柯世堂， 杜凌云， 劉東華， 馬兆榮

(1. 南京航空航天大學(xué) 土木工程系，南京 210016；2. 廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司 土木工程技術(shù)部，廣州 210663)

直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔平均風(fēng)荷載及靜風(fēng)響應(yīng)分析

柯世堂1， 杜凌云1， 劉東華2， 馬兆榮2

(1. 南京航空航天大學(xué) 土木工程系，南京 210016；2. 廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司 土木工程技術(shù)部，廣州 210663)

作為一種新穎的典型風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)，直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的動(dòng)力特性和風(fēng)致受力性能亟待研究。以國(guó)內(nèi)擬建的某超大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔(189 m)為例，基于有限元方法分別建立主筒、主筒+加強(qiáng)桁架、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(鉸接)、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(固接)四種鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔模型，并對(duì)比分析其動(dòng)力特性及傳力路徑；然后基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)技術(shù)進(jìn)行直筒-錐段型冷卻塔表面平均風(fēng)荷載數(shù)值模擬，有分別加載規(guī)范和數(shù)值模擬風(fēng)壓對(duì)四種模型進(jìn)行風(fēng)致響應(yīng)分析，對(duì)比研究增設(shè)加強(qiáng)桁架、附屬桁架及與主筒和地面不同連接方式對(duì)直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔動(dòng)力特性和靜風(fēng)響應(yīng)的影響。主要研究結(jié)論可為我國(guó)此類超大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的結(jié)構(gòu)選型和抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬；動(dòng)力特性；靜風(fēng)響應(yīng)；參數(shù)分析

隨著國(guó)內(nèi)經(jīng)濟(jì)的提升和電機(jī)總量的不斷擴(kuò)大，冷卻塔的建設(shè)日益朝著高大化、多樣化的趨勢(shì)發(fā)展[1-2]，作為一種新穎的冷卻塔結(jié)構(gòu)形式，鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔施工快、可回收且不受冬季溫度限制，在國(guó)外已有十余例成功應(yīng)用于電廠間接空冷建設(shè)[3]，而在國(guó)內(nèi)尚處于萌芽階段，僅有新疆某直筒型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔在建。傳統(tǒng)的冷卻塔[4]多以鋼筋混凝土為基本材料，塔筒以雙曲薄壁結(jié)構(gòu)形式為主，通常簡(jiǎn)化為板殼單元進(jìn)行受力計(jì)算；鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔通過不同截面形式的鋼管組成復(fù)雜的桁架體系，其構(gòu)件受力形式與梁?jiǎn)卧鼮榻咏?。故與傳統(tǒng)鋼筋混凝土冷卻塔相比，鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔總體上阻尼更小、頻率更低、且振型及傳力路徑復(fù)雜，對(duì)風(fēng)荷載更加敏感，其風(fēng)致動(dòng)力放大效應(yīng)和受力性能問題也更為突出。

針對(duì)大型冷卻塔的抗風(fēng)問題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)大型混凝土雙曲冷卻塔的風(fēng)荷載[5-7]、干擾效應(yīng)[8-9]、風(fēng)致響應(yīng)[10-11]、整體和局部穩(wěn)定性[12]等方面進(jìn)行了大量的研究，相關(guān)成果很好地指導(dǎo)了混凝土雙曲冷卻塔的抗風(fēng)設(shè)計(jì)，然而鮮有涉及直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的風(fēng)荷載和受力性能研究。

鑒于此，本文以國(guó)內(nèi)擬建的某超大直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔(189 m)為例，分別建立主筒、主筒+加強(qiáng)桁架、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(鉸接)、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(固接)四種結(jié)構(gòu)形式的鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔有限元模型，然后采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computation Fluid Dynamics, CFD)。在此基礎(chǔ)上，對(duì)比研究增設(shè)加強(qiáng)桁架、附屬桁架及與地面不同連接方式對(duì)直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔動(dòng)力特性和靜風(fēng)響應(yīng)的影響，主要結(jié)論可為此類超大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 動(dòng)力特性分析

