橫向風振對石油化工塔型設備設計的影響

劉銀卯 閆向剛 河北省石油化工設計院有限公司 石家莊 050061

橫向風振對石油化工塔型設備設計的影響

劉銀卯*閆向剛 河北省石油化工設計院有限公司 石家莊 050061

分析橫向風振的發生機理和發生條件，通過對常見的塔型設備計算分析，總結出需要注意橫向風振的塔的幾何尺寸;通過某工程實例的計算來研究橫向風振對結構的影響程度。

風荷載漩渦橫向風振臨界風速塔

石油化工塔型設備在風力作用下，將產生兩個方向的振動。一種是順風向的振動，振動的方向與風的流向一致;另一種是橫風向的振動，振動的方向與風的流向垂直。前一種振動是常規設計的主要內容，后一種振動也稱風誘發的振動，以前在工程界較少予以重視。自從美國華盛頓州塔科馬海峽大橋(Tacoma Narrows Bridge)因風誘發的振動被毀之后，接著在英美等國又發生鋼煙囪劇烈振動與斷裂的事故。因此誘發振動的研究便日益受到各國工程界的重視，而在塔型設備設計時考慮風誘發的振動已成為必然趨勢。橫風向風振對塔型設備及其基礎的設計影響不可小視，根據資料顯示，在實際工程中，也觀測到塔型設備有產生橫向風振的情況。

1 橫向風振產生的機理

由流體力學知識可知，當風以一定速度繞圓柱形的塔型設備流至A點時，速度為0，由伯努利方程可知該處壓強為最大;當風轉折向沿塔的表面由A到B時，速度不斷增加而面壓不斷降低;在由B到D時，則速度不斷減小而壓強不斷升高。由于塔表面存在邊界層，層內質點的速度從壁面為零而向離壁面方向逐漸增大，直到與層外主流速度相同。盡管粘性摩擦力的影響使層內流體速度降低，但塔體的前半周依靠與層外主流進行的動量交換，從主流獲得的能量仍然可以使層內流體的速度不會降低。而在塔的后半周，由于主流的減速，邊界層不能從主流獲得補充的能量以改善層內流體順粘性摩擦力引起的降速，結果導致邊界層不斷增厚，在塔體C處，流體完全靜止不動并逐漸堆積起來，壓強也為最大。在高壓強的作用下迫使主流繞過堆積起來的流體，脫離塔體表面朝下游方向流去，形成了邊界分離的現象。

C點的下游，還形成流體的空白區，在逆向壓強梯度的作用下，必然有倒流的流體來補充，倒流的流體又受C點高壓強的影響而被推開，于是在塔體的背后產生了漩渦。隨著雷諾數的增大，漩渦脫離塔體，漩渦的脫落是交替發生的，先從塔體的一側而后再從塔體的另一側，脫落的漩渦隨即被主流沖走。隨著雷諾數的進一步增大，上述過程進一步加劇。漩渦從兩側交替脫落是連續的，于是在尾流中形成兩排漩渦，稱為渦街或卡門渦街。

漩渦脫落會引起環量，從而產生橫向力作用在塔體上。漩渦脫落具有一定的頻率或周期，從而造成橫向動力作用，產生橫風向振動，形成強迫振動，因而橫風向的風力屬于動力荷載的范疇。在一般情況下，橫風向風力只有順風向風力的1/4左右。但是，如果渦流脫落頻率與塔結構自振頻率接近時，將產生橫風向共振，出現與順風向同量級或大得多的響應。漩渦脫落形成見圖1。

圖1 圓柱繞流的漩渦脫落形成示意

2 橫風向風荷載共振發生的條件

根據《建筑結構荷載規范》GB 50009－2001 (2006年版)規定，對圓形截面的結構，應按下列規定對不同雷諾數Re的情況進行橫風向風振(漩渦脫落)的校核:

(1)當Re＜3×105且結構頂部風速υH大于υcr時，可發生亞臨界的微風共振。此時可在結構上采取防振措施，或控制結構的臨界風速υcr不小于15m/s。

(2)當Re≥3.5×106且結構頂部風速υH的1.2倍大于υcr時，可發生跨臨界的強風共振，此時應考慮橫風向風荷載引起的共振效應。

(3)當3×105≤Re＜3.5×106時，則發生超臨界范圍的風振，可不作處理。

下面通過計算來得出需要考慮共振效應的塔的特征。

由雷諾數Re公式:

式中，υ為計算所用風速，可取υcr值;D為結構截面的直徑。

式中，T1為結構基本自振周期;St為斯托羅哈數，取0.2。

塔的基本自振周期T1分兩種計算:

