金 鑫 黃東梅 姚明志 李筱涵

(1.中冶南方都市環(huán)保工程技術(shù)股份有限公司， 武漢 430000； 2.中南大學(xué)土木工程學(xué)院， 長沙 410075；3.高速鐵路建造技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室， 長沙 410075)

煙囪是發(fā)電廠的重要組成部分，具有斷面小、頻率低、阻尼小等特點(diǎn)，風(fēng)荷載是其主要的控制荷載之一，需要對其進(jìn)行抗風(fēng)設(shè)計(jì)[1-2]。煙囪的常規(guī)斷面有圓筒、方形和矩形，也有一些具有特殊造型的煙囪[3-7]。對于特殊造型的煙囪或存在氣動(dòng)干擾效應(yīng)的情況[8-10]，現(xiàn)有規(guī)范[1-2]不能給予工程設(shè)計(jì)更準(zhǔn)確的指導(dǎo)，因此有必要通過風(fēng)洞試驗(yàn)來研究其抗風(fēng)性能[6-10]。

位于武漢的某發(fā)電廠煙囪設(shè)計(jì)新穎，在矩形斷面煙囪的外圍采用四邊形扁錐構(gòu)成的魚鱗狀覆面以增加視覺效果，在國內(nèi)屬于首次使用，與常規(guī)的矩形煙囪相比，其風(fēng)荷載可能會(huì)有所差別。此煙囪高度逾100 m，結(jié)構(gòu)較柔，且旁邊有大尺度發(fā)電廠房(高約50 m)和圍欄(高約20 m)的氣動(dòng)干擾(圖1)，因此，通過風(fēng)洞試驗(yàn)測試結(jié)構(gòu)的表面風(fēng)壓，通過數(shù)據(jù)處理與計(jì)算分析得到結(jié)構(gòu)的體型系數(shù)和等效靜力風(fēng)荷載是該結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)所必需的技術(shù)手段與設(shè)計(jì)步驟。

圖1 煙囪效果Fig.1 3D rendering of the chimney

此發(fā)電廠煙囪的主體結(jié)構(gòu)平面尺寸為8.0 m×9.0 m的矩形，外筒為矩形鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，內(nèi)設(shè)4個(gè)直徑為2.2 m的組合圓形鋼制排煙筒，內(nèi)筒和外筒之間通過12層鋼橫梁彼此相連，煙囪中間還設(shè)有扶梯供檢修使用。通過抗風(fēng)分析，可以合理地進(jìn)行構(gòu)件具體尺寸選型。

因此，本文擬對該煙囪進(jìn)行剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)以測試結(jié)構(gòu)的表面風(fēng)壓，進(jìn)而分析其體型系數(shù)，并與GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》進(jìn)行比較，并研究鄰近廠房和圍欄對煙囪的氣動(dòng)干擾效應(yīng)。然后，分別根據(jù)CQC-反演法和GB 50009—2012中的方法確定等效靜力風(fēng)荷載并進(jìn)行比較。研究結(jié)論可為煙囪結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供參考。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 風(fēng)場模擬

中南大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室隸屬于高速鐵路建造技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室，該風(fēng)洞為閉口回流式邊界層風(fēng)洞。實(shí)驗(yàn)室共有兩個(gè)試驗(yàn)段，其中低速試驗(yàn)段寬12 m，高3.5 m，長18 m，風(fēng)速為0～20 m/s，湍流度小于1%，轉(zhuǎn)盤直徑為5 m；高速試驗(yàn)段寬3 m，高3 m，長15 m，風(fēng)速為0～94 m/s，湍流度小于0.5%，轉(zhuǎn)盤直徑為2.5 m。本文所述試驗(yàn)均在高速試驗(yàn)段內(nèi)進(jìn)行。本次試驗(yàn)涉及的風(fēng)場類型為B類地貌，根據(jù)GB 50009—2012中的規(guī)定地貌類型參數(shù)，由尖劈、粗糙元以及豎向格柵組裝成的被動(dòng)湍流產(chǎn)生裝置模擬了1∶200幾何縮尺比的B類地貌(風(fēng)剖面指數(shù)αB=0.15，梯度風(fēng)高度Hg=350 m)大氣邊界層，其轉(zhuǎn)盤中心處的平均風(fēng)速剖面、順風(fēng)向紊流度剖面和參考點(diǎn)處順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)功率譜如圖2所示，圖中的結(jié)果以試驗(yàn)參考點(diǎn)高度 (Hr=0.25 m)處的風(fēng)速為基準(zhǔn)風(fēng)速進(jìn)行無量綱處理，參考點(diǎn)處的總壓和靜壓由皮托管測量。

