韓曉宇， 李 波，2， 劉振華， 徐龍河，2

（1.北京交通大學土木建筑工程學院 北京，100044） （2.結(jié)構(gòu)風工程與城市風環(huán)境北京市重點實驗室 北京，100044）

（3.中國寰球工程有限公司 北京，100029）

1 問題的引出

工業(yè)廠區(qū)有大量管架，用于支撐管道和設備，見圖1。風荷載是該類工業(yè)管架結(jié)構(gòu)設計的主要控制荷載之一，但由于構(gòu)件眾多，管架風荷載的遮擋效應十分顯著，不考慮遮擋效應，往往會過高估計風荷載，顯著增加沿海等基本風壓高地區(qū)的工程造價。

圖1 工業(yè)管架Fig.1 Industrial pipe racks

Holmes［1-3］系統(tǒng)研究了格構(gòu)式塔架的順風向響應，為該類結(jié)構(gòu)抗風設計理論奠定了基礎(chǔ)。遮擋效應是格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風荷載特性研究的重點。文獻［4-8］通過風洞試驗研究了格構(gòu)式結(jié)構(gòu)上的風荷載。Demirtas［9］認為現(xiàn)有的阻力系數(shù)偏于保守，通過風洞試驗給出遮擋系數(shù)予以折減。為準確描述格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風荷載提供了有效途徑，Celio等［10］研究了風向角、透風率對塔架遮擋系數(shù)的影響。李正良等［11］則研究了不同遮擋距離對格構(gòu)式塔架風力系數(shù)的影響。Prad'homme等［12-13］還研究了不同構(gòu)件的風荷載遮擋系數(shù)。程志軍等［14］通過氣動彈性模型試驗研究了格構(gòu)式塔架的體型系數(shù)及遮擋系數(shù)?？梢钥闯?，遮擋效應是格構(gòu)式結(jié)構(gòu)風荷載特性研究的重點，風洞試驗是主要研究方法。

現(xiàn)行《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）［15］給出了單榀及多榀平行桁架的體型系數(shù)，并給出了多榀平行桁架的遮擋系數(shù)。工業(yè)廠區(qū)管架構(gòu)件眾多，依據(jù)該規(guī)范，風荷載的計算較為繁瑣。為此，《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）［16］專門提供了兩種方法來確定工業(yè)管架的風荷載，即常規(guī)方法和整體計算方法，其中：常規(guī)方法仍以《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》為基礎(chǔ)，確定各個構(gòu)件的風荷載；整體方法則直接根據(jù)管架的榀數(shù)及間距給出遮擋系數(shù)，便于工程應用。但在工程實踐中，管架上往往還有管道和各類設備，整體計算方法的適用性還有待進一步評估。

筆者以石油化工廠區(qū)常見的管架、裂解爐為研究對象，首先采用測力風洞試驗評估整體計算方法的適用性，然后通過測壓風洞試驗，給出了管架遮擋下內(nèi)部封閉設備的遮擋系數(shù)，提供了一種基于整體計算方法的工業(yè)管架風荷載確定方法。

2 風洞試驗概況

本次試驗在北京交通大學風洞實驗室BJ-1風洞（圖2）高速試驗段完成，經(jīng)第三方校核，風洞品質(zhì)優(yōu)秀。試驗前，對試驗模型區(qū)的風速剖面進行了測量，并通過調(diào)整尖塔和粗糙元的幾何參數(shù)，在模型試驗區(qū)獲得《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）中B類地貌所要求的平均風速剖面和脈動風速湍流度剖面，如圖3所示。圖中，α，Iu，Z，Zr，U，Ur分別為地面粗糙度指數(shù)：B類地貌α=0.15、湍流度、高度、參考點高度、風速及參考點風速，參考點設置在模型頂點高度處。

圖2 北京交通大學BJ-1風洞（單位：m）Fig.2 BJ-1 wind tunnel in Beijing Jiaotong University(unit:m)

圖3 平均風速與湍流度剖面Fig.3 Mean wind speed and turbulence intensity profiles

為了評估現(xiàn)有計算方法的適用性，筆者選取石油化工廠區(qū)典型管架（GJ1）、帶管道的管架（GJ2）及支撐設備（裂解爐）的管架（GJ3）為研究對象。其中：GJ1高為30 m，寬為15 m，長為45 m；GJ2尺寸與GJ1相同，并按照實際生產(chǎn)時的情況布置管道；GJ3為石化廠區(qū)常見裂解爐，高為48 m，寬為10.5 m，長為37 m。

