杜凌云，柯世堂

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超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔內(nèi)壓效應(yīng)

杜凌云，柯世堂

(南京航空航天大學(xué) 土木工程系，江蘇 南京，210016)

基于計(jì)算流體力學(xué)方法(CFD)對某在建亞洲最高(189 m)超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔進(jìn)行數(shù)值風(fēng)洞模擬，提出直筒和錐段典型斷面處表面繞流和尾跡特性，同時(shí)分析直筒和錐段內(nèi)表面平均風(fēng)荷載分布特性，并給出相應(yīng)的體型系數(shù)擬合公式?；谟邢拊椒▽Τ笾蓖?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔分別進(jìn)行3種工況(內(nèi)壓作用、外壓作用、內(nèi)外壓共同作用)下的靜風(fēng)響應(yīng)分析，研究內(nèi)壓效應(yīng)對超大型直筒?錐段鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的主筒、加強(qiáng)桁架和附屬桁架三部分結(jié)構(gòu)風(fēng)致響應(yīng)的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：錐段內(nèi)表面體型系數(shù)在迎風(fēng)面與直筒段數(shù)值相近，其他部位偏離較大；內(nèi)壓效應(yīng)對結(jié)構(gòu)負(fù)向位移、主筒負(fù)壓極值區(qū)的橫桿軸力、附屬桁架橫桿軸力及上部加強(qiáng)桁架支撐軸力影響相對較大。

鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔；直筒?錐段型；數(shù)值風(fēng)洞；平均風(fēng)荷載；風(fēng)致響應(yīng)；內(nèi)壓效應(yīng)

超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔作為一種造型新穎、材料獨(dú)特的新型冷卻塔結(jié)構(gòu)形式，其塔筒由不同截面形式與材料等級的鋼管組成復(fù)雜的桁架體系，與傳統(tǒng)的鋼筋混凝土冷卻塔[1?2]相比，鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔阻尼更小、頻率更低[3?4]，對風(fēng)荷載更加敏感?？紤]到塔筒頂部露天敞開且底部由支柱支撐從而形成巨大的風(fēng)通道[5?6]，其內(nèi)表面風(fēng)荷載對冷卻塔運(yùn)營安全性能的影響不容忽略，尤其對于此類超大空間薄殼[7?8]直筒?錐段鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔來說，其內(nèi)壓效應(yīng)更加顯著。針對大型冷卻塔的內(nèi)外風(fēng)壓分布取值問題，冷卻塔規(guī)范[9]給出了外壓系數(shù)沿環(huán)向分布的三角函數(shù)擬合公式，但并未給出內(nèi)壓系數(shù)的明確說明；國內(nèi)外很多學(xué)者也針對多種透風(fēng)率[10]、不同高度與緯度[11]及考慮內(nèi)部構(gòu)件[12]等多種工況下的結(jié)構(gòu)內(nèi)吸力進(jìn)行了全面系統(tǒng)研究，相關(guān)研究成果很好地指導(dǎo)了傳統(tǒng)的雙曲線型鋼筋混凝土冷卻塔結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓取值問題，然而，對于造型新穎的直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔，其內(nèi)、外表面風(fēng)荷載分布特性的研究較少，內(nèi)壓效應(yīng)對風(fēng)致受力性能影響的定性和定量的研究更少。鑒于此，本文作者以國內(nèi)某在建塔高189 m的超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔為例，采用CFD方法[13?14]對其周圍流場、表面繞流及尾跡特性進(jìn)行數(shù)值風(fēng)洞模擬，分析并歸納直筒和錐段內(nèi)表面平均風(fēng)荷載分布特性，并給出相應(yīng)的體型系數(shù)三角函數(shù)擬合曲線。基于有限元理論，建立直筒?錐段鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔有限元計(jì)算模型，進(jìn)行內(nèi)壓作用、外壓作用、內(nèi)外壓共同作用3種工況下的結(jié)構(gòu)靜風(fēng)響應(yīng)計(jì)算，討論內(nèi)外表面風(fēng)荷載對主筒、加強(qiáng)桁架及附屬桁架等3部分結(jié)構(gòu)的風(fēng)致受力性能影響特點(diǎn)。

