柯世堂 李文杰 韓光全 楊杰 任賀賀

摘要：為研究下?lián)舯┝魈禺愶L(fēng)作用下超大型冷卻塔響應(yīng)特征與倒塌機(jī)制，以中國西北地區(qū)某在建228 m 世界最高冷卻塔為對象，采用分層殼單元法建立結(jié)構(gòu)多尺度有限元模型，基于 LES 方法獲得超大型冷卻塔在下?lián)舯┝髯饔孟氯N典型工況處的內(nèi)外面脈動風(fēng)壓，再結(jié)合增量動力分析法分析超大型冷卻塔風(fēng)致倒塌全過程變化規(guī)律，提煉超大型冷卻塔在下?lián)舯┝髯饔孟碌牡顾鷻C(jī)制，最后構(gòu)建下?lián)舯┝黠L(fēng)驅(qū)下超大型冷卻塔倒塌失效準(zhǔn)則。研究表明：下?lián)舯┝飨滤脖砻骘L(fēng)壓分布模式與良態(tài)風(fēng)差異顯著，超大型冷卻塔倒塌機(jī)制隨下?lián)舯┝髦行木嚯x增大由內(nèi)凹機(jī)制轉(zhuǎn)換為外掀機(jī)制，且當(dāng)能量失效指標(biāo) K≥2時，超大型冷卻塔倒塌破壞。

關(guān)鍵詞：風(fēng)致響應(yīng)；下?lián)舯┝?；超大型冷卻塔；倒塌機(jī)制；失效準(zhǔn)則

中圖分類號： TU312+.1；TU312+.3??? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A??? 文章編號：1004-4523（2022）05-1037-11

DOI：10.16385/j .cnki .issn .1004-4523.2022.05.001

引言

大型冷卻塔[1]是火電廠、核電站特有的循環(huán)冷卻水構(gòu)筑物，是世界上體量最大的鋼筋混凝土旋轉(zhuǎn)薄殼結(jié)構(gòu)，屬于典型的風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)。現(xiàn)行規(guī)范[2?5]和文獻(xiàn)[6?8]明確給出了超大型冷卻塔在良態(tài)風(fēng)作用下的風(fēng)荷載分布、干擾因子和風(fēng)振系數(shù)等參數(shù)取值，較好地指導(dǎo)了大型冷卻塔結(jié)構(gòu)抗風(fēng)設(shè)計。但是，近年來隨著氣候反復(fù)異常，特異風(fēng)愈加頻繁發(fā)生，尤其是臺風(fēng)、下?lián)舯┝鞯榷虝r強風(fēng)引起的電廠構(gòu)筑物風(fēng)毀倒塌時常發(fā)生[9?11]。因此，開展下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔風(fēng)壓分布和倒塌破壞機(jī)理研究具有重要工程價值。

下?lián)舯┝鱗12]是在雷暴天氣中由云底氣流猛烈沖擊地面并擴(kuò)散而引起的近地面短時局部強風(fēng)，具有風(fēng)速大、尺度小、周期短的特點。下?lián)舯┝靼l(fā)生時，驟然觸地的下沉氣流和輻散強風(fēng)會對地表建筑產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，現(xiàn)有關(guān)于下?lián)舯┝鞯难芯慷嗖捎脭?shù)值模擬[13?14]和風(fēng)洞試驗[14]的方法，聚焦于廠房屋蓋[15]、高層建筑[16]、輸電塔[17?18]等建筑，對結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓分布和流場分布進(jìn)行探討并提出設(shè)計建議。關(guān)于超大型冷卻塔的風(fēng)致倒塌研究成果較少，且主要集中在良態(tài)風(fēng)環(huán)境，柯世堂等[19?20]模擬了良態(tài)風(fēng)下超大型冷卻塔風(fēng)致倒塌全過程，并分析了風(fēng)致倒塌形態(tài)和受力特點，但未對其倒塌機(jī)制進(jìn)一步挖掘；Yu 等[21]對冷卻塔的良態(tài)風(fēng)風(fēng)致倒塌行為進(jìn)行了數(shù)值模擬，并指出塔筒倒塌是由于材料強度不足造成。已有文獻(xiàn)均未考慮超大型冷卻塔在下?lián)舯┝魈禺愶L(fēng)作用下的風(fēng)致響應(yīng)特征和倒塌機(jī)制。

