可移動式減晃板在AFT結構中的應用與減振效果分析

宋 波，周 恒，李 邦

(1.北京科技大學 a.土木與資源工程學院, b.強震區軌道交通工程抗震研究北京市國際科技合作基地，北京 100083；2.國核電力規劃設計研究院有限公司，北京 100095)

近年來火力發電廠的脫硫設備不斷發展，脫硫吸收塔中的石灰石漿液需要由吸收塔外漿液池結構(absorber feed tank，AFT)提供。該種結構為混凝土框架支撐上部漿液罐的復合結構，上部漿液罐具有罐壁薄、容積大的特點[1]。AFT結構在運行過程中，由于攪拌機的不停攪動，漿液罐內漿液會產生巨幅非線性晃動，巨大的沖擊力沖擊罐壁，加劇了結構的振動。這不僅會影響到其它生產設備的正常運行以及工作人員的身心健康，嚴重時還會導致設備事故甚至建筑結構事故，造成重大經濟損失[2]。

相比常規靜止放置的儲液罐，AFT結構上部的漿液罐所處環境更加惡劣、受力特性更加復雜。在《立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范》(GB 50341-2014)[3]中明確規定：固定頂油罐和浮頂油罐的設計最高液位到罐壁上沿的距離應大于液面晃動波高。因此，若能有效降低漿液的晃動波高，也可對漿液罐的優化設計起到良好的作用。本文提出在漿液罐內設置可移動式圓形減晃板裝置，以降低設備運行中漿液的晃動波高，減輕漿液晃動對AFT結構的振動影響，運用ADINA有限元軟件，建立有、無減晃板裝置的兩種流固耦合模型，分析正常運行狀態下與近遠場地震作用下可移動式減晃板裝置對AFT結構的減振效果。

1 AFT結構現場監測

對赤峰市某火力發電廠內AFT結構進行現場監測，結構所處地區抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度值為0.1g，場地類別為Ⅱ類場地。該AFT結構整體上分為兩部分，如圖1所示，下部為規則圓形混凝土結構，半徑為5.5 m，包含7根方形截面混凝土框架柱，并設置有兩道圈梁，柱頂為一圓形底板，半徑為7 m，上部為一立式漿液罐，結構在整體上屬于典型的“頭重腳輕”結構。下部混凝土強度等級為C30，上部漿液罐材料為Q235鋼，結構的具體設計數據見表1.

圖1 AFT結構示意圖

表1 AFT結構設計參數

采用941B型超低頻測振儀對漿液罐的振動位移與加速度進行布點監測，漿液罐監測點布置圖如圖2所示：沿漿液罐豎向布置2個測點，豎向1號、2號測點分別對應于漿液罐底部與漿液罐頂部。

圖2 監測點布置圖

對AFT結構正常運行時漿液罐的振動位移與加速度進行現場監測，監測時間為10 s，監測點位移時程曲線與加速度時程曲線如圖3所示。

圖3 漿液罐監測點位移時程與加速度時程曲線圖

從圖3可知，漿液罐的振動位移值沿漿液罐的高度增大而略有增大，加速度值沿漿液罐高度增加而減小，造成這一現象的原因為漿液攪拌機在漿液罐底部，在正常工作時，漿液罐底部位移值雖小，但加速度值比較大。

2 可移動式減晃板減振機制與設計

2.1 減晃板減振機制

在分析二維儲液容器內液體自由晃動問題時，對Navier-Stokes方程分離變量就能得到液體自由晃動的固有頻率，可將儲液容器內的液體視為不可壓縮、無黏、無旋的理想液體，則液體晃動時不同階的固有頻率為[4]：

(1)

式中：a為底部截面寬度，h為容器內液體高度，n為階數。

儲液罐內液體晃動時，由于罐壁的阻礙作用，液體會對罐壁產生沖擊力。根據全球晃蕩標準實驗(sloshing model test benchmark，SMT)，液體沖擊罐壁激勵位移公式由正弦和雙曲正切疊加組成，見式(2)[5].