1.1 工程簡(jiǎn)介及有限元建模

該大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔整體塔高189 m，由主筒、加強(qiáng)桁架和附屬桁架組成，主要構(gòu)件信息如表1所示。為便于表達(dá)，將主筒、主筒+加強(qiáng)桁架、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(鉸接)、主筒+加強(qiáng)桁架+附屬桁架(固接)四種結(jié)構(gòu)形式對(duì)應(yīng)的計(jì)算模型分別簡(jiǎn)稱為模型一、模型二、模型三和模型四。采用大型通用軟件ANSYS進(jìn)行四種模型的有限元建模，分別如圖1所示，所有桿件均采用BEAM188單元，主筒底部斜桿與地面固接，模型二中加強(qiáng)桁架外圍節(jié)點(diǎn)與主筒對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)共用，模型三中附屬桁架上部和下部分別與主筒和地面鉸接，模型四中附屬桁架上部和下部分別與主筒和地面固接。

表1 大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔構(gòu)件信息列表

圖1 鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔有限元模型示意圖Fig.1 The finite element model of cooling tower for steel structure

1.2 動(dòng)力特性分析

考慮到表面蒙皮的重量會(huì)對(duì)后續(xù)模態(tài)和靜風(fēng)響應(yīng)分析造成一定影響，通過增大密度的方法考慮其附加質(zhì)量，將鋼的密度乘以1.15的系數(shù)后作為鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的等效密度[13]。

圖2和圖3分別給出了四組鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔模型基階和第50階典型振型圖。由圖可見，模型一振型復(fù)雜且變形較大，并呈現(xiàn)出明顯的三維特征，環(huán)向和豎向諧波數(shù)隨振型階數(shù)的增大而增多；增設(shè)加強(qiáng)桁架使得模型環(huán)向和豎向變形約束明顯；由于附屬桁架每榀之間的聯(lián)系橫桿剛度較弱，使得模型三和模型四的主要變形明顯從主筒轉(zhuǎn)移到附屬桁架，其表現(xiàn)為附屬桁架的環(huán)向扭轉(zhuǎn)，且固接相對(duì)鉸接變形略小。

圖2 四種不同模型基階振型示意圖Fig.2 The first step vibration chart of four models

圖3 四種不同模型第50階振型示意圖Fig.3 The 50th step vibration chart of four models

圖4給出了四種鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔模型前200階頻率隨階數(shù)的變化曲線。由圖4可知：①增設(shè)加強(qiáng)桁架的模型二自振頻率最大，在20階之前頻率增長(zhǎng)迅速，之后逐漸呈現(xiàn)線性規(guī)律；②模型一的前10階自振頻率最小，自振頻率幾乎呈線性規(guī)律分布；③附屬桁架的增設(shè)減小了模型20階之后的自振頻率，模型三和模型四的前10階自振頻率極為相近，固接相對(duì)鉸接的第10階～第35階頻率較大，第35階之后的頻率均小于鉸接模型；④模型三在第10階～第35階存在一個(gè)頻率平緩段，隨階數(shù)增大基本保持不變，而模型四的頻率平緩段則相對(duì)較長(zhǎng)，從第10階～第65階基本保持不變。

圖4 四種不同模型前200階頻率圖Fig.4 The first 200 steps of frequency of four models

2 平均風(fēng)荷載數(shù)值模擬

2.1 參數(shù)設(shè)置

由于模型一和二為標(biāo)準(zhǔn)圓形截面，故直接采用建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[14]中的風(fēng)壓推薦曲線，而模型三和模型四需采用CFD技術(shù)進(jìn)行平均風(fēng)荷載數(shù)值模擬。按照實(shí)際尺寸建模，以30%的透風(fēng)率考慮百葉窗工作開啟狀態(tài)，為了兼顧計(jì)算效率和精度，將整個(gè)計(jì)算域劃分為外圍區(qū)域和局部加密區(qū)域。外圍區(qū)域形狀規(guī)整，采用高質(zhì)量的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，局部加密區(qū)域內(nèi)含冷卻塔模型，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，總網(wǎng)格數(shù)量約640萬(wàn)。圖5給出了計(jì)算域及模型網(wǎng)格劃分。數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2 數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)

