宋波，王蓉*，陳乃剛

(1.北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院，北京 100083；2.強震區(qū)軌道交通工程抗震研究北京市國際科技合作基地, 北京 100083；3.浪潮集團發(fā)展有限公司，濟南 250014)

發(fā)電廠中采用的鋼制脫硫塔屬于典型的高聳薄壁結(jié)構(gòu)[1]，其特點是塔體直徑小、中部質(zhì)量大，在風(fēng)荷載作用下，上部煙囪段變形較大，對于此類結(jié)構(gòu)來說極易發(fā)生損傷破壞，如國內(nèi)深圳賽格大廈頂部桅桿發(fā)生風(fēng)致渦激共振導(dǎo)致大廈有感振動，因此研究其風(fēng)振響應(yīng)及減輕措施具有很重要的現(xiàn)實意義與價值。

一般對于結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的風(fēng)振效應(yīng)，通常是在結(jié)構(gòu)上安裝調(diào)頻減振裝置來達到耗散能量、降低風(fēng)振響應(yīng)的效果，使用較廣泛的是安裝調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(tuned mass damper,TMD)，中外學(xué)者對此開展了大量研究。Minghini等[2]分析了煙囪可能發(fā)生局部破壞的原因；Dai等[3]用TMD來控制橋梁的渦激振動；Kwon等[4]驗證了仿生調(diào)諧質(zhì)量阻尼器在高層建筑風(fēng)振控制中的有效性；陳政清等[5]、劉石等[6]將TMD應(yīng)用于輸電塔并進行了減振效果的風(fēng)洞試驗分析；劉春城等[7]將環(huán)形TMD應(yīng)用于變電站高壓電器設(shè)備的振動控制；汪權(quán)等[8]驗證了建筑隔振和TMD混合振動方法可有效抑制結(jié)構(gòu)風(fēng)振作用；蘇恩龍[9]提出了利用套環(huán)和肋條抑制化工塔風(fēng)致振動的被動控制方法；李亞峰等[10]將TMD進行優(yōu)化，研究了旋轉(zhuǎn)慣致雙調(diào)諧質(zhì)量阻尼器的減振性能；魯正等[11]將地震作用下調(diào)諧質(zhì)量阻尼器與調(diào)諧型顆粒阻尼器的減振效果進行了試驗對比并進行優(yōu)化設(shè)計。

此外，還有學(xué)者通過在結(jié)構(gòu)上設(shè)置破風(fēng)圈的方式來減少風(fēng)振效應(yīng)。Huang等[12]在鋼管上安裝擾流板抑制輸電塔鋼管的渦振；朱志斌[13]提出了在鋼煙囪頂部1/3位置處設(shè)置破風(fēng)圈來避免發(fā)生共振。

為減小脫硫塔結(jié)構(gòu)在風(fēng)荷載作用下的振動效應(yīng)，由實際工程中的平臺樓梯得到啟示，以此工程實際為背景，在上部煙囪段設(shè)計了一個可以進行調(diào)節(jié)活動的板，考慮流固耦合效應(yīng)下并進行數(shù)值模擬計算，研究此結(jié)構(gòu)對于風(fēng)振效應(yīng)是否具有減輕效果。

1 工程背景

在實際工程中，在鋼煙囪上部會布置檢修樓梯，其結(jié)構(gòu)類似螺旋板型破風(fēng)圈，如圖1所示，受到此結(jié)構(gòu)的啟發(fā)，在自立式鋼煙囪上部建立可調(diào)節(jié)的活動式破風(fēng)圈，在風(fēng)速的作用下，該結(jié)構(gòu)會順著風(fēng)向而繞著鉸接點轉(zhuǎn)動，從而耗散風(fēng)的能量，活動式破風(fēng)圈示意圖如圖2所示。

圖1 平臺樓梯結(jié)構(gòu)現(xiàn)場布置圖

圖2 活動式破風(fēng)圈示意圖

該煙囪總高度為78 m，直徑為4 m，壁厚為0.018 m，殼體材料選用Q235B鋼材，材料參數(shù)為：鋼材密度7 850 kg/m3；泊松比為0.3；彈性模量為206 GPa。地震設(shè)防烈度為7度，基本地震加速度0.15g，場地類型為Ⅱ類場地，地面粗糙度為B類，地面粗糙度系數(shù)為0.16，根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[14]可知，該地區(qū)基本風(fēng)壓(按10年重現(xiàn)期)為0.55 kN/m2，由式(1)計算可知，該地區(qū)10年一遇風(fēng)荷載下的平均風(fēng)速為22.13 m/s。

(1)

式(1)中：ω0為風(fēng)壓，Pa；v0為風(fēng)速，m/s；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3。