①當H2/D0＜700時

②當H2/D0≥700時

由上述公式(1)～(3)可得下式:

在這里St為常數，Re只與塔的直徑D和塔的高度H有關，將常用的塔直徑和高度組合列表，求出相應的雷諾數Re，塔體尺寸符合Re≥3.5× 106，此時應考慮橫風向風荷載引起的共振效應。見表1。

表1 橫向風振的塔范圍(m)

當塔體尺寸符合驗算橫風向風荷載引起共振效應時，由《煙囪設計規范》GB 50051－2002第 5.2.4條驗算，對于第1振型橫風向風振，當塔頂端設計風壓值wh滿足式(5)時，塔基礎承載能力極限狀態仍由順風向設計風壓控制。

式中，wh為設備頂部風壓設計值;ζ1為風振計算時，第一振型結構阻尼比，按0.035取用;βh為設備頂端風振系數，按《建筑結構荷載規范》GB 50009－2001(2006版)的規定計算;wcr1為對應第一振型臨界風速的設備頂部順風向基本風壓值; vcr1為第一振型對應的臨界風速。

如果塔頂端設計風壓值wh不滿足式(5)時，應按GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2條、第7.6.3條計算橫風向風荷載引起的共振效應。

3 橫風向風荷載共振計算

下面通過算例來對比考慮和不考慮橫向風振時塔底部彎矩的差異。

3.1 計算條件

某化工項目裝置區塔體尺寸:塔高40m，直徑4m;基本風壓:w0=0.55kN/m2;地面粗糙度:B類;塔體自振周期:T1=0.7s。塔體立面簡圖見圖2。

圖2 塔體立面簡圖

3.2 順風向風振時的塔底內力計算

順風向風振作用時的塔底彎矩計算采用石化工程構筑物軟件包(SCAD V2007)獨立塔基礎計算機輔助設計軟件(CTCAD V2007)，計算結果見表2。

3.3 橫風向風振時的塔底內力

3.3.1 判斷是否要考慮橫風向風振

(1)初步判斷

表2 順風向風振作用時的塔底彎矩及剪力

由表1可知Re＞3.5×106，初步判斷需要考慮橫風向風振影響。

(2)計算判斷

由GB 50009－2001第7.6.1－5條的(7.6.1－2)式，臨界風速:

由(7.6.1－3)式，結構頂部風速:

式中，T1為結構自振周期;St為斯托羅哈數，取0.2;μH為結構頂部風壓高度變化系數;w0為基本風壓，kN/m2;ρ為空氣密度，取1.29kg/m3。

由以上計算可知，

1.2 υH=43.8m/s＞υcr=28.6 m/s

所以塔體結構將發生跨臨界的強風，再由《煙囪設計規范》GB 50051－2002第5.2.4條驗算:

式中，wh為設備頂端風壓設計值，kN/m2;βh為設備頂端風振系數，按《建筑結構荷載規范》GB 50009－2001(2006版)的規定計算;μs為風荷載體型系數;μz為風壓高度變化系數;w0為基本風壓，kN/m2。

由于不符合GB 50051－2002的(5.2.4－1)式規定，應計算橫風向風振影響。

3.3.2 橫風向風振產生的塔底內力計算

由規范GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2條、第7.6.3條計算。由于篇幅所限，校核橫風向風振僅取第一振型。先確定臨界風速起始點高度(即鎖住區起始點高度)H1:

式中，α為地面粗糙度指數，對A、B、C和D四類分別取0.12、0.16、0.22和0.30。

然后確定鎖住區終止點高度H2:

由H1/H=0.07，查取規范GB 50009－2001 (2006年版)中表7.6.2，得λ1為1.55，計算系數λ1是對第一振型情況下考慮與共振區分布有關的計算系數，若臨界風速起點在結構底部，終止點在頂部，整個高度為共振區，它的效應最嚴重，則計算系數值也最大;若臨界風速起點在結構頂部，不發生共振，不驗算橫向風振。

H1為考慮橫向風振效應區域的起始點高度，H2為考慮橫向風振效應區域的終止點高度，本例H2位于塔頂部，由規范GB 50009－2001(2006年版)中第7.6.2條的條文說明可直接查表7.6.2得λ1值。

跨臨界強風共振的等效風荷載由GB 50009－2001(2006年版)第7.6.2條計算:

式中，Φzj為在z高度處結構的第j振型系數，由規范GB 50009－2001(2006年版)附錄表F.1.1確定;ζj為第j振型的阻尼比;對第一振型，鋼結構取0.01。