1 工程簡介

該在建超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔位于中國山西，所處地貌類型為B類，基本風(fēng)壓取為0.45 kPa。塔體采用鋼框架支承，由主筒、加強(qiáng)桁架和附屬桁架3部分組成，主筒共18層，加強(qiáng)桁架共5層，分別設(shè)置在高度為32.5，67.0，107.0，148.0和189.0 m處，主筒和加強(qiáng)桁架均采用Q345鋼材；附屬桁架共30榀，鋼材等級為Q235B。整體塔高189 m，進(jìn)風(fēng)口高度為32.5 m，直徑為144.5 m，進(jìn)風(fēng)口高度以上結(jié)構(gòu)外覆擋風(fēng)鋼板，表面光滑平整。冷卻塔主要結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示，其整體結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。

表1 大型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔主要結(jié)構(gòu)尺寸

圖1 冷卻塔整體結(jié)構(gòu)示意圖

2 平均風(fēng)荷載數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分及參數(shù)設(shè)置

建立直筒?錐段鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔足尺物理模型，并以30%的透風(fēng)率考慮百葉窗工作開啟狀態(tài)[10]。整個(gè)計(jì)算域順風(fēng)向長24，橫風(fēng)向?qū)?5，高度方向?yàn)?(其中為塔筒底部直徑，為塔高)。劃分網(wǎng)格時(shí)將其分為局部和外圍2個(gè)計(jì)算域，局部計(jì)算域內(nèi)含結(jié)構(gòu)物理模型，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，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，總體網(wǎng)格數(shù)量達(dá)1 640萬，如圖2所示。

計(jì)算區(qū)域及邊界條件如圖3所示。進(jìn)行CFD數(shù)值模擬時(shí)選用3D單精度、分離式求解器，空氣模型等效為不可壓縮流體，其三維不可壓縮N?S方程如式(1)和(2)所示。

圖3 計(jì)算區(qū)域與邊界條件示意圖

對流項(xiàng)離散為二階迎風(fēng)差分格式，流場求解采用SIMPLEC算法[15?17]，計(jì)算模型采用剪切應(yīng)力SST?兩方程混合模型，在近壁面保留了原始?模型，在遠(yuǎn)離壁面處應(yīng)用?模型，其方程和方程如式(3)~(11)所示。

其中：ν為渦黏系數(shù)；為渦量；1和2為混合函數(shù)。

2.2 繞流特性

圖4和圖5所示分別為立面和3個(gè)典型斷面(錐段、直筒段、錐段與直筒交接區(qū))的渦量分布圖和壓力速度疊合圖。從圖4和圖5可知：

1) 背風(fēng)區(qū)渦旋強(qiáng)度沿塔高先增大后減小，且峰值位于塔筒中部，順風(fēng)向渦量增值區(qū)域沿塔高變化規(guī)律則與之相反；下部錐段背風(fēng)面的渦量增值區(qū)域沿橫風(fēng)向分布相對錐段?直筒段交接區(qū)和直筒段較大，且分離點(diǎn)更加靠前。

2) 隨著塔筒高度的增加，背風(fēng)面速度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，極值出現(xiàn)在塔筒中部，但其回流及渦旋相對較弱；冷卻塔兩側(cè)速度場關(guān)于風(fēng)軸方向基本呈對稱分布，不同斷面的迎風(fēng)區(qū)流動分離點(diǎn)基本相同，背風(fēng)區(qū)出現(xiàn)不同程度的回流及渦旋。

3) 部分氣流透過百葉窗進(jìn)入塔筒內(nèi)部，在塔體內(nèi)表面附著流動、撞擊并向上爬升，由于直筒與錐段交接部位半徑減小，上升氣流受到阻礙，形成完整的三維氣流渦旋，造成該部位內(nèi)表面壓力系數(shù)顯著增大；氣流越過交接部位后平穩(wěn)上升，相應(yīng)的直筒段壓力系數(shù)沿高度分布變化微弱。

2.3 外表面平均風(fēng)壓特性

圖6給出了CFD數(shù)值模擬上部直筒段與下部錐段數(shù)值模擬得到的平均風(fēng)壓與火工規(guī)范光滑雙曲線混凝土冷卻塔和建筑荷載規(guī)范圓截面構(gòu)筑物風(fēng)壓的對比曲線。

由圖6可知：1) 2種規(guī)范所得結(jié)果中，圓截面構(gòu)筑物背風(fēng)區(qū)風(fēng)壓平臺較小，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)對應(yīng)角度與火工規(guī)范中雙曲冷卻塔的一致，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)筑物的風(fēng)壓系數(shù)分布曲線基本吻合。因此，本文數(shù)值模擬具有一定的有效性，可為此類直筒?錐段型冷卻塔的風(fēng)荷載設(shè)計(jì)取值提供參考。

