝,以及分離生物質(zhì)柴油和乙二醇的工藝等,需要多座精餾塔并聯(lián)操作,實現(xiàn)高純度產(chǎn)品的生產(chǎn)和不同組分物質(zhì)的高效分離,而在設(shè)計時考慮到裝置的緊湊性,這些塔器呈現(xiàn)并列密排的特點,由此產(chǎn)生了并排塔器這種新型組合的化工設(shè)備。并排塔器的間距一般在1D~5D之間(D為塔器直徑),各塔之間相互獨立,不設(shè)連接平臺和框架。此外,這些塔器呈現(xiàn)高聳柔性的特征,當(dāng)其安置于室外時,不可避免地承受風(fēng)載荷,因此,流體誘發(fā)振動導(dǎo)致的并排塔器破壞逐漸成為化工行業(yè)精細(xì)化發(fā)展的一大阻力。和單塔不同,并排塔器在風(fēng)載荷作用下的振動機理較為復(fù)雜,耦合特性尚不明確,一般而言,其振幅較大,往往引發(fā)生產(chǎn)安全事故。因此,研究其流致振動特性、尾流干擾區(qū)域,并提出相應(yīng)的振動預(yù)測模型,對于并排塔器的設(shè)計具有重要意義。

并排塔器的流致振動屬于典型的多圓柱非定常繞流,目前已開展有風(fēng)洞試驗、水洞試驗及數(shù)值模擬計算,全面研究了圓柱尾部卡曼渦街、邊界層分離、尾跡、旋渦動力以及流體引發(fā)的圓柱振動與噪聲等科學(xué)問題[1-3]。BOKAIAN等[4-5]研究了分別放置在固定圓柱前部和尾部的彈性圓柱(m*ζs=0.093,m*為質(zhì)量比,ζs為空氣中的阻尼比)的流致振動特性,并根據(jù)無量綱中心距l(xiāng),確定了4種不同的動態(tài)響應(yīng):僅發(fā)生馳振(l=1.09)、僅發(fā)生渦激振動(l>3)、發(fā)生分離的渦激振動和馳振(2

上述研究大多針對低湍流度條件下的彈性支撐圓柱體系,與塔器自支撐高湍流度的特征不甚相符,因此,本文將并排塔器抽象為柔性多圓柱體系,開展大氣邊界層下多圓柱的流致振動特性研究;在間距比l=1.2~6.5范圍內(nèi),針對串列排布、并列排布和交錯排布的多圓柱,測量其橫風(fēng)向和順風(fēng)向的振動響應(yīng),揭示并排塔器在不同間距下潛在的振動模式,并據(jù)此給出其振動響應(yīng)的預(yù)測方法,為并排塔器的振動分析和設(shè)計提供參考。

1 風(fēng)洞試驗設(shè)置

為了同時模擬上中下游塔器之間的耦合作用,本文選擇等直徑、等高度的3座并排塔器作為研究對象,對3個具有相同尺寸、性能和動力學(xué)特性的柔性多圓柱在串列、交錯和并列排布方式下進(jìn)行了試驗,試驗裝置如圖1所示。所有試驗均在低湍流(0.07%)的回流式風(fēng)洞中進(jìn)行,試驗段長2.3 m,高1 m,寬1 m。此外,為了模擬并排塔器常處于的B類大氣邊界層(ABL),在試驗段入口處放置了由4個尖劈和多個立方粗糙度元件組成的被動模擬裝置(見圖1)。其中,尖劈與楔形角負(fù)責(zé)產(chǎn)生梯度風(fēng)廓線,粗糙度元件陣列負(fù)責(zé)模擬表面粗糙度。通過該裝置,可以確保風(fēng)洞試驗段的速度剖面、湍流強度剖面、速度譜和湍流積分長度與實際ABL(B類環(huán)境,風(fēng)剖面指數(shù)為α=0.16)相似,對比結(jié)果如圖2所示。圖2(b)和(d)中的中國標(biāo)準(zhǔn)為GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》,圖2(d)中標(biāo)準(zhǔn)湍流積分長度分別選取COUNIHAN[8], 英國工程科學(xué)數(shù)據(jù)庫ESDU 75001和BS EN 1991-1-4:2005Eurocode1:Actionsonstructures中的推薦值。3個激光位移傳感器(KEYENCE IL-600)放置在試驗段外部,非接觸式測量橫風(fēng)向的振動響應(yīng)。