圖5 計(jì)算域及模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.5 The sketch of computational field mesh

2.2 結(jié)果分析

通過數(shù)值模擬計(jì)算得到直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔模型表面平均風(fēng)荷載分布，將其分為下部錐段風(fēng)壓和上部直筒段風(fēng)壓。圖6和圖7分別給出了兩部分風(fēng)壓沿環(huán)向和子午向分布曲線并與火工規(guī)范[15]加肋雙曲線混凝土冷卻塔和建筑荷載規(guī)范圓截面構(gòu)筑物的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比?？梢园l(fā)現(xiàn)：①CFD數(shù)值模擬得出的冷卻塔下部錐段平均與雙曲冷卻塔曲線較為吻合，側(cè)風(fēng)面區(qū)別壓力系數(shù)值差別較大，錐段底部受氣流影響風(fēng)壓略偏離于規(guī)范數(shù)據(jù)；②上部直筒段的平均風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向分布與圓截面構(gòu)筑物的壓力系數(shù)曲線十分接近，但側(cè)風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)數(shù)值有明顯區(qū)別，且端部繞流特性使得塔頂壓力系數(shù)偏離規(guī)范較遠(yuǎn)；③對(duì)比結(jié)果同時(shí)驗(yàn)證了本文數(shù)值方法用于鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔風(fēng)荷載模擬的可靠性。

圖8給出了用于下文風(fēng)荷載輸入的CFD數(shù)值模擬上部主筒及下部錐段數(shù)值模擬風(fēng)壓系數(shù)平均值與兩種規(guī)范的對(duì)比曲線。由圖8可知：①兩種規(guī)范數(shù)據(jù)相比，圓截面構(gòu)筑物背風(fēng)區(qū)風(fēng)壓平臺(tái)較小，負(fù)壓極值出現(xiàn)滯后且數(shù)值較大；②下部錐段的負(fù)壓極值點(diǎn)和分離點(diǎn)對(duì)應(yīng)角度與火工規(guī)范中雙曲冷卻塔一致，但在背風(fēng)區(qū)負(fù)壓數(shù)值要明顯小于規(guī)范值；③上部直筒段風(fēng)壓系數(shù)分布曲線與荷載規(guī)范中圓截面構(gòu)筑物基本吻合。表3具體列出了下部錐段和上部直筒段計(jì)算風(fēng)壓分別與火工規(guī)范和建筑荷載規(guī)范的差值，冷卻塔塔頂、中部和底部流場(chǎng)平均速度云圖見圖9。

圖6 下部錐段平均風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范對(duì)比曲線Fig.6 Wind pressure coefficient for conic section below

圖7 上部直筒段平均風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范對(duì)比曲線Fig.7 Wind pressure coefficient for cylinder section upper

圖8 數(shù)值模擬平均風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范曲線對(duì)比圖Fig.8 Average wind pressure coefficient for the model

環(huán)向角度/(°)下部錐段上部直筒段環(huán)向角度/(°)下部錐段上部直筒段00.00270.15171800.09240.0316120.06770.07281920.09240.0314240.13820.00612040.09980.0074360.16120.12162160.10710.0462480.18430.23702280.15440.1525600.21890.13922400.20170.2587720.25350.04142520.20200.0944840.02580.05562640.20230.0698960.20190.06982760.02560.05561080.20180.09442880.25350.04141200.20170.25873000.21910.13921320.15440.15253120.18480.23701440.10710.04623240.16170.12161560.09980.00723360.13860.00611680.09240.03183480.06790.0728