2.4 內(nèi)表面平均風(fēng)壓特性

圖7(a)所示為塔筒典型斷面內(nèi)表面體型系數(shù)沿環(huán)向分布曲線。分別將錐段和直筒段2部分的典型斷面體型系數(shù)沿高度和環(huán)向角度分別進(jìn)行平均，如圖7(b)所示。分析圖7可知：

1) 由于下部錐段距離百葉窗較近，氣流由百葉窗進(jìn)入冷卻塔內(nèi)部，直接作用至錐段背風(fēng)面下部，造成其內(nèi)壓急劇減小，并在240°處達(dá)到最小值?0.3；

圖4 冷卻塔立面及典型斷面渦量圖

圖5 冷卻塔立面及斷面壓力與速度流線疊合圖

圖6 數(shù)值模擬平均風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范值對比

2) 隨著高度的增加，錐段背風(fēng)區(qū)體型系數(shù)逐漸增大，由于直筒與錐段交接處受風(fēng)面積突然減小，空氣受到擠壓，體型系數(shù)在交界處斷面環(huán)向90°~270°范圍內(nèi)顯著增大，最大增幅達(dá)75.5%；

3) 直筒段內(nèi)表面體型系數(shù)分布曲線沿子午向分布趨勢較為平穩(wěn)，并沿環(huán)向關(guān)于風(fēng)軸方向基本呈對稱分布；

4)直筒段典型斷面體型系數(shù)平均值沿環(huán)向分布波動較小，在?0.49~?0.51之間；錐段體型系數(shù)平均值在?80°~80°范圍內(nèi)與直筒段數(shù)值較接近，但在背風(fēng)面相差較大。

以環(huán)向角度為變量，擬合給出上部直筒段和下部錐段及其交接部位內(nèi)表面體型系數(shù)平均值計(jì)算公式：

其中：si()為錐段和直筒段及其交接部位內(nèi)表面體型系數(shù)；為環(huán)向角度；a，b和c為冷卻塔錐段或直筒段或其交接部位的內(nèi)表面體型系數(shù)擬合公式參數(shù)，如表2所示。

表2 冷卻塔錐段與直筒段及其交接部位內(nèi)表面體型系數(shù)擬合公式參數(shù)取值

將內(nèi)表面體型系數(shù)擬合曲線與模擬曲線進(jìn)行對比，如圖8所示，其中上部直筒段示意圖中增加了與傳統(tǒng)雙曲冷卻塔內(nèi)表面體型系數(shù)[15]的對比曲線。由圖8可見：擬合效果相對較好，直筒段內(nèi)表面體型系數(shù)相對傳統(tǒng)雙曲冷卻塔較小，沿環(huán)向波動性較弱，但沿環(huán)向和高度方向變化均不明顯，近似為均勻分布，由此可認(rèn)為本文數(shù)值模擬結(jié)果可信。

圖8 錐段與直筒段及其交接處內(nèi)表面體型系數(shù)擬合曲線與模擬曲線對比

3 動力特性分析

3.1 有限元建模

采用大型通用軟件ANSYS建立直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔有限元模型，各部分構(gòu)件均離散為空間梁單元，主筒底部斜桿與地面固接，內(nèi)部加強(qiáng)桁架外圍節(jié)點(diǎn)與主筒對應(yīng)節(jié)點(diǎn)共用，附屬桁架上部和下部分別與主筒和地面鉸接。

鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔表面蒙皮不提供結(jié)構(gòu)剛度，但考慮到表面蒙皮的質(zhì)量會對后續(xù)模態(tài)和靜風(fēng)響應(yīng)分析造成一定影響，因此，本文通過增大桁架構(gòu)件密度方法考慮蒙皮的附加質(zhì)量，將模型中鋼材密度乘以1.15作為鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔的整體等效密度[18]。

