趙 耿，趙云浩

（江蘇金諾化工裝備有限公司，江蘇 宿遷 223800）

塔式容器在化工、石化、醫(yī)藥、石油天然氣及輕紡等行業(yè)應(yīng)用廣泛。塔式容器結(jié)構(gòu)方面的突出特點(diǎn)是高徑比大，設(shè)計(jì)時(shí)要考慮風(fēng)載荷誘發(fā)的塔體振動(dòng)[1]。風(fēng)載荷分為橫風(fēng)載荷和順風(fēng)載荷，其中橫風(fēng)載荷對(duì)塔式容器的影響和危害較大。低風(fēng)速下的橫風(fēng)載荷振動(dòng)振幅過(guò)大時(shí)，甚至?xí)＜八饺萜鞯陌踩褂谩＝陙?lái)塔式容器工業(yè)應(yīng)用朝著大型化發(fā)展，風(fēng)載荷誘發(fā)振動(dòng)的頻率也在增加[2]，處于內(nèi)部填料、塔板等內(nèi)件和外部平臺(tái)管線尚未安裝階段的裸塔，更容易發(fā)生誘導(dǎo)振動(dòng)。

國(guó)內(nèi)塔式容器設(shè)計(jì)主要依據(jù)是NB/T 47041—2014《塔式容器》[3]。NB/T 47041—2014 規(guī)定，當(dāng)塔式容器的高徑比H/D＞15且高度H＞30 m時(shí)，還應(yīng)計(jì)算橫風(fēng)向風(fēng)振。NB/T 47041—2014中提供了判別共振的方法和發(fā)生橫風(fēng)向振動(dòng)時(shí)塔頂振幅的計(jì)算方法。在塔頂振幅計(jì)算的基礎(chǔ)上，依次計(jì)算共振時(shí)組合風(fēng)彎矩和塔器的軸向應(yīng)力可以進(jìn)行塔式容器的安全性判定。但NB/T 47041—2014中未規(guī)定塔式容器振幅的許用值，現(xiàn)場(chǎng)安裝條款表述也很籠統(tǒng)，只是提出必要時(shí)應(yīng)根據(jù)需要設(shè)置螺旋形擾流片。塔式容器因而缺少振幅設(shè)計(jì)校核的具體依據(jù)。此外，常用設(shè)計(jì)軟件如SW6在風(fēng)誘導(dǎo)共振核算方面程序設(shè)計(jì)不足[4]，許多設(shè)計(jì)者回避甚至忽略了該問(wèn)題，導(dǎo)致了某些塔式容器工程項(xiàng)目中的設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果合格，設(shè)備實(shí)際安裝甚至操作時(shí)卻產(chǎn)生劇烈振動(dòng)、振幅遠(yuǎn)大于計(jì)算值的后果。

2021-08，某院設(shè)計(jì)的1臺(tái)乙二醇濃縮塔在寧夏一工業(yè)園區(qū)安裝期間發(fā)生了明顯振動(dòng)，文中以此塔式容器為例，結(jié)合NB/T 47041—2014與壓力容器設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)分析探討高聳塔式容器的橫風(fēng)向振動(dòng)設(shè)計(jì)考慮要點(diǎn)要素，補(bǔ)充和完善標(biāo)準(zhǔn)方法的不足。

1 塔式容器橫風(fēng)向振動(dòng)案例分析

1.1 振動(dòng)類(lèi)型判定

1.1.1 塔式容器概況

某乙二醇濃縮塔式容器設(shè)計(jì)參數(shù)為，壓力0.3/-0.1 MPa，設(shè)計(jì)溫度200℃，內(nèi)部介質(zhì)為乙醇、丁醇、草酸二甲酯、水等，高度49 275 mm，內(nèi)徑1 800 mm，材質(zhì) S30408+Q345R，腐蝕裕量 0 mm，厚度3+16/3+12/12 mm，內(nèi)部填料高度6 800 mm（4段）+3 200 mm（1 段），基本風(fēng)壓 450 Pa，地面粗糙度B，設(shè)備質(zhì)量（不含填料）42 160 kg。其結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)圖1。

