石油化工企业大型焦炭塔系统一般包括焦炭塔塔体 (双塔形式存在) 、混凝土框架支承结构、钢框架 (往往为高耸结构) 以及大型管线等^[1]。大型焦炭塔内部物料反应, 往往会引起焦炭塔本身及其支承结构、管线的水平晃动。物料反应引起的剧烈振动会影响结构安全以及操作人员身心健康, 设备的振动还会引起管线的剧烈晃动, 导致法兰松动、油气泄露, 从而引发火灾、爆炸等生产事故, 后果不堪设想。

　　 物料反应引起的大型焦炭塔的振动问题一直困扰着相关企业的设计、管理人员。然而引起焦炭塔振动的动力荷载具有随机性、复杂性, 难以准确模拟, 且大型焦炭塔系统包含结构、设备、工艺等多个专业, 对仅掌握结构专业的研究人员来说, 振动研究工作已成为瓶颈。目前, 国内外关于大型焦炭塔减振研究的资料极少, 尚无成熟研究成果可以借鉴。

　　 本文运用结构动力学基本知识对焦炭塔振动原因、自振特性进行分析, 结合振动测试结果, 建立合理的动力时程函数, 通过MIDAS Gen有限元分析软件进行动力模拟, 将时程分析结果与实测结果进行对比, 验证动力函数的准确性。在焦炭塔顶部安装TMD, 计算分析不同工况下不同质量的TMD对减振效果的影响, 并提出保证TMD减振效果的建议。

　　 某大型焦炭塔由混凝土框架 (标高0.000～25.700m) 、焦炭塔塔体 (双塔, 标高25.700～56.700m) 、钢框架 (标高25.700～114.407m) 三部分组成 (图1) 。混凝土框架柱截面尺寸为3 000×3 000, 梁截面尺寸为3 000×3 000, 混凝土强度等级均为C50;钢框架及焦炭塔塔体所用钢材均为Q345B。每个塔体根部通过48个M64地脚螺栓与混凝土框架相连接;钢框架柱根部通过地脚螺栓连接于混凝土框架顶部;钢框架与焦炭塔塔体相互独立, 之间无连接, 如图1, 2所示。

　　 激励方式为环境激励, 测点主要集中布置在以下部位:1) 混凝土框架柱顶、梁跨中位置 (共12个测点) ;2) 焦炭塔塔体 (共6个测点) ;3) 钢框架柱顶、梁跨中位置 (共42个测点) 。共获得60个测点的速度及加速度信号^[2]。部分测点位置见图3, 实心圆点表示测点。

　　 现场测试用设备见图4。振动数据采集采用891-Ⅱ型超低频拾振器以及INV3062C分布式采集仪;数据分析采用Coinv DASP V10。结合现场实测及文献[3,4]设置采集参数。

　　 表1为钢框架和焦炭塔塔体部分测点时域与频域振动测试结果。测试结果表明:1) 根据现行《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) , 本工程处于7度设防区, 设计基本地震加速度值为0.10g, 场地类别为Ⅳ类, 多遇地震时水平地震影响系数经计算为0.057 (结构已按小震不坏进行设计) ^[5], 即上部结构加速度响应在0.56m/s²以内, 可认为结构是安全的。从振动测试结果看:焦炭塔塔体最大加速度值为0.191m/s², 明显小于0.56m/s²;钢框架最顶部 (标高111.404m) 因鞭梢效应其最大加速度略大于0.56m/s², 其余测点加速度值均小于0.56m/s²。结合现场检查结果, 混凝土结构基本完好, 没有因为振动引起的裂缝或破损;钢框架结构无明显变形、螺栓松动、漆膜脱落等现象出现, 可以认为振动并未影响结构安全。2) 钢框架横向、纵向振动频率比较稳定, 分别为1.05Hz和1.43Hz。3) 塔体横向及纵向振动频率非常接近, 均在1.63～1.88Hz之间波动, 振动频率没有明显随着塔内物料的增加而降低的趋势。

　　 采用MIDAS Gen软件建立有限元模型进行弹性分析, 混凝土框架及钢框架均采用梁单元, 焦炭塔塔体采用板单元;混凝土弹性模量为34 500MPa, 钢材弹性模量为206 000MPa。分以下两种工况:1) 工况一。一个塔空载, 另一个塔满载 (物料达到塔体高度的2/3时为满载) 。塔满载质量为3 600t (包括塔体自身质量约700t, 塔内物料约2 900t) 。2) 工况二。两个塔内物料均为1 450t (满载的一半, 物料达到塔体约高度的1/3时为满载的一半) 。参考文献[6]之试验方法, 两种工况下模态频率及模态识别结果见表2和图5。

