碳四裝置塔器風誘導共振原因分析與對策

宋全祝

（中國神華煤制油化工有限公司北京工程分公司，北京市東城區，100011）

由神華集團公司投資建設的某煤化工項目，為進一步提高副產品碳四的綜合利用價值，于2011年初開工建設神華某碳四裝置，到2012年5月完成管道安裝。在裝置 “三查四定”期間，發現脫除塔 （T-1402）和精餾塔 （T-1403）風振劇烈。6月4日進行氮氣試壓時，發現精餾塔頂法蘭泄露，初步判斷此處泄露與塔器的撓度超標有關。碳四裝置現場情況詳見圖1，圖中最高的兩臺設備為脫除塔和精餾塔。

1 兩臺塔設計參數

脫除塔和精餾塔按照 《固定式壓力容器安全技術監察規程》 （TSGR0004-2009）、 《鋼制壓力容器》（GB150-1998）、《鋼制塔式容器》（JB／T4710-2005）進行設計和制造，其設計參數詳見表1。

圖1 碳四裝置現場照片

表1 脫除塔和精餾塔設計參數

脫除塔和精餾塔為獨立布置，設備間距為12000mm。這兩臺設備由上海某工程公司設計，江蘇某壓力容器制造廠制造。

2 風振原因分析

塔器設備是直立的高聳結構，風載荷是一種經常作用的重要載荷。風載荷對塔器的作用有兩項，在順風向承受風力作用時產生與風向相同的振動；在垂直于風向方向，由于受到風力作用而產生橫向振動，其振動軌跡是一個橢圓形的軌道。橫風向振動，也稱誘導振動，其對設備的危害性比順風向振動更大。

一個細長的塔器設備可看為圓柱體在速度為V的風中佇立，在圓截面上作用著兩個力，即順風向的阻力和垂直方向的側向力。側向力的產生是由于風在吹向圓柱體時，平行的氣流受到干擾，在圓柱體背后兩側周期性交替形成旋渦，從塔體有規律地脫落形成渦街被稱為卡曼渦街。旋渦脫落時，會產生垂直于風向的側向力，因而側向力也是周期性交替地作用在塔體上，使得塔體產生垂直于風向的橫向振動 （又稱風的誘導振動）。橫向力作用頻率（即旋渦的脫落頻率）一旦與塔器的自振頻率相近或相等時，塔器將會發生共振。共振時塔器將產生很大的振幅和內力，其內力值將數倍于順風向振動所產生的內力值，這是非常危險的。

在國內，塔器發生誘導共振的事例已多次出現。例如：天津乙烯生產裝置中的關鍵設備乙烯精餾塔，高74.537m，內徑2.45m，系從西班牙進口。1994年6 月下旬，已處于安裝階段的后期，只待裝入全部塔板，便可準備試運行。但在6 月23～24日下午遇到3～4級陣風，塔體發生劇烈的振動，持續時間長達3h，塔振動方向與風向垂直。用儀器測量塔頂振幅，沿風向的為15 mm，而垂直于風向的為325 mm，為前者的21.75 倍。振動頻率約為0.4 Hz，接近于塔的自振頻率。分析表明這起事故是卡曼旋渦誘發的振動。又如：2008年，國內另一乙烯裝置脫甲烷塔 （直徑為2600mm／3600mm，高77700mm，尚未投產就發生了風誘導振動，并導致設備多處嚴重開裂。

因此，在塔器設計時，必須進行風誘導振動校驗，使塔器的強度和疲勞壽命能滿足風誘導振動的要求。

旋渦的形成和脫落，與流體 （空氣）流動時的雷諾數 （Re）有關。當雷諾數 （Re）＜5時為無分離流動階段；5～15≤Re＜40時尾流中出現一對穩定的旋渦；40≤Re＜90時及90≤Re＜150時渦道呈層流的兩個階段；150≤Re＜300時為過渡階段，旋渦脫落很不規則；300≤Re＜3×105范圍內旋渦脫落重新變得規律和呈周期性；3×105≤Re＜3.5×106 時卡曼渦街消失；Re＞3.5×106時卡曼渦街重新出現。所以工程上劃分3個臨界區域：亞臨界區、過渡區和超臨界區。亞臨界區通常取300≤Re＜3×105，過渡區為3×105≤Re＜3.5×106，而超臨界區為Re≥3.5×106。

由于誘導振動機理比較復雜，國內開展這方面的研究也不過十余年，直到近幾年，誘導振動的問題才逐漸成為關注的重點。國內塔器設計標準——JB／T4710-2005 《鋼制塔式容器》以前的版本及相關標準均未對誘導振動的計算及控制方法做出規定，因此，絕大多數塔器設備設計均未考慮誘導振動問題。JB 4710-2005發布后，雖然增加了附錄A “橫風向的風力和風彎矩計算”，提出了高度（H）大于30m、高徑比H／D 大于15的塔器在共振時橫風力的計算方法，目前通用的塔器計算軟件SW6，雖然據此增加了橫風力計算的功能，但還不能稱其為完整的振動分析，計算書中甚至還沒有給出明確的提示和結論。