2 鋼煙囪圓柱繞流分析

當(dāng)風(fēng)吹過建筑物會在建筑物后方產(chǎn)生交替脫落的漩渦，從而加大結(jié)構(gòu)的振動，一般流體控制的方法主要分為主動控制方法和被動控制方法，采用被動控制方法，通過在圓柱周邊布置可調(diào)節(jié)長度的、活動式的、類似于破風(fēng)圈結(jié)構(gòu)的板，破壞流體在邊界分離后渦結(jié)構(gòu)的形成。

渦流是通過漩渦脫落頻率來描述的，而漩渦脫落頻率與斯特羅哈數(shù)及結(jié)構(gòu)計算區(qū)域長度與來流速度相關(guān)。

(2)

式(2)中：f為漩渦脫落頻率；Sr為斯特勞哈爾數(shù)，圓截面結(jié)構(gòu)取0.2；v為來流速度；D為結(jié)構(gòu)直徑。

利用ADINA軟件，對結(jié)構(gòu)進行二維圓柱繞流模擬，來模擬風(fēng)吹過該結(jié)構(gòu)后的繞流現(xiàn)象，主要參數(shù)設(shè)定如下。

(1)邊界條件：流場入口處采用速度入口邊界，出口采用Outflow邊界，上下邊界及圓柱表面采用固定壁面Wall邊界，設(shè)定為不可滑移。

(2)網(wǎng)格劃分：采用計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)模塊對結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格單元總數(shù)為15 000，節(jié)點總數(shù)為15 300。

(3)單元設(shè)定及流體模型計算參數(shù)：選用FCBI-C單元，二階空間離散方法，時間積分方法選擇Composite，此方法更容易使擾流發(fā)生渦激脫落現(xiàn)象。

(4)參數(shù)設(shè)定：空氣密度為1.225 kg/m3；空氣黏度為1.789 4×105。二維流場網(wǎng)格劃分如圖3所示。

D為結(jié)構(gòu)直徑；L為板的長度

根據(jù)赤峰地區(qū)不同重現(xiàn)期的基本風(fēng)速，脈動風(fēng)速譜頻率的取值范圍為0.001～6 Hz，采用Davenport譜模擬時長為100 s的脈動風(fēng)速譜，得到的赤峰地區(qū)10、50、100年重現(xiàn)期平均風(fēng)速分別為22.13、29.97、32.58 m/s?？紤]結(jié)構(gòu)的臨界風(fēng)速大小與赤峰市的風(fēng)速條件，將輸入風(fēng)速設(shè)定為22、28、34 m/s。研究鋼煙囪在3種風(fēng)速下的圓柱繞流現(xiàn)象。分別計算不同風(fēng)速條件對應(yīng)的雷諾數(shù)與漩渦脫落頻率，如表1所示。

表1 不同風(fēng)速下雷諾數(shù)與漩渦脫落周期對比

在3種不同風(fēng)速下的雷諾數(shù)均大于3.5×106，漩渦脫落周期分別為0.91、0.71、0.59，22 m/s風(fēng)速下漩渦脫落周期更接近結(jié)構(gòu)的自振周期1.36 s，對結(jié)構(gòu)自振影響較大。

調(diào)節(jié)板長度L，根據(jù)結(jié)構(gòu)鋼煙囪直徑D選取L=D、L=2D、L=3D3種不同長度進行簡化模擬，調(diào)節(jié)板寬度統(tǒng)一取0.1 m，提取結(jié)構(gòu)速度云圖如圖4所示。

圖4 鋼煙囪速度云圖

由速度云圖(圖4)可以看出，當(dāng)風(fēng)進入模擬流場區(qū)域吹過煙囪時，流場發(fā)生了顯著變化。絕大部分氣流繞過煙囪繼續(xù)向前運動，在背風(fēng)面速度較大，并相繼出現(xiàn)漩渦，繞流區(qū)域的風(fēng)速最大值出現(xiàn)在結(jié)構(gòu)的斜后方。

改變調(diào)節(jié)板長度L及設(shè)置數(shù)量N，來對比鋼煙囪速度流線圖，如圖5所示?？梢钥闯?，在加入可調(diào)節(jié)的活動式破風(fēng)圈之后，流場的速度發(fā)生了顯著變化，改變了尾流形狀，起到一定破渦作用，從而消除卡門渦街。不同工況的速度時程曲線如圖6所示，可以看出，當(dāng)調(diào)節(jié)板長度為直徑2倍，設(shè)置數(shù)量為3時，即分別設(shè)置在上部、下部、及正后方時，效果最佳。

