鄭浣琪，沈海濤，陳軼倫，王德智，張明濤

（1.浙江浙能邁領環(huán)境科技有限公司，浙江 杭州 311202；2.臺州職業(yè)技術學院，浙江 臺州 318000）

1 前言

自2011年我國修訂“大氣污染防治法”和“火電廠大氣污染物排放標準”（GB13223-2011）以來，不管是對于新建機組還是現(xiàn)役機組，都面對著實現(xiàn)煙氣污染物限值排放的壓力。在此基礎上，部分地區(qū)如天津、山東等地分別于2018、2019年進一步提高了地方排放限值，環(huán)保壓力日趨增大。石灰石-石膏濕法脫硫工藝是現(xiàn)今國內(nèi)火電廠煙氣脫硫裝置的主流工藝。目前全國已建設脫硫設施的煤電機組約有6.8億千瓦，其中采用濕法脫硫裝置占燃煤機組比例超過92%。為實現(xiàn)煙氣的超低排放，吸收塔作為整個濕法脫硫裝置的核心設備，直接影響到整個脫硫裝置甚至整個工程的安全、穩(wěn)定、優(yōu)質(zhì)運行。其設計質(zhì)量十分重要，而吸收塔的強度設計作為整個吸收塔設計核心之一，其重要性不言而喻。

2 吸收塔結構荷載簡介

濕法脫硫吸收塔直徑較大，直徑厚度比D/t一般可到1000，屬于大型薄壁容器。吸收塔操作壓力為3000Pa左右，在系統(tǒng)安裝GGH的前提下，運行溫度一般在40～50℃，內(nèi)壓及溫度載荷對塔體影響較小。

吸收塔結構較為復雜，大致可分為5個部分：

（1）底部漿池部分。該部分為吸收塔殼體厚度最大的區(qū)域，風載、地震載荷作用效果最明顯；因吸收塔的壁厚通常逐段減薄，該部分的厚度設計通常確定了整個塔的殼體厚度分布。（2）入口部分。吸收塔入口為一個大開口區(qū)域，開口削弱非常嚴重，需要通過設置必要的縱向以及環(huán)向加固肋，校核其強度及穩(wěn)定性。（3）噴淋層部分。該部分為二氧化硫的反應區(qū)，設有多層的噴淋層及其支撐結構，塔壁受力較大，需要設置環(huán)向加固肋。（4）除霧器部分。脫除煙氣中的霧滴，設有多層的除霧器及其支撐結構。（5）出口部分。也是大開口區(qū)域，需要通過設置必要的縱向以及環(huán)向加固肋保證其強度及穩(wěn)定性。可見，吸收的設計難點在于其自身結構載荷在風載、地震載荷作用下的強度及穩(wěn)定性校核，而其中，地震載荷更是起著很重要的作用，尤其是在地震烈度較大的地區(qū)。

3 國內(nèi)外設計標準

3.1 國內(nèi)設計標準

吸收塔的結構型式最接近立式油罐，因此，國內(nèi)主要參考標準為GB50341-2014《立式圓筒鋼制焊接油罐設計規(guī)范》，以及NB/T47041-2014《塔式容器》、NB/T47001-2009《鋼制焊接常壓容器》等。設防烈度取基本烈度，即50年內(nèi)，一般場地條件下，可能遭遇的概率為10%的地震烈度值，相當于475年一遇的烈度值。設防目標是儲罐遭受地震影響時，損壞但經(jīng)維修仍可繼續(xù)使用，類似“中震可修”的概念。

3.2 美國設計標準

美國的吸收塔抗震設計，主要是參考API650《鋼制焊接油罐》，如美國知名脫硫公司巴威。如美國知名脫硫公司巴威。API650關于抗震的計算部分，自2007版后有了很大的改版?，F(xiàn)行標準API650-2020納入了美國模型建構條例和ASCE7《美國建筑荷載規(guī)范》中使用的地震烈度的新定義?？紤]美國東西部地區(qū)地震危險性存在顯著差異，為使各地區(qū)抗震風險概率一致，采用地區(qū)50年內(nèi)超過2%的概率，即時隔2475年復發(fā)一次的基本地震烈度作為設防烈度，設防目標為儲罐不倒塌。