圖1 某乙二醇濃縮塔式容器結(jié)構(gòu)尺寸示圖

1.1.2 臨界速度判定法

根據(jù)施工期間現(xiàn)場(chǎng)的視頻和圖片分析，該塔的實(shí)際振動(dòng)周期約1.1 s，振幅約0.3～0.4 m。該填料塔在現(xiàn)場(chǎng)安裝時(shí)無(wú)內(nèi)部填料，依照NB/T 47041—2014進(jìn)行空塔狀態(tài)下的振動(dòng)校核計(jì)算，得到第一振型自振周期T1=1.22 s，第二振型自振周期T2=0.22 s。第一振型臨界風(fēng)速vc1=7.45 m/s，第二振型臨界風(fēng)速vc2=41.3 m/s，設(shè)計(jì)風(fēng)速v=34.7 m/s。

若是改用SW6軟件進(jìn)行計(jì)算，按照此塔式容器材料為復(fù)合板輸入的壁厚一般是基層厚度，則會(huì)出現(xiàn)因設(shè)備設(shè)計(jì)厚度及質(zhì)量相對(duì)實(shí)際值偏小，計(jì)算出的自振周期相應(yīng)偏大的情況。這對(duì)后續(xù)振幅、強(qiáng)度等計(jì)算結(jié)果的影響偏保守，在工程上是可以接受的。

按照NB/T 47041—2014中的方法，通過(guò)比較v與vc1分情況判別共振，①若v＜vc1，不需考慮塔式容器的共振。②若vc1≤v＜vc2，應(yīng)考慮塔式容器的第一振型的振動(dòng)。③若v≥vc2，除考慮塔式容器的第一振型外還應(yīng)考慮第二振型的振動(dòng)。

現(xiàn)在該設(shè)備v=34.7 m/s，此值大于vc1而小于vc2，會(huì)產(chǎn)生第一振型的振動(dòng)。振動(dòng)期間當(dāng)?shù)氐娘L(fēng)力為 4～5級(jí)，10 m高度的風(fēng)速 v10為 5.5～10.7 m/s，塔頂?shù)娘L(fēng)速為：

風(fēng)壓高度變化系數(shù)fi按標(biāo)準(zhǔn)取值1.662，可以得到vH在7.1～13.8 m/s。對(duì)于圓截面結(jié)構(gòu)，風(fēng)速約為1～1.3倍的vc1，處于共振狀態(tài)的鎖定區(qū)域[2]。所以結(jié)合塔器的振動(dòng)情況，可以判斷該振動(dòng)為橫風(fēng)向振動(dòng),并且只發(fā)生1階振動(dòng)。

1.1.3 其他判定法

除了臨界速度的判定，還有其他的判定方法及準(zhǔn)則，文獻(xiàn)[4]中有詳細(xì)介紹和比較?，F(xiàn)主要對(duì)國(guó)內(nèi)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)使用的準(zhǔn)則進(jìn)行說(shuō)明。

橫風(fēng)向風(fēng)振機(jī)理復(fù)雜、影響因素多，工程結(jié)構(gòu)中易于遇到且機(jī)理相對(duì)清楚的振動(dòng)形式包括渦激振動(dòng)、馳振、顫振及抖振等[5]。其中，最為常見(jiàn)的是渦激振動(dòng)，又稱卡門(mén)渦街[2]，其振動(dòng)機(jī)理表述為，當(dāng)風(fēng)以一定的速度繞流圓柱形塔時(shí)，會(huì)在柱體背后的兩側(cè)形成周期性交替漩渦并以一定頻率從柱體表面上脫落，在尾流中有規(guī)律地交錯(cuò)排列成兩行。在漩渦形成和脫落過(guò)程中，塔體兩側(cè)氣壓會(huì)產(chǎn)生相同周期變化，從而在側(cè)面產(chǎn)生周期變化的升力，引起塔振動(dòng)。雷諾數(shù)大小決定著漩渦形成的規(guī)律性和頻率。