圖1 回流式風(fēng)洞和測量裝置示意

(a)歸一化速度剖面

(b)歸一化湍流度剖面

(c)參考高度zref處的風(fēng)速功率譜

(d)湍流積分尺度

根據(jù)實際并排塔器的排布間距和結(jié)構(gòu),從流致振動角度出發(fā),考慮關(guān)鍵的幾何外形、間距和動力學(xué)參數(shù),將塔器內(nèi)件、物料、平臺、管道、籠式扶梯等附屬結(jié)構(gòu)折算至質(zhì)量參數(shù),基于幾何相似(比例尺取1∶200)和彈性相似理論,采用外形和剛度分離的方法設(shè)計了自支撐氣彈性試驗?zāi)P?,如圖3(a)所示。該模型是柔性多自由度結(jié)構(gòu),可在順流向和橫流向同時自由振動;模型的中心桿為鋁合金,提供剛度以確保試驗?zāi)P途哂腥嵝院蜌鈩訌椥?,使其一階振型與自支撐塔器振型相同(見圖3(b));帶支架的圓柱形殼體通過3D打印技術(shù)制造,提供與塔器相似的外形,每個圓柱殼之間有2 mm 的間隙,該間隙可以避免殼體在振動過程中產(chǎn)生附加剛度,且經(jīng)數(shù)值模擬驗證,圓柱周圍的流場基本不受影響。另外,在模型頂部安裝加速度傳感器,測量其順風(fēng)向的振動響應(yīng),其他具體的結(jié)構(gòu)參數(shù)和模態(tài)參數(shù)如表1所示。

(a)結(jié)構(gòu)示意

(b)試驗?zāi)P偷囊浑A振型圖3 柔性氣彈性試驗?zāi)P虵ig.3 Flexible and aeroelastic self-supported experimental model

表1 試驗?zāi)P蛥?shù)Tab.1 Parameters of the experimental model

m*為質(zhì)量比;fn為固有頻率;ζs為阻尼比;D為塔器直徑;h為試驗?zāi)P偷母叨?;ρs為材料密度;E為彈性模量;υ為泊松比。

風(fēng)洞中的試驗布置如圖4(a)所示,可以看出,尖劈距離試驗?zāi)P妥銐蜻h(yuǎn)(約1.5 m),經(jīng)驗證后可以消除由尖劈引起的流場干擾。試驗?zāi)P偷拇?、交錯和并列放置方案如圖4(b)所示,其中,圓柱之間的中心距為L,則定義無量綱中心距l(xiāng)=L/D。試驗過程中,根據(jù)參考文獻(xiàn)[9],設(shè)置l=1.2~6.5(串列,風(fēng)功角α=0°),l=1.2~3.2(并列,風(fēng)攻角α=90°),l=1.4,2.4,3.2(交錯,且風(fēng)攻角α=0~90°),試驗時的均勻風(fēng)速U由0.9 m/s逐漸增大為18 m/s。采用安裝在坐標(biāo)架上的熱線風(fēng)速儀HWA-IFA300記錄風(fēng)速,采樣頻率為10 kHz,持續(xù)時間為20 s。激光位移傳感器和加速度傳感器的采樣頻率為200 Hz,每次測試的持續(xù)時間為180 s。

(a)尖劈、粗糙度元件和試驗?zāi)P偷脑囼灢贾梅桨?前視圖)

(b)試驗?zāi)P偷拇小⒔诲e和并列放置方案(頂視圖)圖4 風(fēng)洞試驗布置Fig.4 Scheme of the test arrangements in wind tunnel