鑒于此，以中國西北地區(qū)目前在建某世界最高228 m 超大型冷卻塔為研究對象建立多尺度分層殼單元有限元模型，基于大渦模擬方法（LES）獲得下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔在三種工況處的內(nèi)外面脈動風(fēng)壓；結(jié)合增量動力分析法（IDA）分析超大型冷卻塔風(fēng)致響應(yīng)變化規(guī)律和連續(xù)性倒塌全過程；提出超大型冷卻塔在下?lián)舯┝髯饔孟碌牡顾鷻C(jī)制；最后結(jié)合能量變化規(guī)律構(gòu)建下?lián)舯┝髯饔孟吕鋮s塔的倒塌失效準(zhǔn)則。

1 工程簡介與有限元模型

1.1? 工程簡介

該在建超大型冷卻塔位于中國西北地區(qū)，設(shè)計塔高已突破規(guī)范[3]限定，圖1給出超大型冷卻塔主要結(jié)構(gòu)尺寸。冷卻塔主體結(jié)構(gòu)由塔筒、支柱、環(huán)基、剛性環(huán)和加勁肋構(gòu)成，塔筒底部進(jìn)風(fēng)口、喉部和頂部出風(fēng)口標(biāo)高分別為35.0，171.0和228.0 m；塔壁厚度呈指數(shù)變化，最小與最大壁厚分別為0.41 m 和2.25 m；塔身沿環(huán)向均勻布置120條梯形加勁肋；60榀鋼筋混凝土 X 形支柱通過支墩與底部環(huán)形基礎(chǔ)承臺連接。

1.2? 分層殼單元模型

常規(guī)殼單元一般通過基礎(chǔ)方程簡單模擬均勻各項同性的結(jié)構(gòu)單元，難以精確反映塔筒單元內(nèi)部復(fù)雜的受力情況。而分層殼單元是將一個殼單元按照需求分為若干層，對每層設(shè)置不同的本構(gòu)模型、幾何參數(shù)和物理參數(shù)等，模擬材料每層不同受力狀態(tài)，從而精確反映冷卻塔單元的復(fù)雜力學(xué)性能。將其分層殼單元設(shè)置為7層，其中第2和6層定義為鋼筋材質(zhì)，其它層定義為素混凝土材質(zhì)。

結(jié)合工程簡介建立超大型冷卻塔分層殼單元模型，塔筒、剛性環(huán)和加勁肋采用 Shell163殼單元進(jìn)行模擬，塔筒沿子午向和環(huán)向分別劃分為132和240個單元，剛性環(huán)、加勁肋與塔筒之間采用節(jié)點自由度耦合方式；采用 Beam161梁單元模擬60對 X 形支柱，支柱上端與塔筒底部采用剛性耦合方式，X 形支柱下端固支作為模型計算邊界條件。超大型冷卻塔分層殼單元模型如圖2所示。

分層殼單元中混凝土層主要承受壓力，其本構(gòu)模型為：

式中Ncmax為極限壓應(yīng)力；εc 為壓應(yīng)變；εcl 為極限壓應(yīng)力時對應(yīng)的峰值壓應(yīng)變。當(dāng)達(dá)到極限壓應(yīng)力Ncmax后，軸向應(yīng)力隨應(yīng)變的增加而減小，最終達(dá)到極限壓應(yīng)變εcu。

鋼筋層承受拉應(yīng)力時，其雙斜線本構(gòu)模型數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中Nty為鋼筋受拉屈服強度；εt 為單軸拉應(yīng)變；εty 為屈服拉應(yīng)變；εtu為極限拉應(yīng)變；強化模量 E′為彈性模量 E 的1%。

