最不利风向作用下吸收塔风致动力响应

打开文本图片集

摘要：以某电厂660 MW吸收塔结构为研究对象，利用ADINA及FLUENT有限元软件对吸收塔结构开展了数值风洞分析。研究结果表明：对于该吸收塔结构，NE风向与180°风向属于最不利风向，0°风向时结构相对较安全；随着风速增大，加速度响应随塔高呈增大趋势，应力呈减小趋势，塔体下部开口位置有应力集中现象，且风速对结构应力和位移的影响较小；多塔结构之间有较强的相互干扰现象，风场上游结构的周围风场受下游结构影响较小，而下游结构周围风场受上游结构的影响较大。

关键词：吸收塔；最不利风向；风致动力响应；多塔结构

中图分类号：TU473.1 文献标志码：A

0 引 言

各国统计数据表明，风灾是造成重大生命财产安全损失最严重的自然灾害之一，故建筑结构在风荷载作用下的响应问题研究不可忽略。

结构风荷载响应的研究实质上是分析结构的风振，是一个空气弹性力学问题，实际工程中主要集中在3个方面：颤振、抖振和拉索的风振[1]。风对结构的作用一般就是考虑顺风力、横风力及扭力矩3种，所以结构风荷载响应研究也就主要集中在这3个方面。结构顺风向响应计算的理论己经比较成熟。Davenport[2]在他自己提出的近地风紊流模型的基础上建立了计算高层建筑顺风向响应的振风因子法[3]，为计算房屋建筑的紊流风效应（抖振）奠定了基础。此后的研究工作都是在Davenport提出的方法基础上考虑一些其他因素建立起来的，如Simiu[45]考虑了迎风面与背风面风压相关以及风速谱随高度变化，Solari[6]也考虑了风速谱随高度的变化。

当建筑的结构、质量及受力关于中心轴对称时，结构的顺风向、横风向及扭转响应可以视为相互独立而分别计算[7]。实际中的结构多是不对称的，因而结构顺风向、横风向与扭转风振响应相互藕合，这个三维藕合振动响应研究是风工程界尚在研究的一个课题。由于风洞试验的长周期性及条件的局限性，风荷载数值模拟开始作为风洞试验的补充手段或单独出现在实际工程设计中，人们已经开始利用数值风洞对各种复杂建筑进行表面风荷载计算。1997年Stelvam[8]基于LES湍流模型，考虑3种不同的来流条件，利用数值风洞法对德克萨斯科学研究建筑进行了数值模拟，得到的风压平均值与试验得到的结果吻合良好，但峰值风压只有根据实测数据生成脉动来流的数值模拟结果才和实测结果吻合较好。刘若斐等[9]分析双塔之间的干扰作用，得出根据不同风向角可分为尾流直接作用、尾流和临近干扰共同作用、临近干扰作用3个区域。曹辉[10]采用数值风洞与风洞试验相结合的方法，对尚信国际大厦进行了风荷载特性研究，全面分析了典型超高层建筑表面局部体型系数的分布规律及其随风向的变化规律，探讨了典型的矩形超高层建筑在不同风向下的风荷载确定方法。

总体上看，目前各国对风荷载导致结构响应的研究主要集中在高层、超高层建筑物，而关于薄壁类高耸壳体吸收塔结构在风荷载作用下的动力响应研究较少。本文中依托的脱硫塔结构塔体下部具有大型开口，顶部布置有湿式电除尘装置，结构、荷载不对称，对风荷载的敏感度更高。鉴于此，本文采用ADINA及FLUENT有限元软件对顶部布置有湿式电除尘装置的脱硫吸收塔结构开展了数值风洞分析，进行了不同风向作用下风荷载对吸收塔结构的影响研究并明确最不利输入风向。同时为充分研究吸收塔结构与其周边结构的相互作用，更进一步分析实际环境的风场情况，利用CFD数值模拟软件FLUENT对吸收塔结构及周边结构的风场进行了分析研究，为实际工程中吸收塔类结构的安装布置提供参考。

1 平均风作用下最不利风向的确定

本文中所研究的脱硫吸收塔结构为贵州省毕节地区某电厂2×660 MW级新建烟气脱硫塔，结构简图如图1所示。根据《建筑结构荷载规范》（GB 50009—2001）[11]可知，毕节地区50年重现期基本风压为0.3 kPa，由风速风压换算公式计算可知当地10 m高度处10 min内平均风速为22.4 m·s-1。