GB/T 50009 —2012 《建筑結(jié)構(gòu)載荷規(guī)范》[6]基于雷諾數(shù)大小，將風(fēng)振劃分為亞臨界、超臨界、跨臨界3種，并規(guī)定當(dāng)亞臨界和跨臨界風(fēng)振時(shí)進(jìn)行橫風(fēng)向核算，當(dāng)超臨界風(fēng)振時(shí)可以不考慮。但實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)是，符合超臨界范圍的風(fēng)振會(huì)導(dǎo)致建筑物劇烈振動(dòng)，本文討論的塔式容器便是發(fā)生了該范圍內(nèi)的風(fēng)動(dòng)。可見(jiàn)，雷諾數(shù)對(duì)氣動(dòng)阻尼參數(shù)影響較大，更能反映振動(dòng)效應(yīng)[7]，影響升力系數(shù)，作為判定準(zhǔn)則則存在一定不足。

GB/T 50051—2021《煙囪工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[8]中不再以雷諾數(shù)作為判定鋼制煙囪共振條件，而是改用臨界風(fēng)速判定依據(jù)。GB/T 50051—2021對(duì)振動(dòng)強(qiáng)度進(jìn)行判定，使用煙囪的單位質(zhì)量和阻尼計(jì)算斯科頓數(shù)Sc，依據(jù)Sc值判斷是否采取相應(yīng)的措施避免煙囪變形過(guò)大破壞或疲勞破壞。GB/T 50051—2021規(guī)定，①當(dāng)Sc≤5時(shí)，應(yīng)安裝減振裝置。②當(dāng)5＜Sc≤15時(shí)，可安裝減振裝置，或進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)。③當(dāng)Sc＞15時(shí)，可不安裝減振裝置?？账O(shè)計(jì)可以參考這種判定準(zhǔn)則。

Sc計(jì)算如下：

其中

式中，ρa(bǔ)為空氣質(zhì)量密度， 取值 1.25 kg/m3；d1為煙囪頂部1/3高度范圍筒身平均外直徑，m；ξs為煙囪結(jié)構(gòu)阻尼比，標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定為0.01；me為當(dāng)量單位高度質(zhì)量，m(z)為單位高度質(zhì)量，kg/m；?1(z)為第一階振型。

1.2 共振振幅分析

1.2.1 問(wèn)題

依據(jù)NB/T 47041—2014，振幅按下式計(jì)算。

式中，CL為升力系數(shù)，與雷諾數(shù)相關(guān)；Do為設(shè)備外徑，H為容器高度，mm；υci為共振時(shí)臨界風(fēng)速，m/s；λi為計(jì)算系數(shù)，按 NB/T 47041—2014選??；G為系數(shù)，按NB/T 47041—2014選??；ξi為阻尼比；Et為設(shè)備的彈性模量，MPa；I為設(shè)備截面慣性矩，mm4。

從式（4）可以看出，振幅的影響因素有很多，但在設(shè)備外形尺寸、設(shè)備質(zhì)量、材料、外界環(huán)境相同的情況下，影響振幅計(jì)算結(jié)果的因素就明確為阻尼比。對(duì)現(xiàn)場(chǎng)發(fā)生共振晃動(dòng)的乙二醇濃縮塔應(yīng)用式（4）計(jì)算振幅。NB/T 47041—2014中規(guī)定的阻尼比在0.01～0.03，校核計(jì)算時(shí)選取的值為0.01。因振幅與阻尼比成反比，而實(shí)際的振幅又大，可定性判斷出相應(yīng)空塔狀態(tài)下的阻尼比會(huì)標(biāo)準(zhǔn)最小值還要小。

1.2.2 討論

阻尼比是線性黏性阻尼系數(shù)和臨界阻尼的比值，其大小與塔器材料、結(jié)構(gòu)尺寸、內(nèi)部填料或塔盤(pán)、振型等因素有關(guān)，受塔式容器的種類(lèi)、尺寸、結(jié)構(gòu)的多樣性及其越來(lái)越復(fù)雜的發(fā)展趨勢(shì)限制，阻尼比還沒(méi)有標(biāo)準(zhǔn)化的統(tǒng)一計(jì)算公式，目前主要是通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到。