脫除塔設備總高為78779mm，遠大于30 m，高度和直徑之比39.39，遠大于15；精餾塔總高為80370mm，遠大于30m，高度和直徑之比33.49，遠大于15。按照 《鋼制塔式容器》 （JB／T4710-2005）附錄A “橫風向的風力和風彎矩計算”的要求，需要計算塔器共振時橫風力和風彎矩。采用SW6對脫除塔和精餾塔誘導振動的部分計算結果詳見表2。

表2 脫除塔和精餾塔橫誘導振動的部分計算結果

從表2可以看出，脫除塔 （T-1402）雷諾數（Re）為6.39×106，大于3.5×106，屬于超臨界區，由于設計風速 （v）為42.41 m／s，當風速接近第一陣型臨界風速 （VC1）為2.63m／s時，塔器會發生風誘導共振；風速超過2.63m／s時，塔器風振將會減弱；當風速接近第二陣型臨界風速（VC2）為13.54m／s時，塔器會再次發生風誘導共振；風速超過13.54m／s時，塔器風振再次減弱。

精餾塔 （T-1403）雷諾數 （Re）為7.60×106，大于3.5×106，屬于超臨界區，由于設計風速 （v）為42.56 m／s，當風速接近第一陣型臨界風速 （VC1）為3.21m／s時，塔器會發生風誘導共振；風速超過3.21m／s時，塔器風振將減弱；當風速接近第二陣型臨界風速 （VC2）為17.31 m／s時，塔器會再次發生風誘導共振；風速超過17.31 m／s時，塔器風振將減弱。

當風速在2.63～17.31m／s范圍變化時，隨時有可能引起脫除塔和精餾塔發生風誘導共振，而設計院在設計上未采取任何的防振措施。第一、二、三階陣型曲線圖詳見圖2。

圖2 第一、二、三階陣型曲線

3 兩塔防振措施

為了減少風誘導共振對直立的高聳結構設備的影響，根據有關文獻詳細分析，塔器設備可采取以下幾種防振措施。

3.1 增大塔的自振周期

增加塔的直徑，降低塔高都可增大塔的自振周期，但必須與工藝操作條件結合起來一同考慮；加大壁厚或采用密度小、彈性模量大的結構材料也可增大塔的自振周期；如果條件許可，在相應于塔的第二振型曲線節點位置處加設一個鉸支座，可以有效達到增大自振周期的目的。由于脫除塔 （T-1402）和精餾塔 （T-1403）已經完成制造和安裝，增加塔的直徑，降低塔高或改變設備的材料都是不現實。

3.2 增加塔的阻尼

增加塔的阻尼對抑制塔的振動起很大的作用。塔盤上的液體或填料都是有效的阻尼物。有的研究表明，塔盤上的液體可以將減少振幅10%。脫除塔 （T-1402）和精餾塔 （T-1403）發生風誘導共振時設備還未投入使用。當這兩臺塔器投料后，塔的阻尼系數將增大，改變其自振周期，其風振會減小。

圖3 軸向翅片擾流板示意圖

3.3 采用擾流裝置

實踐證明，塔器設備上的平臺、梯子和外部設置擾流裝置都能起到擾亂卡曼旋渦的作用。一般擾流裝置采用兩種形式，一種是軸向翅片擾流板，另外一種是螺旋擾流板。

（1）軸向翅片擾流板。

為了防止或減緩塔的振動，參照國內外工程建設經驗，可在塔頂上部占塔高1／3 的范圍內設置軸向翅片擾流板，詳見圖3，翅片長度 （L）為塔直徑 （D）的0.75～0.9 倍。翅片寬度 （b）為塔直徑 （D）的0.09倍。同一圓周上的翅片數為4，相互間的夾角為90°。相鄰圓周上的翅片彼此錯開30°角。裝上軸向翅片的直立設備，振動時產生的振幅，預期為無翅片時的1／3。

（2）螺旋擾流板。

一般布置在圓柱形設備上部總高1／3 的范圍內加設螺旋擾流板，其結構形式詳見圖4。翅片呈螺旋形，頭數一般為3，相互間錯開120°。螺距（L）為直徑 （D）的5 倍，翅片寬度為直徑 （D）的0.1倍。螺旋擾流板比軸向翅片擾流板防振效果更好。