4 抗震設計對比

4.1 國內(nèi)標準計算

抗震計算目前有四種理論：靜力理論、動力理論、反應譜理論和時間歷程響應。目前，世界各國大多數(shù)抗震規(guī)范都采用反應譜理論。該理論將結構物視為一個彈性體，地震時結構物的反應大小不僅與其自振特性(周期、振型和阻尼)有關，且與場地土的類別有關。需求出地震期間的最大反應值作為載荷加在結構上進行計算。地震影響系數(shù)最大值按表1的多遇地震進行選取，如有必要，可按國家規(guī)定權限批準的設計地震動參數(shù)進行地震載荷計算。

表1 地震影響系數(shù)最大值

地震影響系數(shù)的曲線如圖1所示。

圖1 地震影響系數(shù)曲線

阻尼比應實測確定，無實測數(shù)據(jù)時，對塔式容器，一階振型阻尼比可取ζ=0.01～0.03。取阻尼比為0.03。根據(jù)GB50341-2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐》，油罐的罐液耦聯(lián)振動基本周期可按下式計算：

大量工程計算結果顯示，吸收塔本體的基本自振周期T1均在0.1～0.25s，吸收塔與漿液耦合振動的基本自振周期Tc均在0.1～0.15s。場地土特征周期根據(jù)標準GB50191-2012《構筑物抗震設計規(guī)范》選取，其最小值為0.25s，均大于T1與Tc。因此，地震影響系數(shù)α1=1.156αmax。

罐壁底部水平地震剪力應按下列公式計算：

引入Y1是考慮罐壁慣性力的影響，罐壁質(zhì)量約為罐內(nèi)儲液質(zhì)量的1%～5%，平均為2.5%。試驗結果表明，罐壁頂部的反應加速度通常為地面加速度的8～10倍，使罐體慣性力可達到動液壓力的10%左右，因此，取Y1為1.10。

然而，對于吸收塔來說，只有底部漿液區(qū)才有漿液，入口上還有托盤、噴淋層、除霧器等附件及其支撐系統(tǒng)，吸收塔本體的碳鋼質(zhì)量更大于其底部漿液的質(zhì)量。因此，吸收塔抗震計算時，本體的慣性力不能通過系數(shù)來計算，需要將本體慣性力與漿液慣性力分開計算。

漿液部分慣性力為：

本體部分不需考慮動液系數(shù)，慣性力為：

總的慣性力為

漿液部分的地震彎矩：Mo=0.45QoHw

本體部分的地震彎矩：Mw=QtHt

總的地震彎矩：Me=Mo+Mw

4.2 美國標準計算

API650-2020《鋼制焊接油罐》的設計方法也是基于反應譜理論，并考慮了兩種儲罐的響應模式及其要求（脈沖和對流）。API650-2003版使用脈沖力和對流力直接求和的方法，該方法偏于保守。通常來說，脈沖和對流響應周期是截然分開的，脈沖周期比對流周期要短得多。且對流響應的建立可能比脈沖響應需要更長時間，脈沖部分很可能是逐漸衰減的，對流部分逐漸達到其峰值。因此，脈沖和對流響應組合時，可取單獨部分和的平方的平方根值。新版API650-2020采用的就是該方法。

API650中油罐的罐液耦聯(lián)振動基本周期可按下式計算：

Ks為晃動周期系數(shù)，可用下式計算，

脈沖設計反應譜加速度系數(shù)

對流頻譜加速度參數(shù)

TL為長周期過渡周期，通常大于耦合周期Tc(0.1～0.15s)，因此，采用第一個公式計算即可。

標準改變過去地震分區(qū)賦予相應地震系數(shù)的劃分方法，采用地震動參數(shù)描述地震強度大小。各區(qū)域最大設防地震強度可根據(jù)美國地質(zhì)調(diào)查局（USGS）編制的短周期加速峰值Ss區(qū)劃圖和1s周期加速度峰值S1區(qū)劃圖獲得。在ASCE7定義的地區(qū)，通常采用Map方法，確定兩個阻尼參數(shù)進而得到脈沖反應譜加速度參數(shù)和對流反應譜加速度參數(shù)。在ASCE7未定義的地區(qū)，確定地面峰值加速度參數(shù)Sp后，脈沖反應譜加速度參數(shù)Ss和對流反應譜加速度參數(shù)S1分別為Sp的2.5倍和1.25倍。