文獻(xiàn)[9]中通過(guò)實(shí)驗(yàn)?zāi)M特定結(jié)構(gòu)塔的振動(dòng)得出結(jié)論，該塔在無(wú)塔盤(pán)和有塔盤(pán)時(shí)的一階固有頻率一致，即振動(dòng)周期相同，并且塔盤(pán)內(nèi)的液體可以增大塔體的阻尼比。于此可以看出，一定小間距均布的塔盤(pán)有增大阻尼比的作用，操作工況的物料也有增大阻尼比的作用。填料塔中填料也是有效的阻尼物，在振動(dòng)時(shí)，填料內(nèi)部的流體也會(huì)隨之晃動(dòng)改變分布[10]，這也會(huì)增加阻尼比。

塔式容器操作工況阻尼比通常不會(huì)小于NB/T 47041—2014中的阻尼比推薦值，但某些大高徑比的高聳塔式容器會(huì)有例外，其實(shí)際振幅相應(yīng)超出計(jì)算振幅。塔式容器結(jié)構(gòu)種類(lèi)繁多，其操作工況下的阻尼比無(wú)法具體計(jì)算，多通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出。本文僅計(jì)算空塔下的阻尼比。

SH/T 3098—2011《石油化工塔器設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]附錄F中建議，在進(jìn)行風(fēng)力和風(fēng)彎矩校核計(jì)算后，再增加裸塔（即無(wú)保溫、無(wú)平臺(tái)梯子、無(wú)管道連接、無(wú)介質(zhì)的塔器）的橫風(fēng)向共振計(jì)算校核，且此時(shí)一階振型的阻尼比取值不應(yīng)高于正常操作工況時(shí)的阻尼比。SH/T 3098—2011未進(jìn)一步給出空塔阻尼比具體計(jì)算公式。

ASME STS-1—2017《Steel Stacks》[12]中 將煙囪阻尼比定義為結(jié)構(gòu)阻尼比+氣動(dòng)阻尼比。其中，結(jié)構(gòu)阻尼比與煙囪支承形式和內(nèi)部是否有襯里有關(guān)，不帶襯里的剛性支承煙囪的結(jié)構(gòu)阻尼比ξs為0.002,氣動(dòng)阻尼比ξa用下式計(jì)算。

式中，Cf為升力系數(shù)，按 ASME STS-1—2017選??；ρ為空氣密度，kg/m3；為煙囪頂部 1/3高度范圍筒身平均外直徑，m；v為平均風(fēng)速，m/s，此處可以取一階臨界風(fēng)速；ma為距離煙囪頂1/3處的單位長(zhǎng)度質(zhì)量，kg/m，可以按式（3）計(jì)算；f1為煙囪的一階振動(dòng)頻率，Hz。空塔構(gòu)造與煙囪相似，確定空塔橫風(fēng)向振幅時(shí)，可以參考式（5）計(jì)算阻尼比，然后將阻尼比計(jì)算值代入式 （4）中計(jì)算振幅，得到的振幅計(jì)算結(jié)果可作為判斷塔式容器振動(dòng)情況的考量項(xiàng)。

2 塔式容器橫風(fēng)向振動(dòng)案例有限元分析

2.1 振動(dòng)特性模態(tài)

常規(guī)計(jì)算中，不同厚度的塔式容器的計(jì)算模型為多自由度體系，求解方法是利用折算質(zhì)量法求其近似解。該方法只能求出基本振型的自振周期，高振型的自振周期還要采用其他的計(jì)算方法。為了更準(zhǔn)確地計(jì)算自振周期，下面進(jìn)行有限元分析，對(duì)乙二醇濃縮塔進(jìn)行振動(dòng)特性模態(tài)分析，求解前三階的振動(dòng)周期。