試驗模型幾何縮尺比選為1∶100，GJ1和GJ2模型阻塞率為2.3%，GJ3模型阻塞率為3%，滿足風洞阻塞率的要求。由專業(yè)模型公司采用ABS材料制作了裂解爐以及管架剛性測力模型及底部金屬連接件，如圖4所示。測力風洞試驗采用美國ATI Industrial Automation研制的6分量高頻底座天平，采樣頻率為1 000 Hz，連續(xù)采樣20 000次，采樣時間為

20 s。

圖4 測力試驗模型圖Fig.4 HFFB wind tunnel test models diagram

為確定不同管架遮擋情況下內(nèi)部封閉設備的遮擋系數(shù)，本研究還專門設計了測壓試驗。試驗模型分為布置測壓點的內(nèi)部封閉設備（圖5）和輔助性外圍管架（圖6），內(nèi)部封閉設備模型輪廓尺寸參考了GJ3內(nèi)部爐體，模型幾何縮尺比與測力試驗相同。

圖5 測壓點布置圖(單位:mm)Fig.5 Taps distribution diagram(unit:mm)

圖6 外圍管架圖Fig.6 Periphery pipe racks

測壓試驗中，先測試無外圍管架時封閉設備的風壓分布，然后分別設置1-3榀外圍管架，確定外圍管架榀數(shù)對內(nèi)部封閉設備風壓分布的影響，其中，外圍管架形式及間距與GJ3保持一致。測壓風洞試驗采用Scanivalve電子掃描閥測壓，采樣頻率為312.5 Hz，每個通道連續(xù)采樣20 000次，采樣時間為64 s。

試驗中，參考點設置在模型主體結(jié)構(gòu)頂點高度處，定義y軸正向為0°風向角，x軸正向為90°風向角，如圖7所示。

為方便比較，測力試驗得到的力、力矩采用無量綱力、力矩系數(shù)表示

其中：i=x，y，z，為體軸坐標系對應的3個主方向；Fi和Ci分別為i向氣動力及對應的氣動力系數(shù)；Mi和Cmi分別為i向氣動力矩及對應的力矩系數(shù)；U為參考高度處風速；ρ為空氣密度；Si為參考面積，取模型y軸方向輪廓面積；H為參考高度，取模型主體結(jié)構(gòu)高度。

測壓試驗得到的建筑表面的風壓通常用對應于參考點的無量綱風壓系數(shù)表示，平均風壓系數(shù)為

圖7 試驗模型圖Fig.7 Test models diagram

其中：P(t)為作用在測點處的壓力；P0和P∞分別為參考高度處的總壓和靜壓；M為脈動風壓的樣本采集數(shù)，即本次風洞試驗的樣本次數(shù)量。

在測壓風洞試驗中，平均風壓系數(shù)Cp與高度換算系數(shù)γ的乘積相當于《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012）的體型系數(shù)μs與高度系數(shù)μz的乘積，即

其中：γ=(Z/10)0.3；Z為參考點高度，文中Z=48 m。通過式（4）即可得到體型系數(shù)。

3 測力風洞試驗

根據(jù)測力風洞試驗可以得到管架平均基底力、力矩系數(shù)，圖8給出不同風向角情況下管架平均基底力、力矩系數(shù)?？梢钥闯觯?個管架的平均基底力、力矩系數(shù)隨風向角變化規(guī)律相同。y向平均基底力系數(shù)和x向平均基底力矩系數(shù)絕對值隨風向角增大而減小，在0°風向角達到最大值。而x向平均基底力系數(shù)絕對值和y向平均基底力矩系數(shù)絕對值隨風向角先增大后減小，在45°～60°風向角達到最大值。

對比管架GJ1和管架GJ2平均基底力、力矩系數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)，帶有管道的管架GJ2的平均基底力、力矩均大于無管道的管架GJ1，這說明在計算管架風荷載時，管道對管架風荷載的影響不可忽略。

為了驗證現(xiàn)行規(guī)范的適用性，根據(jù)《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）、《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB50009—2012），假定基本風壓ω0=1 kN/m2，計算管架基底風荷載。其中，整體計算方法根據(jù)規(guī)范規(guī)定考慮了單一風向和對角風（一個主方向構(gòu)架風荷載與另一個主方向結(jié)構(gòu)構(gòu)件和附件風荷載的50%共同作用）。

