特大型冷卻塔單塔內表面風荷載三維效應及其設計取值

鄒云峰等

摘要：通過剛性模型測壓風洞試驗獲得某核電站220 m高特大型冷卻塔的內表面風荷載，分析冷卻塔內表面風荷載的三維效應，采用有限元計算方法對內壓設計取值簡化進行探討，并對結果產生的原因進行分析.結果表明，冷卻塔內表面風壓并非完全沿環向、高度均勻分布，這種不均勻性以風筒施工期間的空塔尤為嚴重；盡管內壓的大小及分布特征會對響應產生一定的影響，但由于冷卻塔的風致響應中以外壓占主導地位，內壓對響應的貢獻較小，將具有“三維效應”的內壓簡化為沿高度、環向不變的常數進行設計可滿足安全性要求，大小可取為-0.50.研究結果可為200 m級特大型冷卻塔設計內壓取值和相關規范修訂提供參考與依據.

關鍵詞：冷卻塔；內壓；三維效應；風洞試驗；設計取值

中圖分類號：TU311.3；V211.7文獻標識碼：A

為實現循環水的冷卻，冷卻塔風筒頂部敞開，底部由人字柱支撐而形成風通道，故內表面也受到風荷載作用.相對外表面風荷載而言，有關冷卻塔內表面風荷載的研究成果較少，中國規范也未對其取值作出相關規定，但明確指出在進行塔筒局部彈性穩定性驗算時必須要考慮內壓產生的應力[1-2].研究表明[3]，考慮內壓效應后，環向壓應力增大，結構的整體穩定性與局部彈性穩定性降低，這一趨勢可能隨著冷卻塔高度的增加而更加顯著.

孫天風等[4]通過對茂名冷卻塔的實測研究發現強風作用下的內壓并非沿環向均勻分布；Kasperski等[5]通過風洞試驗發現內壓沿環向和高度均勻分布，壓力系數值接近-0.50；李鵬飛等[6]的風洞試驗結果表明內壓基本均勻分布，但大小與填料層透風率密切相關；張陳勝[7]和沈國輝等[8]通過CFD方法對內壓分布進行了研究，結果表明內壓沿高度和環向變化明顯；鮑侃袁[9]通過CFD數值模擬發現塔底尾流區內側風壓急劇減少；余關鵬[10]和沈國輝等[11]通過風洞試驗發現內壓在底部180°圓周角急劇減少.此外，一些學者認為內壓沿環向、高度不變，根據經驗假定它為某一數值，例如，Diver[12]認為內壓壓力系數為-0.40～-0.50，Sollenberger等[13]認為取值為-0.40，Scanlan等[14]在由內外壓差實測數據獲得外表面風壓系數時取內壓為-0.40，Kawarabata等[15]認為實際設計中內壓可取為-0.45.由以上綜述可以看出，雖然一些學者認為內壓沿環向、高度不變，但也有研究結果（包括實測、數值模擬和風洞試驗）表明內壓沿高度變化，沿環向分布也并不均勻，內壓的分布特征及其取值尚無統一認識.此外，已有研究大多在20世紀70，80年代進行，研究對象高度大多在100 m左右[16-17].

隨著中國電力事業的發展，中國冷卻塔高度即將突破200 m的世界紀錄，此類特大型冷卻塔設計的風荷載取值既無規范指導，又無實際工程經驗借鑒，因此亟需開展內壓相關研究.本文以中國某核電站擬建的220 m高雙曲冷卻塔為例，通過風洞試驗的同步測壓技術獲得其內表面的風壓系數，對該塔的內表面風荷載三維效應進行了分析，最后采用有限元方法對其內表面風壓設計取值的簡化方法進行了分析.研究成果可為此類巨型冷卻塔內表面風荷載取值與中國相關規范的修訂提供參考和依據.

1風洞試驗概況

1.1試驗模型

某核電站擬建冷卻塔淋水面積為20 000 m2，塔頂標高220.0 m，喉部標高169.4 m，進風口標高13.45 m，人字柱底面標高0.0 m，塔頂直徑109.0 m，喉部直徑103.5 m，底部直徑169.9 m，風筒采用分段等厚，最小厚度在喉部斷面，壁厚0.23 m，最大厚度在下環梁位置，壁厚1.4 m，由均勻分布的56對1.4 m人字柱支撐.剛性模型測壓風洞試驗在湖南大學HD2風洞的高速試驗段進行，試驗段長17.0 m，寬3.0 m，高2.5 m.試驗模型采用6 mm厚的有機玻璃制作，保證模型具有足夠的強度和剛度，在試驗風速下不發生變形及不出現明顯的振動.模型內表面在外形上與實際結構保持幾何相似，幾何縮尺比為1/200，外表面幾何相似則由于結構壁厚太薄而無法滿足，模型底部由嚴格幾何縮尺的人字柱支撐，保證人字柱之間的空隙使得空氣可以自由出入，確保真實模擬冷卻塔內部空氣流動特征，試驗模型照片如圖1所示.在模型表面共布置14層測點，每層沿環向等間距布置36個測點，共計504個測點，測點布置及圓周角定義如圖2所示.

1.2風場模擬

項目廠址周邊地形與GB 50009—2001《建筑結構荷載規范》規定的B類地貌類似，在湖南大學HD2風洞高速試驗段模擬了B類地貌風場，轉盤中心處的模擬結果如圖3所示.從圖3（a）可以看出，風洞中模擬的平均風速剖面與GB 50009—2001《建筑結構荷載規范》規定的B類風場基本一致，湍流度剖面也與實際大氣中的情況基本一致；圖3（c）給出了轉盤中心50 cm高處的順風向脈動風譜，可以看出，模擬的順風向脈動風譜與常用的von Karman，Kaimal和Davenport等理論譜基本一致.