簡(jiǎn)化模型，僅對(duì)筒體進(jìn)行建模，略去接管、法蘭等部件，將質(zhì)量集中到殼體上。根據(jù)筒體復(fù)合板厚度和式（6），計(jì)算當(dāng)量彈性模量 Et，彈性模量取30℃時(shí)數(shù)據(jù)。分別在空塔和操作（不考慮內(nèi)部壓力）兩種情況下進(jìn)行模態(tài)分析。因填料的彈性模量相對(duì)較小，在操作工況將填料的質(zhì)量當(dāng)量到殼體上，填料的含液密度為210.7 kg/m3。分段計(jì)算Et，計(jì)算過(guò)程中需要的第一段～第四段筒體的彈性模量依次為2.005×1011MPa、1.996×1011MPa、1.993×1011MPa、1.943×1011MPa，第一段～第四段筒體的密度見(jiàn)表1。

表1 筒體復(fù)合板厚度計(jì)算用分段密度 kg/m3

式中，E1為基層材料彈性模量，E2為復(fù)層材料彈性模量，MPa；δ1為基層材料的有效厚度，δ2為復(fù)層材料的有效厚度，mm。

使用殼單元shell63建模，然后進(jìn)行模型的振動(dòng)模態(tài)分析，得到的前3階空塔狀態(tài)下多階振動(dòng)特性見(jiàn)圖2。根據(jù)圖2中振動(dòng)頻率計(jì)算的振動(dòng)周期見(jiàn)表2。

圖2 空塔狀態(tài)塔式容器通體模型下1階～3階振動(dòng)特性圖

表2 模態(tài)分析得到的前3階振動(dòng)周期 s

由表2可知，空塔狀態(tài)下第一階振動(dòng)周期為1.06 s，上文中采用SW6計(jì)算結(jié)果1.22 s與之的誤差率為15%。同時(shí)，操作工況時(shí)的一階振動(dòng)周期1.38 s比空塔狀態(tài)下的一階振動(dòng)周期1.06 s大。由此可見(jiàn)，同樣條件下，塔體質(zhì)量增大，振動(dòng)周期隨之增大。該塔的前三階振動(dòng)曲線與文獻(xiàn)[3]附錄B中曲線一致。

2.2 塔器橫風(fēng)向激勵(lì)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

2.2.1 橫風(fēng)壓

共振產(chǎn)生的橫風(fēng)向力可參照文獻(xiàn) [13]采用CFX流體計(jì)算方法得到，該方法可以得到較為準(zhǔn)確的橫向力幅值和直觀的力分布。為簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，采用文獻(xiàn)[5]中的公式計(jì)算：

該公式也是NB/T 47041—2014中所采用的，能夠滿足工程上的使用需求。將塔任意高度z換成常用的符號(hào)h表示，得到高度h處的臨界風(fēng)速又已知渦流脫落頻率 ωs=2fi，帶入公式后得到塔任意高度風(fēng)壓值p(h,t):

式中，h為設(shè)備任意位置高度，H為設(shè)備有效總高度，m； 指數(shù) α 按粗糙度 A、B、C、D分別取 0.12、0.16、0.22和 0.3，本塔按粗糙度 B選取為0.16；fi為共振頻率，Hz。

根據(jù)空塔分析的振動(dòng)周期結(jié)果，可以得到vc1=8.6 m/s，在一階臨界速度下的雷諾數(shù)Re=1.08×106，CL取0.2。因振幅在1.3倍的臨界速度下最大，所以將11.18 m/s代入式（7）計(jì)算，得設(shè)備受到的橫向風(fēng)壓p(h,t)=28.5×(h/49.3)0.32×sin(5.93 t)。阻尼比按照式（5）計(jì)算得氣動(dòng)阻尼比 ξa=0.000 56， 其中 ma按照式 （3） 計(jì)算為591.7 kg/m。該乙二醇濃縮塔空塔時(shí)的一階阻尼比為0.002 56。