3.2 動力特性分析

圖9所示為直筒?錐段型冷卻塔結(jié)構(gòu)前100階自振頻率分布圖。由圖9可得：1) 結(jié)構(gòu)基頻僅為0.78 Hz，且前100階自振頻率分布密集，均在3.75 Hz以內(nèi)，整體結(jié)構(gòu)柔度較大；2) 頻率隨階數(shù)的增長出現(xiàn)明顯的平緩段與陡直段，且平緩段的結(jié)構(gòu)振型在一定階數(shù)范圍內(nèi)變化微弱，多呈現(xiàn)為附屬桁架的環(huán)向扭轉(zhuǎn)，但陡直段的振型沿階數(shù)變化顯著。圖10所示為相應(yīng)典型階振型示意圖。由圖10可知：頻率沿振型階數(shù)變化斜率較大的區(qū)域主筒變形劇烈，在38階左右出現(xiàn)明顯的呼吸振型。

圖9 結(jié)構(gòu)前100階自振頻率圖

圖10 典型階結(jié)構(gòu)振型示意圖

4 靜風(fēng)響應(yīng)分析

4.1 參數(shù)選取與工況設(shè)置

文獻(xiàn)[19]對本工程直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔進(jìn)行了動態(tài)風(fēng)效應(yīng)和風(fēng)振系數(shù)研究，基于研究結(jié)論結(jié)構(gòu)風(fēng)振系數(shù)取為1.9，此外，考慮到未來二期工程冷卻塔的影響，干擾系數(shù)取1.1。外表面平均風(fēng)荷載采用文獻(xiàn)[18]中給出的擬合公式，內(nèi)表面平均風(fēng)荷載采用本文直筒段和錐段相應(yīng)擬合公式進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算工況分為3類：工況1為僅內(nèi)壓作用；工況2為僅外壓作用；工況3為內(nèi)、外壓共同作用。

基于靜風(fēng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果，提取主筒、加強(qiáng)桁架和附屬桁架典型節(jié)點(diǎn)的徑向位移及構(gòu)件內(nèi)力，對比研究內(nèi)壓效應(yīng)對超大直筒?錐段型鋼結(jié)構(gòu)冷卻塔風(fēng)致受力性能的影響。

4.2 主筒響應(yīng)

圖11所示為不同工況下主筒所有節(jié)點(diǎn)位移響應(yīng)沿高度和環(huán)向角度變化的等勢線圖，其中，背離圓心為正，指向圓心為負(fù)。由圖11可知：

1) 在結(jié)構(gòu)僅施加內(nèi)表面風(fēng)荷載時(shí)，主筒節(jié)點(diǎn)徑向位移關(guān)于180°呈明顯的軸對稱分布，迎風(fēng)面內(nèi)吸力較強(qiáng)，出現(xiàn)徑向位移極大負(fù)值；由于背風(fēng)區(qū)內(nèi)吸力相對較弱，受周圍塔體向內(nèi)的擠壓作用，使得變形沿徑向朝外，徑向位移由負(fù)轉(zhuǎn)為正。

圖11 3種工況下節(jié)點(diǎn)徑向位移等勢線圖

2) 僅外表面風(fēng)荷載作用下的塔筒徑向位移亦沿風(fēng)軸方向?qū)ΨQ分布，位移峰值位于正迎風(fēng)面及±(70°~100°)范圍內(nèi)的直筒段與錐段交接部位；位移次正極值沿著高度的增大分布角度范圍逐漸變窄，且向背風(fēng)區(qū)偏離；

3) 當(dāng)內(nèi)、外表面風(fēng)荷載共同作用時(shí)外壓起主導(dǎo)作用，內(nèi)壓效應(yīng)改變了交接處的局部位移分布，但次極值的變窄現(xiàn)象并不明顯。

分別選取主筒正迎風(fēng)面與負(fù)壓極值區(qū)的橫桿和斜桿軸力進(jìn)行不同工況下的對比分析，結(jié)果如圖12所示。從圖12可知：

圖12 正迎風(fēng)面與負(fù)壓極值區(qū)橫桿和斜桿軸力對比

1) 內(nèi)表面風(fēng)荷載使正迎風(fēng)面和負(fù)壓極值區(qū)的橫桿均產(chǎn)生擠壓作用，而對負(fù)壓極值區(qū)斜桿的作用則相反，內(nèi)壓效應(yīng)使正迎風(fēng)面的斜桿軸力在外圍有附屬桁架的主筒下部產(chǎn)生拉力，在中部和上部為壓力；

2) 內(nèi)壓效應(yīng)減小了負(fù)壓極值區(qū)的橫桿軸力，但增大了其他區(qū)域桿件的響應(yīng)，僅在塔筒頂部區(qū)域減小了桿件軸力。