將塔沿高度分為四段，見圖2。每段高度10m，從下到上為1～4段，分別計算每段的橫向風荷載。

選取第4段塔橫向風荷載進行計算:取z= 35m處計算，z/H=35/40=0.875，查GB 50009－2001(2006年版)，附錄表F.1.1得Φz1=0.84。

第4段塔橫向風荷載折算成沿塔身高度的均布線荷載:

其他塔段荷載計算從略。

再由各塔段豎向均布風荷對塔底取矩，得出塔底的總彎矩標準值Mc值，也可求出塔底總剪力標準值Vc，具體數值見表3。

表3 橫向風振作用時的塔底彎矩及剪力

3.3.3 兩種風向風荷總內力與順風向風振的塔底內力比較

根據規范GB 50009－2001(2006年版)第7.6.3條，考慮橫向風振效應的風荷載在塔底產生總的荷載效應計算如下。

塔底總彎矩計算M0

考慮橫向風振效應的塔底總彎矩與不考慮橫向風振效應的塔底總彎矩的比值:Mo/MA=18520/ 3035=6.1。

塔底總剪力計算

考慮橫向風振效應的塔底總剪力與不考慮橫向風振效應的塔底總剪力的比值:Vo/VA=5.3。

從上式計算比較可知，當符合發生橫向風振條件時，考慮橫向風振效應的塔底總彎矩要比常規計算的彎矩大6倍，剪力比常規計算的大5倍，可見橫向風振對結構的影響是不容忽視的，不考慮橫向風振影響的計算結果是不安全的。

4 結語

(1)本文表1所提供的數據的前提條件是塔身為圓形且表面光滑，塔上無附加設備和附塔管線，塔周圍無干擾氣流運動的其他建構物和設備。而石油化工塔絕大多數塔身附有鋼梯、平臺、管線設備，有時塔與塔的間距很近或有聯合平臺，基于這些原因，空氣流經塔時，渦流脫落的規律就受到影響，共振現象會受到一定抑制，橫向風振的作用就會減弱。有時塔與塔之間由于工藝要求用平臺連在一起，使塔的自振周期改變，會使漩渦脫落的頻率和塔的自振周期間隔加大，此時的橫向風振的作用就很小了。這也是以前塔基礎設計未考慮橫風共振作用，但是實際使用也未見太大異常的原因。

(2)我國的石化行業《石油化工塔型設備基礎設計規范》SH/T 3030－1997及以前版本的規范，對橫向風振的影響是不考慮的。但在新版《石油化工塔型設備基礎設計規范》SH/T 3030－2009條文說明中對塔的橫向風振的影響有所提及，主要是參考煙囪設計規范的設計方法來考慮的。如前所述，塔型設備由于多有附塔設備的影響，所以和煙囪的前提條件有所不同。但是完全不考慮橫向風振影響也是不安全的。對于較重要的塔型設備，附塔設備較少周圍又比較空曠，當設備外形尺寸滿足表1時，應按GB 50009－2001 (2006年版)第7.6.1條、GB 50051－2002第5.2.4條驗算是否要考慮橫風向風振的影響，并結合附塔設備及管線的情況適度考慮橫向風振的影響。

1 GB 50009－2001，建筑結構荷載規范［S］．北京:中國建筑工業出版社，2006．

2 SH/T 3030－2009，石油化工塔型設備基礎設計規范［S］．北京:中國石化出版社，2009．

3 劉建軍，章寶華．流體力學［M］．北京:北京大學出版社．

4 GB 50051－2002，煙囪設計規范［S］．北京:中國計劃出版社，2003．

5 王肇民．高聳結構設計手冊［M］．北京:中國建筑工業出版社，1995．

6 張相庭．工程結構風荷載理論和抗風設計手冊［M］．上海:同濟大學出版社．1989．

The occurrence mechanism and conditions of the horizontal wind induced oscillation are analyzed in this paper．By calculation and analysis of the common tower equipment，this paper sums up the physical dimension of the tower for which it needs to pay attention to the horizontalwindinducedoscillation;andbyvirtueofthe calculation of a project case to study the extent of influence of horizontal wind induced oscillation on the structure．

Influence of Horizontal Wind Induced Oscillation on Petrochemical Tower Equipment Design

Liu Yinmao，et al
(Hebei Petrochemical Design Institute Co.，Ltd.，Shijiazhuang 050061)

wind loadwhirlpoolhorizontal wind induced oscillationcritical wind velocitytower

*劉銀卯:高級工程師。1986年畢業于河北工業大學工業與民用建筑專業。從事設計工作。聯系電話:(0311)85180351，E－mail: yinmao.Liu@pechdi.com.cn。

(修改回稿:2012－07－24)