在上述模型的基礎(chǔ)上，瞬時(shí)動(dòng)態(tài)分析使用最為精確的full法進(jìn)行求解，假定風(fēng)向?yàn)閦軸的方向，所以在x軸方向施加橫風(fēng)向載荷p(h,t)。因?yàn)橐叶紳饪s塔的振動(dòng)周期很小，設(shè)置的載荷步要足夠小，計(jì)算出的振幅才能是準(zhǔn)確的。

2.2.2 塔頂振幅

用乙二醇濃縮塔模型進(jìn)行風(fēng)載荷模擬，得到塔頂振幅隨時(shí)間變化情況，見(jiàn)圖3。由圖3可以看出，塔的振幅由零逐漸增大，在80 s左右增加至最大值，隨后按該振幅進(jìn)行振動(dòng)。最終得到的x向的振幅為0.335 m。該結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際振幅情況吻合。當(dāng)阻尼比為0.002 56時(shí)，使用SW6按NB/T47041—2014計(jì)算，得出的振幅為0.221 m,分析值為其1.52倍。這是NB/T47041—2014中未考慮在1.3倍的臨界風(fēng)速下的共振，所以NB/T 47041—2014的公式應(yīng)予以一定的修正，以考慮苛刻的工況。

圖3 乙二醇濃縮塔塔頂振幅隨時(shí)間變化情況

2.2.3 軸向應(yīng)力

風(fēng)振需要校核的應(yīng)力為圖3上穩(wěn)定振動(dòng)最大振幅時(shí)間點(diǎn)82.47 s時(shí)刻對(duì)應(yīng)彎矩所致的軸向應(yīng)力，即是模型中的y軸應(yīng)力。風(fēng)振模擬得到的乙二醇濃縮塔模型塔體軸向應(yīng)力分布見(jiàn)圖4。由圖4可知，最大軸向應(yīng)力在裙座與下封頭的焊縫處,最大壓應(yīng)力σ1=143 MPa，最大拉應(yīng)力σ2=134 MPa。材料許用應(yīng)力[σ]t=185 MPa，錐殼材料外壓應(yīng)力系數(shù)B=153 MPa。載荷組合系數(shù)K=1.2,進(jìn)行應(yīng)力校核，σ1＜K[σ]tφ=1.2×185×0.85=188.7(MPa)，σ2＜KB cos2β=1.2×153×cos24.8=182.3(MPa)。應(yīng)力校核合格。

圖4 乙二醇濃縮塔塔體軸向應(yīng)力分布云圖及裙座部分放大圖

再對(duì)該處進(jìn)行疲勞校核，對(duì)交變應(yīng)力幅值考慮焊縫系數(shù) K1=1.2[14]后計(jì) 算為 σalt=K1（σ1+σ2）/2=1.2×（143+134）/2=166.2(MPa)，查詢 JB4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)（2005年確認(rèn)）》[15]中C-1疲勞曲線，得空塔運(yùn)行狀態(tài)下的循環(huán)振動(dòng)次數(shù)N=6.5×104,已知振動(dòng)周期為1.06 s，據(jù)此可計(jì)算得到允許連續(xù)振動(dòng)的時(shí)間為19.1 h。乙二醇濃縮塔實(shí)際安裝要數(shù)月時(shí)間，遠(yuǎn)超19.1 h的允許連續(xù)振動(dòng)時(shí)間，所以安全隱患極大，必須采取相應(yīng)的措施，如平臺(tái)與塔同步安裝、內(nèi)部填料盡快裝填、頂部增焊破風(fēng)圈等，以避免連續(xù)振動(dòng)的產(chǎn)生，防止設(shè)備變形及焊縫疲勞斷裂。

2.2.4 操作工況風(fēng)振

按上面的步驟計(jì)算設(shè)備操作工況振動(dòng)情況，此時(shí)的臨界速度6.61 m/s，設(shè)備受到的橫風(fēng)壓為p(h,t)=16.78×(h/49.3)0.32×sin(4.55t)。 因操作工況下阻尼比不能準(zhǔn)確計(jì)算，所以無(wú)法得出具體的振幅。比較可以看出，相比空塔工況時(shí)的情況，操作工況設(shè)備受到的橫風(fēng)壓較小，阻尼比較大，振幅相應(yīng)也較小。