4.3 加強(qiáng)桁架響應(yīng)

加強(qiáng)桁架位于主筒內(nèi)部，在環(huán)向起著約束主筒徑向變形的作用，其自身的風(fēng)致受力性能至關(guān)重要。圖13所示為不同工況下5層加強(qiáng)桁架的節(jié)點(diǎn)徑向位移對比曲線。由圖13分析可知：

圖13 3種工況下加強(qiáng)桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移對比曲線

1) 僅內(nèi)壓作用時(shí)，加強(qiáng)桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移沿環(huán)向均關(guān)于風(fēng)軸對稱，呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，位移負(fù)極值?2.06 mm位于第2層加強(qiáng)桁架(即錐段與直筒交接部位)環(huán)向48°和300°位置處，正極值1.00 mm位于頂層加強(qiáng)桁架背風(fēng)點(diǎn)。

2) 工況2和3下加強(qiáng)桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移分布趨勢一致，僅第2層加強(qiáng)桁架徑向位移與其余層偏離較大，其內(nèi)壓效應(yīng)使得第2層加強(qiáng)桁架的位移負(fù)值有所 增大。

圖14和15所示為第1，3和5層加強(qiáng)桁架腹桿軸力和支撐軸力在不同工況下的對比散點(diǎn)圖。由圖14和15可知：1) 僅內(nèi)壓作用下，加強(qiáng)桁架的腹桿和支撐軸力不隨環(huán)向角度變化，腹桿和第1層支撐軸力極小，而第3和5層支撐軸力沿環(huán)向角度在?7.5 kN和+6.8 kN附近間隔跳躍；2) 腹桿軸力在工況2和3下沿環(huán)向角度呈螺旋分布，數(shù)值基本吻合，內(nèi)壓效應(yīng)與耦合效應(yīng)十分微弱；3) 第1層支撐軸力在工況2和3下關(guān)于風(fēng)軸對稱分布，分布趨勢與外表面體型系數(shù)曲線相似；但負(fù)壓效應(yīng)可以顯著減小第3層和第5層支撐軸力。

圖14 3種工況下腹桿軸力對比示意圖

圖15 3種工況下支撐軸力對比示意圖

4.4 附屬桁架響應(yīng)

圖16所示為3種工況下附屬桁架徑向位移沿環(huán)向和子午向變化云圖。從圖16可知：

1) 內(nèi)表面風(fēng)荷載使得附屬桁架徑向位移正、負(fù)值間隔12°交替分布，分別在背風(fēng)區(qū)和迎風(fēng)面達(dá)到正、負(fù)極值；

2) 外表面風(fēng)荷載作用下附屬桁架徑向位移正極值達(dá)到65 mm位于高50 m環(huán)向75°處，負(fù)向峰值為達(dá)到?95 mm出現(xiàn)在環(huán)向0°處；

3) 內(nèi)壓效應(yīng)顯著增大了附屬桁架的負(fù)向位移，但減小了節(jié)點(diǎn)的正向位移。

圖16 3種工況下附屬桁架節(jié)點(diǎn)徑向位移對比云圖

圖17所示為附屬桁架迎風(fēng)面和負(fù)壓極值區(qū)的腹桿、橫桿、內(nèi)部斜桿及外部斜桿軸力對比。從圖17可知：

圖17 迎風(fēng)面和負(fù)壓極值區(qū)桿件軸力對比

1) 內(nèi)表面風(fēng)荷載在一定程度上增大了附屬桁架腹桿迎風(fēng)面的軸力，減小了負(fù)壓極值區(qū)的軸力，外表面風(fēng)荷載響應(yīng)為主；

2) 內(nèi)壓效應(yīng)在第1~7層橫桿軸力中起主導(dǎo)作用，但在與主筒交接區(qū)域內(nèi)壓效應(yīng)減弱，外壓是導(dǎo)致軸力突增的主要因素；

3) 內(nèi)、外部斜桿迎風(fēng)面的軸力遠(yuǎn)大于負(fù)壓極值區(qū)，內(nèi)壓效應(yīng)使得內(nèi)部和外部斜桿分別承受更大的拉力和壓力；內(nèi)壓效應(yīng)略微減弱了負(fù)壓極值區(qū)的內(nèi)部斜桿軸力，但在外部斜桿中占比較大，且對其受力不利。