為了確保脫除塔和精餾塔設計的安全可靠，實現兩塔設備安全穩定運行，本項目于2012年7月23日在北京組織召開 “兩塔風振問題專家評審會”。本次評審會特別邀請了3位國內知名的壓力容器專家參加。專家組首先聽取了有關項目總體情況介紹，以及設計單位對脫除塔和精餾塔設計情況的介紹。專家們對脫除塔和精餾塔發生風振原因、防振措施進行了認真地討論，最終形成并簽署了專家意見。專家建議從塔頂向下35m 加設螺旋擾流板，考慮今后可根據需要再增設一些擾流板，建議一次性設置擾流板支架于塔上部1／2范圍。

設計院按照專家意見對脫除塔和精餾塔進行加設螺旋擾流板設計。脫除塔和精餾塔均按照從塔頂向下35m 加螺旋擾流板，均設置3頭螺旋擾流板，相互間錯開120°，并最終讓江蘇某壓力容器制造廠負責對脫除塔和精餾塔加設螺旋擾流板進行現場施工。

4 防振實施效果

為了驗證防振措施實施效果，本項目與中電投工程研究所檢測評估中心合作，測定脫除塔和精餾塔加設螺旋擾流板前后的振動特性，包括一階頻率、阻尼比及振動位移，以便對防振效果做出評判。

圖4 螺旋擾流板示意圖

4.1 振動特性檢測

脫除塔 （T-1402）和精餾塔 （T-1403）的振動特性需要檢測識別，并分成三個工況檢測：

工況1：加設塔器擾流器前有介質的工況；

工況2：加設塔器擾流器前空塔的工況；

工況3：增設擾流裝置后的工況。

本次檢測選取脫除塔 （T-1402）距離地面35.02m 平臺作為該塔數據采樣點，精餾塔 （T-1403）距離地面35.42 m 的平臺為數據采樣點，檢測測點為選定的2個，如圖5所示。在測點布置了1個水平向低頻振動拾振器，分別采集在風載荷下塔的振動數據。

兩塔振動數據采集時間段3 個，分別為2012年8月22日、2012年10月11日、2013年3月28日，對約定的3個工況進行振動檢測。

低頻振動拾振器的布置方向選擇塔晃動最大的方向，數據采集頻段選取0～12 Hz頻段。在選定時段內測得的振動位移最大值見表3。

圖5 兩塔測點布置圖

表3 測點最大振動位移

根據有限元模型的計算結果，在外界擾力作用下，兩塔的頂部位移與檢測點的最大位移比值，分別為4.39和4.43，根據塔的受激勵后的振型計算在三種工況下的檢測的時段，塔頂最大位移詳見表4。

表4 風載荷下塔頂最大位移

對兩塔在受風載荷下的振動數據做FFT 變換，得到塔的振動信號功率譜數據，通過與有限元模型計算結果對比，識別塔的一階固有頻率，利用半功率法計算固有頻率對應的阻尼比。風載荷激勵作用下的測得塔的一階固有頻率及對應的阻尼比詳見表5。

4.2 檢測結論

在3種工況下，檢測計算得脫除塔的最大振動位移分別為0.57m、0.92m、0.0114m。增設螺旋擾流板后的工況 （工況3）后，脫除塔的最大振動位移分別是工況1和工況2的2%和1.2%；精餾塔的最大振動位移分別為0.49 m、1.02 m、0.0128 m。增設螺旋擾流板后的工況 （工況3）后，精餾塔的最大振動位移分別是工況1和工況2的2.6%和1.3%。增設擾流裝置后，對于減少塔器的最大振幅效果明顯。

表5 塔的一階固有頻率及阻尼比檢測結果

5 結論

脫除塔和精餾塔未加擾流器前，有介質的工況最大振動位移較大，尤其在空塔工況振動最大，增設擾流器后最大振動位移明顯減少，說明通過增加螺旋擾流板大大提高了塔在風作用下的等效阻尼，取得了比較好的效果。

誘導振動對塔器等直立設備的危害比順風向振動更大，目前國內塔器設計標準—— 《鋼制塔式容器》（JB／T4710-2005）附錄A，作為振動分析的指導性標準，具有十分重要的作用，但目前設計院常用的SW6塔器計算軟件還不能給出完整的振動判斷結果。需要設計者根據SW6 塔器計算結果，進行進一步分析和判斷，提出合理避免誘導振動的解決方案。

［1］ TSG R0004-2009，固定式壓力容器安全技術監察規程 ［S］

［2］ GB150-2011，壓力容器 ［S］

［3］ JB／T4710-2005，鋼制塔式容器 ［S］

［4］ SH／T3098-2011，石油化工塔器設計規范 ［S］

［5］ 路秀林，王者相.化工設備全書—塔設備 ［M］.北京：化學工業出版社，2004