a—平均風(fēng)剖面； b—順風(fēng)向湍流度剖面； c—參考點(diǎn)處順風(fēng)向脈動(dòng)風(fēng)功率譜。圖2 風(fēng)洞中大氣邊界層模擬Fig.2 Simulation of atmospheric boundary layer in wind tunnel

1.2 試驗(yàn)概況

煙囪和廠房的建筑方位及風(fēng)向角定義如圖3所示，本試驗(yàn)將正北方向定義為0°風(fēng)向角，風(fēng)向角的范圍為 0°～360°，按順時(shí)針每隔15°一個(gè)，共計(jì)24個(gè)風(fēng)向角。X、Y和Z方向分別代表煙囪的兩個(gè)橫向體軸和一個(gè)扭轉(zhuǎn)軸(剛心與形心重合)。廠房與煙囪的凈距約為 4.75 m，圍欄幾乎貼著煙囪。

圖3 風(fēng)向角和模型坐標(biāo)軸定義Fig.3 Definition of wind attack angles and model axes

置于風(fēng)洞中的煙囪和廠房模型如圖4所示，模型幾何縮尺比為1∶200。模型所造成的風(fēng)洞阻塞度小于5%，阻塞效應(yīng)可以忽略不計(jì)。主體模型用玻璃鋼制成，可保證模型具有足夠的強(qiáng)度和剛度。

a—0°風(fēng)向角； b—180°風(fēng)向角； c—225°風(fēng)向角。圖4 剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)Fig.4 Rigid model pressures measured wind tunnel test

在煙囪模型上布置了8層測點(diǎn)(分別高1.5，6.5，14，21.5，29，36.5，44，51.5 mm)，每層12個(gè)測點(diǎn)(總共96個(gè)測點(diǎn))，具體測點(diǎn)布置和編號見圖5，測點(diǎn)編號i_j表示第i個(gè)測點(diǎn)層第j個(gè)測點(diǎn)。采用PSI壓力掃描閥進(jìn)行各測點(diǎn)風(fēng)壓采集，并連接皮托管測量總壓和靜壓，參考風(fēng)速為14 m/s。測壓信號采樣頻率為330 Hz，每個(gè)測點(diǎn)采樣樣本總長度為39 600個(gè)數(shù)據(jù)，即120 s。

a—各立面； b—橫截面，mm。圖5 測量截面和測點(diǎn)布置Fig.5 Arrangements of measurement sections and measuring points

2 煙囪的風(fēng)荷載特性

2.1 風(fēng)壓系數(shù)和總氣動(dòng)力

在空氣動(dòng)力學(xué)中，物體表面的壓力通常用無量綱壓力系數(shù)Cpi表示為

(1)

式中：Cpi(t)為測點(diǎn)i處的壓力系數(shù)時(shí)程；Pi(t)為作用在測點(diǎn)i處的壓力時(shí)程；P0(t)和P∞(t)分別為試驗(yàn)時(shí)參考點(diǎn)處的總壓和靜壓時(shí)程?？倝汉挽o壓可由皮托管測得。

為了初步判斷最不利風(fēng)向角，通過對試驗(yàn)測點(diǎn)風(fēng)壓進(jìn)行積分求和獲得煙囪結(jié)構(gòu)的各體軸方向的總氣動(dòng)力時(shí)程，具體見式(2a)～(2e)：

(2a)

(2b)

(2c)

(2d)

Cpi(t)Aisin(θi)xi]

(2e)