1.3符號定義

任意測點i處的風壓系數CPi表示為：

2風荷載三維效應

冷卻塔內表面風壓與塔底填料層透風率大小及有無十字擋風板密切相關，考慮到風筒在施工期間塔底尚未安裝填料層，此時透風率為100%（無十字擋板），而冷卻塔實際運行狀態下填料層透風率一般為30%（有十字擋板），因此以這兩種工況的測試結果為例，對內壓三維效應及其設計取值進行分析.

圖4為各測層平均風壓沿環向分布情況.由圖4可知，當透風率為100%（無十字擋板）時（圖4（a）），塔底風壓系數在180°圓周角附近突然增大（最大值達-0.24），這一現象與文獻[4，8]等的研究結果一致，其解釋為從塔底迎風面進來的氣流撞擊在尾流區內壁，使得該區域的風壓增大；其他高度的平均風壓系數沿環向基本不變，但不同高度處的平均風壓系數值略有不同，約為-0.50～-0.60.當透風率為30%（有十字擋板）時（圖4（b）），塔底內壓沿環向分布更為均勻，沒有在180°圓周角附近發生突變，各高度平均風壓系數沿環向基本不變，這是因為填料層具有“整流”作用，使塔內氣流分布較空塔更為均勻，但不同高度處的平均風壓系數值略有不同，約在-0.45～-0.55內微小波動.圖5為各測層壓力系數平均值沿高度變化曲線，從圖5可以更為清晰地看出，內壓并非完全沿高度均勻分布.圖6為各高度截面阻力系數沿高度變化曲線，阻力系數絕對值與0偏差越遠，表明該高度風壓沿環向分布越不均勻，由圖6可知，當透風率為100%（無十字擋板）時，這種不均勻性在塔底尤為顯著.

3響應計算與結果分析

3.1有限元模型及荷載取值

采用大型通用有限元分析軟件ANSYS對原型結構進行有限元分析.建模時，冷卻塔筒體采用shell63殼單元模擬，人字柱采用beam188 Timoshenko梁單元模擬，支柱上端節點與風筒末節圓的有關節點位置保持一致，邊界條件為人字柱底端固結.劃分網格時，子午向根據模板節數劃分，環向等分為人字柱對數的適當倍數，保證適當的網格密度以確保計算結果的準確性.有限元模型及1階模態分析結果如圖7所示，結構基頻為0.738 Hz.

考慮到冷卻塔風致響應中外表面風荷載的貢獻占主導地位，因此各計算工況均考慮了外表面風荷載的作用，選取中國有肋曲線（該塔的設計風壓曲線）為外表面風壓曲線.

3.2靜力響應

圖8所示為各工況下的靜力響應比較，可以看出，位移響應對內壓大小及其分布特征不敏感，各工況下的位移響應基本一致，當塔底風壓分布較為不均勻時（工況6），位移甚至略微偏??；相對而言，內壓的分布特征對子午向內（應）力影響較小，對環向內（應）力影響較大；內壓沿子午向分布的不均勻性對內（應）力的影響較小，環向分布的不均勻性影響較大；內壓分布越不均勻，環向壓內（應）力越大，拉內（應）力越小，且塔底風壓沿環向分布的不均勻性對環向內（應）力的影響隨高度的增加而減小，當內壓為均勻分布時，環向壓內（應）力與內壓系數絕對值成正比，拉內（應）力則與之成反比.

對而言，內壓沿環向分布的不均勻性對屈曲穩定影響較大，沿高度的不均勻性影響較??；當內壓均勻分布時，臨界風速與內壓絕對值成反比.

綜上所述，靜力響應與屈曲穩定計算結果均表明，將具有“三維效應”的內壓簡化為沿高度、環向不變的常數進行設計可保證該塔的安全性，且內壓取值為-0.50可滿足要求.

為進一步分析內壓大小及分布特征對響應的影響機理，圖10給出了不考慮外壓時表1中各內壓工況下的響應計算結果.由圖10可以看出，盡管塔底風壓沿環向不均勻分布時會使得響應增大，但它引起的響應相對外壓較小，例如，最大位移約為0.25 cm，不到外壓的10%.因此，盡管內壓的分布特征會對響應產生一定的影響，但由于冷卻塔的風致響應中以外壓占主導地位，內壓對響應的貢獻較小，故將具有“三維效應”的內壓簡化為沿高度、環向不變的常數進行設計可滿足安全性要求.

4結論

基于剛性模型測壓風洞試驗獲得了某核電站220 m高超大型冷卻塔沿高度、環向變化的三維內表面風壓系數，分析了冷卻塔內表面風荷載的三維效應，采用有限元計算方法對內壓設計取值簡化進行了討論，并對結果產生原因進行了分析，主要結論如下：

1）冷卻塔內表面風壓并非完全沿高度、環向均勻分布，風壓系數沿高度方向約在0.1范圍內波動，環向不均勻性以風筒施工期間的空塔塔底風壓尤為嚴重.

2）盡管內壓的大小及分布特征會對響應產生一定的影響，但由于冷卻塔的風致響應中以外壓占主導地位，內壓對響應的貢獻較小，將具有“三維效應”的內壓簡化為沿高度、環向不變的常數進行設計可滿足安全性要求，大小可取為-0.50.

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