2 串列排布的振動響應(yīng)

圖5 各間距下串列圓柱的最大振幅Fig.5 Maximum amplitudes of tandem cylinders at each span

由圖5可以看出,圓柱C1和圓柱C2的振動特性趨勢相同,但圓柱C3的振動特性完全不同。通過與單圓柱渦激振動最大振幅對比,串列排布下多圓柱振動呈現(xiàn)4種狀態(tài)(見圖5):l<1.6為狀態(tài)Ⅰ,此時圓柱C1和圓柱C2振動劇烈,呈現(xiàn)類似發(fā)散振動的現(xiàn)象,而圓柱C3的振動一直較為微弱;1.6≤l<3為狀態(tài)Ⅱ,此時圓柱C1的振動完全被抑制,圓柱C2和圓柱C3振動明顯,振幅大于單圓柱的渦激振動振幅;3≤l≤5為狀態(tài)Ⅲ,3個圓柱均振動明顯,且振幅接近;5

對串列排布的4種振動狀態(tài)各選取一個特定間距,如圖6所示,則其對應(yīng)的具體振動特點如下。

(1)狀態(tài)Ⅰ。如圖6(a)所示,當(dāng)間距l(xiāng)<1.6時,上游圓柱(包括圓柱C1和圓柱C2)呈現(xiàn)發(fā)散振動特性,圓柱C3的振動在橫風(fēng)向和順風(fēng)向均被抑制。在Ur=17時,圓柱C1最初被激發(fā)并開始振動;當(dāng)Ur持續(xù)增加到20~30(稱為跳躍折合流速)時,圓柱C1的振幅會急劇增大,Aymax=0.6,Axmax=0.04,這與“馳振”類似。然而,圓柱C2的振動略有不同,橫風(fēng)向振幅存在一個峰值區(qū)和一個發(fā)散區(qū),在峰值區(qū)域,圓柱C2的最大振幅為Aymax=0.1;在這個區(qū)域之后,振幅表現(xiàn)為發(fā)散振動,Aymax=0.3。

(2)狀態(tài)Ⅱ。如圖6(b)所示,當(dāng)間距在1.6≤l<3時,串列圓柱之間的尾流干擾增強,導(dǎo)致下游圓柱的振動強烈,但上游圓柱的振動反被抑制。下游圓柱C3和圓柱C2處于上游圓柱C1的尾跡中,在Ur=15時,圓柱C3的振幅增大至Aymax=0.06,圓柱C2的振幅增大至Aymax=0.04。另外,圓柱C2和圓柱C3均在折合流速Ur=8~27振動劇烈,且比單圓柱的振動范圍(鎖定區(qū))更寬。

(3)狀態(tài)Ⅲ。如圖6(c)所示,當(dāng)間距在3≤l≤5時,3個圓柱體在不同的折合流速Ur下開始振動,但最大振幅均為Aymax=0.06。圓柱C1的振動區(qū)間(Ur=5.4~17)十分接近單圓柱的振動區(qū)間(Ur=5.4~15),但振幅約為單圓柱的2倍。圓柱C2和圓柱C3的振動區(qū)間逐漸滯后,推斷此處發(fā)生了速度滯后現(xiàn)象。

(4)狀態(tài)Ⅳ。如圖6(d)所示,當(dāng)間距在5

(a)狀態(tài)Ⅰ,l=1.2

(b)狀態(tài)Ⅱ,l=2.4

3 并列排布的振動響應(yīng)

