2017, Vol. 49
2. 南京航空航天大学 土木工程系 江苏 南京 210016
2. Department of Civil Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China
随着我国火/核电产业的迅速发展，一系列超规范特大型冷却塔陆续兴建，此类特大型冷却塔相比常规高度冷却塔柔度更大、阻尼更小、自振频率极低且分布密集，风荷载成为其设计控制荷载[1-2].风振系数作为冷却塔结构设计中的重要参数，选取不当可能会导致结构的风致破坏[3-4].现行规范普遍缺少此类200 m级特大型冷却塔表面平均风压分布和风振系数等风荷载取值参数条款，对此类特大型冷却塔进行风振系数取值研究成为此类冷却塔抗风设计中亟待解决的首要问题.
自1965年英国渡桥电厂冷却塔风毁事故[3]以来，大型冷却塔风振特性研究日益引起业界的高度重视.国内冷却塔设计规范[5-6]在定义冷却塔的风振系数时较为简单，仅给出了不同地貌类型下的统一风振系数.近年来，国内外学者对双曲冷却塔结构风振特性进行深入研究，文献[7]结合风洞试验测压结果分析了结构本身因素和外界干扰对冷却塔结构风致振动的影响，结果表明塔高对冷却塔风振系数的取值均有较为明显的影响.文献[8]通过对冷却塔进行气弹模型风洞试验和风振响应研究表明, 大型冷却塔结构的风振系数分布呈现明显的三维特征.文献[9]基于灰色-神经网络联合模型对大型冷却塔风效应进行了预测，结果表明对超规范大型冷却塔采用单一的风振系数进行计算可能会带来偏于危险的结果.上述研究对大型冷却塔结构的风荷载设计具有一定的指导意义，但是目前尚无相关文献针对200 m级特大型冷却塔风振系数取值进行系统的研究.随着此类超规范特大型冷却塔建设计划的提出，其风振系数的取值成为200 m级特大型冷却塔抗风设计中亟待解决的首要问题.
鉴于此，以国内某在建200 m级特大型冷却塔为工程背景，采用大涡模拟方法对该冷却塔模型进行平均和脉动风荷载数值模拟，并通过与规范及国内外现有实测结果对比验证了本文数值模拟的有效性.然后结合有限元方法对该特大型冷却塔的动力特性、风振响应与风振系数进行了系统分析，提炼出200 m级特大型冷却塔风振系数的分布规律，所得结论对此类200 m级超规范特大型冷却塔的抗风设计具有重要工程参考意义.
1 LES数值模拟 1.1 工程概况该在建特大型冷却塔整体塔高200 m，塔筒壳体分段等厚，喉部最小厚度0.35 m，下环梁最大厚度达到2.1 m，塔筒下部由44对X型柱与地面固接.该冷却塔几何模型按实际尺寸建立，按正常运行下百叶窗透风率[10]考虑百叶窗开启效应.环向逆时针每间隔8.18°布置一个测点，布置12层测点，共计12×44=528个测点.该冷却塔主要特征尺寸及测点布置方式如表 1所示.
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表 1 特大型冷却塔主要结构尺寸与测点布置 Table 1 Main structural size and measuring points arrangement of super large cooling tower |
为保证尾流得到充分发展，计算域尺寸定为24D×15D×4H(顺风向X×横风向Y×高度方向Z，D为冷却塔底部直径，H为塔高)，冷却塔模型位置距离出口17D，阻塞率为1.26%.将整个计算域划分为外围区域和局部加密区域以兼顾计算效率和精度，外围区域形状规整，采用高质量的结构化网格进行划分，局部加密区域内含冷却塔模型，采用非结构化网格进行划分.核心区最小网格尺寸为0.2 m，总网格数量约1 800万，网格数目及质量均满足计算要求.计算域及网格划分如图 1所示.
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图 1 计算域及模型网格划分示意图 Figure 1 The sketch of computational field and model mesh |
计算域入口边界条件设为Velocity inlet边界条件，按照B类地貌设置大气边界层指数风剖面和湍流度剖面，10 m高度处的基本风速取为26.83 m/s，通过用户自定义函数定义上述入流边界条件.计算域出口采用Pressure-Outlet边界条件，计算域顶部和侧面采用Symmetry边界条件，地面及建筑物表面采用Wall边界条件，如图 2所示.