　　 通过两种工况下结构自振特性的分析, 得到以下结论:

　　 (1) 从第1, 2阶振型情况看, 振型向量坐标最大值位置在钢框架顶部, 焦炭塔塔体变形相对于钢框架很小, 焦炭塔塔体顶部X, Y向坐标值不足钢框架顶部位移的1/10。结合第1, 2阶振型图及振型方向因子, 可以确定第1, 2阶振型为钢框架横向、纵向弯曲振型^[7]。

　　 (2) 焦炭塔内物料反应直接激起的应是第3, 4阶模态的振动响应。原因如下:1) 第3, 4阶振型不仅包含钢框架的侧向弯曲, 同时也包括焦炭塔塔体的侧向弯曲, 最大位移位置仍是钢框架顶部, 但钢框架顶部的最大位移仅为焦炭塔塔体顶部最大位移的2倍左右;而实测结果是钢框架顶部最大加速度约为焦炭塔塔体顶部的3～4倍, 考虑到实测值为多阶振型叠加结果, 与单阶振型位移相比会存在一定差异, 但可以认为计算与实际测试结果比较匹配。2) 两种工况下第3, 4阶模态频率计算值均比较接近, 且不同工况下, 相应模态频率相差仅为0.3Hz左右;而实测结果表明, 焦炭塔塔体横向及纵向振动频率实测值亦非常接近, 均在1.63～1.88Hz之间波动, 波动幅度约为0.25Hz;计算模态频率及其特点与实际测试结果接近。综上分析可得出, 焦炭塔内物料反应直接激起的是结构整体的第3, 4阶模态的振动响应。

　　 在生焦过程中焦炭塔塔内物料 (主要是弹丸焦) 及气流对焦炭塔筒壁产生较大激励, 使得焦炭塔第3, 4阶振型被激起, 引起塔体晃动, 塔体晃动带动上部大油气管线晃动, 且引起整个结构晃动。

　　 要使结构及管线晃动减小, 重在减小焦炭塔塔体的晃动。减小焦炭塔塔体晃动的方法为在塔体顶部安装协调质量阻尼器 (简称TMD) , TMD是一个小的振动系统, 由质量块、弹簧系统和阻尼系统组成。原结构加入TMD后, 其动力特性会发生改变, 当原结构承受动力作用而剧烈振动时, 由于TMD质量块的惯性而向原结构施加反向作用力, 其阻尼也发挥耗能作用, 从而使原结构的振动反应明显减弱^[8,9]。

　　 焦炭塔内物料反应激振直接引起第3, 4阶模态的振动响应。因此, 需针对第3, 4阶模态进行减振分析。

　　 焦炭塔因物料无规律撞击塔壁引起结构振动, 该激振荷载随机性太大难以模拟。考虑最不利荷载, 假设在焦炭塔塔体施加频率与结构固有频率相同的正弦动力荷载 (图6) 激起结构共振, 分析该工况时结构的动力响应。该荷载模型为:

　　 ${\rm P}{}_{\text{Η}}=p{}_0\sin (2\text{π}f{}_{\text{s}}t)$

　　 式中:P_H为正弦动力荷载;p₀为正弦动力荷载最大值, p₀以塔体标高52.2m处加速度响应实测值为依据确定;f_s为正弦动力荷载频率, 与第3阶或第4阶模态频率一致;t为时间。

　　 MIDAS Gen模态分析结果得到的振型是振型正交归一化后的振型, 即得到的模态质量为1, ${\rm M}{}_n=\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_n^{\text{Τ}}[{\rm M}]\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_n=1$, 根据MIDAS Gen模型单位制, 得到模态质量单位为t。而在焦炭塔塔顶部安装TMD以实现对整个结构的激励响应减振时, 根据结构动力学原理需对振型进行归一化处理^[10], $\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_n=\alpha \left\{\text{ϕ}\right\}{}_n$, 其中α为振型分量。

　　 加入TMD后的振型为第3阶或第4阶振型中焦炭塔塔顶部振型分量归一化后的振型。

　　 工况一:第3, 4阶振型按塔体顶部振型分量归一化之后的模态质量如下:${\rm M}{}_3=\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_3^{\text{Τ}}[{\rm M}]\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_3=\frac{1}{\alpha {}^2}=1222.5\text{t}$ (振型分量α=0.028 6) ;${\rm M}{}_4=\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_4^{\text{Τ}}[{\rm M}]\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_4=\frac{1}{\alpha {}^2}=1189\text{t}$ (振型分量α=0.029 0) 。