并列排布時,由于主要是邊界層干擾,3個圓柱在不同間距下的振動響應(yīng)十分接近,因此,很難用振幅來識別不同的振動區(qū)。然而,如圖7所示,橫風(fēng)向最大振幅發(fā)生時的折合速度Ur完全不同,可以用來區(qū)分并列排布下各圓柱不同的振動模式,表示為Ur-(Aymax)。由圖7可以看出,雖然圓柱C1和圓柱C3是對稱布置的,但兩者的振動特性完全不同,其中圓柱C2的振動響應(yīng)與圓柱C1非常相似。這種差異可能是由并列圓柱周圍的偏流引起的[10-11]。很明顯,并列排列的振動特性可分為2種狀態(tài):l<1.6為狀態(tài)Ⅴ,此時,圓柱C1呈發(fā)散振動,因此圖7中虛線表示最大振幅無法確定,當(dāng)圓柱C2更接近圓柱C1(即l≤1.2),表現(xiàn)為發(fā)散振動,當(dāng)圓柱C2稍遠(yuǎn)離圓柱C1(即l=1.4),干擾作用減弱,圓柱C2的最大振幅對應(yīng)的折合速度為Ur=7;1.6≤l≤3.2為狀態(tài)Ⅵ,圓柱C1和C2不發(fā)生明顯的振動,圖中以其振幅最大值A(chǔ)ymax對應(yīng)的折合速度Ur=35表示,相反,C3總是在Ur=7時劇烈振動。

圖7 并列排布不同間距下最大振幅的折合流速Fig.7 The reduced velocities at maximum amplitudes with various spans of side-by-side arrangement

同樣,對并列排布的上述兩種振動狀態(tài)各選取一個特定間距,如圖8所示,其對應(yīng)的具體振動特點如下。

(1)狀態(tài)Ⅴ。如圖8(a)所示,當(dāng)間距在l<1.6時,同樣有類似的發(fā)散振動。Ur>17時,圓柱C1是明顯的發(fā)散振動,一旦折合流速Ur≥27,圓柱C1的振幅趨于穩(wěn)定,最大值A(chǔ)ymax=0.03;圓柱C2和圓柱C3的最大振幅均為Aymax≈0.017,但圓柱C2在Ur=7時振幅最大,而圓柱C3在Ur=13.6時振幅最大。

(2)狀態(tài)Ⅵ。如圖8(b)所示,當(dāng)間距在1.6≤l≤3.2時,圓柱C1和圓柱C2的振動被抑制,最大振幅僅為Aymax=0.01,而圓柱C3在Ur=5.4~10時劇烈振動,最大振幅Aymax=0.03。與單圓柱相比,圓柱C3的振動速度區(qū)間窄,發(fā)生最大振幅時的折合流速較小(圓柱C3為Ur=7,單圓柱為Ur=10.5),但最大振幅相等,這是由于圓柱周圍存在偏轉(zhuǎn)氣流。

(a) 狀態(tài)Ⅴ,l=1.3

(b)狀態(tài)Ⅵ,l=2.8圖8 并列排布時兩種狀態(tài)下圓柱隨折合流速Ur 變化的振動位移Fig.8 Vibration displacements of the cylinders with variation in reduced flow velocity Ur in two regimes for side-by-side arrangement

4 流場尾渦結(jié)構(gòu)分布

通過上述試驗發(fā)現(xiàn),串列圓柱振動劇烈,在狀態(tài)Ⅰ、狀態(tài)Ⅱ和狀態(tài)Ⅲ為強耦合區(qū),為了獲得其近壁區(qū)流場的尾渦結(jié)構(gòu),本文基于Ansys CFX開展了流固耦合數(shù)值模擬,模擬參數(shù)與風(fēng)洞試驗的參數(shù)保持一致,并驗證了網(wǎng)格無關(guān)性和模擬設(shè)置的準(zhǔn)確性。本文選擇Q準(zhǔn)則進(jìn)行渦結(jié)構(gòu)的判別,Q準(zhǔn)則是流場中速度梯度張量的第二矩陣不變量。

根據(jù)前述串列排布的振動特征,共進(jìn)行了4組模擬,間距分別為l=1.5,2,3,3.5。通過計算,串列圓柱基于Q準(zhǔn)則的瞬時等值面渦結(jié)構(gòu)如圖9所示,可以清楚地觀察到串列圓柱在不同間距下的渦結(jié)構(gòu)。