(a) z=37 m

(b) z=107 m

(c) z=187 m圖9 冷卻塔壓力系數(shù)及流場(chǎng)速度云圖Fig.9 The nephograms of pressure coefficient and speed for cooling tower and flow field

3 靜風(fēng)響應(yīng)分析

3.1 計(jì)算參數(shù)選取

該擬建冷卻塔位于B類地貌，基本風(fēng)壓取為0.45 kPa。風(fēng)荷載計(jì)算時(shí)風(fēng)振系數(shù)取1.9，群塔放大系數(shù)取1.1。模型一和模型二采用建筑荷載規(guī)范中圓截面構(gòu)筑物風(fēng)壓系數(shù)，模型三和模型四采用數(shù)值模擬風(fēng)壓系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。基于靜風(fēng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果，提取主筒、加強(qiáng)桁架和附屬桁架外部所有節(jié)點(diǎn)的徑向位移及典型構(gòu)件應(yīng)力響應(yīng)，研究不同結(jié)構(gòu)及附屬桁架與地面連接方式對(duì)鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔靜風(fēng)響應(yīng)的影響。

3.2 位移響應(yīng)

3.2.1 主筒位移響應(yīng)

圖10給出了四種模型的主筒徑向位移沿環(huán)向和子午向變化云圖，表4提煉出了四種模型主筒徑向位移最大和最小值。對(duì)比發(fā)現(xiàn)：①四種模型的主筒徑向位移均關(guān)于0°迎風(fēng)角對(duì)稱，最大負(fù)位移在0°角附近，最大正位移出現(xiàn)在±70°～100°；②模型一的主筒變形最為顯著，極值29.49 cm和-33.59 cm位于塔頂處；模型二的主筒變形急劇減小，極值4.44 cm和-3.14 cm位于40～60 m高度之間；模型三和模型四的徑向位移分布模式相似，極值均位于第一層桁架所在處，且模型四的徑向位移整體上小于模型三，附屬桁架的設(shè)置使主筒大部分區(qū)域的徑向位移顯著減小。

表4 四種模型主筒節(jié)點(diǎn)徑向位移極值

Tab. 4 Extremum radial displacement of nodes for the main cylinder cm

徑向位移模型編號(hào)模型一模型二模型三模型四極大正值29.494.444.383.53極大負(fù)值-33.59-3.14-6.18-5.00

圖10 四種模型主筒徑向位移沿環(huán)向和子午向變化云圖Fig.10 The radial displacement along the ring and meridian nephogram for the main cylinder

3.2.2 加強(qiáng)桁架位移響應(yīng)

圖11給出了模型二～模型四的三層加強(qiáng)桁架的徑向位移變化曲線，表5給出了加強(qiáng)桁架徑向位移極值大小及方位對(duì)比。分析可知：①模型二第一層加強(qiáng)桁架的迎風(fēng)面與背風(fēng)面徑向位移與模型三和四相比較為接近，但側(cè)風(fēng)面徑向位移相對(duì)較大，且隨著高度的增大，三種模型加強(qiáng)桁架的區(qū)別越來越明顯；②第三層和第五層加強(qiáng)桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移模型三最大，模型四次之，模型二最小，端部效應(yīng)使得第五層加強(qiáng)桁架的背風(fēng)面位移由負(fù)轉(zhuǎn)正，區(qū)別于其他幾層；③三種模型位移極值均出現(xiàn)在第二層加強(qiáng)桁架的迎風(fēng)面和側(cè)風(fēng)面上，模

型二加強(qiáng)桁架極值位移最小，模型四加強(qiáng)桁架受力優(yōu)于模型三。

表5 模型二～模型四加強(qiáng)桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移極值

Tab. 5 Extremum radial displacement of nodes for the stiffening truss cm

徑向位移模型編號(hào)模型一模型二模型三極大正值1.984.383.54極大負(fù)值-2.08-5.98-4.82出現(xiàn)位置二層290°/0°二層70°/0°二層290°/0°