圖5 流場的速度流線圖

圖6 結(jié)構(gòu)速度時程圖

3 結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)作用分析

3.1 有限元模型建立

在數(shù)值風(fēng)洞模擬過程中，結(jié)構(gòu)與流體間存在相互作用，即結(jié)構(gòu)在流體作用下會產(chǎn)生變形，這種變形會反過來影響流體載荷的分布和大小，所以在模擬過程中應(yīng)考慮流固耦合效應(yīng)，建立“風(fēng)場-結(jié)構(gòu)”雙向流固耦合模型。

在選取流場尺寸時，為避免模擬結(jié)果失真，需滿足阻塞率小于3%的要求，因此選取流場域尺寸為200 m×200 m×120 m，模型位于計算域中心，來流風(fēng)流向從-Y→+Y，流場模型如圖3所示。結(jié)構(gòu)部分采用shell單元建模；流體部分選用3D-Fluid單元，空氣按照不可壓縮流體進行設(shè)置，湍流模型采用RNGk-ε模型(k為湍動能，ε為耗散率)，定義流體材料時，空氣密度ρ=1.225 kg/m3,空氣黏度μ=17.9×10-6Pa·s。流體特殊邊界定義為Wall和Fluid-structure-interface邊界，活動式破風(fēng)圈有限元模型如圖7所示。

圖7 鋼煙囪流場模型

3.2 無活動式破風(fēng)圈結(jié)構(gòu)自振特性分析

采用子空間迭代法對鋼煙囪進行模態(tài)分析，來確定結(jié)構(gòu)的頻率、周期與振型，提取前10階頻率與周期結(jié)果，如表2所示。鋼煙囪結(jié)構(gòu)第1、2階振型以水平方向平動為主，第3、4階振型以水平方向彎曲與扭轉(zhuǎn)為主。

表2 鋼煙囪自振特性參數(shù)

3.3 橫風(fēng)向風(fēng)振作用分析

當(dāng)風(fēng)吹過塔設(shè)備后，將會在塔體的背后產(chǎn)生旋渦，這種旋渦通常稱為卡曼旋渦?？鰷u的產(chǎn)生會使結(jié)構(gòu)表面的壓力呈周期性的變化，形成橫向力，加大結(jié)構(gòu)的振動[15]，形成機理如圖4所示。當(dāng)橫風(fēng)向漩渦脫落頻率與結(jié)構(gòu)某一階自振頻率接近或相同時，會產(chǎn)生橫風(fēng)向共振。

《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[14]中規(guī)定，對于圓形截面且豎向斜率不大于2%的結(jié)構(gòu)或構(gòu)件需進行橫風(fēng)向共振響應(yīng)分析，判別準則如下。

(1)當(dāng)雷諾數(shù)Re<3×105且1.2νH>νcr,j時(νH為煙囪頂部H處風(fēng)速，νcr,j為第j振型的共振臨界風(fēng)速)，可能發(fā)生第1階振型微風(fēng)共振(亞臨界范圍的共振)，此時應(yīng)在構(gòu)造上采取防振措施或控制結(jié)構(gòu)的臨界風(fēng)速νcr不小于15 m/s，以降低微風(fēng)共振的發(fā)生率。

(2)當(dāng)雷諾數(shù)Re>3×106且1.2νH>νcr,j時，可能發(fā)生橫風(fēng)向共振(跨臨界范圍的共振)，此時應(yīng)驗算共振響應(yīng)。

(3)當(dāng)雷諾數(shù)3×105≤Re<3×106時，發(fā)生超臨界范圍的共振，此時可不做處理。

選取有限元軟件模擬結(jié)構(gòu)的前四階自振周期進行分析計算，雷諾數(shù)Re、臨界風(fēng)速νcr和結(jié)構(gòu)頂部風(fēng)速νH計算公式分別為

Re=69 000νD

(3)

(4)

(5)

式中：νcr,j為第j振型的共振臨界風(fēng)速，m/s；為計算所用風(fēng)速，取臨界風(fēng)速；D為結(jié)構(gòu)截面直徑,m，當(dāng)結(jié)構(gòu)的截面沿高度縮小時(傾斜度不大于0.02°)，可近似取2/3結(jié)構(gòu)高度處的直徑；Sr為斯托羅哈爾數(shù)，無量綱系數(shù)，對圓截面結(jié)構(gòu)取0.2；Tj為第j振型自振周期，s；νH為煙囪頂部H處風(fēng)速，m/s；μH為結(jié)構(gòu)頂部H處風(fēng)壓高度變化系數(shù)，無量綱；ω0為基本風(fēng)壓，kN/m2。

計算后結(jié)構(gòu)的橫風(fēng)向判別結(jié)果如表3所示。

表3 橫風(fēng)向風(fēng)振判別

由表3可知，前4階振型的雷諾數(shù)均大于3×106，但只有前兩階振型1.2νH大于臨界風(fēng)速νcr，后4階振型1.2νH均小于臨界風(fēng)速νcr，根據(jù)校核準則，只有前兩階振型會發(fā)生強風(fēng)共振。