(a)l=1.5

(c)l=3

(d)l=3.5圖9 基于Q準(zhǔn)則的串列圓柱流場瞬態(tài)等值面渦結(jié)構(gòu)Fig.9 Vortical wake structures based on the instantaneous iso-surfaces of Q criteria for tandem cylinders

圖9(a)(b)為延伸體模式,由于間距較小,并未形成穩(wěn)定的旋渦,從上游圓柱分離的自由剪切層直接越過并包裹了下游圓柱,僅在整個圓柱系統(tǒng)尾部形成一個單獨的渦街,因此l=1.5和l=2處的串列圓柱近似為一個整體。但在l=2時,下游圓柱表面上已經(jīng)附著有小旋渦,間隙渦的作用不容忽視,上述試驗結(jié)果也已經(jīng)證明其振動特性與l=1.5會略有差別。圖9(c)為重附著模式,剪切層重新附著在下游圓柱剪切層的分離點之前,并在下游圓柱的前緣間歇卷起,對下游圓柱邊界層的發(fā)展影響較小。旋渦通常從每個圓柱獨自脫落,可能會使其產(chǎn)生渦激振動,同時,前緣重附著的間隙渦會影響空氣動力分布,導(dǎo)致尾流馳振。因此,在重附著模式下,間隙渦和尾渦的耦合作用最強,振動最劇烈。圖9(d)為撞擊模式,間隙內(nèi)包含一個完整周期的渦結(jié)構(gòu),以及部分不穩(wěn)定隨機渦,尤其是對最下游圓柱C3,這部分隨機渦將直接沖擊其前緣,影響其振動特征。

根據(jù)試驗結(jié)果,狀態(tài)Ⅵ為并列排布的強耦合區(qū),選擇間距l(xiāng)=2進(jìn)行流場計算,結(jié)果如圖10所示。圖中可明顯看出各圓柱的邊界層從表面脫落,圓柱間隙不存在渦結(jié)構(gòu),圓柱C1和圓柱C3的旋渦反相脫落,但圓柱C2與圓柱C1的旋渦同相脫落,由此在近壁區(qū)構(gòu)成了偏轉(zhuǎn)流,導(dǎo)致圓柱C3尾跡較窄,圓柱C1和圓柱C2的尾跡較寬。另外,觀察圖10的旋渦強度可知,并列圓柱尾流區(qū)旋渦強度表現(xiàn)為中間強、兩側(cè)弱,但整體分布較為均勻的特征,旋渦強度最大處僅出現(xiàn)在各圓柱尾渦交匯處的極小區(qū)域內(nèi)。

圖10 基于Q準(zhǔn)則的并列圓柱流場瞬態(tài)等值 面渦結(jié)構(gòu)(l=2)Fig.10 Vortical structures based on the instantaneous iso-surfaces of Q criteria for side-by-side cylinders (l=2)

5 尾流影響區(qū)域

經(jīng)上述分析可知,多圓柱在串列排布時的振動由于受到邊界層和尾流的共同干擾,導(dǎo)致其振動形式復(fù)雜,振動響應(yīng)劇烈,這種現(xiàn)象稱之為尾流干擾。當(dāng)風(fēng)攻角改變時,各圓柱的振動響應(yīng)也將隨之發(fā)生變化,在實際工程中,風(fēng)攻角也代表了并排塔器所處風(fēng)場風(fēng)向的隨機性,因此,需要考慮該因素并借此確定尾跡影響區(qū)域的大小,在設(shè)計時則對該區(qū)域應(yīng)予以特別關(guān)注。根據(jù)上述串列排布和并列排布的振動特征,本文選取l=1.4,2.4,3.2共3個特定間距,測量其在風(fēng)攻角α∈[0°,90°]時的最大橫風(fēng)向振幅,如圖11所示。

