周邊干擾對煤氣柜表面風壓的影響

李正農，范濤，康建彬，程杰，吳濤，謝俊軍

(1.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點試驗室，長沙 410082;2.華陽國際設計集團長沙分公司，長沙 410082；3.重慶賽迪冶煉裝備系統集成工程技術研究中心有限公司，重慶 401122;4.湖北省建筑設計院，武漢 430212)

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周邊干擾對煤氣柜表面風壓的影響

李正農1，范濤1，康建彬2，程杰3，吳濤3，謝俊軍4

(1.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點試驗室，長沙 410082;2.華陽國際設計集團長沙分公司，長沙 410082；3.重慶賽迪冶煉裝備系統集成工程技術研究中心有限公司，重慶 401122;4.湖北省建筑設計院，武漢 430212)

摘要：根據剛性模型風洞測壓試驗所得數據,研究了不同的周邊干擾條件下柜體表面平均風壓系數的變化規律，對比分析了不同柜體間距時干擾效應的變化情況。研究結果表明：干擾煤氣柜位于柜體的正前方時，柜體迎風面平均風壓系數顯著減??；干擾煤氣柜位于柜體的正后方時，柜體背風面平均風壓系數會增大；兩煤氣柜相互平行時，柜體背風面平均風壓系數會減??；柜體間距會對干擾效應產生影響，干擾效應隨著柜體間距的變化而發生變化；在迎風面與側風面，規范值有較高的安全儲備;而在背風面，其安全儲備略有不足。

關鍵詞：煤氣柜；干擾；風洞試驗；平均風壓；柜體間距

大型煤氣柜屬于特種鋼結構，由于有較大的儲氣量要求，往往設計成外壁薄且尺寸巨大的懸臂圓筒型結構，其風荷載作用的效應非常明顯，可能成為煤氣柜設計的控制荷載。中國現行《建筑結構荷載規范》中的風荷載條文以及傳統的抗風設計方法均不適用于大型煤氣柜這類特種鋼結構[1-3],風洞試驗是確定煤氣柜抗風設計所需風荷載參數的主要手段。

近年來，許多學者對煤氣柜的抗風問題進行了研究。陳寅等[4]通過風洞試驗分析煤氣柜表面風壓分布狀況，并將不同高度處的平均風壓系數值與規范值進行對比，得出把荷載規范所規定值直接用于此類特殊結構將偏于保守的結論。鄭史雄等[5]通過比較分析不同國家規范中動力風荷載的算法, 獲得了煤氣柜風振及動力風荷載的影響系數，并得出煤氣柜設計時陣風影響系數可偏于安全地取1.8的結論。鄒良浩等[6]通過有限元方法計算并分析了柜體內、外氣體壓力差對結構風致響應的影響，得出在不考慮柜體內、外壓力差時煤氣柜的各階振型頻率會減小的結論。這些研究為煤氣柜的抗風設計提供了參考。

周邊的干擾效應是結構抗風研究的重點之一[7-11]。近年來，干擾研究多集中在大跨與高層結構[12-15]，而對煤氣柜結構的干擾效應研究較少。以某大型煤氣柜為工程背景, 根據剛性模型的風洞測壓試驗數據, 研究了不同的周邊干擾條件下柜體表面平均風壓系數的變化規律，并對比分析了不同柜體間距時干擾效應的變化情況。

1試驗概況及數據處理

本文所研究的煤氣柜為干式煤氣柜，其容量為30萬m3，其直徑在65 m左右,柜體高度超過120 m，柜體壁厚僅約為7 mm。柜體為圓筒型全鋼結構，柜體環向等距分布著32根工字型鋼立柱，在柜體等高度間隔設有8層檢修走廊，柜頂為球面頂蓋，在頂蓋中心處有通風氣樓。

1.1試驗模型和測量儀器

綜合考慮該大型煤氣柜的各種因素后確定其剛性測壓模型的幾何縮尺比為1∶200?？s尺后模型的特征高度和特征寬度分別為600 mm和323 mm，縮尺后模型主體由有機玻璃和ABS板組成。