1.3? 動力特性分析

圖3給出了分層殼單元模型和常規(guī)殼單元模型前100階自振頻率隨振型階數(shù)變化曲線，超大型冷卻塔基頻為0.581 Hz，兩種建模方式下自振頻率隨階數(shù)宏觀上呈線性增長，頻率集中均分布于0.58～2.86 Hz 之間，傾覆振型出現(xiàn)在第17階，頻率為0.945 Hz 。分層殼單元模型與常規(guī)殼單元模型固有頻率基本一致，第70階和第90階呈現(xiàn)微小差異，誤差僅為為5%和4%。超大型冷卻塔分層殼單元模型結(jié)構(gòu)振型復(fù)雜且具有明顯的三維特征，典型模態(tài)振型沿子午向和環(huán)向有較大差異，子午向和環(huán)向諧波數(shù)隨著階數(shù)均有增加。

2 下?lián)舯┝黠L(fēng)場數(shù)值模擬

2.1? 數(shù)值計算模型

結(jié)構(gòu)抗風(fēng)研究時流體一般被視為黏性不可壓縮，瞬態(tài)的 N?S 方程通過空間濾波可得到 LES 的控制方程[22]為：

2.2? 參數(shù)設(shè)置

下?lián)舯┝鳑_擊風(fēng)采用沖擊射流模型，射流直徑Djet取600 m，射流高度取2Djet 。為保證超大型冷卻塔在下?lián)舯┝黠L(fēng)荷載下周圍流場可以有效發(fā)展， CFD 數(shù)值模擬計算域設(shè)置為流向10Djet、展向10Djet 和子午向3Djet 。計算域射流入口采用速度入口，四周及頂面采用壓力出口邊界條件，湍流強度為1%，地面采用無滑移壁面。

采用混合網(wǎng)格離散形式將整個計算域劃分為核心區(qū)和外圍區(qū)，核心區(qū)超大型冷卻塔模型周圍采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，外圍區(qū)采用高質(zhì)量六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)目及質(zhì)量均滿足計算要求。 Choi 等[24]在新加坡實測表明建筑物與下?lián)舯┝鞯木嚯x是影響其表面風(fēng)壓的主控因素，基于下?lián)舯┝髦饕绊懸蛩睾统笮屠鋮s塔結(jié)構(gòu)特點選取三個典型工況：工況1冷卻塔置于射流入口正下方，工況2和3冷卻塔分別距射流中心徑向距離 r 取Djet和2Djet 。工況設(shè)置與計算域網(wǎng)格劃分如圖4所示。

2.3? 有效性驗證

為確保下?lián)舯┝黠L(fēng)場模擬的精確性和完整性，

其數(shù)值模擬時間步長取0.03 s，共計3000步，總模擬時長為90 s 。圖5和圖6分別給出了徑向位置Djet處豎向風(fēng)剖面和豎向高度0.2Djet 處徑向風(fēng)剖面，其中圖5橫坐標(biāo)為徑向風(fēng)速 u 與最大徑向風(fēng)速umax之比，縱坐標(biāo)為離地高度 z 與最大徑向風(fēng)速對應(yīng)高度zmax之比；圖6橫坐標(biāo)為徑向距離 r 與最大徑向風(fēng)速對應(yīng)徑向距離rmax之比。由圖可知，數(shù)值模擬得出的歸一化風(fēng)剖面與各經(jīng)驗?zāi)Ｐ蚚25?28]及實測數(shù)據(jù)[26，29]吻合度較高，證明本文采用沖擊射流模型和大渦模擬方法可以有效模擬下?lián)舯┝鞯娘L(fēng)場特性。

2.4? 風(fēng)場特性

特異風(fēng)下?lián)舯┝黠L(fēng)場特性與良態(tài)風(fēng)分布規(guī)律不同，圖7給出了下?lián)舯┝饕?9 m/s 初始射速沖擊地面過程中縱剖面平均風(fēng)速發(fā)展云圖。初期階段，氣流自射流入口垂直向下加速沖擊；下沉階段，下沉氣流在拖拽力作用下形成渦旋；沖擊地面后觸發(fā)邊界層產(chǎn)生非定常分離，產(chǎn)生沿地面的巨大環(huán)形渦，風(fēng)速隨之增大；擴(kuò)散階段，環(huán)形渦沿地面向四周擴(kuò)散，此時達(dá)到最大風(fēng)速；消散階段，環(huán)形渦逐漸遠(yuǎn)離下?lián)舯┝髦行狞c，風(fēng)速隨之逐漸減小。