式中：FX(t)、FY(t)、MX(t)、MY(t)和TZ(t)分別為X方向總氣動(dòng)力時(shí)程、Y方向總氣動(dòng)力時(shí)程、繞X軸總彎距時(shí)程、繞Y軸總彎距時(shí)程和繞Z軸總扭矩系數(shù)時(shí)程(逆時(shí)針為正)；Cpi(t)為第i測點(diǎn)參考風(fēng)壓的無量綱風(fēng)壓系數(shù)時(shí)程；Ai為第i測點(diǎn)所控制的面積；θi為第i測點(diǎn)的法向壓力方向(指向測點(diǎn)所在面為正向)與X方向的夾角(從X方向逆時(shí)針轉(zhuǎn)到法向壓力方向)；Zi為第i測點(diǎn)離基頂高度；xi和yi分別為第i測點(diǎn)的X坐標(biāo)和Y坐標(biāo)值；n為測點(diǎn)數(shù)。

圖6給出了煙囪結(jié)構(gòu)各體軸方向的總靜風(fēng)荷載絕對值(相當(dāng)于靜風(fēng)荷載作用于結(jié)構(gòu)時(shí)在基礎(chǔ)處產(chǎn)生的力)，從圖中可知：理論上，在風(fēng)作用方向垂直于矩形煙囪的一面時(shí)(風(fēng)-面夾角為90°)，此方向的總氣動(dòng)剪力和彎矩是最大的，隨著風(fēng)-面夾角逐漸減小至0°，總氣動(dòng)剪力和彎矩也趨向于零，而扭矩則是風(fēng)-面呈一定夾角時(shí)達(dá)到最大(該夾角與矩形截面的長寬比有關(guān))。圖6的結(jié)果與理論基本一致，然而此煙囪尚受到鄰近廠房和圍欄的氣動(dòng)干擾影響，X和Y方向的總氣動(dòng)力分別在75°和150°風(fēng)向角最大(當(dāng)最大剪力和彎矩風(fēng)向角不同時(shí)，以彎矩為主)，其與90°和180°有一定的偏離但夾角不大，可以近似分別把其作用的風(fēng)荷載看成是X和Y方向的順風(fēng)向風(fēng)荷載，而繞Z軸的總扭轉(zhuǎn)氣動(dòng)力在60°～75°附近明顯最大，比較符合實(shí)際特征，此時(shí)廠房的存在對氣流的不對稱干擾使得煙囪的壓力分布變得更激烈變化所致。

a—X、Y方向剪力； b—繞X、Y軸彎矩； c—繞Z軸扭矩。圖6 各風(fēng)向角下各軸向總靜風(fēng)荷載絕對值Fig.6 Absolute values of each axial total static wind load at each wind angle

2.2 體型系數(shù)和氣動(dòng)干擾效應(yīng)

根據(jù)GB 50009—2012和GB 50051—2013《煙囪設(shè)計(jì)規(guī)范》，在設(shè)計(jì)主要承重結(jié)構(gòu)時(shí)，垂直作用在建筑物表面上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值應(yīng)按式(3)計(jì)算：

wk=βzμsμzw0

(3)

式中：w0為基本風(fēng)壓(武漢市取0.35 kN/m2)；βz為高度z處的風(fēng)振系數(shù)；μs為風(fēng)荷載體型系數(shù)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)，可由式(4)確定：

μz=(Z/10)2αB

(4)

式中：對于B類地貌，Z<10 m時(shí)，取Z為10 m。

根據(jù)式(1)中的風(fēng)壓系數(shù)，對于B類地貌(HG,B=350 m、αB=0.15)，測點(diǎn)局部體型系數(shù)可寫為：

μs,i=(Hr/Zi)0.30CPmean,i

(5)

式中：Hr為對應(yīng)試驗(yàn)參考點(diǎn)際高度，本文為50 m；對應(yīng)用于B類地貌，當(dāng)Zi<10 m時(shí)，Zi取10 m。

由于測點(diǎn)局部體型系數(shù)不便于輸入商用結(jié)構(gòu)分析軟件進(jìn)行結(jié)構(gòu)風(fēng)振計(jì)算，為此，需將風(fēng)壓分塊，按式(6)給出每個(gè)分塊的體型系數(shù)：