圖11 模型二～模型四加強(qiáng)桁架徑向位移沿環(huán)向和子午向變化云圖Fig.11 The radial displacement along the ring and meridian nephogram for the stiffening truss

3.2.3 附屬桁架位移響應(yīng)

圖12給出了模型三和四附屬桁架徑向位移云圖。對(duì)比分析可知，附屬桁架與主筒和地面的連接方式對(duì)大型直筒錐段型冷卻塔附屬桁架徑向位移分布趨勢(shì)的影響微弱，但鉸接方式下附屬桁架徑向位移值大于固接方式。

圖12 模型三和模型四附屬桁架徑向位移沿環(huán)向和子午向變化云圖Fig.12 The nephogram of radial displacement for the accessory truss

3.3 應(yīng)力響應(yīng)

四種冷卻塔模型的各桿件梁?jiǎn)卧S向應(yīng)力和Y向彎曲應(yīng)力極值大小及方位對(duì)比見表6。由表6可知：①模型一和模型二桿件單元軸向應(yīng)力極值均位于主筒49.5 m高度處的迎風(fēng)面和側(cè)風(fēng)面橫桿上，而模型一彎曲應(yīng)力極大和極小值分別位于冷卻塔頂部迎風(fēng)面和側(cè)風(fēng)面的橫桿上，設(shè)置加強(qiáng)桁架后，彎曲應(yīng)力極值急劇減小并轉(zhuǎn)移至模型中下部；②設(shè)置附屬桁架后，應(yīng)力極值從主筒橫桿轉(zhuǎn)移至附屬桁架頂部的外部斜桿上，附屬桁架與主筒和地面的連接方式對(duì)應(yīng)力分布方位產(chǎn)生很大的影響，綜合比較可知鉸接方式下應(yīng)力極值略大于固接。

表6 四種模型梁?jiǎn)卧S向應(yīng)力和Y向彎曲應(yīng)力對(duì)比

4 結(jié) 論

基于CFD和有限元技術(shù)，對(duì)超大直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔表面平均風(fēng)荷載進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對(duì)比研究了增設(shè)加強(qiáng)桁架、附屬桁架及與主筒和地面不同連接方式對(duì)直筒-錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔動(dòng)力特性和靜風(fēng)響應(yīng)的影響，得到主要結(jié)論如下：

(1) 主筒結(jié)構(gòu)振型的三維特征顯著且變形最大，增設(shè)加強(qiáng)桁架后主筒徑向變形約束明顯，其自振頻率最大且隨階數(shù)近似線性分布，增設(shè)附屬桁架后主要變形明顯轉(zhuǎn)至附屬桁架，固接下結(jié)構(gòu)整體變形相對(duì)鉸接下略小，隨階數(shù)增大均出現(xiàn)明顯的頻率平緩段。

(2) CFD數(shù)值模擬得到的冷卻塔下部錐段平均風(fēng)壓分布曲線的負(fù)壓極值點(diǎn)和分離點(diǎn)對(duì)應(yīng)角度與火工規(guī)范中雙曲冷卻塔一致，但在背風(fēng)區(qū)負(fù)壓數(shù)值要明顯小于規(guī)范值；上部直筒段風(fēng)壓系數(shù)分布曲線與荷載規(guī)范中圓截面構(gòu)筑物基本吻合。

(3) 四種模型的主筒徑向位移均關(guān)于0°迎風(fēng)角對(duì)稱，最大正、負(fù)位移均位于側(cè)風(fēng)面和迎風(fēng)面。模型一主筒變形最為顯著，極值出現(xiàn)在塔頂；模型二主筒位移明顯減小，極值下移至塔體中下部，且加強(qiáng)桁架極值位移最??；設(shè)置附屬桁架后主筒位移急劇減小，加強(qiáng)桁架位移相對(duì)模型二較大，最大徑向位移轉(zhuǎn)移至附屬桁架且分布趨勢(shì)相似，但模型三位移值略大于模型四。

