脫硫排煙一體式鋼塔TMD減振效果分析

王希慧,宋 波,陳 磊,勞 俊,王滿生

(1.北京科技大學 土木與資源工程學院, 北京 100083; 2.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; 3.北京國電龍源環保工程有限公司, 北京100039; 4.北京市住房和城鄉建設科學技術研究所, 北京 100021)

近年來隨著環保力度的增大，要求發電廠排煙高度不斷提升，進而產生了脫硫排煙一體式鋼塔，即將煙囪直接設置在鋼制脫硫塔頂部，提升排煙高度[1]，其環保效果顯著.由于煙囪與脫硫塔結合部位存在截面突變，削弱了剛度，增加了風致敏感性，導致結構在風荷載作用下極容易發生振動，甚至產生過大位移，對結構安全造成威脅，因此有必要研究適用于脫硫排煙一體式鋼塔的減振措施.

調諧質量阻尼器(tuned mass damper，TMD)作為一種高效、便捷的振動控制裝置，在高層建筑[2]及高聳結構[3]、風電塔[4]等特種結構上都有所應用，可有效降低結構的振動響應.Elias等[5]研究了裝有TMD的高層建筑的風振控制問題，利用Newmark積分法，導出了有無TMD結構的耦合運動微分方程，計算了風荷載作用下建筑物動力響應的變化.邢磊等[6]將TMD應用于高層鋼框架結構，使建筑結構在地震作用下的動力響應下降19%～26%，提高了結構的穩定性.陳鑫等[7]針對自立式高聳結構的特點，設計了環形TMD減振裝置，并通過時程分析的方法驗證了該裝置的有效性.田英鵬等[8]通過有限元法分析了風力發電機塔架施工階段的TMD減振效果，并通過TMD縮尺模型進行了試驗驗證.

本文針對脫硫排煙一體式鋼塔結構特點，提出適用于該類塔體的TMD減振方案.基于流固耦合原理，建立結構場與流場模型，采用數值風洞方法，對TMD的減振效果進行了分析，并通過現場風振監測，驗證了數值風洞方法的可靠性.TMD可大大減小結構的風致動力響應，大大提高結構的穩定性.

1 TMD減振方案設計

1.1 工程背景

以赤峰某電廠項目脫硫排煙一體式鋼塔作為研究背景，見圖1.

圖1 脫硫排煙一體式鋼塔

塔體主要由底部脫硫塔與頂部煙囪組成，總高度為93 m，材料類型為Q235B，密度為7 850 kg/m3，泊松比為0.3，彈性模量為2.06×1011Pa.壁厚從底往上逐漸遞減，底部壁厚為30 mm，頂部壁厚為6 mm.濕除擴大段塔體直徑12 m，煙囪直徑4 m，下部筒體直徑10 m.地面粗糙度類別屬于B類，地面粗糙度系數為0.16，梯度風高度HG=350 m.根據GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》[9]可知，赤峰地區10 a重現期基本風壓為0.30 kN/m2，由風速風壓換算公式計算可知赤峰地區10 a重現期10 m高度處10 min內平均風速為22.13 m/s.

1.2 TMD設置方案

TMD屬于被動減振控制體系的一種，主要由質量塊、調頻彈簧和阻尼元件組成，設計時主要考慮質量比、阻尼比、頻率等參數[10].當阻尼器系統自身頻率調整到與結構振動的主頻率相近時，阻尼器會產生與結構反向共振的行為[11]，此時TMD會通過阻尼耗散部分能量，從而起到減小結構動力響應的目的.根據TMD減振原理，結合塔體的結構特點，可在塔體頂部設置懸吊式TMD，具體設置方案見圖2.為減小對排煙效率的影響，質量塊設計成圓柱形，在煙囪頂部設置橫梁，通過懸索或吊桿將質量塊吊起(塔體橫梁受力部位應采取加固措施，防止產生局部屈曲)，質量塊與煙囪內壁沿環向設置彈簧阻尼器，起到限位與耗能的作用.

圖2 塔體TMD設置方案

2 數值風洞的建立

根據文獻[12]可知，相鄰構筑物在不同參數條件下會呈現不同的繞流特點,根據實際情況,可以忽略周圍構筑物的影響.基于流固耦合理論[13]，利用有限元軟件，建立了鋼塔的結構模型與流場模型，并通過自回歸模型AR法確定10 a重現期的風速時程.