圖11 不同間距下的尾流干擾區(qū)域

在l=1.4(見圖11(a)),α=0~30°時,圓柱C1和C2的馳振幅度由Ay=0.35急劇減小到Ay=0.04,之后,雖然圓柱C1的振幅較小,但仍存在明顯的馳振現(xiàn)象;當(dāng)α>30°時,圓柱C2的馳振現(xiàn)象消失,振幅與圓柱C3接近,均為Ay=0.016。因此,當(dāng)l=1.4時,無論風(fēng)攻角如何,圓柱C1始終處于發(fā)散式的馳振,圓柱C2僅在α≤30°時發(fā)生馳振現(xiàn)象。綜上,可確定在l=1.4時的尾流干擾邊界為α=30°。從流型的角度看,這與SUMNER等[9,12]的結(jié)果是一致的,在他們的研究中,當(dāng)l=1.125~4時,α=0~30°是典型的“小入射角流型”。

類似的,當(dāng)間距在l=2.4時(見圖11(b)),圓柱C1的振動在所有入射角都受到抑制,隨著風(fēng)攻角α的增大,3個圓柱逐漸發(fā)生近似干擾,直到在α=90°時發(fā)生剪切層干擾,此時,各圓柱附近受到偏轉(zhuǎn)流的影響,振幅降低。綜上,在l=2.4時,尾流干擾邊界為α=26°。

當(dāng)間距增大至l=3.2時(見圖11(c)),風(fēng)攻角較小時,圓柱C1和圓柱C2的振幅較為接近,然而,由于α=20°~45°附近的近距離干涉效應(yīng),3個圓柱的振幅減小到Ay<0.03,此時,僅存在間隙渦對,并且被圓柱C3外剪切層的脫落渦包裹,無法產(chǎn)生周期性渦,因此振幅很小。在該間距下,最終得到尾流干擾邊界為α=20°。

比較圖11(a)~(c),隨著間距l(xiāng)的增大,尾流干擾區(qū)逐漸變窄(30°→26°→20°),可以推斷,當(dāng)l足夠大時,尾流干擾區(qū)將接近α=0°。在歐洲標(biāo)準(zhǔn)BS EN 1994-1-4:2005中,推薦當(dāng)l≤15時,必須在α≤10°考慮橫流馳振現(xiàn)象,然而通過試驗發(fā)現(xiàn),由于尾流干擾效應(yīng),為保守起見,需要在α≤30°時考慮并排塔器的耦合振動現(xiàn)象。

6 最大振幅預(yù)測

經(jīng)上述研究可知,并排塔器在串列排布時的振動最劇烈,尤其是在間距l(xiāng)<1.6時,振動呈現(xiàn)發(fā)散的特征,振幅最大,因此,在工程設(shè)計時應(yīng)予以特別關(guān)注。目前,尚沒有合適的方法對并排塔器的橫風(fēng)向振幅進(jìn)行計算,本文基于流致振動的基本特點,即在所有排布方式和排布間距下,串列排布中上游圓柱的振幅最大,故結(jié)合尾流振子模型[13],忽略間隙渦的激振作用,將串列圓柱在狀態(tài)Ⅰ(l<1.6)時假設(shè)為一個單一柔性關(guān)節(jié)體,其周期性的尾渦(見圖9(a))被視作一個可繞上游圓柱圓心自由旋轉(zhuǎn)的尾流板,并僅用一個參數(shù)q(t)描述其激振作用。此時,耦合結(jié)構(gòu)振動方程,可對上游圓柱在l<1.6的振幅予以計算??紤]氣彈性的無量綱尾流振子模型如下:

(1)

(2)

上述方程采用MATLAB中自適應(yīng)步長的4階-5階Runge-Kutta法求解,該方程的初始條件為y1(0)=y′1(0)=q(0)=0,q′(0)=0.01,求解時長為τ/T=103,確保結(jié)構(gòu)振動達(dá)到穩(wěn)定,計算結(jié)果如圖12所示。