(4) 四種模型的單元軸向應(yīng)力和彎曲應(yīng)力極值均位于迎風(fēng)面和背風(fēng)面，但模型一和二的軸向應(yīng)力極值出現(xiàn)在主筒中下部橫桿上，模型一彎曲應(yīng)力極值位于塔頂，設(shè)置加強(qiáng)桁架后下移至模型中下部，模型三和模型四應(yīng)力極值轉(zhuǎn)移至附屬桁架頂部的外部斜桿上且前者略大于后者，與主筒和地面的連接方式對(duì)應(yīng)力極值的分布方位產(chǎn)生較大的影響。

本文成果的知識(shí)產(chǎn)權(quán)歸廣東省電力設(shè)計(jì)研究院有限公司所有。

[ 1 ] 張軍鋒, 陳淮, 李靜斌. 基于反應(yīng)譜方法的雙曲冷卻塔地震響應(yīng)特征分析[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2015, 34(10):128-134. ZHANG Junfeng, CHEN Huai, LI Jingbin. Seimic response features of hyperboloidal cooling towers based on response spectral analysis[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(10):128-134.

[ 2 ] KE S T , GE Y J, ZHAO L, et al. Wind-induced vibration characteristics and parametric analysis of large hyperbolic cooling towers with different feature sizes[J]. Structural Engineering and Mechanics, 2015, 54(5): 891-908.

[ 3 ] IZADI M, BARGI K. Natural draft steel hyperbolic cooling towers: optimization and performance evaluatim [J]. Structural Design of Tall ﹠ Special Buildings, 2013,23(9):713-720.

[ 4 ] 柯世堂, 侯憲安, 趙林，等. 特大型冷卻塔風(fēng)荷載和風(fēng)振響應(yīng)參數(shù)分析：自激力效應(yīng)[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2012, 45(12): 45-53. KE Shitang, HOU Xian’an, ZHAO Lin, et al. Parameter analysis of wind loads and wind induced responses for super-large cooling towers: self-excited force effects[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(12): 45-53.

[ 5 ] 劉若斐, 沈國(guó)輝, 孫炳楠. 大型冷卻塔風(fēng)荷載的數(shù)值模擬研究[J]. 工程力學(xué), 2006, 23(增刊1): 177-183. LIU Ruofei, SHEN Guohui, SUN Bingnan. Numerical simulation study of wend load on large hyperbolic cooling towers[J]. Engineering Mechanics, 2006, 23(Sup1): 177-183.

[ 6 ] 鄒云峰, 牛華偉, 陳政清. 超大型冷卻塔單塔外表面風(fēng)荷載三維效應(yīng)及其設(shè)計(jì)取值[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013, 32(24): 76-82. ZOU Yunfeng, NIU Huawei, CEHN Zhengqing. Three-dimensional effect and design values of outer surface wind loading for a single super-large cooling tower[J].Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(24): 76-82.

[ 7 ] KE S T, GE Y J, ZHAO L, et al. A new methodology for analysis of equivalent static wind loads on super-large cooling towers[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2012, 111(3): 30-39.

[ 8 ] 鄒云峰, 牛華偉, 陳政清. 基于完全氣動(dòng)彈性模型的冷卻塔干擾效應(yīng)風(fēng)洞試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2013, 40(12):2-7. ZOU Yunfeng, NIU Huawei, CEHN Zhengqing. Wind tunnel test on wind-induced interference effect of cooling towers based on full areo-elastic model[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences), 2013, 40(12):2-7.