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图 2 计算区域与边界条件示意图 Figure 2 The computational domain and boundary condition |
空气风场选用不可压缩流场[10]，亚格子模型采用Dynamic Smagorinsky-Lilly模型，压力速度耦合方程组求解采用simplec格式.同时采用simplec方法进行离散方程组的求解，压力项离散采用standard格式，动力离散采用bounded central differencing格式，瞬态方程采用二阶隐式，控制方程的计算残差设置为1×10-6，时间步长定为0.05 s，共计8 192个时间步.图 3给出了冷却塔喉部迎风面、侧风面及背风面3个典型区域测点压力系数时程曲线.
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图 3 冷却塔模型喉部典型测点风压时程曲线 Figure 3 Pressure coefficient curve by time in the laryngeal of cooling tower model |
图 4给出了冷却塔喉部平均和脉动风压系数沿环向分布曲线，并与规范[4]和实测及试验结果[11-12]进行对比：平均风压分布曲线的负压极值点和分离点对应角度与规范曲线较为一致；脉动风压沿环向分布规律与国内外实测曲线较为一致.本文得到的脉动风压具有一定的有效性，可作为后续风振动力分析的输入载荷.
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图 4 大涡模拟与规范及实测结果对比示意图 Figure 4 Contrast diagram among large eddy simulation, standard and actual measurement result |
采用离散结构的有限单元方法进行特大型冷却塔结构建模，塔筒及顶部刚性环采用壳Shell63单元建模，下部44对X型柱采用Beam188单元模拟，塔筒共划分130(层)×176(点)个单元，有限元模型如图 5所示.
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图 5 特大型冷却塔有限元模型示意图 Figure 5 Figure of the finite element model of super large cooling tower |
图 6给出了该冷却塔典型阶振型图及对应频率.由图可知，冷却塔基频为0.69 Hz，随着振型阶数的增大，塔筒环向和子午向谐波数显著增多.
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图 6 冷却塔典型阶振型示意图 Figure 6 Typical order modal characteristics of the cooling tower |
本文基于时域法中的完全法对冷却塔进行风振动力分析.根据规范定义风振系数分为两类，即荷载风振系数和响应风振系数，本文采用的是响应风振系数：
通过风振时域计算可以得到冷却塔塔筒和支柱等区域的位移和内力时程.限于篇幅，文中仅给出塔筒喉部0° Von Mises应力、节点径向位移、子午向轴力和环向弯矩的响应结果，如图 7所示.由图可知不同响应表现的时间历程趋势和脉动特性并不完全相同，由不同响应目标计算得到的风振系数数值和分布规律并不一致.国内冷却塔设计规范和德国VGB规范给出的冷却塔风振系数取值均采用的是正迎风面子午向轴力风振系数[5]，因此本文后续风振系数的取值探讨均基于节点子午向轴力响应目标进行.
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图 7 塔筒迎风面喉部响应时程曲线 Figure 7 Time history curve of response of tower windward laryngeal side |
图 8给出了冷却塔节点子午向轴力响应典型层均值与均方差沿环向分布曲线.由图可知子午向轴力均值和均方差随高度增加波动明显减小.对此类特大型冷却塔风振系数取值研究需考虑子午向的变化.
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图 8 典型高度断面子午向轴力均值及均方差分布曲线 Figure 8 Distribution curve of the mean value and mean square error of typical layers of axial force |
图 9给出了冷却塔塔筒风振系数的三维分布图，子午向轴力风振系数在塔筒背风区数值普遍较大，这是由于该区域响应均值较小导致的风振系数取值过大.这是由风振系数的物理定义缺陷造成的失真现象，因此这一区域的风振系数对冷却塔结构设计并不起控制作用.