API650同時考慮脈沖質(zhì)量和晃動質(zhì)量的影響。

當D/Hw≥1.333時，有效脈沖重量為

當D/Hw<1.333時，有效脈沖重量為

有效對流質(zhì)量為

等效橫向抗震設計作用力

基礎抗震剪力為

當D/H≥1.333時，脈沖部分質(zhì)心高度為

當D/H<1.333時，脈沖部分質(zhì)心高度為

對流部分質(zhì)心高度為

對于儲罐來說，其脈沖液體的質(zhì)心與本體的質(zhì)心可視為相同，但對于只有底部才有漿液的吸收塔來說，其質(zhì)心必然不同，因此，計算彎矩時，需要將本體質(zhì)量與脈沖液體質(zhì)量分開。引入吸收塔質(zhì)心高度Ht，則總的彎矩：

4.3 算例對比

以某3個電廠煙氣脫硫項目為例，進行計算對比，設計參數(shù)如表2所示。

表2

第一組參數(shù)的計算過程如下：

（1）國標計算：根據(jù)設計條件，動液系數(shù)Fr=0.763，按設防地震（50年，10%機率），地震影響系數(shù)最大值αmax=0.12。按上述方法進行計算，不同取值計算結果見表3。

（2）美標計算：將設計條件換算至美標中加速度值，脈沖反應譜加速度Ss=0.55g,對流反應譜加速度S1=0.11g,查表得Fa=1.1,Fv=1.5。按50年發(fā)生機率2%進行設計。按上述方法進行計算，計算結果見表3。結果表明，同樣采用50年發(fā)生概率2%進行設計時，國標與美標的設計計算結果大致接近，總慣性力偏差為18%，總彎矩偏差為19%。而按國標基本要求，即50年發(fā)生概率10%，抗震計算結果遠小于按API650基本要求（50年，2%）的計算結果。

表3 國標與美標的地震力計算結果

5 結語

濕法脫硫吸收塔的抗震設計，本文根據(jù)中美標準簡化后的不同計算方法，可有效應用于實際工程。

同時，通過實例計算的結果對比，國標在50年-10%發(fā)生概率下的計算值，與美標在50年-2%發(fā)生概率下的計算值接近，偏差在7%以內(nèi)。說明因地形、地震分區(qū)等的差異，兩國標準采用了不同的地震發(fā)生機率，但實際計算結果接近。因此，實際進行吸收塔抗震設計時，應根據(jù)使用地的標準進行設計，切勿盲目生搬硬套，國內(nèi)可采用國標簡化計算方法，國外可采用或借鑒美標簡化計算方法。

符號說明：αmax為水平地震影響系數(shù)最大值；Tg為場地土的特征周期；η1為調(diào)整系數(shù)；η2為阻尼調(diào)整系數(shù)；γ為衰減系數(shù)；Ti為自振周期；R為油罐內(nèi)半徑，Hw為設計液位高度(m)；δ1/3為罐壁距底板1/3高度處的計算厚度(m)；Kc為耦聯(lián)振動周期系數(shù)，根據(jù)D/Hw查標準中表D.3.5；C2為綜合影響系數(shù)，取0.4；α1為地震影響系數(shù)；Y1為罐體影響系數(shù)，取1.10；m為產(chǎn)生地震作用的儲液等效質(zhì)量(kg)；m1為油罐儲液總質(zhì)量(kg)；Fr為動液系數(shù)，根據(jù)D/Hw查標準中表D.3.7；SDS為5%阻尼，T=0.2s的反應譜響應加速度參數(shù)(%g)；Rwt為脈沖模式許用應力設計方法的力換算系數(shù)，對于機械錨固式，取2.0；I為重要性系數(shù)，對于儲罐取1.0。SD1為5%阻尼，T=1s的反應譜響應加速度參數(shù)(%g)；Rwc為對流模式許用應力設計方法的力換算系數(shù)，對于機械錨固式，取4.0；K為調(diào)整阻尼反應譜加速系數(shù)，5%～0.5%為1.5，除非另有規(guī)定；Fa、Fv為場地系數(shù)，可根據(jù)API650-2020表E.1與E.2查得。Wp為儲罐內(nèi)液體總質(zhì)量；We為儲罐本體總重量。