大氣邊界層內來流通過構筑物所產生的三維流動作用及風速隨高度的變化,構筑物不同高度處的平均風壓系數是不同的,因此，風洞試驗需要測量在大型煤氣柜主柜體不同的高度處、球形柜體頂蓋及通風氣樓的平均風壓系數[5]。試驗時，柜頂球形頂蓋布置5圈共89個測點；氣樓中間高度處布置1圈共4個測點；柜體在豎向8個不同的高度布置測點，每一高度沿環向等距離布置32個測點，共256個測點；整個模型共349個測點。煤氣柜的測點布置如圖1所示。

圖1　測點布置圖Fig.1　The testing point

風速測量儀器為TFI公司生產的三維脈動風速探頭，其量程在2～100 m/s，測量精度達到±0.5 m/s；風壓測量系統則由測壓管、壓力導管、壓力傳感器、A/D板、信號采集程序、PC機和數據處理軟件組成，模型可通過垂直于其表面的測壓孔與測壓管相連接。

1.2風洞試驗和分析工況

本試驗是在湖南大學建筑安全與節能教育部重點試驗室的HD-3大氣邊界層風洞中進行的。該風洞氣動輪廓全長18 m，寬3.0 m，高2.5 m,為低速、直流的邊界層風洞，試驗段風速0.5～20 m/s連續可調。試驗時風速為10 m/s，采用電子掃描閥測量風壓，測壓信號采樣頻率為333.33 Hz，每個測點采集10 000個數據。

圖2　風洞試驗模型圖Fig.2　The wind tunnel tests

試驗對主煤氣柜進行B類風場下有周邊和無周邊兩種工況的模擬(有周邊工況包括柜體中心間距108 m和233.15 m兩種情況)，兩種工況下均以1號軸為正北方向。每種工況測量32個風向角下主煤氣柜模型的風壓分布，定義風從正北方向吹來時為0°風向角，風向角間隔為11.25°，按逆時針方向逐步增加。

1.3風場調試

依據《建筑結構荷載規范》[16]，采用格柵、尖劈、擋板、粗糙元裝置在風洞中模擬了B類風場，其風剖面及湍流度如圖3所示。

圖3　B類風場風剖面及湍流度Fig.3　The wind profile and turbulence intensity of terrain categories

1.4數據處理

此次風洞試驗中所涉及到的風壓均是垂直于煤氣柜表面的，風壓值的符號約定為煤氣柜的表面受壓力為正，受吸力為負。試驗取模型高度處參考風壓對各測點的平均風壓進行無量綱化[17]，將風壓系數定義為

(1)

式中:Cpi(t) 為測點i在t時刻的風壓系數；Pi(t) 為通過試驗測得的某測點i在t時刻的風壓值；PH為參考點高度(一般取模型頂端高度處，本次風洞試驗參考高度為0.6m)的參考靜壓值；ρ為空氣密度；vH為模型前方來流未擾動區(相當于模型頂端高度處)的平均風速。

模型處在湍流中，各個測點的風壓系數都可以看成是隨機變量，為了描述煤氣柜表面風壓的分布特性，需要對所測得的數據進行統計分析，以獲得各測點在32個風向角下以模型頂部風壓為參考風壓的平均風壓系數。通常情況下將模型表面各個測點的平均風壓系數定義為

(2)