2.5? 風(fēng)壓分布特性

圖8給出了下?lián)舯┝魈禺愶L(fēng)作用下超大型冷卻塔風(fēng)壓系數(shù)時程曲線，風(fēng)壓分布模式與良態(tài)風(fēng)相比呈現(xiàn)明顯差異。工況1超大型冷卻塔位于下?lián)舯┝魃淞魅肟谡路剑瑑?nèi)外表面風(fēng)壓系數(shù)集中分布于0.6～1.0之間，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)與規(guī)范良態(tài)風(fēng)下冷卻塔內(nèi)吸力呈現(xiàn)顯著差異。其他工況超大型冷卻塔受到擴(kuò)散階段氣流沖擊作用，塔筒內(nèi)外表面迎風(fēng)區(qū)、側(cè)風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)的風(fēng)壓系數(shù)時程曲線出現(xiàn)顯著浮動，內(nèi)表面風(fēng)壓系數(shù)極值絕對值均小于外表面。

3 風(fēng)致響應(yīng)分析

3.1? 位移響應(yīng)

圖9給出了工況1超大型冷卻塔喉部位移時程曲線，可知冷卻塔在下?lián)舯┝鞑煌瓜蝻L(fēng)沖擊下喉部總位移較小，且均以子午向位移為主，徑向和環(huán)向位移在30 m/s 風(fēng)速下幾乎可以忽略不計。隨著風(fēng)速增大，塔筒徑向和環(huán)向位移在加載前期逐漸激蕩發(fā)散并最終逐漸趨于穩(wěn)定，塔筒在90 m/s 風(fēng)速下最大總位移為5 cm，而環(huán)向位移增大至-3 cm，但超大型冷卻塔未發(fā)生倒塌。

圖10給出了不同工況30 m/s 風(fēng)荷載下冷卻塔總位移分布云圖。由圖可知，工況1塔筒總位移沿環(huán)向分布均勻且遠(yuǎn)小于其他工況；工況2冷卻塔受下?lián)舯┝鳑_擊地面后形成的水平氣流影響較大，筒壁最薄的喉部區(qū)域總位移最大；隨著冷卻塔與下?lián)舯┝髦行木嚯x逐漸增大，部分氣流上卷至塔頂，工況3冷卻塔迎風(fēng)面主要受上卷氣流影響，最大總位移出現(xiàn)在塔筒迎風(fēng)面上部區(qū)域。

3.2? 內(nèi)力響應(yīng)

圖11給出了三種工況30 m/s 風(fēng)荷載下塔筒 von Mises 應(yīng)力隨高度和環(huán)向角度變化分布圖。工況1超大型冷卻塔沿環(huán)向分布均勻，工況2和3塔筒表面 von Mises 應(yīng)力均在0°～180°內(nèi)迎風(fēng)面范圍出現(xiàn)兩個大小相同峰值區(qū)域，180°～360°背風(fēng)區(qū)范圍內(nèi)應(yīng)力沿子午向分布較為均勻。隨著冷卻塔與下?lián)舯┝髦行木嚯x增大，塔筒 von Mises 應(yīng)力峰值區(qū)域逐漸增大，且 von Mises 應(yīng)力主要集中于塔筒中下部，喉部和頂部 von Mises 應(yīng)力較小。

4 風(fēng)致倒塌全過程分析

4.1? 連續(xù)性倒塌全過程

上述分析可知超大型冷卻塔承受90 m/s 下?lián)舯┝鞔怪毕蛳碌臎_擊荷載時未發(fā)生倒塌，考慮到目前實測的下?lián)舯┝髯畲箫L(fēng)速為75 m/s[30]，因此認(rèn)為下?lián)舯┝鞔怪睕_擊時不會發(fā)生倒塌破壞。其他工況超大型冷卻塔位于下?lián)舯┝鳑_擊地面后的氣流擴(kuò)散區(qū)域，當(dāng)塔筒達(dá)到臨界倒塌風(fēng)速時結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)性倒塌，冷卻塔倒塌過程中塔筒的位移變化狀況、裂隙發(fā)展路徑、倒塌姿態(tài)等復(fù)雜行為如表1所示。分析發(fā)現(xiàn)：