推薦做法是，操作工況下，首先按照阻尼比0.01計(jì)算出塔式容器振動(dòng)的斯科頓數(shù)Sc，然后根據(jù)Sc判斷是否采取措施防止振動(dòng)。

2.3 校核計(jì)算結(jié)果

對(duì)乙二醇濃縮塔橫向風(fēng)振校核計(jì)算工況及計(jì)算得到的臨界速度vC、當(dāng)量單位高度質(zhì)量me、計(jì)算阻尼比ξ、分析計(jì)算的頂部最大振幅Y、按計(jì)算阻尼比SW6計(jì)算的頂部最大振幅Y1、標(biāo)準(zhǔn)阻尼比ξ0、按標(biāo)準(zhǔn)阻尼比標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算的頂部最大振幅Y0、實(shí)際頂部最大振幅Y2、連續(xù)振動(dòng)時(shí)間t進(jìn)行匯總，見(jiàn)表3。

表3 乙二醇濃縮塔橫向風(fēng)振校核計(jì)算工況及結(jié)果匯總

3 結(jié)語(yǔ)

對(duì)安裝期間發(fā)生明顯振動(dòng)的某乙二醇濃縮塔進(jìn)行了橫向風(fēng)振校核計(jì)算和計(jì)算方法探討，形成如下認(rèn)識(shí)：

(1)空塔狀態(tài)按ASME STS-1—2017計(jì)算阻尼比分析得到的頂部最大振幅與實(shí)際最大振幅的誤差在10.5%～19.4%，按NB/T 47041—2014中阻尼比得到的振幅的誤差在457%～642%。計(jì)算阻尼比更加接近填料塔的實(shí)際阻尼比，但若需要準(zhǔn)確的值還需要一定的理論和數(shù)學(xué)模型的計(jì)算。同時(shí)，建議標(biāo)準(zhǔn)中振幅計(jì)算需添加修正系數(shù)，考慮到苛刻情況下1.3倍臨界風(fēng)速導(dǎo)致的最大振幅。

(2)空塔狀態(tài)下斯科頓數(shù)Sc=2.94，按GB/T 50051—2021應(yīng)安裝減振裝置，這與分析計(jì)算結(jié)果是一致的，需要考慮疲勞損傷。操作狀態(tài)下斯科頓數(shù)Sc=5.08，按GB/T50051—2021應(yīng)安裝減振裝置，或進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)，給操作工況下塔器振動(dòng)設(shè)計(jì)提供一定的參考。

（3）使用軟件SW6計(jì)算,將計(jì)算阻尼帶入得到空塔的最大振幅更接近實(shí)際的振幅，標(biāo)準(zhǔn)阻尼比得到的振幅不能反映空塔實(shí)際振動(dòng)情況。同時(shí)斯科頓數(shù)Sc結(jié)果對(duì)于空塔計(jì)算具有正確的導(dǎo)向性，所以在不具備分析設(shè)計(jì)能力時(shí)，可采用計(jì)算阻尼比來(lái)計(jì)算空塔振幅，并進(jìn)行相關(guān)強(qiáng)度校核，再使用斯科頓數(shù)Sc判定空塔狀態(tài)下的安全性，從而判定是否需要添加擾流裝置或減振控制系統(tǒng)。

（4）空塔結(jié)構(gòu)與煙囪相近，上述計(jì)算的準(zhǔn)確性僅針對(duì)空塔，特別是填料塔的空塔。板式塔有相對(duì)密集的塔盤(pán)支撐，空塔下可能會(huì)有較大的阻尼比。操作工況下的塔無(wú)法定量計(jì)算，文中計(jì)算不適用于操作工況。同時(shí)，本文的分析僅僅是個(gè)例的填料塔，所以僅作為工程設(shè)計(jì)過(guò)程的參考。