式中:Cpi,mean為i測點的平均風壓系數；Cpij為i測點第j次采樣時的風壓系數；N為測點風壓數據的采樣數目；對于本次試驗N=10 000。

2周邊干擾煤氣柜對柜體表面平均風壓的影響

2.1無周邊干擾煤氣柜時柜體表面平均風壓系數的分布規律

選取了B類風場下無周邊時B、D、F、H四層測點在0°,90°,180°,270°的4個風向角下的平均風壓系數來進行分析，如圖4所示。

由圖4可以看出，4個風向角下各層測點的平均風壓系數分布規律大致相同，基本上呈對稱分布。B、D、F層在迎風面測點平均風壓系數都為正值，在側風面及背風面為負值；每層正迎風面測點平均風壓系數都達到最大的正值，然后向兩側逐漸減小至零；而在側風面，測點的平均風壓系數絕對值先逐漸增大到最大值，然后逐漸減??；在背風面時，各層測點的平均風壓系數變化比較平緩，基本上維持在一個負壓常值。H層測點位于煤氣柜頂層邊緣，邊界層中的氣流會在此處分離，因而其平均風壓系數也會產生變化，迎風面測點的平均風壓系數全部變為負值，側風面的平均風壓系數明顯減小，背風面平均風壓系數分布規律與其他各層基本一致。

綜上所述，煤氣柜表面風壓以負壓為主，無周邊煤氣柜時水平方向上各層測點的平均風壓系數基本上是對稱分布，且柜體頂層會存在比較強烈的氣流分離現象，這些結論與陳寅等[4]的研究結果基本一致。

圖4　無周邊干擾煤氣柜時B、D、F、H 4層測點平均風壓系數分布Fig.4　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of B.D.F.H layer without interferential gas tank

2.2雙柜體間距L=108 m時的干擾效應分析

周邊煤氣柜在主煤氣柜1號軸北偏西90度方向，與主煤氣柜的實際距離為108 m，縮尺后的距離為540 mm，風向角示意圖見圖5。為分析其干擾效應，選取有周邊和無周邊兩種工況下B、D、F、H四層測點在0°、90°、270°三個風向角時的平均風壓系數來進行對比，具體如圖6、7、8所示。

圖5　風向角示意圖Fig.5　Wind direction

圖6　0°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.6　The mean wind pressure coefficientdistribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and withoutinterferential gasholder at 0°wind direction

圖7　90°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.7　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and without interferential gasholder at 90°wind

圖8　270°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.8　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and without interferential gasholder at 270°wind

從圖中可以看出，B類風場下，當存在周邊干擾煤氣柜時，各個風向角下測點的平均風壓系數變化規律如下：

0°風向角時，周邊干擾煤氣柜與柜體相互平行，由于柜體間距較小，主要表現為對來流的阻擋作用，來流大多沿兩柜體外側繞流，狹縫作用要弱一些。兩柜體內側迎風面測點和側風面部分測點的平均風壓系數會增大,但平均風壓系數最小值會降低且沿逆時針方向移動了11.25°，背風面平均風壓系數減小約3%～7%；兩柜體外側迎風面和側風面測點的平均風壓系數會減小，平均風壓系數最小值會降低但沒有移動，背風面平均風壓系數減小約2%～5%。柜頂邊緣位置的H層測點的平均風壓系數會減小，內側迎風面與側風面這種趨勢更加明顯，其中32號測點平均風壓系數的差值可達28%。綜上所述，狹縫作用和阻擋作用會使內側和外側氣流分離的速度增大，導致背風面平均風壓系數降低。

90°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正后方，主要表現為尾流的擾動效應。迎風面及側風面幾乎未受干擾柜體的影響，兩種工況下平均風壓系數變化很??；背風面受到柜體后方尾流旋渦的影響，在有周邊干擾煤氣柜時測點的平均風壓系數值增大，其中24號測點的平均風壓系數最大增幅可達10%。綜上所述，周邊干擾煤氣柜在柜體的正后方時，其阻擋作用一定程度上減緩了尾流風速，使柜體背風面的平均風壓系數變大。