[ 9 ] 沈國(guó)輝, 余關(guān)鵬, 孫炳楠,等. 大型冷卻塔雙塔干擾的風(fēng)洞試驗(yàn)研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2011, 30(3):109-114. SHEN Guohui, YU Guanpeng, SUN Bingnan, et al. Study on interference effects of two large hyperbolic cooling towers by using wind tunnel test[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(3):109-114.

[10] 沈國(guó)輝, 余關(guān)鵬, 孫炳楠,等. 大型冷卻塔風(fēng)致響應(yīng)的干擾效應(yīng)[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2012, 46(1):33-45. SHEN Guohui, YU Guanpeng, SUN Bingnan, et al. Interference effect of wind-induced response on large hyperbolic cooling tower[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science), 2012, 46(1):33-45.

[11] 鄒云峰, 李壽英, 牛華偉. 雙曲冷卻塔等效靜力風(fēng)荷載規(guī)范適應(yīng)性研究[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2013, 32(11): 100-105. ZOU Yunfeng, LI Shouying, NIU Huawei. Adaptability study on a China’s code for equivalent static wind load of hyperbolic cooling tower[J].Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(11): 100-105.

[12] 張軍鋒, 葛耀君, 趙林. 基于風(fēng)洞試驗(yàn)的雙曲冷卻塔靜風(fēng)整體穩(wěn)定研究[J]. 工程力學(xué), 2012, 29(5):187-196. ZHANG Junfeng, GE Yaojun, ZHAO Lin. Study on global aerostatic stability of hyperboloidal cooling towrs based on the wind tunnel tests[J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(5):187-196.

[13] 柯世堂. 鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔數(shù)值風(fēng)洞模擬試驗(yàn)及風(fēng)振系數(shù)研究報(bào)告[R]. 南京航空航天大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心, 2015.

[14] 建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范:GB 50009—2012 [S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2012.

[15] 火力發(fā)電廠水工設(shè)計(jì)規(guī)范: DL/T 5339—2006 [S]. 北京: 中國(guó)電力出版社, 2006.

Analysis of average wind pressure and responses under static wind for a cylinder-conic section steel cooling tower

KE Shitang1， DU Lingyun1， LIU Donghua2， MA Zhaorong2

(1. Department of Civil Engineering, Nanjing University of Aeronautics and astronautics, Nanjing 210016,China;2. Technology Department of Civil Engineering, Guangdong Electric Power Design Institute, Guangzhou 210663, China)

As a kind of new typical wind-sensitive structure, dynamic characteristics and wind-induced mechanical performance of a cylinder-conic section steel cooling tower are urgent to be studied. With a proposed super large steel cooling tower (189 m) in our country as an example, firstly, four steel cooling tower models induding a main cylinder, a main cylinder+ stiffening truss, a main cylinder+ stiffening truss+ accessory truss(hinged), and a main cylinder+ stiffening truss+ accessory truss(fixed) were established based on the finite element method. Their dynamic characteristics and force transmission paths were comparatively analyzed.Secondly, the numerical simulation of wind load on the surface of the cylinder-conic section steel cooling tower was conducted by using the computational fluid dynamics (CFD) method. Finally, with the specified and simulated wind pressure loads, respectively, wind-induced responses of four models were analyzed. The influences of adding stiffening truss and accessory truss and different ways of connection among accessory truss, the main cylinder and ground on dynamic characteristics and responses under static wind of the tower were comparatively studied. The studying conclusions provided a scientific basis for the structure form selection and wind-resistance design of this kind of super large steel cooling towers in our country.

cylinder-conic section steel cooling tower； CFD numerical simulation； dynamic characteristics； responses under static wind； parametric analysis

國(guó)家自然科學(xué)基金(51208254)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(NS2016019)；中國(guó)博士后科學(xué)基金(2013M530255; 1202006B)；江蘇省優(yōu)秀青年基金(BK20160083)

2015-10-28 修改稿收到日期： 2016-02-16

柯世堂 男，博士，副教授，1982年生 E-mail：verylyzh@163.com

TU279.7+41

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.07.023