吸收塔结构塔身、进出口烟道的材料为Q235钢，密度为7 850 kg·m-3，泊松比为0.3，弹性模量为2.06×1011 Pa，线性膨胀系数为12.5×10-6 ℃-1，半径r=9.7 m。吸收塔结构顶部湿式电除尘装置外壳部分的直径为13.3 m，材料为玻璃钢，弹性模量为3.0×1010 Pa，泊松比为0.3，密度为2 100 kg·m-3，热膨胀系数为5.0×10-6 ℃-1。

当地的风向是结构合理布局的重要参考数据，依照当地的风玫瑰图确定合理的结构布局是工业设计的主要方法。风玫瑰图一般可反映2个重要信息：风向、风频。吸收塔结构所处贵州省毕节地区织金县的风玫瑰图如图2所示。按照结构的前期设计，吸收塔结构的方向布置如图3所示。

由图2可以看出，该地区东北风（NE）的频率较高，其次是北偏东风（NNE）。吸收塔结构的方向布置形式是否合理，需要通过平均风作用下结构的响应进行分析，因而本文展开了不同风向作用下吸收塔结构的数值风洞试验，探求在实际风向频率最高输入角度情况下结构的风致动力响应，以及不同方向角输入下结构的最不利风向输入，并明确风向输入角度与结构响应的规律，为后续展开的脉动风作用下结构的动力响应研究提供参考依据。

1.1 吸收塔结构数值风洞模型

根据《建筑结构荷载规范》（GB 50009—2001），吸收塔所在毕节地区50年重现期基本风压为0.3 kPa，毕节地区属于B类地区，其地面粗糙度系数取为0.16。风压风速关系式为

ω0=12ρv20

（1）

式中：ω0为风压；ρ为大气密度；v0为平均风速。

根据式（1）可计算得到当地10 m高度处10 min内的平均风速为22.4 m·s-1。同样参照该规范可知毕节地区10年重现期基本风速为18.3 m·s-1，100年重现期基本风速为24.2 m·s-1。

由于实际工程结构完成后，将在结构外层附加保温层，结构的外表面趋于光滑。另外由于湿式电除尘装置、烟道及AFT浆液收集盘的存在，导致结构的形式为高耸异形结构，在数值风洞分析过程中对流场与结构面的耦合造成一定困难，因此对结构进行合理的简化是有必要的。由于烟道开口，将导致结构与风场在烟道进出气口处无法耦合，因此，在这两处进行了封头处理，采用低强度、轻质量的薄板封头，防止风进入塔内。

风场模型采用了不压缩性流体来模拟，以此建立了包围着吸收塔结构的三维流体单元模型，同时在风入口边界处施加了速度条件，风速的大小根据前文求解得出的风速确定，并在风场的侧面设置了固壁（Wall）条件。将风场与结构模型的接触面设置为流固耦合界面，继而展开后续相应的数值分析。根据上述分析，建立的结构模型及数值风洞模型如图4所示。

1.2 风向输入变化对结构的影响

贵州省毕节地区50年重现期的基本风速为22.4 m·s-1，以此风速分别从NE风向（该地实际频率最高的风向）、0°风向、90°风向及180°风向输入平均风，分析4个风向工况下结构最大应力位移以及风场的风速响应，研究不同风向输入对结构的影响，同时为实际结构的方向布置提供一定的参考依据，并为后续的脉动风研究提供基础。

NE风向是毕节地区最高频率风向，要展开静风作用下结构的安全性能分析首先需要进行NE风向的分析。在该风向输入下，风场Wall边界的速度云图如图5（a）所示，风速矢量图如图5（b）所示。沿平行于风向的塔体中心做竖向剖面，其速度云图如图6（a）所示；沿湿式电除尘器与下部塔体连接部位的水平面做剖面，其风速矢量图如图6（b）所示。

由图5和图6可以看出，NE风向时，结构的迎风面风速较大，结构的背风面侧风速减小，结构远处风场的风速受结构的干扰相对较小。

为分析不同风向作用下结构的动力响应，分别从0°风向、90°风向及NE风向输入平均风进行分析。为方便对比分析结构，将不同风向作用下结构应力、位移和加速度随高度变化趋势表示出来，如图7所示，并将不同风向作用下结构的最大动力响应汇总，如表1所示。