1）工況2和3冷卻塔的臨界倒塌風(fēng)速分別為

67 m/s 和50 m/s，隨著超大型冷卻塔距離下?lián)舯┝髦行木嚯x增大，塔筒倒塌前期最大位移區(qū)域由中下部轉(zhuǎn)移至喉部區(qū)域；兩種工況冷卻塔首個單元破碎位置分別位于標(biāo)高為58 m 和88 m 的塔筒下部區(qū)域。

2）塔筒裂隙沿子午向和環(huán)向縱橫蔓延，筒壁迎

風(fēng)面破碎脫落導(dǎo)致其傳力路徑嚴(yán)重破壞，冷卻塔隨之發(fā)生連續(xù)性倒塌；工況2塔筒外側(cè)局部壓力達(dá)到單元極限承載力而引起結(jié)構(gòu)由外向內(nèi)整體失效，工況3塔筒首個單元破碎后，裂隙經(jīng)迎風(fēng)面喉部不斷擴(kuò)展，冷卻塔塔筒單元由內(nèi)部向外破碎脫落，特殊的受力條件使其在50 m/s 脈動風(fēng)荷載下發(fā)生連續(xù)性倒塌破壞。

4.2? 倒塌機(jī)制

為探究下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔風(fēng)致倒塌機(jī)制，根據(jù)上述塔筒單元失效前后變形特性，將單元失效變形過程簡化為如圖12所示變形圖。單元失效前變形狀態(tài)，下?lián)舯┝髅}動風(fēng)荷載作用下內(nèi)部環(huán)向和子午向鋼筋承受拉力，隨風(fēng)荷載逐漸增大，當(dāng)局部單元因子午向鋼筋達(dá)到極限應(yīng)變而失效破碎后，上部單元失去下部單元提供的承載力而產(chǎn)生向下彎曲變形。

根據(jù)塔筒失效單元失效前后變形過程，提煉了其單自由度簡化分析模型如圖13所示。采用非線性彈簧模擬上部單元對下部破碎單元的約束作用， G 為塔筒上部等效荷載。隨著下?lián)舯┝髅}動風(fēng)荷載逐漸增大，單元內(nèi)部鋼筋受拉使其上部彈簧處于壓縮狀態(tài)，單元破碎后彈簧受拉進(jìn)入破碎后變形階段，上部單元在重力作用下迅速下移。

根據(jù)上述冷卻塔單元失效簡化分析模型，取向下為正方向，塔筒單元在下?lián)舯┝黠L(fēng)荷載作用下受拉使上部非線性彈簧產(chǎn)生位移-u0，此時彈簧積累彈性勢能，單元破碎后上部單元位移為umax，該單自由度動力響應(yīng)能量平衡方程可定義為：

或

式中Rk （ u ）為非線性彈簧的內(nèi)力；Rcol （ u ）為失效單元的子午向應(yīng)力；EK 為上部單元的動能；EC 為系統(tǒng)阻尼耗能；EA 為非線性彈簧吸收的能量；Ecol為失效單元吸收的能量；WE 為下?lián)舯┝髅}動荷載對塔筒單元所做的總功。

由于上部單元自初始狀態(tài)產(chǎn)生位移后最終達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，故該過程中動能 EK ≈0；另加載過程中消耗的阻尼能量很小，可忽略阻尼耗能 EC，故上式可簡化為：

或

由上式可知，下?lián)舯┝髅}動荷載對單元所做的總功 WE 最終轉(zhuǎn)換為非線性彈簧吸收的能量 EA 和失效單元吸收的能量Ecol。由于單元失效瞬間彈簧吸收的能量為固定常數(shù)，且為消除筒壁厚度帶來的影響，此處以失效單元吸收的能量密度變化趨勢代表下?lián)舯┝髅}動荷載對單元所做總功的變化趨勢。