270°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正前方，遮擋效應明顯，干擾柜體后方產生不規則的尾流漩渦，平均風壓系數出現不對稱的情況。迎風面干擾效應十分顯著，在有周邊煤氣柜時測點的平均風壓系數明顯減小甚至變為負值，D層24號測點變化最明顯，平均風壓系數由0.57減小為-0.12；側風面與背風面的變化規律相似，在有周邊煤氣柜時測點平均風壓系數絕對值減小，其中，背風面測點平均風壓系數差值基本穩定在7%～12%之間，側風面平均風壓系數差值穩定在20%～53%之間。位于柜頂邊緣位置的H層受到尾流旋渦的影響，在有周邊煤氣柜時測點的平均風壓系數值增大，其迎風面變化最明顯，平均風壓系數基本上變為正值且最大達到0.39。綜上所述，當周邊干擾煤氣柜在柜體的正前方時，其阻擋作用在一定程度上減弱了來流風速，可減小柜體的平均風壓系數的絕對值。

此外，需要特別說明的是，由于H層位于球形懸挑頂蓋與主柜體的交界處，來流在此處產生比較強烈的分離現象，而B、D、F層位于主柜體上，不會產生H層那樣強烈的氣流分離現象，因此H層的風壓分布會與B、D、F層不同。

2.3雙柜體間距L=233.15 m時的干擾效應分析

周邊煤氣柜與主煤氣柜的實際距離為233.15 m，縮尺后的距離為1 165.75 mm，風向角示意圖見圖4。為分析其干擾效應，選取有周邊和無周邊兩種工況下B、D、F、H層測點在0°、90°、270°三個風向角時的平均風壓系數來進行對比，如圖9～11所示。

圖9　0°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.9　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and without interferential gasholder at 0°wind

圖10　90°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.10　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and without interferential gasholder at 90°wind

圖11　270°風向角下各層測點在有、無周邊干擾煤氣柜時平均風壓系數分布Fig.11　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with interferential gasholder and without interferential gasholder at 270°wind

從圖中可以看出，B類風場下，當存在周邊干擾煤氣柜時，各個風向角下測點的平均風壓系數變化規律如下：

0°風向角時，周邊干擾煤氣柜與柜體相互平行，由于柜體間距變大，阻擋作用與狹縫作用減弱。柜體迎風面測點幾乎未受干擾煤氣柜的影響，兩種工況下平均風壓系數的差值在8%以內。側風面與背風面的平均風壓系數會減小，但最小值未移動，兩種工況下平均風壓系數的差值在4%～10%之間。柜頂邊緣位置的H層干擾效應明顯一些，在有周邊干擾煤氣柜時測點的平均風壓系數會減小，兩種工況下其迎風面與側風面平均風壓系數的差值在15%～25%之間，背風面平均風壓系數的差值穩定在4%～10%之間。綜上所述，狹縫作用和阻擋作用會使內側和外側氣流分離區的風速增大，導致側風面與背風面平均風壓系數減小。

90°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正后方，主要表現為尾流的擾動效應。柜體迎風面與側風面測點幾乎未受干擾煤氣柜的影響，兩種工況下平均風壓系數變化很??；背風面受到柜體后方尾流旋渦的影響，在有周邊干擾煤氣柜時測點的平均風壓系數值增大，兩種工況下平均風壓系數的差值基本在2%～10%之間。綜上所述，周邊干擾煤氣柜在柜體的正后方時，其阻擋作用一定程度上減緩了尾流風速，使柜體背風面的平均風壓系數變大。

270°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正前方，相對于前述工況遮擋效應減弱，尾流效應增強。在有周邊干擾煤氣柜時迎風面測點的平均風壓系數會變小但仍為正值，20號測點變化最明顯，平均風壓系數的差值達到12%；側風面與背風面的平均風壓系數絕對值減小，其中，背風面平均風壓系數差值基本穩定在3%～7%之間，側風面平均風壓系數差值基本穩定在5%～14%之間。位于柜頂邊緣位置的H層測點受到尾流旋渦的影響，在有周邊干擾時測點的平均風壓系數值增大，其迎風面變化最明顯，平均風壓系數差值穩定在20%～50%之間。綜上所述，當周邊干擾煤氣柜在柜體的正前方時，其阻擋作用在一定程度上減弱了來流風速，可減小柜體的平均風壓系數的絕對值。