由图7可以看出，在不同风向输入下，结构的最大位移响应出现在180°风向（与NE风向动力响应较接近，为使模拟结果可视性更强，用NE风向代替180°风向），最大应力响应出现在NE风向，结构的最小应力及位移响应均出现在0°风向。因此可以判断，NE风向与180°风向对于结构而言为相对较不利风向，0°风向时结构相对安全，这为吸收塔结构方向布置提供了一定参考。

由表1可以看出：结构的最大应力为60.08 MPa，出现在进气口烟道下端，该值远小于Q235钢材允许应力113 MPa；结构的最大位移为4.6 cm，远小于《高耸结构设计规范》允许值[12]。2 脉动风作用下结构的动力响应

通常把风作用的风压平均值当做稳定风压或者平均风压，而实际风压是在平均风压值上下波动的。在平均风压作用下，建筑物产生一定的侧向位移，而在脉动风压作用下，建筑物在该侧向位移值附近振动。尤其对高度大、刚度小的高层建筑物，脉动风压将引起不可忽视的动力效应。当建筑物高度大于30 m或高宽比大于1.5时，包括塔架、钢构架、烟囱等高耸结构均需考虑风振。本文中吸收塔结构整体高度达73 m，高径比大于1.5，必须进行风振分析。参考柳美玉[13]基于风洞试验研究计算的50年、100年周期设计风荷载，进行了10年一遇、50年一遇及100年一遇脉动风分析，同时基于第1.2节中结论，从结构的不利风向180°风向输入脉动风。

2.1 脉动风速谱模拟

展开吸收塔结构的风致动力响应分析，具备较强适用性及代表性的风速时程曲线是基本前提。本文应用MATLAB软件编译适用于吸收塔结构的风速时程曲线以模拟风速，根据前文所述毕节地区10年一遇、50年一遇及100年一遇基本风速分别为18.3，22.4，24.2 m·s-1，频率的取值范围为0.001～1 Hz，根据规范采用Davenport谱模拟当地的脉动风速谱，得到的贵州毕节地区10 m高度处10年一遇、50年一遇及100年一遇脉动风时程曲线如图8所示。同时为验证应用AR自回归法模拟脉动风速谱的准确性，本文将模拟谱和目标谱（Davenport谱）进行对比，如图9所示。

由图8可以看出，在3种不同基本风速下，脉动风均围绕着基本风速波动，且随着风速增加，波形变化越发明显。同时由图9可以看出，应用AR自回归法模拟的脉动风速谱与目标谱（Davenport谱）的拟合情况良好，说明应用AR自回归法模拟所得的脉动风速谱具备准确性，且未发生脉动风速时程失真的现象，与实际工况比较接近，模拟所得的脉动风速谱可用于下一步的研究中。

2.2 不同风速下吸收塔结构的动力响应分析

根据不同种类设备使用年限的相关规定，电厂设备的使用年限以40年为基准，所以分析在吸收塔服役期间10年一遇罕见风速对结构的影响具有重要的工程意义。参照第2.1节模拟得到的10年一遇脉动风速谱，由180°风向输入至结构中，风场的风速云图如图10所示。

由图10可以看出，由于在结构的180°风向施加初始风速边界条件，风场中空气流动逐渐由施加风速一侧向另一侧移动，最终风场中风速变化趋于与施加风速变化一致的形式，由于风场的总长度为200 m，该过程大约需要10～20 s。同时由于风场的前10～20 s风速较小，结构的动力响应相对也较小，为了更加直观明显地表示出时程曲线的变化过程，特将时程曲线前10 s的曲线段删除，则吸收塔结构在脉动风作用下位移、加速度及应力的动力响应最大位置的时程曲线如图11所示。

由图11可以看出：结构的最大位移为45.99 mm，出现在下部塔体与上部湿式电除尘结构连接的变截面处；结构的最大加速度响应为10.6 mm·s-2；结构的最大应力响应为48.13 MPa。说明在10年一遇风速下，结构的最大位移响应未超过74 cm，最大应力响应均未超过允许值113 MP，吸收塔结构是安全的。

按照上述10年一遇罕见风速对结构影响的分析过程，分别用50年一遇及100年一遇风速谱进行分析（过程不做赘述）。为了对比分析不同脉动风风速作用下结构的动力响应，分别沿结构的高度方向提取了位移、加速度以及应力响应，如图12所示。