(6)

式中：μs,i、μz,i、Ai分別為測點(diǎn)i的局部體型系數(shù)、風(fēng)壓高度變化系數(shù)和對應(yīng)的面積；Abj為第j分塊的總面積；μz,bj為第j分塊的塊中心風(fēng)壓高度變化系數(shù)。本文以每個(gè)測點(diǎn)層的每一個(gè)面為一個(gè)分塊，由此，煙囪可以劃分為8×4=32個(gè)分塊。

由圖6可知，X和Y方向的總氣動(dòng)力分別在75°和150°風(fēng)向角最大，而其對應(yīng)的反方向則分別在285°和15°風(fēng)向角最大，由此，圖7給出了這四個(gè)風(fēng)向角的分塊體型系數(shù)。從圖7結(jié)合圖6中可以看出：1)受氣動(dòng)干擾較小時(shí)，即在煙囪的中上部，四個(gè)風(fēng)向角的迎風(fēng)面體型系數(shù)是正值(壓力)，但均明顯比GB 50009—2012(+0.8)小，判斷是魚鱗覆面對氣流影響的結(jié)果。側(cè)風(fēng)面體型系數(shù)為負(fù)值(吸力)，總體上接近規(guī)范值(-0.7)；背風(fēng)面上也為負(fù)值，總體上接近規(guī)范值(-0.5～-0.6)；2)在分別受到廠房和圍欄的迎風(fēng)氣動(dòng)干擾時(shí)，即在煙囪的中下部分，迎風(fēng)面體型系數(shù)變成了負(fù)值(這與現(xiàn)有一些文獻(xiàn)[11-13]的結(jié)論是一致的)，且廠房的氣動(dòng)干擾比圍欄更明顯，即西向來風(fēng)(285°風(fēng)向角)比東向來風(fēng)(75°風(fēng)向角)的氣動(dòng)干擾更明顯，使得迎風(fēng)面產(chǎn)生的負(fù)壓值更大，影響高度更高(如圖7d和7c中的泥黃色實(shí)線部分)，從而使得X向總剪力和繞Y軸總彎矩更小(圖6a和6b)。特別的是，285°風(fēng)向角時(shí)，整個(gè)煙囪下部都處在距離很近的廠房的尾流漩渦中，使得此部分各面的負(fù)壓值比較接近(圖7d中藍(lán)色點(diǎn)劃線部分)；75°風(fēng)向角時(shí)，受到下游廠房迎風(fēng)面阻擋后下沉的回旋氣流的影響，煙囪的側(cè)立面(北立面)的下部出現(xiàn)了正壓，且隨著高度的降低，正壓值越大(圖7c中紅色虛線部分)，而煙囪的背面(西立面)下部由于受到煙囪未能充分?jǐn)U散的尾流和廠房迎風(fēng)面下沉氣流的共同影響，呈現(xiàn)出負(fù)壓值上變大、下變小的特征：隨高度的降低而減小(圖7c中綠色點(diǎn)線部分)。3)在受到廠房側(cè)邊分離流和漩渦脫落的干擾下，煙囪靠近廠房的側(cè)立面(西立面)的中下部的負(fù)壓值相比另一側(cè)(東立面)有所增大(底部同時(shí)受圍欄影響的位置除外)，且這種特征在煙囪位于廠房側(cè)后方的工況(15°風(fēng)向角)比位于側(cè)前方的工況(150°風(fēng)向角)表現(xiàn)得更明顯(圖7a和7b的桃紅色點(diǎn)線和天藍(lán)色點(diǎn)線部分)。特別的是，處于廠房側(cè)后方充分發(fā)展的分離和漩渦脫落氣流中的煙囪迎風(fēng)面中下部出現(xiàn)了負(fù)壓，且隨著高度的降低，負(fù)壓值越大(底部同時(shí)受圍欄影響的位置除外)(圖7a中的泥黃色實(shí)線部分)，而與廠房并列迎風(fēng)的煙囪迎風(fēng)面則僅在下部受到圍欄的干擾影響而為小負(fù)壓(圖7b中的泥黃色實(shí)線部分)，因此15°風(fēng)向角比150°風(fēng)向角的Y向總剪力和繞X軸總彎矩略小(圖6a和6b)。

a—15°風(fēng)向角； b—150°風(fēng)向角； c—75°風(fēng)向角； d—285°風(fēng)向角。圖7 關(guān)鍵風(fēng)向角的體型系數(shù)Fig.7 Shape coefficients at key wind attack angles