從圖12可以看出,采用本模型得到的模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合良好,清楚地再現(xiàn)了上游圓柱自限性的類馳振現(xiàn)象。首先,本模型可以準(zhǔn)確預(yù)測速度轉(zhuǎn)折點(見圖12),在l=1.2時,上游圓柱在第一個速度閾值Ur=6處開始振動,然后在Ur=10處劇烈振動,最后當(dāng)Ur≥11時進(jìn)入自限性大幅度振動(其次,對于不同的間距,以l=1.2和l=1.5為例),本模型均可以準(zhǔn)確得到上游圓柱的振幅。綜上,本文提出的模型可以預(yù)測并排塔器的最大振幅,代表了一種經(jīng)濟的工程方法,可用于并排塔器的預(yù)設(shè)計,初步計算最大振幅,為其工程應(yīng)用提供指導(dǎo)。

本文所提出的預(yù)測模型可以再現(xiàn)串列圓柱的流致振動響應(yīng),為小間距(l<1.6)串列圓柱類馳振的非線性振動特征提供了計算方法,為簡便起見,本文僅對該模型的建立思路和方程進(jìn)行介紹,并通過兩組試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行驗證,更具體的模型建立步驟、有效性驗證和討論可以參照文獻(xiàn)[14]。盡管本文的試驗結(jié)果與預(yù)測結(jié)果一致,但該模型在實際工程應(yīng)用中,仍需要根據(jù)不同的塔器參數(shù)(尤其針對不等直徑的并排塔器時),對模型中的氣動阻尼K、非線性系數(shù)f和干擾力系數(shù)C12進(jìn)一步修正,提高模型的適用性和預(yù)測精度。

7 結(jié)論

本文在大氣邊界層風(fēng)洞中對并排塔器的流致振動特性開展了試驗研究,獲得了其在不同間距和不同排布方式下的振動響應(yīng),分析了尾流干擾的影響范圍,并提出了并排塔器最大振幅的預(yù)測方法,主要結(jié)論如下。

(1)并排塔器在串列排布時的流致振動可分為4種狀態(tài):狀態(tài)Ⅰ(l<1.6,α=0°),圓柱C1和圓柱C2為類馳振,圓柱C3的振動被抑制;狀態(tài)Ⅱ(1.6≤l<3,α=0°),圓柱C2和圓柱C3的振動為單圓柱渦激振動(VIV)的1.8倍,圓柱C1的振動被完全抑制;狀態(tài)Ⅲ(3≤l≤5,α=0°),3個圓柱的振動顯著,且振幅為單圓柱VIV的2倍;狀態(tài)Ⅳ(5

(2)并排塔器在并列排布時的流致振動可分為兩種狀態(tài):狀態(tài)Ⅴ(l<1.6,α=90°),圓柱C1為類馳振的發(fā)散振動,但振幅較小(與串列排布相比),而圓柱C2和圓柱C3在特定的速度下小幅振動,峰值為Aymax≈0.017;狀態(tài)Ⅵ(1.6≤l≤3.2,α=90°),僅圓柱C3輕微振動,振幅小于單圓柱VIV。

(3)尾流干擾區(qū)域隨著間距的增大而減小,建議在風(fēng)攻角α<30°時,并排塔器的設(shè)計和布置均應(yīng)考慮尾流干擾效應(yīng)。

(4)在目前的工程設(shè)計中,若依據(jù)單塔的設(shè)計標(biāo)準(zhǔn),基于保守性原則,并排塔器的間距應(yīng)大于6.5;否則,當(dāng)并排塔器的間距在1.6~6.5之間時,橫流向振幅應(yīng)在單塔計算振幅的基礎(chǔ)上乘以放大因子2;此外,應(yīng)極力避免并排塔器的間距小于1.6,若無法避免,則必須安裝減振防振措施。

(5)尾流振子模型可以準(zhǔn)確地模擬小間距多圓柱由渦激振動和馳振非線性耦合的類馳振現(xiàn)象,反映了其發(fā)散性和自限性的振動特點,精確地獲得并排塔器在最危險工況下的臨界速度和振幅,可以指導(dǎo)并排塔器的預(yù)設(shè)計。

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