由图12（a）可以看出：随着结构高度的增加，在风荷载作用下结构的位移响应逐渐增大，但在下部塔体与上部湿除结构连接的变截面处位移出现突增，说明在风荷载作用下塔体整体将呈现上部位移大于下部位移的趋势，但由于吸收塔结构是“头重脚轻”类结构，湿式电除尘装置的中部有质量较大的支撑梁，风荷载作用下该部位相对其下部塔段要更稳定，位移响应要相对较小，从而导致了下部塔体与上部湿除结构连接的变截面处位移相对较大；随着风速增大，塔体顶部位移响应的差异较塔底明显。由图12（b）可以看出，随着结构的增高，加速度响应逐渐增大。图12（c）可以看出：塔体底部应力相对较大，随结构高度增加，应力整体呈减小趋势，但在烟气入口部位及湿除结构连接的变截面处应力集中；在不同风速下结构应力响应的差异在塔体底部较为明显。3 多塔结构数值风洞试验

由于多塔结构高度大，且相距较近，宜考虑群体效应[14]。为了深入研究吸收塔结构与其周边结构的相互作用，进一步分析实际环境的风场情况，利用CFD数值模拟[15]软件FLUENT对吸收塔结构及其周边结构的风场进行分析研究。根据实际工程资料，吸收塔分为1#塔体与2#塔体，中间布置烟囱，其平面布置情况如图13所示。

利用GAMBIT软件建立了整体结构的有限元模型，如图14所示。根据毕节地区风速玫瑰图可知当地频率较高风向为东北风，因此风场的长度方向沿东北西南（NESW）方向，其总长度为800 m，宽度为600 m，高度为400 m。计算风场入口采用的是速度进流边界条件，并采用完全发展出流边界作为出口边界条件；结构的表面及地面采用的是无滑移壁面条件；风场的顶部及两侧采用的是对称边界条件。同时根据前文计算分析可知，吸收塔所在地50年重现期的基本风压为0.3 kPa，则基本风速为22.4 m·s-1，该地区属于B类地区，其地面粗糙度系数取为0.16。

本文数值风洞分析模型的水力直径为480 m，水力直径是在管内流动中引入的，其目的是给非圆管流动的分析模型取一个合适的特征长度，以此来计算其雷诺数。水力直径为4倍湿横截面面积与湿圆周长的比值，即水力直径D=4A/P，A为湿横截面面积，P为湿圆周长。模型的入口边长分别为400，600 m，因此A=240 000 m2，P=1 000 m，则所求水力直径为480 m；根据经验，本文模型的湍流强度缺省参数设置为5。湍流强度表示为湍流强度涨落标准差与平均速度的比值，其值是衡量湍流强弱的指标。本文模型的求解精度为0.001，求解过程至第62步开始收敛。

经计算分析，得到模型的风压云图如图15所示，同时为了显示不同高度处结构的各类响应值，定义了的不同高度面，分别为0，14（进气口中部位置），49（湿除结构与下部塔体连接变截面处），100 m（烟囱中部）。对上述3个高度处的风压云图进行分析可知：3个结构在迎风面上的最大风压基本相近，最大风压达426 Pa，而在结构的背风侧由于2#吸收塔结构处于迎风层的最前端，其背风侧风压值较烟囱及1#吸收塔结构的背风侧风压值更大，最小风压为-838 Pa，出现在烟气入口烟道下方。同时，可以看到由于3个结构对风流向的相互影响，负压区域不是直接分布于结构的背风侧，为了进一步分析其原因及效果，分别提取了14 m及49 m高度处结构附近的风速矢量图，如图16所示。

可以看出，在NE风向下，3个结构对风场流动存在相互干扰的现象。气流在流经2#吸收塔之后，由结构两侧流向背风侧，未形成明显涡流现象，但由图16可以看出，风速在背风侧明显减小，由贝努力定理可知气流对2#吸收塔的压力增大；之后该气流经由烟囱结构的一侧流过，同样与经由烟囱的气流在其背风侧相聚，依次经由1#吸收塔结构流过，形成的流线图如图17所示（14 m高度处）。

通过上述分析可以看出，3个结构之间存在较强的相互干扰现象，但是上游结构的周围风场受下游结构影响不大，在单独计算上游结构时可以不考虑干扰效应。下游结构周围风场受上游结构的影响较大，在设计分析下游结构时必须考虑上游结构的影响。