　　 工况二:第3, 4阶振型按塔体顶部振型分量归一化之后的模态质量如下:${\rm M}{}_3=\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_3^{\text{Τ}}[{\rm M}]\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_3=\frac{1}{\alpha {}^2}=1826\text{t}$ (振型分量α=0.023 4) ;${\rm M}{}_4=\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_4^{\text{Τ}}[{\rm M}]\frac{1}{\alpha }\{\stackrel{—}{{\displaystyle \text{ϕ}}}\}{}_4=\frac{1}{\alpha {}^2}=2268\text{t}$ (振型分量α=0.021 0) 。

　　 根据不同工况、不同模态, 在焦炭塔塔顶位置施加不同质量的TMD^[11], 减振效果的分析对比结果见表3, 4。得到以下结论:

　　 (1) 工况一时 (一个塔满载、一个塔空载) , 第3阶、第4阶的模态频率、振型参与质量都很接近, 仅仅是振动方向不同。当单个塔体顶部的TMD减振器的有效质量为37t时, 钢框架及焦炭塔塔体的减振率可达70%以上。在该工况下满载塔的响应明显大于空载塔的响应, 故两塔顶部应都安装有效质量为37t的TMD减振器。

　　 (2) 工况二时 (两塔均为半载) , 对第3阶模态 (2.22Hz) 减振分析, 可知TMD总有效质量为55t时, 钢框架及焦炭塔塔体减振率才能达到70%以上。而对第4阶模态 (2.36Hz) 减振分析, 可知TMD总有效质量为68t时, 钢框架及焦炭塔塔体的减振率才能达到70%以上。该工况时, 两塔的振型相同, TMD安装于两塔引起的响应是相同的, 因此对于该工况可考虑将TMD质量均分安装于两塔顶部。

　　 (3) 从表3, 4中分析结果可以看出, 两种工况下, 当质量比达到3%时, 焦炭塔塔体、钢框架减振率均已经达到70%以上。而继续增大质量比减振率已经提高不明显, 或者说再增加TMD有效质量对减振效果提升不大, 却会带来较大的成本, 且焦炭塔塔体需要承受更大的荷载。

　　 (4) 建议每个塔上安装的TMD质量控制在40t左右, 即可以达到70%～80%的减振效果。

　　 在每个塔顶部安装TMD, TMD质量控制在40t。考虑到塔体不能直接施焊, 在焦炭塔顶部设置钢箍, 在钢箍上放置TMD。考虑到钢箍不能直接套在塔体上, 安装时将钢箍分段拼装。并将每个塔上40t的TMD, 均分成8个小型TMD, 小型TMD应沿塔体环形均匀分布 (图7) 。

　　 (1) 焦炭塔塔体实测振动频率在1.63～1.88Hz之间波动, 这就对TMD振动频率有一定的带宽要求, 至少应保证激励在 (90%～110%) f的频率范围内变化时, TMD对焦炭塔的减振率均能保证在60%以上。

　　 (2) 焦炭塔塔体在物料反应作用下形成的振动, 其方向具有随机性, 设计应能保证TMD系统的质量块各个方向都可以自由运动, 才能起到良好的减振效果。

　　 (3) TMD应能满足现场调频的要求, 调频区间不应小于0.5Hz, 应在生产工况下安装TMD, 安装过程中应不断调试, 保证焦炭塔的振动能够充分转移到TMD系统。安装TMD后, 现场对振动效果进行测试, 并与振动前效果对比, 对比结果见表5。

　　 (1) 焦炭塔内部物料反应和运动对塔壁产生无

　　 规则的撞击引起焦炭塔自由振动。通过计算和理论分析, 在焦炭塔顶部设置TMD, 可以起到良好的减振效果。

　　 (2) 当质量比达到3%时, 焦炭塔塔体、钢框架减振率均可达到70%以上。但继续增大质量比, 减振率已经提高不明显, 或者说再增加TMD有效质量对减振效果提升不大, 却会带来较大的成本, 因此应选择最优质量比。

　　 (3) 焦炭塔内物料质量变化引起结构自振频率小幅变化, 对TMD振动频率有一定的带宽要求, 可通过适当增加TMD装置的阻尼比实现。

　　 (4) 焦炭塔塔顶安装TMD之后, 通过现场实际测试, 钢框架和焦炭塔塔体减振率均达到50%以上, 实际减振率比计算值略低, 但可以满足实际生产需要。