3 煙囪的風(fēng)振效應(yīng)

3.1 高聳結(jié)構(gòu)風(fēng)振分析理論

在進(jìn)行高聳結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)計(jì)算時(shí)，一是可基于風(fēng)洞試驗(yàn)獲得風(fēng)荷載，直接采用CQC方法計(jì)算風(fēng)振響應(yīng)，通過反演法獲得等效靜力風(fēng)荷載(合稱CQC-反演法)，詳見文獻(xiàn)[14]；二是可基于風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果或GB 50009—2012[1]獲得體型系數(shù)，然后根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范[1-2]的方法確定等效靜力風(fēng)荷載，具體見如下討論。

根據(jù)式(3)，便可以確定高聳結(jié)構(gòu)的順風(fēng)向等效靜力風(fēng)荷載，其中風(fēng)振系數(shù)βz由式(7)確定：

(7)

式中：g為峰值因子，取2.5；I10為10 m高度處的名義紊流強(qiáng)度，取0.14 (B類地貌)；Bz和R分別為脈動(dòng)風(fēng)荷載的背景分量因子和共振分量因子。

脈動(dòng)風(fēng)荷載的背景分量因子可由式(8)確定：

(8)

式中：H為結(jié)構(gòu)總高度，m；φ1(z)為結(jié)構(gòu)第1階振型系數(shù)；k、α1為相關(guān)系數(shù)，根據(jù)GB 50009—2012中的B類地貌，可分別取0.910、0.218；ρx和ρz分別為脈動(dòng)風(fēng)荷載的水平和豎向相關(guān)系數(shù)，可由式(9)確定：

(9a)

(9b)

式中：B為迎風(fēng)面寬度，m。

脈動(dòng)風(fēng)荷載的共振分量因子可由式(10)確定：

(10)

式中：f1為結(jié)構(gòu)一階自振頻率，Hz；kw為地面粗糙度修正系數(shù)，取1.0(B類地貌)；ζ1為結(jié)構(gòu)阻尼比。

限于篇幅，橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)等效靜力風(fēng)荷載的詳細(xì)計(jì)算方法可參閱GB 50009—2012[1]。

3.2 煙囪的有限元模型和動(dòng)力特性

在進(jìn)行煙囪的風(fēng)振響應(yīng)計(jì)算之前，首先需要獲得其結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性。圖8為采用PKPM軟件建立的有限元模型(基頂為固定端)，由1個(gè)鋼筋混凝土方形薄壁外筒、4 個(gè)鋼制圓形薄壁內(nèi)筒、以及12層連接內(nèi)筒和外筒的鋼橫梁組成(12個(gè)結(jié)構(gòu)層的高度分別為4，10.5，17，23，35，47，59，71，83，95，107，110 m)。根據(jù)PKPM軟件分析結(jié)果提取的煙囪的前5階振動(dòng)周期如表1所示，前5階振型(主要分量)如圖9所示。煙囪的豎向主要為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，阻尼比可取為0.05[2]。

a—振型1的x軸分量； b—振型2的y軸分量；c—振型3的x軸分量； d—振型4的y軸分量； e—振型5的繞z軸扭轉(zhuǎn)分量。圖9 結(jié)構(gòu)前5階振型(主要分量)Fig.9 First 5 modes of the structure (main components)