2.1 結構與流場模型的建立

為使計算結果更具參考價值，按照脫硫排煙一體式鋼塔實際尺寸建立結構有限元模型，見圖3.單元類型選擇適用于薄壁的Shell單元，由于脫硫塔結構壁厚沿高度方向逐漸遞減，因此采用分區建模的方式形成壁厚變化的結構模型.

TMD通過多單元組合的方式進行模擬，塔頂橫梁采用大位移彈性Beam單元，中間懸索或吊桿采用Truss單元，為使其能夠自由擺動，頂部與橫梁鉸接，通過調整彈簧單元剛度k與阻尼c來模擬環向的彈簧阻尼器，質量塊通過定義集中質量的方式定義.根據經驗系數，質量塊配重取結構總重的1.2%即4 t，有效擺長取1 m，為充分發揮TMD的作用，使其頻率約等于結構自振頻率1 s，通過式(1)、(2)得出[14]，彈簧阻尼在單一水平方向總剛度K為119 N/mm，阻尼C為3.0(N·s)/mm.

圖3 結構數值計算模型

(1)

C=2mwξc,

(2)

式中：m為配重塊質量，l為有效擺長，w為TMD圓頻率，g為重力加速度，h為彈簧距離擺軸中心力矩長度，ξc為阻尼調整系數，一般取0.06.

為滿足阻塞率的要求[15]，流場域尺寸為200 m×200 m×130 m，見圖4.

圖4 流場有限元模型

為提高計算效率，網格劃分密度由外向內逐漸加密，其中-X方向為流場進風口，+X方向為流場出風口.流場域入口采用速度入口邊界條件，同時為了提高入口邊界條件的自保持性，對入口的湍流能和耗散率進行了設置.流場域出口采用完全發展的邊界條件，流場域底部、頂部及側面采用固定邊界條件，結構與流場結合面采用流固耦合邊界.流場域的單元類型為3D-Fluid, 空氣密度為1.225 kg/m3，黏性系數為1.78×105kg/(m·s).湍流模型采用的是RNGk-ε湍流模型，該湍流模型在進行數值模擬時能更好地處理高應變率和流動彎曲度較大的流動，使得數值模擬結果更加準確.

2.2 脈動風速模擬

在開展結構風振響應分析時，脈動風速的合理確定非常關鍵[16]，本文基于自回歸模型AR方法，編譯適用于鋼塔結構的脈動風速，其中平均風速基于場地環境條件以及國家規范確定[9]，脈動風速采用隨機序列產生.本文主要目標是通過設置TMD保證鋼塔在大風作用下不致產生過大的振動而倒塌，因此根據赤峰10 a重現期基本風速為22.13 m/s，頻率范圍取0.001～6 Hz，通過Davenport譜模擬得到的赤峰地區10 a重現期脈動風速時程，見圖5.為驗證應用AR自回歸法模擬脈動風速的準確性，將模擬譜和目標譜(Davenport譜)作對比，見圖6.

圖5 10 a重現期脈動風速時程

圖6 功率譜密度對比

從圖5可看出，脈動風在平均風的基準線處上下波動，從圖6可看出，應用AR自回歸方法模擬的脈動風速譜與目標譜基本一致，表明兩者擬合情況良好，說明采用AR自回歸法對自然風的模擬可靠有效，且未發生脈動風速時程失真現象.

3 TMD減振效果分析

3.1 自振特性分析

采用子空間法對脫硫排煙一體式鋼塔(無TMD)進行模態分析，以確定該結構的自振頻率、周期和振型，為TMD設置提供依據.提取塔體前10階自振模態結果，見表1，部分代表性振型，見圖7.結合表1和圖7可看出，塔體振型主要以局部或整體的平動、轉動、屈曲與扭轉為主，在風荷載作用下結構第1階振型提供的響應在80%以上[17]，一般控制鋼塔結構第1階振型的變形，即可達到工程實用精度，塔體第1階振型主要以整體平動為主.

表1 前10階自振模態結果

圖7 部分塔體振型

3.2 風振響應時程分析

流固耦合分析可以更好地體現出風荷載的脈動特性，尤其對于風振響應的研究只有通過流固耦合才能體現風振的脈動特性，通過切片方式顯示高度80 m處流場速度矢量變化，見圖8.可以看出流體經過結構時，產生明顯的繞流，流固耦合效果顯著.