圖8 平均基底力、力矩系數(shù)圖Fig.8 Base force and overturning moment coefficient

0°與90°風向角下，測力風洞試驗與規(guī)范計算結(jié)果如表1，2所示。

對比表中數(shù)據(jù)可以看出，整體計算方法計算的x向風荷載是常規(guī)方法x向的40%左右，y向風荷載是常規(guī)方法y向的60%左右，常規(guī)方法得到的風荷載明顯大于考慮遮擋效應的整體計算方法得到的風荷載。對于管架榀數(shù)多的x向兩種方法的結(jié)果相差更大，說明隨著管架榀數(shù)的增加，遮擋效應越來越顯著。

表1 x向風荷載對比Tab.1 Comparison of x?direction wind loads kN

表2 y向風荷載對比Tab.2 Comparison of y?direction wind loads kN

管架、裂解爐測力風洞試驗得到的基底剪力小于整體計算方法和常規(guī)方法計算得到的兩個主軸方向風荷載，工程實踐中，采用現(xiàn)行規(guī)范是偏于安全的。由于考慮了遮擋效應，由整體計算方法得到的風荷載與風洞試驗結(jié)果較接近。但隨著順風方向結(jié)構(gòu)榀數(shù)的增加，對于管架榀數(shù)多的x向，整體計算方法與風洞試驗結(jié)果相差較大?？紤]內(nèi)部管道后，管架承受風荷載將有所增加，這說明確定管架風荷載時必須考慮內(nèi)部管道承擔的載荷。按現(xiàn)行規(guī)范計算得到的支撐裂解爐的管架（GJ3）風荷載明顯偏大，這說明規(guī)范對該類設置大型工業(yè)設備的管架適用性較差，需要采用風洞試驗確定更為合理的主體結(jié)構(gòu)設計風荷載。

4 測壓風洞試驗

通過測壓試驗以及計算得到了不同管架遮擋情況下內(nèi)部封閉設備的體型系數(shù)。

內(nèi)部封閉設備在不同工況下，風向角為0°時迎風面、背風面體型系數(shù)分布如圖9和圖10所示?？梢钥闯?，隨著外圍管架榀數(shù)的增加遮擋效應增大，迎風面體型系數(shù)有明顯變小趨勢，而背風面變化趨勢不明顯。

圖9 迎風面體型系數(shù)分布Fig.9 The distribution of shape coefficient on windward side

圖10 背風面體型系數(shù)分布Fig.10 The distribution of shape coefficient on leeward side

不同工況下，裂解爐內(nèi)部封閉設備的體型系數(shù)如表3所示，由表中數(shù)據(jù)可以看出，裂解爐內(nèi)部封閉設備的體型系數(shù)隨著外圍管架榀數(shù)的增加而減小。

表3 不同工況下體型系數(shù)表Tab.3 Shape coefficient under different conditions

為了在工程實際中更加方便使用，定義了遮擋折減系數(shù)。有遮擋時內(nèi)部封閉設備的體型系數(shù)μ's=φμs，遮擋折減系數(shù)φ=μ's/μs。不同工況下體型系數(shù)的遮擋折減系數(shù)如表4所示。

由表4可以看出，隨著外圍管架榀數(shù)的增加，內(nèi)部封閉設備的遮擋折減系數(shù)明顯減小。根據(jù)遮擋折減系數(shù)對前面支撐裂解爐的管架GJ3整體計算的結(jié)果進行修正，如表5所示。

表4 不同工況下體型系數(shù)遮擋折減系數(shù)表Tab.4 Reduction factor of shape coefficient under different conditions

表5 風荷載對比表Tab.5 Comparison of wind loads kN

可以看出，考慮外圍管架對裂解爐內(nèi)部封閉設備遮擋效應得到的結(jié)果與風洞試驗結(jié)果更接近。通過考慮測壓風洞試驗得到的遮擋折減系數(shù)，可以更為合理地確定主體結(jié)構(gòu)設計風荷載。

5 結(jié)束語

筆者以石油化工廠區(qū)典型管架、裂解爐為對象，首先采用測力風洞試驗評估整體方法的適用性，然后通過測壓風洞試驗測得了裂解爐內(nèi)部設備的遮擋系數(shù)。整體而言，管架、裂解爐測力風洞試驗得到的基底剪力小于《石油化工建（構(gòu)）筑物結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB51006—2014）規(guī)定值，工程實踐中，采用現(xiàn)行規(guī)范是偏于安全的。對于管架及支撐管道的管架，整體方法得到的風荷載與測力風洞試驗吻合較好。文中通過測壓風洞試驗，給出了外圍管架遮擋下，內(nèi)部封閉設備的遮擋系數(shù)，利用該系數(shù)能夠擴大整體方法的適用范圍。