a—整樓模型； b—第七結(jié)構(gòu)層模型。圖8 煙囪有限元模型Fig.8 Finite element model of the chimney

表1 煙囪前5階振動(dòng)周期Table 1 The first five vibration periods of chimney

3.3 煙囪的等效靜力風(fēng)荷載

本節(jié)分別采用CQC-反演法[9]和規(guī)范方法[1]計(jì)算各等效靜力風(fēng)荷載(盡管此煙囪沒有滿足規(guī)范[1]中計(jì)算橫向風(fēng)振等效風(fēng)荷載和扭轉(zhuǎn)風(fēng)振等效風(fēng)荷載的應(yīng)用條件，但是為了方便比較也進(jìn)行了分析)，其中CQC-反演法的等效靜力風(fēng)荷載是通過各層內(nèi)力等效的原則獲得。圖10和圖11分別給出了根據(jù)兩種方法計(jì)算的X向等效靜力風(fēng)荷載(75°風(fēng)向角)和Y向等效靜力風(fēng)荷載(150°風(fēng)向角)。圖中，采用規(guī)范方法時(shí)，順風(fēng)向的等效靜力風(fēng)荷載分別根據(jù)3.1節(jié)的理論公式(規(guī)范方法-Eq)和通過PKPM軟件來實(shí)現(xiàn)(規(guī)范方法-PKPM)，其中規(guī)范方法-Eq的體型系數(shù)直接采用試驗(yàn)的8分段結(jié)果，但是PKPM軟件最多只能輸入3段體型系數(shù)，因此需要進(jìn)行適當(dāng)?shù)臍w并，表2給出了根據(jù)圖7中75°和150°風(fēng)向角的體型系數(shù)來分別歸并的3個(gè)分段的X向和Y向體型系數(shù)。此外，由于煙囪外圍包裹了魚鱗狀的覆面(圖1)，其邊角具有類似切角的一定效果，因此也在采用規(guī)范方法(PKPM)計(jì)算橫向等效風(fēng)荷載的時(shí)候，補(bǔ)充考慮了切角的情況，其中X方向切角率取20%，Y方向切角率取15%。在采用CQC-反演法計(jì)算橫風(fēng)向和扭矩等效靜力風(fēng)荷載時(shí)，還給出了不考慮靜風(fēng)力的結(jié)果(CQC-反演法0)。

a—順風(fēng)向； b—橫風(fēng)向； c—扭矩。圖10 X向等效靜力風(fēng)荷載(75°風(fēng)向角)Fig.10 Equivalent static wind load in X direction (at 75° wind angle)

a—順風(fēng)向； b—橫風(fēng)向； c—扭矩。圖11 Y向等效靜力風(fēng)荷載(150°風(fēng)向角)Fig.11 Equivalent static wind load in Y direction (at 150° wind angle)

表2 主風(fēng)向角的分段體型系數(shù)Table 2 Sectional shape coefficients of main wind directions