2.4不同雙柜體間距干擾效應的對比分析

為了比較108 m間距和233.15 m間距的干擾效應，將無周邊、108 m周邊和233.15 m周邊3種工況下B、D、F、H4層測點在0°、90°、270°三個風向角時的平均風壓系數來進行對比，如圖12～14所示。

圖12　0°風向角下各層測點在不同工況時的平均風壓系數分布Fig.12　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with different surrounding conditions at 0°wind

圖13　90°風向角下各層測點在不同工況時的平均風壓系數分布Fig.13　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with different surrounding conditions at 90°wind

圖14　270°風向角下各層測點在不同工況時的平均風壓系數分布Fig.14　The mean wind pressure coefficient distribution chart of testing points of each layer with different surrounding conditions at 270°wind

從圖14中可以看出，柜體間距會對干擾效應產生影響，干擾效應隨著柜體間距的變化而變化。0°風向角時，周邊干擾煤氣柜與柜體相互平行,干擾效應的差異主要體現在迎風面與側風面。柜體間距為233.15 m時，主煤氣柜迎風面與側風面平均風壓系數變化不大；柜體間距為108 m時，阻擋作用與狹縫作用更強，主煤氣柜迎風面與側風面平均風壓系數變化的趨勢更加明顯。90°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正后方，干擾效應的差異主要體現在背風面。柜體間距為108 m時，主煤氣柜背風面平均風壓系數會增大；柜體間距為233.15 m時，干擾煤氣柜對尾流的擾動效應更強，主煤氣柜背風面平均風壓系數增大的趨勢更加明顯。270°風向角時，周邊干擾煤氣柜在柜體的正前方，干擾效應的差異主要體現在迎風面與側風面。柜體間距為233.15 m時，主煤氣柜迎風面平均風壓系數雖變小但仍為正值，側風面平均風壓系數略有增大，頂層迎風面與側風面的平均風壓系數雖增大但仍為負值；柜體間距為108 m時，干擾煤氣柜對來流的阻擋作用更強，主煤氣柜迎風面平均風壓系數明顯減小甚至變為負值，側風面平均風壓系數增大的趨勢更加明顯，頂層迎風面與側風面的平均風壓系數明顯增大甚至變為正值。

2.5與荷載規范的對比分析

由《建筑結構荷載規范》可知，圓截面構筑物(圖15)的體型系數如表1所示。

圖15　圓截面構筑物Fig.15　Structures of circular

0°+1.015°+0.830°+0.145°-0.71760°-1.28375°-1.61790°-1.783105°-1.283120°-0.717135°-0.517150°-0.417165°-0.417180°-0.417

煤氣柜的高寬比，以1號測點為基準點，取為0°、45°、90°、135°、180°時的規范值與風洞值(無周邊、108 m 周邊以及233.15 m 周邊3種情況下B、D、F、H四層的體型系數)對比，見圖16。

圖16　體型系數對比圖Fig.16　Comparison diagram of profile

由圖16可知，風洞值與規范值的變化規律基本一致，但數值大小有一定差別。在迎風面與側風面，規范值有較高的安全儲備，其絕對值遠大于風洞實驗得到的結果；而在背風面，規范值安全儲備不足，其絕對值要略小于風洞實驗得到的結果,這一點需要引起結構設計人員的注意。

3結論

以某大型煤氣柜為工程背景, 根據剛性模型風洞測壓試驗所得數據,研究了不同的周邊干擾條件下柜體表面平均風壓系數的變化規律，對比分析了不同柜體間距時干擾效應的變化情況。

1)柜體間距為108 m時，若干擾煤氣柜在柜體正前方，柜體迎風面平均風壓系數明顯減小甚至變為負值，側風面與背風面平均風壓系數則會增大；頂層迎風面與側風面平均風壓系數明顯增大。干擾煤氣柜在柜體正后方時，柜體迎風面及側風面幾乎不受影響，背風面平均風壓系數絕對值減小。若兩煤氣柜平行，兩柜體內側迎風面測點和側風面部分測點的平均風壓系數會增大, 兩柜體外側迎風面和側風面平均風壓系數會減小，背風面平均風壓系數絕對值會增大；頂層平均風壓系數絕對值會增大。