5 結(jié)論

1) 冷卻塔背風(fēng)區(qū)渦旋強(qiáng)度均沿塔高方向先增大后減小，峰值出現(xiàn)在塔筒中部，而順風(fēng)向渦量增值區(qū)域沿塔高變化規(guī)律則與之相反，回流和渦旋在塔筒中部相對較弱；透過百葉窗的氣流附著于塔體內(nèi)表面向上流動，爬升至直筒與錐段交接部位受到阻礙形成完整的氣流渦旋，越過該部位后氣流平穩(wěn)上升。

2) 直筒段內(nèi)表面體型系數(shù)沿環(huán)向在?0.49~?0.51范圍內(nèi)發(fā)生較小波動；錐段內(nèi)表面體型系數(shù)分布曲線在迎風(fēng)面與直筒段內(nèi)壓數(shù)值較為接近，但受百葉窗和展寬平臺的氣流干擾，其負(fù)壓區(qū)內(nèi)表面體型系數(shù)與直筒段內(nèi)壓數(shù)值偏離較大；最終擬合給出了內(nèi)表面體型系數(shù)沿環(huán)向分布的三角函數(shù)計(jì)算公式以供設(shè)計(jì)參考。

3) 自振頻率低且分布密集，基頻僅為0.78 Hz，頻率沿振型階數(shù)呈現(xiàn)明顯的平緩段與陡直段，平緩段的結(jié)構(gòu)振型多表現(xiàn)為附屬桁架的環(huán)向扭轉(zhuǎn)，而陡直段的振型以主筒劇烈變形為主，整體結(jié)構(gòu)的呼吸振型出現(xiàn)在第36階。

4) 在內(nèi)壓、外壓及內(nèi)外壓共同作用下，主筒、加強(qiáng)桁架及附屬桁架三部分節(jié)點(diǎn)徑向位移均關(guān)于風(fēng)軸對稱分布，內(nèi)壓效應(yīng)對各部分結(jié)構(gòu)的負(fù)向位移影響相對較大；外表面風(fēng)荷載通常為桿件軸力的主要控制因素，但內(nèi)表面風(fēng)荷載對主筒負(fù)壓極值區(qū)橫桿軸力、附屬桁架橫桿軸力及上部加強(qiáng)桁架支撐軸力的影響較大。

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(編輯 趙俊)

Effect of internal pressures for super large cylinder-conic section steel cooling towers

DU Lingyun, KE Shitang

(College of civil engineering, Nanjing University of aeronautics and astronautics, Nanjing 210016, China)

Using the computational fluid dynamics (CFD) method the numerical wind tunnel was conducted to simulate a 189 m-high cylindrical-conical steel cooling tower, Asia’s highest cooling tower that is still under construction. The features of the airflow around the typical cross-sections and its wake were extracted, and the distribution of mean wind loads along the internal surfaces of the cylindrical and conical sections was obtained. The functions for estimating the internal surfaces shape factors of the cylindrical and conical segments were obtained by fitting to the simulated data. Furthermore, finite element method was used to analyze the static wind-induced response of the cylindrical-conical steel cooling tower under internal pressure, external pressure, or both internal and external pressure. The effect patterns of internal pressures on the wind-induced responses of the main tube, stiffening trusses and auxiliary trusses of the tower were derived from the analysis results. The results show that the inner shape coefficient on the windward surface of the cone section is close to that of the straight section of similar value, but in other parts the deviation is great. The internal pressure effect has greater influence on the negative displacement of the structure, the axial force of the horizontal bar in the negative external pressure area of the main cylinder, the axial force of the auxiliary truss, and the axial force of the upper reinforcement truss.

steel cooling tower; cylinder?conic section; numerical wind tunnel; average wind pressure; wind-induced response; effect of internal pressure

TU279.7

A

1672?7207(2018)03?0684?12

2017?05?22；

2017?08?02

江蘇省優(yōu)秀青年基金資助項(xiàng)目(BK20160083)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51208254)；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2013M530255，1202006B) (Project(BK20160083) supported by the Excellent Youth Foundation Program of Jiangsu Province; Project(51208254) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(2013M530255, 1202006B) supported by the Postdoctoral Science Foundation of China)

柯世堂，博士，副教授，從事結(jié)構(gòu)工程與風(fēng)洞試驗(yàn)研究；E-mail: keshitang@163.com