3.4 位移加速度時程響應(yīng)分析

高聳圓截面結(jié)構(gòu)在低風(fēng)速作用下會同時產(chǎn)生作用方向和風(fēng)向方向相同的順風(fēng)向作用和垂直于風(fēng)向的橫風(fēng)向作用，施加赤峰市當(dāng)?shù)?0年一遇基本風(fēng)速為22.13 m/s的脈動風(fēng)，提取鋼煙囪結(jié)構(gòu)與設(shè)置風(fēng)見雞結(jié)構(gòu)的頂部的順風(fēng)向位移、橫風(fēng)向移、順風(fēng)向加速度及橫風(fēng)向加速度時程曲線如圖8所示。

圖8 頂部時程曲線

可以看出，在22.13 m/s的風(fēng)速下，當(dāng)風(fēng)向角為0°時，無活動式破風(fēng)圈鋼煙囪的頂部順風(fēng)向最大位移為-0.122 2 m，位于結(jié)構(gòu)頂部；橫風(fēng)向最大位移為1.125×10-5m，同樣位于頂部；順風(fēng)向最大加速度為4.738 m/s2；橫風(fēng)向最大加速度為0.001 57 m/s2。

加入活動式破風(fēng)圈后，在同樣22.13 m/s的風(fēng)速下，當(dāng)風(fēng)向角為0°時，鋼煙囪的頂部順風(fēng)向最大位移為0.108 2 m，位于結(jié)構(gòu)頂部；橫風(fēng)向最大位移為1.059×10-5m，同樣位于頂部；順風(fēng)向最大加速度為3.748 m/s2；橫風(fēng)向最大加速度為0.003 42 m/s2。兩種工況下的位移、加速度幅值對比如表4所示。

由表4對比結(jié)果可知：設(shè)置活動式破風(fēng)圈后的鋼煙囪較原鋼煙囪最大橫風(fēng)向位移、順風(fēng)向位移、順風(fēng)向加速度均有減小作用，減小幅度分別為5.8%、11.46%、20.89%，但橫風(fēng)向加速度無顯著減小作用。可見，該措施對于減小結(jié)構(gòu)順風(fēng)向響應(yīng)有一定效果，橫風(fēng)向響應(yīng)減小不太明顯。

表4 設(shè)置活動式破風(fēng)圈前后響應(yīng)對比

采用快速傅里葉變換(fast fourier transform,FFT)方法，對結(jié)構(gòu)位移時程數(shù)據(jù)進行頻譜分析，如圖9所示。可以看出，加入活動式破風(fēng)圈結(jié)構(gòu)后部分低頻振型被激起，高頻振型有小幅度變化，但變化不大，主頻率對應(yīng)的動力響應(yīng)大大降低。

圖9 位移反應(yīng)譜曲線

提取結(jié)構(gòu)不同標高處的位移、加速度如圖10、圖11所示。可以看出，在加入活動式破風(fēng)圈后，鋼煙囪在不同標高處的位移、加速度均有減小作用。且隨著高度的增加，位移、加速度減小幅度均增大。

圖10 各標高處順風(fēng)向位移

圖11 各標高處順風(fēng)向加速度

4 結(jié)論

對于高聳結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)振動問題，結(jié)合實際工程，在現(xiàn)有的樓梯平臺的基礎(chǔ)上，通過設(shè)置可調(diào)節(jié)活動式板，對結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)作用與圓柱繞流現(xiàn)象進行分析，提出一種結(jié)構(gòu)減振措施，可為工程設(shè)計提供參考，主要得到以下結(jié)論。

(1)通過對鋼煙囪結(jié)構(gòu)進行橫風(fēng)共振的判別，根據(jù)規(guī)范中的校核原則，鋼煙囪只有前兩階振型會發(fā)生強風(fēng)共振，不需考慮其他振型的作用。

(2)設(shè)置可調(diào)節(jié)活動式破風(fēng)圈結(jié)構(gòu)后，相對于無控結(jié)構(gòu)，其順風(fēng)向加速度、順風(fēng)向位移均有減輕作用，減振率分別達到11.46%、20.89%，對結(jié)構(gòu)橫風(fēng)向響應(yīng)的影響不大。說明此措施對于減輕結(jié)構(gòu)渦振有一定效果。

(3)通過模擬二維圓柱繞流，通過改變調(diào)節(jié)板長度及設(shè)置數(shù)量，分析其速度的變化規(guī)律，結(jié)果顯示當(dāng)調(diào)節(jié)板長度設(shè)置為直徑2倍、設(shè)置數(shù)量為3時，效果比較明顯。