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图 9 冷却塔风振系数三维分布图 Figure 9 Three-dimensional distribution diagram of wind fluttering factor of cooling tower |
现行冷却塔规范均是以正迎风面子午向轴力为目标响应给出整塔单一风振系数取值.鉴于此，图 10给出了塔筒正迎风面子午向轴力特征值及风振系数沿子午向变化曲线.由图可知：1) 正迎风面子午向轴力均值与均方差沿子午向分布趋势一致，均随着高度增加逐渐减小，在塔筒顶部区域, 刚性环的约束使子午向轴力出现负值；2) 风振系数呈现随着高度增加而减小的分布趋势，受冷却塔“端部效应”影响，在180 m左右范围内均值较小且风振系数数值较大；3) 塔筒整体风振系数小于规范数值1.9.
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图 10 塔筒正迎风面子午向轴力特征值及风振系数沿高度变化曲线 Figure 10 The characteristic and wind vibration coefficient value of windward axial force changed with the height |
本文基于大涡模拟方法、有限元方法和风振时程分析理论对200 m级特大型冷却塔表面风荷载分布、动力特性、风振响应特性、风振系数取值等方面进行了系统的研究.通过与国内外实测结果对比，验证了本文大涡模拟方法的有效性，可作为后续风振动力计算的输入载荷.此类特大型冷却塔基频较低且频率分布密集，前50阶频率均在2.0 Hz以下.冷却塔不同响应表现出的时间历程趋势和脉动特性并不完全相同，本文选择与规范同一标准的正迎风面子午向轴力作为风振系数的等效目标.塔筒节点风振系数呈现明显的三维分布特征，在塔筒底部及背风区节点风振系数存在明显的失真现象，层风振系数呈现随着高度增加而减小的分布趋势，塔筒整体风振系数小于规范取值1.9.
| [1] |
柯世堂, 侯宪安, 姚友成, 等. 大型冷却塔结构抗风研究综述与展望[J]. 特种结构, 2012(6): 5-10. (  0) |
| [2] |
柯世堂, 赵林, 葛耀君. 超大型冷却塔结构风振与地震作用影响比较[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2010, 42(10): 1635-1641. DOI:10.11918/j.issn.0367-6234.2010.10.025 ( 0) |
| [3] |
武际可. 大型冷却塔结构分析的回顾与展望[J]. 力学与实践, 1996, 18(6): 1-5. ( 0) |
| [4] |
王浩, 柯世堂. 三种典型子午线型大型冷却塔风致响应分析[J]. 力学与实践, 2015, 37(6): 690-697. DOI:10.6052/1000-0879-15-005 ( 0) |
| [5] |
中国住房和城乡建设部. 工业循环水冷却设计规范: GB/T 50102-2014[S]. 北京: 中国计划出版社, 2014.
( 0) |
| [6] |
电力行业电力规划设计标准化技术委员会. 火力发电厂水工设计技术规范: DL/T 5339-2006[S]. 北京: 中国电力出版社, 2006.
( 0) |
| [7] |
柯世堂, 侯宪安, 姚友成, 等. 强风作用下大型双曲冷却塔风致振动参数分析[J]. 湖南大学学报(自然科学版), 2013, 40(10): 32-37. ( 0) |
| [8] |
柯世堂, 初建祥, 陈剑宇, 等. 基于灰色-神经网络联合模型的大型冷却塔风效应预测[J]. 南京航空航天大学学报, 2014, 46(4): 652-658. ( 0) |
| [9] |
KE S T, LIANG J, ZHAO L, et al. Influence of ventilation rate on the aerodynamic interference for two IDCTs by CFD[J]. Wind and structures, an international journal, 2015, 20(3): 449-468. DOI:10.12989/was.2015.20.3.449 ( 0) |
| [10] |
吴义章, 张幸涛, 李会知, 等. 高层建筑周围行人高度风环境的数值模拟研究[J]. 郑州大学学报(理学版), 2011, 43(4): 110-115. ( 0) |
| [11] |
NISHIMURA H, TANⅡKE Y. Aerodynamic characteristics of fluctuating forces on a circular cylinder[J]. Journal of wind engineering & industrial aerodynamics, 2001, 89(1): 713-723. ( 0) |
| [12] |
CHENG X X, ZHAO L, GE Y J, et al. Wind pressures on a large cooling tower[J]. Advances in structural engineering, 2015, 18(2): 201-220. DOI:10.1260/1369-4332.18.2.201 ( 0) |