(2)

式中：i=2，η2a為橫蕩激勵振幅，t為實驗時間，T為激勵周期，y為激勵位移，單次沖擊實驗的時間為兩個激勵周期。

在儲液容器的晃動問題中，一般只考慮液體晃動時的波高以及對容器壁面的壓強。根據伯努利方程，液體動壓p計算公式為[6]：

(3)

式中：ρ為液體密度，g為重力加速度，h為晃動波高，v為液體流速。根據上式可知，通過降低液面的晃動波高與液體流動速度，可以減小液體對罐壁的沖擊力，進一步達到減振的效果。

2.2 可移動式減晃板設計

該發電廠內AFT結構上部漿液罐為直徑11 m的圓筒，為實現最佳的減振效果，將減晃板設計為圓板形狀[7]，直徑為10.96 m，厚度為0.02 m.在漿液罐內壁設置四根導軌，導軌間夾角為90°，減晃板設置凹槽與導軌相連，減晃板采用聚乙烯材料，其密度小于漿液密度，既保證減晃板能浮于漿液液面之上，又使減晃板可通過導軌隨漿液液面高度自由升降，從而實現可移動。減晃板裝置示意圖如圖4所示。

圖4 安裝減晃板裝置的示意圖

3 AFT結構正常運行下動力特性分析

3.1 AFT結構有限元模型

參考AFT結構現場實測數據，利用ADINA有限元分析軟件建立計算模型。結構中柱橫截面尺寸為700 mm×700 mm，邊柱橫截面尺寸為600 mm×600 mm，柱高為13 m；沿柱高度方向設置2道圈梁，圈梁橫截面尺寸為300 mm×500 mm，半徑為5.5 m，圈梁頂的標高依次為5 m、9 m；底板半徑為7 m，外挑1.5 m，板厚為200 mm；柱與底板均采用C30混凝土，圈梁采用C25混凝土；上部漿液罐半徑為5.5 m，高21.5 m，厚度為12 mm；導軌橫截面尺寸為0.05 m×0.02 m，導軌長度為21 m，漿液罐與導軌均采用Q235鋼；漿液罐內部漿液半徑為5.5 m，高18 m；減晃板半徑為5.48 m.AFT結構模型各部件材料參數見表2.

建立有限元模型時，將結構-漿液邊界設為流固耦合邊界，漿液液面設為自由液面。柱、圈梁、底板與導軌均采用8節點3D-Solid單元劃分網格；柱與圈梁、柱與底板相近節點采用剛性連接，協同變形；鋼罐采用Shell單元劃分網格；其內部漿液采用8節點3D-Fluid單元劃分網格；減晃板采用4結點Shell單元劃分網格[8]。增加減晃板裝置后AFT結構有限元模型圖如圖5所示。

圖5 AFT結構有限元模型圖

3.2 AFT結構自振特性分析

利用ADINA軟件對AFT結構進行模態分析，把漿液考慮為勢流體，不再單獨建立流體模型，采用Lanczos lteration法提取結構前六階自振頻率，見表3，其中結構第三階自振振型如圖6所示。

圖6 AFT結構第三階自振振型

表3 AFT結構前六階自振頻率與周期

通過對結構的前六階自振頻率與自振振型分析可知，結構前三階振型為結構主振型，第一階振型為X方向的平動，第二階振型為Y方向的平動，第三階振型為繞Z軸的扭轉，第四階振型和第五階振型為Y方向的平動，第六階振型為繞Z軸的上下運動。

3.3 正常運行下AFT結構動力時程分析

AFT結構在正常運行狀態下，上部漿液罐內的漿液由于攪拌機的作用，會在漿液液面處形成不規則的波動。由于攪拌機的實際作用效果模型過于復雜，且其極不易收斂，因此需對攪拌機作用進行簡化模擬。

在攪拌混合容器內，流體在攪拌機的推動下會以射流的方式運動，當到達壁面，流體的流動方向將發生改變[9]。因此可將攪拌機的實際作用效果簡化為對攪拌機作用處漿液的射流加載，即對漿液施加一速度荷載。經多種計算工況的試驗，射流載荷以2.0 m/s的速度施加時，其效果與攪拌機實際作用最相近，因此本文選定漿液射流速度為2 m/s，加載時間為10 s，攪拌機作用示意圖如圖7所示。

圖7 攪拌機作用示意圖

為更直觀了解漿液罐內漿液各個時刻的運動情況，選取4個漿液液面晃動波高數據監測點，如圖8所示，分別為漿液液面兩側的點(a點和d點)、漿液液面中間點(c點)和漿液液面1/4處的點(b點)。以未發生波動的漿液液面為基準，AFT結構廠房正常運行時，在有、無減晃板裝置工況下，結構上部漿液罐內各監測點波高對比，如圖9所示。

圖8 漿液液面晃動波高數據監測點

圖9 漿液液面各監測點晃動波高時程對比圖

從圖9可知，AFT結構廠房在正常運行狀態下，漿液的晃動波高由漿液罐邊緣至中心逐漸減小。無減晃板裝置時，漿液液面a、b、c、d四個監測點的最大晃動波高分別為0.052 m、0.039 m、0.022 m、0.059 m。增加減晃板裝置后，a、b、c、d四個監測點的最大晃動波高分別為0.033 m、0.022 m、0.010 m、0.009 m.a、b、c、d四個監測點的最大晃動波高依次減小36.54%、43.59%、54.55%、84.75%，減晃板可有效降低結構運行過程中漿液液面的晃動波高。