提取未設置與設置TMD結構模型頂部加速度與位移順風向(X向)時程結果，同時提取應力較大部位的應力時程結果，見圖9.分別計算加速度、位移和應力結果的最大值與均方根值減振率，見表2.從表2可以看出，加速度最大值降低43%，均方根值降低72%，位移最大值降低41%，均方根值降低75%，應力最大值降低37%，均方根值降低50%，可見TMD大大降低結構的動力響應.

圖8 流場速度矢量圖

圖9 風振響應時程結果

表2 動力響應減振率計算

位移是評價結構動力響應的重要指標[18]， 采用快速傅里葉變換方法，對位移時程數據進行頻譜分析，得到有無TMD結構的風振響應頻譜曲線，見圖10.

圖10 頻譜曲線

結構安裝TMD后部分低頻振型被激起，高頻振型變化不大，同時主頻率對應的動力響應大大降低，表明TMD對于該脫硫排煙一體式鋼塔可以起到較好的減振效果.

4 現場風振監測

目前, 對于該脫硫排煙一體式鋼塔設計主要依賴于工程經驗, 缺乏相應的理論和適用的規范.為驗證數值風洞計算方法的可靠性，利用風速儀采集現場風速，同時利用振動監測系統，監測在該風速下，脫硫塔沿高度方向的風振響應.同時將現場采集風速輸入模型，將現場監測結果與數值模擬結果進行對比.由于是前期設計階段，TMD還未安裝，現場監測是針對未安裝TMD的塔體進行的.

4.1 現場監測布置

數據分析系統采用的是D1000動態信號數據分析系統，支持16通道，每通道內置獨立的24bit ADC，保證每通道最高以128 kHz的采樣率同步采樣，內置程控放大和濾波器，可完成各種傳感器信號的高速采集，現場采集儀布置見圖11(a).傳感器采用的是用于超低頻或低頻振動測量的941B拾振器，適用于一般結構物的工業振動測量、高聳結構物的超低頻大幅度測量和微弱振動測量.根據現場監測條件，在保證測點高度最大的前提下，分別在塔體背風面沿高度方向標高30、40和50 m處設置三個測點，編號依次為1～3#.由于外保溫層柔度較大，為更好地反映塔身的振動，將傳感器固定在塔體加勁肋上，以使其與塔身能夠保持同步運動，拾振器固定及現場風速采集見圖11(b)、(c).

圖11 現場監測

4.2 監測結果分析

現場實測底部、中部和頂部的平均風速依次為3、7和9 m/s, 沿高度方向呈現梯度分布規律，根據現場風速分布特點，設置與現場風速分布規律一致的梯度風作為入口邊界條件，同時依據現場10 m高度處監測到的平均風速(4 m/s)，通過AR自回歸法生成現場脈動風速，并將脈動風速輸入數值風洞進行計算.

提取1～3#測點前300 s的位移時程結果，見圖12.從位移變化幅值來看，風荷載作用下結構沿高度方向平均位移幅值逐漸遞增，平均位移變化幅值依次為5、6和8 mm.提取結構模型與現場測點對應高度處平均位移變化幅值，并與現場監測結果作對比，見表3.從表3可看出，由于現場監測環境復雜，受周圍環境振動等的影響，各測點數值風洞計算結果整體小于現場監測結果，但各測點最大誤差均在15%以內，可近似認為數值風洞方法計算結果可靠.

圖12 現場風振監測結果

表3 監測與模擬結果對比

5 結 論

1)提出了適用于脫硫排煙一體式鋼塔的TMD減振方案，通過內置懸吊式TMD，位移動力響應最大值降低41%，均方根值降低75%，大大降低了結構的風振響應，為類似高聳薄壁結構風振控制提供參考.

2)基于流固耦合理論，建立了結構場與流場計算模型，成功利用數值風洞方法計算了結構的風振響應，并通過現場監測驗證了數值方法的可靠性，由于現場環境振動等的影響，監測結果大于模擬結果，但各測點最大誤差均在15%以內.

3)該脫硫排煙一體式鋼塔振型主要以結構局部或整體的平動、轉動、屈曲與扭轉為主，第1階振型主要是整體的平動，結構安裝TMD后部分低頻振型被激起，高頻振型無明顯變化，主頻率對應的動力響應被大大降低，表明TMD對于該類塔體起到良好的減振效果.