4 结 语

（1）通过对比分析不同风向作用下结构的风致动力响应得出：本文结构的最大位移响应出现在180°风向，最大应力响应出现在NE风向，结构的最小应力及位移响应均出现在0°风向。因此可以判断，NE风向与180°风向对于结构而言为相对不利风向，0°风向时结构相对安全，此项计算对实际工程中确定不对称吸收塔结构的安装方向具有一定借鉴意义。

（2）随着结构高度的增加，在风荷载作用下结构的位移响应逐渐增大，在湿除结构与塔体连接处由于材料的不连续性使得结构位移产生突变，所以实际工程中要注意变截面、不同材料衔接处的加强。

（3）风速的增大引起结构应力、加速度及顶部位移的增大，但是影响较小。相比较而言，在实际工程中应该重点考虑风向的影响。

（4）多塔结构的数值风洞试验分析表明，3个结构之间存在较强的相互干扰现象，但是上游结构的周围风场受下游结构影响不大，在单独计算上游结构时可以不考虑干扰效应。下游结构周围风场受上游结构的影响较大，在设计分析下游结构时必须考虑上游结构的影响。

（5）对于吸收塔结构动力响应规律的研究，本文只考虑了风荷载，但是实际工程中地震荷载的影响不可忽略，还需对风荷载与地震荷载共同作用下吸收塔的动力特性进行分析。

参考文献：

References：

[1] 项海帆.结构风工程研究的现状和展望[J].振动工程学报，1997，10（3）：258263.

XIANG Haifan.State of the Art and Prospect in Studies on Structural Wind Engineering[J].Journal of Vibration Engineering，1997，10（3）：258263.

[2]DAVENPORT A G.The Application of Statistical Concepts to the Wind Loads of Structures[J].Proceedings of the Institute of Civil Engineering，1961，19（4）：449472.

[3]DAVENPORT A G.Gust Loading Factors[J].Journal of the Structural Division，1967，93（3）：1134.

[4]SIMIU E.Gust Factors and Alongwind Pressure Correlation[J].Journal of the Structural Division，1973，99（4）：773783.

[5]SIMIU E.Equivalent Static Wind Loads for Tall Building Design[J].Journal of the Structural Division，1976，102（4）：719737.

[6]SOLARI G.Alongwind Response Estimation：Closed Form Solution[J].Journal of the Structural Division，1982，108（1）：225244.

[7]BENEKE D L，KWOK K C S.Aerodynamic Effect of Wind Induced Torsion on Tall Buildings[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1993，50：271280.

[8]STELVAM R P.Computation of Pressures on Texas Tech University Building Using Large Eddy Simulation[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，6768：647657.

[9]刘若斐，沈国辉，孙炳楠.大型冷却塔风荷载的数值模拟研究[J].工程力学，2006，23（增1）：177183.

LIU Ruofei，SHEN Guohui，SUN Bingnan.Numerical Simulation Study of Wind Load on Large Hyperbolic Cooling Tower[J].Engineering Mechanics，2006，23（S1）：177183.

[10]曹 辉.尚信国际大厦风洞试验及风荷载特性研究[D].重庆：重庆大学，2012.

CAO Hui.Research on Wind Tunnel Test and Wind Loads of Shangxin International Building[D].Chongqing：Chongqing University，2012.

[11]GB 50009—2001，建筑结构荷载规范[S].

GB 50009—2001，Load Code for the Design of Building Structures[S].

[12]GB 50135—2006，高耸结构设计规范[S].

GB 50135—2006，Code for Design of Highrising Structures[S].

[13]柳美玉.高层双塔建筑体型系数的风洞试验研究及数值模拟[D].北京：清华大学，2008.

LIU Meiyu.Study on Wind Load Shape Coefficient of Highrise Doubletower Building[D].Beijing：Tsinghua University，2008.

[14]虞终军，丁洁民，林祯彬，等.绿地中央广场双塔结构抗风设计[J].建筑结构，2013，43（9）：4246.

YU Zhongjun，DING Jiemin.LIN Zhenshan，et al.Windresistant Design on Doubletower of Greenland Central Plaza[J].Building Structure，2013，43（9）：4246.

[15]唐 意，金新阳，杨立国.错列布置超高层建筑群的干扰效应研究[J].土木工程学报，2012，45（8）：97103.

TANG Yi，JIN Xinyang，YANG Liguo.Study of the Interference Effects of Wind Loads on Tall Buildings in Staggered Arrangement[J].China Civil Engineering Journal，2012，45（8）：97103.