在AFT結構廠房正常運行狀態下，有無減晃板裝置時，漿液罐罐頂的位移時程對比圖如圖10所示。

從圖10可知，在正常運行狀態下，無減晃板裝置時，漿液罐頂的最大位移值為0.008 m，增加減晃板裝置后，漿液罐頂的最大位移值為0.003 9 m，漿液罐罐頂最大位移值減小51.25%.減晃板對漿液液面晃動波高和結構振動均起到了一定的控制作用。

圖10 漿液罐罐頂位移時程對比圖

4 AFT結構地震作用下動力特性分析

4.1 地震波的選擇及加載工況

為更好地體現減晃板裝置對AFT結構的減振效果，對結構施加不同類型地震波，分析不同地震波下有無減晃板裝置時AFT結構的動力特性。本節選取EL Centro地震波和日本海中部地震波進行分析計算，EL Centro波是國內外進行地震動時程分析的經典波形，適用于Ⅱ類場地，屬于短周期近場地震波；日本海中部地震波具有大振幅、長周期的特點，屬于遠場地震波[10]。以上兩種地震波的選取，可滿足對AFT結構在地震作用下動力響應的研究。

AFT結構所處地區抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度為0.1g，本文只研究設防烈度下多遇地震作用。根據《建筑抗震設計規范》(GB 50011-2010)[11]的規定，對AFT結構模型施加最大加速度為0.35 m/s2的EL Centro地震波和日本海中部地震波，地震波加速度時程曲線如圖11所示，具體加載工況見表4.

圖11 地震波加速度時程曲線

表4 加載工況一覽表

4.2 地震作用下AFT結構動力時程分析

為節省模型計算時間，確定地震波加載時間為10 s，選取EL Centro地震波的第0～10 s、日本海中部地震波的第30～40 s進行加載，兩個波段均包含了各自地震波的峰值[12]。在EL Centro地震作用下，增加減晃板后AFT結構位移云圖見圖12.漿液液面四個監測點晃動的最大幅值見圖13，漿液罐罐頂振動最大幅值見圖14.

圖12 AFT結構位移云圖

圖13 漿液液面各監測點最大晃動波高

圖14 漿液罐罐頂最大振動位移

從圖13、14可知，在地震作用下，漿液的晃動規律與正常運行時一致，液面的晃動波高由漿液罐邊緣至中心逐漸減小。通過對不同類型地震作用下AFT結構動力響應進行對比分析可知，日本海中部地震作用下AFT結構的動力響應更大。在EL Centro地震作用下，增加減晃板裝置后，a、b、c、d四個監測點的最大晃動波高依次減小45.71%、47.96%、68.00%、64.10%，漿液罐罐頂最大振動位移值減小46.15%；在日本海中部地震作用下，增加減晃板裝置后，a、b、c、d四個監測點的最大晃動波高依次減小35.03%、31.71%、56.41%、49.61%，漿液罐罐頂最大振動位移值減小44.74%.在近場地震與遠場地震作用下，減晃板對液面晃動波高與結構振動均起到了減小效果。

5 結論

為減輕漿液晃動對AFT結構的振動影響，本文提出一種可移動式減晃板裝置來降低漿液晃動波高以達到減振效果，并建立有限元模型進行結構正常運行時與地震作用下的動力時程分析，得到如下結論：

1) 對赤峰市某發電廠內AFT結構進行現場監測發現，結構的振動主要由漿液攪拌機導致漿液產生巨幅晃動所引起，漿液罐的振動位移值沿漿液罐的高度增大而略有增大，加速度值沿漿液罐高度增大而減小。

2) 漿液罐內液面晃動的波高由漿液罐邊緣至漿液罐中心逐漸減小，在AFT結構廠房設備正常工作狀態下，增加減晃板裝置后，a、b、c、d四個監測點漿液晃動波高最大值分別減少了0.019 m、0.017 m、0.012 m、0.050 m，漿液罐頂振動位移最大值減少了0.004 1 m.

3) 對AFT結構在近遠場地震作用下的動力響應進行對比分析可知，在長周期遠場地震作用下，AFT結構的動力響應更大，增加減晃板裝置后，a、b、c、d四個監測點漿液晃動波高最大值分別減少了0.062 m、0.039 m、0.022 m、0.064 m，漿液罐頂振動位移最大值減少了0.017 m，驗證了減晃板可降低漿液液面晃動波高，實現了對AFT結構減振的效果，具有一定的實際工程應用價值。