2)與108 m間距相比，柜體間距為233.15 m時，平均風壓系數變化規律變化較大。干擾煤氣柜在柜體正前方時，柜體迎風面平均風壓系數雖變小但仍為正值，側風面與背風面平均風壓系數增大趨勢減弱；頂層迎風面與側風面平均風壓系數雖增大但仍為負值。干擾煤氣柜在柜體正后方時，柜體迎風面及側風面平均風壓系數變化很小，背風面平均風壓系數絕對值減小的趨勢更明顯。兩煤氣柜平行時，柜體迎風面與側風面平均風壓系數變化很小，背風面平均風壓系數絕對值會增大；頂層平均風壓系數絕對值增大趨勢減弱。

3)柜體間距會對干擾效應產生影響，干擾效應隨著柜體間距的變化而發生變化。干擾煤氣柜在主煤氣柜的正前方時，干擾效應的差異主要體現在迎風面與側風面，迎風面與側風面在108 m間距時干擾效應更明顯。干擾煤氣柜在主煤氣柜的正后方時，干擾效應的差異主要表現在背風面，背風面在233.15 m間距時平均風壓系數增大趨勢更明顯。兩柜體相互平行時，干擾效應的差異主要表現在迎風面與側風面，迎風面與側風面在108 m間距時干擾效應更加明顯。

4)實驗值與規范值的變化規律基本一致，但數值大小有一定差別。在迎風面與側風面，規范值有較高的安全儲備，其絕對值遠大于風洞實驗得到的結果；而在背風面，規范值安全儲備不足，其絕對值要略小于風洞實驗得到的結果,這一點要引起結構設計人員的注意。

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(編輯胡玲)

Interference effect of mean wind pressure of gasholder

Li Zhengnong1，Fan Tao1,Kang Jianbin2,Cheng Jie3, Wu Tao3,Xie Junjun4

(1.Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency of Education, Hunan University, Changsha 410082,P.R. China;2. Changsha Branch of Huayang International Design Group, Changsha 410082,P.R. China;3. Chongqing CISDI Engineering Co, Ltd., Chongqing 401122,P.R. China;4. Hubei Architectural Design Institute, Wuhan 401122,P.R. China)

Abstract:In order to study the variation regularity of mean wind pressure coefficients on gasholder with interference and the transformation of different distance of interference effect , pressure measurements were conducted in wind tunnel on a rigid structural model . Results showed that in the case the interferential gasholder was located in the front, the mean wind pressure coefficients of windward side would dramatically decrease; the interferential gasholder was located in the rear, the mean wind pressure coefficients of lee side would increase; two gasholder were parallel to each other, the mean wind pressure coefficients of windward side would decrease; distance had a influence on the interference effect, interference effect varid with changes of distance; the safety reserve of code values was sufficient on windward and crosswind side but slightly insufficient in windward side.

Keywords:gasholder;interference; wind tunnels; mean wind pressure; distance between gasholder

doi:10.11835/j.issn.1674-4764.2016.03.001

收稿日期：2016-01-10

基金項目：國家自然科學基金(91215302、51478179、51278190)

作者簡介：李正農(1962-)，男，教授，主要從事建筑及水工結構的抗風、抗震研究,(E-mail) zhn88@263.net。

Foundation item：National Natural Science Foundation of China(No.91215302, 51478179, 51278190)

中圖分類號：TU973

文獻標志碼：A

文章編號：1674-4764(2016)03-0001-11

Received:2016-01-10

Author brief：Li Zhengnong(1962-), professor, main research interests: wind and earthquake resistance of construction and hydraulic structure, (E-mail)zhn88@263.net.