從圖10和圖11中可以看出：1)兩種方法計(jì)算得到的順風(fēng)向等效風(fēng)荷載比較接近，差別主要來源于兩個(gè)方面：規(guī)范方法僅考慮一階振型的貢獻(xiàn)，而CQC-反演法考慮了高階振型的影響；規(guī)范方法是基于準(zhǔn)定常理論的風(fēng)譜得到的結(jié)果，而CQC-反演法則直接采用試驗(yàn)得到的氣動(dòng)力譜。采用規(guī)范方法-PKPM時(shí)，體型系數(shù)僅分為了三段，隨高度變化沒有這么細(xì)致，因此規(guī)范方法-Eq與CQC-反演法更為接近，特別是煙囪下部受干擾明顯的部分。此外，頂層和下部四層的順風(fēng)向等效靜力風(fēng)荷載明顯較小是因?yàn)槠涫芎筛叨容^小；2)兩種方法計(jì)算得到的X向和Y向橫向風(fēng)振等效風(fēng)荷載和扭轉(zhuǎn)風(fēng)振等效風(fēng)荷載差別較大，其差別的原因可能在于幾個(gè)方面：在形狀上，規(guī)范方法的等效風(fēng)荷載沒有把靜載與振動(dòng)荷載疊加，而僅為振動(dòng)荷載，因此其隨高度的變化與振型形狀較為一致(僅頂層和下部四層明顯較小是因?yàn)槠涫芎筛叨容^小)，CQC-反演法的等效風(fēng)荷載包括了靜風(fēng)荷載部分和風(fēng)振荷載部分，而煙囪的中下部由于受到廠房和圍欄的強(qiáng)烈氣動(dòng)干擾，使得荷載分布變得復(fù)雜，特別是橫向和扭轉(zhuǎn)靜風(fēng)荷載，因此疊加后的風(fēng)荷載隨高度的變化可能會(huì)更為復(fù)雜多變(特別是中下部)，但僅風(fēng)振荷載部分(CQC-反演法0)隨高度變化的形狀與規(guī)范方法較為接近(盡管結(jié)果相差較大)；在數(shù)值上，規(guī)范方法的橫向風(fēng)振等效風(fēng)荷載和扭轉(zhuǎn)風(fēng)振等效風(fēng)荷載總體上明顯大于CQC-反演法(特別是中上部)，可能是由于覆面魚鱗化的影響、氣動(dòng)干擾效應(yīng)、以及不滿足規(guī)范公式的應(yīng)用條件等原因，需要在未來進(jìn)行更多的驗(yàn)證。在考慮切角的影響時(shí)，橫向風(fēng)振等效風(fēng)荷載會(huì)減小10%～20%左右(Y向比X向減小明顯)，主要是因?yàn)榻遣烤植啃薷臅?huì)削弱結(jié)構(gòu)的漩渦脫落[15-19]，從而使得背景響應(yīng)和共振響應(yīng)都減小，但還是明顯比CQC-反演法的結(jié)果大。

以75°風(fēng)向角風(fēng)向角為例，圖12給出了煙囪X軸(順風(fēng)向)、Y軸(橫風(fēng)向)和扭轉(zhuǎn)總氣動(dòng)力功率譜。由圖可見，橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)功率譜沒有出現(xiàn)明顯的窄帶尖峰，說明漩渦脫落現(xiàn)象不明顯，由此可見覆面魚鱗化具有抑制渦脫產(chǎn)生的效果。圖中順風(fēng)向功率譜在折算頻率接近0.2處有一能量集中，主要是由于煙囪的尾流受下游廠房的阻擋而產(chǎn)生的回旋氣流造成的。

圖12 X軸(順風(fēng)向)、Y軸(橫風(fēng)向)和扭轉(zhuǎn)總氣動(dòng)力功率譜(75°風(fēng)向角)Fig.12 X-axis (along-wind), Y-axis (across-wind) and torsional total aerodynamic power spectra (at 75° wind angle)

4 結(jié)束語

基于剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究某覆面魚鱗化煙囪(高約100 m)在臨近廠房(高約50 m)和圍欄(高約20 m)氣動(dòng)干擾下的風(fēng)荷載特性，并分別采用CQC-反演法和規(guī)范方法確定其等效靜力風(fēng)荷載，得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1)魚鱗覆面可以明顯減小迎風(fēng)面的風(fēng)壓力(體型系數(shù))，也可以通過對角部的鈍化明顯削弱漩渦脫落，減小橫風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)和降低渦振發(fā)生的可能性。

2)廠房和圍欄對煙囪中下部具有明顯的氣動(dòng)干擾效應(yīng)，特別是廠房，當(dāng)其位于上游時(shí)使煙囪迎風(fēng)面的正壓變成負(fù)壓，位于下游時(shí)使煙囪一側(cè)側(cè)風(fēng)面的負(fù)壓變成正壓，位于一側(cè)時(shí)使煙囪靠近廠房的側(cè)風(fēng)面的負(fù)壓值變大，甚至使迎風(fēng)面因受到廠房的分離流和漩渦脫落的影響而變成了負(fù)壓。

3)基于CQC-反演法和規(guī)范方法的順風(fēng)向等效靜力風(fēng)荷載差別不大，而橫風(fēng)向和扭轉(zhuǎn)等效靜力風(fēng)荷載則差別較大，可能是由于規(guī)范方法在覆面差異、氣動(dòng)干擾、公式適用條件等方面與本煙囪工程存在不同的原因，后續(xù)需要進(jìn)行更為詳細(xì)的探討。