忽略塔筒單元之間的熱傳遞，單元吸收的能量密度即為單元內(nèi)能密度，圖14給出了塔筒單元環(huán)段破碎前后沿子午向內(nèi)能密度變化對比圖。分析可知，工況2塔筒下部單元失效后，塔筒標(biāo)高為120 m 以下區(qū)域內(nèi)能密度驟減，120 m 至塔頂間內(nèi)能密度增大，內(nèi)能密度上移將促進(jìn)塔筒進(jìn)一步發(fā)生連續(xù)性倒塌；工況3冷卻塔在50 m/s 時發(fā)生倒塌使其塔筒內(nèi)能密度整體小于工況2，單元環(huán)段失效前塔筒內(nèi)能密度沿子午向接近于高斯分布，單元環(huán)段失效后內(nèi)能密度整體上大幅度增大，標(biāo)高為140 m 至塔頂區(qū)域內(nèi)能密度增長率超過300%并持續(xù)增大，說明下?lián)舯┝鳟a(chǎn)生的環(huán)形渦沖擊塔筒后沿筒壁上卷，且在塔頂區(qū)域聚集較大的能量。

基于上述能量分布變化趨勢，表2給出了在下?lián)舯┝髯饔孟鹿r2和3超大型冷卻塔倒塌機(jī)制。工況2冷卻塔位于下?lián)舯┝鳑_擊地面后形成的水平脈動風(fēng)區(qū)域，塔筒中下部直接承受風(fēng)荷載，首個單元破碎引起塔筒內(nèi)能上移，繼而遵循內(nèi)凹機(jī)制發(fā)生連續(xù)性倒塌。隨著與下?lián)舯┝髦行木嚯x不斷增大，工況3冷卻塔處于環(huán)形渦上卷區(qū)域，環(huán)形渦沿筒壁逐漸上移形成負(fù)壓聚集區(qū)，負(fù)壓產(chǎn)生的外掀力使得塔筒上部由內(nèi)向外脫落，部分氣流通過底部 X 形支柱進(jìn)入塔筒，筒內(nèi)氣流形成的環(huán)渦沖擊塔筒使其內(nèi)吸力減小，背風(fēng)面單元在塔筒內(nèi)氣流沖擊下外翻脫落，最終遵循外掀機(jī)制發(fā)生連續(xù)性倒塌。

4.3? 能量失效準(zhǔn)則

圖15給出了工況2和3塔筒單元環(huán)段內(nèi)能時程曲線。自加載初始塔筒單元環(huán)段內(nèi)能隨下?lián)舯┝黠L(fēng)驅(qū)時間逐漸積累，當(dāng)破碎單元環(huán)段內(nèi)能超過峰值拐點時，環(huán)段內(nèi)能將潰散驟降，單元環(huán)段隨之失效破碎，部分底部單元環(huán)段在下?lián)舯┝髯饔孟聝?nèi)能逐漸積累并趨于平緩，不再隨風(fēng)驅(qū)時間增長。

基于上述塔筒單元環(huán)段失效前后內(nèi)能時程曲線，結(jié)合結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)相關(guān)失效準(zhǔn)則（DM Based Rule），提出下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔的能量失效準(zhǔn)則，定義能量失效指標(biāo) K 為某單元環(huán)段能量∑Ecol與底部未破碎單元環(huán)段吸收的內(nèi)能∑Ecol，b 之比，當(dāng)能量失效指標(biāo) K 超過容許內(nèi)能比[K ]時，單元環(huán)段將失效破碎，表達(dá)式為：

式中∑Ecol為冷卻塔某單元環(huán)段累積吸收的內(nèi)能；∑Ecol，b 為塔筒底部未破碎單元環(huán)段吸收的內(nèi)能。

表3給出了工況2和3破碎單元環(huán)段峰值拐點內(nèi)能∑Ecol、相同時刻下底部未破碎單元環(huán)段內(nèi)能∑Ecol，b 和容許能量比[K ]，歸納后取單元環(huán)段峰值內(nèi)能∑Ecol為1.0×106 J，底部未破碎單元環(huán)段內(nèi)能∑Ecol，b 為5.0×105 J，則容許能量比[K ]=2，下?lián)舯┝黠L(fēng)驅(qū)下超大型冷卻塔的能量失效準(zhǔn)則為：

綜上，下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔的能量失效準(zhǔn)則表明：當(dāng)能量失效指標(biāo) K≥2時，塔筒單元環(huán)段將失效破壞，塔筒隨之發(fā)生連續(xù)性倒塌。

5 結(jié)論

1）下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔外表面風(fēng)壓分布與良態(tài)風(fēng)相比差異顯著，塔筒在下?lián)舯┝鞔怪弊饔孟聝?nèi)外表面風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向分布均勻，隨著冷卻塔與下?lián)舯┝髦行木嚯x增大，塔筒內(nèi)外表面不同位置的風(fēng)壓系數(shù)浮動顯著。

2）下?lián)舯┝鞔怪弊饔孟吕鋮s塔總位移沿環(huán)向分布均勻；隨著冷卻塔與下?lián)舯┝髦行木嚯x增大，塔筒最大總位移位置由中下部逐漸移動至上部；冷卻塔最大 von Mises 應(yīng)力與下?lián)舯┝髦行木嚯x無關(guān)，均集中分布在塔筒中下部區(qū)域。

3）超大型冷卻塔承受下?lián)舯┝鞔怪睕_擊時不易發(fā)生倒塌破壞，當(dāng)下?lián)舯┝髯饔糜诶鋮s塔一側(cè)時，兩種工況冷卻塔首個單元破碎位置位于塔筒下部標(biāo)高50～90 m 區(qū)域。

4）基于塔筒單元環(huán)段失效前后內(nèi)能密度變化規(guī)律及兩種倒塌形態(tài)，提出下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔兩種倒塌機(jī)制：內(nèi)凹機(jī)制和外掀機(jī)制；下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔的能量失效準(zhǔn)則表明，當(dāng)能量失效指標(biāo) K≥2時，冷卻塔將倒塌破壞。

綜上所述，下?lián)舯┝髯饔孟鲁笮屠鋮s塔倒塌路徑始發(fā)于塔筒下部，倒塌機(jī)制隨下?lián)舯┝髦行木嚯x增大由內(nèi)凹機(jī)制轉(zhuǎn)換為外掀機(jī)制。其與良態(tài)風(fēng)作用下差異顯著，研究結(jié)論可為超大型冷卻塔抗特異風(fēng)設(shè)計提供參考依據(jù)。

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Failure mechanism and invalidation principle of a super -large cooling tower under downburst

KE Shi-tang，LI Wen-jie，HAN Guang-quan，YANG Jie，REN He-he

（Department of Civil and Airport Engineering，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 211106，China）

Abstract： In order to study the response characteristics and failure mechanism of a super-large cooling tower under downburst spe? cific wind，the highest cooling tower，i .e .，228 m high，of the world in construction in Northwest China is taken as the object . The multi-scale finite element model of the structure is established by using the layered shell element method . The internal and external fluctuating wind pressures of super-large cooling tower under three typical conditions of downburst are obtained based on the LES . The whole process of wind-induced collapse of super-large cooling tower is analyzed . Combined with IDA，the failure mechanism of the super-large cooling tower under downburst is refined . The collapse invalidation principle of the super-large cooling tower driv? en by downburst is established . The results show that the wind pressure distribution on the surface of the tower under downburst is significantly different from that under normal wind . The failure mechanism of the super-large cooling tower changes from concave mechanism to outward mechanism with the increase of downburst center distance . When the energy failure index K≥2，the super- large cooling tower collapses .

Key words ： wind-induced response；downburst；super-large cooling tower；failure mechanism；invalidation principle

作者簡介：柯世堂（1982—），男，博士，教授。E-mail：keshitang@163.com。

通訊作者：李文杰（1995—），男，博士研究生。E-mail：liwenjienuaa@163.com。